高落差复杂地形浆体管道消能方式研究.pdf

高落差复杂地形浆体管道消能方式研究 ① 陈光国１， 郑 皓２， 唐达生２ （１．中煤科工集团武汉设计研究院有限公司 管道输煤所，湖北 武汉 ４３００６４； ２．长沙矿冶研究院有限责任公司 深海矿产资源开发利用技术国家重点 实验室，湖南 长沙 ４１００１２） 摘 要 总结了国内外高落差浆体管道工程的加速流防护经验，介绍了 １０ 余种消能方式，并从技术和经济上进行了分析比较，可为 今后各种复杂地形浆体管道的工程设计和运营管理提供参考。 关键词 浆体管道； 加速流； 气蚀； 消能 中图分类号 ＴＤ５２２文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１７．０１．００３ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１７）０１－００１０－０４ Ｅｎｅｒｇｙ Ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ Ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ Ｓｌｕｒｒｙ Ｐｉｐｅｌｉｎｅ Ｔｈｒｏｕｇｈ Ｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ Ｔｅｒｒａｉｎ ｗｉｔｈ Ｈｉｇｈ Ｄｒｏｐ ＣＨＥＮ Ｇｕａｎｇ-ｇｕｏ１， ＺＨＥＮＧ Ｈａｏ２， ＴＡＮＧ Ｄａ-ｓｈｅｎｇ２ （１．Ｃｏａｌ Ｐｉｐｉｎｇ Ｄｉｖｉｓｉｏｎ， Ｗｕｈａｎ Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ Ｌｔｄ ｏｆ Ｃｈｉｎａ Ｃｏａｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｇｒｏｕｐ， Ｗｕｈａｎ ４３００６４， Ｈｕｂｅｉ， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｅｘｐｌｏｉｔａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ Ｄｅｅｐ-ｓｅａ Ｍｉｎｅｒａｌ Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ， Ｃｈａｎｇｓｈａ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｍｉｎｉｎｇ ａｎｄ Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ Ｃｏ Ｌｔｄ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１００１２， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅｓ ｏｎ ｐｒｅｖｅｎｔｉｎｇ ａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄ ｆｌｏｗ ｉｎ ｐｒｏｊｅｃｔｓ ｏｆ ｓｌｕｒｒｙ ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｗｉｔｈ ｈｉｇｈ ｆａｌｌ ａｔ ｈｏｍｅ ａｎｄ ａｂｒｏａｄ ｗｅｒｅ ｓｕｍｍａｒｉｚｅｄ， ａｎｄ ｍｏｒｅ ｔｈａｎ １０ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ｗｅｒｅ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ． Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｆｒｏｍ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ａｎｄ ｅｃｏｎｏｍｉｃ ａｓｐｅｃｔｓ ｃｏｕｌｄ ｐｒｏｖｉｄｅ ｓｏｍｅ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｍａｎａｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ｓｌｕｒｒｙ ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｒｕｎｎｉｎｇ ｔｈｒｏｕｇｈ ｖａｒｉｏｕｓ ｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ ｔｅｒｒａｉｎ ｉｎ ｔｈｅ ｆｕｔｕｒｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｓｌｕｒｒｙ ｐｉｐｅｌｉｎｅ； ａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄ ｆｌｏｗ； ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｅｒｏｓｉｏｎ； ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ   管道输送比公路和铁路运输方式在技术经济上更 加优越，主要在于管道能轻易穿跨崇山峻岭、河流峡谷 等复杂地形地貌。 同时，高落差复杂地形流体管道的加 速流和气蚀危害也频繁发生，加速流和空化气蚀现象带 来了管材内壁成倍加速磨蚀，管道振动加剧、下坡段管 道产生弥合水击［１－３］等不利影响，在管道输送工程设计 和运营管理过程中必须采取相应措施重点解决。 １ 复杂地形浆体管道加速流和气蚀 当浆体管道在地形条件起伏不平、中途有峰点或 顺坡敷设坡度较陡时，从峰顶向下流动的浆体可能会 发生满管流动的摩阻损失不足以消耗峰点势能的情 况，从而出现一段快速下滑的非满管流（亦称不满 流），其流速由小到大逐渐加速，在加速流段的终点 处，流速突然由大变小，从而在管道加速流段末端产生 水跃［４］，直至在新的条件下满管流的摩阻恰好可以消 耗加速流终点或满管流起点的势能为止。 峰点的多余 势能通过管道加速流段和“水跃”段联合作用消耗。 加速流段为非满管流，流速 ｖ 逐渐增大，直至其摩阻损 失等于该管段的最大敷设坡度，从而达到平衡。 高落差管道加速流示意如图 １ 所示。 管道中产生 加速流的条件是 ΔＨ ＞ Ｉｐ（Ｌ１ ＋ Ｌ ２） 或 ΔＨ － ＩｐＬ２ ＝ Δｈ ＞ ０ 式中 Ｌ１为加速流段；Ｌ２为底部满管流段；Δｈ 为加速流 段垂直高差；ΔＨ 为整个下坡段垂直高差；Ｉｐ为整个下 坡段平均水力坡度。 加速流最大流速为 ｆ ４Ｒ０ ｖｍａｘ２ ２ｇ ＝ ｓｉｎθｍａｘ （１）   Ｒ０＝ Ｄ ４ － （Ｄ － ２ｈ）ｈ（Ｄ － ｈ） ０．０３４ ８８ｃｏｓ －１ １ － ２ｈ Ｄ     Ｄ （２） ①收稿日期 ２０１６－０９－３１ 基金项目 国家自然科学基金（５１３３９００８， ５１４３４００２）；中国煤炭科工集团科技创新基金（２０１４ＱＮ０３６） 作者简介 陈光国（１９８５－），男，湖南常德人，硕士，工程师，主要从事浆体管道输送及深海采矿工程的设计和技术研究。 第 ３７ 卷第 １ 期 ２０１７ 年 ０２ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３７ №１ Ｆｅｂｒｕａｒｙ ２０１７ 万方数据 Ip L2L1 Δh ΔH h θ ΦD 图 １ 高落差管道加速流示意 ｆ ＝ ０．３３２ ５９ ｌｎ ε ３．７Ｄ ＋ ５．７３８ ５ Ｒｅ０．