工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 不同粗骨料对青体凝结性能的影响及配比优化 尹升华刘家明陈威邹龙寇永渊李希雯 Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation YIN Sheng-hua,LIU Jia-ming.CHEN Wei,ZOU Long.KOU Yong-yuan,LI Xi-wen 引用本文： 尹升华，刘家明，陈威，邹龙，寇永渊，李希雯.不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化).工程科学学报，2020,42(7)： 829-837.doi:10.13374.issn2095-9389.2019.07.14.005 YIN Sheng-hua,LIU Jia-ming,CHEN Wei,ZOU Long.KOU Yong-yuan,LI Xi-wen.Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(7):829- 837.doi:10.13374j.issn2095-9389.2019.07.14.005 在线阅读View online::https://doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.07.14.005 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 含硫充填体膨胀裂隙发育特性与单轴抗压强度的关联分析 Association analysis of expansion crack development characteristics and uniaxial compressive strength property of sulphide- containing backfill 工程科学学报.2018.40(1：9 https:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.01.002 泵送剂对高含泥膏体流变特性影响及机理 Effects and mechanism of pumping agent on rheological properties of highly muddy paste 工程科学学报.2018.408：918 https:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.08.004 高硫膏体强度劣化机理实验研究 Experimental study on the strength deterioration of sulfidic paste backfill 工程科学学报.2017,39(10：1493htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.10.005 浓密增效剂对尾砂料浆浓密性能的影响及机理 Effect and mechanism of synergist on tailings slurry thickening performance 工程科学学报.2019,41(11：1405htps:doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.01.16.002 低温对某铜矿膏体充填早期强度影响及工程建议 Effect of low temperature on early strength of cemented paste backfill from a copper mine and engineering recommendations 工程科学学报.2018,40(8：925htps:ldoi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.08.005 基于膏体稳定系数的级配表征及屈服应力预测 Grading characterization and yield stress prediction based on paste stability coefficient 工程科学学报.2018,4010)：1168htps:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.10.003
不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 尹升华 刘家明 陈威 邹龙 寇永渊 李希雯 Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation YIN Sheng-hua, LIU Jia-ming, CHEN Wei, ZOU Long, KOU Yong-yuan, LI Xi-wen 引用本文: 尹升华, 刘家明, 陈威, 邹龙, 寇永渊, 李希雯. 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化[J]. 工程科学学报, 2020, 42(7): 829-837. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.14.005 YIN Sheng-hua, LIU Jia-ming, CHEN Wei, ZOU Long, KOU Yong-yuan, LI Xi-wen. Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(7): 829- 837. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.14.005 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.14.005 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 含硫充填体膨胀裂隙发育特性与单轴抗压强度的关联分析 Association analysis of expansion crack development characteristics and uniaxial compressive strength property of sulphidecontaining backfill 工程科学学报. 2018, 40(1): 9 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.002 泵送剂对高含泥膏体流变特性影响及机理 Effects and mechanism of pumping agent on rheological properties of highly muddy paste 工程科学学报. 2018, 40(8): 918 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.08.004 高硫膏体强度劣化机理实验研究 Experimental study on the strength deterioration of sulfidic paste backfill 工程科学学报. 2017, 39(10): 1493 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.10.005 浓密增效剂对尾砂料浆浓密性能的影响及机理 Effect and mechanism of synergist on tailings slurry thickening performance 工程科学学报. 2019, 41(11): 1405 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.16.002 低温对某铜矿膏体充填早期强度影响及工程建议 Effect of low temperature on early strength of cemented paste backfill from a copper mine and engineering recommendations 工程科学学报. 2018, 40(8): 925 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.08.005 基于膏体稳定系数的级配表征及屈服应力预测 Grading characterization and yield stress prediction based on paste stability coefficient 工程科学学报. 2018, 40(10): 1168 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.10.003
