非牛頓流體的充填料漿管輸阻力損失研究

非牛頓流體的充填料漿管輸阻力損失研究

膠結(jié)充采方法是傳統(tǒng)地下采礦方法之一。在表面磨輥的作用下，用凝膠、水和骨料在?；爝^程中均勻混合，形成約60%、80%的固體質(zhì)量比。重力由自流或泵送至井的空區(qū)。經(jīng)過一段時(shí)間的硬化，它形成了一個(gè)固體結(jié)構(gòu)體，并提供支撐功能，以防止坍塌。充填料漿可當(dāng)作流態(tài)混凝土，必須能夠?qū)崿F(xiàn)自流平，也有人稱之為低強(qiáng)度混凝土在國(guó)內(nèi)礦山實(shí)際中，也有很多采用設(shè)計(jì)環(huán)管實(shí)驗(yàn)的方法，直接對(duì)阻力進(jìn)行準(zhǔn)確測(cè)量1采用賓漢塑料體的摩擦阻力系數(shù)計(jì)算模型在工程實(shí)際中，現(xiàn)代充填料漿基本可分為高濃度及膏體兩種，表現(xiàn)為非牛頓體特性，且絕大多數(shù)是賓漢塑性流體1.1適用于層流區(qū)的摩擦阻力系數(shù)模型1.1.1秋麥爾-安迪士法Buckingham-Reiner方程式中：f1.1.2紊流的顯式方程Darby-Melson模型式中：Re同時(shí)他們還提出一個(gè)適用于紊流的顯式經(jīng)驗(yàn)方程，如式（3）所示.為了得到一個(gè)統(tǒng)一同時(shí)適用層流和紊流的顯式方程，他們提出了式（4):式中：m=1.7+40000/Re;f為Darcy-Weisbach摩擦阻力系數(shù)；Re1.1.3方程swame-aggarwalSwamee-Aggarwal方程1.2適用于流域內(nèi)的摩擦阻力系數(shù)模型1.2.1colebrook-wen該模型該模型還有一個(gè)顯式的近似方程來估算水力光滑管的摩擦阻力系數(shù)，如式（7）所示.該方程在4000≤Re≤108的范圍內(nèi)有效.1.2.2岑-達(dá)蒙斯模型該模型對(duì)于Re對(duì)于層流區(qū)，該模型同樣提出了式（10).1.2.3崇德模型該模型式中：n′為流變指數(shù).1.3適用于層流紊亂流的一般模型Danish等人式中：C2利用和評(píng)估混合動(dòng)力預(yù)測(cè)的技術(shù)實(shí)例前面總結(jié)了7種常用的摩擦阻力系數(shù)模型，下面結(jié)合一個(gè)具體案例討論這些模型的應(yīng)用，并進(jìn)行評(píng)價(jià).2.1流變參數(shù)選取及計(jì)算工況上述模型中有的適用于層流運(yùn)動(dòng)，有的適用于紊流運(yùn)動(dòng)，在具體實(shí)際應(yīng)用時(shí)必須事先判斷充填料漿在管道中的流態(tài)，即計(jì)算其雷諾數(shù).從式（1）中雷諾數(shù)的定義可知，工程中某一流體的雷諾數(shù)與料漿的動(dòng)力黏度、料漿密度、料漿流速以及管道直徑有關(guān)；密度、流速及管道直徑可以根據(jù)具體礦山實(shí)際情況獲取，動(dòng)力黏度是料漿流變參數(shù)之一，需要通過流變儀進(jìn)行測(cè)量.通過流變儀還可以測(cè)量另一個(gè)流變參數(shù)———屈服應(yīng)力，這兩個(gè)流變參數(shù)也是計(jì)算赫德數(shù)的必要條件之一.利用摩擦阻力系數(shù)模型預(yù)測(cè)充填料漿的沿程阻力損失的步驟是：1）用流變儀測(cè)量料漿的動(dòng)力黏度及屈服應(yīng)力；2）得到的料漿流變參數(shù)結(jié)合工程實(shí)際的管道大小、料漿密度及流速，計(jì)算得到料漿雷諾數(shù)及赫德數(shù)；3）根據(jù)得到的雷諾數(shù)判斷料漿在管道中的流態(tài)，結(jié)合赫德數(shù)，正確選取一個(gè)摩擦阻力系數(shù)模型；4）根據(jù)模型計(jì)算對(duì)應(yīng)的摩擦阻力系數(shù)，通過Darcy-Weisbach方程轉(zhuǎn)換成沿程水頭損失h式中：L為管道長(zhǎng)度，m;g為重力加速度，m/s可以將式（14）轉(zhuǎn)化為工程中更為常用的沿程阻力損失S,Pa/m（或kPa/km），如式（15）所示.2.2應(yīng)用案例2.2.1充填料漿利用金川鎳礦位于中國(guó)甘肅省，是中國(guó)最大的鎳鈷生產(chǎn)基地.龍首礦是金川三個(gè)礦山之一，其采用下向進(jìn)路式分層充填，高濃度料漿通過自流管輸?shù)讲蓤?chǎng)，充填倍線3～4，采用水泥為膠結(jié)劑，添加量為280～310kg/m2.2.2水泥骨料的制備該案例中所用的材料均為龍首礦充填系統(tǒng)實(shí)際生產(chǎn)中所用的材料，其中水泥為當(dāng)?shù)亟鸩鹉嗉瘓F(tuán)的42.5水泥，骨料為棒磨砂（A1）、廢石（A2）混合骨料，添加的細(xì)骨料為石灰石粉（A3），這些骨料的粒徑級(jí)配分布如圖1所示.