深井膏體自流充填壓力與滿管率優化研究

姚高輝 李小松 劉鵬鵬 肖柏林

(1.中色非洲礦業有限公司謙比希銅礦,贊比亞 基特韋 22592;2.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083)

礦產資源的開采逐步進入深部,例如,遼寧紅透山銅礦、安徽冬瓜山銅礦、甘肅金川鎳礦、云南會澤鉛鋅礦、山東玲瓏金礦、廣東凡口鉛鋅礦等諸多礦山已進入或即將進入千米深部開采[1-3]。中國工程院謝和平院士、蔡美峰院士等多次指出“綠色開采、深部開采、智能開采”是保證礦產資源可持續高效開發的三大主題和未來方向[4]。在國家政策層面,多部委連續發文,對尾礦排放、環境保護、尾礦庫建設等設立嚴格標準,低碳、綠色可持續發展的理念深入人心。在這種大環境背景下,尾砂膠結充填法被越來越多改建及新建礦山所應用,具有可實現尾砂零排放、避免征地筑壩、便于地壓管理、資源回收率最大化等優勢,是金屬礦山深部綠色安全開采的主流方法[5-6]。

深井充填法開采將膏體料漿通過管道自流或泵送到井下采場。從節能的角度,越來越多礦山基于礦山深井高差,充分利用重力勢能形成自流充填,在多處礦山取得良好應用效果[7]。然而,深井自流充填伴隨一個比較突出的是充填管道的磨損、破裂、失效。例如,石宏偉等[8]針對云南某礦山的充填管道磨損問題,分析了自流輸送充填料漿運動機理、管道破壞機理和管道磨損機理;孫永茂等[9]報道了張莊礦 1#、2#充填鉆孔的磨通、堵孔問題,鉆孔管壁磨損嚴重,從料漿特性、管材、倍線、空氣交界面對磨損進行了分析;丁文智等[10]報道了金川龍首礦、河東金礦、新城金礦和貢北金礦4 個礦山的充填管道磨損情況,并且建立了管道磨損風險性評價模型。自流充填管道的磨損可以分為料漿沖撞管壁階段、自由落體階段、料漿與空氣交界撞擊階段、滿管輸送階段,其中管道主要破裂階段為料漿與空氣交界面撞擊階段,磨損可歸結于沖刷、腐蝕、氣錘等多種機理[11-13];自流不滿管形成的多種復雜沖擊力學破壞機制是主要原因。

可見,在深井自流充填中,膏體漿料對管道的磨損是一個不可避免的關鍵難點,管道一旦磨破后,輕則跑漿漏漿,重則造成鉆孔封閉報廢,導致整個礦井生產停滯。隨著越來越多礦山采用深井自流充填,研究如何減少磨損,提高垂直管道滿管率的技術至關重要。眾多研究對提高自流滿管率主要有多臺階布置管道、折返式管道布置降壓、減壓緩沖池、減壓阻尼孔、安全隔膜減壓、小直徑豎管大直徑水平管系統、節流板調壓裝置、壓力耗散器調壓等多種方法[14-15]。然而,這些措施或多或少有增加工程造價、施工不便、無法在既定管道內安裝、形成新的薄弱磨損點、設備成本高、減壓裝置維護困難等不足。目前鮮有對超過650 m 垂直鉆孔的減壓增阻、提高自流滿管率的工程借鑒經驗。本文以謙比西銅礦東南礦體深井自流充填為工程背景,研究了從膏體料漿自身配比優化、管徑調整等適用性高的方案,分析不同方案自流系統的管道壓力分布,提高自流滿管率,為類似深長垂直鉆孔自流充填提供參考借鑒。

1 工程概況

謙比希銅礦位于贊比亞銅帶省中部,處于世界著名的贊比亞—剛果銅礦帶上,為泥質巖沉積變質銅礦床,東南礦體埋藏較深,位于445 ～1 230 m 之間。東南礦體采用充填法進行開采,膏體充填系統于2019年12 月開始正式投入使用,已形成較穩定的膏體充填工藝,質量濃度為68%～70%的膏體料漿通過自流的方式輸送至井下采場。東南礦體擁有2 套膏體充填系統,單套系統制備能力160 m3/h,目前充填主要通過4 條鉆孔(分別命名為S1、S2、N1、N2);N1 和N2服務于900 m 以下北采區,S1 和S2 服務于900 m 以上南采區,充填管道的分布如圖1 所示。

