深海采矿扬矿泵内固体颗粒运动特性数值模拟-sup-①-_sup-_余淑琦.pdf

深海采矿扬矿泵内固体颗粒运动特性数值模拟 ① 余淑琦， 罗荣昌， 曹 斌， 夏建新 （中央民族大学 生命与环境科学学院，北京 １０００８１） 摘 要 针对深海采矿输送系统中扬矿泵易堵塞和磨损等问题，采用标准 κ⁃ε 湍流模型求解扬矿泵内流场，并运用离散相模型模拟 颗粒流动轨迹，研究了颗粒粒径、导叶进口安放角、导叶数量对扬矿泵堵塞及磨损特性的影响。 结果表明，总体上，颗粒在导叶 １ 区 与前盖板碰撞次数最多，对导叶前盖板磨损严重；在 ３、４ 区与压力面碰撞次数最多，颗粒与导叶碰撞主要起到改变颗粒运动轨迹的 作用，对 ３、４ 区的导叶压力面的磨损并不严重。 随着粒径增大，平均过导叶时间和碰撞次数呈增加趋势，且增加了颗粒与吸力面碰 撞的可能性。 随着导叶进口安放角增大，平均碰撞次数和平均过导叶时间均随之增加，颗粒与压力面碰撞区域越靠近导叶进口处， 对压力面进口造成的磨损越严重。 随着导叶数量增加，过导叶时间有减小的趋势；颗粒与导叶压力面碰撞位置向导叶中部移动，对 压力面的磨损程度较轻。 关键词 深海采矿； 水力提升； 管道输送； 扬矿泵； 空间导叶； 离散相模型； 数值模拟 中图分类号 ＴＤ８５７文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１８．０１．００８ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１８）０１－００３５－０６ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ Ｐａｒｔｉｃｌｅ Ｍｏｔｉｏｎ Ｔｒａｊｅｃｔｏｒｙ ｉｎ Ｌｉｆｔｉｎｇ Ｐｕｍｐ ｆｏｒ Ｄｅｅｐ⁃ｓｅａ Ｍｉｎｉｎｇ ＹＵ Ｓｈｕ⁃ｑｉ， ＬＵＯ Ｒｏｎｇ⁃ｃｈａｎｇ， ＣＡＯ Ｂｉｎ， ＸＩＡ Ｊｉａｎ⁃ｘｉｎ （Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｌｉｆｅ ａｎｄ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ Ｓｃｉｅｎｃｅ， Ｍｉｎｚｕ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ， Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００８１， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｂｌｏｃｋａｇｅ ａｎｄ ｗｅａｒ⁃ｏｆｆ ｏｆ ｌｉｆｔｉｎｇ ｐｕｍｐ ｉｎ ｄｅｅｐ⁃ｓｅａ ｍｉｎｉｎｇ ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ ｓｙｓｔｅｍ， ｔｈｅ ｆｌｕｉｄ ｆｉｅｌｄ ｏｆ ｔｈｅ ｌｉｆｔｉｎｇ ｐｕｍｐ ｗａｓ ｓｏｌｖｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｔａｎｄａｒｄ κ⁃ε ｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ｍｏｄｅｌ ａｎｄ ｔｈｅ ｐａｒｔｉｃｌｅ ｆｌｏｗ ｔｒａｊｅｃｔｏｒｉｅｓ ｗａｓ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｗｉｔｈ ａ ｄｉｓｃｒｅｔｅ ｐｈａｓｅ ｍｏｄｅｌ， ａｎｄ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｐａｒｔｉｃｌｅ ｄｉａｍｅｔｅｒ， ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｉｎｌｅｔ⁃ｓｔａｇｇｅｒ⁃ａｎｇｌｅ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅｓ ｏｎ ｔｈｅ ｂｌｏｃｋａｇｅ ａｎｄ ｗｅａｒ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌｉｆｔｉｎｇ ｐｕｍｐ ｗｅｒｅ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ． Ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｇｅｎｅｒａｌｌｙ ｃｏｌｌｉｄｅｄ ｍｏｓｔ ｆｒｅｑｕｅｎｔｌｙ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｆｒｏｎｔ ｃｏｖｅｒ ｐｌａｔｅ ｉｎ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ｐａｒｔｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ， ｌｅａｄｉｎｇ ｔｏ ａ ｓｅｒｉｏｕｓ ａｂｒａｓｉｏｎ ｉｎ ｔｈｉｓ ａｒｅａ， ａｎｄ ａｌｓｏ ｆｒｅｑｕｅｎｔｌｙ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ｔｈｉｒｄ ａｎｄ ｆｏｕｒｔｈ ｐａｒｔｉｔｉｏｎ ｏｆ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ． Ｔｈｅ ｃｏｌｌｉｓｉｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ａｎｄ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｐｒｅｄｏｍｉｎａｎｔｌｙ ｃｈａｎｇｅｄ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｔｒａｊｅｃｔｏｒｙ ａｎｄ ｌｅｄ ｔｏ ｌｅｓｓ ａｂｒａｓｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ ｏｆ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ． Ｗｉｔｈ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｉｎ ｐａｒｔｉｃｌｅ ｓｉｚｅ， ｂｏｔｈ ｔｈｅ ａｖｅｒａｇｅ ｔｉｍｅ ｆｏｒ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｐａｓｓｉｎｇ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒｓ ｏｆ ｃｏｌｌｉｓｉｏｎ ｗｉｔｈ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｗｅｒｅ ｏｎ ｔｈｅ ｒｉｓｅ， ｗｈｉｃｈ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｈｅ ｐｏｓｓｉｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｃｏｌｌｉｄｉｎｇ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｕｃｔｉｏｎ ｓｕｒｆａｃｅ． Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｏｆ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｉｎｌｅｔ⁃ｓｔａｇｇｅｒ⁃ａｎｇｌｅ， ａｎ ａｖｅｒａｇｅ ｔｉｍｅ ｆｏｒ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｐａｓｓｉｎｇ ｔｈｒｏｕｇｈ ｖａｎｅｓ ａｎｄ ａｖｅｒａｇｅ ｃｏｌｌｉｓｉｏｎ ｎｕｍｂｅｒｓ ｗｅｒｅ ａｌｌ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ． Ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｃｏｌｌｉｓｉｏｎ ｏｆ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｗｉｔｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ ｔｈａｔ ｉｓ ｃｌｏｓｅｒ ｔｏ ｔｈｅ ｉｎｌｅｔ ｏｆ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｂｌａｄｅ， ｗｉｌｌ ｌｅａｄ ｔｏ ｍｏｒｅ ｓｅｒｉｏｕｓ ａｂｒａｓｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｉｎｌｅｔ ｏｆ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ． Ｗｉｔｈ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｉｎ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｎｕｍｂｅｒｓ， ｔｈｅ ｔｉｍｅ ｆｏｒ ｐａｓｓｉｎｇ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｖａｎｅ ｗａｓ ｓｈｏｒｔｅｎｉｎｇ． Ａｎｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｃｏｌｌｉｓｉｏｎ ｏｆ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ ｏｆ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ ｍｏｖｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｃｅｎｔｅｒ ｐａｒｔ， ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆａｃｅ ｂｅｃａｍｅ ｌｅｓｓ ｗｏｒｎ ｏｆｆ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｄｅｅｐ⁃ｓｅａ ｍｉｎｉｎｇ； ｈｙｄｒａｕｌｉｃ ｌｉｆｔｉｎｇ； ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ； ｌｉｆｔｉｎｇ ｐｕｍｐ； ｓｐａｃｅ ｇｕｉｄｅ ｖａｎｅ； ｄｉｓｃｒｅｔｅ ｐｈａｓｅ ｍｏｄｅｌ； ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ 深海金属矿产资源被认为是 ２１ 世纪最重要的陆 地矿产接替资源，作为人类尚未开发的宝地，已经成为 各国的重要战略目标［１］。 西方发达国家早期探索过 几种开采系统［２］，其中管道提升法因管道封闭对海洋 环境影响小，可以连续作业，产能高，被认为是最有发 展前景的开采方法。 