李 雪 李翠平 顏丙恒 侯賀子

（1.北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院，北京100083；2.金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京100083）

開發(fā)礦產(chǎn)資源會產(chǎn)生大量尾礦，尾礦中重金屬離子會污染地表水與地下水，長時間堆積的尾礦可能引發(fā)泥石流等災(zāi)害，對環(huán)境造成嚴(yán)重危害。膏體充填技術(shù)能夠解決尾礦堆積帶來的問題，近年來備受關(guān)注并得到快速發(fā)展。膏體充填技術(shù)既能解決使用骨料帶來的材料成本問題，又能使尾砂得到合理處置，實現(xiàn)環(huán)境、資源和安全等多方面協(xié)調(diào)發(fā)展［1-3］，從而使得膏體充填工藝成為建設(shè)“綠色礦山”的有效方法。膏體充填工藝將經(jīng)過濃密環(huán)節(jié)的高濃度尾砂料漿、骨料與膠凝材料等物料在地面經(jīng)過攪拌等工序，由泵送或自流輸送到井下充填采空區(qū)。攪拌過程是使膏體在充入采場前保持穩(wěn)定狀態(tài)的重要環(huán)節(jié)［4］，膏體的組成成分能否在攪拌過程中有效分散影響著膏體的流動性能，也影響著充填工藝能否順利進(jìn)行［5-7］。膏體攪拌技術(shù)與設(shè)備主要借鑒于混凝土行業(yè)，但是混凝土與膏體的物化性質(zhì)與粒級組成差別較大，導(dǎo)致膏體的流動特性與混凝土有所不同［8-9］，如何發(fā)展攪拌技術(shù)，進(jìn)而生產(chǎn)出滿足充填工藝需求的膏體是亟待解決的問題。然而國內(nèi)外膏體充填技術(shù)的研究主要專注于濃密、管道輸送以及充填等環(huán)節(jié)［10-11］，對攪拌環(huán)節(jié)的研究局限于宏觀尺度［12-13］，關(guān)于料漿在攪拌過程中的流動行為與工藝參數(shù)對料漿微細(xì)觀結(jié)構(gòu)演變的影響缺乏深入的分析［14］，因此研究攪拌過程中膏體的流動行為具有十分重要的理論意義和工程參考價值。

膏體充填工程中屈服應(yīng)力可用于判斷料漿是否發(fā)生流動，坍落度試驗是表征膏體屈服應(yīng)力值的有效手段，被廣泛應(yīng)用于混凝土行業(yè)和礦業(yè)領(lǐng)域［15-16］。混凝土行業(yè)通常采用標(biāo)準(zhǔn)ASTM錐型坍落筒測量屈服應(yīng)力，然而使用其測量膏體屈服應(yīng)力存在一定的誤差［17］。有研究表明，采用小型圓柱坍落筒測得的數(shù)據(jù)更可靠［18］，且在低應(yīng)力條件下使用圓柱型坍落筒較為合適［19］，小型圓柱坍落筒更適用于研究膏體的流動性能。

物料在攪拌環(huán)節(jié)中運動形式更為復(fù)雜，不同尺度的物料在攪拌機內(nèi)發(fā)生劇烈碰撞［20］，為保證膏體中不同物料混合均勻，對攪拌設(shè)備也有更高的要求。兩段連續(xù)攪拌設(shè)備中二段攪拌通常使用雙軸螺旋攪拌輸送機，主要起到輸送物料的作用，但攪拌能力較差。優(yōu)化二段攪拌設(shè)備可進(jìn)一步提高攪拌效率，為制備出不離析、不沉淀、不脫水的膏體，有必要針對雙軸螺旋輸送機的攪拌機理展開探究［21］。本研究通過開展試驗與數(shù)值模擬，建立符合全尾砂膏體流變性質(zhì)的離散元模型，同時構(gòu)建雙軸螺旋輸送機數(shù)值模型研究料漿在輸送機中的流動特性，分析不同工藝參數(shù)對膏體混合效果的影響。

