基于CFD-DEM 的盾構(gòu)泥漿管道排渣特性參數(shù)影響規(guī)律研究

劉曉明，李維，黃川，宋孝賀，蔡鴻

（1.廣州地鐵集團(tuán)有限公司，廣東廣州 511430；2.中鐵（廣州）投資發(fā)展有限公司，廣東廣州 510308；3.中鐵隧道集團(tuán)三處有限公司，廣東深圳 512205；4.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，四川成都 610031）

0 前言

隨著我國隧道建設(shè)的規(guī)模不斷增大，隧道工程開始呈現(xiàn)更為復(fù)雜多變的特點(diǎn)，可能會(huì)出現(xiàn)一個(gè)區(qū)間隧道穿越硬巖、上軟下硬、斷層破碎帶及孤石等多種地層的情況［1-2］。針對(duì)地層復(fù)雜多樣的挑戰(zhàn)，出現(xiàn)了可以適應(yīng)多種地層的三模式盾構(gòu)。三模式盾構(gòu)是一種具有泥水平衡、土壓平衡和TBM 三種掘進(jìn)模式的掘進(jìn)機(jī)，其適用范圍廣，可應(yīng)用于具有多種地質(zhì)條件的隧道工程［3］。三模式盾構(gòu)機(jī)有泥水循環(huán)系統(tǒng)和螺旋輸送機(jī)兩種排渣方式可供選擇，三模式盾構(gòu)機(jī)在TBM 模式下掘進(jìn)時(shí)，可采用泥水循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行排渣，該種排渣方式具有刀具壽命長、工作區(qū)域無粉塵（省略除塵系統(tǒng)）等優(yōu)點(diǎn)。但實(shí)際施工中對(duì)該種工況的泥水循環(huán)系統(tǒng)排渣效果和規(guī)律不明確，因此對(duì)三模式盾構(gòu)機(jī)的排渣特性及參數(shù)影響規(guī)律進(jìn)行研究具有重要意義。

目前已有的研究主要有泥漿管道的排渣機(jī)制、巖渣在泥漿中的啟動(dòng)流速及運(yùn)動(dòng)形態(tài)、管道磨耗以及泥漿輸送能力計(jì)算等方面，并形成一定的研究成果［4-6］?？子袂澹?］以實(shí)際盾構(gòu)工程為背景，針對(duì)不同的地層分別進(jìn)行了泥水循環(huán)系統(tǒng)質(zhì)量守恒計(jì)算、泥漿處理效果分析、排渣管攜渣能力的計(jì)算。YANG 等［8］采用CFD-DEM 方法建立管道排渣仿真模型，通過仿真分析得到泥漿入口速度、巖渣體積分?jǐn)?shù)管道傾斜角度對(duì)泥漿壓降和管道輸送能力的影響規(guī)律。WANG等［9］采用CFD-DEM 方法，對(duì)某盾構(gòu)工程泥漿管道系統(tǒng)的非球型巖渣顆粒輸送特性進(jìn)行研究。夏毅敏等［10］采取離散元和流體力學(xué)相結(jié)合的仿真方法研究了3 種典型形狀的石渣在水平管道中的啟動(dòng)流速，得出不同形狀石渣的啟動(dòng)流速由小到大為：近球形、扁平狀、橢球體。陳健等人［11］以杭州望江路隧道工程為研究背景，建立CFD-DEM 水平排漿管道仿真模型，研究了管道泥漿流速與泥漿密度對(duì)管路壓力損失及泥漿攜渣特性的影響規(guī)律。

根據(jù)上述研究文獻(xiàn)分析，已有部分是利用數(shù)值模擬的方法對(duì)泥水循環(huán)系統(tǒng)的排渣過程進(jìn)行研究，但是在這些研究中，建立的模型大多是較為簡(jiǎn)單的水平或傾斜管道，針對(duì)組合彎管的內(nèi)部顆粒運(yùn)動(dòng)以及流場(chǎng)特性分析的研究鮮有文獻(xiàn)報(bào)道；且研究中多采用形狀單一的圓球形顆粒，對(duì)粒徑級(jí)配更為復(fù)雜或含有復(fù)雜形狀顆粒的情況需要有進(jìn)一步的研究［12-13］。