９        ２ （３） Ｒｅ ＝ ｖＤρ η （４） 式中 ｖ 为管道流速，ｍ／ ｓ；θｍａｘ为倾斜管道最大敷设角 度；ｆ 为范宁摩阻系数；Ｒ０为不满流段水力半径；Ｄ 为 管道内径，ｍｍ；ｈ 为管道不满流的液位高度，ｍｍ；ｇ 为 重力加速度，ｍ／ ｓ２；ε 为管道内壁粗糙度，ｍｍ；Ｒｅ 为雷 诺数；ρ 为流体密度，ｋｇ／ ｍ３；η 为拟均质浆体宾汉体刚 度系数，Ｐａｓ。 在复杂地形管道输送时，流体在密闭的高落差管 道中流动，加速流的出现往往附带着气蚀危害。 气蚀（亦称空蚀）现象是当流体流经管道峰点低 压处时，管中的压强下降到相应温度的蒸汽压强时，流 体的连续性即遭破坏，水流内部出现充满蒸汽和空气 的气泡，并快速溢出聚集到管道顶部，随着流体沿下坡 段快速下行，高速水流高度紊动，将低压区放出的气泡 随流带走，当气泡带到下游高压区时，由于内外压差迫 使气泡瞬间溃灭，四周的水流质点以极快的速度去填 充气泡空间，以致这些水流质点的动量在几乎无穷小 的时间内变为 ０，从而产生巨大的冲击力，据理论计算 和试验量测，气泡溃灭可产生几十甚至上百兆帕的脉 冲压强［５］，对管壁形成严重的冲击和剥蚀，由于气蚀 涉及流体动力学、机械冲击、材料力学以及管材表面与 流体的电化学交互作用等诸多方面，其对管材的损伤 机理相当复杂，目前对于不同材料、不同实验条件，气 蚀的损伤机理存在多种不同的研究结论。 黄家桢等 人［６］构建了 ＤＮ５０，长度 ９０ ｍ 的倾斜环管加速流模拟 系统，采用质量浓度为 ２０％和 ６０％的铁精矿矿浆进行 了不同流速的加速流产生及消除试验，得出了高落差 浆体管道空化产生的临界条件及背压消除经验数据。 从现今运行的多条高落差浆体管道工程气蚀管段取样 观测表明，气蚀对浆体管道危害确实很大，必须采取相 应措施予以消除。 空化和气蚀的研究源自工程实践，浆体管道的气 蚀理论基础充分借鉴水利工程水力学原理，高落差流 体管道空化的主要影响因素是压强和流速［７］，以及它 们组成的量纲为 １ 的量 管道流体空化数 σｋ和初 生空化数 σｉ。 σｋ＝ Ｐ０ － Ｐ ｖ ０．５ρｍｖ２ （５） 式中 Ｐ０为管道流体的绝对压强，Ｐａ；Ｐｖ为一定温度下 的饱和蒸汽压强，Ｐａ；ρｍ为浆体密度， ｋｇ／ ｍ３。 初生空化数 σｉ与管道的参数和敷设坡度有关，目 前主要通过物理模型试验及经验数据确定，根据现有 的工程资料和试验经验，复杂地形浆体管道的 σｉ一般 在 １．２～２．０ 范围内。 同一管道在不同的运行工况下， σｋ＞σｉ时不会发生空化；反之，则发生空化。 ２ 高落差管道消能方式研究 消能方式的选择主要根据管线敷设地形，从技术 和经济两方面综合比选，基本原理是提高陡坡段管道 的运行背压，使管线高点低压处保持有压满管流输送， 将高落差管线剩余的势能采用增大摩阻损失消耗掉或 其它方式综合处理。 从国内外已经建设运营的长距离 浆体管道工程实例来看，不乏各种大落差地形的管线 走向（见表 １） ［８］，加速流防治的消能方式和设施也丰 富多样，主要有变径消能、孔板站消能、调节阀消能、跌 坎消能及组合消能等。 ２．１ 孔板消能 孔板是采用突然减小管道过流面积，过孔时流体 急速收缩然后扩张，在孔板后形成漩涡紊流，产生局部 阻力损失消能的设施。 孔板有单孔、多孔、侧面开孔、 中心开孔等多种样式。 由于浆体具有磨蚀性强、易沉 降堵管等特点，国内外高落差浆体管道工程普遍选用 中心开孔的单孔板结构，用多级孔板串联消能。 在相 同的管道运行工况下，影响孔板消能值的主要因素有 １１第 １ 期陈光国等 高落差复杂地形浆体管道消能方式研究 万方数据 表 １ 国内外千米以上高落差浆体管道典型工程一览表 项目名称 运距 ／ ｋｍ 运量 ／ （万吨年 －１ ） 管径 ／ ｍｍ 最大落差 ／ ｍ 消能方式 中国陕西神渭输煤管道７３０１ ０００６１０／５５９１ ２００孔板站＋变径 中国云南大红山铁精矿管道１７１５００２４４．５１ ５２０孔板 中国云南东川包子铺铁精矿管道１１５０１６８．