DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.05.011

深海多金属硫化物集矿罩的流场分析和参数优化

刘少军^{1, 2, 3}，胡建华^{1, 2, 3}，戴瑜^{1, 2, 3}，胡琼^{1, 2, 3}，吕彤^{1, 2}

(1. 中南大学 机电工程学院，湖南 长沙，410083；

2. 长沙矿冶研究院 深海矿产资源开发利用技术国家重点实验室，湖南 长沙，410012；

3. 中南大学 深圳研究院，广东 深圳，518000)

摘要：在1种新的深海多金属硫化物开采设备的基础上，以双螺旋滚筒采集罩下的流体为研究对象，针对硫化物采集过程中可能形成的复杂多相流以及可能造成对周围海域生态环境污染等问题，采用Fluent的Coupled SIMPLE 算法及RNG k-ε湍流模型对流场进行仿真计算和分析比较，并且对多个物理参数，如2个滚筒之间的中心距、滚筒的转速、转动方向、矿物的堆积高度、矿物的颗粒直径和抽吸速度等进行优化。研究结果表明：为了达到最优的抽吸效果，2个滚筒中心距有最优值；海水入口处的速度不是越大越好，当海水入口处速度达到2 m/s后，再增加海水速度对缩短抽吸时间的效果不明显；2个滚筒相向运动对缩短抽吸时间效果明显；减少矿物粒径对缩短抽吸时间效果不明显。

关键词：深海多金属硫化物；固-液两相流；参数优化

中图分类号：P744；TD807         文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2017)05-1198-06

Flow field analysis and parameter optimization of deep-sea collector of SMS

LIU Shaojun^{1, 2, 3}, HU Jianhua^{1, 2, 3}, DAI Yu^{1, 2, 3}, HU Qiong^{1, 2, 3}, L Tong^{1, 2}

(1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;

2. State Key Laboratory of Deep Sea Mineral Resources Development and Utilization Technology,

Changsha Research Institute of Mining and Metallurgy, Changsha 410012, China;

3. Shenzhen Research Institute of Central South University, Shenzhen 518000, China)

Abstract: On the basis of a new deep-sea polymetallic sulfide mining device, the fluid under the double spiral drum collecting hood was used to study the complex multiphase flow which may be formed during the sulfide collection process and the possible impact on the surrounding marine environment pollution and other issues, coupled SIMPLE algorithm and RNG k-ε turbulence model of the CFD software Fluent were used to simulate and analyze, a number of physical parameters were chosen for optimization, such as the center distance between two spiral drums, drum speed, rotation direction, mineral accumulation height, the ore diameter, pumping velocity and so on. The results show that the distance of two drums has the optimum value to reach the optimal pumping effect. Seawater at the entrance of the speed is not the faster the better, when the speed reaches 2 m/s, shortening the pumping time effect is not obvious. The opposite direction of drums can reduce the time of pumping. Mineral particle size also has slight impact on pumping time.

Key words: seafloor massive sulfide; solid-liquid two phase flow; parameter optimization