工程科学学报.第42卷，第7期：829-837.2020年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.7:829-837,July 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.14.005;http://cje.ustb.edu.cn 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 尹升华)，刘家明☒，陈威”，邹龙2，寇永渊)，李希雯) 1)北京科技大学土木与资源工程学院，北京1000832)金川集团股份有限公司，镍钴资源综合利用国家重点实验室，金昌737100 ☒通信作者，E-mail:1605920727@qq.com 摘要甘肃金川铜镍矿似膏体充填料浆水化凝结时间迟缓、粗骨料离析程度大，严重影响充填浆体的质量.本文以金川二 矿区全尾砂、废石和棒磨砂为实验材料，采用全面实验设计法，研究不同质量分数、粗骨料及尾骨比（全尾砂与粗骨料质量 比)对膏体充填凝结性能、抗压强度和流变特性的影响规律.实验结果表明：全尾砂-粗骨料膏体中，粗骨料的比表面积和化 学成分（活性MgO和CO)是影响凝结时间的主要因素；凝结时间随尾骨比增加而缩短，屈服应力随尾骨比增加而增加，塑性 黏度（全尾砂-废石、全尾砂-棒磨砂膏体）随尾骨比增加而增加：全尾砂-废石膏体抗压强度优于全尾砂-废石-棒磨砂膏体抗 压强度：最短凝结时间及最佳抗压强度（全尾砂-废石膏体、尾骨比5：5）比矿用凝结时间和抗压强度分别缩短2.1和增加 33%以上.最后对凝结性能进行单目标及多目标回归优化，多目标回归优化表明：全尾砂-废石-棒磨砂膏体最佳凝结时间为 270~300min、尾骨比10：6：6~10：7：7、屈服应力为167.0~169.0Pa:全尾砂-棒磨砂膏体最佳凝结时间为300~330min、 尾骨比10：14~10：16、屈服应力为164.0~167.0P,满足矿山生产要求. 关键词粗骨料：凝结性能：膏体充填：抗压强度：流变特性：回归优化 分类号TD862.2 Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation YIN Sheng-hua,LIU Jia-ming,CHEN Wei,ZOU Long?),KOU Yong-yuan),LI Xi-wen 1)School of Civil and Resources Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)National Key Laboratory of Nickel and Cobalt Resources Comprehensive Utilization,Jinchuan Group Co Ltd,Jinchang 737100,China Corresponding author,E-mail:1605920727@qq.com ABSTRACT Hydration and setting time of paste-like backfill slurry in the Gansu Province's Jinchuan copper and nickel mine is slow, and the degree of segregation of coarse aggregate is high,seriously affecting the quality of cemented paste backfill.In this paper,by taking the unclassified tailings,waste rock and rod milling sand in Jinchuan's No.2 mining area as the experimental materials,and adopting the comprehensive test design method,the effects of different mass fraction,coarse aggregates and tailings-coarse aggregate ratio (mass ratio of unclassified tailings to coarse aggregate)on the setting performance,unconfined compressive strength and rheological properties of cemented paste backfill were studied.The experimental results show that the coarse aggregate's specific surface area and chemical composition(active MgO and CaO)in the unclassified tailings-coarse aggregate paste are the main factors influencing the setting time.Increasing the tailings-coarse aggregate ratio decreased the setting time of the paste backfill theory.Increasing the tailings-coarse aggregate ratio increased the yield stress of paste backfill slurry.With the increase in the tailings-coarse aggregate ratio, the plastic viscosity of paste backfill slurry (unclassified tailings-waste rock,unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste) 收稿日期：2019-07-14 基金项目：国家优秀青年科学基金资助项目(51722401)：国家自然科学基金重点资助项目(51734001)：中央高校基本科研业务费专项资金 资助项目(FRF-TP.18-003C1):镍钻资源综合利用国家重点实验室基金资助项目(201902)
不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 尹升华1)，刘家明1) 苣，陈 威1)，邹 龙2)，寇永渊2)，李希雯1) 1) 北京科技大学土木与资源工程学院，北京 100083 2) 金川集团股份有限公司,镍钴资源综合利用国家重点实验室，金昌 737100 苣通信作者，E-mail：1605920727@qq.com 摘 要 甘肃金川铜镍矿似膏体充填料浆水化凝结时间迟缓、粗骨料离析程度大，严重影响充填浆体的质量. 本文以金川二 矿区全尾砂、废石和棒磨砂为实验材料，采用全面实验设计法，研究不同质量分数、粗骨料及尾骨比（全尾砂与粗骨料质量 比）对膏体充填凝结性能、抗压强度和流变特性的影响规律. 实验结果表明：全尾砂–粗骨料膏体中，粗骨料的比表面积和化 学成分（活性 MgO 和 CaO）是影响凝结时间的主要因素；凝结时间随尾骨比增加而缩短，屈服应力随尾骨比增加而增加，塑性 黏度（全尾砂–废石、全尾砂–棒磨砂膏体）随尾骨比增加而增加；全尾砂–废石膏体抗压强度优于全尾砂–废石–棒磨砂膏体抗 压强度；最短凝结时间及最佳抗压强度（全尾砂–废石膏体、尾骨比 5∶5）比矿用凝结时间和抗压强度分别缩短 2.1 h 和增加 33% 以上. 最后对凝结性能进行单目标及多目标回归优化，多目标回归优化表明：全尾砂–废石–棒磨砂膏体最佳凝结时间为 270～300 min、尾骨比 10∶6∶6～10∶7∶7、屈服应力为 167.0～169.0 Pa；全尾砂–棒磨砂膏体最佳凝结时间为 300～330 min、 尾骨比 10∶14～10∶16、屈服应力为 164.0～167.0 Pa，满足矿山生产要求. 关键词 粗骨料；凝结性能；膏体充填；抗压强度；流变特性；回归优化 分类号 TD862.2 Optimization of the effect and formulation of different coarse aggregates on performance of the paste backfill condensation YIN Sheng-hua1) ，LIU Jia-ming1) 苣 ，CHEN Wei1) ，ZOU Long2) ，KOU Yong-yuan2) ，LI Xi-wen1) 1) School of Civil and Resources Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) National Key Laboratory of Nickel and Cobalt Resources Comprehensive Utilization, Jinchuan Group Co Ltd, Jinchang 737100, China 苣 Corresponding author, E-mail: 1605920727@qq.com ABSTRACT Hydration and setting time of paste-like backfill slurry in the Gansu Province’s Jinchuan copper and nickel mine is slow, and the degree of segregation of coarse aggregate is high, seriously affecting the quality of cemented paste backfill. In this paper, by taking the unclassified tailings, waste rock and