王 劍 王貽明 張敏哲 彭青松 頰 威

(1.北京科技大學土木與資源工程學院,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;3.安徽馬鋼羅河礦業(yè)有限責任公司,安徽 合肥 230000)

充填采礦法具有貧損率低、安全且環(huán)保等優(yōu)點,被廣泛運用于各類地下礦山[1-2]。而管道輸送作為充填工藝中的關鍵環(huán)節(jié),是確保充填系統(tǒng)穩(wěn)定、高效運行的前提[3]。影響充填料漿流變性能的主要因素有:料漿濃度、灰砂比、尾砂級配、粉煤灰含量等[4-7],其中研究最多的因素為料漿濃度,且已在這方面取得共識,即充填料漿的屈服應力和塑性黏度均會隨其濃度的增加而增加。

針對管輸阻力的計算模型,國內有關學者做了大量研究:侯永強等[8]以金川二礦區(qū)的尾砂漿作為試驗材料,探究不同濃度下的尾礦膏體流變特性和管輸阻力計算模型,結果表明屈服應力隨料漿濃度的增加遵循二次函數(shù)遞增規(guī)律,而塑性黏度則遵循指數(shù)函數(shù)遞增規(guī)律,并以此建立了基于料漿濃度或坍落度的管道輸送阻力計算模型。于躍等[9]以新陽煤礦充填開采為背景,對高濃度充填料漿流變特性和管輸阻力進行了研究,基于賓漢模型提出了高濃度膠結充填料漿沿程阻力損失的理論公式。王劼等[10]通過分析流變參數(shù)與濃度間的數(shù)學關系,建立了會澤鉛鋅礦膏體充填料漿管道輸送阻力損失計算經(jīng)驗公式。李帥等[11]基于H-B流變模型和絮網(wǎng)結構理論,通過構建考慮時變性的超細全尾砂似膏體流變模型,推導了相應的管輸阻力計算公式。本研究針對某鐵礦采用膨脹劑進行充填接頂,為研究膨脹充填料漿在管道輸送中阻力計算模型,開展了膨脹充填料漿正交流變試驗。

1 膨脹充填料漿膏體流變特性試驗

1.1 試驗材料

選自安徽某鐵礦提供的全尾砂、膠固粉及膨脹劑作為試驗材料,其中全尾砂的比重為3.009,容重為1.64 g/cm3,平均粒徑d50=56.318μm,顆粒不均勻系數(shù)Cu=16.90,曲率系數(shù)Cc=1.41,具體粒度分布如表1及圖1所示。

表1 全尾砂粒級組成Table 1 Grain grade composition of whole tailings

圖1 全尾砂粒徑分布曲線Fig.1 Particle size distribution curve of whole tailings

采用X射線熒光光譜分析儀對膨脹劑的化學成分進行分析,經(jīng)檢測該膨脹劑的主要化學成分為CaO、Cl,占比均超過20%,屬于氧化鈣類膨脹劑,具體化學成分如表2所示。

表2 膨脹劑化學組成Table 2 Chemical composition of expansion agent

1.2 正交試驗方案

本次試驗設計3個因素,即質量濃度A、灰砂比B及膨脹劑摻量C(膨脹劑質量/固體總質量),分別研究這3因素對流變參數(shù)的影響敏感性和影響趨勢,其中每個因素3個水平,各因素及水平取值如表3所示。

表3 正交試驗因素及水平Table 3 Orthogonal test factors and levels

采用3因素3水平L9(34)正交表進行試驗設計,如表4所示。

表4 膨脹充填料漿流變正交試驗設計Table 4 Rheological orthogonal experimental design of expanded filler slurry

按照正交試驗設計,依次配制這9種膨脹充填料漿。本試驗采用Brookfield R/S plus型流變儀來檢測料漿的流變性能,采用控制剪切速率(CSR)模式進行試驗,分別測定料漿在不同剪切速率下(0～120 s-1)的剪切應力和表觀粘度,試驗儀器如圖2所示。

圖2 試驗過程及儀器Fig.2 Test process and instrument

2 流變試驗結果與分析

2.1 基于Bingham模型流變正交試驗結果

全尾砂膏體料漿是一種非牛頓結構流體,流變學理論是研究其流動性能的有效手段,而屈服應力和塑性粘度是描述流體流變性質的關鍵指標[12]。有研究表明,尾砂漿體內部細顆粒之間會相互吸引而形成松散的絮網(wǎng)結構,采用Bingham模型可對膏體流變規(guī)律進行較為精確的描述[13-14],其數(shù)學表達式為

