基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析

D0L:10.13374/.issn1001-053x.2013.12.007 第35卷第12期 北京科技大学学报 Vol.35 No.12 2013年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2013 基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 李辉)，王洪江2区，吴爱祥2)，焦华喆)，刘晓辉2) 1)中色非洲矿业有限公司，基特维22592，赞比亚 2)北京科技大学土木与环境工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:wanghongjiang@ustb.edu.cn 摘要采用深锥相似模型动态沉降实验及流变参数测定方法研究深锥浓密机压耙原因.结果发现造成深锥浓密机压耙 一方面是由全尾砂进料浓度和絮凝剂添加量波动造成全尾砂絮凝沉降效果不佳而引起的：另一方面是间歇式充填排料 引起深锥中料浆浓度分布差异性增强，进而导致料浆流变参数突变引起的.通过对深锥压耙机理的研究，为深锥正常运 行及事故预测和排除提供理论依据. 关键词深锥浓密机：压耙：尾砂：流变学 分类号TD926.4 Pressure rake analysis of deep cone thickeners based on tailings' settlement and rheological characteristics LI Hui),WANG Hong-jiang2),WU Ai-riang?),JIAO Hua-zhe2),LIU Xiao-hui2) 1)Africa Mining Public Limited Company,China Nonferrous Metals Co.Ltd.,Kitwe Zambia 22592,Zambia 2)School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wanghongjiang@ustb.edu.cn ABSTRACT The reasons for the pressure rake of deep cone thickeners were studied on the basis of deep cone model dynamic settlement test and rheological parameters measurement.It is found that there are two reasons leading to the pressure rake of deep cone thickeners.The first is poor flocculation sedimentation caused by the fluctuations of incoming tailing concentration and flocculant dosage;and the second is the slurry's rheological parameters mutation resulting from the difference of deep cone slurry concentration distribution caused by intermittent filling discharge.This research on the pressure rake of deep cone thickeners can provide a theoretic basis for deep cone normal operation,accident forecasting and getting rid of accidents. KEY WORDS deep cone thickeners;pressure rake;tailings;rheology 膏体充填是一种全新的矿山开采模式，其料浆拌刮泥耙运行阻力增大，以至于触发了驱动电机的 不离析，不脱水，不沉淀：充填质量高，充填体强过载保护而自动停机，即发生了深锥压耙事故 度增长迅速，成本低，效率高，是充填技术发展的 时至今日对于压耙机理的研究主要集中在尾 主要方向.然而，在膏体充填料浆制备中全尾砂 砂粒级组成合理性可、设备自身调试及操作和絮凝 浓密是关键点和难点冈.20世纪70年代发展起来 剂添加方式⑨等方面，并没有对深锥压耙给出全 的一种高效浓密设备—深锥浓密机B-④具有极 面合理的解释.