３２ ０７０跌坎消能 美国黑迈萨（Ｂｌａｃｋ ｍｅｓａ）输煤管道４３９４８０４５７／３２３１ ２００变径＋阀站＋孔板 巴西萨马科（Ｓａｍａｒｃｏ）铁精矿管道３９８２ ０００５０８／４０６／３５５１ ２００孔板站＋变径 秘鲁安塔米纳（Ａｎｔａｍｉｎａ）铜锌矿管道３０１１６０２７３／２１９４ ６２０２ 级孔板站＋２ 级阀站＋变径 智利 Ｃｏｌｌａｈｕａｓｉ 铜精矿管道２０３１００１７７．８４ ７８０４ 级孔板消能站 阿根廷 Ａｌｕｍｂｒｅｒａ 铜精矿管道３１２９０１６８２ １００２ 级阀站＋孔板站 孔口形状（锐缘、倒圆、直角、文丘里等）、孔径比 ｄ／ Ｄ、 厚径比 ｔ／ ｄ、安装间距与管径比 Ｌ／ Ｄ 等参数。 由于起消能作用的孔板前后压差较大，且过孔流 速很高，气蚀是降低孔板使用寿命的重要因素。 与同 孔径的其它孔板相比，孔口形状为锐缘角时消能能力 相对较大，一般在给排水和油气管道等单相流，磨蚀性 低的管道中使用较多。 根据流场分析和试验结果，标 准锐缘角孔板锐角度数［９］为 ４５１５，为了避免锐缘 部位发生气蚀破坏，孔径比 ｄ／ Ｄ 设计相对较大，通常 在 ０．３～０．７ 范围内。 黄河水利委员会水科院对小浪底 泄洪洞多级孔板试验研究，得出锐缘孔板的多级消能 值计算式为 ΔＨ ＝ Ｋρｖ０２／２（６） Ｋ ＝ [０．７０７１ － （ｄ／ Ｄ） ２ ＋ １ － （ｄ／ Ｄ）２] ２ （７） 式中 Ｋ 为消能系数；ｖ０为管道流体的满管流速，ｍ／ ｓ；ｄ 为孔板孔口内径，ｍ。 高落差浆体管道加速流防护措施通常在管道末端 设置孔板站集中消能。 由于浆体固液两相流磨蚀性很 强，为了提高孔板的使用寿命，通常采用孔口形状为倒 圆的孔板结构，且孔口过流处使用耐磨陶瓷或特种合 金材料满覆盖。 孔板结构的倒圆曲率和孔径比参数的 选定要结合管道的运行参数，使 σｋ＞σｉ。 参考国内输 煤管道、铁精矿和磷精矿等矿浆管道的设计和运行经 验，倒圆孔口孔板多级消能值计算式为 ΔＨ ＝ Ｋρｍｖ０２／２（８） Ｋ ＝ （Ｄ／ ｄ） ４ { Ｃ［１ － （ｄ／ Ｄ） ２］ ＋ １ － （ｄ／ Ｄ）２ } ２ （９） Ｃ ＝ ｆ（ｒ／ ｄ、 ｔ／ ｄ）（１０） 式中 Ｃ 为孔口倒圆曲率系数（一般在 ０．０２ ～ ０．５ 之 间）；ｒ 为孔口倒圆曲率半径，ｍ；ｔ 为孔板厚度，ｍ。 ２．２ 调节阀消能 调节阀消能的水力学原理与孔板相似，主要以阀 门出口压力为控制目标，入口压力的高低可自动调节 阀门开度，改变流体在管道中的过流面积紊动消能，起 到节流降压和通断隔压的作用。 调节阀是阀门功能的 通称，常用的阀体种类有直通单双座、角形、管夹、三 通、旋塞、闸板、套筒式、球形等。 调节阀的选型主要考 虑流体的温度、压力、磨腐蚀性、阀芯结构及使用频率 等。 调节阀的驱动装置按管道工况可选用手动、电动、 气动、电液动等不同类型。 对于不可压缩流体，调节阀 选型的重要参数是流量系数 Ｃｖ，它反映了调节阀的过 流能力。 Ｑ ＝ ＣｖΔＰ／ ρ（１１） Ｃｖ＝ ５．０４Ａ／λ（１２） 式中 ΔＰ 为调节阀前后压差；Ｃｖ为流量系数；Ａ 为调节 阀连接管道的截面积；λ 为调节阀的阻力系数。 调节阀在管道中能实现流道面积无极变化，具有 功能多、适用范围广、安装简单、自动灵活等优点，在给 排水和油气管道等单相流体管道输送中广泛应用［１０］。 在浆体管道输送时，由于浆体的高磨蚀性和沉降堵塞 等特点，调节阀的应用受到很大的局限，阀芯过流面受 到固体颗粒的冲刷和气蚀破坏，使得调节阀的寿命大 大缩短，无论从经济上还是安全性方面都得不到保障。 目前，应用于浆体的调节阀结构设计以平顺阀腔结构 为主，用作高压消能的浆体调节阀主要有旋塞阀和 Ｖ 型球阀等类型，低压工况下也可应用管夹阀或闸板阀 来进行流量和压力调节。 ２．３ 缩径消能 浆体管道通常采用定流量和定浓度输送，高落差 管道缩径消能是在管线下坡段通过减小管道直径，增 加向下的过流速度，从而加大下坡段的沿程摩阻损失 的方法来消除剩余势能。 