经过“八五”“九五”扬矿方案的 ①收稿日期 ２０１７－０７－２７ 基金项目 国家自然科学基金（５１３３９００８，５１２０９２３８，５１４３４００２） 作者简介 余淑琦（１９９５－），女，福建漳州人，主要研究方向为水沙环境工程。 通讯作者 夏建新（１９６９－），男，湖北黄冈人，教授，博士，主要研究方向为多相流体动力学。 第 ３８ 卷第 １ 期 ２０１８ 年 ０２ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３８ №１ Ｆｅｂｒｕａｒｙ ２０１８ ChaoXing 研究，将矿浆泵水力提升确定为我国海上中试采矿系 统的扬矿方案［３］。 但我国自主设计的扬矿泵运行过 程中还存在系列技术问题，如颗粒在泵内的堵塞和磨 损问题［４］，一旦发生颗粒堵泵或磨损严重，整个提升 系统将无法工作，且维修困难，耗时较长。 深海采矿已 被列为“十三五”国家重点研发计划，扬矿泵是采矿系 统中最核心的动力装备，对其工作安全性与运行稳定 性进行深入研究具有重要的现实意义。 近年来，采用数值模拟方法对离心式固液泵内固 液两相流流动机理进行研究已成为研究热点［５］，然而 离心式固液泵（带蜗壳式单级离心泵）与扬矿泵（带空 间导叶式多级半轴流泵）的结构差别较大，不能满足 深海采矿的需求，即要求电泵具有扬程高、流量较大的 工作特性及宽流道结构。 而目前关于扬矿泵的研究并 不多见，国外仅有德国 ＫＳＢ 公司和日本等开展了相关 工作，但由于技术保密原因，成果很少报道［６］，国内相 关研究也不多［５，７－９］。 由于扬矿泵工作过程中，叶轮处 于高速旋转状态，颗粒在叶轮区域不会发生堵泵，导叶 为静止状态，颗粒容易在导叶区域发生聚集进而堵塞 流道，影响泵的正常运行，另外颗粒的碰撞会对导叶造 成一定磨损，故本文主要研究颗粒在导叶区域的运动 规律，采用离散相模型对扬矿泵内固相颗粒运动轨迹 进行数值模拟，分析颗粒粒径、导叶进口安放角、导叶 数量对扬矿泵内颗粒运动规律及磨损特性的影响，以 便为无堵塞扬矿泵内过流部件的抗磨优化设计提供理 论依据。 １ 扬矿泵的三维流动数值模拟 １．１ 扬矿泵模型的有关参数 由于文献［７］基于深海采矿中试扬矿泵的工作特 点设计并制造了扬矿泵，且试验结果表明该泵的性能 达到了设计要求，因此，本文参考其扬矿泵设计参数， 改变导叶进口安放角和导叶数量，探究其对颗粒运动 特性的影响。 考虑到对实际大小的矿浆泵进行数值模拟将产生 非常大的网格数和计算时长，因此，利用相似换算法， 对过流部分的全部尺寸按照相似原则进行缩小。 实型 泵和模型泵的转速均为 １ ４５０ ｒ／ ｍｉｎ，叶轮进口直径分 别为２４０ ｍｍ 和５０ ｍｍ，求得尺寸系数为４．８，把实型泵 过流部分的各种尺寸除以尺寸系数，则得到模型泵过 流部分的相应尺寸，模型泵的叶片角度等于实型泵相 应角度。 缩小后的扬矿泵叶轮和空间导叶主要设计参数如 表 １ 所示。 叶轮及空间导叶的实体模型如图 １ 所示。 表 １ 缩小后的扬矿泵叶轮和空间导叶主要设计参数 设备名称主要设计参数单位数值 进口直径 Ｄｊｍｍ５０ 轮毂直径 ｄｈｍｍ１８．８ 前盖板外径 Ｄ２ｍａｘｍｍ８５ 后盖板外径 Ｄ２ｍｉｎｍｍ８１．３ 扬矿泵叶轮叶轮出口宽度 ｂ２ｍｍ１５．６ 叶片进口角 β１（）２９ 叶片出口角 β２（）２１ 叶片包角 Ψ（）９０ 叶片数 Ｚ３ 内流线最大直径 Ｄ３ｍｍ８２．３ 外流线最大直径 Ｄ４ｍｍ１１４．６ 空间导叶 轴向长度 Ｌｍｍ５７．４ 导叶进口安放角 α１（）１２，２２，３２ 导叶出口角 α２（）８５ 导叶叶片数 Ｚ４，５，７，８ 图 １ 叶轮及空间导叶实体模型 １．２ 网格划分 计算网格划分为进水管道、叶轮流道及导叶流道 ３ 个区域，进水管道区域采用结构化网格划分，考虑到 叶轮和导叶流道结构复杂，将这两个计算域划分为混 合网格，网格总数为 ２７０ １２９。 １．