为此，本文在大量室内动态实验和 大的生产能力，可获得较高的底流浓度，为音体充模拟实验的基础上，对深锥浓密机运行规律进行探 填料浆的制备提供保障5-6).但是，在运行过程中， 索，全面阐述造成深锥浓密机压耙的原因，为现场 常常因为内部料浆整体或局部失去流动性，使得搅 系统事故预测与排查提供理论依据 收稿日期：2012-11-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(50934002)：长江学者和创新团队发展计划资助项目(RT0950)

第 35 卷 第 12 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 12 2013 年 12 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec. 2013 基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 李 辉1)，王洪江2) ，吴爱祥2)，焦华喆 2)，刘晓辉2) 1) 中色非洲矿业有限公司，基特维 22592，赞比亚 2) 北京科技大学土木与环境工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: wanghongjiang@ustb.edu.cn 摘 要 采用深锥相似模型动态沉降实验及流变参数测定方法研究深锥浓密机压耙原因. 结果发现造成深锥浓密机压耙 一方面是由全尾砂进料浓度和絮凝剂添加量波动造成全尾砂絮凝沉降效果不佳而引起的；另一方面是间歇式充填排料 引起深锥中料浆浓度分布差异性增强，进而导致料浆流变参数突变引起的. 通过对深锥压耙机理的研究，为深锥正常运 行及事故预测和排除提供理论依据. 关键词 深锥浓密机；压耙；尾砂；流变学 分类号 TD926.4 Pressure rake analysis of deep cone thickeners based on tailings’ settlement and rheological characteristics LI Hui1), WANG Hong-jiang2) , WU Ai-xiang2), JIAO Hua-zhe2), LIU Xiao-hui2) 1) Africa Mining Public Limited Company, China Nonferrous Metals Co. Ltd., Kitwe Zambia 22592, Zambia 2) School of Civil and Environmental Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China Corresponding author, E-mail: wanghongjiang@ustb.edu.cn ABSTRACT The reasons for the pressure rake of deep cone thickeners were studied on the basis of deep cone model dynamic settlement test and rheological parameters measurement. It is found that there are two reasons leading to the pressure rake of deep cone thickeners. The first is poor flocculation sedimentation caused by the fluctuations of incoming tailing concentration and flocculant dosage; and the second is the slurry’s rheological parameters mutation resulting from the difference of deep cone slurry concentration distribution caused by intermittent filling discharge. This research on the pressure rake of deep cone thickeners can provide a theoretic basis for deep cone normal operation, accident forecasting and getting rid of accidents. KEY WORDS deep cone thickeners; pressure rake; tailings; rheology 膏体充填是一种全新的矿山开采模式，其料浆 不离析，不脱水，不沉淀；充填质量高，充填体强 度增长迅速，成本低，效率高，是充填技术发展的 主要方向 [1] . 