1 試驗原理

1.1 坍落度試驗力學(xué)分析

坍落筒可直觀表現(xiàn)膏體的流動性能［22-23］。圖1為坍落度試驗示意圖，坍落筒內(nèi)膏體視作整體，以坍落筒上端圓口中心線作為Z軸，水平線作為Y軸建立直角坐標(biāo)系，假設(shè)膏體具有彈性且不可壓縮，提起圓柱坍落筒時膏體不會發(fā)生變形。為使模型對于不同材料以及坍落筒都有普適性，需要將模型中的變量進(jìn)行無量綱化處理。

坍落筒提起后膏體發(fā)生流動，料漿受到自重與黏性力作用，位于未屈服段h0'以下的料漿受到的應(yīng)力大于屈服應(yīng)力，這部分料漿流動直至其所受應(yīng)力小于屈服應(yīng)力；位于未屈服段以上的料漿，其受到的應(yīng)力小于屈服應(yīng)力，該部分料漿不會發(fā)生流動。由無量綱坍落度及無量綱未屈服段高度可知，屈服應(yīng)力與坍落度之間的關(guān)系可表述為：

式中，ρ為料漿密度，kg/m3；h為坍落筒高度，m；s為坍落度，m；s'為無量綱坍落度，s'=s/h；h0為未屈服段高度，m；h0'為無量綱的未屈服段高度，h0'=h0/h；h1為屈服段高度，m；τy為屈服應(yīng)力，Pa；τy'為無量綱屈服應(yīng)力，τy'=τy/(ρgh)。

1.2 離散單元法

離散單元法興起于20世紀(jì)70年代，最早用于研究不連續(xù)巖體的變形，CUNDALL和STRACK將其應(yīng)用于不連續(xù)介質(zhì)力學(xué)［24］。離散單元法針對顆粒運動及相互作用進(jìn)行模擬，使用時間步長迭代法求解顆粒運動方程，從而得出不連續(xù)體的整體運動形態(tài)。該方法既可跟蹤顆粒在流動過程中的運動，也可模擬顆粒與顆粒、顆粒與邊壁發(fā)生的碰撞。恰當(dāng)?shù)貥?gòu)建離散元模型并將其應(yīng)用于模擬坍落度試驗，再現(xiàn)膏體流變行為，展現(xiàn)料漿微觀結(jié)構(gòu)，并反映膏體顆粒間相互作用規(guī)律［25］，是一種較為有效的模擬方法。

本研究引入 Hertz-Mindlin with JKR［26］模型模擬膏體坍落度試驗。該模型以軟球模型為基礎(chǔ)，顆粒間法向分力簡化為彈簧與滑動器，切向分力簡化為彈簧、阻尼器和滑動器，引入彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)等參量。顆粒的法向接觸力Fn可進(jìn)行如下計算：

式中，E*為接觸顆粒的當(dāng)量楊氏模量，Pa；Ei、Ej為接觸顆粒i與j的楊氏模量，Pa；μi、μj為顆粒i與j的泊松比；R*為接觸顆粒i與j的當(dāng)量直徑，m；Ri、Rj為顆粒i與j的直徑，m；δn為接觸顆粒i與j的法向重疊量，m。

法向阻尼力的計算公式為

切向接觸力Ft以及切向阻尼力可分別進(jìn)行如下計算

式中，St為顆粒的切向剛度，N/m；δt為接觸顆粒的切向重疊量，m；G*為等效剪切模量，Pa；為相對切向速度，m/s。

滾動摩擦力可由力矩進(jìn)行表示：

式中，μr為滾動摩擦系數(shù)；Ri為接觸點到顆粒質(zhì)心的距離，m；ωi為顆粒i在接觸點處的單位角速度，rad/s。

在相同條件下，由試驗或模擬得到的數(shù)據(jù)會有差異，故本研究引入變異系數(shù)Cv判斷數(shù)據(jù)離散程度，其公式為

式中，σ與μ'為數(shù)據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)差與平均值，變異系數(shù)反映了數(shù)據(jù)的離散程度，取值越大，表明試驗數(shù)據(jù)越離散，試驗可靠性越差。

2 試驗材料及設(shè)備

2.1 試驗材料

本研究試驗材料來自某鐵礦尾砂，粒級組成如圖2所示，密度為2.696 g/m3，中值粒徑為24.306 μm，體積平均粒徑為31.567 μm，表面積平均粒徑為10.697 μm，尾砂中粒徑小于20 μm的顆粒累計質(zhì)量分?jǐn)?shù)為39.76%，細(xì)顆粒（-20 μm）含量偏高。

