工程科学学报，第41卷，第1期：60-66,2019年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.I:60-66,January 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.006;http://journals.ustb.edu.cn 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 李公成)，王洪江)四，吴爱祥)，焦华喆》，王方正) 1)北京科技大学土木与资源工程学院，北京1000832)河南理工大学土木与环境工程学院，焦作454150 ☒通信作者，E-mail:wngj1988@126.com 摘要结合沉降和压滤实验，对脱水性能数据进行曲线拟合获得连续网状结构形成浓度、压缩屈服应力和干涉沉降系数， 引人Usr提出的稳态浓密性能预测算法，建立了无粑深锥浓密模型，分析了絮凝剂单耗、底流中固相的体积分数、泥层高度 等对固体通量和固体处理能力的影响规律.研究结果表明：絮凝剂添加量对沉降区域影响大于压密区域，20g1时浓密性能 较好，底流中固相的体积分数越大固体通量越小：在沉降区域，固体通量仅与浓度有关，不受泥层高度影响：在压密区域，固体 通量为浓度与泥层高度的方程：模型参数范围内，当泥层高度3.5m时，固体处理能力与固体通量随底流中固相的体积分数变化规律一致. 关键词无耙深锥浓密机：絮凝剂单耗：泥层高度：底流中固相的体积分数：固体通量：固体处理能力 分类号TD853 Analysis of thickening performance of unclassified tailings in rakeless deep cone thickener LI Gong-cheng),WANG Hong-jiang,WU Ai-xiang),JIAO Hua-zhe2),WANG Fang-zheng) 1)School of Civil and Resource Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Civil and Environment Engineering,Henan Polytechnic University,Jiaozuo 454150,China Corresponding author,E-mail:wanghj1988@126.com ABSTRACT Typical tailings discharge at low solids concentrations can cause serious environmental pollution and disasters,including tailings dam failures and the collapse of underground voids.High-density cemented backfill,which consists of unclassified mine tail- ings,binders,additive agents,and water,are increasingly being considered as simple and effective means for reducing the hazards of conventional slurry deposition and recovering water for recycling.Gravity thickening has been widely used in the minerals industry to increase solids concentrations of tailings.The prediction of gravity thickener performance by characterizing relevant material properties is of great importance,and batch settling and pressure filtration have proven to be the most useful methods for characterizing the dewa- terability of tailings for gravity thickener performance predictions.In this research,batch settling and pressure filtration experiments were conducted to obtain dewatering data with respect to gel point,compressive yield stress,and hindered settling function by curve fit- ting.A predictive algorithm of steady-state thickening,proposed by Usher,was introduced and a rakeless deep cone thickener model was constructed to analyze the effect of flocculant dosage,underflow concentration,and mud height on solid flux and solid throughput. The results indicate that flocculant dosage has a greater impact on the settling zone than on the compaction zone,optimum thickening performance is obtained at a dosage of 20g't,and as underflow concentration increases,solid flux decreases.Solid flux was deter- mined to be related to the concentration,and not influenced by mud height in the settling zone,whereas,in the compaction zone,solid flux is a function of concentration and mud height.In the range of the model's parameters,solid throughput is a function of concentra- 收稿日期：2018-03-20 基金项目：国家十三五重点研发计划课题资助项目(2017Y℉C0602903):国家自然科学基金资助项目(51374034,51304011)：北京市科技计划 资助项目(Z161100001216002)
