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垂直管水力提升临界淤堵流速的实验 姜 龙, 李鹏程, 田 龙, 韩文亮 清华大学 水利水电工程系, 北京 100084 摘 要通过试验分析研究垂直管水力提升临界淤堵流速, 推导垂直管水力提升临界淤堵流速的半理论半经验公式。颗粒 向上运动主要受颗粒周围水流流速影响, 当管壁处的流速与此位置的颗粒沉速基本一致时, 垂直管处于临界淤堵状态。垂直管水 力提升临界淤堵流速不仅随粒径增大而增大, 而且随提升浓度增加而增大。所推公式反映了影响临界淤堵流速的主要因素, 能够 较好的预测临界淤堵流速, 对于管路系统设计和运行有较大实际意义。 关键词流体力学; 临界淤堵流速; 垂直管; 水力提升 中图分类号O359; TD85712; T V134 文献标识码A 文章编号1001- 0211 2006 01- 0082- 04 收稿日期2005- 05- 31 基金项目国家自然科学基金资助项目 50379019 作者简介姜 龙 1981- , 男, 济南市人, 硕士生, 主要从事水力 学及河流动力学等方面的研究。 垂直管水力提升, 是深海采矿、 水力采煤、 封闭 采矿、 河道清淤中经常遇到问题。对于固液两相流 管道输送, 过去局限于水平管伪均质流输送参数的 研究, 对于垂直管输送则研究较少。由于垂直管中, 颗粒与流体间的滑移速度显著, 因此垂直管水力提 升与水平管伪均质流是性质不同的固液两相流。在 设计垂直管水力提升系统时, 提升流速是首先要考 虑的问题。在水平管道输送过程中, 为防止管道淤 堵, 保证输送安全, 管道输送流速的设计选择必须大 于临界不淤流速 UCr。 一般输送流速采用 111 112 倍临界不淤流速即 U 111 112UCr。 在垂直管 水力提升管道中, 如提升流速过小, 则垂直管的堵管 问题会很严重, 如果提升流速过大, 则能耗高, 磨蚀 也会严重。 对于垂直管中水力提升临界淤堵流速, 金文斌 等[1]结合锰结核提升, 研究了最小提升速度。 通过 浮游速度试验, 认为锰结核最小提升速度应该是颗 粒浮游速度的 2 倍, 并通过统计规律给出计算公式 u 31474 d/ D 0 1 5116 1- CV 2 1 6109。 显而易 见, 这个无量纲的统计回归的公式缺乏物理意义, 并 且没有考虑诸如颗粒级配、 流体流速分布及颗粒密 度对提升速度的影响。申焱华等[ 2]通过分析粒径 与管径的比, 紊流强度及颗粒群浓度对垂直固液两 相流中大颗粒的阻力系数及颗粒沉降末速度的影 响, 认为在一定条件下使颗粒的沉降末速度急增, 给 出了锰结核水力提升最小流速为颗粒沉降末速度的 3 倍。申焱华等的研究, 实际上只考虑了阻力系数 对颗粒提升速度的影响, 其分析显然是不完备的。 综合来说, 前人的研究一没有进行临界堵管流速试 验, 仅根据浮游流速推求公式, 二是其影响因素分析 待商榷, 所得公式缺乏物理意义。因而有必要对提 升速度进行详细的试验研究。 1 单颗粒在静水中的沉速 单颗粒在静水中的沉降试验, 在高 2m 的沉降 筒中进行。由于缺乏多金属结核试验物料, 试验选 用密度比多金属结核大的卵石及密度比多金属结核 小的煤块。卵石密度为 QS 2700kg/ m3, 形状系数 平均 值为 CFS01656。煤块 的密 度为 QC 1460kg/ m3, 形状系数平均值为 CFC 01674。由于 卵石表面光滑, 煤块表面粗糙, 因此所选取的颗粒具 有一定的代表性。试验所用物料粒径在 2 50mm。 每个颗粒测 3 次, 取平均值作为该颗粒的沉降速度。 实测的颗粒沉速结果见图 1。 由试验点利用指数型曲线回归的颗粒沉速计算 公式卵石为式 1 , 煤块为式 2 所示, 其中 d 为颗 粒直径。 XS 4149 d0151 XC 2158 d 015 2 利用斯托克斯公式, 颗粒的沉速可表示为 XP CFC[ 4 QP- Q0 gd/ 3CDQ0] 1/2。 分别代入卵石和 煤的密度, CD取为 014, 再乘以颗粒形状系数即得 理论推导的沉速计算公式, 卵石沉速为式3, 煤块 沉速为式4。 