圖1 東南礦體充填主管路分布立體示意Fig.1 Three-dimensional schematic of the distribution of main pipelines of southeast orebody

其中南采區的S1、S2 管道自地表通過充填鉆孔到達680 m 中段充填鉆孔聯巷;S1 管道水平管經680 m 中段進風巷內的680 ～696 m 分段管纜井,再進入696 m 分段巷,進入732 m 分段的1#斜坡道。S2 管的水平管通過680 m 進風巷延伸至680 m 的2#穿脈,再經732 m 西回風井進入732 m 分段巷。整個礦區的充填倍線約2.6～4.6。

東南礦體的一級垂直鉆孔高差達680 m,這在國內礦山屬罕見,尚未見先例。深井自流充填難以實現滿管流,膏體自由落體運動對垂直管道的磨損沖刷、氣錘、腐蝕等作用十分劇烈。比如前期生產過程中,發現22 mm 壁厚的雙金屬復合管內襯破裂脫落的情況,如圖2 所示。研究提高垂直管道的滿管率,減少充填料漿對管壁的沖刷磨損,保護充填鉆孔,提高鉆孔服務壽命,對實現深井礦山安全高效自流充填具有重要的工程實踐意義。

圖2 雙金屬復合管內襯破碎脫落Fig.2 Lining crack of the bimetallic composite pipe

2 實驗與模型

本文從膏體料漿自身配比、管道設計兩方面入手,通過實驗測試與理論分析相結合的方式,分析優化管道的壓力,提高滿管率。優化過程中涉及的室內試驗包括粒徑篩分實驗、物理性質實驗、塌落度實驗、流變實驗;理論分析主要依據工程非牛頓流體的阻力計算模型。

2.1 基礎物理性質實驗

實驗尾砂采用謙比西銅礦選廠排放的全尾砂,經過取樣干燥后按照《GB/T 50123—2019 土工試驗標準》里規定的方法開展篩分、密度、孔隙率等物理性質的測試。其中篩分實驗中-74 μm 的細粒級顆粒使用激光粒度分析儀測試,最終組成全尾砂的粒徑級配如圖3 所示。

圖3 東南礦體選廠尾砂粒徑級配曲線Fig.3 Particle size grading curve of tailings in southeast orebody processing plant

通過實驗獲得東南礦體全尾砂的基本物理性質如表1 所示。

表1 東南礦體選廠尾砂基本物理特性Table 1 Basic physical properties of the tailings of south orebody

2.2 膏體塌落度與流變特性實驗

礦山前期已根據采礦方法對膏體強度開展了相關研究,確定了一步驟充填灰砂比為1 ∶9,二步驟充填灰砂比為1 ∶24。膏體的濃度可變性較大,通常根據濃密實驗、塌落度測試、流變試驗等綜合分析確定。本文主要是通過優化濃度試驗提高滿管率,從而開展了不同濃度(68%～74%)的塌落度和流變試驗測試。

塌落度測試主要使用塌落筒進行測量,其上直徑15 cm;下直徑20 cm;高30 cm,塌落度還與料漿的屈服應力、管流阻力有一定關系[16]。多數礦山工程經驗表明,滿足自流充填需求的料漿塌落度應該在23～27 cm 范圍內[17]。

使用Brookfield 的RST-SSS 流變儀對膏體的流變特性進行測試。測試時使用控制剪切速率模式,在室溫環境中用VT-40-20 型的葉片轉子在0 ～120 s-1的剪切速率下對試樣進行剪切,然后在120 s內將剪切速率線性均勻降為0 s-1,截取最后下行100 ～20 s-1的實驗數據進行分析,大多數膏體表現為非牛頓體行為,使用Bingham 塑性體模型對實驗數據進行擬合求得屈服應力及黏度。

2.3 膏體管流阻力計算模型

膏體在管道中流動的沿程阻力是阻力分析的核心問題,通常管道輸送阻力的確定包括理論分析法、經驗公式法、室內L 管實驗法、工業環管法、CFD 模擬法等。膏體料漿通常在管道內呈柱塞狀的層流運動,膏體的阻力計算理論研究相對成熟。本文的阻力計算方法如下:根據膏體的流態選取層流、紊流或過渡區的阻力系數模型,然后計算摩擦阻力系數,最后根據達西—韋伯方程計算沿程阻力損失。