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期:60鄄鄄66,2019 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 1: 60鄄鄄66, January 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 01. 006; http: / / journals. ustb. edu. cn 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 李公成1 ) , 王洪江1) 苣 , 吴爱祥1) , 焦华喆2) , 王方正1) 1) 北京科技大学土木与资源工程学院, 北京 100083 2) 河南理工大学土木与环境工程学院, 焦作 454150 苣 通信作者,E鄄mail:wanghj1988@ 126. com 摘 要 结合沉降和压滤实验,对脱水性能数据进行曲线拟合获得连续网状结构形成浓度、压缩屈服应力和干涉沉降系数, 引入 Usher 提出的稳态浓密性能预测算法,建立了无耙深锥浓密模型,分析了絮凝剂单耗、底流中固相的体积分数、泥层高度 等对固体通量和固体处理能力的影响规律. 研究结果表明:絮凝剂添加量对沉降区域影响大于压密区域,20 g·t - 1时浓密性能 较好,底流中固相的体积分数越大固体通量越小;在沉降区域,固体通量仅与浓度有关,不受泥层高度影响;在压密区域,固体 通量为浓度与泥层高度的方程;模型参数范围内,当泥层高度 3. 5 m 时,固体处理能力与固体通量随底流中固相的体积分数变化规律一致. 关键词 无耙深锥浓密机; 絮凝剂单耗; 泥层高度; 底流中固相的体积分数; 固体通量; 固体处理能力 分类号 TD853 收稿日期: 2018鄄鄄03鄄鄄20 基金项目: 国家十三五重点研发计划课题资助项目(2017YFC0602903);国家自然科学基金资助项目(51374034, 51304011);北京市科技计划 资助项目(Z161100001216002) Analysis of thickening performance of unclassified tailings in rakeless deep cone thickener LI Gong鄄cheng 1) , WANG Hong鄄jiang 1) 苣 , WU Ai鄄xiang 1) , JIAO Hua鄄zhe 2) , WANG Fang鄄zheng 1) 1) School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) School of Civil and Environment Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454150, China 苣 Corresponding author,E鄄mail: wanghj1988@ 126. com ABSTRACT Typical tailings discharge at low solids concentrations can cause serious environmental pollution and disasters, including tailings dam failures and the collapse of underground voids. High鄄density cemented backfill, which consists of unclassified mine tail鄄 ings, binders, additive agents, and water, are increasingly being considered as simple and effective means for reducing the hazards of conventional slurry deposition and recovering water for recycling. Gravity thickening has been widely used in the minerals industry to increase solids concentrations of tailings. The prediction of gravity thickener performance by characterizing relevant material properties is of great importance, and batch settling and pressure filtration have proven to be the most useful methods for characterizing the dewa鄄 terability of tailings for gravity thickener performance predictions. In this research, batch settling and pressure filtration experiments were conducted to obtain dewatering data with respect to gel point, compressive yield stress, and hindered settling function by curve fit鄄 ting. A predictive algorithm of steady鄄state thickening, proposed by Usher, was introduced and a rakeless deep cone thickener model was constructed to analyze the effect of flocculant dosage, underflow concentration, and mud height on solid flux and solid throughput. The results indicate that flocculant dosage has a greater impact on the settling zone than on the compaction zone, optimum thickening performance is obtained at a dosage of 20 g·t - 1 , and as underflow concentration increases, solid flux decreases. Solid flux was deter鄄 mined to be related to the concentration, and not influenced by mud height in the settling zone, whereas, in the compaction zone, solid flux is a function of concentration and mud height. In the range of the model爷s parameters, solid throughput is a function of concentra鄄
