立式砂倉連續放砂模型及應用

王 俊，喬登攀，韓潤生，李廣濤, 2，謝錦程

立式砂倉連續放砂模型及應用

王 俊1，喬登攀1，韓潤生1，李廣濤1, 2，謝錦程1

(1. 昆明理工大學 國土資源工程學院，昆明 650093；2. 玉溪礦業有限公司，玉溪 651300)

針對立式砂倉傳統作業模式下存在的問題，提出采用連續放砂作業方式，改善立式砂倉的核心工作指標。根據尾砂沉降試驗結果以及固體通量定義，以最大固體通量對應的料漿濃度設計立式砂倉的入料濃度；物料平衡分析中，考慮溢流固體含量對立式砂倉處理能力的影響，確定了設備最大處理能力及對應的裝砂高度；根據活化造漿基本原理，提出了高壓活化介質臨界工作壓力及工作流量的計算方法。工業試驗結果表明：在進料體積濃度(體積分數)為13.08%、流量為300 m3/h、裝砂高度為5 m以及立式砂倉實際最大處理能力為91 t/h條件下，以壓力111692 Pa、流量15 m3/h的高壓水進行活化造漿，控制底流流量70 m3/h，可實現立式砂倉連續放砂。放砂質量濃度可達70%，試驗效果良好。

立式砂倉；連續放砂；物料平衡；活化；自流

隨著國民經濟對礦產品的需求與日俱增，礦山固體廢料堆存及潛在的災害化問題也日趨嚴重，充填作為礦山固廢處理的主要手段，可實現對礦山固廢的無害化處理、資源化利用，是當時期下礦產資源開發利用的最優選擇[1?4]。

以尾砂為骨料的充填工藝中，立式砂倉是重要的沉降濃密設備之一，其工作原理為將選廠排放的低濃度尾砂濃密至滿足井下充填的高濃度要求，經活化造漿后放出[5?6]。就立式砂倉應用現狀而言，主要存在溢流跑混嚴重和底流放出濃度低兩個突出的問題，主要與尾砂動態沉降特性、密實尾砂流態化自流放出效果以及立式砂倉工作方式有關[7?8]。

針對尾砂沉降特性研究，諸如增大沉降設備結構尺寸[5?6, 9]、絮凝沉降[10?13]、超聲處理[14?15]、磁化處 理[16?17]以及多種手段聯合處理[18?19]等，多屬于靜態沉降，上述研究對于加速尾砂沉降具有重要意義，然而傳統工作方式下立式砂倉裝砂儲砂為動態沉降?沉積，尾砂沉降速度以及溢流濃度隨裝砂高度增加動態變化。因此，完全以靜態沉降研究成果指導改善立式砂倉的工作性能是不合理的。

針對密實尾砂活化處理自流放出機理的研究，主要考慮活化介質對密實尾砂結構的破壞作用，建立了動水壓力臨危梯度[20]以及床層壓降[21]兩種活化介質工作壓力的設計方法。上述研究對指導立式砂倉內密實尾砂自流放出具有重要的研究意義，但是由于缺乏對尾砂流變和流動特性的研究，導致放砂濃度低且不穩定。同時，立式砂倉放砂過程中砂面動態降低，活化介質工作壓力無法實現實時調整，常常出現活化介質壓力大于實際所需壓力，這也是造成底流放砂濃度低的主要原因之一。

因此，針對立式砂倉應用過程中存在的問題，深入研究基于尾砂動態沉降特性立式砂倉處理能力的物料平衡、床層內尾砂自密實機理和密實尾砂活化自流放出機理等方面的內容，以及三方面相互作用機理，以期形成立式砂倉連續高濃度穩定放砂技術原型，改善立式砂倉工作性能。