然而，在膏体充填料浆制备中全尾砂 浓密是关键点和难点 [2]. 20 世纪 70 年代发展起来 的一种高效浓密设备 —— 深锥浓密机 [3−4] 具有极 大的生产能力，可获得较高的底流浓度，为膏体充 填料浆的制备提供保障 [5−6] . 但是，在运行过程中， 常常因为内部料浆整体或局部失去流动性，使得搅 拌刮泥耙运行阻力增大，以至于触发了驱动电机的 过载保护而自动停机，即发生了深锥压耙事故. 时至今日对于压耙机理的研究主要集中在尾 砂粒级组成合理性 [7]、设备自身调试及操作和絮凝 剂添加方式 [8] 等方面，并没有对深锥压耙给出全 面合理的解释. 为此，本文在大量室内动态实验和 模拟实验的基础上，对深锥浓密机运行规律进行探 索，全面阐述造成深锥浓密机压耙的原因，为现场 系统事故预测与排查提供理论依据. 收稿日期：2012-11-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目 (50934002)；长江学者和创新团队发展计划资助项目 (IRT0950) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.12.007

·1554 北京科技大学学报 第35卷 1深锥浓密机结构及尾砂浓缩过程 溢流堰流出.在整个浓缩过程中，A和E区是浓缩 深锥浓密机是尾砂浆浓密脱水的核心设备，主 结果，B、C和D区是浓缩过程，而且从浓度分布 要由深锥主机和絮凝剂添加系统组成，见图1.与 看，A一→E区浓度依次递增. 普通耙式浓密机相比，深锥浓密机具有较大垂直高 溢流 给料 度，高径比达1.45，为获得高浓度底流奠定了基 A澄清区 础. B自由沉降区 累凝剂添加 C干涉沉降区 溢流管 D压缩区 进料筒 给料口 主轴 E浓缩区 刮泥耙 底流 底流 循环 图2深锥浓密机浓度区域图 一底流 Fig.2 Concentration areas of a deep cone thickener 图1深锥浓密机结构示意图 Fig.1 Structure of a deep cone thickener 2实验原材料 选厂尾砂浆和稀释絮凝剂溶液同时进入给料 取会泽深锥底流尾砂烘干待用.测定全尾砂基 筒中，在絮凝剂作用下，尾砂浆中颗粒絮凝、吸附 本物理性质和粒级组成.测定结果见表1和表2. 成团，在自由沉降B区中，颗粒依靠自重而迅速 由表1和表2可以看出，会泽全尾砂的平均粒 下沉，如图2所示：尾砂颗粒到达干涉沉降C区 径为75.59m,中值粒径为34.95m,全尾砂比表 时，一部分尾砂颗粒继续依靠自重下沉，一部分颗 面积为0.49m2.cm-3.-20m的颗粒累计含量占 粒因受到颗粒干扰而不能自由下沉：尾砂颗粒到达 37.20%,按照公认膏体充填料中-20m颗粒质量 压缩D区时，颗粒已经汇集成紧密的絮团，缓慢的 分数15%20%的要求，-20m尾砂含量明显影响 沉降到浓缩D区，在浓缩区尾砂颗粒由于受到刮 音体的输送能力.-20m颗粒含量偏高，说明全尾 板的压力，进一步被浓缩.在澄清A区，澄清水从 砂颗粒粒度较细 表1全尾砂物理性能参数 Table 1 Physical performance parameters of tailings 全尾砂 颗粒密度/(tm-3) 松散密度/(tm-3) 孔隙率/% 比表面积/(m2,cm-3) 样品1 2.72 1.90 34.04 0.52 样品2 2.70 1.85 34.98 0.43 样品3 2.72 1.88 34.04 0.54 平均 2.71 1.88 34.35 0.49 表2全尾砂粒级累计分布 Table 2 Tailings grain level distribution % -10m -20m -30m -40m -50m-60m -74um -149um -350m -845m 25.30 37.20 51.15 58.83 65.34 69.23 73.19 88.05 97.37 99.98 采用的絮凝剂为聚丙烯酰胺(PAM)阴离子型 实验方法 有机高分子絮凝剂.该絮凝剂为白色粉末状，无臭， 无毒，无腐蚀性，水解体有轻微氨味，能以任何比 通过室内深锥相似模型（见图3）动态沉降实 例溶于水，几乎不溶于一般有机溶液.样品相对分 验，研究不同尾砂浓度、不同絮凝剂添加量条件下 子质量为6×10°~8×105. 全尾砂沉降速度和沉降浓度的变化规律