2.2 試驗設(shè)備

坍落度試驗設(shè)置膏體固體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為72%，為探究不同尺寸及材質(zhì)坍落筒的試驗效果，共設(shè)計了3種不同材質(zhì)及尺寸坍落筒，基本參數(shù)如表1所示。

為檢驗坍落度試驗結(jié)果的準(zhǔn)確性，使用流變儀開展CSR試驗。流變儀采用美國博勒飛（Brookfield）RST型流變儀，該型號流變儀在試驗中對膏體的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)擾動較小。試驗數(shù)據(jù)導(dǎo)入Rheo3000軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。

2.3 膏體離散元模型

使用離散元分析軟件模擬坍落度試驗與膏體攪拌過程，選擇Hertz-Mindlin with JKR接觸方法，顆粒本征參數(shù)及接觸參數(shù)如表2所示。模擬中固體質(zhì)量分?jǐn)?shù)與坍落度試驗保持一致，顆粒形態(tài)設(shè)置為球形，坍落筒提升速度設(shè)定為1 m/s。

3 坍落度試驗及離散元模型校核

3.1 坍落度試驗

坍落筒試驗數(shù)據(jù)如圖3所示，圖中顯示平均屈服應(yīng)力為B＞C＞A，CSR試驗測得該固體質(zhì)量分?jǐn)?shù)下膏體靜態(tài)屈服應(yīng)力為86.65 Pa，坍落筒A更為接近，B和C偏差較大；比較3種坍落筒變異系數(shù)有C＞B＞A，坍落筒A結(jié)果比其他兩組數(shù)據(jù)更小，該組數(shù)據(jù)離散程度更小，使用坍落筒A能夠保證試驗具有較好的可靠性。

比較A組與C組的變異系數(shù)可知，坍落筒材質(zhì)對試驗結(jié)果影響較大，是因為在靜置狀態(tài)下，坍落筒表面粗糙度大，導(dǎo)致膏體密實度差，膏體無法將坍落筒填滿，且在坍落筒提升過程中，膏體受到的摩擦力也很大，致使膏體坍落形態(tài)發(fā)生很大變化。不銹鋼材質(zhì)坍落筒表面較PVC材質(zhì)坍落筒表面更粗糙，故選用PVC材質(zhì)坍落筒能夠提高試驗的可靠性。

比較B組與C組數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，坍落筒高徑比對試驗結(jié)果也有一定的影響。坍落筒高徑比越大，致使變異系數(shù)越大，數(shù)據(jù)離散程度更大。這與力學(xué)模型有關(guān)，坍落筒高徑比增加，填充坍落筒所需的膏體增加，顆粒間相互作用更加復(fù)雜，而力學(xué)模型忽視坍落筒高度，不同高徑比的坍落度試驗結(jié)果由此產(chǎn)生差異。人為操作因素也會影響試驗效果，膏體填充過程中儀器輕微傾斜及內(nèi)部殘余氣泡、測量時讀數(shù)誤差等也會對試驗結(jié)果產(chǎn)生影響，造成試驗結(jié)果計算得出的無量綱屈服應(yīng)力出現(xiàn)偏差。

綜上分析，坍落筒材質(zhì)以及高徑比對試驗結(jié)果影響都很大，同時無法排除人為因素的干擾。通過比較不同坍落筒的試驗數(shù)據(jù)得到直徑為50 mm以及高度為120 mm的PVC材質(zhì)坍落筒的試驗結(jié)果更接近流變儀試驗數(shù)據(jù)，測得屈服應(yīng)力為84.55 Pa，變異系數(shù)為0.092，數(shù)據(jù)離散度較低。

3.2 膏體離散元模型校核

坍落度試驗?zāi)M過程如圖4所示，模擬前預(yù)設(shè)底板和圓柱型坍落筒，顆粒工廠設(shè)置在坍落筒中，0～1 s生成顆粒；模擬時坍落筒靜置1.5 s，再勻速向上提升坍落筒，當(dāng)膏體坍落速度及擴展速度均小于10-4m/s時，認(rèn)為膏體不再流動，坍落度試驗?zāi)M結(jié)束。

