尾矿浓密过程的导水通道分布和演化特征

周旭，阮竹恩，王洪江，王少勇，王勇

(1.中铁建国际投资有限公司，北京，100005；2.北京科技大学土木与资源工程学院，北京，100083；3.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)

膏体充填技术是绿色采矿的发展方向，是治理采空区与地表尾矿库灾害的有效途径之一[1]。膏体充填是将选厂排放的低浓度全尾砂料浆进行深度脱水，并与活性材料、改性材料和水搅拌均匀，制备成高浓度、流态化的膏体料浆，通过自流或泵压输送至井下采空区，实现预定充填功能[2]。高浓度全尾砂料浆的制备决定了物料搅拌效果、膏体输送性能和充填体质量，直接影响充填工艺和成本[3]。尾矿深锥浓密脱水是制备高浓度全尾砂料浆的关键技术，通过向低浓度尾砂料浆中添加高分子絮凝剂，在耙架剪切应力和料浆自重应力耦合作用下，实现全尾砂料浆的高效、经济脱水[4]。

尾矿浓密脱水研究一般聚焦于絮凝效果[5−6]、絮团结构[7]、耙架剪切条件[8]和固体通量分析[9]等方面，而浓密过程中尾矿絮团破裂重构产生的导水通道特征、形成机理和导水效果关注较少。尾矿浓密过程中，导水通道始于絮凝作用产生的絮团或细颗粒簇形成的絮网结构中小型不连续的封闭孔隙，当絮网结构破裂时，絮团间孔隙相互连通形成了微小的向上排水通道[10]。导水通道是在细颗粒物料沉降和重力浓密过程中随机发生的微观结构[11]，它的形成和发展对尾矿絮团累积形成泥层的渗透性能、压缩性能和抗剪强度有重要影响[12]。VESILIND等[13]通过间歇沉降试验观察到泥层分界面顶部的“微型火山锥”的导水通道现象。BUSTOS 等[14−15]观测导水通道现象，分析了其与料浆初始浓度、絮凝程度的联系，并研究了其对絮凝沉降速率的影响。焦华喆等[16−17]开展半工业全尾砂浓密实验，借助计算机断层扫描与三维重构技术分析泥层内部孔隙结构，研究了絮团孔隙和导水通道贯通特征。

研究者们通过滑石矿等非金属细颗粒料浆的间歇沉降实验认识到导水通道受絮凝效果、初始料浆浓度和剪切作用的影响较大[18]，但并未深入研究在金属尾矿动态浓密过程中导水通道形成、发展的演化过程的力学机理。本文开展动态浓密实验，基于泥层超孔隙水压力和导水通道的关联机制，检测泥层孔隙水压力的累积和耗散规律，分析泥层压缩过程中导水通道的分布情况，研究导水通道形成过程及机理。

1 实验系统及实验方案

1.1 实验系统

实验采用的小型动态浓密系统主要由浓密实验柱、搅拌装置、尾砂料浆搅拌桶、絮凝剂溶液料筒、给料泵和循环泵组成。搅拌装置包括电机、电机控制系统及耙架3 个部分，可实现耙架转速的精准控制。耙架由1 根中心传动轴、2 根水平横梁、3根左右对称导水杆组成。尾砂实验柱直径为20 cm、高度为100 cm，实验柱侧壁垂直方向每隔20 cm 设取样口，共5 个。孔隙水压力监测系统由HM 26 型压力传感器和数据采集器组成。压力传感器安装于浓密实验柱侧壁，各压力传感器在实验浓密机上的高度分别为5，15，35，55和75 cm。

1.2 实验方案

为监测不同初始泥层高度和不同耙架转速条件下的浓密过程中的孔隙压力变化，设置初始泥层高度为75 cm，耙架转速为0，0.1，1.0 和10.0 r/min 的4 种条件；另设置耙架转速为0.1 r/min，初始泥层高度为75，45 和25 cm 的3 种条件，其中，初始泥层高度为75 cm 耙架转速为0.1 r/min条件的孔隙压力监测不进行重复试验。