本文作者在理論分析的基礎(chǔ)上，基于CFD-DEM建立數(shù)值仿真模型對(duì)泥漿管道的排渣過程進(jìn)行模擬，對(duì)泥漿系統(tǒng)參數(shù)影響規(guī)律進(jìn)行了研究，解決泥水循環(huán)系統(tǒng)排渣過程難以可視化、泥漿和卵石顆粒運(yùn)動(dòng)特性難以定量分析的問題。研究結(jié)論可為盾構(gòu)排渣的施工控制提供參考。

1 工程背景

1.1 總體概況與地質(zhì)構(gòu)造

此次研究的工程背景為廣州地鐵某隧道施工區(qū)間，該區(qū)間全長1 086.5 m，隧道埋深19～65 m，采用暗挖法施工。圖1 所示為該區(qū)間的左線地質(zhì)剖面圖，盾構(gòu)始發(fā)后，首先會(huì)穿越全風(fēng)化花崗巖的軟土地層，然后進(jìn)入大部分為微風(fēng)化花崗巖的硬巖地層，期間需穿越一個(gè)風(fēng)化凹槽，該部分巖石裂隙發(fā)育、巖體破碎造成地下水富集，地層水壓較大。

圖1 盾構(gòu)區(qū)間地質(zhì)剖面Fig.1 Geological profile of the interval

1.2 三模式盾構(gòu)TBM 模式排渣工作原理

三模式盾構(gòu)在TBM 模式下掘進(jìn)采用泥水循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行排渣的工作原理如圖2 所示。該模式下盾構(gòu)處于“敞開式” 掘進(jìn)，盾構(gòu)的泥水倉保持常壓，在下部進(jìn)漿管的沖刷攪拌下，泥漿和通過刀盤開口進(jìn)入泥水倉的巖渣攪拌混合，然后通過排漿泵和泥漿管道將泥漿和巖渣輸送到隧道外。

圖2 TBM 模式泥水循環(huán)系統(tǒng)排渣原理Fig.2 The principle of slurry circulation system slag discharge in TBM mode

利用敞開式TBM 在硬巖地層中進(jìn)行掘進(jìn)可以提高掘進(jìn)效率，但是掘進(jìn)產(chǎn)生的巖渣顆粒量較大、粒徑分布較廣，這對(duì)泥水循環(huán)系統(tǒng)提出了較高的要求。

2 理論模型

2.1 泥漿相

流體連續(xù)相遵循Navier-Stokes 方程，不考慮泥漿和巖渣間的熱傳遞與相變特性，在歐拉坐標(biāo)下分別建立流體相的質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程［12］：

式中：ρf為流體的密度；t為時(shí)間；u為流體速度；μ為流體的動(dòng)力黏度；Fpf為流體所受的顆粒作用力；p為作用在流體微元體上的壓力。

2.2 顆粒相

固相顆粒的控制方程為顆粒的動(dòng)量守恒方程和角動(dòng)量守恒方程［14］：

式中：mp為顆粒的質(zhì)量；vp為顆粒速度；g為重力加速度；Fpw為顆粒-壁面相互作用力；Fpp為顆粒-顆粒的相互作用力；Ip為顆粒旋轉(zhuǎn)慣量；ωp為顆粒角速度；Mct為由接觸力引起的扭矩；Mfp為流體對(duì)顆粒的扭矩；Ffp為流體對(duì)顆粒的作用力。

2.3 臨界沉淀流速

臨界沉淀流速定義為管道內(nèi)運(yùn)輸?shù)墓腆w顆粒不發(fā)生沉淀淤積的最低流速，泥漿設(shè)計(jì)流速必須高于臨界沉淀流速，才不會(huì)使管道發(fā)生淤堵。經(jīng)過泥漿處理系統(tǒng)，新鮮泥漿主要包含的是粒徑極小的顆粒，在輸送過程中不易沉積，因此主要關(guān)注排漿管的臨界沉淀流速，并以此為依據(jù)對(duì)泥水循環(huán)系統(tǒng)的參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)。臨界沉淀流速計(jì)算公式可采用Wasp 計(jì)算公式：

