DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.01.028

全尾砂膏体小型圆柱塌落度检测

沈慧明¹，吴爱祥¹，姜立春²，王贻明¹，焦华喆¹，刘晓辉¹

(1. 北京科技大学 金属矿山高效开采与安全教育部重点实验室，北京，100083；

2. 华南理工大学 土木与交通学院，广东 广州，510640)

摘要：探索矿山尾砂充填领域塌落度实验的小型化，研究直径和高度均为7.5 cm小型圆柱塌落度法的准确性和适用范围。基于膏体流变学原理，对物料塌落进行力学分析，建立屈服应力与塌落度关系模型，然后利用流变检测实验对塌落度结果的精度进行验证，确定圆柱法的适用范围。研究结果表明：小型圆柱法检测结果精度比标准锥桶法的精度高3.84%；泵送膏体标准塌落度15~20 cm对应小型塌落度1.5~2.3 cm，自流输送料浆标准塌落度23~27 cm对应小型塌落度2.9~3.6 cm；该圆柱法的适用范围为料浆的骨料最大粒径不大于3 mm，塌落度不小于7.5 mm。小型圆柱法可作为细粒级膏体塌落度实验的一种新方法。

关键词：全尾砂膏体；小型圆柱；塌落度检测；屈服应力

中图分类号：O373；TD926；TQ177.6      文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2016)01-0204-06

Small cylindrical slump test for unclassified tailings paste

SHEN Huiming¹, WU Aixiang¹, JIANG Lichun², WANG Yiming¹, JIAO Huazhe¹, LIU Xiaohui¹

(1. State Key Laboratory of Ministry of Education of China for High-efficient Ming and Safety of Metal Mines, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;

2. School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

Abstract: The slump test miniaturization of tailings backfill slurry was explored, focusing on the accuracy and applicability of a mini cylinder with 7.5 cm height and 7.5 cm diameter. Firstly, based on the paste rheological theory, a model which describing the relationship of yield stress and slump was set up for the slump process. Secondly, the slump test accuracy was verified with the rheometer test result. Consequently, the application scope of the mini slump cylinder was determined. The results show the mini slump test has 3.84% higher accuracy than the standard cone test. The pump delivery paste requires a standard slump value of 15-20 cm which is equivalent to 1.5-2.3 cm of the mini slump test; meanwhile, the gravity delivery requires a standard slump value of 23-27 cm which is equivalent to 2.9-3.6 cm of the mini slump test. The mini slump test is valid for slurry with particle size smaller than 3 mm, and standard slump more than 7.5 mm. The mini slump test becomes an alternative for the slump estimation of fine particle paste slurry.

Key words: unclassified tailings paste material; small scale cylinder; slump test; yield stress

继2008年山西新塔矿业尾矿库溃坝、2010年福建紫金矿业尾矿库泄漏两大事故发生之后^[1]，全社会巨大的安全、环保压力要求对尾矿的处理更加严格。因此，2012年国家安监总局等五部委联合印发了《关于进一步加强尾矿库监督管理工作的指导意见》(安监总管一〔2012〕32号)的通知，明文规定：“严格安全许可制度，新建金属非金属地下矿山必须对能否采用充填采矿法进行论证并优先推行充填采矿法……”^[2]。随着该政策的出台，各大新建矿山纷纷采用充填法开采，对于尾砂充填技术理论研究和设计应用成为了目前的研究热点^[3-4]。在设计研究过程中，膏体料浆的流动性能是充填系统的关键参数，是管道输送系统设计的基础。一般认为屈服应力为100~250 Pa，塌落度为15~27 cm时，料浆表现为膏体的特性^[5]。在所有流动性检测方法中塌落度法操作最简单，且具有较强的感观效应，易为研究人员所接受，因此应用广泛。标准塌落度法是在混凝土理论的基础上发展起来的，用于检测具有石子等粗粒度集料浆体的流动性，为避免检测结果的尺寸效应，标准塌落度仪尺寸较大。而尾矿充填的骨料粒径远远小于混凝土。根据吴爱祥等^[6]的研究，金属矿山充填工艺根据粒度分可分为粗粒级充填和细粒级充填。尤其对于细粒级充填，其骨料最大粒度一般不超过5 mm。此时标准塌落度仪较大的尺寸就降低了其应用的方便性和可操作性。因此针对细粒级充填，研究人员均希望寻求一种更小型化的细颗粒浆体流动性能检测方法和装备。本文作者基于非牛顿流变力学理论，对塌落物料进行力学分析，建立屈服应力计算方法，提出高度为7.5 cm、直径为  7.5 cm的小直径圆柱塌落度法，利用流变仪验证检测精度，规范圆柱法的应用范围。

