深井膏體自流充填壓力與滿管率優(yōu)化研究

姚高輝 李小松 劉鵬鵬 肖柏林

(1.中色非洲礦業(yè)有限公司謙比希銅礦,贊比亞 基特韋 22592;2.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083)

礦產資源的開采逐步進入深部,例如,遼寧紅透山銅礦、安徽冬瓜山銅礦、甘肅金川鎳礦、云南會澤鉛鋅礦、山東玲瓏金礦、廣東凡口鉛鋅礦等諸多礦山已進入或即將進入千米深部開采[1-3]。中國工程院謝和平院士、蔡美峰院士等多次指出“綠色開采、深部開采、智能開采”是保證礦產資源可持續(xù)高效開發(fā)的三大主題和未來方向[4]。在國家政策層面,多部委連續(xù)發(fā)文,對尾礦排放、環(huán)境保護、尾礦庫建設等設立嚴格標準,低碳、綠色可持續(xù)發(fā)展的理念深入人心。在這種大環(huán)境背景下,尾砂膠結充填法被越來越多改建及新建礦山所應用,具有可實現尾砂零排放、避免征地筑壩、便于地壓管理、資源回收率最大化等優(yōu)勢,是金屬礦山深部綠色安全開采的主流方法[5-6]。

深井充填法開采將膏體料漿通過管道自流或泵送到井下采場。從節(jié)能的角度,越來越多礦山基于礦山深井高差,充分利用重力勢能形成自流充填,在多處礦山取得良好應用效果[7]。然而,深井自流充填伴隨一個比較突出的是充填管道的磨損、破裂、失效。例如,石宏偉等[8]針對云南某礦山的充填管道磨損問題,分析了自流輸送充填料漿運動機理、管道破壞機理和管道磨損機理;孫永茂等[9]報道了張莊礦 1#、2#充填鉆孔的磨通、堵孔問題,鉆孔管壁磨損嚴重,從料漿特性、管材、倍線、空氣交界面對磨損進行了分析;丁文智等[10]報道了金川龍首礦、河東金礦、新城金礦和貢北金礦4 個礦山的充填管道磨損情況,并且建立了管道磨損風險性評價模型。自流充填管道的磨損可以分為料漿沖撞管壁階段、自由落體階段、料漿與空氣交界撞擊階段、滿管輸送階段,其中管道主要破裂階段為料漿與空氣交界面撞擊階段,磨損可歸結于沖刷、腐蝕、氣錘等多種機理[11-13];自流不滿管形成的多種復雜沖擊力學破壞機制是主要原因。

可見,在深井自流充填中,膏體漿料對管道的磨損是一個不可避免的關鍵難點,管道一旦磨破后,輕則跑漿漏漿,重則造成鉆孔封閉報廢,導致整個礦井生產停滯。隨著越來越多礦山采用深井自流充填,研究如何減少磨損,提高垂直管道滿管率的技術至關重要。眾多研究對提高自流滿管率主要有多臺階布置管道、折返式管道布置降壓、減壓緩沖池、減壓阻尼孔、安全隔膜減壓、小直徑豎管大直徑水平管系統(tǒng)、節(jié)流板調壓裝置、壓力耗散器調壓等多種方法[14-15]。然而,這些措施或多或少有增加工程造價、施工不便、無法在既定管道內安裝、形成新的薄弱磨損點、設備成本高、減壓裝置維護困難等不足。目前鮮有對超過650 m 垂直鉆孔的減壓增阻、提高自流滿管率的工程借鑒經驗。本文以謙比西銅礦東南礦體深井自流充填為工程背景,研究了從膏體料漿自身配比優(yōu)化、管徑調整等適用性高的方案,分析不同方案自流系統(tǒng)的管道壓力分布,提高自流滿管率,為類似深長垂直鉆孔自流充填提供參考借鑒。

1 工程概況

謙比希銅礦位于贊比亞銅帶省中部,處于世界著名的贊比亞—剛果銅礦帶上,為泥質巖沉積變質銅礦床,東南礦體埋藏較深,位于445 ～1 230 m 之間。東南礦體采用充填法進行開采,膏體充填系統(tǒng)于2019年12 月開始正式投入使用,已形成較穩(wěn)定的膏體充填工藝,質量濃度為68%～70%的膏體料漿通過自流的方式輸送至井下采場。東南礦體擁有2 套膏體充填系統(tǒng),單套系統(tǒng)制備能力160 m3/h,目前充填主要通過4 條鉆孔(分別命名為S1、S2、N1、N2);N1 和N2服務于900 m 以下北采區(qū),S1 和S2 服務于900 m 以上南采區(qū),充填管道的分布如圖1 所示。