骨料的主要化學(xué)成分如表1所示.2.2.3料漿的流變測(cè)試按照上述步驟，首先對(duì)調(diào)整后的料漿在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行流變測(cè)試，料漿配比為水泥摻量300kg/m采用Brookfiled的R/S-SST流變儀+Rheo3000軟件對(duì)料漿在室溫環(huán)境下進(jìn)行流變測(cè)試.測(cè)試前將混合物用攪拌機(jī)攪拌5min至均勻狀態(tài)，然后裝入600mL的玻璃燒杯中，立即開始流變測(cè)試，流變儀采用VT-40-20葉片轉(zhuǎn)子，測(cè)試時(shí)采用控制剪切速率模式（CSR），為了減少通道效應(yīng)及蠕變效應(yīng)，測(cè)試時(shí)先用120s即得到料漿的屈服應(yīng)力τ2.2.4流變方程選取的合理性龍首礦西部充填站的充填管道直徑D=0.11m，調(diào)整后料漿的密度ρ由圖3可知，該條件下料漿在管道中大部分時(shí)間處于層流運(yùn)動(dòng)（雷諾數(shù)小于2100），但也有一小部分由流速變化導(dǎo)致其處于層流紊流過渡區(qū).引起料漿流速變化波動(dòng)的原因有3個(gè)：1）充填系統(tǒng)配比波動(dòng)，如料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為78%，但實(shí)際中不可能完全穩(wěn)定在78%，一般在77%～79%間波動(dòng)，這是充填系統(tǒng)本身特性所決定，是不可避免的；2）充填材料，尤其是骨料的差異性，攪拌桶中雖然是連續(xù)攪拌，但在不同時(shí)刻放入的骨料具有差異性，其粒徑級(jí)配不可能完全一樣，這將引起料漿密度、黏度、屈服應(yīng)力等各個(gè)特性的波動(dòng)，從而造成流速波動(dòng)；3）充填料漿的非均質(zhì)性，高濃度料漿可以當(dāng)作似均質(zhì)流，但達(dá)不到理想均質(zhì)狀態(tài)，因此料漿在管道縱截面上的速度會(huì)有細(xì)微差異，再加上金川充填料漿中骨料顆粒的最大粒徑達(dá)12mm，料漿中大顆粒的不規(guī)則運(yùn)動(dòng)恰好經(jīng)過管道傳感器位置將可能引起波動(dòng)異常.因此，可以把該料漿當(dāng)作是層流運(yùn)動(dòng)，根據(jù)第1節(jié)所總結(jié)的模型，該情況下可選用的模型有Buckingham-Reiner方程、Darby-Melson模型、SwameeAggarwal方程和Danish-Kumar模型；其中SwameeAggarwal方程只是Buckingham-Reiner高階隱式方程的顯式近似求解，因此兩個(gè)方程的解差異不大，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，采用Swamee-Aggarwal方程，即最終采用式（4）、式（5）和式（12)3種模型進(jìn)行預(yù)測(cè).3驗(yàn)證與評(píng)估結(jié)果3.1實(shí)際傳感器測(cè)試為了驗(yàn)證及評(píng)價(jià)所選方法所預(yù)測(cè)沿程阻力損失的準(zhǔn)確性和適用性，在龍首礦西部充填站已有的充填管道系統(tǒng)架設(shè)壓力傳感器，通過實(shí)際工業(yè)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證模型的適用性與準(zhǔn)確性.西部充填站的充填管網(wǎng)水平管總長(zhǎng)為1520m；垂直管總長(zhǎng)為421m，充填倍線3.61，管道內(nèi)徑110mm；共安裝了4個(gè)壓力變送器以監(jiān)測(cè)料漿在管道流動(dòng)中的阻力變化，并采用無紙記錄儀每隔1min記錄一次監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力.