井下充填料管道泵送阻力与输送参数优化研究
时间：2023-06-21 12:05:04 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
韦敏康，高 峰，高如高，梁耀东，罗增武
(1.广西高峰矿业有限责任公司；
2.中南大学资源与安全工程学院；
3.湖南科技大学资源环境与安全工程学院)
广西高峰矿业有限责任公司(下称“高峰矿”)是中国重要的锡生产基地，并伴生锌、铅、锑、银等多种金属资源。矿山采用机械化上向水平分层充填采矿法开采，建有一套全尾砂结构流体胶结充填系统，可以满足充填需要。目前,高峰矿采深已达1 200 m[1]，为了降低废石运输成本和充填成本，矿山拟将井下部分废石破碎，然后与尾砂、水泥利用充填工业泵进行混合、搅拌和泵送充填，主要用于构筑底部结构、采场浇面及对充填强度有较高要求的结构工程。
矿山泵压输送充填基于泵送混凝土技术发展而来，其主要原理为通过挤压输送设备实现膏体充填料(高浓度固液混合物)的泵压输送[2-3]，具有无需脱水和不受充填倍线限制等优点。随着膏体充填技术的发展[4-6]，其在国内金川镍矿[7]、会东铅锌矿[8]及宝山矿[9]等诸多矿山已有应用。但碎石胶结泵送充填系统泵送管道磨损大、堵管风险高[10]。为了确定高峰矿高浓度尾砂块石混合充填料浆泵送的输送性能指标，应用两相流颗粒流动力学理论，结合管道输送流态化系统特点，进行了浓度为86 %、84 %、83 %、81 %、79 %的全尾砂料浆泵送仿真计算，以期为充填管网设计提供理论依据。
为完善矿山充填输送系统，通过试验与数值模拟相互验证的方法进行输送参数优化。一般全尾砂浆体浓度较高，尤其是含有较多细粒级颗粒时，其剪切速率与切应力呈现非线性关系，表现为一种固液两相混合的非牛顿流体[11]。普通模型对流场多相混合状态采用了平均化处理，对离散相的运动与作用分析存在不足。本文应用两相流颗粒流动力学理论，结合管道输送流态化系统特点[12]，利用Fluent平台的欧拉DDPM颗粒流模型分析高浓度固液两相流，对充填料浆泵送中高浓度固液两相流运行状态进行分析。
1.1 模型计算域圈定
模型采用Workbench平台中的ICEM CFD模块进行前处理，与实际尺寸一致。以充填工业场地在井下-225 m水平为起点，充填管线延伸至-150 m中段，取主体充填路线进行实体模型构建，见图1。管道竖直高度75 m，总长度485.3 m，弯管处曲率半径0.3 m。模型网格划分以管内流体流向为基线进行非结构化划分，弯管处采用贴体网格，以提高计算收敛精度，见图2。输送模拟过程中以充填物料作为颗粒离散相进行输出满管流计算。
图1 矿井充填管线布置示意图
图2 充填输送CFD非结构化模型
由于矿山充填管道输送浆体粒径存在一定离散性，管道冲蚀效应不同于常规欧拉模型的固液两相均匀流作用，因此基于密相DPM模型与CFD方法进行耦合求解计算。基于双流体的概念，将液相作为连续相，颗粒相作为离散相，借鉴稠密分子运动理论，认为固体颗粒在运动过程中颗粒间不断发生碰撞，从而在流场分析中应充分考虑颗粒冲击磨损。
1.2 颗粒流计算特征参数
从全尾砂粒径特征分析，高峰矿充填全尾砂粒径较细，充填尾砂级配不均，但粒级分布范围较广，密实程度较好，故采用全尾砂颗粒初始粒径参数作为计算依据。对于颗粒参数设置，只用“平均径”或“中位径”来描述颗粒的物理力学性质是不够的，必须求出尾砂的粒径分布。采用罗辛拉姆勒(Rosin-Rammler)粒径分布函数来描述粒径参数，从以往的粒径测试结果可以得出，全尾砂样本中位径存在一定变化，软件中仅用中位径进行描述的方法存在不足。因此，拟对Rosin-Rammler粒径分布函数中各因素之间的内在联系进行分析。
Rosin-Rammler粒径分布函数是一种累积分布形式，其表达式如下：
G=1-exp[-adn]
(1)
式中：G为颗粒累积百分数(%)；
d为尾砂粒径(mm)；
n为分布指数，n>1时，a为粒径系数。
