浆体管道水力输送临界不淤流速的确定.docx

1、有色矿冶1991年（第3期）19-浆体管道水力输送临界不淤流速的确定西北水利科学研究所王敬昌陈天雷提要本攵叙述金属矿带矿初犀伊浆本宥）11水力播送中的仃要阿回是湎定浆阵的临齐不淤,，速，其也应的是否合理，不用巳响苗道输送能沮的消耗，而且关扳共瑜送M建的安全运行.正碰选择临界流速的计算，择表左'匕观律，具有堂要X?义.一、前言近儿十年来，国内外数十家单位提出许多公式计算、预测临界不淤流速，随着工业浆体管道水力输送的发展和研究工作的深入，发现这些公式存在着许多不足之处，如未能反映浆体流变特性的影响、需要采用经验系数、计算精度差和不具通用性等。鉴于此，国内大部分设计单位仍采用环管试验的办法来

2、取得临界流速这一设计参数。如所周知，环管试验不仅工作量大、费用高，而且由于受设备仪器等条件的影响，有时难于做环管试验。因此运用泥沙运动力学及其成果，建立简单、实我国几个选矿厂磨机实际充填系数与计算结果表1表中转速幸汁牌时扣除河枳的唳度.厂矿名花'费机规格DxL（mm）.转述宰（%）元羹系数（%）宪际炬1计算值偏整新宝力格选厂MQG1500X300078.5033333366+0.33折宅力惜选LMQG2100X300077.003T.C437.47+0.43某选矿厂MQG3200X460075.9042.3239.48-2.84浑江红石钢厂MQY2700X360081.0047.084

3、6.36I-0.72南芬选厂MQY3200X310073.5039.1235.55-3.57810000-L中-n<VJ四、结语在磨矿过程中，无论磨桃半径多大.转速多高（小于临界转速）介质抛落式运动轨迹的临界抛起极角是73F4，,抛起极角小于该值，介质抛落式运动的轨迹互不影响,反之，抛落式运动轨迹相互影响°磨机介质最隹充填系数计算式：amaxsin22<tai+（k一2a）sin2a）da适用于中等转速率磨机的介质充填系数计算.其计算值与实际相吻合。因此，在选择中等转速率磨机的适宜充填系地肘可应用该式直接计算求得。.用、能反映浆体力学特性的物理模式来确定浆体管道临界不淤流

4、速是十分必要的。二、模式的建立管内底部有少量粗颗粒滑移运动时的管内平均流速一般定义为管道临界不淤流速，其测量方法为目测法和电测法，前者是在管道上安装有机玻璃窗,'祥人工观察来判断后者是用一对电极测量傍底电阻的变化来判断：两种方法均是以管底浓度的改变为依据来判断临界不淤流速的。管底浓度的改变，表明管道垂直断而浓度梯度有了改变，管道垂直断面浓度梯度的大小不但与管道流速有关，而且也与浆体的物理特性有关。为了解在临界不淤状态时、管道垂直断面浓度的变化情况，我们在管港顶部和底部各安装了两叶电极，用以测量管顶和管低两处的浓度变化情况。经多次试验，在临界不淤条件下有S上/S下=sn(1)其中S上为管

5、道顶部接近管壁处浆体浓度；3Ku.y(1-y/ym)£=*BKueyma(1-a)S下为管道底部接近管壁处的浆体浓度jS为管道断面浆体平均浓度3n>1且随物料性质不同而变化，这说明,在临界不淤条件下，固休颗粒沿垂直断面分布的梯度随着浆体平均浓度的增大而降低。近些年.'的泥沙研究成果表明，在高浓度条件下，管道断面的固体颗粒分布仍遵循扩散定律，管流中的粗颗粒仍依靠紊动扩散作用而悬浮，因此泥沙扩散方程对浆体管道来说仍成立，泥沙扩散方程为dSy£+coSy=0(2,)其中Sy一一Y处浆体体积比浓度，y一一由管底算起的高度，£一一颗粒交换系数，颗粒的沉速对于E

6、,般是假定E与动扯交换系数Em成正比B为比例系数，0=11.5。从文献认为，在管道断面，的分布应如图lc对于管道F半断面<y<aym<3)aym<y<yra图1、动交换系数£“，的垂向分布为一参数，范围为0.70.97。考虑到上半断面的卡门常数k,较下半断面的略大，令k，=,这样上半断面£的表达式为kU.y：（1一y】/ymQKU.ymia（1-a）<Y】<ays式中ynu为最大流速点距管顶的距离.把式（3）、<4）分别代入（2式租分，并近似取yn“=ym.可得管道断面上，下部浓度分布为-aZYni-|-=（ym-y）/yzG

7、yMnymSh为参考高旅ya/2处的浆体浓度，Zym-ATz（1+a）Jym-ATz（1+a）J分别令y=2ym-A-y-A代入（5）、（6）式，两边相比得>Z（J1a>exp（-.yZ）j根据（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化简后Ln（477.7XDi«8>。nLnsnku.令K=Skn则3=一kLS-U.Ln（477.7xD'.8）'（7>式是浆体在临界不淤状态时各水力，特征值之间的关系，合理的计算沉速和摩阻流速U.,