圖1 東南礦體充填主管路分布立體示意Fig.1 Three-dimensional schematic of the distribution of main pipelines of southeast orebody

其中南采區(qū)的S1、S2 管道自地表通過充填鉆孔到達680 m 中段充填鉆孔聯巷;S1 管道水平管經680 m 中段進風巷內的680 ～696 m 分段管纜井,再進入696 m 分段巷,進入732 m 分段的1#斜坡道。S2 管的水平管通過680 m 進風巷延伸至680 m 的2#穿脈,再經732 m 西回風井進入732 m 分段巷。整個礦區(qū)的充填倍線約2.6～4.6。

東南礦體的一級垂直鉆孔高差達680 m,這在國內礦山屬罕見,尚未見先例。深井自流充填難以實現滿管流,膏體自由落體運動對垂直管道的磨損沖刷、氣錘、腐蝕等作用十分劇烈。比如前期生產過程中,發(fā)現22 mm 壁厚的雙金屬復合管內襯破裂脫落的情況,如圖2 所示。研究提高垂直管道的滿管率,減少充填料漿對管壁的沖刷磨損,保護充填鉆孔,提高鉆孔服務壽命,對實現深井礦山安全高效自流充填具有重要的工程實踐意義。

圖2 雙金屬復合管內襯破碎脫落Fig.2 Lining crack of the bimetallic composite pipe

2 實驗與模型

本文從膏體料漿自身配比、管道設計兩方面入手,通過實驗測試與理論分析相結合的方式,分析優(yōu)化管道的壓力,提高滿管率。優(yōu)化過程中涉及的室內試驗包括粒徑篩分實驗、物理性質實驗、塌落度實驗、流變實驗;理論分析主要依據工程非牛頓流體的阻力計算模型。

2.1 基礎物理性質實驗

實驗尾砂采用謙比西銅礦選廠排放的全尾砂,經過取樣干燥后按照《GB/T 50123—2019 土工試驗標準》里規(guī)定的方法開展篩分、密度、孔隙率等物理性質的測試。其中篩分實驗中-74 μm 的細粒級顆粒使用激光粒度分析儀測試,最終組成全尾砂的粒徑級配如圖3 所示。

圖3 東南礦體選廠尾砂粒徑級配曲線Fig.3 Particle size grading curve of tailings in southeast orebody processing plant

通過實驗獲得東南礦體全尾砂的基本物理性質如表1 所示。

表1 東南礦體選廠尾砂基本物理特性Table 1 Basic physical properties of the tailings of south orebody

2.2 膏體塌落度與流變特性實驗

礦山前期已根據采礦方法對膏體強度開展了相關研究,確定了一步驟充填灰砂比為1 ∶9,二步驟充填灰砂比為1 ∶24。膏體的濃度可變性較大,通常根據濃密實驗、塌落度測試、流變試驗等綜合分析確定。本文主要是通過優(yōu)化濃度試驗提高滿管率,從而開展了不同濃度(68%～74%)的塌落度和流變試驗測試。

塌落度測試主要使用塌落筒進行測量,其上直徑15 cm;下直徑20 cm;高30 cm,塌落度還與料漿的屈服應力、管流阻力有一定關系[16]。多數礦山工程經驗表明,滿足自流充填需求的料漿塌落度應該在23～27 cm 范圍內[17]。

使用Brookfield 的RST-SSS 流變儀對膏體的流變特性進行測試。測試時使用控制剪切速率模式,在室溫環(huán)境中用VT-40-20 型的葉片轉子在0 ～120 s-1的剪切速率下對試樣進行剪切,然后在120 s內將剪切速率線性均勻降為0 s-1,截取最后下行100 ～20 s-1的實驗數據進行分析,大多數膏體表現為非牛頓體行為,使用Bingham 塑性體模型對實驗數據進行擬合求得屈服應力及黏度。

2.3 膏體管流阻力計算模型

膏體在管道中流動的沿程阻力是阻力分析的核心問題,通常管道輸送阻力的確定包括理論分析法、經驗公式法、室內L 管實驗法、工業(yè)環(huán)管法、CFD 模擬法等。膏體料漿通常在管道內呈柱塞狀的層流運動,膏體的阻力計算理論研究相對成熟。本文的阻力計算方法如下:根據膏體的流態(tài)選取層流、紊流或過渡區(qū)的阻力系數模型,然后計算摩擦阻力系數,最后根據達西—韋伯方程計算沿程阻力損失。