坍落度試驗與坍落度模擬最終坍落形態(tài)如表3所示。試驗所得坍落度、擴展度分別為80.875 mm、135.28 mm，模擬所得坍落度、擴展度分別為88.086 mm、140.360 mm，誤差均小于10%，仿真結(jié)果與試驗吻合，膏體離散元模型接觸參數(shù)的正確性得到了驗證。

4 膏體攪拌機模型構(gòu)建及模擬

4.1 雙軸螺旋輸送機模型構(gòu)建

通過第3節(jié)的試驗與模擬，分析了膏體在剪切作用下的流變特性，能夠為接下來探究料漿在攪拌環(huán)節(jié)中的運移規(guī)律做鋪墊。攪拌環(huán)節(jié)離不開攪拌設(shè)備，本研究針對雙軸螺旋輸送機的攪拌機理展開探究。圖5為輸送機幾何模型，模型還原了攪拌槽與攪拌軸，其中攪拌軸由攪拌桿、支撐臂、外圈大葉片與內(nèi)圈小葉片構(gòu)成，輸送機最大容積為5 m3，攪拌槽長4.8 m，攪拌軸長為6 m。

利用相似性原理將幾何尺寸縮小為原型的1/10，設(shè)定入料槽為顆粒工廠，顆粒在入料槽中生成，生成兩組顆粒，兩組顆粒參數(shù)保持一致。顆粒工廠生成顆粒速度為2 000個/s，顆粒產(chǎn)生位置隨機，隨后顆粒在自重及其他顆粒作用下運動至輸送機中。輸送機中攪拌軸從0 s開始做旋轉(zhuǎn)運動，兩側(cè)攪拌軸旋轉(zhuǎn)方向相反，膏體顆粒在攪拌軸和其他顆粒等多重作用下發(fā)生運動。

為研究不同工藝參數(shù)對膏體均質(zhì)性的影響，添加了P1與P2兩種顆粒群，設(shè)置7組初始條件不同的模型，其工藝參數(shù)如表4所示。通過對比組A、組B、組C和組D來分析充盈率對膏體混合度的影響，組E、組F、組C和組G中攪拌轉(zhuǎn)速不同，目的是探究攪拌轉(zhuǎn)速對膏體均質(zhì)性的影響。

4.2 充盈率對膏體均質(zhì)性的影響

攪拌時間20 s時，不同充盈率條件下的顆粒角速度分布如圖6所示。圖中顯示角速度較高的顆粒密度隨充盈率增大逐漸增加，在充盈率為0.6時角速度較高的顆粒密度達(dá)到最大，而后隨充盈率增加而減少。這說明更多料漿進(jìn)入輸送機后，顆粒無法在葉片帶動下獲得足夠的角速度，顆粒間運動也由此受到限制，充盈率過大導(dǎo)致顆粒間運動明顯減少，料漿的混合程度無法保證。

不同充盈率條件下顆粒平均角速度變化特征如圖7所示。圖7（a）顯示顆粒在落入攪拌槽后角速度會大幅度增加，而后在其他顆粒作用下角速度減少至固定區(qū)間內(nèi)，顆粒角速度在該區(qū)間內(nèi)波動；充盈率為0.4時顆粒角速度數(shù)據(jù)波動最大，隨著充盈率增加，波動范圍依次降低，說明在充盈率較低的情況下，顆粒間運動更劇烈。圖（b）顯示隨著充盈率增加，顆粒平均角速度呈現(xiàn)減少趨勢，說明較少的料漿進(jìn)入輸送機后，在葉片推動下更容易獲得更大的角速度，顆粒間碰撞更加劇烈，膏體均質(zhì)性也由此受到影響。

攪拌時間為20～60 s時，每隔10 s在攪拌槽中相同位置取樣，以標(biāo)準(zhǔn)偏差作為指標(biāo)來衡量樣品的混合程度，樣品中兩組物料顆粒數(shù)相同視為膏體混合均勻。樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差變化如圖8所示，由該圖可知：攪拌樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差一般在0.02～0.15范圍內(nèi)波動。攪拌時間為20 s時，充盈率為0.4與0.7的樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差明顯小于充盈率為0.5和0.6的樣品數(shù)據(jù)。攪拌時間為30～60 s時，充盈率為0.4和0.7樣品的標(biāo)準(zhǔn)偏差持續(xù)增加，且增加幅度較大，攪拌后期樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差要大于前期數(shù)據(jù)；充盈率為0.5和0.6模型表現(xiàn)較好，在30～60 s區(qū)間內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)偏差會小幅度增加而后下降，60 s時二者的標(biāo)準(zhǔn)偏差要小于充盈率為0.4和0.7樣品的數(shù)據(jù)，說明充盈率為0.5和0.6的模型在攪拌后期料漿混合效果良好。