将全尾砂称重按比例加入清水，配制成为固体质量分数为15%的全尾砂料浆，在尾矿给料桶内保持搅拌均匀状态。另将絮凝剂溶解稀释制备成质量分数为0.1%的溶液，置于絮凝剂给料桶内。按照絮凝剂单耗15 g/t为指标，分别设置尾矿料浆和絮凝剂给料蠕动泵流量，向装满清水的浓密实验柱内同时注入尾矿料浆和絮凝剂溶液。泵入的尾矿与絮凝剂混合并逐渐沉降形成泥层，当泥层高度达到预设值(75，45 或25 cm)后停止给料，同时开启耙架按照转速0，0.1，1.0或10.0 r/min)进行搅拌。在试验过程中，通过设置于浓密柱侧壁的压力传感器和数据采集器收集压力数据。经过充分搅拌脱水后，泥层高度不再下降时结束试验。在试验过程中，从取样口进行采样、干燥、称质量，计算料浆固体体积分数。

2 理论分析

尾矿浓密过程中，絮凝尾矿在浓密机底部逐渐堆积，当料浆固体体积分数超过凝胶点固体体积分数φg后，形成絮网结构泥层。该泥层是由尾矿固体颗粒或絮团的骨架以及孔隙水组成的集合体，孔隙水充填于絮网结构泥层骨架孔隙中。絮网结构泥层具有一定强度，泥层中的固体颗粒骨架与孔隙水共同承担外荷载，同时固体和液体之间存在相互作用，液体对絮网结构骨架的作用力为孔隙水压力。絮网结构泥层中孔隙水压力是由絮团骨架内孔隙水承受上部料浆重力或其他外部载荷而产生。孔隙压力可以通过影响颗粒间的接触力而改变固体颗粒之间的接触状态[19]，决定絮网结构的稳定性。

当外部载荷小于泥层压缩屈服应力时，由孔隙水全部承担，或者由絮团骨架和孔隙水共同承受外部载荷，此时，外部载荷增长既不会造成絮网结构泥层骨架的变形，也不影响泥层强度。当外载荷大于泥层压缩屈服应力时，泥层絮网结构发生破坏，由絮网结构承担的部分荷载传递给孔隙水，而使孔隙水压力上升，产生超孔隙水压力[20]，而且絮团骨架结构破坏愈严重，超孔隙水压力越大。

在固液混合的体系中，总应力Pt是孔隙压力P和固体有效应力σe之和：

式中：Pf为液体局部应力；Ps为固体局部应力。Pf是基于料浆整体表面积的变量，因此，不能通过实验测量，实验可测压力为孔隙压力P(z,t)。

式中：ρf为液体密度；g为重力加速度；h为量筒底部超孔隙水压力所代表的水柱高度，测量点高度为z(t)。图1所示为孔隙水压力测量示意图，将超孔隙水压力Pe(z,t)引入上式，得

图1 孔隙水压力测量的示意图Fig.1 Schematic diagram of pore water pressure measurement

整理式(3)和式(4)，可得超孔隙水压力[21]为

式中：h0为固液总高度。

由于泥层内部各点的超孔隙水压力不同，压力差驱使孔隙水流动，导致超孔隙水压力的降低和扩散，造成超孔隙压力耗散与孔隙水排出同时发生。另一方面，由于絮团孔隙水排出，引起絮网骨架结构体积压缩，致使超孔隙压力降低并且转化为固体有效应力。在全尾砂浓密过程，通常认为泥层中的尾矿颗粒和液体是不可压缩的，而泥层体积变化是由于絮网结构的破坏和重构而造成的，泥层超孔隙水压力耗散过程即为有效应力产生过程[22]。有效应力是单位截面上颗粒间所传递的荷载在截面法线方向的分量，反映了颗粒间传递的真实应力[23]。