1  基于塌落特性的屈服应力分析

把浆体物料充满上下开口的锥型或柱型圆桶，当桶提起后物料因自重向下塌落，塌落后物料的最高点高度与初始高度之差称为塌落度。塌落度法用以检测浆体物料的和易性、流动性。当圆桶提起后，物料的运动状态决定于内力和外力2个方面：外力为物料的重力，内力为物料自身的黏度。塌落浆体力学模型如图1所示。在重力的作用下，物料向下和侧向流动；浆体的屈服应力抵抗浆体向下流动，浆体的黏度抵抗浆体向侧向流动^[7]。

高质量分数全尾砂浆表现为具有屈服应力的剪切稀化浆体，尾砂质量分数的微小变化可造成屈服应力的显著变化。塌落度受屈服应力和物料密度的双重影响，决定于全尾砂的化学性质、相对密度、粒度分布。如果塌落度能够与屈服应力建立联系，则该方法显然是一种简易的屈服应力检测方法。

图1  塌落浆体力学模型

Fig. 1  Mechanical model of slumping material

1.1  圆锥型标准塌落度物料受力分析

对物料在塌落过程中的受力进行分析，锥型塌落度检测原理示意图如图2所示。当塌落度仪提起后，物料在剪切应力下发生变形流动，直到剪切应力低于屈服应力，料浆停止流动。在屈服区域上方，垂直方向应力低于屈服应力，因此该区物料保持未屈服状态。在塌落过程中，假设屈服物料与未屈服物料之间的分界是一个水平面，且该水平面在物料塌落的过程中向下运动^[8]。因此，最终塌落高度由未屈服高度(h₀)和已屈服高度(h₁)组成。

图2  锥型塌落度检测原理示意图

Fig. 2  Schematic diagram of cone slump test

1.1.1  未屈服高度与屈服应力

由于自重产生的垂直方向应力是作用在物料上的唯一外力。因此，某一高度z处物料所受的力由其上部物料的重力产生，其计算方法如下：

    (1)

式中：H为未变形物料的初始高度，m；ρ为物料密度，t/m³；g为重力加速度，m/s²；R_H为塌落度仪底部半径，m；R₀为塌落度仪上部半径，m；z为塌落范围的某一高度，m；p为某一高度z处物料所受的压力，Pa。

假设物料为弹性体，因此当压力p以垂直方向作用于物料上时，会产生值为p/2的最大剪切应力^[9]。结果通过量纲一化表征，从而使得不同高度和直径的塌落度筒和不同屈服应力物料的检测标准归一化。

           (2)

式中：为锥桶形状参数，表征锥筒上下半径之间的关系：；为剪切应力(无量纲一的量)，=τ/(ρgH)；为高度(量纲一的量)，= z/H；

塌落过程中的未屈服高度受屈服应力的影响，因此式(2)可转化成式(3)：

            (3)

1.1.2  已屈服高度

对于已屈服区域，物料形状可以被分解为塌落前厚度dz、半径r_z；塌落后厚度dz₁、半径r_z1，仪器提升前后浆体厚度对比如图3所示^[10]。

图3  仪器提升前后浆体厚度对比

Fig. 3  Slurry layer thickness comparison before and after lifting cone

对于不可压缩流体，微元体积保持不变。因此，dz₁与dz的关系如下：

             (4)

