漿體管道水力輸送臨界不淤流速的確定.docx

1、有色礦冶1991年（第3期）19-漿體管道水力輸送臨界不淤流速的確定西北水利科學(xué)研究所王敬昌陳天雷提要本攵敘述金屬礦帶礦初犀伊漿本宥）11水力播送中的仃要阿回是湎定漿陣的臨齊不淤,，速，其也應(yīng)的是否合理，不用巳響苗道輸送能沮的消耗，而且關(guān)扳共瑜送M建的安全運行.正碰選擇臨界流速的計算，擇表左'匕觀律，具有堂要X?義.一、前言近兒十年來，國內(nèi)外數(shù)十家單位提出許多公式計算、預(yù)測臨界不淤流速，隨著工業(yè)漿體管道水力輸送的發(fā)展和研究工作的深入，發(fā)現(xiàn)這些公式存在著許多不足之處，如未能反映漿體流變特性的影響、需要采用經(jīng)驗系數(shù)、計算精度差和不具通用性等。鑒于此，國內(nèi)大部分設(shè)計單位仍采用環(huán)管試驗的辦法來

2、取得臨界流速這一設(shè)計參數(shù)。如所周知，環(huán)管試驗不僅工作量大、費用高，而且由于受設(shè)備儀器等條件的影響，有時難于做環(huán)管試驗。因此運用泥沙運動力學(xué)及其成果，建立簡單、實我國幾個選礦廠磨機實際充填系數(shù)與計算結(jié)果表1表中轉(zhuǎn)速幸汁牌時扣除河枳的唳度.廠礦名花'費機規(guī)格DxL（mm）.轉(zhuǎn)述宰（%）元羹系數(shù)（%）憲際炬1計算值偏整新寶力格選廠MQG1500X300078.5033333366+0.33折宅力惜選LMQG2100X300077.003T.C437.47+0.43某選礦廠MQG3200X460075.9042.3239.48-2.84渾江紅石鋼廠MQY2700X360081.0047.084

3、6.36I-0.72南芬選廠MQY3200X310073.5039.1235.55-3.57810000-L中-n<VJ四、結(jié)語在磨礦過程中，無論磨桃半徑多大.轉(zhuǎn)速多高（小于臨界轉(zhuǎn)速）介質(zhì)拋落式運動軌跡的臨界拋起極角是73F4，,拋起極角小于該值，介質(zhì)拋落式運動的軌跡互不影響,反之，拋落式運動軌跡相互影響°磨機介質(zhì)最隹充填系數(shù)計算式：amaxsin22<tai+（k一2a）sin2a）da適用于中等轉(zhuǎn)速率磨機的介質(zhì)充填系數(shù)計算.其計算值與實際相吻合。因此，在選擇中等轉(zhuǎn)速率磨機的適宜充填系地肘可應(yīng)用該式直接計算求得。.用、能反映漿體力學(xué)特性的物理模式來確定漿體管道臨界不淤流

4、速是十分必要的。二、模式的建立管內(nèi)底部有少量粗顆?；七\動時的管內(nèi)平均流速一般定義為管道臨界不淤流速，其測量方法為目測法和電測法，前者是在管道上安裝有機玻璃窗,'祥人工觀察來判斷后者是用一對電極測量傍底電阻的變化來判斷：兩種方法均是以管底濃度的改變?yōu)橐罁?jù)來判斷臨界不淤流速的。管底濃度的改變，表明管道垂直斷而濃度梯度有了改變，管道垂直斷面濃度梯度的大小不但與管道流速有關(guān)，而且也與漿體的物理特性有關(guān)。為了解在臨界不淤狀態(tài)時、管道垂直斷面濃度的變化情況，我們在管港頂部和底部各安裝了兩葉電極，用以測量管頂和管低兩處的濃度變化情況。經(jīng)多次試驗，在臨界不淤條件下有S上/S下=sn(1)其中S上為管

5、道頂部接近管壁處漿體濃度；3Ku.y(1-y/ym)£=*BKueyma(1-a)S下為管道底部接近管壁處的漿體濃度jS為管道斷面漿體平均濃度3n>1且隨物料性質(zhì)不同而變化，這說明,在臨界不淤條件下，固休顆粒沿垂直斷面分布的梯度隨著漿體平均濃度的增大而降低。近些年.'的泥沙研究成果表明，在高濃度條件下，管道斷面的固體顆粒分布仍遵循擴散定律，管流中的粗顆粒仍依靠紊動擴散作用而懸浮，因此泥沙擴散方程對漿體管道來說仍成立，泥沙擴散方程為dSy£+coSy=0(2,)其中Sy一一Y處漿體體積比濃度，y一一由管底算起的高度，£一一顆粒交換系數(shù)，顆粒的沉速對于E