(1)流態(tài)判定。通常使用雷諾數Re和莫迪圖來判斷工程流體的流態(tài):

式中,ρm為膏體料漿的密度,kg/m3;ν為膏體的平均流速,m/s;D為管道內徑,m;ηp為膏體的黏度系數,Pa·s。

(2)膏體層流流動的阻力計算模型。膏體料漿是非牛頓流體,當做層流運動時,常采用Bingham 模型對其流變曲線進行擬合,主要考慮流速、管徑及流變參數,國內膏體層流阻力常由Buckingham 公式近似計算:

式中,im為沿程阻力損失,Pa/m;τy為膏體的屈服應力,Pa;其余同上。

本文膏體層流阻力計算采用工程上常用的Swamee-Aggarwal 方程估算阻力系數[18];該模型通過雷諾數與流態(tài)相結合,計算得到阻力系數后再經達西—韋伯方程換算為沿程阻力:

式中,He為無量綱的赫德數;fL為Swamee-Aggarwal阻力系數;其余同上。

3 自流充填滿管率的優(yōu)化措施

3.1 現有管網系統(tǒng)的校驗與分析

以東南礦體南采區(qū)為例,對南采區(qū)2 條鉆孔滿管率進行優(yōu)化。南采區(qū)充填管水平段的壁厚均為22 mm,內徑175 mm;垂直段貝氏體管壁厚有22 mm 和14 mm 兩種規(guī)格,內徑分別為108 mm 和124 mm。受制漿能力制約,充填料漿的平均流量為160 m3/h。東南礦體充填料漿的實際濃度為68%～70%,尚未達到嚴格意義的膏體濃度,有一定的分層離析,料漿狀態(tài)由塌落度表征＞27 cm,塌落度測試及攪拌槽中的料漿狀態(tài)如圖4 所示。

圖4 東南礦體膏體料漿塌落度、攪拌槽中膏體形貌(質量濃度約69%)Fig.4 Paste emorphology in slump test and mixing machine of the southeast orebody (mass concentration:69%)

當前充填系統(tǒng)尚未有完善的壓力監(jiān)測,可從充填出料口壓力反推計算整個管網的真實壓力。自流充填的出口壓力主要由垂直段的重力勢能決定,制漿能力不變情況下,垂直管段的液位高度所提供的重力勢能剛好能滿足流動阻力的要求,即達到力學平衡。

3.1.1 流態(tài)判定與阻力計算

通過實驗測定當前膏體的基本特性參數如表2所示。

表2 南采區(qū)膏體充填的基本特性參數Table 2 Basic characteristic parameters of paste filling in south mining area

根據式(1)計算南采區(qū)3 種充填管中的流態(tài),結果如表3 所示。由表3 可見,175 mm 的水平管雷諾數＜2 300,是層流流動。豎直管段雷諾數變大,處于層流與紊流的過渡區(qū)(雷諾數2 300 ～4 000)。考慮到垂直管滿管段只有約100 多m,工程上暫且按層流的方式計算垂直管的阻力。當前充填能力下不同管道的流動阻力特征結果如表3 所示。

表3 南采區(qū)膏體管道流動類別與阻力特性Table 3 Flow type and pressure drop features of the piping paste in south mining area

3.1.2 壓力反演

南采區(qū)S1 和S2 管路從垂直鉆孔開始到采場末端最長約2.5 km,從料漿的出口噴射情況估算其出口靜水壓力約為0.2 MPa,由式(4)反演當前最大倍線時的管道阻力分布。

式中,P1為垂直管管底壓力,MPa;im-v為垂直管的總單位阻力損失,MPa/km;im-h為水平管的總單位阻力損失,MPa/km;L為水平管長度,km;Pd為采場出口壓力,MPa;H為垂直管的液位高度,km。

計算得到南采區(qū)S1 和S2 管路的壓力分布如圖5 所示。可見南采區(qū)當前充填管路的滿管率僅在17%～41%之間;多數情況下的料位高度在150 m 左右,滿管率約20%～30%。該結果與對鉆孔進行視頻檢查的結果相吻合,視頻檢查時,垂直鉆孔底部約200 m 左右未發(fā)現破壞。