只有当流动截面上部物料提供的应力低于屈服应力时，物料才停止流动。因此，应力和截面直径的乘积与上部物料的重力相等：

             (5)

高度h₁可以通过求对dz₁在屈服区域的积分进行计算：

                  (6)

将式(3)~(5)代入式(6)得：

           (7)

1.1.3  屈服应力与塌落度关系

塌落度(量纲一的量)表达式为

               (8)

将式(7)代入式(8)，形成塌落度(量纲一的量)与屈服应力(量纲一的量)之间的关系表达式：

          (9)

对于标准塌落度仪，塌落圆锥底部半径R_H=10 cm，顶部半径R₀=5 cm，因此式(9)中，式(7)和式(9)可简化为

            (10)

1.2  圆筒型标准塌落度物料受力分析

对于圆柱型塌落物料的力学分析，见文献[11]，结果认为：

          (11)

由式(10)和式(11)可知：浆体的屈服应力可由塌落度和未屈服高度确定，如图4所示。

图4  圆柱塌落度检测原理示意图^[11]

Fig. 4  Schematic diagram of cylinder slump test

2  2种塌落度检测对比实验

基于前述2种塌落度检测方法和理论分析结果，对新疆某铜尾矿全尾砂膏体流动性能进行检测，建立2种塌落度之间的定量关系。利用桨式流变仪检测结果作为基准值，验证2种塌落度法的精度。

2.1  实验材料

某黄铜矿尾砂密度为2.662 t/m³。松散密度为1.190 t/m³。其中：粒径＜74 μm颗粒质量分数为64.32%，粒径＜45 μm颗粒质量分数为43.1%。d₃₀=21.3 μm，d₆₀=71.6 μm，C_u=18.36，C_c=1.62，粒度较细，如图5所示。d₃₀为过筛质量占30%的粒径；d₆₀为过筛质量占60%的粒径；C_u为不均匀系数；C_c为曲率系数。

图5  某铜矿全尾砂粒度分布曲线

Fig. 5  Particle distribution profile of a copper mine tailings

2.2  实验方案

2.2.1  浆体质量分数

配制全尾砂浆质量分数为71%~76%，浆体密度为1.796~1.880 t/m³。

2.2.2  实验装置

实验器具选用2种塌落度装置和桨式流变仪进行检测。具体如下：

1) 标准锥型塌落度仪，高度为30 cm，上口直径为10 cm，底部直径为20 cm；

2) 小型圆柱型塌落度仪，高度为7.5 cm，直径为7.5 cm；

3) 桨式流变仪(Brookfield R/S +)，转子直径为2 cm，转子高度为4 cm。

2.2.3  实验方法

参照GB/T 50080—2002“普通混凝土拌合物性能试验方法标准”^[12]和JGJ/T 70—2009“建筑砂浆基本性能试验方法标准”^[13]中关于实验材料制备和实验执行步骤的要求开展实验。每组实验制备3个样品，检测3次取平均值作为结果。

3  实验结果及分析

3.1  实验结果

将表1中数据代入式(10)进行分析，计算全尾砂浆体的屈服应力，并与流变仪检测结果进行对比。相同的料浆在不同检测条件下具有不同的塌落度，但其剩余高度基本相同，如小型检测剩余高度为3 cm，标准检测剩余高度为2.5 cm。

表1  塌落度检测实验结果

Table 1  Slump test results

3.2  流变参数分析

图6所示为3种屈服应力检测结果对比。由图6可知：3种检测方法具有相同的趋势，即随着尾砂质量分数的增加，浆体的屈服应力呈指数上升。其中当尾砂质量分数由73%增加至75%时，浆体的屈服应力激增至200 Pa以上，会导致浓密机扭矩或管道输送阻力迅速上升。