３ 边界条件 １） 进口边界条件对于连续相，采用速度进口条 件，假定叶轮进口处速度均匀分布；对于离散相，采用 逃逸边界条件，定义进水管道的进口截面为颗粒初始 点，设定进口截面处颗粒速度均匀分布且进口处固相 和液相的速度相同。 ２） 出口边界条件对于连续相，采用自由出流条 件，即假定速度分量、湍动能、湍动耗散率沿出口截面 的法向导数为 ０。 对于离散相，采用逃逸边界条件。 ３） 固壁边界条件导叶和叶轮的压力面、吸力面、 前后盖板的内表面均采用无滑移、无穿透固壁边界 条件。 ４） 连接面条件在叶轮流域与导叶流域之间和叶 轮流域与进水管道之间的连接面类型为内表面，保证 两个区域连接面上的通量守恒。 ６３矿 冶 工 程第 ３８ 卷 ChaoXing １．４ 数学模型的选取 １．４．１ 连续相模型 连续相为不可压缩液态水。 扬矿泵清水工况定常 计算采用标准 ｋ⁃ε 湍流模型，动量、湍动能、湍流耗散 率均采用精度较高的二阶迎风格式。 １．４．２ 离散相模型 本文忽略颗粒间的相互作用，忽略颗粒对连续相 流场的影响。 固相颗粒形状简化为固体球形颗粒，颗 粒密度为 ２ ０４０ ｋｇ／ ｍ３，采用弹性碰撞模型，即颗粒在 各内表面的边界条件为弹性碰撞，切向和法向恢复系 数均为 １。 离散相的运动轨迹计算是独立的，通过求 解拉式坐标系下颗粒的受力微分方程，得出离散相颗 粒的运动轨迹［５］。 扬矿泵流场中固相颗粒在绝对运 动坐标系下的受力控制方程（ｘ 方向）为 ｄｕｐ ｄｔ ＝ Ｆ Ｄ（ｕ － ｕｐ ） ＋ ｇｘ（ρｐ－ ρ） ρｐ ＋ Ｆ ｘ （１） ＦＤ＝ １８μ ρｐｄｐ２ ＣＤＲｅ ２４ （２） 式中 ＦＤ（ｕ－ｕｐ） 为单位质量拖曳力；ｕ 为液相速度； ｕｐ为颗粒速度；μ 为液相的分子粘性；ρ 为液相密度； ρｐ为颗粒密度；ｄｐ为颗粒直径；ＣＤ为拖曳力系数； Ｒｅ 为相对雷诺数，其定义为 Ｒｅ＝ ρｄｐｕｐ －ｕ μ ；Ｆｘ为其他 加速度的总和。 ２ 试验验证 将文献［７］试验测出的性能曲线的若干个点按照 相似换算条件［９］换算成缩小后的扬矿泵相应的流量 和扬程，并绘制性能曲线，与数值模拟结果进行对比， 如图 ２ 所示。 流量Q/m3 h-1 2.2 2.0 1.8 1.6 1.4 1.2 80 60 40 20 0 1032546789 扬程H/m 效率η/ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■● ● ● ● ● ● ● ● ● ▲▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ▲ ★ ★ ★ ★ ★ ★ ★ ★ ★ 1 2 3 4 1 H试验值 2 H计算值 3 η试验值 4 η计算值 图 ２ 试验与数值模拟的扬程和效率曲线对比 从图 ２ 可看出，扬程与效率的模拟结果与试验结 果的相对误差都在 １２％以内，表明在清水工况下，扬 矿泵的三维湍流数值模拟较准确，为模拟离散相颗粒 运动轨迹奠定了基础。 ３ 计算结果及分析 扬矿泵的运动轨迹、碰撞次数、碰撞区域及过导叶 时间对颗粒过泵堵塞和磨损问题均有影响，运动轨迹混 乱、碰撞次数增加、碰撞区域变化、过导叶时间延长都有 可能增加颗粒堵塞的可能性，加重导叶区域的磨损。 ３．１ 颗粒过导叶运动轨迹 颗粒进入导叶的初始位置、方向、速度大小等差 异，对颗粒在导叶中的运动状态和轨迹都会产生影响， 但是颗粒运动的轨迹和运动状态在宏观上都有明显的 规律性［８］。 颗粒经过导叶的一般规律为颗粒从叶轮 区域流出后，首先与导叶和叶轮交接处的前盖板发生 碰撞，发生反射后朝导叶压力面运动，与导叶面发生数 次碰撞后流出导叶，期间也可能与吸力面发生碰撞。 ３．２ 颗粒与导叶碰撞次数特性 针对每种研究工况（管道进口清水流速均为１ ｍ／ ｓ）， 随机选取 ５０ 个颗粒，统计颗粒与导叶的碰撞次数（包 括与导叶压力面、吸力面以及导叶前盖板的碰撞）。 ３．２．