· 1554 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 1 深锥浓密机结构及尾砂浓缩过程 深锥浓密机是尾砂浆浓密脱水的核心设备，主 要由深锥主机和絮凝剂添加系统组成，见图 1. 与 普通耙式浓密机相比，深锥浓密机具有较大垂直高 度 [9]，高径比达 1.45，为获得高浓度底流奠定了基 础. 图 1 深锥浓密机结构示意图 Fig.1 Structure of a deep cone thickener 选厂尾砂浆和稀释絮凝剂溶液同时进入给料 筒中，在絮凝剂作用下，尾砂浆中颗粒絮凝、吸附 成团，在自由沉降 B 区中，颗粒依靠自重而迅速 下沉，如图 2 所示；尾砂颗粒到达干涉沉降 C 区 时，一部分尾砂颗粒继续依靠自重下沉，一部分颗 粒因受到颗粒干扰而不能自由下沉；尾砂颗粒到达 压缩 D 区时，颗粒已经汇集成紧密的絮团，缓慢的 沉降到浓缩 D 区，在浓缩区尾砂颗粒由于受到刮 板的压力，进一步被浓缩. 在澄清 A 区，澄清水从 溢流堰流出. 在整个浓缩过程中，A 和 E 区是浓缩 结果，B、C 和 D 区是浓缩过程，而且从浓度分布 看，A→E 区浓度依次递增. 图 2 深锥浓密机浓度区域图 Fig.2 Concentration areas of a deep cone thickener 2 实验原材料 取会泽深锥底流尾砂烘干待用. 测定全尾砂基 本物理性质和粒级组成. 测定结果见表 1 和表 2. 由表 1 和表 2 可以看出，会泽全尾砂的平均粒 径为 75.59 µm，中值粒径为 34.95 µm，全尾砂比表 面积为 0.49 m2 ·cm−3 . –20 µm 的颗粒累计含量占 37.20%，按照公认膏体充填料中 –20 µm 颗粒质量 分数 15%∼20%的要求，–20 µm 尾砂含量明显影响 膏体的输送能力. –20 µm 颗粒含量偏高，说明全尾 砂颗粒粒度较细. 表 1 全尾砂物理性能参数 Table 1 Physical performance parameters of tailings 全尾砂 颗粒密度/(t·m−3 ) 松散密度/(t·m−3 ) 孔隙率/% 比表面积/(m2 ·cm−3 ) 样品 1 2.72 1.90 34.04 0.52 样品 2 2.70 1.85 34.98 0.43 样品 3 2.72 1.88 34.04 0.54 平均 2.71 1.88 34.35 0.49 表 2 全尾砂粒级累计分布 Table 2 Tailings grain level distribution % –10 µm –20 µm –30 µm –40 µm –50 µm –60 µm –74 µm –149 µm –350 µm –845 µm 25.30 37.20 51.15 58.83 65.34 69.23 73.19 88.05 97.37 99.98 采用的絮凝剂为聚丙烯酰胺 (PAM) 阴离子型 有机高分子絮凝剂. 该絮凝剂为白色粉末状，无臭， 无毒，无腐蚀性，水解体有轻微氨味，能以任何比 例溶于水，几乎不溶于一般有机溶液. 样品相对分 子质量为 6×106 ∼8×106 . 3 实验方法 通过室内深锥相似模型 (见图 3) 动态沉降实 验，研究不同尾砂浓度、不同絮凝剂添加量条件下 全尾砂沉降速度和沉降浓度的变化规律

第12期 李辉等：基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 ·1555· 图4R/S+型流变仪测试图 Fig.4 R/S+type rheometer test diagram 700 图3深锥相似模型图 ·一进料浓度10% 600 ·进料浓度20% Fig.3 Deep cone model diagram ▲一进料浓度30% 500 进料浓度40% 配制浓度为10%、20%、30%和40%的全尾砂料 400 浆，分别添加不同剂量(0,10,20,30,40g-t-1)的 300 絮凝剂(PAM),絮凝剂的质量分数为0.3%.将絮凝 200 剂溶液加入不同浓度尾砂浆后，测尾砂液面在不同 100 时间的沉降高度.沉降速度：澄清液面高度差△1与 该时间段△t的比值，mm-min-1.