非膠結(jié)充填采場(chǎng)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬

程海勇，吳愛祥，周升平，王貽明

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非膠結(jié)充填采場(chǎng)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬

程海勇，吳愛祥，周升平，王貽明

(北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院金屬礦山高效開采與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083)

全尾砂非膠結(jié)充填是礦山經(jīng)濟(jì)高效的充填方式，如何實(shí)現(xiàn)采場(chǎng)快速有效地脫水是非膠結(jié)充填中最難解決的問題。研究壓風(fēng)強(qiáng)化脫水機(jī)理，根據(jù)相似原理建立采場(chǎng)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。通過實(shí)驗(yàn)探索壓風(fēng)強(qiáng)化脫水工藝參數(shù)，并得出壓風(fēng)強(qiáng)化脫水管參數(shù)，為礦山全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水工藝提供理論指導(dǎo)。利用流體力學(xué)數(shù)值模擬軟件FLUENT建立壓風(fēng)強(qiáng)化脫水?dāng)?shù)值分析模型，通過壓風(fēng)強(qiáng)化脫水?dāng)?shù)值模擬分析，揭示全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水過程中氣、水運(yùn)移規(guī)律及強(qiáng)化脫水效果的影響因素，進(jìn)一步驗(yàn)證全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水的可行性。

非膠結(jié)充填；脫水；壓風(fēng)；全尾砂；數(shù)值模擬

非膠結(jié)充填采礦技術(shù)能夠有效解決采場(chǎng)空區(qū)處理問題，同時(shí)解決了地表固廢排放，具有廣泛的應(yīng)用前景。但在非膠結(jié)充填時(shí)，采場(chǎng)大量水分往往不能及時(shí)排出。若不能使水從料漿中迅速分離脫出，一方面，采場(chǎng)內(nèi)的大量積水會(huì)對(duì)密閉墻和空區(qū)周圍的巖體產(chǎn)生較大的靜水壓力，可能會(huì)壓垮密閉擋墻和使充填料從空區(qū)周圍巖體裂隙中噴出，造成跑漿事故；另一方面，為避免密閉墻受到過大的靜水壓力，需要實(shí)行間隔充填，從而降低了充填能力[1?5]。

如何解決采場(chǎng)快速脫水問題，縮短采場(chǎng)的充填周期已成為了非膠結(jié)充填系統(tǒng)高效穩(wěn)定運(yùn)行的頭等重要問題。19世紀(jì)中期，法國水力學(xué)家DARCY通過滲透實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，水在巖土孔隙中的滲流速度與水力坡度成正比[6]?；谶_(dá)西定律，充填集料中的滲流脫水研究都是以此為基礎(chǔ)的。氣體在充填集料中運(yùn)動(dòng)時(shí)，需要考慮氣體的壓縮性，科林斯[7]給出了考慮氣體壓縮性的達(dá)西定律，楊代泉等[8]通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了非飽和土中水、氣運(yùn)動(dòng)遵循達(dá)西定律的可靠性。因此，在充填集料壓風(fēng)強(qiáng)化脫水過程中，氣在充填集料的孔道中運(yùn)動(dòng)仍多以達(dá)西定律來描述[9]。韋華南[10]通過數(shù)值模擬建立了負(fù)壓強(qiáng)制脫水模型，并揭示了滲流速度與負(fù)壓參數(shù)之間的關(guān)系。本文作者從壓風(fēng)強(qiáng)化脫水思路出發(fā)，通過風(fēng)能提高孔隙間的滲透作用，打通滲流通道，提高脫水能力。

1 壓風(fēng)強(qiáng)化脫水機(jī)理

壓風(fēng)強(qiáng)化脫水技術(shù)思路是在滲流理論基礎(chǔ)上[11]，通過強(qiáng)化充填料體內(nèi)的滲流作用來實(shí)現(xiàn)自由水的排出。將風(fēng)壓等效為水頭，設(shè)定壓風(fēng)強(qiáng)化脫水的風(fēng)壓為常數(shù)，孔隙水受到的合力可表示：