第 58 卷 第 1 期 2 0 0 6 年 2 月 有 色 金 属 Nonferrous Metals Vol158, No11 February 2 0 0 6 图 1 两种颗粒沉降速度 Fig11 Settling velocities of two kinds of particles XS CFC[ 4 QS- Q0 gd/ 3CDQ0] 1/2 4189 d 0 1 5 3 XC CFC[ 4 QP- Q0 gd/ 3CDQ0] 1/ 2 2153 d 015 4 比较式 1 和式 3 及式 2 和式 4 可知, 对粗 颗粒来说, 采用斯托克斯公式计算静水中颗粒沉速, 可以得到比较满意的结果。 2 单颗粒的浮游流速 颗粒的浮游流速是指颗粒在垂直向上的水流 中, 刚好能够开始悬 浮的水流速度。在直 径为 150mm 有机玻璃垂直管道中观察了卵石和煤块的 浮游流速。试验开始时在管道底部放入颗粒, 然后 逐步加大流速, 当颗粒在管道中不停跳跃时, 记录此 时的流速为该颗粒的浮游流速, 结果如图 2所示。 图 2 两种颗粒浮游速度 Fig12 Floating velocities of two kinds of particles 图 2 表明, 颗粒的浮游速度小于其静水中的沉 速。试验中管道的输送条件处于水力光滑区, 根据 光滑区计算的管道流速分布[3]见图 3。根据试验观 测, 决定颗粒运动的是颗粒周围水流的流速。如果 颗粒处于管道中部流核处, 水流流速大于颗粒沉速, 颗粒向上运动。相反, 若颗粒处于靠管壁处, 水流流 速小于颗粒沉速, 颗粒则会落下。由于试验所测定 的浮游流速是当时的管道断面平均流速, 所以颗粒 浮游速度都小于颗粒在静水中的沉速。计算得到管 道中心的最大流速约为管道断面平均流速的 114 倍, 比管壁处流速大的更多。因此可以认为, 对于单 颗粒而言, 当颗粒周围的流速大于或等于颗粒静水 沉速时, 颗粒就会开始在水中悬浮。 图 3 管道中流速分布 Fig13 Velocity distribution in vertical pipe 3 垂直管水力提升临界淤堵流速 在前述试验的基础上, 进行了垂直管水力提升 试验, 以确定颗粒的临界淤堵流速。试验是在清华 大学泥沙实验室垂直管上进行的, 管道垂直高度 714m, 采用沃曼泵作为动力, 75kW 直流电机驱动, 图 4 提升试验设备示意 Fig14 Scheme of lifting equipment 采用可控硅无级变速, 试验设备示意图见图 4。 试验 颗粒采用煤颗粒, 密度为 1460kg/ m3。试验中从一 83第 1 期 姜 龙等 垂直管水力提升临界淤堵流速的实验 个较大的初始流速开始逐渐减少, 直至试验系统堵 塞, 记录当时的提升流速即为颗粒的临界淤堵流速。 共进行 5 组试验, 前 3 组试验采用相同颗粒级 配, 改变颗粒浓度进行试验, 研究颗粒浓度对颗粒临 界淤堵流速的影响。后两组试验保持相同的颗粒浓 度, 采用不同颗粒级配进行试验, 研究颗粒级配对颗 粒临界淤堵流速的影响, 各组试验的煤颗粒级配见 表 1。实测的各组临界淤堵流速结果见表 2。 表 1 各组颗粒级配组成 Table 1 Particle size distribution of test samples 组次粒径范围 di/mm所占比率 /平均粒径 dm/ mm 1 23313 I, II2 103313715 10 203313 1 23313 III2 103313715 10 203313 1 23313 IV2 1033131018 20 303313 1 23313 V2 1033131615 30 403313 4 垂直管水力提升临界淤堵流速公式 推导与验证 根据理论分析, 颗粒临界淤堵流速与颗粒密度、 最大颗粒粒径、 颗粒粒径组成、 颗粒浓度等因素都有 关系。考虑到水力提升过程中颗粒的受力与其在静 水中的等速沉降过程相似, 则一个静止颗粒在垂直 输送管道中刚要起动时的受力平衡[ 2]可以表达为 式 5 。 g QP- QFPd 3/ 6 kQ FPd2/ 4 CD VF 2/ 2 5 式中 k - 修正系数; QP- 颗粒密度; QF- 流体的密 度; d- 颗粒直径, CD- 阻力系数; VF- 颗粒周围水 流的流速。 