由式（１）可知，管道的摩阻 与管径成反比，与流速的平方成正比，因此采用缩径的 方式能成倍增加沿程摩阻损失，保持管道正压满管输 送。 从表 １ 可以看出，缩径消能方式在国内外很多条 高落差管道应用，既不需要增设额外消能设备，还能适 当降低管材用量。 缩径消能在提高流速的同时，也存 在一定的缺陷，由于管材尤其是钢管的磨蚀速度与管 道流速成正比，管道缩径的流速不宜过高（一般低于 ２１矿 冶 工 程第 ３７ 卷 万方数据 ４ ｍ／ ｓ），否则也会使管壁成倍磨损，降低管道使用寿 命。 另外，缩径两级以上对管道全线的清管和通球工 作也带来很大困难。 ２．４ 跌坎消能 跌坎消能通常用于自上而下的高落差自流管道工 程，根据管线下坡的走势，跌坎分为分级跌落井（消力 池）和管道直角跌落坎等形式。 跌落井在高落差管线 上可露天分段布置，管道进出口与跌落井首尾相连，其 消能机理源自水利工程底流跌坎消能，当入井的管道 流体流速或流量很大时，管流以射流的形式注入跌落 井中，从而形成淹没射流，跌落井中的液面极不稳定， 管道射流与井中的水体发生掺混、剪切作用，并形成表 面漩涡，射流四处散开，使得下泄流体动能得以消 散［１１］。 跌落井消能的优点是因地制宜，系统简单、造 价低，主要缺点是跌落井中容易掺气夹带进入管道，加 速管道气蚀破坏，且跌落井承载运量有限。 管道直角跌落坎与跌落井不同，管道全线密闭运 输，高落差管线陡坡段自上而下采用大角度折跌敷设， 在定流速下利用矿浆在直角弯头处的局部水头损失和 垂直管跌落紊流消除多余势能。 如昆钢东川矿业包子 铺铁精矿管道在落差 ２ ０７０ ｍ 的下坡段采用若干阶梯 式直角导流管跌坎消能，实现了 ５０ 万吨／ 年铁精矿浆 自流输送。 跌坎消能经济节能、构造简单。 但是对管材的磨 蚀和气蚀损害很大，管线长度增加，浆体沉降堵管风险 加大。 ２．５ 组合消能 管线落差越高，消能难度越大。 尤其是浆体管道 输送，流速流量有一定的范围限制，消能的方式和设施 需要满足一定流速下浆体输送、清水输送、水推浆、浆 推水、清堵等多种复杂工况。 从技术和经济角度综合 分析，由于阀门设备昂贵，单种消能方式往往造价太 高，因此，采用以上几种方式的组合消能，不仅技术先 进、经济节约，而且运营管理简便。 由表 １ 可以看出， 组合消能方式在国内外浆体管道越来越多地推广应 用，其中缩径＋孔板调节消能［１２］是目前应用最为广泛 的浆体消能方式。 除以上几种主要消能方式之外，在实际工程中预 防高落差浆体管道加速流和气蚀还有以下方式可供比 选① 增加下坡段管道长度，加大沿程摩阻损失消能； ② 改变浆体管道批量运输条件，减少不同性质浆体混 输和降低浆水间断输送的频率；③ 不采取消除加速流 的措施，在陡坡段管道低压处内衬耐磨衬里或增加管 道壁厚等方式对抗加速流和气蚀破坏；④ 在高落差峰 顶处设置进排气阀，当管顶发生气蚀时，进气阀自动补 气进入管内，利用水力学中的掺气减蚀原理，降低气蚀 破坏；⑤ 在高落差管道峰顶处增设 Ｓ 型缓弯回路，增 加高点低压处的摩阻损失［１３］；⑥ 在高落差管道末端 设置小型水力发电机组，将管道余压势能转化为电能 重复利用，达到趋利避害的目标。 ３ 结  论 加速流和气蚀现象在理论流体力学中属于气液两 相流和固液气三相流紊流流态，高落差管道中加速流 的产生是能量转换平衡的过程。 随着加速流段真空度 加大，空化随即产生，气泡的出现与溃灭过程是一种微 观的瞬变过程。 气蚀理论研究很多，实验研究较少，目 前各种管线走向的初生空化数主要通过模型试验和经 验数据确定，工程领域主要通过控制管道内流体空化 数的方法降低气蚀破坏。 浆体管道与其它单相流管道防治加速流和气蚀的 方式及设施有较大的区别，通过国内外各种地形浆体 管道十余种消能方式的比较分析，得出如下结论 １） 非正常工作状态的瞬时加速流和空化可以采 用进气阀掺气和适当增加管壁厚度的简单方法处理， 既经济又简便。 ２） 对于高落差大流量的浆体管道，在工作流速范 围内会出现空化时，必须采取相应的消能措施，使管道 始终处于满管流正压输送；从经济角度分析，采用增加 局部阻力损失的方式要优于增加沿程阻力的方式。 ３） 缩径＋孔板组合消能是目前浆体管道广泛使用 的优选方案，经济性和安全可靠性良好。 调节阀消能 也是一种很好的消能方式，但由于单一的浆体调节阀 很容易产生气蚀和冲刷破坏，阀门使用寿命短，且其造 价昂贵，因此在方案比选时一般不作为推荐方案。 ４） 高落差管道余能发电的方式仍处于概念设计 阶段，虽然目前尚无成功的案例，但作为一举两得的消 能方式，有着很好的应用潜力和发展前景。 参考文献 ［１］ 宫 敬，严大凡． 大落差管道下坡段不满流流动特性分析［Ｊ］． 石 油大学学报， １９９５，１９（６）６５－７２． ［２］ 肖青波，赵学义，胡 滨，等． 充填料管道输送减阻试验研究［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１６（２）１１－１３． ［３］ 李 安，曹书荣，刘宏波，等． 浆体管道输送临界流速的研究［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１６（１）２６－２９． ［４］ 韩文亮，张志平． 长距离输送管道中的真空不满流及其预防［Ｊ］． 金属矿山， １９９４（１１）４８－５２． ［５］ 费祥俊． 浆体与粒状物料输送水力学［Ｍ］． 北京清华大学出版 社， １９９４． ［６］ 黄家桢，吴湘福． 精矿管道输送加速流模拟试验［Ｊ］． 矿冶工程， １９９１，１１（１）１－６． ［７］ 四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室． 水力学 ［Ｍ］． 北京高等教育出版社， ２０１６． （下转第 １７ 页） ３１第 １ 期陈光国等 高落差复杂地形浆体管道消能方式研究 万方数据 抗剪强度的影响也较大，如剪切面与结构面平行易发生 剪切破坏，而试验中，剪切面上的颗粒呈随机分布，剪切 面与散体岩石结构面间的夹角也随机存在，因此，剪切 破坏消耗的功也呈现随机性。 因此，粗粒料粘聚力的变 化特性不能简单地用粗粒含量的大小来描述。  30 25 20 15 10 5 0 200406080100 y16.608e0.0048x R20.9126  35 30 25 20 15 10 5 0 200406080100 kPa y-0.0034x20.4271x17.017 R20.8675 图 ３ 粗粒料抗剪强度与粗粒含量拟合关系 ３ 结  论 对不同粗粒含量云母片岩粗粒料开展了室内中型 剪切试验，分析试验结果和现象得到如下结论 １） 粗粒料剪切应力应变关系无明显的峰值，且表 现为应变硬化型。 ２） 相同正应力条件下，粗粒土剪切模量随粗粒含 量增加而增大，剪切破坏模量随粗粒含量增加出现先 增大后减小的趋势，且粗粒含量为 ７０％时试样剪切破 坏模量最大。 分析粗粒料受剪应力状态与组构特点， 就粗粒料斜坡稳定性而言，土体级配的差异和其应力 历史是影响其破坏的两个主要因素。 ３） 粗粒土内摩擦角与粗粒含量之间存在指数关 系，摩擦角随粗粒含量增加而增大；粘聚力与粗粒含量 的规律性尚不明显， 且粗粒料粘聚力的变化特性不能 简单地用粗粒含量来描述。 参考文献 ［１］ 明化军，孙开畅，徐小峰，等． 考虑颗粒破碎对特征孔隙比影响的 堆石体亚塑性本构模型［Ｊ］． 岩土力学， ２０１６，３７（１）３３－４０． ［２］ 林卫星，柳小胜，欧任泽． 充填体单轴压缩蠕变特性试验研究［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１５（５）１－３． ［３］ 郭庆国． 粗粒土的工程特性及应用［Ｍ］． 