將合力?等效為水頭差，可得水頭差?，即有

將水頭差?代入達(dá)西公式，經(jīng)變換可得

(3)

由式(3)可知，在壓風(fēng)強(qiáng)化脫水中，壓風(fēng)強(qiáng)化脫水速度與氣壓力成正比，也與尾砂顆粒間的孔隙通道半徑成正比，但與水頭成反比，且隨著水的脫出，當(dāng)水頭減小到一定程度時(shí)，脫水速度逐步增大直至發(fā)生氣竄。所謂氣竄是指充填集料中壓風(fēng)的氣體與大氣連通的瞬間現(xiàn)象。因此，對(duì)充填體壓風(fēng)強(qiáng)化脫水時(shí)，當(dāng)整個(gè)充填體發(fā)生氣竄時(shí)，應(yīng)停止壓風(fēng)，此時(shí)的脫水速度也達(dá)到最大。

2 實(shí)驗(yàn)

2.1 風(fēng)壓分析

壓風(fēng)強(qiáng)化脫水速度等于零時(shí)對(duì)應(yīng)的風(fēng)壓c定義為臨界風(fēng)壓，由式(3)可得

根據(jù)文獻(xiàn)[12]對(duì)散體顆粒表面張力與溫度關(guān)系的研究，推出顆粒表面張力隨溫度變化曲線，如圖1所示。

圖1 尾砂顆粒溫度與表面張力關(guān)系曲線

Fig. 1 Relationship between temperature and surface tension of tailing particle

在常溫條件下，即20 ℃左右時(shí)，假設(shè)充填體初始水頭0達(dá)到1m時(shí)，根據(jù)式(4)，在壓風(fēng)氣流強(qiáng)化充填集料尾砂顆粒中自由水脫出時(shí)，尾砂顆粒間孔隙半徑與壓風(fēng)臨界風(fēng)壓之間的關(guān)系如表1所示。尾砂顆?？讖皆?0 μm左右，對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)壓力為42 kPa，除去1 m初始水頭水壓10 kPa，同時(shí)考慮風(fēng)壓系數(shù)，實(shí)驗(yàn)確定的風(fēng)壓為38 kPa。

表1 風(fēng)壓與孔隙半徑對(duì)應(yīng)值

2.2 模型制作及實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎孟嗨圃砟M空?qǐng)霾傻V法采場(chǎng)結(jié)構(gòu)。模型尺寸為50 cm×20 cm×70 cm，底部布置為塹溝形式，上盤塹溝傾角為60°，下盤塹溝傾角為25°，模型中塹溝尺寸為4 cm×4 cm，如圖2(a)所示。模型中布置有出礦巷道，同時(shí)作為壓風(fēng)強(qiáng)化脫水孔和溢流孔。PVC管和鋼絲管的管徑為2.5 cm，濾水孔孔徑為3 mm。試驗(yàn)中采用0.15 mm的紗布作為濾水材料來包裹脫水管，為了防止充填料漿滲漏堵住濾水管，影響試驗(yàn)結(jié)果，用紗布包裹兩層后，再用皮筋包扎。

實(shí)驗(yàn)用充填料漿質(zhì)量濃度為70%。試驗(yàn)方案中，脫水材料選用兩種，PVC管和鋼絲管，如圖2(b)和(c)所示；濾水孔排距布置3種水平，脫水管包裹的濾水材料紗布選用兩種目數(shù)的紗布。其中脫水管布置的位置分別為出礦進(jìn)路巷道和鑿巖巷道。每組試驗(yàn)都是從充填集料充填完畢后，先在自然滲流條件下進(jìn)行脫水，期間記錄每個(gè)脫水管中脫水量，并觀察充填體液面變化情況，當(dāng)充填體進(jìn)入穩(wěn)定滲流脫水階段后開始采取壓風(fēng)強(qiáng)化脫水方法進(jìn)行脫水。