李公成等：全尾砂无粑深锥稳态浓密性能分析 .61· tion and mud height at heights less than 3.5 m,and the change law of solid throughput is similar to that of solid flux. KEY WORDS rakeless deep cone thickener:flocculant dosage;mud height:underflow concentration;solid flux;solid throughput 关键设备的突破是高浓度充填技术迅速发展的 屈服应力表征；浓密机内泥层最高点处的浓度称为 原因之一)，将低浓度尾砂脱水成为高浓度料浆是 连续网状结构形成浓度，从该浓度起床层内部絮团 整个充填系统的首要环节，基于重力脱水技术的浓 相互联结并形成网状结构：压缩屈服应力表示絮团 密机逐渐成为尾砂脱水工艺的主要设备[2].20世 网状结构强度，在一定的固体体积分数下，浆体网状 纪70年代发展起来的深锥浓密机，具有底流中固相 结构屈服压缩并处于平衡状态，若获取更高浓度的 的体积分数高、处理能力大、回收浊度低等一系列优 浆体，需提高压缩屈服应力打破网状结构平衡状态； 势[)，在大型金矿、铝土矿、铜矿、铅锌矿等企业得 尾砂脱水速度可由干涉沉降系数表征，表示脱水速 到广泛应用4-].然而，目前高性能深锥浓密机均被 度影响下的颗粒流体动力相互作用影响关系，与渗 国外公司垄断，我国大型矿山企业在应用过程中付 透性和自由沉降速度负相关 出了较大的经济成本，同时也制约着中小型矿山的 浓密机内固体浓度低于连续网状结构形成浓度 应用.深锥浓密机的核心构件在于驱动下的耙架结 时，絮团不受底部网状结构影响，固体颗粒处于沉降 构，近年来，我国莱州某矿摒弃了深锥浓密机传统配 阶段，该区域表征参数可由沉降实验获取[o,121:固 置，将无耙深锥浓密机应用于高浓度充填系统中，并 体浓度高于连续网状结构形成浓度时，絮团之间相 取得良好效果.该设备的应用为我国高浓度充填技 互挤压，固体颗粒处于压密阶段，该区域表征参数可 术的发展提供了新思路，因此全尾砂无耙深锥浓密 由沉降实验和压滤实验获得13-4].同时，相关学者 性能的研究显得尤为重要. 提出表征参数与浓度数学模型： 相关学者[]将连续网状结构形成浓度、压缩屈 P,(φ)=0， 中 (1) 密性能的预测算法，可分析瞬时工况参数对浓密性 R(中)=r.(中-r)m+r (2) 能的影响，然而此算法较为复杂，工况条件的微弱变 式中：中为体积分数；中.为连续网状结构形成体积分 化就可导致大量计算时间，无法应用到复杂的实际 数；P,(中)为压缩屈服应力，Pa;R(中)为干涉沉降系 作业中.稳态浓密性能的预测算法相对简单， 数，kgs1m3P。PbxPaPar.J和r均为拟合 Green[s],Landman等]和White等[io]预测了压密区 参数，无特定物理意义.基于沉降实验和压滤实验， 域的浓密性能，而未对沉降区域进行模拟；Garrido 结合式(1)和式(2)即可获得表征参数拟合曲线. 等川提出了全区域范围内浓密性能预测模型，该模 2实验 型基于体积处理能力进行描述，并未预测浓度与固 体处理能力之间的关系：Usher提出的稳态浓密预 2.1实验材料 测模型分析了底流中固相的体积分数与固体通量、 (1)全尾砂：颗粒密度2.97t·m3,松散密度 固体处理能力和泥层高度的关系，其预测值与实际 1.44tm-3,密实密度1.62tm-3,松散孔隙率51.52%， 工况值较为吻合，该模型已广泛应用于土壤等低体 密实孔隙率45.38%，粒级组成采用激光粒度仪获 积质量物料，而对国内高体积质量全尾砂的研究未 得，曲线见图1. 见报道 (2)絮凝剂：阴离子型聚丙烯酰胺(PAM),呈白 基于国内某铜矿高体积质量全尾砂，结合沉降 色粉末状，无臭，无毒，其分子量为1.2×10 实验和压滤实验，引入Usher提出的稳态浓密机预 2.2实验装置及方法 测算法，研究无耙深锥全尾砂浓密性能，分析不同絮 1000mL量筒沉降实验：配置体积分数相同 凝剂单耗、不同泥层高度条件下，固体通量、处理能 (7.78%)的全尾砂料浆，分别添加不同剂量(10、 力与底流中固相的体积分数的关系，为现场浓密机 2040和80g·t-1)的絮凝剂，测固液分离界面在不 有效控制提供理论指导. 同时间的沉降高度，沉降24h后，记录固液分离界 面高度 1全尾砂脱水性能表征参数 压滤实验：沉降实验底流用于压滤装置（图2） 尾砂脱水程度由连续网状结构形成浓度和压缩 该装置可模拟浓密机内高压力行为方式，并能收集
李公成等: 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 tion and mud height at heights less than 3. 5 m, and the change law of solid throughput is similar to that of solid flux. KEY WORDS rakeless deep cone thickener; flocculant dosage; mud height; underflow concentration; solid flux; solid throughput 关键设备的突破是高浓度充填技术迅速发展的 原因之一[1] ,将低浓度尾砂脱水成为高浓度料浆是 整个充填系统的首要环节,基于重力脱水技术的浓 密机逐渐成为尾砂脱水工艺的主要设备[2] . 20 世 纪 70 年代发展起来的深锥浓密机,具有底流中固相 的体积分数高、处理能力大、回收浊度低等一系列优 势[3] ,在大型金矿、铝土矿、铜矿、铅锌矿等企业得 到广泛应用[4鄄鄄6] . 然而,目前高性能深锥浓密机均被 国外公司垄断,我国大型矿山企业在应用过程中付 出了较大的经济成本,同时也制约着中小型矿山的 应用. 深锥浓密机的核心构件在于驱动下的耙架结 构,近年来,我国莱州某矿摒弃了深锥浓密机传统配 置,将无耙深锥浓密机应用于高浓度充填系统中,并 取得良好效果. 该设备的应用为我国高浓度充填技 术的发展提供了新思路,因此全尾砂无耙深锥浓密 性能的研究显得尤为重要. 相关学者[7]将连续网状结构形成浓度、压缩屈 服应力和干涉沉降系数作为表征絮团脱水能力的基 础参数. 基于此表征体系,众多学者提出了瞬态浓 密性能的预测算法,可分析瞬时工况参数对浓密性 能的影响,然而此算法较为复杂,工况条件的微弱变 化就可导致大量计算时间,无法应用到复杂的实际 作业中. 稳 态 浓 密 性 能 的 预 测 算 法 相 对 简 单, Green [8] 、Landman 等[9]和 White 等[10]预测了压密区 域的浓密性能,而未对沉降区域进行模拟;Garrido 等[11]提出了全区域范围内浓密性能预测模型,该模 型基于体积处理能力进行描述,并未预测浓度与固 体处理能力之间的关系;Usher 提出的稳态浓密预 测模型分析了底流中固相的体积分数与固体通量、 固体处理能力和泥层高度的关系,其预测值与实际 工况值较为吻合,该模型已广泛应用于土壤等低体 积质量物料,而对国内高体积质量全尾砂的研究未 见报道. 基于国内某铜矿高体积质量全尾砂,结合沉降 实验和压滤实验,引入 Usher 提出的稳态浓密机预 测算法,研究无耙深锥全尾砂浓密性能,分析不同絮 凝剂单耗、不同泥层高度条件下,固体通量、处理能 力与底流中固相的体积分数的关系,为现场浓密机 有效控制提供理论指导. 1 全尾砂脱水性能表征参数 尾砂脱水程度由连续网状结构形成浓度和压缩 屈服应力表征;浓密机内泥层最高点处的浓度称为 连续网状结构形成浓度,从该浓度起床层内部絮团 相互联结并形成网状结构;压缩屈服应力表示絮团 网状结构强度,在一定的固体体积分数下,浆体网状 结构屈服压缩并处于平衡状态,若获取更高浓度的 浆体,需提高压缩屈服应力打破网状结构平衡状态; 尾砂脱水速度可由干涉沉降系数表征,表示脱水速 度影响下的颗粒流体动力相互作用影响关系,与渗 透性和自由沉降速度负相关. 浓密机内固体浓度低于连续网状结构形成浓度 时,絮团不受底部网状结构影响,固体颗粒处于沉降 阶段,该区域表征参数可由沉降实验获取[10,12] ;固 体浓度高于连续网状结构形成浓度时,絮团之间相 互挤压,固体颗粒处于压密阶段,该区域表征参数可 由沉降实验和压滤实验获得[13鄄鄄14] . 同时,相关学者 提出表征参数与浓度数学模型: Py(准) = 0, 准 准 ì î í ïï ïï g (1) R(准) = ra(准 - rg) rn + rb (2) 式中:准 为体积分数;准g为连续网状结构形成体积分 数;Py(准)为压缩屈服应力,Pa;R(准)为干涉沉降系 数,kg·s - 1·m - 3 ;pa、pb 、pm 、pn 、ra、rb 、rg和 rn均为拟合 参数,无特定物理意义. 