不同剪切模式下的全尾砂漿觸變特性研究

甘德清，常英杰，張友志，薛振林，劉志義

(1.華北理工大學礦業工程學院，河北 唐山 063210；2.河北省礦業開發與安全技術重點實驗室，河北 唐山 063210)

隨著國家對環境保護重視程度的提升，以及“綠水青山就是金山銀山”理念的提出，國家對礦山環境的監管力度不斷加強，尾砂膠結充填技術的重要性日益凸顯，充填技術也在各大礦山中廣泛應用[1]。因為料漿需要輸送到井下進行充填，所以充填技術中的管道輸送問題非常重要，尾砂料漿在管道輸送過程中的一般規律問題也亟需解決。其中，管道輸送過程中料漿的觸變特性研究尤為重要，其有助于管道輸送設備及攪拌裝置的研究與開發，對于充填系統的進一步優化有極大作用。對于固液兩相流的觸變特性研究，一些專家學者在混凝土研究方面取得了一定成果。AHARI等[2]采用不同的輔助膠凝材料對混凝土的觸變性和破壞行為進行了研究，結果表明除了高爐礦渣(BFS)外，與只含硅酸鹽水泥的混合物相比，在混凝土中使用膠結材料可使其觸變值升高；HOWARD[3]對觸變性發展的歷史和當今科學界對其理解進行了闡述；ROUSSEL等[4]發現最大的臨界應變與水泥顆粒間的膠態相互作用有關，而最小的臨界應變與早期水合物有關，它們優先形成于水泥顆粒間的接觸點。

近些年來，眾多專家學者從不同角度展開了對充填尾砂料漿的觸變特性研究。朱世彬等[5]對不同骨料比的料漿流變特性隨時間的變化規律展開了研究，得出了塑性黏度和屈服應力隨時間的變化公式；張友志等[6]利用漿式流變儀研究了充填料漿在不同情況下的觸變行為，并提出了基于量綱分析的觸變特性預測模型；梁冰等[7]利用凹凸棒石為改性劑研究了凹凸棒石對充填料漿觸變性的影響，提出凹凸棒石摻量越高，料漿觸變性越大，屈服系數與動態屈服應力也隨之增加，流動性降低；劉曉輝等[8]通過尾砂料漿的靜置恢復實驗得出，尾礦質量分數、剪切速率，以及絮凝劑的添加量對充填料漿的觸變特性均有不同程度的促進作用，而在靜置條件下，料漿質量濃度越高，其絮網結構的恢復速率則越快；楊柳華等[9]針對膏體攪拌過程中的觸變性，對攪拌后料漿展開靜置恢復試驗，并提出料漿體系中的超細物料是產生觸變性的關鍵因素,灰砂比及料漿質量分數也是影響觸變性的重要因素；薛振林等[10]采用正交設計方法分析了灰砂比、質量濃度和溫度對流變參數的影響規律，得出料漿的屈服應力影響權重從高到低依次為質量濃度、溫度、灰砂比；閆澤鵬等[11]利用Comsol軟件建立管道輸送模型，得出最佳輸送管徑為160 mm和180 mm，濃度為68%～70%；甘德清等[12-13]對充填料漿管道阻力損失影響因素進行分析發現管道阻力損失與管徑呈反比例函數關系，料漿濃度越高，管道阻力損失越大，通過控制剪切速率的方法研究不同質量濃度，不同灰砂比充填料漿的流變特性，發現料漿流變曲線適合用賓漢塑性體的流變特征來描述；吳再海等[14]通過不添加和添加不同比例減水劑的流變特性試驗得出減水劑添加量為0.5%時為曲線拐點，此時料漿表現較好效果。

前人對充填尾砂料漿觸變性的研究多針對其物料組成，從而去探究其觸變特性的內在規律，但是對觸變性本身在管道輸送過程中的變化規律研究較不明確，因此，本文以河北省某鐵礦全尾砂為物料，根據充填尾砂料漿管道輸送過程中管道的變化，采用不同剪切模式對充填料漿進行試驗，從而得出充填尾砂料漿在不同剪切模式下觸變性的一般規律，為現場管道輸送過程的優化提供一定的理論依據。

1 試 驗

1.1 試驗材料

以河北省某鐵礦全尾砂為材料，經測試，尾砂的比重為2.73 t/m3，利用NKDG100-D型激光粒度分析儀對其粒徑進行測試，粒級分布如圖1所示。由圖1可知，該尾礦全尾砂74 μm以上粒徑占比遠超過75%，按照尾砂粒徑分類標準，該尾砂為極粗尾砂。 試驗用水泥為礦渣硅酸鹽水泥(P.S.A32.5)，試驗用水為實驗室自來水。