2.3 結(jié)果分析

2.3.1 脫水方式及效果分析

實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)非膠結(jié)充填體自然滲流脫水到一定程度時(shí)，脫水速度幾乎接近于零，此時(shí)要實(shí)行壓風(fēng)強(qiáng)化脫水時(shí)，需令式(3)大于0，此時(shí)會(huì)加大脫水速度，壓風(fēng)強(qiáng)化脫水隨即發(fā)生，此時(shí)：

由式(5)可知，當(dāng)充填體中風(fēng)壓和壓風(fēng)位置固定時(shí)，由于充填體尾砂顆粒間的孔隙通道大小不一，壓風(fēng)強(qiáng)化脫水作用加大了尾砂顆粒間的孔隙通道，使集料中的自由水能順利流通。由式(5)可知，充填集料尾砂顆?？紫锻ǖ腊霃皆酱螅撍俣纫苍酱?。因此，在全尾砂非膠結(jié)充填體中相對(duì)較大顆?？紫锻ǖ纼?nèi)產(chǎn)生優(yōu)先流現(xiàn)象。風(fēng)壓越大，影響的孔徑范圍越大，充填體中自由水孔隙通道也越大，同時(shí)，氣竄現(xiàn)象也表現(xiàn)的更為明顯。

圖2 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ图懊撍b置

Fig. 2 Experimental model and dehydration tube: (a) Model; (b) Steel tube; (c) PVC tube

壓風(fēng)強(qiáng)化脫水實(shí)驗(yàn)中脫水量和充填體液面高度隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖3所示。由圖3可以看出，脫水過程可分為3個(gè)階段，階段Ⅰ是自然脫水階段，階段Ⅱ是自然脫水穩(wěn)定階段，階段Ⅲ是壓風(fēng)強(qiáng)化脫水階段。自然脫水初始階段(階段Ⅰ)充填體脫水速率均衡，然后逐漸趨于穩(wěn)定進(jìn)入階段Ⅱ，此階段脫水速率趨于零，充填液面呈現(xiàn)自然滲流脫水試驗(yàn)中的穩(wěn)定假象狀態(tài)。此時(shí)的充填體處于不穩(wěn)定固化狀態(tài)，同時(shí)大量水分仍未脫出。在壓風(fēng)強(qiáng)化脫水條件下(階段Ⅲ)，充填體能實(shí)現(xiàn)快速有效地脫水，其脫水速率超越了階段Ⅰ時(shí)的脫水速率。

圖3 壓風(fēng)強(qiáng)化脫水實(shí)驗(yàn)中脫水量和液面高度隨時(shí)間的變化曲線

實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，若采用持續(xù)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水會(huì)導(dǎo)致充填體處于嚴(yán)重?cái)_動(dòng)狀態(tài)，很難實(shí)現(xiàn)有效脫水和沉降固化。若采取間斷式壓風(fēng)強(qiáng)化脫水方式可實(shí)現(xiàn)充填體的有效脫水，使充填體液面高度下降至最低點(diǎn)，最終趨于穩(wěn)定值。脫水9000 min后，充填體表面已實(shí)現(xiàn)良好固化，無法進(jìn)一步脫水沉降，充填體不再發(fā)生液化現(xiàn)象。

2.3.2 脫水管布置分析

根據(jù)不同脫水管的脫水量與脫水時(shí)間關(guān)系可看出自然脫水階段能維持2.5 h左右，隨后充填體進(jìn)入自然滲流脫水穩(wěn)定階段。經(jīng)過12 h采取壓風(fēng)強(qiáng)化脫水措施，即壓風(fēng)0.5 h后停止壓風(fēng)，記錄壓風(fēng)強(qiáng)化脫水后12 h內(nèi)的充填體自然滲流脫水量，結(jié)果如圖4所示。