１ 颗粒粒径对碰撞次数的影响 以 ８ 导叶、导叶进口安放角 １２的扬矿泵为例，不 同粒径颗粒群过导叶区域碰撞次数统计见表 ２，相应 的运动轨迹见图 ３。 表 ２ 不同粒径颗粒群过导叶区域碰撞次数统计 颗粒粒径 ／ ｍｍ 碰撞次数 平均值标准差 ３２．５２０．９８ ５２．６８１．２４ ７２．９８１．２１ ９３．８６１．２２ 图 ３ 不同粒径颗粒群过导叶运动轨迹 （ａ） ３ ｍｍ； （ｂ） ５ ｍｍ； （ｃ） ７ ｍｍ； （ｄ） ９ ｍｍ ７３第 １ 期余淑琦等 深海采矿扬矿泵内固体颗粒运动特性数值模拟 ChaoXing 由表 ２ 可见，粒径越大，平均碰撞次数有增加的趋 势。 由图 ３ 可见，由于颗粒粒径越大，惯性越大，水流 改变颗粒速度方向所需时间延长，使得颗粒发生碰撞 后不易被水流改变方向，导致其颗粒运动轨迹较为混 乱，与导叶表面或导叶前盖板发生碰撞的可能性增大， 从而使得碰撞次数增加，在实际扬矿泵运行中，容易引 起颗粒聚集，从而增加堵泵的可能性。 ３．２．２ 导叶进口安放角对碰撞次数的影响 以 ８ 导叶扬矿泵为例，３ ｍｍ 颗粒群在不同导叶进 口安放角下过导叶的碰撞次数统计结果见表 ３，相应 的运动轨迹见图 ４。 由表 ３ 可见，随着导叶进口安放 角增大，平均碰撞次数随之增加。 由图 ４ 可见，在入射 角度、入射速度相近的前提下，颗粒进入导叶与导叶压 力面碰撞后反射，导叶进口安放角越大，颗粒反射角越 小，反射后越有可能朝导叶吸力面方向运动，与吸力面 发生碰撞，增加颗粒在导叶区域的碰撞次数，从而增加 颗粒堵泵的可能性和对导叶的磨损。 表 ３ 不同导叶进口安放角下颗粒群过导叶碰撞次数统计 安放角 ／ （） 碰撞次数 平均值标准差 １２２．５２０．９８ ２２２．７７０．８４ ３２３．４３１．０５ 图 ４ 不同导叶进口安放角下颗粒群过导叶运动轨迹 （ａ） １２； （ｂ） ２２； （ｃ） ３２ ３．２．３ 导叶数量对碰撞次数的影响 以 ８ 导叶扬矿泵为例，３ ｍｍ 颗粒群过导叶的碰撞 次数统计见表 ４，相应的运动轨迹见图 ５。 由表 ４ 可 见，颗粒过 ４、５、７ 导叶的平均碰撞次数相近，且高于颗 粒过 ８ 导叶的平均碰撞次数。 由有限叶片和无限叶片 数理论［１０］可知，叶片间间距越小，液体受到叶片的约 束越大，液体流线和叶片形状越相近。 由图 ５ 可见。 随着导叶数量减少，液体被导叶的夹持程度随之减弱， 由于液体的惯性，液体流线与导叶形状相似程度降低， 同一粒径颗粒在液体拖曳力作用下，运动轨迹与导叶形 状的相似程度也随之降低，因此，碰撞次数有可能增加。 表 ４ 不同导叶数量下颗粒群过导叶碰撞次数统计 导叶数量 碰撞次数 平均值标准差 ４３．２２１．０１ ５３．１００．８３ ７３．１４０．８７ ８２．５２０．９８ 图 ５ 不同导叶数量下颗粒群过导叶运动轨迹 （ａ） ４ 导叶； （ｂ） ５ 导叶； （ｃ） ７ 导叶； （ｄ） ８ 导叶 ３．３ 颗粒与导叶碰撞位置特性 为了便于统计颗粒的碰撞区域，本文对导叶区域 按照纵向高度进行了 ４ 等分，如图 ６ 所示。 根据区域 划分，以 ８ 导叶、导叶进口安放角 １２的扬矿泵为例， 随机选取 ５０ 个颗粒，对 ４ 个分区的颗粒碰撞百分比进 行统计，结果见表 ５。 由表 ５ 可以看出，① 总体上，颗 粒通过导叶区域的过程中，在压力面和前盖板的碰撞 次数较多，碰撞占比之和在 ７５％以上。 ② 颗粒在 １ 区 与前盖板碰撞次数最多，导叶 １ 区的前盖板磨损严重。 颗粒经过叶轮区域进入导叶 １ 区，由于受到叶轮区域 离心力的作用，颗粒运动时靠近前盖板，与前盖板发生 碰撞。 由于刚流出叶轮的颗粒具有较大的动能，与前 盖板的碰撞使得前盖板抗磨损能力大大下降。 ③ 颗 粒在 ３、４ 区与压力面碰撞次数最多，由于导叶具有将 ８３矿 冶 工 程第 ３８ 卷 ChaoXing 动能转化为压力能的作用，颗粒与 ３、４ 区压力面发生 碰撞时动能已经比进口时大大减小了，所以此时颗粒 与导叶碰撞主要起到改变颗粒运动轨迹的作用，对 ３、 ４ 区的导叶压力面的磨损并不严重。 