式中：vL為Wasp 臨界沉淀流速，m／s；FL為固體顆粒濃度和粒徑的常數(shù)，取1.34；d2為排漿管直徑，根據(jù)盾構(gòu)開挖直徑，取0.25 m；Gs為土體顆粒比重，取2.7；γ為比重，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，取1.4；d為顆粒粒徑，取0.05 m。計(jì)算得到該工況下臨界沉淀流速vL＝2.54 m／s。

臨界沉淀流速vL為排漿管必須保證的最低流速，實(shí)際排漿時(shí)使用的流速v2需在此基礎(chǔ)上進(jìn)行設(shè)計(jì)：

經(jīng)過計(jì)算，得到排漿管的設(shè)計(jì)流速為3.17 m／s。

2.4 耦合模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證建立的CFD-DEM 耦合模型的準(zhǔn)確性和可行性，本文作者利用ZOUAOUI 等［15］建立的管道固液體輸送實(shí)驗(yàn)裝置來進(jìn)行仿真驗(yàn)證。根據(jù)文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)裝置和測(cè)量裝置，利用上文的CFD-DEM 仿真模型模擬部分管道的輸送過程，將仿真模型計(jì)算得到的壓力損失和實(shí)驗(yàn)得到的實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，得到對(duì)比結(jié)果如圖3 所示。分析發(fā)現(xiàn)：隨著泥漿流速的增加，壓力損失實(shí)驗(yàn)值和仿真值均成上升趨勢(shì)，且實(shí)驗(yàn)值和仿真值的誤差在1.13%～16.85%之間，誤差大小在工程可接受的范圍內(nèi)。綜上所述，CFD-DEM 耦合仿真方法可模擬管道內(nèi)流固混合體的運(yùn)動(dòng)，可用來模擬泥漿管道排渣過程。

圖3 不同流速下液體壓力損失仿真值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.3 Comparison of simulated and experimental values of liquid pressure loss at different flow rates

3 管道排渣數(shù)值仿真模型

3.1 排渣管道三維模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)實(shí)際三模式盾構(gòu)排漿管道的尺寸大小，同時(shí)考慮到計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力，建立盾構(gòu)主機(jī)內(nèi)的排渣管道，以此部分的管道作為研究對(duì)象，對(duì)泥漿管道排渣過程進(jìn)行仿真研究。利用三維建模軟件建立泥水循環(huán)系統(tǒng)在主機(jī)部分的排渣管道三維模型，如圖4 所示，管道內(nèi)徑為250 mm。

圖4 排渣管道三維模型Fig.4 3D model of the slag discharge pipe

研究所涉及的模型尺寸較大，為了提高計(jì)算仿真的速度與精度，采用六面體網(wǎng)格對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在保證模擬精度的前提下盡可能減少網(wǎng)格的尺寸，以便減少模擬時(shí)間。在ANSYS Workbench 的Mesh 模塊中進(jìn)行網(wǎng)格的劃分，彎管部分和截面網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5 所示。

圖5 彎管（a）及截面（b）網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.5 Meshing of elbows（a）and sections（b）

3.2 邊界條件的確定

（1）流體相邊界條件

對(duì)于文中所涉及的流體相，入口邊界采用速度入口邊界條件，泥漿流速取計(jì)算得到的排漿管設(shè)計(jì)流速3.17 m／s。此次研究的排漿管道，采用真空泵進(jìn)行抽排輸送，在出口位置要保證真空度，出口邊界設(shè)置為壓力出口邊界條件，壓力為-101 000 Pa；流體與壁面的邊界條件采用無滑移壁面條件。

泥漿管道內(nèi)部的泥漿流速較快，管道直徑較大，雷諾數(shù)Re大于3 200，故泥漿在排漿管道中的流動(dòng)屬于湍流流動(dòng)。仿真的湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型，設(shè)置泥漿的密度為1 200 kg／m3，黏度為20 mPa·s。