8、就可以求得临界不淤流速值。三、3和U的确定管道中浆体的运动可以看成是较细颗粒组成的浆液挟带粗颗粒矿沙的运动，当流速减小时，紊动强度则诚弱，以细颗粒矿沙组成的浆液作为载休挟带粗颗林矿沙的能力降低，粗颗粒矿沙最先分选沉向管底，以粗题粒矿沙沿管底滑动为标准的临界状态便开始出现，因而影响临界流速的主要因素是粗颗粒的分选程度，反映粗颗粒分选程度的参数是粗颗粒在浆液中的沉速，其沉速的计算目前还无理想的计算方法.一般是用群体沉速公式来计算3=3©（1S）7。）一在本文中定义为dm在清水中的沉速，S为浆体体积比浓度，具体计算时用颗粒沉降的阻力系数与雷诺数的关系曲线试算求出CU*是浆体在临界状态时的摩

9、阻流速，U.=%/gRJm、R为管道的水力半径，Jm为在临界状态下的浆体压坡损失，Jm二人房，入为阻力系数，很显然计算U.主要是得先确定人3文献认为，在悬浮状态下，在紊流光滑区入与馆诺数Rel的关系符合Blasias公式。在工业管道实际生产中的浆体流速也大都集中在这一区域.因此临界流速也应该在这一区域，由于矿沙和泥沙均属于泥沙范畴，其浆体应遵循共同的运动规律，图2是通过系列专门安排的阻力试验所给出的含有粗颗粒泥沙浆体的人Rel关系，从图2可以看出，不淤积点均匀分布在实线两侧，管底有淤积时点据偏离实线，其阻力系数明显增大.随着淤积程度的加重，淤积点偏离实线越多，且有较明显的规律性，因此可以认为刚

10、出现临界淤积状态时的入则应接近图2中的实线，作为近似处理，可将淤积点据的虚线与实线的交点A、B、C看作临界状态时的临界点，即临界状态时临界点的入值落在实线上。这样，只要知道临界状态的Rel,则可以从光滑区的A-Rel关系求出临界状态时的人值'图3、YsdpjK关系将3、U.代入（7）式得Ln(477.7"D»InSPmVcDRel=其中式中Vc临界不淤流速、厘米/秒、小，一为d/沉速、厘米/秒.S浆体体积比浓度，D一管径，厘米.Pm浆体密度.克/厘米3,TB一浆体极限剪应力，达因/厘米2叮一浆体刚度系数，泊。用实测资料反求K值,发现K值只是Ys与dpj之积（YS一矿

11、沙比重，dpj一矿沙的平均粒径.厘米）的函数,其关系如图3°<8）式中的k值可以从图3确定。k值确定后，即可解出Vc值。四、公式的验证图4、图5是公式（8）的计算值与实测值的比较，除个别点据外，绝大多数珀临界不淤流速VC计算值与实测值比较笊临界不淤流速VC计算值与实测值比较（下转50页）50有色矿冶1991年（第3期）然，对界面乾切强度与表层或内衬乾切强度相同时，不易从咬合界面断开，从两种静块样品剪切断裂特征结果无实美国止推轴承静块样品，从其双金属界而卯切断开机率较高。2、两种浇铸工艺对界面剪切强度的浇铸工艺对静块双金属界面结合特征与其组织结构有明显影响，作者已评述了静态和离心

12、济铸工艺对静块表层组织的影晌，显然，茂心浇铸过程中，导致表层与内衬紧密结合，并在界面附近成合金层的过渡区，由此，减弱了界面的机械结合特点，而在界面两侧表层与内衬中元毒有互相渗透的现象.提高了界面的结合强度，实验也完全证实国产止推轴承静块样品，大部从表层内剪切断开，从界面和表层两种剪切断裂的断口微观形貌分析观察，都说明剪切断裂基本在表层内，从图4a、b国产静块界面的内衬一侧凹下填补合金断口微观形貌观察出与表层内断裂的断口微观形貌相一致，这也说明丧心浇铸的静块.（上接23页点据与实测值基本符合。造成个别点据分散的原因，可能与流变参数值的精度以及判断临界状态的标准各家不一致有关。五、结语L、在实际生

13、产中，即使浆体粒度组成不变，由于受PH值等因素的影响，流变参数值变化仍很大，流变参数值又是影响临界不淤流速的一个重要因素。公式（8）中包含有浆体流变参数，可以反映流变特性这一因素对临界流速的影响，因此比其它公式更为合理。2、公式（8的建立是以临界状态双金属界面剪切强度高于表层锡基巴氏合金的取切强度。从美国祥块双金属界面断裂面的表层与内衬断口的微观形貌观察分析结果表明二者基本相似，但内衬断面的微观形貌较表层断口的微观形貌较粗大，且不均匀，有可能表层与内衬结合不华，反映在内衬断口微观形貌的不均匀尊征，说明界面的如切强度低于表层铅基巴氏合金的剽切强度。.五、结论1、菌产止推轴承231j26静块（离心浇铸）双金屈界而剪切强度（6,高于54.4MPa,而美国止推轴承同型号挣块静置浇铸）双金属界面剪切强度在40.6-43.3MPJ之间，前者界面剪切强度高于后者。2、国产止推轴承231126静块样品，皆从其表层内以剪切形式断开，而美国止推轴承同型号静块双金属界面处以剪切形式断开，两种同型号产品尚需在油田进行长