则可以求出当颗粒刚好能够在垂直管道 中起动时, 颗粒周围的水流速度为式 6 。 VF k[ 4 QP- Q0 gd/ 3CDQ0] 1/ 2 6 此时的流速与单颗粒的静水沉速基本一致, 由 于颗粒位置是随机的, 如大颗粒处于管壁处, 则管壁 处的流速必须大于等于式6 。 因此, 式6 必须乘 于一个系数才等于管道平均流速, 另外式6 不能 反映实际提升过程中颗粒形状、 水流紊动等因素对 管道临界淤堵流速的影响。 由于管道中存在颗粒的 相互作用, 临界淤堵流速不仅受所输送的最大颗粒 粒径的控制, 还受到颗粒级配的影响。 为了反映以上 因素对临界淤堵流速的影响, 将式6 改为式7 的 形式表示的管道临界淤堵流速。 VD KCF{ [ 4g QP- Q0 dmaxdm 015/ 3CDQ0 ] } 1/2 7 式中 K - 流速系数; CF- 颗粒形状系数; dmax- 提 升颗粒的最大粒径; dm- 提升颗粒的平均粒径。 在水力提升试验中, 实测的是固液两相流的平 均流速。 参考浓度对沉速的影响[3], 式7 中的流速 因是水的流速, 应比平均流速偏小1- CV 倍。 当颗 粒在水流作用下处于临界状态时, 颗粒滞后作用比 较显著, 管道内的浓度增大[4]。 因此, 临界淤堵流速 比式7 所表达流速的1- CV 倍更小。 综合以上 分析, 垂直管颗粒水力提升临界淤堵流速的半理论 半经验公式可以写成式8 。 VD KCF{ [ 4g QP- Q0 dmaxdm 015/ 3CDQ0 ] } 1/21- CV n 8 式中 n 为浓度影响指数。 根据实测资料得到 K 为 213, n 为- 215。 采用以上公式计算所得临界淤堵流 速结果见表 2, 计算与实测基本一致。 表 2 各组试验临界淤堵流速结果与 计算结果比较 Table 2 Comparison of measured and simulated results for critical velocity 组次 颗粒质量浓 度 CW/ 颗粒体积浓 度 CV/ 实测临界流速 VC1/ m s- 1 计算临界流速 VC2/ m s- 1 I53150170173 II10711018101 81 III153150190188 IV53150170169 V53151121106 某煤炭学研究院, 曾在抚顺煤矿水采现场进行 过喂煤机水力提升试验[5]。试验中管道最大直径 300mm, 煤 密 度 为 1400kg/ m3, 最 大 颗 粒 粒 径 120mm, 煤水比 1B6152相当于质量浓度 1312 , 试 验中未实测颗粒组成, 试验者估计平均粒径 40mm 左右, 实测的淤堵流速 2m/ s, 采用公式 8 计算结果 见表 3, 计算结果与实测结果符合得较好。 表 3 某煤炭学研究院试验数据 Table 3 Data from some Coal Research Institute 颗粒质量浓 度 CW/ 颗粒体积浓 度 CV/ 实测临界流速 VC1/ m s- 1 计算临界流速 VC2/ m s- 1 1312102211 另外, 还利用水力提升多金属结核临界淤堵流 84有 色 金 属 第 58卷 速试验结果对公式进行了初步验证。多金属结核密 度 2000kg/ m 3, 最大颗粒粒径约为 50mm, 提升质量 浓度 CW 10 , 实测临界淤堵流速 2m/ s左右。由 于试验中缺乏平均粒径的实测资料, 设平均粒径为 20mm, 计算得临界淤堵流速为 1187m/ s, 如设平均 粒径为 25mm, 则计算临界淤堵流速为 1198m/ s。 计算结果与深海采矿水力提升试验基本一致。 5 结论 颗粒向上运动主要受颗粒周围水流流速影响, 当管壁处的流速与此位置的颗粒沉速基本一致时, 垂直管处于临界淤堵状态。垂直管水力提升临界淤 堵流速不仅随粒径增大而增大, 而且随提升浓度增 加而增大。 所推导的垂直管水力提升临界淤堵流速的半理 论半经验公式, 跟已有的研究成果相比, 反映了影响 临界淤堵流速的主要因素, 能够较好的预测临界淤 堵流速, 对于管路系统设计和运行有较大实际意义。 