(1)流態判定。通常使用雷諾數Re和莫迪圖來判斷工程流體的流態:

式中,ρm為膏體料漿的密度,kg/m3;ν為膏體的平均流速,m/s;D為管道內徑,m;ηp為膏體的黏度系數,Pa·s。

(2)膏體層流流動的阻力計算模型。膏體料漿是非牛頓流體,當做層流運動時,常采用Bingham 模型對其流變曲線進行擬合,主要考慮流速、管徑及流變參數,國內膏體層流阻力常由Buckingham 公式近似計算:

式中,im為沿程阻力損失,Pa/m;τy為膏體的屈服應力,Pa;其余同上。

本文膏體層流阻力計算采用工程上常用的Swamee-Aggarwal 方程估算阻力系數[18];該模型通過雷諾數與流態相結合,計算得到阻力系數后再經達西—韋伯方程換算為沿程阻力:

式中,He為無量綱的赫德數;fL為Swamee-Aggarwal阻力系數;其余同上。

3 自流充填滿管率的優化措施

3.1 現有管網系統的校驗與分析

以東南礦體南采區為例,對南采區2 條鉆孔滿管率進行優化。南采區充填管水平段的壁厚均為22 mm,內徑175 mm;垂直段貝氏體管壁厚有22 mm 和14 mm 兩種規格,內徑分別為108 mm 和124 mm。受制漿能力制約,充填料漿的平均流量為160 m3/h。東南礦體充填料漿的實際濃度為68%～70%,尚未達到嚴格意義的膏體濃度,有一定的分層離析,料漿狀態由塌落度表征＞27 cm,塌落度測試及攪拌槽中的料漿狀態如圖4 所示。

圖4 東南礦體膏體料漿塌落度、攪拌槽中膏體形貌(質量濃度約69%)Fig.4 Paste emorphology in slump test and mixing machine of the southeast orebody (mass concentration:69%)

當前充填系統尚未有完善的壓力監測,可從充填出料口壓力反推計算整個管網的真實壓力。自流充填的出口壓力主要由垂直段的重力勢能決定,制漿能力不變情況下,垂直管段的液位高度所提供的重力勢能剛好能滿足流動阻力的要求,即達到力學平衡。

3.1.1 流態判定與阻力計算

通過實驗測定當前膏體的基本特性參數如表2所示。

表2 南采區膏體充填的基本特性參數Table 2 Basic characteristic parameters of paste filling in south mining area

根據式(1)計算南采區3 種充填管中的流態,結果如表3 所示。由表3 可見,175 mm 的水平管雷諾數＜2 300,是層流流動。豎直管段雷諾數變大,處于層流與紊流的過渡區(雷諾數2 300 ～4 000)。考慮到垂直管滿管段只有約100 多m,工程上暫且按層流的方式計算垂直管的阻力。當前充填能力下不同管道的流動阻力特征結果如表3 所示。

表3 南采區膏體管道流動類別與阻力特性Table 3 Flow type and pressure drop features of the piping paste in south mining area

3.1.2 壓力反演

南采區S1 和S2 管路從垂直鉆孔開始到采場末端最長約2.5 km,從料漿的出口噴射情況估算其出口靜水壓力約為0.2 MPa,由式(4)反演當前最大倍線時的管道阻力分布。

式中,P1為垂直管管底壓力,MPa;im-v為垂直管的總單位阻力損失,MPa/km;im-h為水平管的總單位阻力損失,MPa/km;L為水平管長度,km;Pd為采場出口壓力,MPa;H為垂直管的液位高度,km。

計算得到南采區S1 和S2 管路的壓力分布如圖5 所示。可見南采區當前充填管路的滿管率僅在17%～41%之間;多數情況下的料位高度在150 m 左右,滿管率約20%～30%。該結果與對鉆孔進行視頻檢查的結果相吻合,視頻檢查時,垂直鉆孔底部約200 m 左右未發現破壞。

圖5 南采區充填現有管道壓力分布(質量濃度約69%)Fig.5 Pipeline pressure distribution of the south mining area (paste concentration 69%)