有效应力σe在数值上等于总应力Pt与孔隙水压力P之差：

总应力为泥层上部清水的静水压力和饱和泥层的重力之和：

式中：γw为水的重度，kN/m3；γsat为泥层料浆的重度，kN/m3；h1为澄清区高度，m；h2为泥层高度，m。

泥层的有效应力为

泥层的孔隙水压力为泥层上部清水和泥层的静水压力与超孔隙水压力之和：

整合后，可得泥层的有效应力[20]为

3 实验结果

3.1 超孔隙水压力

初始时刻，浓密柱内尾矿料浆为均匀分布状态，其静水压力呈线性状态。浓密过程中，泥层界面随时间延长而下降，泥层上部出现澄清区。澄清区只存在静水压力，而泥层分界面以下的压密区出现超孔隙水压力现象。

在初始泥层高度为75 cm的不同耙架转速条件下，超孔隙水压力均呈现先升高而后降低的变化趋势。在浓密初始阶段，各高度位置点的超孔隙水压力均出现逐渐累积上升的线性分布特征，与初始均匀状态下的净水压力分布类似。其中，耙架转速为0 r/min 条件下，超孔隙水压力累积上升的时间最长，为5 808 s。耙架转速为0.1，1.0 和10.0 r/min条件下超孔隙水压力累积上升时间较短，为1 340～1 458 s。图2所示为初始泥层高度75 cm的不同耙架转速条件下超孔隙水压力变化情况。

耙架转速0 r/min 条件下，在5 808 s 至实验结束的时间段内，泥层分界面以下高度的超孔隙水压力呈现上升和下降反复，如图2(a)所示。在耙架转速0.1 r/min 条件下，在3 128～5 973 s 时间段内，15 cm 处超孔隙水压力由2.81 kPa 下降至1.83 kPa再上升至2.14 kPa，在6 239～8 900 s时间内再下降至0.80 kPa，如图2(b)所示。在耙架转速1.0 r/min条件下，在1 684～11 228 s 时间段内，15 cm 处超孔隙水压力由2.81 kPa 下降至0.82 kPa，如图2(c)所示。耙架转速10.0 r/min条件下，在3 178～4 715 s时间段内，15 cm处超孔隙水压力先减小至1.51 kPa后增大至2.86 kPa，在6 566～9 322 s时间段内，再降低至2.41 kPa，如图2(d)所示。由此可见，无耙架剪切时，泥层超孔隙水压力累积上升时间最长，泥层脱水速率最低。而在有耙架剪切的条件下，超孔隙水压力的累积和耗散现象主要出现在浓密柱15 cm 以上泥层内，在15 cm 以下泥层内超孔隙水压力则持续下降，反映了底部泥层的脱水速率更高。

在初始泥层高度在初始泥层高度45 cm和25 cm条件下，由于上部料浆重力不同，初始泥层高度越低，超孔隙水压力越小，但超孔隙水压力累积上升时间与初始泥层高度关联较弱。图3所示为耙架转速0.1 r/min条件下不同初始泥层高度的超孔隙水压力变化。由图2(a)和图3可见，在初始泥层高度为75，45和25 cm的条件下，泥层出现超孔隙水压力累积上升时间分别为1 340，2 701 和1 523 s。初始泥层高度为45 cm 时，在2 701～8 043 s 时间内，15 cm 处超孔隙水压力由1.41 kPa 下降至0.78 kPa，如图3(a)所示。初始泥层高度为25 cm时，在1 523～6 245 s的时间内，15 cm处超孔隙水压力由0.96 kPa下降至0.18 kPa，如图3(b)所示。

图2 初始泥层高度为75 cm时不同耙架转速条件下的泥层超孔隙水压力变化Fig.2 Excess pore pressure variations under conditions of initial bed height 75 cm with different rake speeds

图3 耙架转速0.1 r/min条件下不同初始泥层高度的超孔隙水压力变化Fig.3 Excess pore pressure variations under the conditions of rake speed 0.1 r/min with different initial bed heights

3.2 凝胶点固体体积分数

不同条件下实验初始时刻浓密柱内的固液料浆总高度均为85 cm，给入物料后的初始泥层高度75，45和25 cm条件下，计算料浆的初始体积分数分别为24.8%，14.5%和10.7%。将实验过程的固液分界面高度(即泥层高度)，按照时间进行统计，采用式(11)计算凝胶点固体体积分数φg[24]。