郑州黄河水利出版社， １９９９． ［４］ 张 婧，王 东，刘长武． 动静荷载作用下硬岩峰后力学试验研究 ［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１５（６）１１－１５． ［５］ 张清振，袁会娜，张其光，等． 堆石料干湿循环变形特性试验研究 ［Ｊ］． 水利发电学报， ２０１５，３４（１２）３３－４１． ［６］ Ｈａｒｄｉｎ Ｂ Ｏ． Ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｏｆ ｓｏｉｌ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ＡＳＣＥ， １９８５，１１１（１０）１１７７－１１９２． ［７］ Ｌａｄｅ Ｐ Ｖ， Ｙａｍａｍｕｒｏ Ｊ Ａ， Ｂｏｐｐ Ｐａ． Ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅ ｏｆ ｐａｒｔｉｃｌｅ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｉｎ ｇｒａｎｕｌａｒｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ＡＳＣＥ， １９９６，１２２（４）３０９－３１６． ［８］ Ｍａｒｓａｌ Ｒ Ｊ． Ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｔｅｓｔｉｎｇ ｏｆ ｃｏａｒｓｅ ｇｒａｉｎｅｄ ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ ｔｈｅ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ Ｄｉｖｉｓｉｏｎ， ＡＳＣＥ， １９６７，９３ （２）２７－４３． ［９］ Ｌｅｅ Ｋ Ｌ， Ｆａｒｈｏｏｍａｎｄ Ｉ． Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｂｉｌｉｔｙ ａｎｄ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｏｆ ｇｒａｎｕｌａｒ ｓｏｉｌ ｉｎ ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃ ｔｒｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ［Ｊ］． Ｃａｎａｄｉａｎ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ， １９６７，４（１）６８－８６． ［１０］ 石 熊，张家生，彭 状，等． 加筋粗粒土强度变形特性试验研究 ［Ｊ］． 矿冶工程， ２０１４，３４（４）１－５． ［１１］ 刘汉龙，秦红玉，高玉峰，等． 堆石粗粒料颗粒破碎试验研究［Ｊ］． 岩土力学， ２００５，２６（４）５６２－５６６． ［１２］ 高玉峰，张 兵，刘 伟，等． 堆石料颗粒破碎特征的大型三轴试 验研究［Ｊ］． 岩土力学， ２００９，３０（５）１２３７－１２４０． ［１３］ 傅 华，凌 华，蔡正银． 粗颗粒土颗粒破碎影响因素试验研究 ［Ｊ］． 河海大学学报（自然科学版）， ２００９，３７（１）７５－７９． ［１４］ 黄 敏，李夕兵，付玉华，等． 某排土场边坡稳定性分析［Ｊ］． 矿 冶工程， ２００７，２７（５）１２－１４． ［１５］ ＤＬ／ Ｔ５３５６－２００６ 水利水电工程粗粒土试验规程［Ｓ］． ［１６］ 刘大鹏，尤晓暐． 土力学［Ｍ］． 北京 清华大学出版社， ２００５． 引用本文 杜 俊，侯克鹏． 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