沉降浓度：沉降 10 100 进行一定时间(24h)后，液面固定于某高度不再下 沉降时间/min 降，尾矿沉降至极限状态，此时模型上部为澄清的 水柱，下部为沉降压实的尾矿，此浓度即为极限沉 图5不同浓度沉降时间与沉降速度关系 降浓度.根据下式计算极限沉降浓度： Fig.5 Relationship between sedimentation time and sedi- mentation velocity for different concentrations CL Ws/(Ww -Wws Ws)x 100%. (1) 74 式中：C为静水极限浓度：Ws为尾砂质量，g:Ww 为配制料浆用水量，g:Wws为澄清水柱的质量，g 73 运用R/S+型流变仪，采用恒定剪切速率(5 72 s~1)模拟深锥浓密机运行状态，测定不同浓度料浆 随时间变化的剪切应力值和扭矩值（见图4）.根据 71 y=68.355+0.1365x 现场深锥浓密机底流浓度(74%~76%)，配制浓度为 70 70%、72%、74%和76%全尾砂料浆，设定剪切时间 为400s,剪切速率为5s-1 10 152025303540 4结果及分析 尾砂浆初始浓度/% 4.1全尾砂料浆浓度对浓密效果影响 图6初始浓度与极限沉降浓度关系 在给定絮凝剂单耗(20gt-1)条件下，不同尾 Fig.6 Relationship between initial concentration and limit 砂料浆浓度絮凝沉降速度与时间变化规律和尾砂浆 settlement concentration 初始浓度与极限沉降浓度关系如图5和图6所示. 象.在相同絮凝剂单耗(20gt-1)下，浓度越低，最 由图5可以看出，絮凝沉降在实验最初2mim 大絮凝沉降速度越大，即沉降速度与浓度负相关 内效果显著，沉降速度变化幅度较大，呈先升后降 浓度每增加10%，沉降最大速度都要下降50%以上， 趋势.随后大部分时间内沉降速度较小，呈压密现 即尾砂浆初始浓度对于沉降速度的影响较大.因此

第 12 期 李 辉等：基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 1555 ·· 图 3 深锥相似模型图 Fig.3 Deep cone model diagram 配制浓度为 10%、20%、30%和 40%的全尾砂料 浆，分别添加不同剂量 (0，10，20，30，40 g·t −1 ) 的 絮凝剂 (PAM)，絮凝剂的质量分数为 0.3%. 将絮凝 剂溶液加入不同浓度尾砂浆后，测尾砂液面在不同 时间的沉降高度. 沉降速度：澄清液面高度差 ∆l 与 该时间段 ∆t 的比值，mm·min−1 . 沉降浓度：沉降 进行一定时间 (24 h) 后，液面固定于某高度不再下 降，尾矿沉降至极限状态，此时模型上部为澄清的 水柱，下部为沉降压实的尾矿，此浓度即为极限沉 降浓度. 根据下式计算极限沉降浓度： CL = WS/(WW − WWS + WS) × 100%. (1) 式中：CL 为静水极限浓度；WS 为尾砂质量，g；WW 为配制料浆用水量，g；WWS 为澄清水柱的质量，g. 运用 R/S+ 型流变仪，采用恒定剪切速率 (5 s −1 ) 模拟深锥浓密机运行状态，测定不同浓度料浆 随时间变化的剪切应力值和扭矩值 (见图 4). 根据 现场深锥浓密机底流浓度 (74%∼76%)，配制浓度为 70%、72%、74%和 76%全尾砂料浆，设定剪切时间 为 400 s，剪切速率为 5 s−1 . 4 结果及分析 4.1 全尾砂料浆浓度对浓密效果影响 在给定絮凝剂单耗 (20 g·t −1 ) 条件下，不同尾 砂料浆浓度絮凝沉降速度与时间变化规律和尾砂浆 初始浓度与极限沉降浓度关系如图 5 和图 6 所示. 由图 5 可以看出，絮凝沉降在实验最初 2 min 内效果显著，沉降速度变化幅度较大，呈先升后降 趋势. 随后大部分时间内沉降速度较小，呈压密现 图 4 R/S+ 型流变仪测试图 Fig.4 R/S+ type rheometer test diagram 图 5 不同浓度沉降时间与沉降速度关系 Fig.5 Relationship between sedimentation time and sedi￾mentation velocity for different concentrations 图 6 初始浓度与极限沉降浓度关系 Fig.6 Relationship between initial concentration and limit settlement concentration 象. 在相同絮凝剂单耗 (20 g·t −1 ) 下，浓度越低，最 大絮凝沉降速度越大，即沉降速度与浓度负相关. 浓度每增加 10%，沉降最大速度都要下降 50%以上， 即尾砂浆初始浓度对于沉降速度的影响较大. 因此