管網(wǎng)簡(jiǎn)圖、監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置及安裝如圖4所示.3.2實(shí)際損失對(duì)其的影響以調(diào)整后的料漿配比進(jìn)行工業(yè)實(shí)驗(yàn)，所有流量流速、壓力、濃度等監(jiān)測(cè)信息都傳輸至地表控制終端，根據(jù)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的流速等相關(guān)數(shù)據(jù)代入模型，可以計(jì)算得到各模型的預(yù)測(cè)摩擦阻力系數(shù)，再經(jīng)過式（15）即可轉(zhuǎn)換成對(duì)應(yīng)預(yù)測(cè)的沿程阻力損失；實(shí)際監(jiān)測(cè)中將兩個(gè)不同監(jiān)測(cè)站監(jiān)測(cè)的壓力差除以該兩個(gè)監(jiān)測(cè)站的距離即為實(shí)際監(jiān)測(cè)沿程阻力損失；最終采用的3種模型沿程阻力預(yù)測(cè)結(jié)果與監(jiān)測(cè)點(diǎn)所記錄的實(shí)際阻力損失對(duì)比如圖5所示.從圖5中可以得到：1）首先對(duì)于實(shí)際監(jiān)測(cè)得到的壓力損失，其波動(dòng)較大，原因除了在2.2.4所述的配比波動(dòng)、骨料變異性及料漿非均勻性以外，還與實(shí)際系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)和充填采場(chǎng)倍線大小等關(guān)系密切相關(guān)，在工業(yè)中這種波動(dòng)是正常及不可避免的.2)Swamee-Aggarwal方法及Darby-Melson方法預(yù)測(cè)得到的沿程阻力幾乎重合，前者略大于后者，這是因?yàn)檫@兩個(gè)方程的本質(zhì)都是Buckingham-Reiner，只是進(jìn)行顯式求解的不同造成了略微不同.但兩者預(yù)測(cè)到的沿程阻力與實(shí)際監(jiān)測(cè)的沿程阻力基本一致，處于同一水平波動(dòng)，吻合良好；而與實(shí)際監(jiān)測(cè)差異較大的部分點(diǎn)是由于流態(tài)變化造成的.由前文所述速度及雷諾數(shù)波動(dòng)中，已經(jīng)驗(yàn)證有極少時(shí)刻，料漿處于層流紊流過渡區(qū)，此時(shí)沿程阻力將十分不可控，變化較大，而這里的這兩種方法都是適用層流運(yùn)動(dòng)下的阻力計(jì)算，因此造成這些部分預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值差異較大.從工程實(shí)際上看，Swamee-Aggarwal方法及Darby-Melson模型能預(yù)測(cè)得到與實(shí)際工業(yè)充填中相吻合的阻力損失.3)Danish-Kumar模型預(yù)測(cè)得到的沿程阻力損失與實(shí)際相差較大，其預(yù)測(cè)值遠(yuǎn)小于實(shí)測(cè)值，且對(duì)速度波動(dòng)的反應(yīng)也不明顯，“失真”較嚴(yán)重.在計(jì)算過程中發(fā)現(xiàn)中間參數(shù)K4賓漢塑性體根據(jù)初始條件的選取的阻力模型本文通過總結(jié)文獻(xiàn)常用的7個(gè)非牛頓流體的摩擦阻力系數(shù)計(jì)算模型，按照其適用流態(tài)類型進(jìn)行分類并簡(jiǎn)要介紹討論了具體用法，然后結(jié)合一個(gè)具體案例論述了模型的具體應(yīng)用，得到了以下幾點(diǎn)結(jié)論：1）高濃度或膏體充填料漿可以看作均質(zhì)或似均質(zhì)的非牛頓體，可以通過選擇正確的模型計(jì)算其在工程實(shí)際管道流動(dòng)中的沿程阻力損失；正確模型的選擇十分重要，必須先考慮工程實(shí)際流體的類型（冪次、賓漢體、H-B體）、流態(tài)（雷諾數(shù)），才能根據(jù)這些前提選擇準(zhǔn)確的阻力系數(shù)模型.2）對(duì)于賓漢塑性體的層流運(yùn)動(dòng)，BuckinghamReiner方程、Darby-Melson模型、Swamee-Aggarwal方程和Danish-Kumar模型是4種最常用的預(yù)測(cè)模型，其中Buckingham-Reiner方法是4次隱式方程，必須通過迭代才能求解，實(shí)際中往往用Darby-Melson模型和Swamee-Aggarwal方程進(jìn)行近似替代；通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，Darby-Melson和Swamee-Aggarwal方法所預(yù)測(cè)的沿程阻力與實(shí)際監(jiān)測(cè)十分吻合，處于同一平均位置波動(dòng)，是賓漢塑性體層流運(yùn)動(dòng)首選的阻力預(yù)測(cè)模型，而Danish-Kumar模型則過低估計(jì)