rod milling sand in Jinchuan ’s No. 2 mining area as the experimental materials, and adopting the comprehensive test design method, the effects of different mass fraction, coarse aggregates and tailings-coarse aggregate ratio (mass ratio of unclassified tailings to coarse aggregate) on the setting performance, unconfined compressive strength and rheological properties of cemented paste backfill were studied. The experimental results show that the coarse aggregate's specific surface area and chemical composition (active MgO and CaO) in the unclassified tailings-coarse aggregate paste are the main factors influencing the setting time. Increasing the tailings-coarse aggregate ratio decreased the setting time of the paste backfill theory. Increasing the tailings-coarse aggregate ratio increased the yield stress of paste backfill slurry. With the increase in the tailings-coarse aggregate ratio, the plastic viscosity of paste backfill slurry (unclassified tailings-waste rock, unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste) 收稿日期: 2019−07−14 基金项目: 国家优秀青年科学基金资助项目 (51722401)；国家自然科学基金重点资助项目 (51734001)；中央高校基本科研业务费专项资金 资助项目 (FRF-TP-18-003C1)；镍钴资源综合利用国家重点实验室基金资助项目 (201902) 工程科学学报，第 42 卷，第 7 期：829−837，2020 年 7 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 7: 829−837, July 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.14.005; http://cje.ustb.edu.cn
830 工程科学学报，第42卷，第7期 increased.The unconfined compressive strength of the unclassified tailings-waste rock paste is better than that of the unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste.The shortest setting time and the best unconfined compressive strength (the unclassified tailings-waste rock paste,tailings-coarse aggregate ratio 5:5)were reduced by 2.1 h,individually.They were also increased by more than 33%relative to the setting time,and unconfined compressive strength of the mine.Finally,the setting performance was optimized for single-objective and multi-objective regression.The multi-objective regression optimization showed that optimum setting time for the unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste was approximately 270 to 300 min,while for the unclassified tailings waste rock rod milling sand was approximately 10:6:6-10:7:7 and yield stress was about 167.0to 169.0 Pa.The optimum setting time of the unclassified tailings-rod milling sand paste was found to be about 300-330 min for the single-objective regression,the unclassified tailings rod milling sand was approximately 10:14-10:16,and yield stress was about 164.0-167.0 Pa,which met the mine production requirements. KEY WORDS coarse aggregate;condensation performance;paste backfill;compressive strength;rheological property;regression optimization 膏体充填具有不分层、不离析、不沉淀、强度 响充填体料浆水化反应，粒径主要影响充填体（细 均匀和水泥耗量少等特性，目前已经得到绝大多 骨料与粗骨料)整体级配，比表面积主要影响粗骨 数矿山的青睐-)膏体充填凝结时间的快慢，直 料所占充填体的空间及表面积.目前金川二矿区 接影响着充填料浆的凝结硬化速度.若充填料浆 采用下向分层进路式胶结充填采矿方法，其充填 凝结过快，则其有可能还未到达待充采空区就已 工艺采用河沙-废石-棒磨砂似膏体回填地下采空 经凝结，从而造成充填管路的堵塞，影响充填作 区，充填质量分数76%~80%，灰砂比（质量比）为 业；若充填料浆凝结时间过长，则其有可能在较长 1:4;但由于料浆中粗骨料离析严重，且需三次充填、 的一段时间内还呈液态，致使充填挡墙失稳，无法 三次脱水，凝结性能差，导致充填体凝结强度不够 保证采场作业的安全性.近年来，国内外学者对充 而造成垮塌等安全事故，给矿山安全生产组织造成 填体凝结性能进行大量研究.Luo)等介绍了在充 极大困难.因此，为改善矿山井下采场安全生产环 填料浆中加入超细矿渣作为细骨料，研究表明：超 境、二次利用矿山废弃物、防止地表环境污染，探 细矿渣细骨料能替代部分水泥，起到胶凝作用，且 究粗骨料对充填体的凝结性能、强度性能及流变 超细矿渣随用量增加而缩短料浆凝结时间：王洪 特性影响就显得十分必要，其主要参考指标为初 江)等分析了在全尾砂胶结膏体中摻人锗废渣作 凝凝结时间、抗压强度、屈服应力与塑性黏度] 为粗骨料，研究表明：锗废渣粗骨料中Zn2对膏体 本文从该矿充填体周期长、凝结性能差等问 凝结起到了促凝的作用，而且掺量越大，效果越明 题出发，探究不同质量分数、配比和充填骨料对膏 显；邓树峰阿阐述了在混凝土中掺入钢渣粉作为 体凝结时间、抗压强度以及流变特性的影响.并 细骨料，研究表明：钢渣粉细骨料可以提高混凝土 对膏体凝结时间、抗压强度和流变特性进行多元 强度延长混凝土凝结时间，当混凝土中钢渣粉的 回归分析.选用全尾砂、废石和棒磨砂作为充填物 质量分数为40%时，延长混凝土凝结时间最长；王 料，在充填质量分数77%（矿山现用）、灰砂比1：4、 方正等将不同比例的尾砂与废石制备成全尾 全尾砂-废石、全尾砂-棒磨砂、全尾砂-废石-棒磨 砂-废石膏体，研究表明：废石和尾砂比表面积对 砂尾骨比（全尾砂与粗骨料质量比）分别为6： 水泥水化凝结起到重要作用，随着比表面积的减 4、5:5、4:6.6:2:2、5:2.5:2.5和4：3：3下 小，膏体初凝时间呈现先升高后降低的趋势； 进行凝结时间（初凝）和3、7和28d抗压强度以及 Elyamany)等分析了不同骨料对混凝土凝结性能 流变性能的测定，为工业应用提供理论参考依据 影响.研究表明：掺入硅灰（细骨料）及矿渣（粗骨 1 实验材料 料)会改变混凝土整体级配，缩短混凝土的凝结时 间，当参入质量分数15%的硅灰及35%矿渣时， ()全尾砂.取自金川二矿区浓密后泵池，其 混凝土级配连续，效果最佳 密度为2.785gcm3,容重为1.217gcm3,孔隙率 根据国内外大量研究，粗骨料对充填体凝结 为56.29%.利用LMS-30型激光粒度分析仪对全 性能的影响大致分为三类因素：化学成分、粒径和 尾砂进行粒度分析，全尾砂粒级组成见图1，其中 比表面积.化学成分主要是粗骨料中所含成分影 全尾砂主要粒径在10~80um:采用X射线荧光光