基于沉降实验和压滤实验, 结合式(1)和式(2)即可获得表征参数拟合曲线. 2 实验 2郾 1 实验材料 (1) 全尾砂:颗粒密度 2郾 97 t·m - 3 ,松散密度 1郾 44 t·m -3 ,密实密度1郾 62 t·m -3 ,松散孔隙率 51郾 52%, 密实孔隙率 45郾 38% ,粒级组成采用激光粒度仪获 得,曲线见图 1. (2)絮凝剂:阴离子型聚丙烯酰胺(PAM),呈白 色粉末状,无臭,无毒,其分子量为 1郾 2 伊 10 8 . 2郾 2 实验装置及方法 1000 mL 量筒沉降实验: 配置体积分数相同 (7郾 78% )的全尾砂料浆,分别添加不同剂量(10、 20、40 和 80 g·t - 1 )的絮凝剂,测固液分离界面在不 同时间的沉降高度,沉降 24 h 后,记录固液分离界 面高度. 压滤实验:沉降实验底流用于压滤装置(图 2). 该装置可模拟浓密机内高压力行为方式,并能收集 ·61·
.62· 工程科学学报，第41卷，第1期 脱水体积、时间、压力等数据，配套软件可计算脱水 100 性能表征参数：承载料浆的圆筒直径40mm,圆筒底 80 部布置滤纸，滤纸孔隙尺寸2×10~6m,压滤过程 中可避免尾砂颗粒析出.一般情况下，现场浓密机 60 内泥层压力小于300kPa,设定压力如下：5、10、20、 40 50、100、150、200和300kPa. 2.3实验结果及分析 20 表征参数的计算方法参考文献[12]，不同絮凝 剂单耗下的连续网状结构形成体积分数如表1.在 100 1000 粒径μm 一定范围内，絮凝剂单耗的增加有利于获得较大的 图1全尾砂粒级组成曲线 连续网状结构形成浓度，在20g·t-时获得最大连续 Fig.I Grain-size curve of unclassified tailings 网状结构形成体积分数0.301，压缩性最好. 国 (b) 光尺 气管 压力控制器 超压排放管 双头气缸 电脑 不锈钢活塞 不锈钢圆筒 压力传感器 滤纸 图2压滤实验装置.(a)示意图：(b)测试图 Fig.2 Filtration rig:(a)diagrammatic sketch;(b)photograph of test program equipment 表1连续网状结构形成体积分数与絮凝剂单耗关系 数学模型，其参数见表2. Table 1 Relation between gel point and flocculant dosage 1000 絮凝剂单耗 絮凝剂单耗/(gt1) 连续网状结构形成体积分数 -5g.t 0.260 100= --10g 一20g1 10 0.277 40gr1 20 10E -80g 0.301 40 0.265 1 80 0.258 0.1 基于沉降和压滤实验数据，得压缩屈服应力随 含量变化拟合曲线（图3）.不同絮凝剂单耗情况 0.3 0.4 0.5 0.6 下，压缩屈服应力随底流中固相的体积分数变化规 底流中固相的体积分数 律一致，都呈幂函数及指数函数复合增长.同一压 图3不同絮凝剂单耗压缩屈服应力与底流中固相的体积分数 缩屈服应力，随絮凝剂单耗增加底流中固相的体积 拟合曲线 分数先升高后降低，单耗20gt时取得最大体积分 Fig.3 Fitting curves between compressive yield stress and underflow 数：相同底流中固相的体积分数下随絮凝剂单耗增 concentration for different flocculant dosages 加所需压缩屈服应力先减小后增加，单耗20g·t-1 不同絮凝剂单耗情况下，干涉沉降系数随底流 时，相同底流中固相的体积分数下需要的压缩屈服 中固相的体积分数变化规律一致（图4），都呈幂函 应力最小.结合公式(1)，可获取不同絮凝剂单耗情 数增长，渗透性由强变弱.在低浓度区域，絮凝剂单 况下，压缩屈服应力随底流中固相的体积分数变化 耗对渗透性影响较大，单耗80g·t-时渗透性最好
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 图 1 全尾砂粒级组成曲线 Fig. 1 Grain鄄size curve of unclassified tailings 脱水体积、时间、压力等数据,配套软件可计算脱水 性能表征参数;承载料浆的圆筒直径 40 mm,圆筒底 部布置滤纸,滤纸孔隙尺寸 2 伊 10 - 6 滋m,压滤过程 中可避免尾砂颗粒析出. 一般情况下,现场浓密机 内泥层压力小于 300 kPa,设定压力如下:5、10、20、 50、100、150、200 和 300 kPa. 2郾 3 实验结果及分析 表征参数的计算方法参考文献[12],不同絮凝 剂单耗下的连续网状结构形成体积分数如表 1. 在 一定范围内,絮凝剂单耗的增加有利于获得较大的 连续网状结构形成浓度,在20 g·t - 1时获得最大连续 网状结构形成体积分数 0郾 301,压缩性最好. 图 2 压滤实验装置. (a) 示意图;(b) 测试图 Fig. 2 Filtration rig: (a) diagrammatic sketch; (b) photograph of test program equipment 表 1 连续网状结构形成体积分数与絮凝剂单耗关系 Table 1 Relation between gel point and flocculant dosage 絮凝剂单耗/ (g·t - 1 ) 连续网状结构形成体积分数 5 0郾 260 10 0郾 277 20 0郾 301 40 0郾 265 80 0郾 258 基于沉降和压滤实验数据,得压缩屈服应力随 含量变化拟合曲线(图 3). 不同絮凝剂单耗情况 下,压缩屈服应力随底流中固相的体积分数变化规 律一致,都呈幂函数及指数函数复合增长. 同一压 缩屈服应力,随絮凝剂单耗增加底流中固相的体积 分数先升高后降低,单耗20 g·t - 1时取得最大体积分 数;相同底流中固相的体积分数下随絮凝剂单耗增 加所需压缩屈服应力先减小后增加,单耗 20 g·t - 1 时,相同底流中固相的体积分数下需要的压缩屈服 应力最小. 结合公式(1),可获取不同絮凝剂单耗情 况下,压缩屈服应力随底流中固相的体积分数变化 数学模型,其参数见表 2. 图 3 不同絮凝剂单耗压缩屈服应力与底流中固相的体积分数 拟合曲线 Fig. 3 Fitting curves between compressive yield stress and underflow concentration for different flocculant dosages 不同絮凝剂单耗情况下,干涉沉降系数随底流 中固相的体积分数变化规律一致(图 4),都呈幂函 数增长,渗透性由强变弱. 在低浓度区域,絮凝剂单 耗对渗透性影响较大,单耗 80 g·t - 1时渗透性最好, ·62·