由于陆地矿产资源有限，世界发达国家都开始关注海洋资源。近几十年来，人们发现了多种可供开发的深海矿产资源，但在开采过程中可能产生的环境问题也引起了国际社会的广泛关注。由于发生在国际海底的多金属硫化物开采必须在国际法约束下进行，必然会受到极为苛刻的国际环保标准的限制。在采集过程中既要降低开发成本，尽可能提高产量，又要尽可能避免采集装置的扰动对周围海域生态环境的影响，抑制污水向外形成浊流。针对这一要求，刘少军^[1]提出了一种新型双螺旋滚筒切削采集装置，有望成为我国深海多金属硫化物开采的参考原型。为达到环保和经济的要求，对该采集设备进行流场仿真分析并设计相关样机进行试验对于我国深海多金属硫化物开发和研究具有重大意义。双螺旋滚筒采集罩下的流场属于一种复杂而特别的固-液两相流，在切削过程中不断产生新的固体矿物，这与普通的固-液两相流不同。深海多金属硫化物的开采受到设备和成本等多方面的条件限制。随着固-液两相流理论及计算机技术的日趋成熟，利用CFD计算流体力学模拟的方法研究固-液两相流的流动规律已经成为当前研究多相流的主要方法。Fluent作为目前国际上应用最广的CFD软件之一，在固-液两相流研究方面应用广泛^[2]。徐海良等^[3]使用Fluent软件对深海采矿储料罐输送设备内固-液两相流进行了数值分析和计算，分析了锰结核颗粒粒径、储料罐内矿石堆积高度和入口速度对矿石输送浓度的影响。施卫东等^[4]使用固-液两相流理论研究了轴流泵的内部流场分布规律。周昌静等^[5]分析了叶片圆盘泵固-液两相流运动规律，研究表明固相颗粒主要集中在无液区。张海军等^[6]提出了一种新型输送设备以及研究设备内部的固-液两相流运动规律，认为液体漩涡多靠近叶片工作面，其方向与叶轮旋转方向相反，叶轮内各流道压力分布较均匀。吴迪等^[7]运用Fluent对充填管道内的料浆自流输送问题进行了数值模拟，分析了管道输送的阻力损失和弯管的受力情况，获得了料浆输送的最佳浓度和流量。陈林等^[8]研究了混凝土喷射机S管道固液两相流特性规律，通过实验和模拟数据对比，证明了模型的通用性。本文作者采用Fluent软件对深海多金属硫化物采集罩下的流场进行仿真分析，对与采集罩相关的多个待优化的参数进行分析与比较。

1  采集装置结构

图1所示为深海多金属硫化物双螺旋滚筒采集装置结构图。采集装置的原理为：通过底部2个螺旋滚筒对深海多金属硫化物进行切削破碎，借助螺旋滚筒的相向旋转和水流的作用将矿石碎片送至2个采矿头中间的集矿口附近，从而抑制了较小切削碎片向外扩散形成浊流，通过控制抽吸泵抽吸海水提升多金属硫化物碎片到储矿仓。螺旋滚筒转速及其中心距可自行调节。

图1  采集装置示意图

Fig. 1  Schematic diagram of collecting device

2  几何建模及网格划分

深海多金属硫化物双螺旋滚筒采集装置的模型特别复杂，并不具备良好的二维对称性，根据这一特点，建立1个三维模型图，如图2所示。图2中：l₀为出口处直径；l₁为2个滚筒间中心距，其值可调；l₂为采集罩横向长度；l₃为采集罩边缘离开地面的距离；l₄为采集罩纵向长度；d为滚筒直径；h为截齿高度。具体参数见表1。

在仿真之前对其结构进行简化，将采集罩向下延伸到地面，从而形成1个封闭的腔体。简化后计算模型图如图3所示。

图2  采集装置三维示意图

Fig. 2  Three-dimensional diagram of collecting device

表1  采集装备主要默认参数

Table 1  Main parameters of collecting device

图3 采集装置三维简化计算模型图

Fig. 3  Three-dimension computational model of collecting device

将上述模型导入Gambit后，网格尺寸设置为20 mm，共划分形成网格811 657个，网格模型图如图4所示。

图4  网格模型图

Fig. 4  Meshed model of collecting device

3  数学模型和仿真参数的设置

3.1  控制方程

考虑到固-液两相之间的互相作用不可避免，固相粒径不等，固-液两相存在着不同的运动速度，且颗粒初始分布为堆积状，所以，采用双欧拉模型进行计算，将硫化物碎片作为拟流体来处理。

3.1.1  液相连续性方程

               (1)

3.1.2固相连续性方程

             (2)

式中：为液相密度，为1.025 t/m³；为固相密度，为2.960 t/m³；u_i和u_si分别为液相和固相速度分量；t为时间；i为坐标方向，i=1, 2, 3。固相和液相的动量方程见文献[8]。

3.2  求解模型的建立

3.2.1  求解方法及方程的选择

该流体计算模型选择基于压力的非稳态求解方法，雷诺数求解公式为^[9]

                   (3)

式中：为流体密度；u为流体的平均流速；d为管径或者水力半径；为流体动力黏性系数。根据式(3)得Re约为1 000 000，大于2 000，故为湍流，选择使用最为广泛的RNG k-ε湍流模型。