increased. The unconfined compressive strength of the unclassified tailings-waste rock paste is better than that of the unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste. The shortest setting time and the best unconfined compressive strength (the unclassified tailings-waste rock paste, tailings-coarse aggregate ratio 5∶5) were reduced by 2.1 h, individually. They were also increased by more than 33% relative to the setting time, and unconfined compressive strength of the mine. Finally, the setting performance was optimized for single-objective and multi-objective regression. The multi-objective regression optimization showed that optimum setting time for the unclassified tailings-waste rock-rod milling sand paste was approximately 270 to 300 min, while for the unclassified tailings waste rock rod milling sand was approximately 10∶6∶6–10∶7∶7 and yield stress was about 167.0 to 169.0 Pa. The optimum setting time of the unclassified tailings-rod milling sand paste was found to be about 300 –330 min for the single-objective regression, the unclassified tailings rod milling sand was approximately 10∶14–10∶16, and yield stress was about 164.0–167.0 Pa, which met the mine production requirements. KEY WORDS coarse aggregate； condensation performance； paste backfill； compressive strength； rheological property； regression optimization 膏体充填具有不分层、不离析、不沉淀、强度 均匀和水泥耗量少等特性，目前已经得到绝大多 数矿山的青睐[1−2] . 膏体充填凝结时间的快慢，直 接影响着充填料浆的凝结硬化速度. 若充填料浆 凝结过快，则其有可能还未到达待充采空区就已 经凝结，从而造成充填管路的堵塞，影响充填作 业；若充填料浆凝结时间过长，则其有可能在较长 的一段时间内还呈液态，致使充填挡墙失稳，无法 保证采场作业的安全性. 近年来，国内外学者对充 填体凝结性能进行大量研究. Luo[3] 等介绍了在充 填料浆中加入超细矿渣作为细骨料，研究表明：超 细矿渣细骨料能替代部分水泥，起到胶凝作用，且 超细矿渣随用量增加而缩短料浆凝结时间；王洪 江[4] 等分析了在全尾砂胶结膏体中掺入锗废渣作 为粗骨料，研究表明：锗废渣粗骨料中 Zn2+对膏体 凝结起到了促凝的作用，而且掺量越大，效果越明 显；邓树峰[5] 阐述了在混凝土中掺入钢渣粉作为 细骨料，研究表明：钢渣粉细骨料可以提高混凝土 强度延长混凝土凝结时间，当混凝土中钢渣粉的 质量分数为 40% 时，延长混凝土凝结时间最长；王 方正[6] 等将不同比例的尾砂与废石制备成全尾 砂–废石膏体，研究表明：废石和尾砂比表面积对 水泥水化凝结起到重要作用，随着比表面积的减 小 ，膏体初凝时间呈现先升高后降低的趋势 ； Elyamany[7] 等分析了不同骨料对混凝土凝结性能 影响. 研究表明：掺入硅灰（细骨料）及矿渣（粗骨 料）会改变混凝土整体级配，缩短混凝土的凝结时 间，当掺入质量分数 15% 的硅灰及 35% 矿渣时， 混凝土级配连续，效果最佳. 根据国内外大量研究，粗骨料对充填体凝结 性能的影响大致分为三类因素：化学成分、粒径和 比表面积. 化学成分主要是粗骨料中所含成分影 响充填体料浆水化反应，粒径主要影响充填体（细 骨料与粗骨料）整体级配，比表面积主要影响粗骨 料所占充填体的空间及表面积. 目前金川二矿区 采用下向分层进路式胶结充填采矿方法，其充填 工艺采用河沙–废石–棒磨砂似膏体回填地下采空 区，充填质量分数 76%～80%，灰砂比（质量比）为 1∶4；但由于料浆中粗骨料离析严重，且需三次充填、 三次脱水，凝结性能差，导致充填体凝结强度不够 而造成垮塌等安全事故，给矿山安全生产组织造成 极大困难. 因此，为改善矿山井下采场安全生产环 境、二次利用矿山废弃物、防止地表环境污染，探 究粗骨料对充填体的凝结性能、强度性能及流变 特性影响就显得十分必要，其主要参考指标为初 凝凝结时间、抗压强度、屈服应力与塑性黏度[8] . 本文从该矿充填体周期长、凝结性能差等问 题出发，探究不同质量分数、配比和充填骨料对膏 体凝结时间、抗压强度以及流变特性的影响. 并 对膏体凝结时间、抗压强度和流变特性进行多元 回归分析. 选用全尾砂、废石和棒磨砂作为充填物 料，在充填质量分数 77%（矿山现用）、灰砂比 1∶4、 全尾砂–废石、全尾砂–棒磨砂、全尾砂–废石–棒磨 砂尾骨比（全尾砂与粗骨料质量比）分别为 6∶ 4、5∶5、4∶6，6∶2∶2、5∶2.5∶2.5 和 4∶3∶3 下 进行凝结时间（初凝）和 3、7 和 28 d 抗压强度以及 流变性能的测定，为工业应用提供理论参考依据. 1 实验材料 （1）全尾砂. 取自金川二矿区浓密后泵池，其 密度为 2.785 g·cm–3，容重为 1.217 g·cm–3，孔隙率 为 56.29%. 利用 LMS-30 型激光粒度分析仪对全 尾砂进行粒度分析，全尾砂粒级组成见图 1，其中 全尾砂主要粒径在 10～80 μm；采用 X 射线荧光光 · 830 · 工程科学学报，第 42 卷，第 7 期
尹升华等：不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 831· 谱(XRF)分析全尾砂主要化学成分，结果见表1， 价公式表2可知，废石碱性率、活性率和质量指数 其中全尾砂主要成为SiO2、MgO和FeO3.根据国 分别为1.0、0.19和1.35，属于活性充填材料（中等 家标准GB/T20491一2006、GB203一2008及GB/T 活性).棒磨砂碱性率、活性率和质量指数分别为 18046一2008，采用矿渣碱性率、矿渣活性率及矿 0.53、0.14和0.2，属于惰性充填材料 渣质量指数对全尾砂进行活性评价.其评价公式 (3)水泥.来自市售，其型号为PC32.5R型普 如表2，全尾砂碱性率为0.93，活性率为0.15，质量 通硅酸盐水泥.密度为3.100gcm3,容重为 指数为12.，属于活性充填材料（低活性） 1.05gcm3 2实验 3.5 100 3.0 2.1实验方案 yuonnq!nsip 2.5 为了全面分析各因素对充填体凝结性能影 2.0 60 响，实验方案分为两个阶段.阶段一选取金川二矿 1.5 区现用河沙-废石-棒磨砂、灰砂比1：4、尾骨比 1.0 20 0.5 为5.0：2.5：2.5及质量分数(75%~80%)6个水 0 平.阶段二选取质量分数77%、灰砂比1：4、不同 0.1 10 100 1000 物料（全尾砂-废石、全尾砂-棒磨砂及全尾砂-废 Particle size/um 石-棒磨砂)3个水平和尾骨比(6：4、5：5及4：6) 图1全尾砂粒径分布 3个水平.具体实验设计方案如表4所示 Fig.I Particle size distribution of unclassified tailings 2.2实验设备 (2)粗骨料.废石、河沙及棒磨砂等粗骨料取 根据GB/T1346一2001《水泥净浆标准稠度 自二矿区充填站料仓.废石密度为2.876gcm3, 用水量、凝结时间、安全性验证方法》规定，采用 容重为1.675gcm3,孔隙率为41.76%：河沙密度为 智能水泥凝结时间自动测定仪对不同配比膏体 2.609gcm3,容重为1.386gcm3,孔隙率为37.83%； 进行凝结时间的测定测定时，降低试针与水 棒磨砂密度为2.794gcm3,容重为1.558gcm3, 泥净浆表面接触再拧紧螺丝1~2s后，突然放 孔隙率为44.24%.其废石、河沙及棒磨砂粒级组 松，使试针垂直自由的沉入水泥净浆中，观察试 成如表3所示，废石主要粒径在2~15mm:河沙主 针停止沉入或释放30s时指针的计数.当试针距 要粒径在0.3~4.75mm;棒磨砂主要粒径在 底版4mm±1mm时，为充填体达到初凝状态，此 0.45~10mm.