含粗骨料尾砂膏體長距離管輸流變特性及阻力預測

王小林, 嚴慶文, 王洪江, 尹升華, 茶強華, 熊有為

(1.北京科技大學 土木與資源工程學院, 北京 100083; 2.西安建筑科技大學 資源工程學院, 陜西 西安 710055; 3.云南馳宏鋅鍺股份有限公司會澤礦業分公司, 云南 曲靖 655000; 4.長沙有色冶金設計研究院有限公司, 湖南 長沙 410000)

用全尾砂這種大宗固體廢棄物制成的膏體不分層、不離析、不泌水[1],具有優異的力學性能,用于礦山充填不但能有效消除采空區災害,還能減少尾礦庫災害,起到“一廢治兩害”的效果[2]。為了提高充填體強度、提高膏體流動性或彌補尾砂產率的不足,一些礦山還在全尾砂膏體中添加粗骨料。針對含粗骨料的尾砂膏體,眾多學者在抗離析能力[3-4]、級配優化[5]、凝結性能[6]和充填體強度[7]等方面做了大量研究,一些學者還研究了粗骨料在尾砂膏體管道輸送過程中的運移規律[8-9]。

膏體料漿主要通過管道輸送到井下采空區,膏體的流變參數是管道阻力計算、管網布置和設備選型的根本依據[10]。目前針對全尾砂膏體的流變特性已做了大量研究[11-17],但對含粗骨料尾砂膏體的流變特性[18-19]研究相對較少。鄧代強[20]研究了廢石摻量對尾砂充填料漿流動性、和易性和保水性的影響,陳寅[19]和張修香[21]研究了固定粗骨料摻量條件下尾砂充填料漿的流變參數與濃度和灰砂比的關系。隨著千米深井開采礦山的不斷增多[22],膏體輸送距離和輸送時間將不斷加長,但時間因素對膏體流變參數的影響還沒有得到足夠重視。實踐發現,全尾砂膠結膏體的流變參數隨著輸送時間的增大而增大[23-24]。Jiang等[17,25-26]研究了水化時間對全尾砂膏體的流變參數的影響,含粗骨料尾砂膏體方面僅看到尹升華[18]研究了溫度、粗骨料含量和水化時間對固定濃度和灰砂比尾砂膏體流變特性的影響。因此,膏體濃度、灰砂比、粗骨料含量和水化時間耦合作用下膏體流變參數的演化規律還需要進一步研究。

某鉛鋅礦采用含粗骨料的全尾砂膏體進行進路采空區充填,充填管道最長超過10 km,膏體管道輸送時間超過2 h。本文以此為工程背景,開展流變測試,研究膏體質量濃度、粗骨料含量、灰砂質量比和水化時間等因素對膏體流變特性的影響,在此基礎上建立流變參數和管道輸送阻力預測模型,通過現場實測的管道阻力數據驗證阻力預測模型的可靠性。

1 流變實驗

1.1 實驗材料

制備流變實驗所需膏體的材料為某鉛鋅礦充填所用的全尾砂、水淬渣(粗骨料)和PC32.5R水泥。由于礦山充填骨料不像混凝土行業中那樣標準,論文將粒徑大于全尾砂的骨料定義為粗骨料。

全尾砂粒徑分布采用激光粒度儀進行測定,水淬渣粒徑分布采用篩分法進行測定,結果如圖1所示。全尾砂平均粒徑78.3 μm,-20 μm占37.4%。水淬渣中粒徑-5 mm占99.4%,-2.5 mm占95.7%,-1.25 mm占45%。全尾砂密度為2 780 kg/m3,水淬渣密度為3 050 kg/m3,水泥密度為3 080 kg/m3。