圖4 不同脫水管及脫水位置的脫水效果

通過脫水管優(yōu)化篩分壓風(fēng)強(qiáng)化脫水試驗(yàn)可得出各類脫水管的脫水速度，由表2可知，PVC管的脫水效果明顯優(yōu)于鋼絲管，而且受敷設(shè)位置影響較小。同一脫水位置PVC管脫水速度比鋼絲管的脫水速度提高達(dá)62%~82%。研究分析，PVC管脫水效果優(yōu)于鋼絲管的與脫水管的彎曲有關(guān)，PVC管是豎直的脫水管，鋼絲管具有一定彎曲度。在脫水過程中，尾砂顆粒能均衡分布于PVC管壁周圍，孔隙水能沿管壁濾水孔排出；而對(duì)鋼絲脫水管而言，充填集料中的尾砂顆粒容易聚集于鋼絲管彎曲段的濾水孔處，引起彎曲段的應(yīng)力集中，壓風(fēng)強(qiáng)化脫水措施在鋼絲管彎曲段作用困難，導(dǎo)致充填料漿脫水速度下降，影響脫水管的脫水效果。因此，在礦山采空區(qū)全尾砂非膠結(jié)充填過程中，為了保證充填脫水效果，建議礦山不要采用彎曲的脫水管，應(yīng)優(yōu)先采取豎直的脫水管。

表2 不同脫水管的脫水速度

3 數(shù)值模擬

全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水涉及多相流體流動(dòng)力學(xué)，計(jì)算模型復(fù)雜，無法直接觀察流體的運(yùn)動(dòng)情況。擬通過數(shù)值模擬技術(shù)分析非膠結(jié)充填體在壓風(fēng)強(qiáng)化脫水過程中水流速度特征及壓力變化特征[13?15]，揭示全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水規(guī)律。

3.1 數(shù)值模型的建立

數(shù)值模型采用FLUENT中的SolidWorks進(jìn)行建模，模型的網(wǎng)格劃分則采取處理軟件ICEM完成。網(wǎng)格類型采用混合網(wǎng)格劃分技術(shù)，幾何形狀規(guī)則區(qū)域采用六面體型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，不規(guī)則區(qū)域采用四面體型非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，保證模擬的精確性和穩(wěn)定性[16?17]。幾何模型如圖5(a)所示，共生成121萬個(gè)網(wǎng)格，計(jì)算域的網(wǎng)格劃分如圖5(b)所示。

圖5 幾何模型及網(wǎng)格劃分

3.2 流場(chǎng)壓力特征分析

模擬研究發(fā)現(xiàn)，由于風(fēng)流沿著脫水管方向有沿程阻力損失，風(fēng)流速度呈遞減趨勢(shì)。由跡線圖可知，當(dāng)風(fēng)壓過小時(shí)，風(fēng)流對(duì)難以進(jìn)入充填體中，無法起到壓風(fēng)強(qiáng)化脫水的作用，此時(shí)的風(fēng)流跡線只是局部地充滿充填模型中；當(dāng)風(fēng)壓大于臨界壓力(1032 kPa)時(shí)，風(fēng)流可以影響到整個(gè)充填料漿空間，風(fēng)流跡線布滿充填模型，如圖6所示。此時(shí)充填體內(nèi)的風(fēng)流打亂了自然滲流狀態(tài)下自由水的分布形態(tài)，形成氣流的孔隙通道，使自由水便宜排出，最終達(dá)到整個(gè)采場(chǎng)脫水的目的。

圖6 非膠結(jié)充填料漿中風(fēng)流跡線圖(風(fēng)壓p=1032 kPa)

3.3 流場(chǎng)速度特征分析

當(dāng)非膠結(jié)充填體在自然滲流狀態(tài)下時(shí)，起始階段脫水速度較快。脫水速度最大處集中在脫水管附近，越遠(yuǎn)離脫水管處的自然滲流脫水速度越小，最后趨近于0，如圖7(a)所示?？梢钥闯?，在自然脫水條件下，脫水管的有效脫水面積較窄，不能發(fā)揮大面積采場(chǎng)的脫水作用。