式中：φ0为料浆初始固体体积分数；h0为料浆初始高度；hg为凝胶点的泥层高度。

在耙架转速ω为0.1 r/min，初始泥层高度75，45 和25 cm 条件下，凝胶点固体体积分数分别为32.4%，27.7%和16.3%。在相同初始泥层高度为75 cm，耙架转速为0，0.1，1.0 和10.0 r/min 条件下，料浆的凝胶点固体体积分数分别为30.9%，32.4%，31.9%和32.1%。由此可见，初始泥层高度对凝胶点固体体积分数影响较大，而耙架转速对其影响较小。此外，提高初始泥层高度可明显提升尾矿料浆凝胶点固体体积分数，耙架剪切作用可促使其上升，但增加耙架剪切速率对凝胶点固体体积分数提升效果不明显，如图4所示。

图4 不同条件下初始料浆固体体积分数与凝胶点固体体积分数的关系Fig.4 Relationship between initial solid volume fraction and gel point solid volume fraction under different conditions

3.3 泥层有效应力

在初始泥层高度为75 cm，耙架转速为0，0.1，1.0 和10.0 r/min 条件下，通过取样分析获得料浆最终的固体体积分数分别为38.5%，42.7%，41.3%和41.4%。在耙架转速0.1 r/min，初始泥层高度45 和25 cm 条件下，料浆最终的固体体积分数分别为43.4%和44.8%。

根据式(10)超孔隙水压力和有效应力的转化关系，计算泥层有效应力。初始泥层高度为75 cm，耙架转速为0，0.1，1.0和10.0 r/min条件下，试验浓密柱内泥层底部5 cm 高度位置的最终有效应力分别为2.943，2.997，2.761 和2.925 kPa。在耙架转速0.1 r/min，初始泥层高度45 和25 cm 条件下，相应的有效应力为1.459 kPa和1.101 kPa。

结合泥层固体体积分数φ和泥层凝胶点固体体积分数φg，根据文献[25]将有效应力σe拟合为式(12)。当φ大于φg后，泥层有效应力σe与φ呈指数函数关系[26]，如图5所示。

图5 不同条件下有效应力与固体体积分数的关系Fig.5 Relationship between effective stress and solid volume fraction under different conditions

式中：α和β为拟合系数。

在初始泥层高度75 cm条件下，料浆达到相同有效应力时，无耙架剪切的浓密过程中泥层固体体积分数更低。然而，在耙架剪切作用下，在泥层超孔隙水压力累积、耗散和转化为泥层有效应力的过程中，泥层高度更低，固体体积分数上升更快，泥层脱水速率提高。不过，泥层脱水速率和泥层最终有效应力并不随耙架转速增加而提升，在耙架转速为0.1 r/min条件下，其最终有效应力比耙架转速为0 r/min时仅高1.8%。

在耙架转速ω为0.1 r/min，泥层料浆有效应力相同时，在初始泥层高度25 cm条件下泥层固体体积分数最高，反映了在合理耙架剪切作用下，初始泥层高度越小，脱水速率越高。在同样条件下，初始泥层高度75 cm 和45 cm 时的泥层最终有效应力比25 cm条件下有效应力分别高172.2%和32.5%。由此可见，初始泥层高度增加有利于提升最终有效应力，泥层固体体积分数更大，脱水程度更高。

4 导水通道结构和分布规律探讨

本实验通过不同条件下的全尾砂动态浓密实验，在干涉沉降区和泥层压缩区均观察到导水通道间歇性地向上发展，絮团内部封闭水逸出并携带少量微小固体颗粒向上移动，经导水通道上升的固体颗粒经常在泥层界面上堆积发展为微型火山锥或火山口。导水通道现象多发生在泥层上部区域，在贯通到泥层分界面后终止。在耙架运动轨迹的后方出现了导水通道群，而且在浓密实验柱的边壁可见导水通道由下部泥层压缩区向上部发展，直到与低浓度的沉降区连通，通常宽为1～3 mm，长为50～200 mm。