圖1 尾砂粒級分布曲線

1.2 試驗設備

流變試驗所用設備為美國的賽默飛世爾科技公司生產的便攜式流變儀HAAKE Viscotester iQ，配備轉子為FL 22 4B/SS 01140879的四葉槳式轉子。

1.3 試驗方案

考慮到料漿的流動性，經過前期測試，確定灰砂比為1∶4，質量濃度為66%。為探究充填料漿在不同剪切模式下的觸變行為，將剪切模式分為恒定剪切模式、環形剪切模式以及階躍剪切模式。試驗采用CR測試方法進行流變測試，由于在剪切過程中料漿的剪切應力是不斷變化的，所以認為在剪切應力進入較為穩定階段時的應力為屈服應力。試驗方案見圖2～圖4。

圖2 恒定剪切

圖3 環形剪切

圖4 階躍剪切

恒定剪切模式是使充填料漿在持續恒定的剪切速率下進行剪切，使用同一配比的砂漿在剪切速率分別為30 s-1、60 s-1、90 s-1、120 s-1的情況下持續進行剪切試驗，每次剪切都重新進行料漿配制，剪切時間持續400 s。環形剪切模式是剪切速率從0開始在120 s內均勻地增加到120 s-1，隨后在120 s內剪切速率均勻減少直至為0。階躍剪切模式是以30 s-1的剪切速率剪切30 s后，突增至60 s-1，然后再剪切30 s突增至90 s-1，再剪切30 s突增為120 s-1，最后以120 s-1的剪切速率剪切30 s。

2 試驗結果與分析

2.1 不同剪切模式下剪切應力變化分析

圖5為不同剪切模式下剪切應力變化規律。由圖5(a)可知，在恒定剪切模式下充填尾砂料漿剪切應力隨著時間逐漸降低直至趨于平緩，且在初始階段料漿處于彈性變換階段，不同剪切速率下其剪切應力變化速率不同，剪切速率越大其變化越慢，隨后進入應力松弛階段，剪切速率的大小對剪切應力的變化速率影響不明顯，但其屈服應力在不同剪切速率下有不同的表現，剪切速率越大對絮網結構的破壞效率越小導致屈服應力越高。由圖5(b)可知，環形剪切模式下剪切應力是隨著時間的增加整體呈下降趨勢，且前120 s與后120 s的變化規律不同，在前120 s的剪切速率上升階段，其剪切應力變化速率逐漸降低，而后120 s的剪切速率下降階段，剪切應力變化速率逐漸上升，與常規觸變性流體不同的是，由于物料的不均勻性導致其在剪切過程中會出現小范圍的剪切應力上升現象。由圖5(c)可知，階躍剪切模式下隨著剪切速率的突變增加，而充填料漿并未達到此時剪切速率下的流動屈服應力所以會再次進入彈性變化階段，隨后進入應力松弛階段，而且隨著剪切速率的增加其進入應力松弛階段時的塑性應力也會隨之變大，此外，在30 s-1階段剪切應力變化速率明顯較快。由圖5可知，剪切應力在不同剪切模式下是不盡相同的，在恒定剪切模式下剪切應力隨著時間的增加逐漸下降，剪切速率越大，其屈服應力越大；在環形剪切模式下剪切應力無論剪切速率如何變化，其隨著剪切時間的增加整體呈下降趨勢；在階躍剪切模式下剪切應力不會隨著剪切速率的突變而產生突變，會再次進入彈性階段逐漸隨后進入應力松弛階段。

圖5 不同剪切模式下剪切應力變化規律

2.2 不同剪切模式下表觀黏度變化分析

由圖6(a)可知，在恒定剪切下充填尾砂料漿的絮網結構被破壞導致表觀黏度隨著時間逐漸降低，然后趨于平緩，與剪切應力變化規律大致相同，且其變化速率逐漸降低然后保持在一定程度，不同剪切速率下的最終塑性黏度有明顯區別，剪切速率越大最終塑性黏度越小。由圖6(b)可知，在環形剪切模式下表觀黏度隨著時間的增加呈指數遞減，且在前30 s的低剪切速率階段黏度變化較為顯著，隨著時間的推移，剪切速率逐漸降低，表觀黏度逐漸恢復，與環形剪切模式下剪切應力變化規律不同，表觀黏度變化在前120 s的剪切速率上升階段與后120 s的剪切速率下降階段曲線幾乎完全對稱，所以在相同的剪切速率下黏度是幾乎相同的，剪切歷史對其影響不明顯，由此可以判斷料漿觸變在短時間內具有一定可逆性。由圖6(c)知，在階躍剪切模式下表觀黏度在30 s-1階段變化較快，而在60 s-1、90 s-1、120 s-1階段變化較為緩慢，而且隨著剪切速率的突增表觀黏度也會隨之突變，隨后進入彈性變化階段以致表觀黏度會出現較短時間的上升，最后進入剪切變稀階段，黏度逐漸降低。由圖6可知，在不同剪切模式下充填尾砂料漿表觀黏度變化是完全不同的，由于在剪切過程中料漿的黏度是不斷變化的，所以將其趨于穩定時的黏度視為塑性黏度，恒定剪切模式下隨著剪切時間的增加其表觀黏度逐漸下降直至趨于穩定，且剪切速率越大，塑性黏度越小；循環剪切模式下表觀黏度隨著剪切時間的增加在前120 s的呈指數下降，而后120 s則與前120 s完全相反；階躍剪切模式下表觀黏度在剪切速率突增的情況下會再次進入彈性變化階段，隨后進入應力松弛階段。