图6  3种屈服应力检测结果对比

Fig. 6  Compare of three different yield stress tests

小型塌落度法检测精度高于标准塌落度法的检测精度。与流变仪检测结果相比，小型法相对误差为3.03%~ 16.66%，平均相对误差为9.82%；而标准法相对误差为7.25%~17.28%，平均相对误差为13.66%，小型法相对误差减小了3.84%。原因有以下2个方面：1) 操作方面，塌落高度受底部接触面含水率和上提速度的影响。标准法塌落面直径一般为40~80 cm，而本文小型法直径仅为10~15 cm，小型法受底部接触面的影响显然较小。同时由于标准法单次实验物料较多，标准法单次实验物料达到11~13 kg，而小型法仅为1 kg，标准法需要更大的外力去控制塌落度仪的稳定和上提，因此，上提速度不稳定的问题在标准法中更加突出。2) 仪器方面，设备的表面粗糙度对检测结果产生一定的影响。在静置过程中，表面粗糙度越大，物料密实度越差，实验结果越不稳定。且质量分数越高，物料流动性越差，越不易密实；在上提过程中，表面粗糙度越大，对物料产生的上向应力越大，对物料结构产生一定的影响。且在多次检测时，塌落度仪内部清洗不彻底时，尾矿残留使表面粗糙度迅速增加。标准塌落度仪材质为铸铁或钢材，易生锈，本文小型塌落度仪为PVC管，表面疏水且光滑，因此检测稳定性更好。

3.3  2种塌落度对应关系

3.3.1  标准塌落度指标

我国高浓度/膏体充填工艺起源于七五期间的金川镍矿^[14]和凡口铅锌矿^[15]，成熟于冬瓜山铜矿^[16]、会泽铅锌矿^[17]、煎茶岭镍矿^[18]，经历了固体质量分数逐步升高、充填倍线逐步增加、工艺逐步减化的演化过程^[19]。在长期的工业实践中，利用塌落度表征充填料浆流动性的方法得到了广泛的肯定。随着充填技术的逐步推广，研究与应用的逐步深入，学界与工业界的认识逐步统一，认为泵送膏体塌落度应为15~20 cm^[20-21]，自流输送料浆塌落度一般为23~27 cm^[22-23]。

3.3.2  对应的小型塌落度范围

由于全尾砂高质量分数/膏体物料存在剪切变稀的特性，不同的尾砂质量分数可能具有相同的屈服应力，因此，屈服应力比尾砂质量分数更能够反应物料的内在物理特性。对表1中的实验数据进行分析，建立浆体屈服应力与塌落度之间的关系曲线，并对结果进行拟合，结果如图7所示。

图7  塌落度-屈服应力曲线与拟合

Fig. 7  Slump-yield stress curve and fitting

由图7可知：屈服应力与塌落度的关系为线性负相关，拟合精度分别达到0.98和0.95以上。根据图7和回归分析结果，计算相同屈服应力下2种塌落度预测值，从而建立小型圆柱塌落度的指标范围。

由图7还可知：与标准塌落度检测标准相对应，小型圆柱塌落度仪的检测指标范围应为：泵送1.448~ 2.331 cm，自流2.859~3.567 cm。在实际操作过程中，实验精度可降低为毫米级，因此小型圆柱塌落度指标范围确定为：泵送为1.5~2.3 cm；自流为2.9~3.6 cm。

4  小型塌落度仪使用范围

为了避免塌落度实验的尺寸效应，减小大颗粒对于塌落高度的影响，防止物料成堆现象的发生，标准塌落度规定：本方法适用于骨料最大粒径不大于40 mm、坍落度不小于10 mm的混凝土拌合物稠度测定(GB/T 50080—2002“普通混凝土拌合物性能试验方法标准”^[12])。

由于标准塌落度仪在上开口处尺寸最小(直径为10 cm)，可知仪器最小上开口处直径为最大粒径的2.5倍，仪器最小上开口处直径为小塌落度的10倍。基于相似原理，对于直径、高度均为7.5 cm的圆柱型塌落度仪，其适用的骨料最大粒径不大于3 mm，塌落度不小于7.5 mm的全尾砂浆体物料。