为分析粒径分布系数与指数间存在的关系，对式(1) 进行求导，依据Rosin-Rammler粒径分布函数的曲线走势，将d0作为分布参数更符合函数本身的规律，能够降低中位径描述存在的偏差，可得：
d0=[(n-1)/an]1/n
(2)
将式(2)代入式(1)，则粒径分布函数用d0与n进行表示，即：
(3)
在DDPM颗粒流模型分析计算过程中，固液两相流体表现出一种精细的相互作用机制。与大多数欧拉方法一样，连续相(水流)以准均匀场的形式扫略所有网格，以非相变运动的连续性方程为准则进行演化。不同于常规方法的是，DDPM颗粒流模型分析计算兼容了连续型与离散型计算。
1.3 自定义精细曳力模型
计算方程采用Euler-Granular模型相关方程，液相连续性方程采用式(4)进行计算。
(4)
计算采用E-G方法进行相态追踪，并利用基于KTGF理论的密相DPM模型分析固液两相流。颗粒相与连续相采用完全耦合方式，不考虑颗粒相之间、连续相及颗粒与连续相之间的热量交换。计算区域和控制方程的离散采用有限体积法，流场数值计算采用分离解法中压力耦合方程组的半隐式方法(SIMPLE算法)，初始条件计入重力加速度-9.81 m/s2。
DDPM颗粒流模型计算了不同输送浓度与流量下的充填输送过程受力情况、流场特性与离散相分布结果，在靠近流场内单元边界和出口时，接触面采用溢出模式进入下个作用阶段。颗粒相作用于运动特征变化，通过Granular追踪体系下节点信息反馈的形式实现实时记录。
2.1 不同输送浓度下流场特征分析
为满足矿山充填系统优化运行实际需求，控制浓度为79 %～86 %，预设料浆灰砂比1 ∶4，废尾比5 ∶5，初始输送速度2 m/s。对不同料浆输送浓度的输送情况进行模拟分析。浓度81 %情况下流场内整体阻力状态分布云图见图3。
图3 浓度81 %情况下流场内整体阻力状态分布云图
从图3可以看出：流场内管道输送阻力从入口处随流程长度逐级降低，在弯管处存在一定程度的差异，但随着距离的增加，压力分布继续呈现稳定降低态势。经过仿真计算，料浆在管道中速度变化情况为在入口处速度分布均匀，初始速度为2.12 m/s，最大速度出现在管道中心处，在初始泵送阶段，最大速度一度达到3.41 m/s。流场内整体动压由于流量稳定控制，因此流速稳定。设定不同方案进行模拟，提取管道基线料浆浓度为79 %～86 %的输送静压进行分析，结果见图4。
图4 管道输送阻力分布曲线
不同浓度下，充填料浆表现出不同的输送特征。从阻力损失计算结果可以看出，管道阻力损失的最大值为4.76 MPa(浓度86 %)，最小值为2.45 MPa(浓度79 %)。随着料浆浓度的降低，管道输送压力绝对值均变小，阻力损失逐步降低。各方案之间入口压力差异较小，但出口压力差异增大，出现了数量级的差异，说明在同一流量下，料浆浓度的升高会增加管壁与颗粒流之间的黏滞阻力。当浓度低于84 %时，压力差低至4 MPa以内，阻力损失变化也持续降低。主要原因是随着不断被稀释，料浆流动性得到改善，但随着尾砂含率的减少，流体密度降低趋势变缓，改善的幅度降低。通过各方案的对比，说明在稳态管道流场内，适当降低料浆浓度有助于改善输送流动性，但料浆浓度较低时，效果逐渐不明显。
在输送流量稳定的情况下，不同浓度料浆输送的压降均从出口处随着输送距离的增加而加速增长，最终静压值在出口处达到最低值，与充填倍线对输送的影响规律相符。由于是向上阶段泵送，所以阻力损失较大，随着浓度的提高，对输送流动状态影响较大。不同输送方案的入口及出口流速分布云图见图5。在固定入口流速为2 m/s的初始条件下，浓度为79 %和81 %几乎能够维持初始的流动状态，流速下降不明显，而浓度为83 %和84 %时，流速虽然有所降低，但浆体流型仍然与之前一致，在调节泵压的情况下可以完成输送。当浓度升至86 %时，整体流速低至0.5 m/s 左右，不利于输送。
图5 流速分布云图