圖6 不同剪切模式下黏度變化規律

2.3 擬合分析

剪切速率為60 s-1的恒定時剪切模式與階躍剪切模式的30～60 s階段的剪切速率是相同的，其對比可以更為清晰地看出兩種不同剪切模式在相同剪切速率下觸變規律的不同，而在剪切速率一定時，表觀黏度與剪切應力成正比，表觀黏度曲線與剪切應力曲線變化規律應是相同的，所以僅針對剪切應力曲線進行擬合分析。通過選取恒定剪切模式下剪切速率為60 s-1的30～60 s階段和階躍剪切模式下的30～60 s階段的幾個代表性點位進行回歸分析并進行對比(圖7)。

圖7 回歸分析圖

由圖8可知，由于在0～30 s階段階躍剪切模式的剪切速率低于恒定剪切，即使在30～60 s階段有相同的剪切速率，但是階躍剪切模式剪切應力低于恒定剪切模式，而且可以看出恒定剪切模式下的剪切應力直接呈現下降階段，而階躍模式下剪切應力有一段凸起階段，說明在不同剪切歷史下即使其剪切速率相同剪切時間相同其變化規律也會不同。

圖8 剪切應力對比圖

恒定剪切模式剪切應力回歸方程見式(1)。

y=1 548.93×x-0.227 24

(1)

式中：y為剪切應力，Pa；x為時間，s。回歸方程中決定系數R2=0.966 89，回歸方程較為合適，擬合度較高。

階躍剪切模式下剪切回歸方程見式(2)。

y=465.502 78+74.553 7/(1+exp((x-53.141 77)/4.818 14))

(2)

式中：y為剪切應力，Pa；x為時間，s。回歸方程中決定系數R2=0.966 63，回歸方程較為合適，擬合度較高。

恒定剪切模式基本符合Allometricl模型y=a×xb,與恒定剪切模式的回歸方程不同，階躍剪切模式因為在階躍過程中增加了彈性變化階段，所以Allometricl模型對階躍模式不再適用，經過優化分析發現Boltzmann模型y=A2+(A1-A2)/(1+exp((x-x0)/dx))可對其進行較好的回歸，相比于Allometricl模型，Boltzmann模型增加了常數A1、A2、x0以及dx，從而對階躍過程中產生的彈性階段有了更好的描述，對其回歸分析更為精準。

3 結 論

1) 不同剪切模式下充填尾砂料漿剪切應力變化規律明顯不同，在恒定剪切模式下剪切應力逐漸下降且剪切速率越大屈服應力越大；在環形剪切模式下剪切應力無論剪切速率的增加或降低都逐步降低；在階躍剪切模式下由于剪切速率的突變而剪切應力未達到流動的屈服應力所以剪切應力不會產生突變而是進入彈性階段，逐漸再次進入應力松弛階段剪切應力逐漸降低。

2) 在不同剪切模式下充填尾砂料漿表觀黏度變化不同，恒定剪切模式下由于絮網結構被破壞導致其表觀黏度逐漸下降直至到達該剪切速率下的破壞極限隨后趨于穩定，且剪切速率越大最終塑性黏度越小；循環剪切模式下表觀黏度隨著剪切速率的升高其絮網結構被破壞而降低隨著剪切速率的降低無法達到繼續破壞絮網結構的需求所以其表觀黏度逐漸升高；而階躍剪切模式下表觀黏度在剪切速率突增的情況下由于剪切應力無法達到流動所需的應力條件，所以會再次進入彈性階段，從而黏度略微升高隨后進入觸變階段黏度逐漸降低。

3) 得出了不同剪切模式下觸變性的數學計算模型，在恒定剪切模式下剪切應力基本符合Allometricl模型，而階躍模式下因為存在階躍過程中的彈性變化階段，所以Boltzmann模型更為精準。