.1556 北京科技大学学报 第35卷 需要对深锥浓密机的来料浓度严格控制，不能波动 由图7可以看出，在整个测定时间范围内，尾 范围太大. 砂浆的絮凝沉降速度呈现先增加后降低趋势.随着 由图6可以看出，尾砂浆初始浓度与极限 絮凝剂单耗增加，尾砂浆的最大沉降速度不断增大 沉降浓度呈正相关，而且基本呈直线关系.结合 但是，当其单耗为20gt-1时，沉降速度较单耗10 图5可知，尾砂浆极限沉降浓度由71.26%上升至 gt-1时增加20.53%：当其单耗为30gt-1时，沉降 72.52%时，最大沉降速度下降了51.54%.在极限沉 速度较单耗20gt-1时增加11.99%，即最大沉降速 降浓度增幅不大的情况下，沉降速度却大幅降低. 度明显变缓 沉降速度直接影响深锥浓密机的处理能力，且沉降 由图8可以看出：随着絮凝剂单耗的增加，尾 速度太小，会造成全尾砂絮凝沉降效果不佳：沉降 砂浆的极限沉降浓度呈现整体下降趋势：但在本次 速度太大，会造成尾砂浆在深锥浓密机中停留时间 实验中，絮凝剂单耗量为20gt-1时，其极限浓度 过长，尤其是耙子区域，导致深锥运行扭矩增加.因 出现了略微上升.结合全尾砂沉降速度看，当絮凝 此进料浓度维持在20%左右可使絮凝沉降取得较好 剂单耗量为20gt-1时，尾砂的絮凝沉降效果较佳. 效果 4.3深锥压耙尾砂粒级分析 4.2絮凝剂单耗对浓密效果的影响 对会泽深锥浓密机压耙后残留在耙子上的尾 在尾砂浆浓度(20%)一定条件下，不同絮凝剂 砂进行粒级组成分析，分析结果见图9.由图9可 单耗尾砂浆絮凝沉降速度与时间变化规律和尾砂浆 以看出，当深锥浓密机正常运行情况下其底流尾砂 极限沉降浓度与絮凝剂单耗的关系如图7和图8所 的粒级分布较压耙后的尾砂粒级分布合理.从粒级 示 组成看，压耙后尾砂颗粒明显变粗(+74m达到 60%左右)，细颗粒明显减少，说明全尾砂的絮凝沉 28U -10g.t 240 ·20g.t 降效果不佳 200 30g.t日 40g.t1 100 一正常全尾砂 160 。一第一次压把 120 e 80 ·一第二次压把 一第三次压粑 80 气 ◆…● 40 ◆◆◆ 0 20 10 100 沉降时间/min 10 100 1000 尾砂粒级/um 图7不同絮凝剂单耗沉降时间与速度关系 Fig.7 Relationship between settlement time and velocity 图9尾砂粒级累积分布曲线 Fig.9 Cumulative distribution curves of tailing size 73 在絮凝过程中，高分子聚合物的分子将黏附在 72 颗粒的众多位点上，从而包裹成网状.如果高分子 的聚合物的链越长，相对分子质量越大，则可能在 71 更多的颗粒间形成架桥作用，凝聚成较大的团粒： 70 y=e4276+2x10-827x1052 如果颗粒表面全部被高分子包裹，则可能使颗粒形 成孤立的颗粒，造成所谓的解胶现象10. 69 选厂尾砂来料浓度与来料流量波动较大.如果 10 15 202530 3540 絮凝剂单耗/g.t 来料浓度过大，或来料流量过大，絮凝剂的添加量 显然是不足的，这样导致全尾砂的絮凝效果不好， 尤其是尾砂的沉降速度慢：如果来料浓度过小，或 图8絮凝剂单耗与极限沉降浓度关系图 者来料流量过小，那么絮凝剂的添加量是过饱和 Fig.8 Relationship between flocculant dosage and limit set- 的，这样会导致尾砂颗粒迅速沉降并出现解胶现象 tlement concentration

· 1556 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 需要对深锥浓密机的来料浓度严格控制，不能波动 范围太大. 由图 6 可以看出， 尾砂浆初始浓度与极限 沉降浓度呈正相关， 而且基本呈直线关系. 结合 图 5 可知，尾砂浆极限沉降浓度由 71.26%上升至 72.52%时，最大沉降速度下降了 51.54%. 在极限沉 降浓度增幅不大的情况下，沉降速度却大幅降低. 沉降速度直接影响深锥浓密机的处理能力，且沉降 速度太小，会造成全尾砂絮凝沉降效果不佳；沉降 速度太大，会造成尾砂浆在深锥浓密机中停留时间 过长，尤其是耙子区域，导致深锥运行扭矩增加. 