式中,τ為剪切應力,Pa;τ0為屈服應力,Pa;μ為塑性粘度,Pa·s;γ為剪切速率,s-1。

測試所得的不同料漿濃度、灰砂比、膨脹劑摻量下的剪切速率與剪切應力之間的關系曲線如圖3所示。基于Bingham模型對剪切速率和剪切應力進行擬合,分別得到不同料漿濃度、灰砂比、膨脹劑摻量下料漿的流變方程及流變參數(shù),如表5所示。

圖3 剪切應力與剪切速率關系曲線Fig.3 Shear stress and shear rate relationship curve

表5 膨脹充填料漿正交試驗流變參數(shù)Table 5 Orthogonal test rheological parameters of expanded filler slurry

2.2 極差分析

極差分析法又稱直觀分析法,其具有計算簡單、直觀形象、簡單易懂等優(yōu)點,是正交試驗結果分析最常用的方法。正交試驗中,某一因素極差越大,說明該因素為影響試驗結果的主要因素,反之為次要因素[15]。根據(jù)流變試驗結果,采用SPSS數(shù)據(jù)處理軟件分別對試驗指標屈服應力和塑性粘度進行極差分析,以研究各因素對試驗指標的敏感性,結果如表6所示。

表6 正交試驗極差分析Table 6 Range analysis of orthogonal test

由表6可以得出:

(1)對于屈服應力,各因素的極差順序為RA＞RB＞RC,且RA明顯大于RB和RC,說明料漿質量濃度對膨脹充填料漿屈服應力的影響最大,灰砂比次之,膨脹劑摻量的影響最小。

(2)對于塑性粘度,各因素的極差順序為RA＞RB＞RC,而且RA遠大于RB和RC,說明質量濃度對膨脹充填料漿粘度的影響最大,灰砂比的影響較小,膨脹劑摻量幾乎無影響。

試驗指標屈服應力和塑性粘度隨影響因素各水平的變化趨勢如圖4所示。

圖4 屈服應力和塑性粘度隨影響因素水平變化趨勢Fig.4 Yield stress and plastic viscosity change with the level of influencing factors

由圖4可知:

(1)對于屈服應力而言,膨脹充填料漿的屈服應力隨質量濃度的增加而大幅度增加,隨灰砂比的降低呈明顯增加趨勢,隨膨脹劑摻量的增加呈明顯降低趨勢。

(2)對于塑性粘度而言,膨脹充填料漿的粘度隨質量濃度的增加而大幅度增加,隨灰砂比的降低而小幅度增加,隨膨脹劑摻量的增加幾乎無變化。

2.3 方差分析

由于極差分析并不能區(qū)別各因素所對應的試驗結果究竟是由因素水平不同引起還是由試驗誤差而引起[15]。故需進行方差分析,通過方差分析來判斷各因素對試驗指標影響的顯著性,分析結果如表7所示,其中顯著性水平屈服應力α=0.10、F0.10=9.000;塑性粘度α=0.05、F0.05=19.000。

表7 正交試驗方差分析Table 7 Orthogonal test variance analysis

由表7可以得出:

(1)對于屈服應力而言,料漿質量濃度和灰砂比對其有顯著性影響,膨脹劑摻量影響不顯著。

(2)對于塑性粘度而言,料漿質量濃度對其有顯著性影響,灰砂比和膨脹劑摻量影響不顯著。

3 管道輸送阻力計算模型

假設充填料漿在水平管道中以均質層流狀態(tài)流動,則料漿在水平管道輸送過程中的受力分析如圖5所示:

圖5 充填料漿管道輸送受力分析Fig.5 Force analysis of filling slurry pipeline transportation

在管道中取長度為L的一段微元體進行受力分析:

式中,τw為料漿在管壁處的切應力,Pa;d為管道內徑,m;L為微元體長度,m;P1為微元體所受左端壓力,Pa;P2為微元體所受右端壓力,Pa。

式(2)化簡可得:

式中,ΔP為管長L的壓力損失,即ΔP=P1-P2,Pa。

ΔP/L即為該管道的摩阻損失im,式(3)則可變?yōu)?/p>

一般將充填料漿看作為賓漢姆塑性體,層流區(qū)賓漢塑性體管壁的切應力τw與流速v關系可由Buckingham方程給出:

由于膏體充填的(τ0/τw)高次冪數(shù)值很小,可忽略不計[10],式(5)可簡化為

將式(4)代入式(6)化簡可得基于流變參數(shù)的傳統(tǒng)阻力im計算模型公式A:

根據(jù)正交試驗數(shù)據(jù),結合極差和方差分析結果,料漿質量濃度x1和灰砂比x2對屈服應力τ0的影響顯著,膨脹劑摻量x3的影響較小;料漿質量濃度x1對塑性黏度μB的影響最為顯著,灰砂比x2影響較小,膨脹劑摻量x3幾乎無影響。為定量分析料漿質量濃度x1、灰砂比x2、膨脹劑摻量x3與屈服應力τ0和塑性黏度μB之間的關系,采用考慮交互作用的多元非線性回歸模型,利用matlab軟件進行擬合回歸分析,結果如表8所示。

表8 流變參數(shù)擬合回歸分析Table 8 Fitting regression analysis of rheological parameters

將屈服應力τ0和塑性黏度μB的擬合公式代入式(7)中可得水平管道阻力計算模型公式B:

通過式(8)可知,在該礦山確定管徑和流量的前提下,水平管道的阻力主要由充填濃度、灰砂比和膨脹劑摻量所決定。本研究以羅河鐵礦管道輸送系統(tǒng)為工程背景,該礦山水平管道充填內徑為135 mm,垂直鉆孔深500 m,充填流量約250 m3/h,通過在回風石門水平充填管道內安裝壓力表(兩壓力表相距90 m),同時通過數(shù)據(jù)傳輸線纜將壓力數(shù)據(jù)、充填流量及充填濃度實時收集顯示在充填控制室內。從而對膨脹充填料漿的壓力進行實時監(jiān)測,根據(jù)兩壓力表之間的壓力差及距離即可計算出水平管道料漿的實際管道阻力。

將流變試驗參數(shù)代入傳統(tǒng)阻力計算模型公式A,充填參數(shù)(濃度、灰砂比、膨脹劑摻量)代入水平管道阻力新計算模型公式B,分別與兩壓力表實測水平管道阻力進行對比分析,計算結果如表9所示,數(shù)據(jù)曲線如圖6所示。

表9 阻力計算模型與實測值對比Table 9 Comparison of resistance calculation model and measured value

圖6 阻力計算模型與實測值對比圖Fig.6 Comparison of resistance calculation model and measured value

由表9及圖6可知,以羅河鐵礦為工程背景,采用傳統(tǒng)流變阻力模型公式A計算出的膨脹充填料漿水平管道阻力偏大,與實際水平管道所受阻力相差較大;而膨脹充填料漿阻力計算模型公式B與管道所受實際阻力明顯更為符合,相對誤差均在10%以內。由此可見,考慮充填濃度、灰砂比和膨脹劑摻量的阻力計算模型公式B用于計算該礦山膨脹充填料漿阻力是可靠的。

4 結 論

(1)以質量濃度、灰砂比及膨脹劑摻量為影響因素,開展三因素三水平正交流變試驗,極差方差分析結果表明:質量濃度是影響膨脹充填料漿屈服應力和塑性粘度的主要因素,灰砂比次之,膨脹劑摻量對屈服應力的影響較小,對塑性粘度幾乎無影響。

(2)根據(jù)極差方差分析結果,以質量濃度、灰砂比、膨脹劑摻量為影響因素,建立了流變參數(shù)(τ0、μB)的計算模型,該流變參數(shù)模型滿足多元非線性回歸方程。

(3)基于傳統(tǒng)阻力計算公式A,通過構建質量濃度、灰砂比及膨脹劑摻量與流變參數(shù)之間關系,建立了充填料漿阻力計算的新模型公式B,并以羅河鐵礦為工程背景驗證了阻力計算新模型公式B的準確性,結果表明,考慮質量濃度、灰砂比、膨脹劑摻量的阻力計算新模型公式B相比傳統(tǒng)僅考慮流變參數(shù)的阻力計算模型公式A更符合膨脹充填料漿在水平管道所受實際阻力。