1 基于尾砂沉降特性的入料參數

沉降試驗選用大紅山銅礦選廠尾砂(全尾砂)，參數如表1所示。

表1 全尾砂物理力學參數

在容積為500 mL、高度為350 mm的沉降量筒內配制體積濃度(體積分數)分別為5.84%、8.07%、10.48%、13.08%、15.91%和18.97%的砂漿溶液，對應的質量濃度(質量分數)為15%、20%、25%、30%、35%和40%。正反搖晃均勻后置于試驗平臺，采用錄像的方式記錄不同濃度砂漿溶液的沉降過程(見圖1)，并通過對點截圖的方式，獲取不同時間下固液分離界面隨時間的變化曲線(見圖2)。

圖1 不同濃度砂漿溶液的尾砂沉降過程

圖2 不同濃度砂漿溶液的尾砂沉降曲線

根據尾砂沉降試驗所得的沉降曲線，結合尾砂沉降速度定義(尾砂沉降曲線中直線段的斜率為尾砂沉降速度)，對尾砂沉降曲線的直線段進行擬合。對擬合函數進行求導(直線斜率)即可得到不同濃度料漿中尾砂的沉降速度，擬合結果如圖3所示，尾砂沉降速度曲線如圖4所示。

圖3 尾砂沉降曲線直線段擬合結果

圖4 尾砂沉降速度曲線

根據固體通量定義(單位時間內，通過單位面積的固體質量)，計算各濃度砂漿對應的尾砂固體通量，按下式計算：

尾砂固體通量受料漿濃度以及對應濃度下尾砂沉降速度共同影響，兩者乘積最大時為尾砂最大固體通量。根據前述試驗結果，采用式(1)進行計算，計算結果如圖5所示。

圖5 尾砂固體通量曲線

尾砂固體通量隨料漿濃度的增大先增大后減小，料漿體積濃度為13.08%(該條件下尾砂沉降速度為1.388 mm/s)時，尾砂固體通量最大。綜上，立式砂倉若進行連續放砂時，以13.08%料漿體積濃度作為進料參數，可獲得立式砂倉理論最大處理能力。但實際情況為，全尾砂經倉頂進入立式砂倉，在自重與干涉共同作用下發生分級，其沉降過程屬于動態沉降，自重作用下能夠克服干涉作用的尾砂沉入倉內，不能克服干涉作用的尾砂隨溢流水排出倉外。由此可見，確定立式砂倉進料參數的情況下，分析計算立式砂倉實際處理能力，應充分考慮溢流中的固體含量。

2 立式砂倉實際處理能力

為了分析立式砂倉的實際處理能力，對大紅山銅礦1#制備站直徑9 m的立式砂倉裝砂過程進行跟蹤監測，進料參數為料漿體積濃度13.08%，流量300 m3/h(根據進料濃度、選廠尾礦產量以及砂倉數量進行計算)。得到了溢流濃度隨立式砂倉內裝砂高度的變化關系，如圖6所示。

由圖6可知，立式砂倉裝砂過程中，進料參數一定的條件下，立式砂倉溢流濃度隨倉內裝砂高度的增大而增大，呈指數函數增長。這表明立式砂倉實際處理能力隨裝砂高度的增大逐漸減小，最大處理能力對應的條件下為立式砂倉剛出現溢流，該條件下裝砂高度為5 m，對應的溢流體積濃度為3.4%。其中立式砂倉實際處理能力與理論最大處理能力(進料固體總量)和溢流固體量之間的關系為，立式砂倉實際處理能力等于理論最大處理能力與溢流固體量兩者之差，據此可建立立式砂倉進出物料平衡等式：底流固體量與溢流固體量之和為進料固體量，底流水量與溢流水量之和為進料水量。

圖6 溢流濃度隨裝砂高度的變化曲線

立式砂倉連續放砂固體平衡條件：

立式砂倉連續放砂液體平衡條件：

將式(2)和(3)采用體積、體積濃度以及密度表示：

通過實測，得到了設計進料參數和設計裝砂高度條件下，溢流尾砂以及放出尾砂(分級尾砂)的基本物理參數，如表2所示。

表2 分級尾砂和溢流尾砂物理力學參數

綜上，式(4)和(5)所示的立式砂倉物料平衡問題實質是求解溢流流量和放砂流量。然而求解上述問題，還需對裝砂高度內尾砂密實特性進行分析，以確定裝砂高度內尾砂料漿的體積濃度。