（2）固體相邊界條件

三模式盾構(gòu)的TBM 模式主要用于硬巖地層，通過地質(zhì)勘查報(bào)告，該盾構(gòu)區(qū)間的硬巖地層主要為微風(fēng)化花崗巖地層，地層巖石參數(shù)見表1。

表1 巖石物理參數(shù)Tab.1 Petrophysical parameters

參考已有研究文獻(xiàn)，TBM 掘進(jìn)時(shí)產(chǎn)生的巖渣形狀主要為扁平狀，長軸與短軸之比為1.5、長軸與厚度之比為4.5［16］。利用EDEM 軟件建立4 種長軸分別為30、50、70、90 mm 的扁平狀巖渣顆粒，長軸為50 mm 的巖渣顆粒模型如圖6 所示，其他顆粒建立形狀和方法與之類似。

圖6 長軸為50 mm 巖渣顆粒模型Fig.6 The slag particles model which long axis is 50 mm

為確定不同尺寸的巖渣顆粒的分布比率，結(jié)合實(shí)際工程的觀測(cè)情況，分布比率按Rosin-Rammle 計(jì)算，可得到長軸尺寸為30、50、70、90 mm 的巖渣顆粒質(zhì)量分別按10%、50%、30%和10%的比例進(jìn)行分布。

盾構(gòu)掘進(jìn)進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)后，單位時(shí)間內(nèi)掘進(jìn)產(chǎn)生的巖渣量一定，泥水循環(huán)系統(tǒng)的排渣能力需與開挖渣土量相匹配。因此，通過在仿真模型管道入口設(shè)置巖渣顆粒生成工廠，生成一定質(zhì)量流量的巖渣顆粒。

可利用下列公式計(jì)算開挖渣土量：

式中：Q為開挖渣土量，m3／h；D為隧道開挖截面直徑，取6.28 m；vs為盾構(gòu)推進(jìn)速度，mm／min。取盾構(gòu)掘進(jìn)速度為15 mm／min，則利用公式計(jì)算單位時(shí)間出渣量Q為27.88 m3／h，即20.91 kg／s。因此顆粒工廠巖渣顆粒生成質(zhì)量流量設(shè)置為20.91 kg／s。

顆粒與顆粒之間、顆粒與管道的接觸模型采用Hertz-Mindlin（no slip）模型，該接觸模型需要輸入的接觸參數(shù)主要包括：巖渣顆粒與巖渣顆粒及巖渣顆粒與泥漿管道內(nèi)壁之間的恢復(fù)系數(shù)、靜摩擦因數(shù)以及滾動(dòng)摩擦因數(shù)。顆粒與顆粒之間以及顆粒與管道之間的互作用因數(shù)如表2 所示。

表2 仿真接觸參數(shù)Tab.2 Simulation contact parameters

3.3 耦合仿真設(shè)置

在固液兩相流中，其兩相間作用力較為復(fù)雜，此次研究建立的數(shù)值仿真模型只考慮泥漿流體對(duì)巖渣顆粒曳力和升力的作用，忽略一些影響很小的其他作用力。目前常用的曳力模型有3 種：Freestream 曳力模型、Ergun and Wen ＆Yu 曳力模型以及Di Felice 曳力模型。這3 種模型都是根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，文中采用Freestream 曳力模型。巖渣在泥漿管道中的運(yùn)動(dòng)仿真需考慮Saffman、Magnus 升力和Fluid-Induced Torque（流體誘導(dǎo)轉(zhuǎn)矩）［17］，文中選擇這3 種升力模型對(duì)巖渣受到的升力進(jìn)行計(jì)算。

在CFD-DEM 耦合時(shí)，兩個(gè)軟件間的時(shí)間步長之比應(yīng)控制在20～100 之間。結(jié)合仿真時(shí)間和仿真精度，在離散元軟件中設(shè)定時(shí)間步長為1×10-5s，為Rayleigh 時(shí)間步長的22.4%，在CFD 軟件中設(shè)定的時(shí)間步長取EDEM 時(shí)間步長的50 倍，為5×10-4s，迭代20 000 步，物理時(shí)間為10 s。