圖7 非膠結(jié)充填料漿中水流速度分布圖

圖7(b)所示為壓風(fēng)強(qiáng)化脫水時(shí)的水流速度分布圖。由圖7(b)看出，采用壓風(fēng)強(qiáng)化脫水時(shí)，整個(gè)采場(chǎng)脫水效果均較為明顯。充填體進(jìn)入壓風(fēng)強(qiáng)化脫水階段后，脫水管附近的脫水速度隨之增大，隨著時(shí)間推移，逐步影響到遠(yuǎn)離脫水管處的充填體，加大了整個(gè)充填體的脫水速度。當(dāng)充填體的脫水速度達(dá)到穩(wěn)定值時(shí)，脫水管周圍形成大量的脫水通道，使充填體中水流方向趨向于脫水管處，脫水量也隨之增加。根據(jù)模擬結(jié)果，壓風(fēng)強(qiáng)化平均脫水速度較自然滲流平均脫水速度提高55%~68%，具有優(yōu)良的脫水效果，能有效達(dá)到采場(chǎng)快速脫水的目的。

4 結(jié)論

1) 針對(duì)全尾砂非膠結(jié)充填采場(chǎng)脫水困難的問題，通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，根據(jù)相似原理建立了全尾砂非膠結(jié)充填采場(chǎng)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水模型，模型實(shí)現(xiàn)了采場(chǎng)有效脫水目的。

2) 選取了PVC管和鋼絲管進(jìn)行了脫水管優(yōu)化試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，豎直的PVC脫水管脫水速度較鋼絲管的脫水速度提高62%~82%。主要是鋼絲脫水管彎曲段受尾砂顆粒聚集影響易產(chǎn)生應(yīng)力集中，限制了脫水管的壓風(fēng)強(qiáng)化脫水效果。

3) 利用流體力學(xué)模擬軟件對(duì)全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水進(jìn)行了數(shù)值模擬，揭示了全尾砂非膠結(jié)充填壓風(fēng)強(qiáng)化脫水過程中氣、水運(yùn)移規(guī)律及強(qiáng)化脫水效果的影響因素，驗(yàn)證了壓風(fēng)強(qiáng)化脫水的可行性，為全尾砂非膠結(jié)充填采場(chǎng)壓風(fēng)強(qiáng)化脫水工藝提供了理論依據(jù)。

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(編輯 龍懷中)

Experiment and simulation of reinforcement dehydration by pressing wind in non-cemented backfilling

CHENG Hai-yong, WU Ai-xiang, ZHOU Sheng-ping, WANG Yi-ming

(Key Laboratory for High Efficient Mining and Safety in Mental Mine, Ministry of Education,School of Civil and Resources Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

Non-cemented backfilling in unclassified tailings is the most economical and efficient way of backfilling for the mine, whereas, the most difficult question of non-cemented backfilling in unclassified tailings is how to achieve fast and efficient dehydration for the non-cemented filing body. The mechanism of forced dehydration by pressing wind was studied, and a laboratory model was established according to the similarity principle. The technological parameters of forced dehydration, including parameters of dehydration tubes that provides theoretical guidance for the unclassified tailings non-cemented filling in the way of forced dehydration by pressing wind were explored by experiments. The numerical simulation analysis of forced dehydration was carried out by using the fluid dynamics simulation software FLUENT. The results reveal the migration regularity of gas and water in the process of forced dehydration and further validate feasibility of the forced dehydration by pressing wind in the unclassified tailings non-cemented backfilling.

non-cemented backfilling; dehydration; pressing wind; unclassified tailings; numerical simulation

Project(2012BAB08B02) supported by the National Key Technologies R&D Program for the 12th Five-year Plan; Projects(51374034, 51574013, 51674012) supported by the National Natural Science Foundation of China

2016-03-11; Accepted date:2016-06-27

WU Ai-xiang; Tel: +86-13501268918; E-mail: wuaixiang@126.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.04.018

1004-0609(2017)-04-0811-07

TD853

A

國家“十二五”科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2012BAB08B02)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374034, 51574013, 51674012)

2016-03-11；

2016-06-27

吳愛祥，教授，博士；電話：13501268918；E-mail: wuaixiang@126.com