尾砂壓縮密實試驗選用大紅山銅礦立式砂倉底部放出尾砂(分級尾砂)，參數如表2所示。立式砂倉裝砂高度內，頂部尾砂為自然接觸，其體積濃度為50.6%，頂部往下尾砂在有效應力作用下逐漸密實。尾砂密實試驗中，采用15 mL的具塞硬質塑料試管配制初始體積濃度為50.6%的分級尾砂料漿，并將試管對角放置于離心機托架上(離心機型號為恒諾3~5 W)，通過調節離心機轉速實現對分級尾砂料漿進行逐級加壓，每級離心壓縮結束后，采用醫用注射器將料漿表層泌水抽出，根據泌水總量計算試管內料漿體積濃度的大小，如式(6)所示。

不同轉速下，相對離心力(RC)大小按下式進行計算：

式中：RC為相對離心力；為離心機轉速，r/min；為旋轉半徑，cm；為重力加速度，N/kg，取9.8。

試驗所得分級尾砂料漿泌水量及體積濃度隨離心力的變化關系分別如圖7和8所示。由試驗結果可知，料漿泌水總量隨離心力的增加而逐漸增加，孔隙體積逐漸減小，體積濃度逐漸增加，兩條曲線斜率逐漸減小，表明料漿內尾砂密實結構逐漸趨于穩定。

采用Origin回歸軟件并自定義函數對圖8所示的料漿體積濃度隨離心力的變化關系曲線進行擬合，自定義函數如下所示：

擬合結果如圖9所示，分級尾砂料漿體積濃度隨離心力的變化關系滿足冪函數關系，擬合結果高度顯著，相關系數0.9858，擬合結果中與離心壓縮有關的常數、和分別為0.643、0.009和0.05。

圖7 料漿泌水量隨離心力變化的關系曲線

圖8 料漿體積濃度隨離心力變化的關系曲線

圖9 料漿體積濃度隨離心力變化的關系曲線擬合結果

為分析得到立式砂倉裝砂高度內尾砂體積濃度隨高度的函數關系，首先假設：①尾砂僅受自重與浮力的作用；②同一水平面內所有點上覆有效應力相等；③立式砂倉倉體內表面光滑。

任意裝砂高度上尾砂上覆有效應力為上覆有效重力，則

式中：

將尾砂上覆有效應力計算公式(式(9))替代式(8)中離心力參數，其中有效應力為高度的函數，即可得到立式砂倉裝砂高度內尾砂體積濃度隨高度的函數關系，如下式所示：

將相關參數代入式(13)，可得到大紅山銅礦立式砂倉內尾砂體積濃度隨高度的計算結果(如圖10所示)。根據前述研究內容，設計進料參數條件下，滿足立式砂倉最大處理能力的裝砂高度為5 m，該裝砂高度條件下，最底部尾砂體積濃度為57.42%(質量濃度79.62%)。

圖10 尾砂體積濃度隨高度變化的關系曲線

將所有已知參數代入式(4)和式(5)進行求解，即可求得未經活化放砂條件下立式砂倉溢流流量2和底流流量3如下：

2=245 m3/h

3=55 m3/h

根據上述計算結果，即可求得立式砂倉實際最大處理能力，計算結果如下：

綜上，大紅山銅礦立式砂倉在設計進料參數(流量300 m3/h、料漿體積濃度為13.08%，固體總量為112 t/h)、裝砂高度(5 m裝砂高度對應的溢流體積濃度為3.40%)條件下進行連續放砂，立式砂倉可獲得最大處理能力為91 t/h。

上述研究內容僅用于分析立式砂倉實際最大處理能力。實際進行連續放砂時，立式砂倉底部尾砂經沉降濃縮，具有抵抗一定外力保持穩定的嚙合結構，因此體積濃度為57.42%未經活化處理的尾砂很難由底部放砂口排出。