李公成等：全尾砂无粑深锥稳态浓密性能分析 ·63. 40gt~时次之：在高浓度区域，干涉沉降系数较大， 径d(z)与浓密机高度z为函数的无耙深锥浓密模 表明浓密机内压密区域渗透性较差，尾砂絮团沉降 型（图5）.以连续网状结构形成浓度为界限，深锥 速率逐渐变小，絮凝剂单耗对渗透性影响逐渐弱化. 浓密机内可划分为两个区域，上部为沉降区，下部为 结合公式(2)，可获取不同絮凝剂单耗情况下，干涉 压密区. 沉降系数随底流中固相的体积分数变化数学模型， 其参数见表3 表2不同絮凝剂单耗压缩屈服应力与底流中固相的体积分数模型 拟合参数 Table 2 Fitting parameters of model of compressive yield stress and un- derflow concentration for different flocculant dosages 絮凝剂单耗/ 经验参数 (gt1) P Pa 5 304.732 51.432 2.941 -4.605 0 498.823 52.281 2.964 -4.724 2一浓密机高度：h一泥层高度：h一锥体高度：d。一浓密机最 小直径：d一浓密机最大直径：h,一浓密机高度；中。一连续网 20 385.464 54.000 2.952 -5.201 状结构形成体积分数 40 500.833 49.904 2.945 -4.205 图5无粑深锥浓密模型 80 344.351 48.469 2.944 -3.909 Fig.5 Model of rakeless deep cone thickener 1×102 3.1沉降区 1×10 该区域固体沉降速率仅为浓度的方程，与下部 1×10 絮团群无力学关系：B-W理论提出该区域固体沉降 1×10° 絮凝剂单耗 速率u(中)数学模型： 1×10 +-5g1 1×10 -10gr1 u()=4pg(1-b)2 (3) R(中) 1×10 -20gr1 -40g1 1x10 式中：4p为固体和液体密度差，kgm3:g为重力加 -80g1 1×10 速度，ms-2 1×103 0 0.1 0.20.30.4 05 0.6 自由沉降区域固体通量与浓度关系如下 底流中固相的体积分数 式15-16]： 图4不同絮凝剂单耗干涉沉降系数与底流中固相的体积分数 u(中) 拟合曲线 q=1/b-1/中. (4) Fig.4 Fitting curves of hindered settling function and underflow con- 式中：9为固体通量，th-1m-2;中.为底流中固相的 centration for different flocculant dosages 体积分数 表3不同絮凝剂单耗干涉沉降系数与底流中固相的体积分数模型 将式(3)代入式(4)得： 拟合参数 Table 3 Fitting parameters of model of hindered settling function and 4pg(1-中)2 underflow concentration for different flocculant dosages 9=(1/Φ-1/中)R(中) (5) 絮凝剂单耗) 经验参数 3.2压密区 (gt1) ra 该区域絮团形成连续网状结构，固体颗粒运移 5 5.31×104 -0.04.4.21×1096.71×101 受重力和结构力双重影响，颗粒沉降速率不再仅与 10 8.12×104 -0.09 1.82×1093.51×101 浓度有关，式(5)不再适用于该区域浓密规律的研 20 6.69×104 -0.05 1.39×1093.34×10 究.基于基础脱水理论，相关学者提出压密区域浓 40 3.45×104 -0.07 9.45×1092.64×1011 度与高度相关的二维微分方程)： 80 8.45×104 -0.06 2.23×10°8.19×101 d(:)= 无动力深锥浓密预测模型 [R(()/1-()2]x[ga()]x[1-()/.]-pg(a) dP(()/d() 以底部为中心，竖直向上（高度）为z轴，建立直 (6)
李公成等: 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 40 g·t - 1时次之;在高浓度区域,干涉沉降系数较大, 表明浓密机内压密区域渗透性较差,尾砂絮团沉降 速率逐渐变小,絮凝剂单耗对渗透性影响逐渐弱化. 结合公式(2),可获取不同絮凝剂单耗情况下,干涉 沉降系数随底流中固相的体积分数变化数学模型, 其参数见表 3. 表 2 不同絮凝剂单耗压缩屈服应力与底流中固相的体积分数模型 拟合参数 Table 2 Fitting parameters of model of compressive yield stress and un鄄 derflow concentration for different flocculant dosages 絮凝剂单耗/ (g·t - 1 ) 经验参数 pa pb pm pn 5 304郾 732 51郾 432 2郾 941 - 4郾 605 10 498郾 823 52郾 281 2郾 964 - 4郾 724 20 385郾 464 54郾 000 2郾 952 - 5郾 201 40 500郾 833 49郾 904 2郾 945 - 4郾 205 80 344郾 351 48郾 469 2郾 944 - 3郾 909 图 4 不同絮凝剂单耗干涉沉降系数与底流中固相的体积分数 拟合曲线 Fig. 4 Fitting curves of hindered settling function and underflow con鄄 centration for different flocculant dosages 表 3 不同絮凝剂单耗干涉沉降系数与底流中固相的体积分数模型 拟合参数 Table 3 Fitting parameters of model of hindered settling function and underflow concentration for different flocculant dosages 絮凝剂单耗/ (g·t - 1 ) 经验参数 ra rg rn rb 5 5郾 31 伊 10 14 - 0郾 04 4郾 21 伊 10 9 6郾 71 伊 10 11 10 8郾 12 伊 10 14 - 0郾 09 1郾 82 伊 10 9 3郾 51 伊 10 11 20 6郾 69 伊 10 14 - 0郾 05 1郾 39 伊 10 9 3郾 34 伊 10 11 40 3郾 45 伊 10 14 - 0郾 07 9郾 45 伊 10 9 2郾 64 伊 10 11 80 8郾 45 伊 10 14 - 0郾 06 2郾 23 伊 10 9 8郾 19 伊 10 11 3 无动力深锥浓密预测模型 以底部为中心,竖直向上(高度)为 z 轴,建立直 径 d(z)与浓密机高度 z 为函数的无耙深锥浓密模 型(图 5). 以连续网状结构形成浓度为界限,深锥 浓密机内可划分为两个区域,上部为沉降区,下部为 压密区. z—浓密机高度; hb—泥层高度; hc—锥体高度; dmin—浓密机最 小直径; dmax—浓密机最大直径; ht—浓密机高度; 准g—连续网 状结构形成体积分数 图 5 无耙深锥浓密模型 Fig. 5 Model of rakeless deep cone thickener 3郾 1 沉降区 该区域固体沉降速率仅为浓度的方程,与下部 絮团群无力学关系;B鄄W 理论提出该区域固体沉降 速率 u(准)数学模型: u(准) = 驻籽g(1 - 准) 2 R(准) (3) 式中:驻籽 为固体和液体密度差,kg·m - 3 ;g 为重力加 速度,m·s - 2 . 自由 沉 降 区 域 固 体 通 量 与 浓 度 关 系 如 下 式[15鄄鄄16] : q = u(准) 1 / 准 - 1 / 准u (4) 式中:q 为固体通量,t·h - 1·m - 2 ;准u为底流中固相的 体积分数. 将式(3)代入式(4)得: q = 驻籽g(1 - 准) 2 (1 / 准 - 1 / 准u )R(准) (5) 3郾 2 压密区 该区域絮团形成连续网状结构,固体颗粒运移 受重力和结构力双重影响,颗粒沉降速率不再仅与 浓度有关,式(5)不再适用于该区域浓密规律的研 究. 基于基础脱水理论,相关学者提出压密区域浓 度与高度相关的二维微分方程[17] : d准(z) dz = [R(准(z)) / (1 - 准(z)) 2 ] 伊 [q / 琢(z)] 伊 [1 - 准(z) / 准u ] - 驻籽g准(z) dPy(准(z)) / d准(z) (6) ·63·