废石及棒磨砂化学分析结果见表1， 时所对应的时间为膏体初凝时间.抗压强度测 由表1可见，废石主要成分为SiO2、CaO和MgO, 试则是将配制的料浆浇灌入7.07cm×7.07cm× 棒磨砂主要成分为SiO2、Al,O3和CaO.由活性评 7.07cm标准三联模具内，脱模后的试块分别放至 表1 物料化学成分（质量分数） Table 1 Chemical constituents of materials Materials SiO2 Cao Mgo A203 Fe2O S03 K2O TiO,MnO Loss Unclassified tailings 34.20 3.73 32.71 5.04 19.14 3.370.390.33 0.00 1.09 Waste rock 36.71 16.39 27.22 6.81 7.17 2.58 1.95 0.54 0.12 0.51 Rod milling sand 75.75 3.58 1.05 10.95 2.35 1.45 2.50 0.33 0.00 2.04 表2矿物活性评价指标公式 Table 2 Formula of mineral activity evaluation index Evaluation Alkalinity rate Activity rate Mass index m(CaO)+m(MgO) m(CaO)+m(Al203)+Mgo Formula Mo=m(SiO2)+m(Al2O3) M-m20) K= m(SiO2) m(SiO2)+m(TiO2)+m(MnO) M>1:alkaline slag M.>0.25:high activity K>1.9:high active slag Value M=1:neutral slag 0.15<M,<0.25:moderate activity 1.2<K<1.9:moderate active slag Mo<1:acid slag M<0.15:low activity K<1.2:low active slag
谱（XRF）分析全尾砂主要化学成分，结果见表 1， 其中全尾砂主要成为 SiO2、MgO 和 Fe2O3 . 根据国 家标准 GB/T20491—2006、GB203—2008 及 GB/T 18046—2008，采用矿渣碱性率、矿渣活性率及矿 渣质量指数对全尾砂进行活性评价. 其评价公式 如表 2，全尾砂碱性率为 0.93，活性率为 0.15，质量 指数为 1.2，属于活性充填材料（低活性）. （2）粗骨料. 废石、河沙及棒磨砂等粗骨料取 自二矿区充填站料仓. 废石密度为 2.876 g·cm–3 ， 容重为 1.675 g·cm–3，孔隙率为 41.76%；河沙密度为 2.609 g·cm–3，容重为 1.386 g·cm–3，孔隙率为 37.83%； 棒磨砂密度为 2.794 g·cm–3，容重为 1.558 g·cm–3 ， 孔隙率为 44.24%. 其废石、河沙及棒磨砂粒级组 成如表 3 所示，废石主要粒径在 2～15 mm；河沙主 要 粒 径 在 0.3～ 4.75 mm； 棒 磨 砂 主 要 粒 径 在 0.45～10 mm. 废石及棒磨砂化学分析结果见表 1， 由表 1 可见，废石主要成分为 SiO2、CaO 和 MgO， 棒磨砂主要成分为 SiO2、Al2O3 和 CaO. 由活性评 价公式表 2 可知，废石碱性率、活性率和质量指数 分别为 1.0、0.19 和 1.35，属于活性充填材料（中等 活性）. 棒磨砂碱性率、活性率和质量指数分别为 0.53、0.14 和 0.2，属于惰性充填材料. （3）水泥. 来自市售，其型号为 PC32.5R 型普 通 硅 酸 盐 水 泥 . 密 度 为 3.100 g·cm–3， 容 重 为 1.05 g·cm–3 . 2 实验 2.1 实验方案 为了全面分析各因素对充填体凝结性能影 响，实验方案分为两个阶段. 阶段一选取金川二矿 区现用河沙–废石–棒磨砂、灰砂比 1∶4、尾骨比 为 5.0∶2.5∶2.5 及质量分数（ 75%～80%） 6 个水 平. 阶段二选取质量分数 77%、灰砂比 1∶4、不同 物料（全尾砂–废石、全尾砂–棒磨砂及全尾砂–废 石–棒磨砂）3 个水平和尾骨比（6∶4、5∶5 及 4∶6） 3 个水平. 具体实验设计方案如表 4 所示. 2.2 实验设备 根据 GB/T1346—2001《水泥净浆标准稠度 用水量、凝结时间、安全性验证方法》规定，采用 智能水泥凝结时间自动测定仪对不同配比膏体 进行凝结时间的测定[9] . 测定时，降低试针与水 泥净浆表面接触再拧紧螺丝 1～2 s 后，突然放 松，使试针垂直自由的沉入水泥净浆中，观察试 针停止沉入或释放 30 s 时指针的计数. 当试针距 底版 4 mm ± 1 mm 时，为充填体达到初凝状态，此 时所对应的时间为膏体初凝时间[10] . 抗压强度测 试则是将配制的料浆浇灌入 7.07 cm × 7.07 cm × 7.07 cm 标准三联模具内，脱模后的试块分别放至 表 1 物料化学成分 (质量分数) Table 1 Chemical constituents of materials % Materials SiO2 CaO MgO Al2O3 Fe2O3 SO3 K2O TiO2 MnO Loss Unclassified tailings 34.20 3.73 32.71 5.04 19.14 3.37 0.39 0.33 0.00 1.09 Waste rock 36.71 16.39 27.22 6.81 7.17 2.58 1.95 0.54 0.12 0.51 Rod milling sand 75.75 3.58 1.05 10.95 2.35 1.45 2.50 0.33 0.00 2.04 表 2 矿物活性评价指标公式 Table 2 Formula of mineral activity evaluation index Evaluation Alkalinity rate Activity rate Mass index Formula M0= m(CaO)+m(MgO) m(SiO2)+m(Al2O3) Ma= m(Al2O3) m(SiO2) K = m(CaO)+m(Al2O3)+MgO m(SiO2)+m(TiO2)+m(MnO) Value M0>1: alkaline slag M0=1: neutral slag M00.25: high activity 0.151.9: high active slag 1.2<K<1.9: moderate active slag K<1.2: low active slag 3.5 3.0 2.5 1.5 0.5 2.0 1.0 0 1 Particle size/μm Differential distribution/ % 100 60 20 80 40 0 Cumulative distribution/ % 0.1 10 100 1000 Differential distribution Cumulative distribution 图 1 全尾砂粒径分布 Fig.1 Particle size distribution of unclassified tailings 尹升华等： 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 · 831 ·
832 工程科学学报，第42卷，第7期 表3粗骨料粒径组成（质量分数） Table 3 Particle size distribution of coarse aggregate % Particle size content -0.3mm +0.3~-0.45mm +0.45-2mm +2~4.75mm +4.75~-10mm +10~-15mm+15mm Waste rock 5.67 8.92 10.31 19.73 38.60 6.12 10.64 Rod milling sand 17.56 16.37 33.53 16.43 10.28 2.06 3.78 River sand 23.93 27.70 19.77 19.67 7.83 0.93 0 表4膏体凝结性能试验设计方案 Table 4 Test design of condensation performance of paste backfill Phases Proportioning Raw materials Mass fraction/% 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 75 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 也 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 77 Phase 1 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 他 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 79 5:2.5:2.5 River sand-waste rock-rod milling sand 呢 6:4 Unclassified tailings-waste rock 77 5:5 Unclassified tailings-waste rock 77 4:6 Unclassified tailings-waste rock 77 6:4 Unclassified tailings-rod milling sand 77 Phase 2 5:5 Unclassified tailings-rod milling sand 77 4:6 77 6:2:2 Unclassified tailings-waste rock-rod milling sand 77 5:2.2:2.5 Unclassified tailings-waste rock-rod milling sand 77 4:3:3 Unclassified tailings-waste rock-rod milling sand 77 养护箱养护，养护温度为20℃，养护湿度为90% 3结果与分析 养护3、7及28d后，用WEW-600D万能试验机进 3.1各因素对充填膏体凝结性能影响 行单轴抗压试验，测定不同龄期单轴抗压强度山 按照单一变量原则，每组实验测定三次，取三者 用BROOKFIELD R/S plus型流变仪，配备规格v4O- 平均值作为每组实验结果.