4 耦合仿真結(jié)果分析

4.1 流場(chǎng)特性分析

圖7 所示為泥水循環(huán)系統(tǒng)輸送進(jìn)入到穩(wěn)定狀態(tài)后，管道內(nèi)部泥漿流場(chǎng)的壓力分布云圖?？芍汗艿廊肟谔幍膲毫^高，管道內(nèi)部的壓力隨著泥漿運(yùn)動(dòng)的方向逐漸降低。在直管部分，泥漿的壓降一部分是由于沿程壓力損失造成，相當(dāng)一部分是用來對(duì)顆粒進(jìn)行加速運(yùn)輸造成的。在管道的彎管部分，流體與管壁碰撞，對(duì)流體的運(yùn)動(dòng)造成了較大的影響，因此在彎管處泥漿的壓力分布較為復(fù)雜。彎管外側(cè)壓力較大，彎管內(nèi)側(cè)泥漿壓力較小。

圖7 泥漿管道總體壓力分布Fig.7 Overall pressure distribution of mud pipes

圖8 所示為泥漿在管道中的整體速度分布云圖?？芍涸诓煌奈恢糜胁煌乃俣茸兓植迹浑S著直管的延伸，除管壁附近的泥漿速度由于摩擦作用較小之外，其余部分基本分布均勻；在管道彎管處，由于慣性作用，泥漿與管道內(nèi)壁碰撞后產(chǎn)生不同程度的湍流，造成靠近彎管內(nèi)弧處的泥漿流速大于靠近彎管外弧處的泥漿速度，說明彎管的存在會(huì)導(dǎo)致泥漿流速的變化，同時(shí)也會(huì)加大巖渣顆粒的碰撞次數(shù)，導(dǎo)致更多的能量損失。

圖8 泥漿管道總體流速分布Fig.8 Overall flow rate distribution of mud pipes

4.2 顆粒運(yùn)動(dòng)特性分析

圖9 所示為泥水循環(huán)系統(tǒng)排渣管道輸送進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)后，管道中巖渣顆粒的運(yùn)動(dòng)及分布情況?？芍簬r渣顆粒進(jìn)入管道后，大部分情況下，巖渣顆粒沿著管道底部向前輸送，這種運(yùn)動(dòng)方式與文獻(xiàn)［9］中描述的實(shí)際工程中大顆粒卵石在盾構(gòu)排漿管道中的運(yùn)動(dòng)方式相同。根據(jù)圖中巖渣顆粒的速度分布，結(jié)合圖8 中泥漿的速度分布可發(fā)現(xiàn)，巖渣顆粒的運(yùn)動(dòng)速度低于泥漿的流速，正是由于該速度差產(chǎn)生的液體拖曳力使得巖渣顆粒在泥漿的作用下向前運(yùn)動(dòng)。

圖9 巖渣顆粒運(yùn)動(dòng)分布情況Fig.9 Graph of the movement distribution of slag particles

巖渣顆粒由傾斜管道經(jīng)過彎管進(jìn)入水平管道，巖渣顆粒在彎管處先是呈“顆粒束” 狀運(yùn)動(dòng)，然后由于運(yùn)動(dòng)慣性，巖渣的軌跡呈現(xiàn)拋物線狀向水平管道拋灑，并碰撞到水平管道底部，碰撞使得巖渣速度迅速減小。經(jīng)過一段距離的運(yùn)動(dòng)后，巖渣逐漸在水平管道底部沉積，然后繼續(xù)向排漿管道的出口方向移動(dòng)。

圖10 所示為管道入口和出口處的質(zhì)量流量變化。可知：剛開始時(shí)管道出口沒有巖渣顆粒排出，出口質(zhì)量流量的值為0，經(jīng)過一定時(shí)間的輸送，管道出口開始有巖渣排出，且質(zhì)量流量值不斷增大，在此之后，出口質(zhì)量流量圍繞管道入口處質(zhì)量流量值浮動(dòng)，由此可見，該泥水循環(huán)系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)巖渣的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定運(yùn)輸。