圖5 南采區(qū)充填現有管道壓力分布(質量濃度約69%)Fig.5 Pipeline pressure distribution of the south mining area (paste concentration 69%)

3.2 提高滿管率的措施方案

3.2.1 水平管部分替換成小管徑方案

考慮減少部分水平管的管徑,提高流動阻力以獲得更高料位。假設Lx為替換水平管的長度;按照最長倍線情況;則通過圖6 所示模型可求出滿管率M下所需替換小管徑水平管的長度,如式(5)。

圖6 水平小管徑增阻提高滿管率計算模型Fig.6 Calculation model for increasing full-pipe rate by small diameter horizontal pipe

得到滿管率M與小管徑水平管長Lx的關系:

式中,ims為小直徑管的阻力損失,參照表3;其余同上。

因此得到滿管率與小直徑管替換長度Lx的關系如圖7 所示。

圖7 替換的水平小管徑長度與滿管率的關系Fig.7 Relationship between full-pipe rate and replacing small diameter pipe length

可見最大倍線下,S1 和S2 原滿管率分別為37%和41%;可替換的水平管總長度為2.5 km,分別可達到的最高滿管率為52%和58%。對S1 管路,每替換100 m 可提高0.63%的滿管率;對于S2 管道,每替換100 m 可提高0.71%的滿管率。

3.2.2 提高濃度增加滿管率方案

膏體的料漿濃度越大,阻力越大,可從提高料漿濃度的角度提高滿管率。圖4 中顯示當前69%的膏體濃度偏低,根據近2 年的充填站運行經驗,適當增加濃度是可行的。經過實驗測試71%濃度的膏體塌落度27.2 cm,密度1.92 t/m3;流變試驗的屈服應力53.03 Pa,黏度系數為0.244 8 Pa·s。此時,膏體的料漿特征參數如表4 所示。

表4 濃度提高到71%的膏體管道流動阻力特性Table 4 Paste pipeline flow resistance characteristics when concentration increased to 71%

同理,計算南采區(qū)采用71%濃度膏體充填的管道壓力分布及滿管率變化如圖8 所示。

圖8 提高濃度至71%時壓力分布與滿管率Fig.8 Pressure distribution and full-pipe rate when paste concentration is increased to 71%

可見,濃度提高2%后,管道的壓力及滿管率顯著提升,最大倍線下滿管率分別從原來的37%和41%增加到70%和82%;最小倍線下也由原來的17%和19%增加到32%和37%。提高濃度可增加滿管率的主要原因是料漿管流阻力的增加。制漿能力不變情況下,71%膏體濃度的流動阻力增加了近一倍,提高濃度對提高滿管率效果顯著;但濃度提高2%,垂直管道底部的壓力分別由3.72 MPa 和1.75 MPa 增加到6.7 MPa 和3.06 MPa,增加了幾乎一倍;這增加了充填管的堵管爆管風險。因此工程中應對不同措施進行綜合評判,選取合適的方案。

4 結 論

以謙比西銅礦東南礦體深井充填為工程案例,研究了自流充填管網系統(tǒng)壓力分布及提高深井垂直鉆孔滿管率的措施方法,研究獲得以下主要結論:

(1)東南礦體一級垂直鉆孔長680 m,自流膏體充填的沖刷磨損大,國內罕見;自流充填在160 m3/h的制漿能力下,南采區(qū)管路的滿管率僅為17%～41%;多數情況下的料位高度在150 m 左右,滿管率約20%～30%;水平管的阻力損失約1.4 MPa/km,垂直管底部的壓力約1.7～3.7 MPa。

(2)采用內徑150 mm 的管部分替代內徑175 mm 的水平管,在最大倍線下,每替換100 m 可提高0.63%和0.71%滿管率,南采區(qū)S1 和S2 最長水平管可替換長度為2.5 km,最高滿管率可分別提高到52%和58%。

(3)膏體由69%提高到71%后,滿管率顯著提升,最大倍線下滿管率分別從原來的37%和41%增加到70%和82%,最小倍線下由17%和19%增加到32%和37%;然而垂直管道底部的壓力分別由3.72 MPa 和1.75 MPa 大幅增加到6.7 MPa 和3.06 MPa,增加了充填管的堵管爆管風險。

(4)工程上,可充分利用多種途徑相結合的方式,提高深井自流充填的滿管率,減少垂直鉆孔的磨損,通過適當增加濃度、部分減少水平管管徑、提高倍線等多種方法可獲得良好的優(yōu)化效果。