因此试验组次不多, 所的结论还有待更多试验 资料验证。 参考文献 [ 1] 金文斌, 黄小平, 高文鹏1 大颗粒物料在垂直管内最小输送速度的试验研究[ J] . 矿业研究与开发, 1997, 2 17- 201 [ 2] 申焱华, 毛纪陵, 凌 胜1 垂直管道固液两相流的最小提升水流速度[ J] . 北京科技大学学报, 1999, 6 519- 5221 [ 3] 李 蘅1 深海采矿水力提升系统粗颗粒运动规律模拟研究[ D]. 北京 清华大学, 2003 43- 481 [ 4] 费祥俊1 浆体与颗粒物料输送水力学[M] . 北京 清华大学出版社, 1994 73- 791 [ 5] 钱 宁1 泥沙运动力学[M] . 北京 科学出版社, 1983 60- 701 [ 6] 夏建新, 倪晋仁, 黄家桢1 粗颗粒物料在垂直管流中的滞留效应[ J] . 矿冶工程, 2002, 3 37- 401 [ 7] 辽宁省煤炭工业管理局1 FS- 25 型罐式喂煤机 U 型水力提升[K]. 唐山 水力采煤研究所, 1966 5- 101 Experiment on Critical Velocity in Vertical Pipes for Hydraulic Lifting JIANG Long, LI Peng-cheng, TIAN Long, HAN Wen-liang Department of Hydraulic and Hydropower Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China Abstract T he critical lifting silt velocity for vertical hydraulic lifting is investigated by experiments, and the partly theoretical and partly experienced ula on the critical lifting silt velocity calculation for vertical hydraulic lift - ing is derived1 T he upward movement of the particles in the vertical hydraulic lifting system is mainly effected by the flow rate of the surrounding water, while the flow rate near the tube wall is almost same as the particle settling velocity in static fluid, the vertical tube will be in the silt situation1 The critical lifting silt velocity for vertical hydraulic lifting is not only increased with the increase of the particle size, but also increased with the in - crease of the pulp concentration1 The developed ula can represent the dominant factors impacting on the critical lifting silt velocity, and well predict the critical lifting silt velocity, it has great practical importance for pipeline design and operation1 Keywords hydrodynamics; critical velocity; vertical pipes; hydraulic lifting 85第 1 期 姜 龙等 垂直管水力提升临界淤堵流速的实验