.64 工程科学学报，第41卷，第1期 式中，α(z)为浓密机形状系数，解释浓密机截面积 团网状结构影响，浓度-固体通量曲线开始分离：泥 随高度变化情况，由式(7)获得： 层越高获得浓度越大，相同浓度下固体通量越大，当 a(z)= d(z))2 (7) 固体通量趋近于0时，浓度仅与泥层高度有关：泥层 高度≥8m时，固体通量受高度影响较小，表明泥层 a(z)越大表明浓密机直径越接近最大值dr;当 压力增加至一定值时，絮团网状尺寸趋于一致，絮团 α(z)=1时，浓密机直径及截面积取得最大值，高度 内含水率差异性变小，固体浓度趋于统一，此时料浆 继续增加，浓密机截面形状不再变化 压缩性和渗透性相差不大 如图3所示，无耙深锥浓密机稳态条件下，泥层 10 高度z=hb处的中(h,)为连续网状结构形成体积分 泥层高度 一1m 数中。，在高度z=0处的中(0)为底流中固相的体积 -2m 分数中.，因此可得边界方程： +4m 一8m (中(0)=中. -9.5m (8) 0.1 ◆-11.5m (中(hb)=中 为节省计算速度，式(6)进一步转换为式(9)： 画0.01 d(中】= 入料浓度 :凝胶浓度 d 0.001 0 0.1 0.20.30.4 dP,(中)/db 0.5 0.6 底流中固相的体积分数 [R(φ)/(1-中)2][g/a(z(Φ)][1-/Φ.]-△pg吨 图6不同泥层高度固体通量随浓度变化规律 (9) Fig.6 Relation between solids flux and concentration for different 边界条件相应的进行转换： mud heights (z(中.）=0 (10) 4.2浓度-处理能力曲线预测及分析 z(中.)=h 固体处理能力为固体通量与浓密机内对应高度 结合沉降区和压密区分析，即可获得深锥全区 的截面乘积.依据表4及图6，絮凝剂单耗20gt1 域浓密性能数学预测模型，由公式(5)及式(9)，该 时，不同泥层高度浓密机处理能力随浓度变化规律 模型输入参数如下：压缩屈服应力曲线、干涉沉降系 如图7，在体积分数0.09~0.57范围内，处理能力 数曲线、浓密机尺寸、浓密机入料浓度及固液密度. 为0.013~1064.25th-1.深锥浓密机截面积受高 本文将深锥浓密模型各参数设置如表4. 度影响，若泥层高度<3.5m,浓密机直径持续变 表4无粑深锥浓密模型参数取值 化，当泥层高度为1m和2m时，浓度-处理能力曲 Table 4 Parameters of model of rakeless deep cone thickener 线始终处于分离状态，同一浓度下，泥层越高浓密 dmi/m do/m he/m h/m h/m 机处理能力越大.若泥层高度≥3.5m,浓密机直 14 3.5 012 14 径取得最大值且维持不变，与浓度-固体通量变化 曲线相对应，泥层高度4、8、9.5及11.5m时，在沉 4全尾砂无耙深锥浓密性能预测及分析 降区域固体处理能力仅与浓度有关，不受泥层高 4.1浓度-固体通量曲线预测及分析 度影响：在压密区域，曲线开始分离，固体处理能 由实验结果知，絮凝剂20gt1时尾砂压缩性能 力为浓度与泥层高度的方程；泥层高度≥8m时， 较好，以此条件下的实验为例分析不同泥层高度下 与浓度-固体通量变化相对应，固体处理能力受高 浓密性能变化规律（图6），在体积分数0.09~0.57 度影响较小，当处理能力趋近于0时，浓度仅与泥 范围内，固体通量为0.001~6.91th-1m2,同一 层高度有关. 泥层高度，固体通量越大底流中固相的体积分数越 4.3不同絮凝剂单耗下浓密性能对比分析 小.料浆中固相体积分数未达到凝胶点时（沉降区 泥层高度8m时，各絮凝剂单耗下的浓度-固体 域)，各泥层高度下固体通量相同，且随浓度增加固 通量/固体处理能力预测曲线几乎重合，可分析浓密 体通量迅速降低，这是由于颗粒尚未进人压密阶段， 机内尾砂絮团脱水过程，因此研究该高度下絮凝剂 尾砂絮团变化仅与浓度有关.浓度达到凝胶点后 单耗对浓密性能影响规律.图8为泥层高度8m时 (压密区域)，尾砂获得足够停留时间，受重力和絮 不同絮凝剂单耗下固体通量与浓度关系曲线.随浓
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 式中,琢(z)为浓密机形状系数,解释浓密机截面积 随高度变化情况,由式(7)获得: 琢(z) = ( d(z) d ) max 2 (7) 琢(z) 越大表明浓密机直径越接近最大值 dmax;当 琢(z) = 1 时,浓密机直径及截面积取得最大值,高度 继续增加,浓密机截面形状不再变化. 如图 3 所示,无耙深锥浓密机稳态条件下,泥层 高度 z = hb 处的 准(hb )为连续网状结构形成体积分 数 准g,在高度 z = 0 处的 准(0)为底流中固相的体积 分数 准u ,因此可得边界方程: 准(0) = 准u 准(hb) = 准 { g (8) 为节省计算速度,式(6)进一步转换为式(9): dz(准) d准 = dPy(准) / d准 [R(准) / (1 -准) 2 ][q / 琢(z(准))][1 -准/ 准u ] -驻籽g准 (9) 边界条件相应的进行转换: z(准u ) = 0 z(准g) = h { b (10) 结合沉降区和压密区分析,即可获得深锥全区 域浓密性能数学预测模型,由公式(5)及式(9),该 模型输入参数如下:压缩屈服应力曲线、干涉沉降系 数曲线、浓密机尺寸、浓密机入料浓度及固液密度. 本文将深锥浓密模型各参数设置如表 4. 表 4 无耙深锥浓密模型参数取值 Table 4 Parameters of model of rakeless deep cone thickener dmin / m dmax / m hc / m hb / m ht / m 2 14 3郾 5 0 ~ 12 14 4 全尾砂无耙深锥浓密性能预测及分析 4郾 1 浓度鄄鄄固体通量曲线预测及分析 由实验结果知,絮凝剂20 g·t - 1时尾砂压缩性能 较好,以此条件下的实验为例分析不同泥层高度下 浓密性能变化规律(图 6),在体积分数 0郾 09 ~ 0郾 57 范围内,固体通量为 0郾 001 ~ 6郾 91 t·h - 1·m - 2 ,同一 泥层高度,固体通量越大底流中固相的体积分数越 小. 料浆中固相体积分数未达到凝胶点时(沉降区 域),各泥层高度下固体通量相同,且随浓度增加固 体通量迅速降低,这是由于颗粒尚未进入压密阶段, 尾砂絮团变化仅与浓度有关. 浓度达到凝胶点后 (压密区域),尾砂获得足够停留时间,受重力和絮 团网状结构影响,浓度鄄鄄固体通量曲线开始分离;泥 层越高获得浓度越大,相同浓度下固体通量越大,当 固体通量趋近于 0 时,浓度仅与泥层高度有关;泥层 高度逸8 m 时,固体通量受高度影响较小,表明泥层 压力增加至一定值时,絮团网状尺寸趋于一致,絮团 内含水率差异性变小,固体浓度趋于统一,此时料浆 压缩性和渗透性相差不大. 图 6 不同泥层高度固体通量随浓度变化规律 Fig. 6 Relation between solids flux and concentration for different mud heights 4郾 2 浓度鄄鄄处理能力曲线预测及分析 固体处理能力为固体通量与浓密机内对应高度 的截面乘积. 依据表 4 及图 6,絮凝剂单耗 20 g·t - 1 时,不同泥层高度浓密机处理能力随浓度变化规律 如图 7,在体积分数 0郾 09 ~ 0郾 57 范围内,处理能力 为 0郾 013 ~ 1064郾 25 t·h - 1 . 