圖10 質(zhì)量流量變化Fig.10 Mass flow change

4.3 排渣特性因素影響規(guī)律分析

泥水循環(huán)系統(tǒng)輸送特性與管道結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)息息相關(guān)。通過單因素影響實(shí)驗(yàn)方法，可以有效地探究各因素對(duì)泥水循環(huán)系統(tǒng)排渣特性的影響規(guī)律。

（1）泥漿流速影響規(guī)律分析

在泥水循環(huán)系統(tǒng)的排渣過程中，為了使巖渣能夠順利排出，泥漿必須保證一定的流速。圖11 所示為泥漿壓力損失Δp隨泥漿流速增加的變化規(guī)律。可知：泥漿的壓力損失會(huì)隨著泥漿進(jìn)口速度的增大而二次方增加，泥漿流速由1 m／s 增加到3 m／s 時(shí)，管道壓力損失增加了6.68 kPa；當(dāng)泥漿流速由3 m／s 增加到5 m／s 時(shí)，泥漿壓力損失增加了10.12 kPa；后者增加量為前者的1.51 倍。

當(dāng)進(jìn)入管道內(nèi)的巖渣質(zhì)量流量一定時(shí)，巖渣運(yùn)動(dòng)速度越快，越容易被排出管道，因此巖渣的運(yùn)動(dòng)速度也是一個(gè)重要的考察指標(biāo)。不同泥漿流速下，巖渣顆粒的平均運(yùn)動(dòng)速度變化規(guī)律如圖12 所示。可以看出：泥漿入口流速為1 m／s 時(shí)，巖渣運(yùn)動(dòng)速度很低，無法實(shí)現(xiàn)巖渣的運(yùn)輸；泥漿流速從1 m／s 增大到2 m／s時(shí)，巖渣平均運(yùn)動(dòng)速度從0.18 m／s 增加到1.1 m／s，增加了0.92 m／s；泥漿流速從4 m／s 增大到5 m／s時(shí)，巖渣平均運(yùn)動(dòng)速度從3.07 m／s 增加到4.12 m／s，增加了1.05 m／s。巖渣顆粒的平均運(yùn)動(dòng)速度隨著泥漿入口流速的增加而增大。因此，泥漿流速越大，越有利于巖渣顆粒的排出，排渣效率越高，但是較大的泥漿流速會(huì)帶來更大的能量損耗，排漿泵的功率要求更大，施工成本也會(huì)增加。

圖12 不同泥漿流速下巖渣平均運(yùn)動(dòng)速度變化規(guī)律Fig.12 Variation of the average movement velocity of slag under different mud flow rates

（2）泥漿密度影響規(guī)律分析

泥漿密度ρ是泥漿的重要參數(shù)之一，圖13 所示為不同泥漿流速下，管道內(nèi)滯留巖渣的質(zhì)量隨泥漿密度變化的曲線?？芍涸诹魉僖欢〞r(shí)，管道內(nèi)滯留的巖渣質(zhì)量隨著泥漿密度的增大而減小，增大泥漿密度使得泥漿的攜渣能力增加，巖渣不容易沉積，因此滯留在管道內(nèi)部的質(zhì)量減少。泥漿流速不同時(shí)，管道內(nèi)滯留的巖渣質(zhì)量也不一樣，泥漿流速越大，越容易將管道內(nèi)的巖渣排出，滯留在管道內(nèi)的巖渣質(zhì)量減少。

當(dāng)泥漿密度由1 100 kg／m3增加到1 500 kg／m3，泥漿流速為3 m／s 時(shí)，管道內(nèi)部巖渣滯留質(zhì)量減少了14.01 kg；泥漿流速為5 m／s 時(shí)，管道內(nèi)部巖渣滯留質(zhì)量減少了4.11 kg。因此，當(dāng)流速從低到高變化時(shí)，隨著泥漿密度的增大，管道內(nèi)部巖渣滯留質(zhì)量減小的幅度降低，泥漿密度對(duì)巖渣滯留質(zhì)量的影響減弱。