探究不同质量分数、粗 20桨式转子进行流变实验，测定不同料浆流变 骨料和尾骨比对膏体初凝时间影响.图2所示为不 特性 同质量分数、粗骨料和尾骨比与初凝时间曲线图. 500 500 (a) (b) 450 milling sand 450 400 350 300 350 250 200 300 150 77 78 4:6 5:5 6:4 Mass fractions/% Taillings-aggregate ratios 图2不同因素下料浆初凝时间.(a)质量分数：(b)尾骨比 Fig.2 Initial setting time of slurry with different factors:(a)mass fractions,(b)tailings-aggregate ratios
养护箱养护，养护温度为 20 ℃，养护湿度为 90%. 养护 3、7 及 28 d 后，用 WEW-600D 万能试验机进 行单轴抗压试验，测定不同龄期单轴抗压强度[11] . 用 BROOKFIELD R/S plus 型流变仪，配备规格 v40- 20 桨式转子进行流变实验，测定不同料浆流变 特性. 3 结果与分析 3.1 各因素对充填膏体凝结性能影响 按照单一变量原则，每组实验测定三次，取三者 平均值作为每组实验结果. 探究不同质量分数、粗 骨料和尾骨比对膏体初凝时间影响. 图 2 所示为不 同质量分数、粗骨料和尾骨比与初凝时间曲线图. 表 3 粗骨料粒径组成 (质量分数) Table 3 Particle size distribution of coarse aggregate % Particle size content –0.3 mm +0.3 ~ –0.45 mm +0.45 ~ –2 mm +2 ~ –4.75 mm +4.75 ~ –10 mm +10 ~ –15 mm +15 mm Waste rock 5.67 8.92 10.31 19.73 38.60 6.12 10.64 Rod milling sand 17.56 16.37 33.53 16.43 10.28 2.06 3.78 River sand 23.93 27.70 19.77 19.67 7.83 0.93 0 表 4 膏体凝结性能试验设计方案 Table 4 Test design of condensation performance of paste backfill Phases Proportioning Raw materials Mass fraction / % Phase 1 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 75 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 76 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 77 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 78 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 79 5∶2.5∶2.5 River sand–waste rock–rod milling sand 80 Phase 2 6∶4 Unclassified tailings–waste rock 77 5∶5 Unclassified tailings–waste rock 77 4∶6 Unclassified tailings–waste rock 77 6∶4 Unclassified tailings–rod milling sand 77 5∶5 Unclassified tailings–rod milling sand 77 4∶6 Unclassified tailings–rod milling sand 77 6∶2∶2 Unclassified tailings–waste rock–rod milling sand 77 5∶2.2∶2.5 Unclassified tailings–waste rock–rod milling sand 77 4∶3∶3 Unclassified tailings–waste rock–rod milling sand 77 500 450 300 400 350 River sand–waste rock–rod milling sand Mass fractions/% Initial setting time/min 76 77 78 79 450 500 (a) (b) 400 200 250 150 350 300 Taillings-aggregate ratios Initial setting time/min 4:6 5:5 6:4 Unclassified tailings–waste rock Unclassified tailings–waste rock–rod milling sand Unclassified tailings–rod milling sand 图 2 不同因素下料浆初凝时间. （a）质量分数；（b）尾骨比 Fig.2 Initial setting time of slurry with different factors: (a) mass fractions; (b) tailings-aggregate ratios · 832 · 工程科学学报，第 42 卷，第 7 期
尹升华等：不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 833 由图2(a)可知，尾骨比5.0：2.5：2.5河沙-废 量分数与凝结时间与抗压强度关系图. 石-棒磨砂初凝时间随着质量分数增加而缩短 由图3(a)可知，在质量分数77%、尾骨比5.0： 且质量分数75%~77%下降速率大于质量分数77%~ 2.5:2.5下，全尾砂-废石、全尾砂-废石-棒磨砂 78%下降速率近似等于质量分数78%~80%下降 和全尾砂-棒磨砂膏体凝结时间比河沙-废石-棒 速率.这是因为当质量分数在75%~77%时，料浆 磨砂膏体（质量分数77%）凝结时间分别缩短 中水分含量过多，导致水泥水化完全反应；而质量 31.4%(2.1h)、15.2%(1.0h)和5.8%(0.4h):比质量 分数在77%~78%时，料浆中水分在减少，部分水 分数78%、79%河沙-废石-棒磨砂膏体凝结时间 泥没有激发出胶结性能，因而下降速率小于质量 分别缩短了28.4%(1.8h)、11.5%(0.7h)、1.3% 分数76%~77%的下降速率叫：当质量分数在 (0.1h、9.2%(0.6h)和延长12.2%(0.8h)、22.0%(1.3h). 78%~80%时，添加的废石含量达到最多，根据 即实验配料凝结时间远远优于矿用配料凝结时 XRF分析可知，废石含有部分CaO,而活性CaO会 间.这是因为金川全尾砂属于超细尾砂、比表面 参与膏体水化反应.当废石含量达到最大时，相当 积大，由物料活性可知，全尾砂及废石中含有 于废石所发挥的胶结能力达到最大，此时废石胶 MgO和CaO.活性MgO和CaO都会参与水泥水 结能力远远大于部分水泥没有激发的胶结能力， 化反应.因此这双重效应下，导致全尾砂-粗骨料 因此下降速率又大于质量分数77%~78%下降速 凝结时间远远短于矿用配料凝结时间.其水化反 率.由图2(b)结果可知，相同条件下，随着尾骨比 应如(1)~(4)所示 值增加，初凝时间逐渐减少.这是由于金川全尾砂 Ca0话性)+H20→Ca(OH)2 (1) -74μm(200目)含量占88%，比表面积大，当尾骨 MgO(话性)+H2O=Mg(OH5+H* (2) 比由6：4逐渐变成4：6时，此时料浆的比表面积 逐渐减小，导致初凝凝结时间逐渐增加一相同 Ca(OH)+2H+Ca2++2H2O (3) 配比下，全尾砂-废石和全尾砂-废石-棒磨砂比全 3Ca0.Al203.6H20+3CaS04+26H20→ (4) 尾砂-棒磨砂初凝凝结时间要短.这是因为废石含 3Ca0.Al2033CaS0432H20 有活性CaO会参与料浆水化反应而棒磨砂不参与 由图3(b)可知，在尾骨比5：5、质量分数77% 任何反应（惰性材料）.在相同配比下，全尾砂-棒 下，全尾砂-粗骨料膏体均达到充填强度指标(R≥ 磨砂料浆不含废石，全尾砂-废石-棒磨砂料浆废 1.5MPa、R7≥2.5MPa、R2s≥5.0MPa);全尾砂-废 石含量是全尾砂-废石的12，因此三条曲线近似 石、全尾砂-废石-棒磨砂和全尾砂-棒磨砂膏体 平行.