深锥浓密机截面积受高 度影响,若泥层高度 < 3郾 5 m,浓密机直径持续变 化,当泥层高度为 1 m 和 2 m 时,浓度鄄鄄处理能力曲 线始终处于分离状态,同一浓度下,泥层越高浓密 机处理能力越大. 若泥层高度逸3郾 5 m,浓密机直 径取得最大值且维持不变,与浓度鄄鄄固体通量变化 曲线相对应,泥层高度 4、8、9郾 5 及 11郾 5 m 时,在沉 降区域固体处理能力仅与浓度有关,不受泥层高 度影响;在压密区域,曲线开始分离,固体处理能 力为浓度与泥层高度的方程;泥层高度逸8 m 时, 与浓度鄄鄄固体通量变化相对应,固体处理能力受高 度影响较小,当处理能力趋近于 0 时,浓度仅与泥 层高度有关. 4郾 3 不同絮凝剂单耗下浓密性能对比分析 泥层高度 8 m 时,各絮凝剂单耗下的浓度鄄鄄固体 通量/ 固体处理能力预测曲线几乎重合,可分析浓密 机内尾砂絮团脱水过程,因此研究该高度下絮凝剂 单耗对浓密性能影响规律. 图 8 为泥层高度 8 m 时 不同絮凝剂单耗下固体通量与浓度关系曲线. 随浓 ·64·
李公成等：全尾砂无粑深锥稳态浓密性能分析 ·65. 10000 0.11 泥层高度 -I m ◆一固体通量 25 1000 -2m 0.09 一处理能力 一4m 120 100 8 m -9.5m 0.7 0 ◆11.5m 15 0.03 5 0.1 人料浓度 凝胶浓度 0.01 0.010 20 40 60 80 0 0 0.1 0.2 03 0.4 0.5 0.6 絮凝剂单耗(g) 底流中固相的体积分数 图7不同泥层高度固体处理能力随浓度变化规律 图9不同絮凝剂单耗下固体通量与处理能力变化 Fig.7 Relation between solids throughput and concentration for dif- Fig.9 Change in solids flux and throughput for different flocculant ferent mud heights dosages 度升高，关系曲线呈交汇-分离-交汇趋势，体积分 5结论 数<0.3时，关系曲线由交汇转向分离，絮凝剂添加 (1)结合沉降和压滤实验，引入Usher预测算 量不同引起絮团差异性大，对沉降区域浓密性能较 法，对某铜矿高体积质量全尾砂不同絮凝剂添加量 大：体积浓度≥0.3时，关系曲线由分离转向交汇， 下的浓密性能进行分析：絮凝剂单耗5、10、20、40和 絮团尺寸差异性受压力影响逐渐减小，对压密区域 80g·t-1对应连续网状结构形成体积分数分别为 浓密性能影响较小.同一浓度下，随絮凝剂单耗增 0.260、0.277、0.301、0.265和0.258，连续网状结构 加固体通量先升高后降低，单耗20gt时固体通量 形成浓度处对应的固体通量分别为0.056、0.052、 最大，表明该单耗下尾砂絮团渗透性能最好：同一固 0.103、0.060和0.078t-h-1.m-2 体通量下，随絮凝剂单耗增加浓度先升高后降低，单 (2)絮凝剂单耗20gt实验条件下，体积分数 耗20gt-1时浓度最大，表明该单耗下尾砂絮团压缩 在0.09~0.57范围内，固体通量为0.001~6.91t· 性能最好.与浓度-固体通量曲线对应，浓度与处理 h-1m-2:沉降区域，固体通量仅与浓度有关，不受 能力关系曲线呈交汇-分离-交汇趋势，此处不再 泥层高度影响：压密区域，同一浓度下，泥层越高固 赘述. 体通量越大，固体通量趋近于0时，浓度仅与泥层高 0 度有关：泥层高度≥8m时，浓度-固体通量曲线受 絮凝剂单耗 -5g1 高度影响较小 -10g11 -20gt (3)无耙深锥浓密模型各参数dmin、dmah.、h -40gt 和h,分别设置为2、14、3.5,0~12和14m,絮凝剂单 0.1 一80gt1 耗20gt1时，体积分数0.09~0.57范围内，浓密机 处理能力为0.013~1064.25th-1:当泥层高度≤ 0.01 3.5m时，浓度-处理能力曲线处于分离状态，同一 0.001 浓度下，泥层越高浓密机处理能力越大：当泥层高度 0 0.20.30.4 05 0.6 底流中固相的体积分数 ≥3.5m时，浓度-处理能力曲线与浓度-固体通量 图8泥层高度8m时不同絮凝剂单耗固体通量随浓度变化规律 曲线变化一致. Fig.8 Relation between solids flux and concentration for different flocculant dosages at a mud height of 8 m 参考文献 [1]Wu A X,Wang Y,Wang H J.Status and prospects of the paste 不同絮凝剂单耗下连续网状结构形成浓度处， backfill technology.Met Mine,2016(7):1 固体通量/固体处理能力变化曲线如图9所示，实验 (吴爱祥，王勇，王洪江.膏体充填技术现状及趋势.金属矿 范围内，曲线呈现无序性，絮凝剂单耗20g·t时，固 山，2016(7)：1) [2]Gao Z Y,Wu A X,Peng N B,et al.Research on the flocculation 体通量取得最大值0.103th-1m2,对应处理能力 settlement rules and parameters optimization of filling tailings.Met 为18.821th-1. Mine,2017(6):186
李公成等: 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 图 7 不同泥层高度固体处理能力随浓度变化规律 Fig. 7 Relation between solids throughput and concentration for dif鄄 ferent mud heights 度升高,关系曲线呈交汇鄄鄄 分离鄄鄄 交汇趋势,体积分 数 < 0郾 3 时,关系曲线由交汇转向分离,絮凝剂添加 量不同引起絮团差异性大,对沉降区域浓密性能较 大;体积浓度逸0郾 3 时,关系曲线由分离转向交汇, 絮团尺寸差异性受压力影响逐渐减小,对压密区域 浓密性能影响较小. 同一浓度下,随絮凝剂单耗增 加固体通量先升高后降低,单耗20 g·t - 1时固体通量 最大,表明该单耗下尾砂絮团渗透性能最好;同一固 体通量下,随絮凝剂单耗增加浓度先升高后降低,单 耗20 g·t - 1时浓度最大,表明该单耗下尾砂絮团压缩 性能最好. 与浓度鄄鄄固体通量曲线对应,浓度与处理 能力关系曲线呈交汇鄄鄄 分离鄄鄄 交汇趋势,此处不再 赘述. 图 8 泥层高度 8 m 时不同絮凝剂单耗固体通量随浓度变化规律 Fig. 8 Relation between solids flux and concentration for different flocculant dosages at a mud height of 8 m 不同絮凝剂单耗下连续网状结构形成浓度处, 固体通量/ 固体处理能力变化曲线如图 9 所示,实验 范围内,曲线呈现无序性,絮凝剂单耗20 g·t - 1时,固 体通量取得最大值 0郾 103 t·h - 1·m - 2 ,对应处理能力 为 18郾 821 t·h - 1 . 