圖1 實驗材料粒徑分布Fig.1 Particle size distribution of experimental materials

1.2 實驗設計及方法

流變實驗考慮膏體質量濃度、粗骨料含量(粗骨料占粗骨料、尾砂總質量的比例)、灰砂比(水泥質量與尾砂、粗骨料總質量的比值)和水化時間4個因素,每個因素設置4個水平,如表1所示。為表述和計算方便,將灰砂比取倒數轉換為砂灰比。采用5因素4水平正交表,留一空列方便方差分析。

表1 正交實驗因素及水平Table 1 Factors and levels of orthogonal experiment

為盡可能使膏體料漿在制備過程中所受剪切強度相同,使用同一攪拌機以相同的轉速攪拌3 min,然后蓋上保鮮膜放置相應時間,流變實驗前再用同一攪拌機以相同的轉速攪拌1 min。實驗儀器及消除邊界效應的方法見文獻[13]。為盡可能地模擬管道的恒定剪切作用,先采用流變儀轉子以恒定的剪切速率60 s-1(根據管徑0.15 m和膏體平均流速1.12 m/s進行換算[27])對膏體料漿預剪切300 s,然后停止剪切10 s,最后將剪切速率在120 s內由0 s-1上升至120 s-1。完成測試后以0～120 s-1的剪切應力和剪切速率數據擬合得到膏體的流變參數。流變測試結束后,通過燒杯底部粗顆粒的堆積情況判斷膏體料漿的均質性。

2 流變實驗結果及分析

2.1 實驗結果

所有配比的含粗骨料尾砂膏體在流變實驗結束后,燒杯底部沒有粗顆粒堆積,據此判斷膏體料漿沒有出現離析,可視為均質流。含粗骨料尾砂膏體典型的剪切應力與剪切速率關系曲線如圖2所示,實驗編號對應的膏體配比見表2。

表2 流變測試結果Table 2 Test results of rheological tests

圖2 含粗骨料尾砂膏體的典型流變曲線Fig.2 Typical rheological curves of tailings paste containing coarse aggregate

由圖2可見,剪切應力和剪切速率符合線性關系,可采用賓漢流變模型進行擬合:

(1)

將所有流變曲線進行線性擬合,截距和斜率分別為膏體的屈服應力和塑性粘度,如表2所示。

2.2 極差分析

質量濃度、砂灰質量比、粗骨料含量和水化時間對屈服應力的極差分別為94.31、3.46、28.74和8.49,因此各因素對膏體屈服應力的主次排序為:質量濃度>粗骨料含量>水化時間>砂灰質量比。質量濃度、砂灰質量比、粗骨料含量和水化時間對塑性粘度的極差分別為0.407 5、0.029 3、0.059 5和0.028 8,因此各因素對膏體塑性粘度的主次排序為:質量濃度>粗骨料含量>砂灰質量比>水化時間。

2.3 方差分析

極差分析只能判斷各因素對指標影響的主次順序,不能判斷各因素對指標的影響程度,方差分析可以有效克服上述缺點。

屈服應力的方差分析結果如表3所示,其中F是組間均方和組內均的比值,P為在相應F值下的概率值。P<0.01時因素的影響高度顯著,0.01≤P<0.05時顯著,0.05≤P<0.1時有一定影響,P≥0.1時影響不顯著。可見,質量濃度對膏體屈服應力的影響高度顯著,粗骨料含量的影響顯著,水化時間和砂灰質量比的影響不顯著,排序結果與極差分析一致。文獻[21]中含粗骨料尾砂膏體的水泥添加量對屈服應力的影響比濃度更顯著,與本文研究結果不一致,說明每個礦山的充填材料有其特異性,所得研究結果并不具有普適性。

表3 屈服應力方差分析結果Table 3 Variance analysis results of yield stress

塑性粘度的方差分析結果如表4所示。

表4 塑性粘度方差分析結果Table 4 Variance analysis results of plastic viscosity

由表4可知,質量濃度對膏體塑性粘度的影響高度顯著,粗骨料含量有一定影響,砂灰質量比和水化時間的影響不顯著,排序結果與極差分析一致。

2.4 流變參數經驗模型及演化規律

采用二次多項式分別對粗骨料尾砂膏體的屈服應力、塑性粘度與各影響因素的函數關系進行擬合,擬合優度R2均為0.99:

(2)

0.000 51X2X3+0.000 027X2X4

(3)

式中:X1為膏體質量濃度,%;X2為砂灰質量比;X3為粗骨料含量,%;X4為水化時間,min。

采用式(2)和式(3)分別對膏體的屈服應力、塑性粘度進行預測,預測結果與實測結果如圖3。

圖3 含粗骨料尾砂膏體流變參數預測與實測值對比Fig.3 Comparison of predicted and measured rheological parameters of tailings paste containing coarse aggregate

使用式(2)對膏體的屈服應力進行預測時,樣本總數的68.8%預測誤差在10%以下,最大誤差為13.3%,平均誤差為6.5%。使用式(3)對膏體的塑性粘度進行預測時,樣本總數的87.5%預測誤差在5%以下,最大誤差為6.7%,平均誤差為2.1%。可見,建立的含粗骨料尾砂膏體的流變參數經驗模型具有較高的可靠度。

因此,可利用式(2)和式(3)對含粗骨料尾砂膏體的流變參數的演化規律進行分析,如圖4、5所示。

圖4 含粗骨料尾砂膏體屈服應力的演化規律Fig.4 Evolution of yield stress of tailings paste containing coarse aggregate

由圖4可知,含粗骨料尾砂膏體的屈服應力隨質量濃度的增大呈指數增長,這與全尾砂膏體的相關研究結果一致[28]。膏體屈服應力隨粗骨料含量的增加呈指數減小,與工程實踐相符,主要原因是粗骨料的比表面積和保水性都遠小于尾砂,粗骨料含量增加后膏體自由水增多、流動性顯著增加。粗骨料尾砂膏體的屈服應力隨水化時間的增加呈線性增長,這與粗骨料尾砂膏體的相關研究結果一致[18],也與全尾砂膏體的相關研究結果一致[17,25],主要原因是隨水化時間的增加膏體中水化產物增多、自由水減少,導致膏體質量濃度和粘性增加。Panchal[23]報導了含減水劑全尾砂膏體的屈服應力隨水化時間的增加呈對數增長,是因為減水劑加快了水化反應進程。本文中粗骨料尾砂膏體的屈服應力與砂灰質量比基本無關,但文獻[21]中含粗骨料尾砂膏體的水泥添加量對屈服應力的影響顯著,這種差異可能與膠凝材料的礦物組成、級配和水化速度等有關。

由圖5可知,粗骨料尾砂膏體的塑性粘度隨質量濃度的增大呈指數增長,隨粗骨料含量的增加呈線性減小,隨灰砂質量比的增加呈線性增長。粗骨料尾砂膏體的塑性粘度隨水化時間的增加呈線性增長,這與粗骨料尾砂膏體的相關研究結果一致[18],也與全尾砂膏體的相關研究結果一致[17,23]。可見,由于充填材料的差異,相關研究結果可能相同也可能完全相反。

圖5 含粗骨料尾砂膏體塑性粘度的演化規律Fig.5 Evolution of plastic viscosity of tailings paste containing coarse aggregate

3 管道阻力經驗模型

3.1 模型建立

本文研究的含粗骨料尾砂膏體料漿屬于賓漢流體,在管道中穩定流動時管壁剪切應力和剪切速率關系可描述[29]為:

(4)

式中:τw為膏體料漿在管壁處所受的剪切應力,Pa;D為管道內徑,m;v為料漿平均流速,m/s;8v/D為料漿在管壁處所受的剪切速率,s-1。

在水平直管道中取一段勻速流動的膏體料漿柱進行受力分析,料漿流過單位長度管道所受阻力等于料漿與單位面積管壁的摩擦力,因此管壁剪切應力可表示為[30]:

(5)

式中:im為管道單位長度的摩擦阻力,Pa/m。聯合式(4)、(5)可得膏體料漿在圓管中流動時的阻力計算公式為:

(6)

將粗骨料膏體流變參數預測模型式(2)、(3)代入式(6),建立管道阻力經驗模型為:

0.000 51X2X3+0.000 027X2X4)

(7)

3.2 模型可靠性驗證

選擇井下平直充填管道進行壓力監測,約定壓力表1(P1)、壓力表2(P2)分別位于膏體流動方向的上游和下游。壓力表1與鉆孔頂部之間的管道長度為8 759 m,壓力表1和壓力表2之間的管道長度為438 m,壓力表2之后管道長度1 500 m。采集到的管道壓力數據如圖6所示,采樣頻率為1 min。對應的充填流量為80 m3/h,膏體質量濃度為76.51%,砂灰質量比為4.25,粗骨料含量為23.5%。管道內徑為150 mm,膏體料漿從地表通過2塊壓力表位置的理論時間為121 min。根據本文建立的管道阻力經驗模型式(7),理論計算的管道阻力為1 526 Pa/m。

圖6 管道壓力隨時間的變化Fig.6 Variation of pipeline pressure with time

由圖6可知,宏觀上管道壓力數據波動劇烈,很難直接提取到有效數據。這主要是因為礦山充填管道長,進路空區體積和一次充填方量小,充填作業過程中大部分時間處于“膏體料漿推動潤管水”和“洗管水推動膏體料漿”的不穩定流動狀態。

因此,本文提出一種篩選有效管道壓力數據的方法:根據生產報表,潤管結束于當日23∶01,洗管開始于次日凌晨2∶53,有效壓力數據應在此時間段內。膏體料漿從地表到通過2塊壓力表所需時間為121 min,即次日凌晨1∶00,因此選擇此后24 min內較為平穩的壓力數據進行分析,如表5所示。

表5 膏體充填有效管道壓力數據Table 5 Effective pipe pressure data of paste filling MPa

由表5可知,該時間段內的管道壓力數據波動較小,壓力表1的平均讀數為1.037 MPa,壓力表2的平均讀數為0.443 MPa,因此實測的管道阻力為1 356 Pa/m。根據經驗模型計算的管道阻力為1 526 Pa/m,比實測阻力偏大12.5%,表明建立的管道阻力經驗模型具有較高的可靠度,滿足工程應用的精度要求。管壁實際剪切速率為67 s-1,比流變實驗的平均剪切速率60 s-1大11.7%,料漿所受剪切作用更強,這很可能是預測阻力比實測阻力偏大的原因。

4 結論

1)本文通過流變實驗研究了含粗骨料尾砂膏體長距離管道輸送的流變特性,建立了流變參數和管道阻力預測經驗模型。

2)含粗骨料尾砂膏體屬于賓漢流體。膏體屈服應力影響因素主次排序為:質量濃度>粗骨料含量>水化時間>灰砂比。膏體塑性粘度影響因素主次排序為:質量濃度>粗骨料含量>灰砂比>水化時間。

3)質量濃度對膏體屈服應力和塑性黏度的影響高度顯著,粗骨料含量對屈服應力的影響顯著、對塑性粘度有一定影響,水化時間和砂灰質量比對屈服應力和塑性粘度的影響不顯著。

4)屈服應力隨質量濃度的增大呈指數增長,隨粗骨料含量的增加呈指數減小,隨水化時間的增加呈線性增長,與灰砂比的關系不大。塑性粘度隨質量濃度的增大呈指數增長,隨粗骨料含量的增加呈線性減小,隨灰砂比和水化時間的增加呈線性增長。

5)本文建立的粗骨料尾砂膏體流變參數預測模型的誤差小于4.3%,管道阻力預測模型的誤差為12.5%,滿足工程應用的精度要求。