综上可知，在全尾砂-粗骨料膏体中，粗骨料 3、7及28d抗压强度比矿用河沙-废石-棒磨砂 的比表面积及化学成分（活性MgO和CaO)是影 (质量分数78%)抗压强度都要高，且3、7及28d 响凝结时间的主要因素 抗压强度最高依次高出21.7%、35.9%和31.6%.此 3.2矿用配比与实验配比对膏体凝结性能及抗压 外，全尾砂-废石膏体3、7及28d抗压强度均大于 强度影响 全尾砂-废石-棒磨砂膏体抗压强度，即全尾砂-废 根据实验结果，对矿用配比与实验配比初凝 石膏体抗压强度优于全尾砂-废石-棒磨砂膏体抗 时间以及抗压强度进行分析，图3所示为不同质 压强度 560 ified tailings-waste rock (a) 28d(b) aste rock-nod mil 480 aste rock-rod milling sand 400 6 320 4 240 160 80 0 777777777777777877777779 78777777 7877777778777777 Different mass fractions/% Different mass fractions/% 图3 不同质量分数初凝时间和抗压强度.()初凝时间：(b)抗压强度 Fig.3 Initial setting time and compressive strength of different mass fractions:(a)initial setting time;(b)compressive strength
由图 2（a）可知，尾骨比 5.0∶2.5∶2.5 河沙–废 石–棒磨砂初凝时间随着质量分数增加而缩短. 且质量分数75%～77% 下降速率大于质量分数77%～ 78% 下降速率近似等于质量分数 78%～80% 下降 速率. 这是因为当质量分数在 75%～77% 时，料浆 中水分含量过多，导致水泥水化完全反应；而质量 分数在 77%～78% 时，料浆中水分在减少，部分水 泥没有激发出胶结性能，因而下降速率小于质量 分 数 76%～ 77% 的下降速率 [12] ；当质量分数 在 78%～80% 时 ，添加的废石含量达到最多 ，根据 XRF 分析可知，废石含有部分 CaO，而活性 CaO 会 参与膏体水化反应. 当废石含量达到最大时，相当 于废石所发挥的胶结能力达到最大，此时废石胶 结能力远远大于部分水泥没有激发的胶结能力， 因此下降速率又大于质量分数 77%～78% 下降速 率. 由图 2（b）结果可知，相同条件下，随着尾骨比 值增加，初凝时间逐渐减少. 这是由于金川全尾砂 –74 μm（200 目）含量占 88%，比表面积大，当尾骨 比由 6∶4 逐渐变成 4∶6 时，此时料浆的比表面积 逐渐减小，导致初凝凝结时间逐渐增加[13−14] . 相同 配比下，全尾砂–废石和全尾砂–废石–棒磨砂比全 尾砂–棒磨砂初凝凝结时间要短. 这是因为废石含 有活性 CaO 会参与料浆水化反应而棒磨砂不参与 任何反应（惰性材料）. 在相同配比下，全尾砂–棒 磨砂料浆不含废石，全尾砂–废石–棒磨砂料浆废 石含量是全尾砂–废石的 1/2，因此三条曲线近似 平行. 综上可知，在全尾砂–粗骨料膏体中，粗骨料 的比表面积及化学成分（活性 MgO 和 CaO）是影 响凝结时间的主要因素. 3.2 矿用配比与实验配比对膏体凝结性能及抗压 强度影响 根据实验结果，对矿用配比与实验配比初凝 时间以及抗压强度进行分析，图 3 所示为不同质 量分数与凝结时间与抗压强度关系图. 由图 3（a）可知，在质量分数 77%、尾骨比 5.0∶ 2.5∶2.5 下，全尾砂–废石、全尾砂–废石–棒磨砂 和全尾砂–棒磨砂膏体凝结时间比河沙–废石–棒 磨砂膏体 （质量分 数 77%）凝结时间分别缩 短 31.4%（2.1 h）、15.2%（1.0 h）和 5.8%（0.4 h）；比质量 分数 78%、79% 河沙–废石–棒磨砂膏体凝结时间 分别缩短 了 28.4%（ 1.8 h） 、 11.5%（ 0.7 h） 、 1.3% （0.1 h）、9.2%（0.6 h）和延长12.2%（0.8 h）、22.0%（1.3 h）. 即实验配料凝结时间远远优于矿用配料凝结时 间. 这是因为金川全尾砂属于超细尾砂、比表面 积大. 由物料活性可知 ，全尾砂及废石中含有 MgO 和 CaO. 活性 MgO 和 CaO 都会参与水泥水 化反应. 因此这双重效应下，导致全尾砂–粗骨料 凝结时间远远短于矿用配料凝结时间. 其水化反 应如（1）～（4）所示[15] . CaO(活性)+H2O → Ca(OH)2 （1） MgO(活性)+H2O ⇌ Mg(OH)− 2+H + （2） Ca(OH)2+2H+ → Ca2++2H2O （3） 3CaO·Al2O3 · 6H2O+3CaSO4 +26H2O → 3CaO·Al2O3 · 3CaSO4 · 32H2O （4） 由图 3（b）可知，在尾骨比 5∶5、质量分数 77% 下，全尾砂–粗骨料膏体均达到充填强度指标（R3≥ 1.5 MPa、 R7≥2.5 MPa、 R28≥5.0 MPa） ；全尾砂–废 石、全尾砂–废石–棒磨砂和全尾砂–棒磨砂膏体 3、7 及 28 d 抗压强度比矿用河沙–废石–棒磨砂 （质量分数 78%）抗压强度都要高，且 3、7 及 28 d 抗压强度最高依次高出 21.7%、35.9% 和 31.6%. 此 外，全尾砂–废石膏体 3、7 及 28 d 抗压强度均大于 全尾砂–废石–棒磨砂膏体抗压强度，即全尾砂–废 石膏体抗压强度优于全尾砂–废石–棒磨砂膏体抗 压强度. 560 400 80 0 320 160 480 240 Different mass fractions/% Initial setting time/min 77 77 77 77 77 77 77 78 77 77 77 79 8 5 1 0 4 2 6 7 3 Different mass fractions/% Unconfined compressive strength/MPa 78 77 77 77 78 77 77 77 78 77 77 77 Unclassified tailings−waste rock (a) River sand−waste rock−rod milling sand Shorten 31.4% Shorten 15.2% Shorten 5.8% Shorten 28.4% Shorten 11.5% Shorten 1.3% Shorten 9.2% Extended 12.2% Extended 22.0% Unclassified tailings−rod milling sand Unclassified tailings−waste rock−rod milling sand 28 d (b) Unclassified tailings−waste rock River sand−waste rock−rod milling sand 4.3% 13.0% 21.7% 15.4% 25.6% 35.9% 26.3% Unclassified tailings−rod milling sand 31.6% 31.6% Unclassified tailings−waste rock−rod milling sand 3 d 7 d 图 3 不同质量分数初凝时间和抗压强度. （a）初凝时间；（b）抗压强度 Fig.3 Initial setting time and compressive strength of different mass fractions: (a) initial setting time; (b) compressive strength 尹升华等： 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 · 833 ·
834 工程科学学报，第42卷，第7期 33粗骨料对流变特性影响 乘法原理建立因变量与自变量之间的函数关系 在膏体充填料浆中，全尾砂、粗骨料与水可视 采用polynomialfit函数对不同尾骨比(x)与凝结时 为一种近似均质的高浓度微细颗粒悬浮液体 间y)之间关系进行二次逐步回归优化其回归 系6这类高浓度悬浮液体系在流动时呈现出高 方程如式(5)~(7)所示 黏性特点并具有屈服应力值-本文采用简单 全尾砂-废石-棒磨砂膏体：y2=496.08-160.80x 的二参数Bingham流变模型u9对矿用配比（质量 (5) 分数80%)和实验配比的屈服应力以及塑性黏度 全尾砂-棒磨砂膏体：y2=526.57-139.47x(6) 进行分析，图4所示为不同尾骨比的屈服应力以 全尾砂-废石膏体：y1=443.09-185.44x (7) 及塑性黏度对比图. 由式(5)~(7)可知，不同尾骨比与凝结时间 由图4(a)可知，膏体屈服应力随尾骨比增加 拟合曲线为一元一次函数，且全尾砂-废石膏体拟 而增加，这是因为随着尾骨比增加，全尾砂掺量越 合曲线斜率均大于全尾砂-废石-棒磨砂和全尾砂- 来越多，料浆中细颗粒含量越来越多，因此，膏体 棒磨砂膏体拟合的曲线.其全尾砂一废石-棒磨 屈服应力越来越高.