导水通道在悬浮区一般表现为螺旋形状和偶尔的不规则形态。在固液分界面附近的下部区域，导水通道长度通常小于300 mm，当泥层固体体积分数到达极限时消失。在耙架转速0.1 r/min 条件下，导水通道的产生和发育程度更为稳定，而在耙架高转速10.0 r/min条件下，导水通道结构更不稳定。

根据导水通道结构稳定程度，将其分为不稳定导水通道和稳定导水通道2种类型[27]，稳定导水通道区域附近的絮团结构更致密，具有更明显的通道壁，导水作用持续时间较长，常于泥层压缩区中出现。不稳定导水通道结构细微，容易移动，其根部位于稳定导水通道区上方，因此，推测它是由稳定导水通道产生排水效果，导致液体惯性流动引起的。

根据导水通道演化与超孔隙水压力耗散的相互关联，可见在压力传感器监测高度范围内超孔隙水压力耗散时产生导水通道，而当超孔隙水压力累积上升时，导水通道闭合。将实验浓密机超孔隙水压力累积和耗散的起止时间作为导水通道的持续时间。导水通道垂直方向的长度可按浓密柱侧壁安装压力传感器的位置确定。稳定导水通道导致持续的超孔隙水压力耗散，不稳定导水通道导致超孔隙水压力的反复累积和耗散。

图6所示为初始泥层高度75 cm 不同耙架转速条件下的导水通道分布情况，图7所示为耙架转速0.1 r/min不同初始泥层高度条件下的导水通道分布情况。在耙架剪切条件下，实验浓密机底部5～15 cm处更容易产生稳定导水通道，而不稳定导水通道则存在于实验浓密机上部15～55 cm范围。耙架剪切作用对导水通道形成时间存在一定影响，合理剪切速率有利于导水通道在早期形成并持续发展。

图6 初始泥层高度75 cm时不同耙架转速条件下的导水通道分布情况Fig.6 Distribution of channeling under conditions of initial bed height 75 cm with different rake speed

在初始泥层高度75 cm条件下，当耙架转速为0 r/min 时，泥层中未出现稳定导水通道，不稳定导水通道产生于5 808 s，分布在实验浓密机的5～55 cm 范围内，如图6(a)所示。在耙架转速为0.1 r/min 和1.0 r/min 时，导水通道分别产生于1 340 s和1 684 s，如图6(b)和(c)所示。在耙架转速为10.0 r/min 时，导水通道产生于3 178 s，晚于其他转速条件，推测耙架转速过高可能影响导水通道效果，如图6(d)所示。

由图7可见：在耙架转速为0.1 r/min 条件下，当初始泥层高度不同时，稳定导水通产生于浓密机底部的压密区，不稳定导水通道则分布于其上部区域。由此可知，在耙架剪切作用下，初始泥层高度越小，越容易形成贯穿整个泥层的导水通道。导水通道的产生和发展是导致泥层中超孔隙水压力耗散、泥层有效应力提升的主要原因，因此，在稳定导水通道区域，泥层料浆固体体积分数更高。

图7 耙架转速为0.1 r/min时不同初始泥层高度条件下的导水通道分布情况Fig.7 Distribution of channeling under conditions of rake speed 0.1 r/min with different initial bed heights

5 结论

1)泥层超孔隙水压力在浓密初始阶段出现逐渐累积上升的线性特征，但在整个浓密过程中呈现为先升高而后降低的变化趋势。

2)尾矿料浆凝胶点固体体积分数与初始泥层高度呈正相关，与耙架转速相关性不明显。

3)随泥层固体体积分数上升，泥层有效应力呈指数函数增加，合理剪切作用有利于提升泥层最终有效应力。

4)耙架剪切作用可促进浓密机泥层底部处产生稳定导水通道，而在泥层上部产生不稳定导水通道，合理耙架转速有利于导水通道更早形成并持续发展。