充盈率對出料樣品的混合程度有一定的影響，攪拌時間為65 s時，在輸送機中靠近出料槽部分取相同質(zhì)量樣品，不同充盈率條件下出料樣品數(shù)據(jù)的變化特征如圖9所示。由圖9可知：標(biāo)準(zhǔn)偏差在0.10～0.18區(qū)間內(nèi)波動，隨著充盈率增加，樣品的標(biāo)準(zhǔn)偏差呈現(xiàn)先上升、后下降、再上升的趨勢，充盈率為0.6時達(dá)到最小值0.107。相比于充盈率為0.6的模型，充盈率為0.4的模型攪拌效果較差，說明更少的料漿進(jìn)入輸送機中，雖然顆粒間碰撞更加劇烈，但出料樣品的混合效果并不理想。

綜合比較攪拌樣品與出料樣品的標(biāo)準(zhǔn)偏差變化特征可知，充盈率為0.6的模型數(shù)據(jù)表現(xiàn)良好，料漿在攪拌過程中能夠得到充分分散，故應(yīng)存在最佳充盈率，取值范圍為0.5～0.7。

4.3 攪拌轉(zhuǎn)速對膏體均質(zhì)性的影響

攪拌時間20 s時輸送機同一位置顆粒角速度分布如圖10所示。由圖10可知：轉(zhuǎn)速10 rpm時角速度較低的顆粒密度最大，隨著攪拌速度增大，角速度較低的顆粒密度逐漸降低，角速度較高的顆粒密度逐漸增加，攪拌轉(zhuǎn)速為40 rpm時角速度較高的顆粒密度達(dá)到最大。以上說明葉片轉(zhuǎn)動可促進(jìn)顆粒發(fā)生循環(huán)流動，葉片轉(zhuǎn)速增大，輸送機賦予膏體顆粒的能量增多，顆粒間相對運動越劇烈，顆粒簇能夠被快速打散，較大的攪拌速度有助于膏體均質(zhì)狀態(tài)的形成。

圖11為不同攪拌轉(zhuǎn)速下顆粒角速度的變化趨勢。圖11（a）顯示不同轉(zhuǎn)速模型顆粒平均角速度都會在10 s內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定值，其后在該值附近浮動。圖（b）顯示平均角速度與攪拌轉(zhuǎn)速呈正相關(guān)關(guān)系，隨著轉(zhuǎn)速增加，膏體平均角速度增大，但增加幅度逐步降低，攪拌轉(zhuǎn)速增加可促進(jìn)膏體顆粒間發(fā)生劇烈的相對運動，但轉(zhuǎn)速增加到一定程度后對顆粒運動的促進(jìn)作用逐漸降低，適宜的攪拌轉(zhuǎn)速有助于顆粒實現(xiàn)快速混合。

在攪拌時間20～60 s范圍內(nèi)，每隔10 s在攪拌槽中相同位置取樣，攪拌樣品數(shù)據(jù)如圖12所示，樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差在0.04～0.15范圍內(nèi)波動。攪拌時間為20 s時，標(biāo)準(zhǔn)偏差隨著攪拌轉(zhuǎn)速增加而降低，在轉(zhuǎn)速40 rpm時達(dá)到最小值0.055。隨著攪拌時間增加，不同攪拌轉(zhuǎn)速條件下攪拌樣品的標(biāo)準(zhǔn)偏差變化不同。攪拌時間為60 s時，攪拌轉(zhuǎn)速為20 rpm以及40 rpm的樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差大于攪拌時間10 s時數(shù)據(jù)，且轉(zhuǎn)速為40 rpm樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差在取樣時間區(qū)間內(nèi)波動極大；攪拌轉(zhuǎn)速10 rpm和30 rpm的樣品在攪拌時間60 s時的標(biāo)準(zhǔn)偏差小于10 s數(shù)據(jù)，轉(zhuǎn)速為10 rpm和30 rpm時膏體混合程度優(yōu)于轉(zhuǎn)速20 rpm與40 rpm的模型，故攪拌轉(zhuǎn)速為10 rpm以及30 rpm攪拌效果更好。