图 ６ 导叶碰撞分区示意 表 ５ 不同粒径颗粒过导叶碰撞区域百分比 颗粒粒径 ／ ｍｍ 碰撞 位置 不同区域碰撞百分比／ ％ 导叶１ 区 导叶２ 区 导叶３ 区 导叶４ 区合计 压力面９９１３２６５７ ３吸力面１０２０３ 前盖板２６３５６４０ 压力面７５１２２０４４ ５吸力面０４２０６ 前盖板２９１８６４４ 压力面１３６１３１２４４ ７吸力面１８３１１３ 前盖板３５０１６４３ 压力面８８１２１２４０ ９吸力面６７１０２２５ 前盖板２４５４４３６ 随着粒径增大，颗粒与吸力面碰撞的可能性增加。 部分颗粒与导叶进口前盖板或压力面 １ 区碰撞后朝吸 力面方向运动，由于粒径大，惯性也大，水流不易改变 颗粒的运动轨迹，使得颗粒与吸力面碰撞的可能性大 大增加，对导叶吸力面造成一定的磨损。 以 ３ ｍｍ 颗粒过 ８ 导叶扬矿泵为例，在相近的入 射角度和进口速度的前提下，导叶进口安放角越大，颗 粒与压力面碰撞区域越靠近导叶进口处，颗粒所具有 的动能越大，对压力面进口造成的冲击越大，磨损也就 越严重。 随着导叶数量增加，导叶的导流能力增强，颗粒与 导叶压力面碰撞位置向导叶压力面中部移动，颗粒动 能减少，对压力面的冲击减弱，磨损程度也相应减轻。 ３．４ 颗粒过导叶时间特性 ３．４．１ 粒径对颗粒过导叶时间的影响 以 ８ 导叶、导叶进口安放角 １２扬矿泵为例，粒径 对颗粒过导叶时间的影响见表 ６，颗粒占比见图 ７。 由 表 ６ 和图 ７ 可见，随着粒径增大，颗粒平均过导叶时间 有增加的趋势，且颗粒过导叶时间的离散度增大，过导 叶时间延长的颗粒占比增大。 颗粒粒径越大，运动轨 迹越不规则，延长了颗粒运动轨迹的长度，从而延长了 颗粒过导叶时间，增加了颗粒堵泵的可能性。 表 ６ 不同粒径颗粒过导叶时间统计 颗粒粒径 ／ ｍｍ 过导叶时间／ ｓ 平均值标准差 ３０．０９６ ６０．０５５ ０ ５０．０９７ ３０．０８０ ０ ７０．１２３ ６０．２００ ０ ９０．１３９ ００．３００ ０ 颗粒粒径/mm 100 80 60 40 20 0 3579 颗粒占比/ t ＞ 0.276s 0.226 ～ 0.275s 0.176 ～ 0.225s 0.126 ～ 0.175s 0.076 ～ 0.125s 0.026 ～ 0.075s 图 ７ 不同粒径颗粒过导叶时间占比 ３．４．２ 导叶进口安放角对颗粒过导叶时间的影响 以 ８ 导叶扬矿泵为例，３ ｍｍ 颗粒在不同导叶安放 角下通过导叶的时间统计见表 ７，颗粒占比见图 ８。 由 表 ７ 和图 ８ 可见，导叶进口安放角越大，颗粒过导叶时 间的离散度及平均值均增大。 导叶进口安放角增大使 碰撞次数增加，导致颗粒运动轨迹趋于混乱，颗粒的绝 对轨迹变长，颗粒过导叶时间的离散度也相应增大，过 导叶时间延长的颗粒占比增加，增加了颗粒堵泵的 可能。 表 ７ 不同导叶进口安放角下颗粒过导叶时间 安放角 ／ （） 过导叶时间／ ｓ 平均值标准差 １２０．０９６ ６０．０５５ ０ ２２０．１１２ ５０．０８５ ０ ３２０．１５４ ００．３２０ ０ ３．４．３ 导叶数量对颗粒过导叶时间的影响 导叶数量对颗粒过导叶时间的影响见表 ８，颗粒 占比见图 ９。 由表 ８ 可见，颗粒通过 ４ 导叶扬矿泵的 平均时间略高于其他 ３ 种导叶数量的扬矿泵。 从图 ９ 可见，随着导叶数量增加，颗粒百分比逐渐往过导叶时 间短的方向移动，过导叶时间有减少的趋势。 ９３第 １ 期余淑琦等 深海采矿扬矿泵内固体颗粒运动特性数值模拟 ChaoXing 过導叶时间/s 50 40 30 20 10 0 0.0000.2500.1250.5000.3750.625 颗粒占比/ 过導叶时间/s 50 40 30 20 10 0 0.0000.2500.1250.5000.3750.625 颗粒占比/ 过導叶时间/s 50 40 30 20 10 0 0.0000.2500.1250.5000.3750.625 颗粒占比/ a b c 图 ８ 不同导叶进口安放角下颗粒过导叶时间占比 （ａ） １２； （ｂ） ２２； （ｃ） ３２ 表 ８ 不同导叶数量下颗粒过导叶时间 导叶数量过导叶时间平均值／ ｓ ４０．１３４ ０ ５０．１１０ １ ７０．１０９ ９ ８０．０９６ ６ 導叶数量/片 100 80 60 40 20 0 45867 颗粒占比/ t ＞ 0.275s 0.226 ～ 0.275s 0.176 ～ 0.225s 0.126 ～ 0.175s 0.076 ～ 0.125s 0.026 ～ 0.075s 图 ９ 不同导叶数量下颗粒过导叶时间占比 ４ 结 论 １） 总体上，颗粒通过导叶区域的过程中，在压力 面和前盖板的碰撞次数较多，碰撞占比之和在 ７５％以 上；颗粒在 １ 区与前盖板碰撞次数最多，对导叶前盖板 磨损严重；在 ４ 区与压力面碰撞次数最多，此时颗粒与 导叶碰撞主要起到改变颗粒运动轨迹的作用，对 ４ 区 的导叶压力面的磨损并不严重。 ２） 随着粒径增大，碰撞次数有增加的趋势；在碰 撞区域上，颗粒粒径增大导致了颗粒与吸力面碰撞的 可能性增加；在过导叶时间上，颗粒平均过导叶时间有 增加的趋势，且颗粒过导叶时间的离散度增大，过导叶 时间延长的占比增大。 ３） 随着导叶进口安放角增大，平均碰撞次数随之 增加，颗粒与压力面碰撞区域越靠近导叶进口处，对压 力面进口造成的磨损越严重，颗粒过导叶时间的离散 度及平均值均有所增大。 ４） 对 ３ ｍｍ 颗粒而言，随着导叶数量增加，颗粒 过 ４、５、７ 导叶的平均碰撞次数相近，且高于颗粒过 ８ 导叶的平均碰撞次数；颗粒与导叶压力面碰撞位置向 导叶压力面中部移动，对压力面的冲击减弱，磨损程度 也相应较轻；颗粒百分比逐渐往过导叶时间短的方向 移动，过导叶时间有减小的趋势。 参考文献 ［１］ 中国大洋协会． 进军大洋十五年［Ｍ］． 北京海洋出版社， ２００６． ［２］ 肖业祥，杨凌波，曹 蕾，等． 海洋矿产资源分布及深海扬矿研究 进展［Ｊ］． 排灌机械工程学报， ２０１４，３２（４）３２４－３２８． ［３］ 唐达生，肖 红，宋跃文，等． 深海粗颗粒矿石浮游速度的试验研 究［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１６（３）１－５． ［４］ 蔡 超． 深海采矿扬矿泵参数设计及模拟研究［Ｄ］． 北京中央民 族大学生命与环境科学学院， ２０１５． ［５］ 徐海良，曾义聪，陈 奇，等． 深海采矿矿浆泵内颗粒流动规律的 数值模拟［Ｊ］． 中南大学学报（自然科学版）， ２０１７，４８（１）８４－ ９０． ［６］ 蔡 超，邱 灏，曹 斌，等． 深海采矿扬矿泵导叶区域粗颗粒通 过特性试验研究［Ｊ］． 海洋工程， ２０１６，３４（２）６４－６９． ［７］ 邹伟生． 深海采矿扬矿参数与泵的研究［Ｄ］． 北京北京科技大学 土木与环境工程学院， ２００３． ［８］ 李哲奂． 扬矿电泵内流场数值模拟及性能预测［Ｄ］． 湖南湖南大 学机械与运载工程学院， ２０１３． ［９］ 于彦江，段隆臣，王海峰，等． 西太平洋深海沉积物的物理力学性 质初探［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１６（５）１－４． ［１０］ 关醒凡． 现代泵理论与设计［Ｍ］． 北京中国宇航出版社， ２０１１． 引用本文 余淑琦，罗荣昌，曹 斌，等． 深海采矿扬矿泵内固体颗粒运 动特性数值模拟［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１８，３８（１）３５－４０． ０４矿 冶 工 程第 ３８ 卷 ChaoXing