因此，如何將立式砂倉底部密實尾砂經活化自流放出，且滿足充填工藝的要求，需對密實尾砂所需活化造漿工作參數進行研究。

3 密實尾砂活化介質參數

立式砂倉底部密實尾砂活化自流放出原理為：活化介質從尾砂顆粒間的孔隙中穿過，當活化介質流速增加到某一定值時，固體顆粒之間的孔隙開始膨脹，固體顆粒開始松動，顆粒之間的相對位置得到調整，嚙合結構強度降低，料漿流變和流動性得到改善，達到臨界放出條件時，從底部放料口放出?？梢?，將密實尾砂由立式砂倉底部自流放出，活化介質壓力需克服尾砂上覆有效重力以及料漿的屈服應力，即

料漿屈服應力通過流變試驗進行測定，流變儀選用法國進口的RheoCAD500型流變儀(見圖11)，料漿體積濃度57.42%。試驗結果如圖12所示。

圖11 RheoCAD500型流變儀

圖12 流變試驗結果

由圖12可知，濃度為57.42%的分級尾砂料漿剪切應力和剪切率之間的關系曲線符合屈服脹塑性體性質。因此，采用屈服脹塑性體模型(如式(15)所示)對試驗所得的流變曲線進行擬合，擬合結果如圖13所示。

根據擬合結果，濃度為57.42%的料漿初始屈服應力為123.25 Pa，黏度系數為0.1778，流動指數為1.3036，擬合結果高度顯著，相關系數為0.9987。

綜上，滿足立式砂倉底部密實尾砂自流輸送的臨界高壓活化介質工作壓力為

考慮1.2的安全系數，則活化介質所需壓力為111692 Pa。

活化介質主要有高壓水和高壓氣兩種。采用高壓氣對密實尾砂進行活化處理，雖然可實現對密實尾砂的松動，但是可能出現尾砂內孔隙水被高壓氣排出，尾砂與高壓氣同時進入管道，尾砂實際濃度偏高，存在堵管的隱患，同時高壓氣還會引起管道震動。因此，立式砂倉內密實尾砂活化造漿介質選用高壓水，除上述分析所得的壓力值外，還得計算高壓介質的流量，其值需要根據放出濃度的要求進行計算。根據大紅山銅礦充填工藝標準的要求(礦山企業標準)，井下空區非膠結充填，分級尾砂濃度不得低于68%(體積濃度為42.31%)；分級尾砂膠結充填，要求立式砂倉放入膠結充填站攪拌桶中的分級尾砂料漿不得低于70%(體積濃度44.61%)，按質量濃度70%(體積濃度44.61%)進行連續放砂，則需將立式砂倉每小時處理量91 t、體積濃度57.42%的尾砂稀釋至體積濃度為44.61%的尾砂漿放出。放出流量為

4=[91/(2897/1000)]/44.61%=70 (m3/h)

高壓活化介質流量為

5=4?3=70?55=15 (m3/h)

綜上，得到大紅山銅礦立式砂倉連續放砂工藝參數，如表3所示。

表3 連續放砂工藝參數

4 工程實例

大紅山銅礦1#充填制備站建有4個直徑9 m的立式砂倉，采用多倉間歇交替放砂的作業模式。經統計，該工作模式下，尾砂利用率僅為67.07%，單倉放砂時間僅為4 h，放砂平均質量濃度僅為64.6%(體積濃度38.44%)。造成尾砂利用率偏低的原因主要有兩點：1) 進料體積濃度偏高為20.28%，干涉作用導致尾砂沉降速度偏低，造成固體通量較??；2) 多倉間歇交替充填作業方式中，單倉為裝滿再放砂的作業方式，裝砂過程中尾砂有效沉降路徑隨砂面高度的增大逐漸變短，導致干涉作用逐漸增強，溢流跑混嚴重。為改善立式砂倉核心工作性能指標，大紅山銅礦決定將立式砂倉工作方式改變為連續放砂，并按表3所示的工藝參數進行工業試驗，試驗中按流量300 m3/h、體積濃度13.08%的料漿進行裝砂，5 h+20 min砂面高度達到5 m，底部高壓噴咀按工作壓力111692 Pa、流量15 m3/h的高壓水進行活化造漿，底流放砂流量控制在70 m3/h進行連續放砂，放砂過程中對放砂流量及濃度進行跟蹤監測(每10 min記錄1次)，放砂試驗結果如表4所示。