充盈率對出料樣品混合程度有一定的影響。攪拌時間為65 s時，在輸送機中靠近出料槽部分取相同質(zhì)量樣品，出料樣品數(shù)據(jù)如圖13所示。由該圖分析可知：4份樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差均在0.16以下，出料樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差隨著攪拌轉(zhuǎn)速增大而增加，攪拌轉(zhuǎn)速為40 rpm時，樣品標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到最大值0.151，轉(zhuǎn)速由30 rpm增加至40 rpm后，標(biāo)準(zhǔn)偏差增加幅度達(dá)到最大。這說明攪拌轉(zhuǎn)速能夠促進(jìn)顆粒間相對運動，攪拌轉(zhuǎn)速過大則無法保證膏體的混合程度。

綜合分析攪拌樣品與出料樣品數(shù)據(jù)可知，攪拌轉(zhuǎn)速為10 rpm和30 rpm時膏體料漿混合程度較好，考慮到需要保證膏體的出料效率，故認(rèn)為30 rpm為輸送機的最佳攪拌轉(zhuǎn)速。

5 結(jié)論

以試驗與數(shù)值模擬作為研究手段，由坍落度試驗測得數(shù)據(jù)表征膏體的流變特性，將膏體作為具有強黏性的濕顆粒群，采用離散單元法進(jìn)行仿真，能夠較好地體現(xiàn)膏體的流變特性，分析了充盈率與攪拌轉(zhuǎn)速對膏體攪拌均質(zhì)性的影響，得到如下結(jié)論：

（1）通過比較不同高徑比與材質(zhì)坍落筒的試驗結(jié)果，認(rèn)為高徑比與數(shù)據(jù)離散度呈正相關(guān)關(guān)系，高徑比越大，屈服應(yīng)力值越集中；坍落筒材質(zhì)會對試驗結(jié)果產(chǎn)生影響，不銹鋼材質(zhì)坍落筒測得的數(shù)據(jù)較PVC材質(zhì)坍落筒的數(shù)據(jù)更分散，直徑為50 mm、高度為120 mm的PVC材質(zhì)坍落筒的試驗效果較為理想，測得屈服應(yīng)力值為84.55 Pa。采用離散元分析軟件模擬上述試驗，通過比較不同工藝參數(shù)條件下膏體的均質(zhì)性變化情況，發(fā)現(xiàn)充盈率影響膏體攪拌效果，攪拌前期混合程度較好的樣品隨著攪拌時間增加，標(biāo)準(zhǔn)偏差逐漸增大，充盈率為0.5以及0.6的膏體表現(xiàn)出較好的均質(zhì)性；出料樣品數(shù)據(jù)證明充盈率為0.6的模型混合效果較好，故充盈率最佳取值范圍為0.5～0.7。攪拌轉(zhuǎn)速能夠促進(jìn)顆粒間發(fā)生劇烈運動，隨著攪拌時間增加，攪拌轉(zhuǎn)速為10 rpm和30 rpm的模型中料漿攪拌效果要好于轉(zhuǎn)速為20 rpm與40 rpm的模型；出料樣品數(shù)據(jù)顯示攪拌轉(zhuǎn)速增加導(dǎo)致顆?；旌铣潭冉档?，考慮到出料效率，30 rpm為輸送機最佳攪拌轉(zhuǎn)速。

（2）采用離散單元法構(gòu)建的膏體顆粒接觸模型，模擬膏體流動行為較為理想。但是該模型設(shè)置的顆粒形狀較為規(guī)則，考慮到膏體充填工藝會添加粗骨料，該模型存在局限性，不同顆粒尺寸是否對坍落度試驗產(chǎn)生影響還需要進(jìn)一步研究。在分析攪拌機中膏體的流動行為時，僅考慮充盈率以及攪拌轉(zhuǎn)速對料漿混合度的影響，但葉片間距等因素也會影響膏體流變行為，這有待于進(jìn)一步研究。