3.2 提高滿管率的措施方案

3.2.1 水平管部分替換成小管徑方案

考慮減少部分水平管的管徑,提高流動阻力以獲得更高料位。假設Lx為替換水平管的長度;按照最長倍線情況;則通過圖6 所示模型可求出滿管率M下所需替換小管徑水平管的長度,如式(5)。

圖6 水平小管徑增阻提高滿管率計算模型Fig.6 Calculation model for increasing full-pipe rate by small diameter horizontal pipe

得到滿管率M與小管徑水平管長Lx的關系:

式中,ims為小直徑管的阻力損失,參照表3;其余同上。

因此得到滿管率與小直徑管替換長度Lx的關系如圖7 所示。

圖7 替換的水平小管徑長度與滿管率的關系Fig.7 Relationship between full-pipe rate and replacing small diameter pipe length

可見最大倍線下,S1 和S2 原滿管率分別為37%和41%;可替換的水平管總長度為2.5 km,分別可達到的最高滿管率為52%和58%。對S1 管路,每替換100 m 可提高0.63%的滿管率;對于S2 管道,每替換100 m 可提高0.71%的滿管率。

3.2.2 提高濃度增加滿管率方案

膏體的料漿濃度越大,阻力越大,可從提高料漿濃度的角度提高滿管率。圖4 中顯示當前69%的膏體濃度偏低,根據近2 年的充填站運行經驗,適當增加濃度是可行的。經過實驗測試71%濃度的膏體塌落度27.2 cm,密度1.92 t/m3;流變試驗的屈服應力53.03 Pa,黏度系數為0.244 8 Pa·s。此時,膏體的料漿特征參數如表4 所示。

表4 濃度提高到71%的膏體管道流動阻力特性Table 4 Paste pipeline flow resistance characteristics when concentration increased to 71%

同理,計算南采區采用71%濃度膏體充填的管道壓力分布及滿管率變化如圖8 所示。

圖8 提高濃度至71%時壓力分布與滿管率Fig.8 Pressure distribution and full-pipe rate when paste concentration is increased to 71%

可見,濃度提高2%后,管道的壓力及滿管率顯著提升,最大倍線下滿管率分別從原來的37%和41%增加到70%和82%;最小倍線下也由原來的17%和19%增加到32%和37%。提高濃度可增加滿管率的主要原因是料漿管流阻力的增加。制漿能力不變情況下,71%膏體濃度的流動阻力增加了近一倍,提高濃度對提高滿管率效果顯著;但濃度提高2%,垂直管道底部的壓力分別由3.72 MPa 和1.75 MPa 增加到6.7 MPa 和3.06 MPa,增加了幾乎一倍;這增加了充填管的堵管爆管風險。因此工程中應對不同措施進行綜合評判,選取合適的方案。

4 結 論

以謙比西銅礦東南礦體深井充填為工程案例,研究了自流充填管網系統壓力分布及提高深井垂直鉆孔滿管率的措施方法,研究獲得以下主要結論:

(1)東南礦體一級垂直鉆孔長680 m,自流膏體充填的沖刷磨損大,國內罕見;自流充填在160 m3/h的制漿能力下,南采區管路的滿管率僅為17%～41%;多數情況下的料位高度在150 m 左右,滿管率約20%～30%;水平管的阻力損失約1.4 MPa/km,垂直管底部的壓力約1.7～3.7 MPa。

(2)采用內徑150 mm 的管部分替代內徑175 mm 的水平管,在最大倍線下,每替換100 m 可提高0.63%和0.71%滿管率,南采區S1 和S2 最長水平管可替換長度為2.5 km,最高滿管率可分別提高到52%和58%。

(3)膏體由69%提高到71%后,滿管率顯著提升,最大倍線下滿管率分別從原來的37%和41%增加到70%和82%,最小倍線下由17%和19%增加到32%和37%;然而垂直管道底部的壓力分別由3.72 MPa 和1.75 MPa 大幅增加到6.7 MPa 和3.06 MPa,增加了充填管的堵管爆管風險。

(4)工程上,可充分利用多種途徑相結合的方式,提高深井自流充填的滿管率,減少垂直鉆孔的磨損,通過適當增加濃度、部分減少水平管管徑、提高倍線等多種方法可獲得良好的優化效果。