3.2.2  多相流设置

在多相流模型中选择Eulerian(欧拉)模型，相数为2。自定义固相材料为“multi_sulfide”，设置基本相为液相“seawater”，第2相为固相“multi_sulfide”，设置其颗粒直径为固定值。

3.3  边界条件及仿真优化数值设定

1) 初始条件：海水充满整个采集罩内部，采集罩下部2个滚筒之间约有100 mm厚的硫化物碎块堆积。为了节省抽吸的能量，当硫化物碎块堆积达到一定厚度后才进行抽吸。

2) 海水进口边界条件：假设采集罩外侧到滚筒之间空隙封闭，2个滚筒之间的空隙为海水入口，抽吸入口处的速度决定了出口处的速度，它们之间存在线性关系。另外给出湍动能、耗散率的预估值。

3) 多金属硫化物进口边界条件：在采矿过程中，多金属硫化物不断增加，在滚筒下面定义了2个多金属硫化物进口，进口的速度由采矿车的前进速度、滚筒的转动速度和截齿的高度等因素共同决定。

4) 出口边界条件：采用自由出流条件，进入的海水和多金属硫化物都从上面的5个出口流出。

5) 壁面边界条件：定义3个壁面，其中2个是滚筒的外表面，它们的运动是复合运动，既向前移动，又绕轴转动；余下的1个壁面是采集罩内壁，在开采过程中它以一定的速度向前移动。

6) 抽吸完成状态的定义：定义当采集罩内固相体积分数的最大值小于2%时，为抽吸完成。

7) 关键参数：海水入口面积为0.9 m²，出口面积为0.157 m²，硫化物补充速度为0.05 m/s，硫化物入口面积为0.05 m²等。

8) 优化目标：缩短抽吸时间、减少抽水量和提高矿物抽吸平均浓度。该设备的优化目标是：平均抽吸体积分数5%以上，抽吸时间为2~3 s。

4  仿真结果及分析

4.1  多金属硫化物采集罩固相流场分析

在采集罩物理参数保持默认的情况下(见表1)，假设硫化物堆积高度为100 mm，设定入口处的海水速度为2 m/s，矿物的粒度为10 mm，计算罩内抽吸两相流，计算过程和结果如图5所示。从图5可以看出整个抽吸过程约需2 s。

4.2  矿物碎块的堆积高度与达到抽吸完成状态所需时间之间的关系

其他条件保持不变，确定开始新一轮抽吸工作时所需的硫化物堆积高度。若硫化物堆积高度不够就开始抽吸，则抽吸口的浓度达不到设计的要求。当矿物堆积高度为25，50，100，150和200 mm时，抽吸时间分别为1.7，1.8，2.0，2.2和2.6 s。

因为抽吸口的面积和速度是固定的，抽吸时间与用水量呈线性正比关系。由表2可知：当堆积矿物厚度为25~200 mm时，需要的时间都为2 s左右，可见堆积的矿石越多，抽吸所用的单位能耗越低，但若矿物堆积太多，则会严重影响切削。考虑到截齿的高度和矿物粒径等因素，设定当矿物堆积达到50~100 mm之间时开始新一轮抽吸。

4.3  2个滚筒之间的中心距与达到抽吸完成状态所需时间之间的关系

其他条件(包括堆积矿物量)保持不变，中心距在750~950 mm之间变动，分析中心距与抽吸完成时间之间的关系，仿真结果如图6所示。

由图6可知：中心距不是越短越好，中心距太短，会造成固体矿物阻塞；中心距太宽，就会造成空间浪费，无法形成强大的固-液两相流提升固体硫化物；当中心距为750~850 mm时，抽吸完成时间变化不大；当中心距为850~950 mm时，抽吸时间逐渐增大。在选择中心距时，既要考虑中心距不能太小，避免造成矿物阻塞，又要保证抽吸时间较短，故选择中心距800~900 mm为宜。