5  结论

1) 随尾砂质量分数的增加，屈服应力呈指数形势上升。其中当尾砂质量分数由73%增加至75%时，屈服应力自100 Pa以下激增至200 Pa以上。

2) 小型塌落度法检测结果精度比标准塌落度法的高3.84%。与流变仪检测结果相比，小型法相对误差为3.03%~16.66%，平均相对误差为9.82%；而标准法相对误差为7.25%~17.28%，平均相对误差为13.66%。

3) 泵送膏体标准塌落度应为15~20 cm，自流输送料浆标准塌落度一般为23~27 cm。与之对应的小型塌落度指标为：泵送为1.5~2.3cm，自流为2.9~3.6 cm。

4) 本研究中的小型塌落度仪，其适用的骨料最大粒径不大于3 mm，塌落度不小于7.5 mm的全尾砂浆体物料。

参考文献：

[1] 廖国礼, 周音达, 吴超. 尾矿区重金属污染浓度预测模型及其应用[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2004, 35(6): 1009-1013.

LIAO Guoli, ZHOU Yinda, WU Chao. Forecast models of heavy metal contamination near tailing dam and their application[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2005, 35(6): 1009-1013.

[2] 国家安全监管总局, 关于进一步加强尾矿库监督管理工作的指导意见 [EB/OL]. [2014-12-10]. http://www.gov.cn/gzdt/ 2012-03/20/content_2095761.htm

The state administration of work safety, Guidance on further strengthening supervision and administration work of the tailings[EB/OL]. [2014-12-10]. http://www.gov.cn/gzdt/2012- 03/20/content_2095761.htm.

[3] 周爱民, 古德生. 基于工业生态学的矿山充填模式[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2004, 35(3): 468-472.

ZHOU Aimin, GU Desheng. Mine-filling model based on industrial ecology[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2004, 35(3): 468-472.

[4] 焦华喆, 王洪江, 吴爱祥, 等. 全尾砂絮凝沉降规律及其机理[J]. 北京科技大学学报, 2010, 32(6): 702-707.

JIAO Huazhe, WANG Hongjiang, WU Aixiang, et al. Rule and mechanism of flocculation sedimentation of unclassified tailings[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2010, 32(6): 702-707.

[5] 孙德民, 任建平, 焦华喆, 等. 某矿全尾砂胶结充填物料性能研究[J]. 金属矿山, 2012(3): 6-9.

SUN Demin, REN Jianping, JIAO Huazhe, et al. Study on the properties of the unclassified tailings cemented backfill materials in a mine[J]. Metal Mine, 2012(3): 6-9.

[6] 吴爱祥. 膏体充填与尾矿处置技术研究进展[J]. 矿业装备, 2011(4): 32-35.

WU Aixiang. The overview of the paste backfill and tailings disposal technology research[J], Mining Equipment, 2011(4): 32-35.

[7] SAAK A W, JENNINGS H M, SHAH S P. A generalized approach for the determination of yield stress by slump and slump flow[J]. Cement and Concrete Research, 2004, 34(3): 363-371.

[8] BOGER D V. Rheology and the resource industries[J]. Chemical Engineering Science, 2009, 64(22): 4525-4536.

[9] ROUSSEL N, STEFANI C, LEROY R. From mini-cone test to Abrams cone test: measurement of cement-based materials yield stress using slump tests[J]. Cement and Concrete Research, 2005, 35(5): 817-822.

[10] CLAYTON S, GRICE T G, BOGER D V. Analysis of the slump test for on-site yield stress measurement of mineral suspensions [J]. International Journal of Mineral Processing, 2003, 70(2): 3-21.

[11] 吴爱祥, 焦华喆, 王洪江, 等. 膏体尾矿屈服应力检测及其优化[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(8): 3371-3376.