6、,般是假定E與動扯交換系數(shù)Em成正比B為比例系數(shù)，0=11.5。從文獻認為，在管道斷面，的分布應(yīng)如圖lc對于管道F半斷面<y<aym<3)aym<y<yra圖1、動交換系數(shù)£“，的垂向分布為一參數(shù)，范圍為0.70.97?？紤]到上半斷面的卡門常數(shù)k,較下半斷面的略大，令k，=,這樣上半斷面£的表達式為kU.y：（1一y】/ymQKU.ymia（1-a）<Y】<ays式中ynu為最大流速點距管頂?shù)木嚯x.把式（3）、<4）分別代入（2式租分，并近似取yn“=ym.可得管道斷面上，下部濃度分布為-aZYni-|-=（ym-y）/yzG

7、yMnymSh為參考高旅ya/2處的漿體濃度，Zym-ATz（1+a）Jym-ATz（1+a）J分別令y=2ym-A-y-A代入（5）、（6）式，兩邊相比得>Z（J1a>exp（-.yZ）j根據(jù)（1）式有（1-a）-（1P,e<p<-l.a-Z）（ym-Z）-Z（1+'）aaA上式中a取0.8.a取0.62；=0.2,D=2ym化簡后Ln（477.7XDi«8>。nLnsnku.令K=Skn則3=一kLS-U.Ln（477.7xD'.8）'（7>式是漿體在臨界不淤狀態(tài)時各水力，特征值之間的關(guān)系，合理的計算沉速和摩阻流速U.,

8、就可以求得臨界不淤流速值。三、3和U的確定管道中漿體的運動可以看成是較細顆粒組成的漿液挾帶粗顆粒礦沙的運動，當流速減小時，紊動強度則誠弱，以細顆粒礦沙組成的漿液作為載休挾帶粗顆林礦沙的能力降低，粗顆粒礦沙最先分選沉向管底，以粗題粒礦沙沿管底滑動為標準的臨界狀態(tài)便開始出現(xiàn)，因而影響臨界流速的主要因素是粗顆粒的分選程度，反映粗顆粒分選程度的參數(shù)是粗顆粒在漿液中的沉速，其沉速的計算目前還無理想的計算方法.一般是用群體沉速公式來計算3=3©（1S）7。）一在本文中定義為dm在清水中的沉速，S為漿體體積比濃度，具體計算時用顆粒沉降的阻力系數(shù)與雷諾數(shù)的關(guān)系曲線試算求出CU*是漿體在臨界狀態(tài)時的摩

9、阻流速，U.=%/gRJm、R為管道的水力半徑，Jm為在臨界狀態(tài)下的漿體壓坡?lián)p失，Jm二人房，入為阻力系數(shù)，很顯然計算U.主要是得先確定人3文獻認為，在懸浮狀態(tài)下，在紊流光滑區(qū)入與館諾數(shù)Rel的關(guān)系符合Blasias公式。在工業(yè)管道實際生產(chǎn)中的漿體流速也大都集中在這一區(qū)域.因此臨界流速也應(yīng)該在這一區(qū)域，由于礦沙和泥沙均屬于泥沙范疇，其漿體應(yīng)遵循共同的運動規(guī)律，圖2是通過系列專門安排的阻力試驗所給出的含有粗顆粒泥沙漿體的人Rel關(guān)系，從圖2可以看出，不淤積點均勻分布在實線兩側(cè)，管底有淤積時點據(jù)偏離實線，其阻力系數(shù)明顯增大.隨著淤積程度的加重，淤積點偏離實線越多，且有較明顯的規(guī)律性，因此可以認為剛