4.4  海水入口处的速度与达到抽吸完成状态所需时间之间的关系

同理，固定其他条件不变，改变入口处的水流速度，通过仿真计算，所得结果如图7所示。

由图7可知：当水流速度增大时，到达抽吸完成状态的时间变短，但并不是入口处速度越大越好，既要保证时间较短，又需要确保单位能耗较低；当入口海水速度大于2 m/s时，增加海水速度对缩短抽吸时间的效果不明显。若不断增加速度，只能以降低抽吸口的体积分数为代价，相当于抽了很多的海水，浪费了大量的能量。入口处的速度可以转化为抽吸口的速度，在抽吸过程中，可以不停地监测抽吸口的浓度来调节抽吸口的海水速度，间接地调节了海水入口处的速度。入口海水速度有1个最优值，这个最优值要根据多个因素来确定。根据上面分析，将海水入口处的最优速度暂定为2 m/s。

图5  不同时间的矿物体积分数φ

Fig. 5  Volume fraction contour for different flow time

图6  滚筒空隙与抽吸时间之间的关系

Fig. 6  Relationship between spiral drum’s distance and pumping time

图7  入口处速度与抽吸时间之间的关系

Fig. 7  Relationship between velocity of inlet and pumping time

4.5  滚筒方向和转速与达到抽吸完成状态所需时间之间的关系

假设其他条件不变，2个滚筒相向运动为正，相背运动为负，相向和相背运动见图2，运动范围为-20~20 rad/s。通过模拟计算，分析转动对抽吸时间的影响，结果如图8所示。由图8可知：双滚筒相背运动和相向运动都有利于抽吸，相向运动在更短的时间内完成抽吸。然而，在滚筒不转动情况下，所需要的抽吸时间最长。

图8  转速与抽吸时间的关系

Fig. 8  Relationship between rotating velocity and pumping time

4.6  矿物碎块直径与达到抽吸完成状态所需时间之间的关系

假设破碎矿物的粒径为一固定值，粒径分别为5，10，15，20，25，30，35，40，45和50 mm，通过模拟计算，得矿物粒径与抽吸时间之间的关系见图9。由图9可知：矿物粒径与抽吸时间存在良好的线性关系，颗粒直径越大，抽吸时间呈线性增加；曲线变化比较缓慢，矿物直径与抽吸时间关系不显著，说明颗粒粒度变大不会损失过多的能量，但从破碎能量的角度看，破碎的粒径越小，消耗的能量就会成倍增加^[10-11]。从提升角度看，在不阻塞通道的情况下不需要过多地考虑碎片的粒径。

图9  矿物粒径与达到平衡时间之间的关系

Fig. 9  Relationship between diameter and pumping time

5  分析和计算

在默认设备各个物理参数时，海水入口处的面积为0.9 m²，入口处的海水速度为2 m/s，矿物堆积高度为100 mm，2个滚筒中心距为900 mm，抽吸时间为2 s，矿物颗粒直径为10 mm，海水密度=1.025 t/m³，V_l=2×2×0.9=3.6 m³，硫化物密度2.960 t/m³，V_s=0.9×0.1×1=0.09 m³，可以计算出达到抽吸完成状态时，=3.69 t；= 0.266 t；体积分数为6.72%。

考虑到抽吸过程中还在不断切削，硫化物还不断增加，抽吸的平均体积分数约为7%，达到了优化目标。

6  结论

1) 双滚筒采集罩在各项参数优化的基础上，从开始抽吸到2 s内达到抽吸完成状态。

2) 在其他参数默认情况下，2个滚筒之间的中心距在800~900 mm之间为较优。

3) 海水入口处的速度不是越大越好，当海水入口处速度大于2 m/s时，增加海水速度对缩短抽吸时间的效果不明显。

4) 滚筒的方向和转速对缩短抽吸时间有较大效果。总体来说，2个滚筒相向转动有利于抽吸，不转动不利于抽吸。

5) 矿物的粒径对缩短抽吸时间有一定影响，粒度越大，抽吸时间越长；抽吸的平均体积分数可达7%左右，达到优化目标。

参考文献：

[1] 刘少军. 一种海底多金属硫化物切削装置: 中国, 2011103872253[P]. 2011-11-29.