图 9 不同絮凝剂单耗下固体通量与处理能力变化 Fig. 9 Change in solids flux and throughput for different flocculant dosages 5 结论 (1)结合沉降和压滤实验,引入 Usher 预测算 法,对某铜矿高体积质量全尾砂不同絮凝剂添加量 下的浓密性能进行分析;絮凝剂单耗 5、10、20、40 和 80 g·t - 1 对应连续网状结构形成体积分数分别为 0郾 260、0郾 277、0郾 301、0郾 265 和 0郾 258,连续网状结构 形成浓度处对应的固体通量分别为 0郾 056、0郾 052、 0郾 103、0郾 060 和 0郾 078 t·h - 1·m - 2 . (2)絮凝剂单耗 20 g·t - 1实验条件下,体积分数 在 0郾 09 ~ 0郾 57 范围内,固体通量为 0郾 001 ~ 6郾 91 t· h - 1·m - 2 ;沉降区域,固体通量仅与浓度有关,不受 泥层高度影响;压密区域,同一浓度下,泥层越高固 体通量越大,固体通量趋近于 0 时,浓度仅与泥层高 度有关;泥层高度逸8 m 时,浓度鄄鄄 固体通量曲线受 高度影响较小. (3)无耙深锥浓密模型各参数 dmin 、dmax、hc、hb 和 ht分别设置为 2、14、3郾 5、0 ~ 12 和 14 m,絮凝剂单 耗 20 g·t - 1时,体积分数 0郾 09 ~ 0郾 57 范围内,浓密机 处理能力为 0郾 013 ~ 1064郾 25 t·h - 1 ;当泥层高度臆 3郾 5 m 时,浓度鄄鄄 处理能力曲线处于分离状态,同一 浓度下,泥层越高浓密机处理能力越大;当泥层高度 逸3郾 5 m 时,浓度鄄鄄 处理能力曲线与浓度鄄鄄 固体通量 曲线变化一致. 参 考 文 献 [1] Wu A X, Wang Y, Wang H J. Status and prospects of the paste backfill technology. Met Mine, 2016(7): 1 (吴爱祥, 王勇, 王洪江. 膏体充填技术现状及趋势. 金属矿 山, 2016(7): 1) [2] Gao Z Y, Wu A X, Peng N B, et al. Research on the flocculation settlement rules and parameters optimization of filling tailings. Met Mine, 2017(6): 186 ·65·
·66. 工程科学学报，第41卷，第1期 (高志勇，吴爱祥，彭乃兵，等充填尾矿絮凝沉降规律及参 [8]Green M D.Characterisation of Suspensions in Settling and Com- 数优化.金属矿山，2017(6)：186) pression [Dissertation].Melbourne:The University of Melbourne, [3]Li H,Wang H J,Wu A X,et al.Pressure rake analysis of deep 1997 cone thickeners based on tailings'settlement and rheological char- [9]Landman K A,White L R,Buscall R.The continuous-flow gravi- acteristics.J Univ Sci Technol Beijing,2013,35(12):1553 ty thickener:steady state behavior.A/ChE /1988,34(2):239 (李辉，王洪江，吴爱祥，等.基于尾砂沉降与流变特性的深 [10]Landman K A,White L R.Solid/liquid separation of flocculated 锥浓密机压粑分析.北京科技大学学报，2013,35(12)： suspensions.Adr Colloid Interface Sci,1994,51:175 1553) [11]Garrido P,Burgos R,Concha F,et al.Software for the design [4]Jiao HZ,Wu A X,Wang H J,et al.Experiment study on the and simulation of gravity thickeners.Miner Eng,2003,16(2): flocculation settlement characteristic of unclassified tailings.IUniv 85 Sci Technol Beijing,2011,33(12):1437 [12]UsherS P.Suspension Dewatering:Characterisation and Optimis- (焦华枯，吴爱祥，王洪江，等.全尾砂絮凝沉降特性实验研 ation Dissertation ]Melboume:The University of Melboumne, 究.北京科技大学学报，2011,33(12)：1437) 2002 [5]Wang HJ.Chen Q R,Wu A X,et al.Study on the thickening [13]Usher S P,De Kretser R G,Scales P J.Validation of a new fil- properties of unclassified tailings and its application to thickener tration technique for dewaterability characterization.A/ChE design.JUnie Sci Technol Beijing,2011,33(6):676 2001,47(7):1561 (王洪江，陈琴瑞，吴爱祥，等.全尾砂浓密特性研究及其在 [14]de Kretser R G,Usher S P,Scales P J,et al.Rapid filtration 浓密机设计中的应用.北京科技大学学报，2011,33(6)： measurement of dewatering design and optimization parameters. 676) A1ChEJ.2001,47(8):1758 [6]Yang Q P,Li H,Zhang JJ,et al.Process and equipment of paste [15]Fitch B.Current theory and thickener design.Ind Eng Chem, backfill in Chambishi Copper.Mod Mine,2015(9):185 1966,58(10):18 (杨清平，李辉，张晋军，等.谦比希铜矿膏体充填工艺及其 [16]Coe H S,Clevenger G H.Methods for determining the capacities 装备.现代矿业，2015(9)：185) of slime-settling tanks.Trans Am Inst Min Eng,1916,60:356 [7]Buscall R,White L R.The consolidation of concentrated suspen- [17]Usher S P,Scales P J.Steady state thickener modelling from the sions.Part 1.-The theory of sedimentation.J Chem Soc Fara- compressive yield stress and hindered settling function.Chem day Trans1,1987,83(3):873 EngJ,2005,111(2-3):253
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