因 此进料浓度维持在 20%左右可使絮凝沉降取得较好 效果. 4.2 絮凝剂单耗对浓密效果的影响 在尾砂浆浓度 (20%) 一定条件下，不同絮凝剂 单耗尾砂浆絮凝沉降速度与时间变化规律和尾砂浆 极限沉降浓度与絮凝剂单耗的关系如图 7 和图 8 所 示. 图 7 不同絮凝剂单耗沉降时间与速度关系 Fig.7 Relationship between settlement time and velocity 图 8 絮凝剂单耗与极限沉降浓度关系图 Fig.8 Relationship between flocculant dosage and limit set￾tlement concentration 由图 7 可以看出，在整个测定时间范围内，尾 砂浆的絮凝沉降速度呈现先增加后降低趋势. 随着 絮凝剂单耗增加，尾砂浆的最大沉降速度不断增大. 但是，当其单耗为 20 g·t −1 时，沉降速度较单耗 10 g·t −1 时增加 20.53%；当其单耗为 30 g·t −1 时，沉降 速度较单耗 20 g·t −1 时增加 11.99%，即最大沉降速 度明显变缓. 由图 8 可以看出：随着絮凝剂单耗的增加，尾 砂浆的极限沉降浓度呈现整体下降趋势；但在本次 实验中，絮凝剂单耗量为 20 g·t −1 时，其极限浓度 出现了略微上升. 结合全尾砂沉降速度看，当絮凝 剂单耗量为 20 g·t −1 时，尾砂的絮凝沉降效果较佳. 4.3 深锥压耙尾砂粒级分析 对会泽深锥浓密机压耙后残留在耙子上的尾 砂进行粒级组成分析，分析结果见图 9. 由图 9 可 以看出，当深锥浓密机正常运行情况下其底流尾砂 的粒级分布较压耙后的尾砂粒级分布合理. 从粒级 组成看，压耙后尾砂颗粒明显变粗 (+74 µm 达到 60%左右)，细颗粒明显减少，说明全尾砂的絮凝沉 降效果不佳. 图 9 尾砂粒级累积分布曲线 Fig.9 Cumulative distribution curves of tailing size 在絮凝过程中，高分子聚合物的分子将黏附在 颗粒的众多位点上，从而包裹成网状. 如果高分子 的聚合物的链越长，相对分子质量越大，则可能在 更多的颗粒间形成架桥作用，凝聚成较大的团粒； 如果颗粒表面全部被高分子包裹，则可能使颗粒形 成孤立的颗粒，造成所谓的解胶现象 [10] . 选厂尾砂来料浓度与来料流量波动较大. 如果 来料浓度过大，或来料流量过大，絮凝剂的添加量 显然是不足的，这样导致全尾砂的絮凝效果不好， 尤其是尾砂的沉降速度慢；如果来料浓度过小，或 者来料流量过小，那么絮凝剂的添加量是过饱和 的，这样会导致尾砂颗粒迅速沉降并出现解胶现象

第12期 李辉等：基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 1557· 这将会出现严重的颗粒沉降不一致、分布不均等现 始剪切应力，大于浓度72%砂浆搅拌了30s时的剪 象，即深锥浓密机压耙后全尾砂粒级组成的极不合 应力，大于浓度74%浆体搅拌180s时的剪切应力， 理现象 大于浓度76%料浆搅拌300s时的剪切应力.即低 4.4不同浓度流变性能 浓度浆体的初始剪切应力大于高浓度浆体长时间搅 剪切应力和扭矩反应了料浆抗剪切能力，即料 拌后的剪切应力 浆结构遭到破坏、发生流动的难易程度.剪切应力 由图10(b)可以看出，70%浓度的料浆的初始 变化是造成扭矩变化的原因：扭矩变化是剪切应力 扭矩，大于72%浓度浆体搅拌20s时的扭矩：大于 变化的结果.不同膏体浓度的流变参数（剪切应力 74%浓度浆体搅拌140s时的扭矩：大于76%浓度 和扭矩)测定结果如图10所示 浆体搅拌270s时的扭矩 由图10(a)可以看出，浓度70%尾砂砂浆的初 180 160 (a) (b) 140 砂浆浓度 4 砂浆浓度 120 -70% ·-70% 72% ◆-72% 100 74% 。74% 80 一76% -76% 60 量 40 0 100200300 400 100200300 400 搅拌时间/s 搅拌时间/s 图10流变参数与搅拌时间的关系.(a)剪切应力：(b)扭矩 Fig.10 Relationship between rheological parameters and mixing time:(a)shear stress;(b)torque 由于料浆存在剪切稀化现象，所以剪切搅拌使 13 一一充填流量 70 得料浆的剪切应力和扭矩降低.在深锥浓密机中， 12 扭矩比例 60 自上而下，浓度依次增大.