LIU Shaojun. A new device for cutting SMS: China, 2011103872253[P]. 2011-11-29.

[2] 朱桂华, 马凯, 唐啸, 等. 错位桨对污泥固液两相流混合的数值模拟[J]. 工程设计学报, 2015, 22(1): 49-53.

ZHU Guihua, MA Kai, TANG Xiao, et al. Numerical simulation of the liquid-solid two phase flow mixture on sludge with shifted propeller[J]. Chinese Journal of Engineering Design, 2015, 22(1): 49-53.

[3] 徐海良, 周刚, 吴万荣, 等. 深海采矿储料罐输送设备固液两相流数值计算分析[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2012, 43(1): 111-117.

XU Hailiang, ZHOU Gang, WU Wanrong, et al. Numerical calculation and analysis of solid-liquid two-phase flow in tank transporting equipment for deep-sea mining[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(1): 111-117.

[4] 施卫东, 邢津, 张德胜, 等. 后掠式叶片轴流泵固液两相流数值模拟与优化[J]. 农业工程学报, 2014, 30(11): 76-81.

SHI Weidong, XING Jin, ZHANG Desheng, et al. Numerical simulation and optimization of solid-liquid two-phase turbulent flow in back swept axial pump[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering, 2014, 30(11): 76-81.

[5] 周昌静, 陈国明, 徐场航. 叶片圆盘泵固液两相流动规律数值模拟[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2010, 34(5): 147-151.

ZHOU Changjing, CHEN Guoming, XU Changhang. Numerical simulation of solid-liquid two-phase flow mechanism in disc pump with radial straight blade[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2010: 34(5): 147-151.

[6] 张海军, 刘炯天, 王永田. 新型柱浮选泡沫输送装置及固液两相流动特性[J]. 中国矿业大学学报, 2011, 40(16): 933-937.

ZHANG Haijun, LIU Jiongtian, WANG Yongtian. Solid-liquid two-phase flow characteristics in a new transportation device for column flotation froth[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2011, 40(16): 933-937.

[7] 吴迪, 蔡嗣经, 杨威, 等. 基于CFD的充填管道固-液两相流输送模拟及试验[J]. 中国有色金属学报, 2012, 22(7): 2133-2140.

WU Di, CAI Sijing, YANG Wei, et al. Simulation and experiment of backfilling pipeline transportation of solid-liquid- two-phase flow based on CFD[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(7): 2133-2140.

[8] 陈林, 周立强, 吴程晨. 混凝土喷射机S管道固液两相流数值模拟[J]. 矿业研究与开发, 2013, 33(1): 96-99.

CHEN Lin, ZHOU Liqiang, WU Chengchen. Numerical simulation of s-type tube valve of shotcreter based on two-phase flow model[J]. Mining Research and Development, 2013, 33(1): 96-99.

[9] 李进良, 李承曦, 胡仁喜. 精通FLUENT6.3流场分析[M]. 北京: 化学工业出版社, 2010: 4-5.

LI Jingliang, LI Chenxi, HU Renxi. Master FLUENT6.3 flow field analysis[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2010: 4-5.

[10] 谢和平, 鞠杨, 黎立云, 等. 岩体变形破坏过程的能量机制[J]. 岩石力学与工程学报, 2008, 27(9): 1729-1740.

XIE Heping, JU Yang, LI Liyun, et al. Energy mechanism of deformation and failure of rock masses[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(9): 1729-1740.

[11] 谢和平, 彭瑞东, 鞠杨, 等. 岩石破坏的能量分析初探[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(15): 2603-2608.

XIE Heping, PENG Ruidong, JU Yang, et al. On energy analysis of rock failure[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(15): 2603-2608.

(编辑  陈灿华)

收稿日期：2016-06-11；修回日期：2016-08-15

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51074179)；深圳市科技创新基础研究项目(JCYJ20130401160614378) (Project(51074179) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(JCYJ20130401160614378) supported by Science and Technology Innovation Basic Research Foundation of Shenzhen Municipality)

通信作者：胡建华，博士，从事深海采矿研究；E-mail: hujianhua2008@hotmail.com