WU Aixiang, JIAO Huazhe, WANG Hongjiang, et al. Yield stress measurements and optimization of paste tailings[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(8): 3371-3376.

[12] GB/T 50080—2002, 普通混凝土拌合物性能试验方法标准[S].GB/T 50080—2002, Standard test method for the performance of ordinary concrete[S].

[13] JGJ/T 70—2009, 建筑砂浆基本性能试验方法标准[S].JGJ/T 70—2009, Standard for test method of performance on building mortar[S].

[14] 王新民, 肖卫国, 王小卫, 等. 金川全尾砂膏体充填料浆流变特性研究[J]. 矿冶工程, 2002, 22(3): 13-16.

WANG Xinmin, XIAO Weiguo, WANG Xiaowei, et al. Study on rheological properies of full tailing paste filling slurry of Jinchuan Mine[J]. Mining and Metallurgical Engineering, 2002, 22(3): 13-16.

[15] 李茂林, 王帆, 孙肇淑, 等. 凡口铅锌矿充填用细粒级尾砂脱泥与过滤试验[J]. 金属矿山, 2012, 41(12): 144-147, 152.

LI Maolin, WANG Fan, SUN Zhaoshu, et al. Experiment on desliming and filtration of fine tailing for backfilling in Fankou lead-zinc mine[J]. Metal Mine, 2012, 41(12): 144-147, 152.

[16] 彭怀生, 古德生, 邓健. 充填采矿法的技术评价及对冬瓜山矿充填开采的设想[J]. 矿业研究与开发, 1997, 17(4): 8-12.

PENG Huaisheng, GU Desheng, DENG Jian. Technical evaluation of backfill mining method and tentative ideas for backfill stopping in Dongguashan Mine[J]. Mining Research and Development, 1997, 17(4): 8-12.

[17] 郭然. 清洁化无废矿山采矿工艺设计实践[J]. 矿业研究与开发, 2003 (S1): 81-82.

GUO Ran. Designing practices on the mining technology for a clean waste free mine[J]. Mining Research and Development, 2003(S1): 81-82

[18] 周旭. 煎茶岭镍矿下向胶结充填采矿法应用研究[J]. 中国矿山工程, 2012, 41(1): 17-20.

ZHOU Xu. Application study of underhand cemented cut-and-fill method in Jianchaling nickel mine[J]. China Mine Engineering, 2012, 41(1): 17-20.

[19] 吕宪俊, 金子桥, 胡术刚, 等. 细粒尾矿充填料浆的流变性及充填能力研究[J]. 金属矿山, 2011(5): 32-35.

L Xianjun, JIN Ziqiao, HU Shugang, et al. Study on the rheological property and filling capacity of the filling slurry with fine tailings[J]. Metal Mine, 2011(5): 32-35.

[20] BELEM T, BENZAAZOUA M. Design and application of underground mine paste backfill technology[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2008, 26(2): 147-174.

[21] KWAK M, JAMES D F, KLEIN K A. Flow behaviour of tailings paste for surface disposal[J]. International Journal of Mineral Processing, 2005, 77(3): 139–153.

[22] COOKE R. Design procedure for hydraulic backfill distribution systems[J]. South African Institute of Mining and Metallurgy, 2001, 101(2): 97-102.

[23] OUELLET S, B, AUBERTIN M, et al. Microstructural evolution of cemented paste backfill: Mercury intrusion porosimetry test results[J]. Cement and Concrete Research, 2007, 37(12): 1654-1665.

(编辑  罗金花)

收稿日期：2014-12-20；修回日期：2015-02-20

基金项目(Foundation item)：国家“十二五”科技支撑计划项目(2012BAB08B02)；国家自然科学基金资助项目(51574013，51374034) (Project(2012BAB08B02) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period; Projects(51574013, 51374034) supported by the National Natural Science Foundation of China)

通信作者：姜立春，博士，教授，从事金属矿山地下开采与充填理论研究；E-mail: ginger@scut.edu.cn