10、出現(xiàn)臨界淤積狀態(tài)時的入則應(yīng)接近圖2中的實線，作為近似處理，可將淤積點據(jù)的虛線與實線的交點A、B、C看作臨界狀態(tài)時的臨界點，即臨界狀態(tài)時臨界點的入值落在實線上。這樣，只要知道臨界狀態(tài)的Rel,則可以從光滑區(qū)的A-Rel關(guān)系求出臨界狀態(tài)時的人值'圖3、YsdpjK關(guān)系將3、U.代入（7）式得Ln(477.7"D»InSPmVcDRel=其中式中Vc臨界不淤流速、厘米/秒、小，一為d/沉速、厘米/秒.S漿體體積比濃度，D一管徑，厘米.Pm漿體密度.克/厘米3,TB一漿體極限剪應(yīng)力，達因/厘米2叮一漿體剛度系數(shù)，泊。用實測資料反求K值,發(fā)現(xiàn)K值只是Ys與dpj之積（YS一礦

11、沙比重，dpj一礦沙的平均粒徑.厘米）的函數(shù),其關(guān)系如圖3°<8）式中的k值可以從圖3確定。k值確定后，即可解出Vc值。四、公式的驗證圖4、圖5是公式（8）的計算值與實測值的比較，除個別點據(jù)外，絕大多數(shù)珀臨界不淤流速VC計算值與實測值比較笊臨界不淤流速VC計算值與實測值比較（下轉(zhuǎn)50頁）50有色礦冶1991年（第3期）然，對界面乾切強度與表層或內(nèi)襯乾切強度相同時，不易從咬合界面斷開，從兩種靜塊樣品剪切斷裂特征結(jié)果無實美國止推軸承靜塊樣品，從其雙金屬界而卯切斷開機率較高。2、兩種澆鑄工藝對界面剪切強度的澆鑄工藝對靜塊雙金屬界面結(jié)合特征與其組織結(jié)構(gòu)有明顯影響，作者已評述了靜態(tài)和離心

12、濟鑄工藝對靜塊表層組織的影晌，顯然，茂心澆鑄過程中，導(dǎo)致表層與內(nèi)襯緊密結(jié)合，并在界面附近成合金層的過渡區(qū)，由此，減弱了界面的機械結(jié)合特點，而在界面兩側(cè)表層與內(nèi)襯中元毒有互相滲透的現(xiàn)象.提高了界面的結(jié)合強度，實驗也完全證實國產(chǎn)止推軸承靜塊樣品，大部從表層內(nèi)剪切斷開，從界面和表層兩種剪切斷裂的斷口微觀形貌分析觀察，都說明剪切斷裂基本在表層內(nèi)，從圖4a、b國產(chǎn)靜塊界面的內(nèi)襯一側(cè)凹下填補合金斷口微觀形貌觀察出與表層內(nèi)斷裂的斷口微觀形貌相一致，這也說明喪心澆鑄的靜塊.（上接23頁點據(jù)與實測值基本符合。造成個別點據(jù)分散的原因，可能與流變參數(shù)值的精度以及判斷臨界狀態(tài)的標準各家不一致有關(guān)。五、結(jié)語L、在實際生

13、產(chǎn)中，即使?jié){體粒度組成不變，由于受PH值等因素的影響，流變參數(shù)值變化仍很大，流變參數(shù)值又是影響臨界不淤流速的一個重要因素。公式（8）中包含有漿體流變參數(shù)，可以反映流變特性這一因素對臨界流速的影響，因此比其它公式更為合理。2、公式（8的建立是以臨界狀態(tài)雙金屬界面剪切強度高于表層錫基巴氏合金的取切強度。從美國祥塊雙金屬界面斷裂面的表層與內(nèi)襯斷口的微觀形貌觀察分析結(jié)果表明二者基本相似，但內(nèi)襯斷面的微觀形貌較表層斷口的微觀形貌較粗大，且不均勻，有可能表層與內(nèi)襯結(jié)合不華，反映在內(nèi)襯斷口微觀形貌的不均勻尊征，說明界面的如切強度低于表層鉛基巴氏合金的剽切強度。.五、結(jié)論1、菌產(chǎn)止推軸承231j26靜塊（離心澆鑄）雙金屈界而剪切強度（6,高于54.4MPa,而美國止推軸承同型號掙塊靜置澆鑄）雙金屬界面剪切強度在40.6-43.3MPJ之間，前者界面剪切強度高于后者。2、國產(chǎn)止推軸承231126靜塊樣品，皆從其表層內(nèi)以剪切形式斷開，而美國止推軸承同型號靜塊雙金屬界面處以剪切形式斷開，兩種同型號產(chǎn)品尚需在油田進行長