表4 連續放砂試驗結果

此次試驗，連續放砂7 h+10 min，平均放砂質量濃度70.94%，平均放砂流量72 m3/h，試驗結束后，倉內砂面高度降低10 cm，經計算尾砂利用率達到81.25%，較原尾砂利用率提高了14.18%，試驗效果良好。

5 結論

1) 基于尾砂靜態沉降試驗，分析得到不同濃度料漿條件下尾砂的沉降速度，根據固體通量定義，計算得到不同濃度對應的尾砂固體通量，以最大固體通量確定了立式砂倉最佳的進料濃度。

2) 按設計的進料濃度和流量對立式砂倉進行裝倉，監測溢流濃度隨裝砂高度的變化關系，確定了立式砂倉獲得最大實際處理能力對應的裝砂高度及溢流濃度；同時開展了尾砂密實特性研究，得到了裝砂高度內尾砂體積濃度隨高度的變化關系；根據動態物料平衡原理，解算得到立式砂倉實際最大處理能力。

3) 根據立式砂倉密實尾砂活化自流放出原理，提出高壓活化介質臨界工作壓力為尾砂上覆有效應力與料漿屈服應力之和；根據充填質量的要求，提出滿足立式砂倉處理能力條件下密實尾砂稀釋至充填所需濃度的活化介質工作流量參數的計算方法。

4) 采用論文研究成果指導完成了大紅山銅礦立式砂倉連續放砂工業試驗，結果表明：進料體積濃度為13.08%、流量為300 m3/h以及裝砂高度為5 m條件下，立式砂倉實際最大處理能力為91 t/h，以壓力111692 Pa、流量15 m3/h的高壓水進行活化造漿，控制底流流量70 m3/h，進行連續放砂，放砂質量濃度可達70%，放砂時長7 h+10 min，尾砂利用率提高14.18%，試驗效果良好。

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Consecutive discharge tailings model of vertical sand silo and its application

WANG Jun1, QIAO Deng-pan1, HAN Run-sheng1, LI Guang-tao1, 2, XIE Jin-cheng1

(1. Faculty of Land Resources Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, China; 2. Yuxi Mining Corporation Limited, Yuxi 651300, China)

Aimed at the problems existing in the traditional work mode of vertical sand silo, the consecutive discharge tailings was presented in this paper to improve the vertical sand silo’s core working index. According to the tailings' settlement test result and solid flux definition, the concentration of feeding slurry was designed which can achieve the largest solid flux. The influence of solid content of overflow on the processing capacity of vertical sand silo was considered in material balance analysis, the maximum capacity and the corresponding pack sand height were determined. Based on the basic principle of activated pulping, the computing methods of critical state working pressure and flow of high pressure activated medium were put forwarded. The industrial test result shows that, under the conditions of that the feeding volume concentration is 13.08%, the flow is 300 m3/h , the sand loading height is 5 m, and the actual maximum processing capacity of vertical sand silo is 91 t/h, using the high pressure water with pressure of 111692 Pa and the flow rate of 15 m3/h for activated pulping, controlling the bottom flow rate at 70 m3/h, the continuous sand discharge of the vertical sand silo can come true. The mass concentration of tailings discharge can reach 70%, the test result is great.

vertical sand silo; consecutive discharge tailings; mass balance; activation; free flow

Project(51164016) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (1203GKDC003) supported by Major Special Science and Technology Project of Gansu Province, China

2018-12-17;

2019-04-15

QIAO Deng-pan; Tel: +86-13888129512; E-mail: 1215550723@qq.com

1004-0609(2020)-01-0235-10

TD853

A

10.11817/j.ysxb.1004.0609.2020-35704

國家自然科學基金資助項目(51164016)；甘肅省科技重大專項計劃資助項目(1203GKDC003)

2018-12-17；

2019-04-15

喬登攀，教授，博士；電話：13888129512；E-mail：1215550723@qq.com

(編輯 何學鋒)