圖14 所示為壓力損失Δp隨泥漿密度增加而變化的擬合曲線?？芍弘S著泥漿密度的增加，壓力損失的變化呈線性增加的趨勢(shì)。由圖可知，泥漿密度越大，排渣時(shí)耗能越大，從而更難輸送出去，因此應(yīng)該根據(jù)實(shí)際泥水循環(huán)系統(tǒng)工作情況，確定合適的泥漿密度參數(shù)。

圖14 不同泥漿密度下泥漿壓力損失擬合Fig.14 Fitting plot of slurry pressure loss at different mud densities

（3）泥漿黏度影響規(guī)律分析

合適的泥漿黏度可以使巖渣更容易被運(yùn)輸，但是增加泥漿黏度會(huì)使造漿成本增加，也會(huì)增加泥漿泵的功率需求。圖15 所示為泥漿壓降隨著泥漿黏度增大而二次方增加：當(dāng)泥漿黏度由20 mPa·s 增加到60 mPa·s時(shí)，泥漿壓力損失由11.23 kPa 增加到18.54 kPa，增加了7.31 kPa；泥漿黏度由60 mPa·s 增加到100 mPa·s時(shí)，壓力損失增加了1.615 kPa。由此可以看出，泥漿黏度對(duì)泥水循環(huán)系統(tǒng)管道排渣有一定的影響，黏度越大，泥漿的壓力損失也就越大，泥漿輸送所消耗的能量越大，越難以進(jìn)行輸送。同時(shí)，隨著泥漿黏度的增大，泥漿黏度對(duì)泥漿壓力損失的影響在減小。

圖15 不同泥漿黏度下泥漿壓力損失擬合Fig.15 Fitting plot of slurry pressure loss under different mud viscosities

（4）管道直徑影響規(guī)律分析

管道直徑d是泥水循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)必須考慮的重要參數(shù)，明確管道直徑的變化對(duì)巖渣輸送特性的影響規(guī)律就顯得尤為重要。

圖16 所示為泥漿壓力損失隨管道直徑增加而二次方減?。汗艿乐睆接?50 mm 增加到250 mm 時(shí)，壓力損失降低了7.51 kPa，管道直徑由250 mm 增加到350 mm 時(shí)，壓力損失增加了2.82 kPa。泥漿壓力損失隨著管道直徑增加而變化的分布符合二次函數(shù)擬合規(guī)律，由擬合曲線走勢(shì)可以看出，隨著管道直徑的增大，泥漿壓力損失減小，減小的幅度也在下降。

圖16 不同管道直徑下泥漿壓力損失擬合Fig.16 Fitting plot of slurry pressure loss under different pipe diameters

5 結(jié)論與討論

本文作者采用理論分析、CFD-DEM 耦合等方法對(duì)三模式盾構(gòu)在TBM 模式下的泥漿管道排渣特性及參數(shù)影響規(guī)律進(jìn)行研究，得到結(jié)論如下：

（1）泥漿與管道內(nèi)壁碰撞后產(chǎn)生不同程度的湍流，造成靠近彎管內(nèi)弧處的泥漿流速大于靠近彎管外弧處的泥漿速度；巖渣顆粒在管道中的運(yùn)動(dòng)形態(tài)大部分為在管道底部做推移運(yùn)動(dòng)，巖渣經(jīng)過彎管部分時(shí)，會(huì)對(duì)彎管的外側(cè)造成沖擊。

（2）隨著泥漿流速、泥漿黏度的增加與管道直徑的減小，泥漿管道壓力損失二次方增加，帶來更大的能量損耗，對(duì)排漿泵的功率要求更高。

（3）增大泥漿密度會(huì)增加泥漿的輸送阻力，導(dǎo)致泥漿管道壓力損失線性增加。增大管道直徑會(huì)減少管道壓力損失，降低泥水管道的能量損失。