但是，由于浓缩区刮泥 耙作用，料浆长时间受到搅拌活化作用，其剪切应 10 50 军 40 力不断降低，而且时间越长，这种现象越明显.随 9 8 着底流料浆的排放，上部低浓度料浆向下运动，当 7 到达浓缩区时，此时的剪切应力高于下部已经剪切 20 稀化的高浓度浆体，造成深锥浓密机扭矩的急剧增 10 大 0:20 16:509:30 2:30 时间 现场监测到扭矩与充填流量关系见图11.从图 11可以看出，当采用60m3.h-1连续充填时，深锥 图11深锥扭矩与充填流量关系 扭矩略有波动，但波动幅度不大.当深锥浓密机停 Fig.11 Relationship between deep cone torque and filling 止排料，大约24h后，改为40m3h-1充填时，深 flow 锥排料起始阶段扭矩急剧增加，说明不连续排料会 降至耙式搅拌区域，造成刮泥耙阻力过大，进而导 造成深锥浓密机运行扭矩增大 致压耙事故. 实验已表明：浆体存在剪切稀化现象1-12， 综上所述，当全尾砂进料浓度和絮凝剂添加量 而深锥浓密机运行过程中，由于锥体上部料浆既无 一定时，深锥浓密机压粑是因为间歇式膏体充填引 耙式搅拌，又无底流循环搅拌，故虽然料浆浓度低， 起深锥浓密机内部浓度分布差异性变大，进而引起 但其初始屈服应力大于刮泥耙区域经过若干时间搅 料浆流变参数变化，使得深锥运行扭矩急剧增大. 拌之后高浓度料浆的屈服应力.当下部充分搅拌的 4.5工程建议 料浆排出后，上部未经搅拌、流动性较差的物料沉 (1)为了保证深锥正常运行，在絮凝剂添加量

第 12 期 李 辉等：基于尾砂沉降与流变特性的深锥浓密机压耙分析 1557 ·· 这将会出现严重的颗粒沉降不一致、分布不均等现 象，即深锥浓密机压耙后全尾砂粒级组成的极不合 理现象. 4.4 不同浓度流变性能 剪切应力和扭矩反应了料浆抗剪切能力，即料 浆结构遭到破坏、发生流动的难易程度. 剪切应力 变化是造成扭矩变化的原因；扭矩变化是剪切应力 变化的结果. 不同膏体浓度的流变参数 (剪切应力 和扭矩) 测定结果如图 10 所示. 由图 10(a) 可以看出，浓度 70%尾砂砂浆的初 始剪切应力，大于浓度 72%砂浆搅拌了 30 s 时的剪 应力，大于浓度 74%浆体搅拌 180 s 时的剪切应力， 大于浓度 76%料浆搅拌 300 s 时的剪切应力. 即低 浓度浆体的初始剪切应力大于高浓度浆体长时间搅 拌后的剪切应力. 由图 10(b) 可以看出，70%浓度的料浆的初始 扭矩，大于 72%浓度浆体搅拌 20 s 时的扭矩；大于 74%浓度浆体搅拌 140 s 时的扭矩；大于 76%浓度 浆体搅拌 270 s 时的扭矩. 图 10 流变参数与搅拌时间的关系.(a) 剪切应力；(b) 扭矩 Fig.10 Relationship between rheological parameters and mixing time: (a) shear stress; (b) torque 由于料浆存在剪切稀化现象，所以剪切搅拌使 得料浆的剪切应力和扭矩降低. 在深锥浓密机中， 自上而下，浓度依次增大. 但是，由于浓缩区刮泥 耙作用，料浆长时间受到搅拌活化作用，其剪切应 力不断降低，而且时间越长，这种现象越明显. 随 着底流料浆的排放，上部低浓度料浆向下运动，当 到达浓缩区时，此时的剪切应力高于下部已经剪切 稀化的高浓度浆体，造成深锥浓密机扭矩的急剧增 大. 现场监测到扭矩与充填流量关系见图 11. 从图 11 可以看出，当采用 60 m3 ·h −1 连续充填时，深锥 扭矩略有波动，但波动幅度不大. 当深锥浓密机停 止排料，大约 24 h 后，改为 40 m3 ·h −1 充填时，深 锥排料起始阶段扭矩急剧增加，说明不连续排料会 造成深锥浓密机运行扭矩增大. 实验已表明：浆体存在剪切稀化现象 [11−12]， 而深锥浓密机运行过程中，由于锥体上部料浆既无 耙式搅拌，又无底流循环搅拌，故虽然料浆浓度低， 但其初始屈服应力大于刮泥耙区域经过若干时间搅 拌之后高浓度料浆的屈服应力. 当下部充分搅拌的 料浆排出后，上部未经搅拌、流动性较差的物料沉 图 11 深锥扭矩与充填流量关系 Fig.11 Relationship between deep cone torque and filling flow 降至耙式搅拌区域，造成刮泥耙阻力过大，进而导 致压耙事故. 综上所述，当全尾砂进料浓度和絮凝剂添加量 一定时，深锥浓密机压耙是因为间歇式膏体充填引 起深锥浓密机内部浓度分布差异性变大，进而引起 料浆流变参数变化，使得深锥运行扭矩急剧增大. 4.5 工程建议 (1) 为了保证深锥正常运行，在絮凝剂添加量