在弯管较集中的区域，颗粒分布明显更加密集，均匀入射进入流场的颗粒将出现明显的非均匀流特征。根据颗粒追踪结果，提取两相混合流体对管壁形成的剪切应力进行分析，通过设置不同料浆输送流量方案，对流场内两相混合流冲蚀管道壁面模拟计算，输送浓度86 %时壁面剪切应力分布云图见图6。
图6 管道输送壁面剪切应力分布云图
在初始阶段，两相混合流在流场内分布相对均匀,流速也相对稳定，随着颗粒运动接近弯管部分，固体相内部出现了混合，颗粒聚集程度提高，在弯管处出现了明显的剪切应力集中，说明固相流在弯管壁面位置发生了频繁的旋转与碰撞。最大应力值集中出现在向上泵送处，达到了1 970.23 Pa。提取不同输送浓度方案最大剪切应力值进行分析，结果见表1。
表1 不同输送浓度方案最大剪切应力值统计
从表1可以看出：当浓度为79 % ～84 %时，管道输送阻力损失与管壁剪切应力呈现线性增长趋势，但当浓度升至86 %时出现了激增。主要原因为：固液两相满管流状态下，浓度与流量均保持比较稳定的状态，当浓度发生改变时，改变的是颗粒相进入流场的频率。随着流量的增大，管壁阻力、相间曳力及离散相内部碰撞都会加剧，从而导致输送能耗提高，阻力损失增大。这一结果说明，不同于浓度变化，输送状态变化对管道输送阻力与磨损的影响是直接的，浓度过高会增加输送消耗和管壁磨损，长期工作容易造成跑浆与泄漏现象。通过各方案的对比，说明在满足充填料浆输送能力的前提下，应当尽量降低输送流量来减小管道输送的阻力损失，从而降低能耗与管道磨损。通过分析可以得出，浓度为86 %的方案导致了颗粒相质量分布的明显集中，而且造成了输送流速的降低，加大了泵送的能耗，随着输送距离的增加，可能导致料浆发生淤堵现象。为了尽量提高充填体质量与保障充填效率，同时考虑在泵送压力合理的情况下，建议选用浓度83 %～84 %的输送参数。
2.2 不同废尾比方案下的流场特征分析
为研究废石混合充填输送过程中管壁受固液两相流冲蚀影响，选用浓度83 %和84 %，废石尾砂混合比为6 ∶4和7 ∶3的方案下管壁冲蚀率进行模拟监测，取垂直泵送位置的冲蚀核心区域作为监测范围。在仿真过程中，流体冲蚀作用主要集中在弯管区域，直管段冲蚀作用比较小。为了对比不同输送浓度下的冲蚀效应，以最大冲蚀率为中心，提取不同浓度下管壁冲蚀集中区基线上冲蚀率数据，结果见图7。
图7 不同浓度方案的冲蚀分布图
冲蚀率是通过统计每个颗粒对壁面的累积损伤来计算的。从不同浓度方案的冲蚀分布图中可以看出：冲蚀影响的主体范围在距弯管10 m左右的范围内，越接近弯管部分，冲蚀率增长越明显，最大冲蚀率均出现在基线原点处，其最小值为8.93×10-8kg/(m2·s)(浓度83 %，废尾比6 ∶4)，最大值为1.44×10-7kg/(m2·s)(浓度84 %，废尾比7 ∶3)。从不同方案最大冲蚀率和影响范围的对比可以看出：废尾比较低时，冲蚀率和影响范围增长较缓。而达到较高比例时，冲蚀率发生了一定的波动，此时，弯管处表现了一些湍流状态，说明不宜继续提高比例。采集冲蚀数据绘制冲蚀影响图(见图7)，从冲蚀影响图中可以看出，随着料浆浓度的增加，冲蚀率中位值呈近线性增长，说明随着浓度的增加，颗粒相对管道的冲蚀不断累积。除去离群值的影响，颗粒流对充填管道的冲蚀是一个长期作用，固体砂粒对管道的冲刷将持续进行，直至出现管底破损。通过对比可以看出，在泵送条件下，料浆浓度和废尾比控制不宜过高，有利于保持流场的稳定与较低的冲蚀破坏。
1)针对不同浓度，通过对阻力损失、冲蚀率和流速分布特征进行分析对比表明，随着不断被稀释，料浆流动性得到改善。但随着尾砂含率的减少，流体密度降低趋势变缓，改善幅度降低。模拟结果显示，越接近弯管部分，冲蚀率增长越明显，长期作用可能对管道造成破坏。
2)对于输送过程的粒径特征，由于弯管附近的湍流效应，颗粒原有粒径结构被打破，局部形成粗颗粒集中，可能造成堵管。而低浓度料浆大量产生，会降低充填体质量。从仿真分析的结果来看，浓度为83 %～84 %的方案符合输送需求；
废尾比方面，在满足强度的情况下，建议采用6 ∶4或7 ∶3，继续提升参数可能会出现冲蚀激增及淤堵的情况。