在相同尾骨比下，全尾砂-废 砂、全尾砂-棒磨砂和全尾砂-废石音体R民分别 石-棒磨砂膏体屈服应力低于全尾砂-废石膏体屈 服应力，这是因为全尾砂-废石-棒磨砂膏体级配 为0.987、0.991和0.993，拟合效果显著 比全尾砂-废石膏体连续；而全尾砂-棒磨砂膏体 采用相同回归方式，对不同粗骨料膏体抗压 屈服应力低于全尾砂-废石-棒磨砂膏体屈服应 强度、屈服应力以及塑性粘度进行回归曲线优化， 力，这是因为棒磨砂不保水，料浆中自由水增多： 图5和6所示分别为全尾砂-废石、全尾砂-废石- 与河沙-废石-棒磨砂膏体（质量分数80%）屈服应 棒磨砂和全尾砂-棒磨砂膏体抗压强度与凝结时 力相比，在尾骨比5：5下，全尾砂-废石膏体屈服 间回归曲线图和屈服应力、塑性黏度与凝结时间 应力高出河沙-废石-棒磨砂膏体约35Pa.即全尾砂- 回归曲线图 废石膏体输送阻力大于河沙-废石-棒磨砂输送阻 由图5可知，在相同质量分数下，全尾砂-废 力.由图4(b)可知，全尾砂-废石和全尾砂-棒磨 石膏体和全尾砂-废石-棒磨砂膏体的凝结时间与 砂膏体的塑性黏度随尾骨比增加而增加，全尾砂- 3、7及28d抗压强度完全符合一元二次曲线关系， 废石-棒磨砂音体的塑性黏度随尾骨比增加先增 且R%均0.98以上，即存在一个最佳凝结时间使 加后降低：全尾砂一废石一棒磨砂与全尾砂一棒磨砂 其3、7及28d抗压强度达到最大值.由图5(a)可 膏体的塑性黏度均普遍高于全尾砂-废石膏体.即 知，当凝结时间在250min左右时（全尾砂与废石 料浆发生塑性变形时，两者黏度大于全尾砂-废石 质量比在6：5~5：5)，全尾砂-废石膏体3、7及28d 膏体；与河沙-废石-棒磨砂膏体黏度相比，在尾骨 存在最大值.且3、7及28d拟合曲线中一次项 比5：5下，全尾砂-棒磨砂膏体黏度大致接近矿 系数越来越大.由图5(b)可知，当凝结时间在 用配料黏度 325min左右时（全尾砂与废石、棒磨砂质量比在 3.4回归曲线优化 6:5~5:5),全尾砂-废石-棒磨砂膏体3、7及 回归优化是在试验数据基础上，利用最小二 28d存在最大值，且3、7及28d三条拟合曲线基 300 milling sod.?5 (a) 1.6 (b) 250 assifed tailing od milling sand- River sand-waste rock-rod milling sand-80%2 4 200 12 18432 0 19.93 Piak 100 0.6 0.4 02 46 5:5 64 4:6 5:5 64 Tailings-aggregate ratios Tailings-aggregate ratios 图4不同尾骨比屈服应力与塑性黏度.()屈服应力：(b)塑性黏度 Fig.4 Yield stress and plastic viscosity of different tailings-aggregate ratios:(a)yield stress;(b)plastic viscosity
3.3 粗骨料对流变特性影响 在膏体充填料浆中，全尾砂、粗骨料与水可视 为一种近似均质的高浓度微细颗粒悬浮液体 系[16] . 这类高浓度悬浮液体系在流动时呈现出高 黏性特点并具有屈服应力值[17−18] . 本文采用简单 的二参数 Bingham 流变模型[19] 对矿用配比（质量 分数 80%）和实验配比的屈服应力以及塑性黏度 进行分析，图 4 所示为不同尾骨比的屈服应力以 及塑性黏度对比图. 由图 4（a）可知，膏体屈服应力随尾骨比增加 而增加，这是因为随着尾骨比增加，全尾砂掺量越 来越多，料浆中细颗粒含量越来越多，因此，膏体 屈服应力越来越高. 在相同尾骨比下，全尾砂–废 石–棒磨砂膏体屈服应力低于全尾砂–废石膏体屈 服应力，这是因为全尾砂–废石–棒磨砂膏体级配 比全尾砂–废石膏体连续；而全尾砂–棒磨砂膏体 屈服应力低于全尾砂–废石–棒磨砂膏体屈服应 力，这是因为棒磨砂不保水，料浆中自由水增多； 与河沙–废石–棒磨砂膏体（质量分数 80%）屈服应 力相比，在尾骨比 5∶5 下，全尾砂–废石膏体屈服 应力高出河沙–废石–棒磨砂膏体约 35 Pa. 即全尾砂– 废石膏体输送阻力大于河沙–废石–棒磨砂输送阻 力. 由图 4（b）可知，全尾砂–废石和全尾砂–棒磨 砂膏体的塑性黏度随尾骨比增加而增加，全尾砂– 废石–棒磨砂膏体的塑性黏度随尾骨比增加先增 加后降低；全尾砂–废石–棒磨砂与全尾砂–棒磨砂 膏体的塑性黏度均普遍高于全尾砂–废石膏体. 即 料浆发生塑性变形时，两者黏度大于全尾砂–废石 膏体；与河沙–废石–棒磨砂膏体黏度相比，在尾骨 比 5∶5 下，全尾砂–棒磨砂膏体黏度大致接近矿 用配料黏度. 3.4 回归曲线优化 回归优化是在试验数据基础上，利用最小二 乘法原理建立因变量与自变量之间的函数关系. 采用 polynomialfit 函数对不同尾骨比 (x) 与凝结时 间 (y) 之间关系进行二次逐步回归优化[20] . 其回归 方程如式（5）～（7）所示. 全尾砂−废石−棒磨砂膏体 : y2 = 496.08−160.80x （5） 全尾砂−棒磨砂膏体 : y2 = 526.57−139.47x （6） 全尾砂−废石膏体 : y1 = 443.09−185.44x （7） R 2 Adj 由式（5）～（7）可知，不同尾骨比与凝结时间 拟合曲线为一元一次函数，且全尾砂–废石膏体拟 合曲线斜率均大于全尾砂–废石–棒磨砂和全尾砂– 棒磨砂膏体拟合的曲线. 其全尾砂–废石–棒磨 砂、全尾砂–棒磨砂和全尾砂–废石膏体 分别 为 0.987、0.991 和 0.993，拟合效果显著. 采用相同回归方式，对不同粗骨料膏体抗压 强度、屈服应力以及塑性粘度进行回归曲线优化， 图 5 和 6 所示分别为全尾砂–废石、全尾砂–废石– 棒磨砂和全尾砂–棒磨砂膏体抗压强度与凝结时 间回归曲线图和屈服应力、塑性黏度与凝结时间 回归曲线图. R 2 Adj 由图 5 可知，在相同质量分数下，全尾砂–废 石膏体和全尾砂–废石–棒磨砂膏体的凝结时间与 3、7 及 28 d 抗压强度完全符合一元二次曲线关系， 且 均 0.98 以上，即存在一个最佳凝结时间使 其 3、7 及 28 d 抗压强度达到最大值. 由图 5（a）可 知，当凝结时间在 250 min 左右时 (全尾砂与废石 质量比在 6∶5～5∶5)，全尾砂–废石膏体 3、7 及 28 d 存在最大值. 且 3、7 及 28 d 拟合曲线中一次项 系数越来越大. 由图 5（ b）可知，当凝结时间在 325 min 左右时（全尾砂与废石、棒磨砂质量比在 6∶5～5∶5），全尾砂–废石–棒磨砂膏体 3、7 及 28 d 存在最大值，且 3、7 及 28 d 三条拟合曲线基 300 200 0 150 50 250 100 Tailings−aggregate ratios Yield stress/Pa 4:6 5:5 6:4 (a) Unclassified tailings−waste rock-77% Unclassified tailings−waste rock−rod milling sand-77% Unclassifed tailings−rod milling sand-77% River sand-waste rock−rod milling sand-80% 184.32 119.93 105.83 206.57 165.00 150.02 171.52 236.98 178.62 168.63 1.4 0 1.0 0.2 0.6 Tailings−aggregate ratios Plastic viscosity/(Pa·s) 4:6 5:5 6:4 1.2 0.8 1.6 0.4 (b) Unclassified tailings−waste rock-77% Unclassified tailings−waste rock−rod milling sand-77% Unclassifed tailings−rod milling sand-77% River sand-waste rock−rod milling sand-80% 0.74 0.73 0.71 1.20 0.83 1.11 0.90 0.96 1.00 1.24 图 4 不同尾骨比屈服应力与塑性黏度. （a）屈服应力；（b）塑性黏度 Fig.4 Yield stress and plastic viscosity of different tailings-aggregate ratios: (a) yield stress; (b) plastic viscosity · 834 · 工程科学学报，第 42 卷，第 7 期
尹升华等：不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 835 -Fiting curve ofd streng 9(b)）■5 dh Fitting curve of 3 d strengch Fiing curve ot /d strength 28 d strengi -Fitting curve of 28 d strengt > -4.87 6 6 -0,73 4 -20240.,1lx-1.74x0Y R-.991 038+0.021r-4.56=10Y u09 1 150 200 250 300 350 250 300 350 400 Setting time/min Setting time/min an6】ddr -Fating curve of2 d strength y2-21.63+0.157-2.119x10- 岁6 -0.991 n-7.841+0067x-9.122x10rY -0995 2 1 300 330 360 390 420 450 Setting time/min 图5凝结时间与3、7及28d抗压强度拟合曲线.()全尾砂-废石：(b)全尾砂-废石-棒磨砂：(c)全尾砂-棒磨砂 Fig.5 Fitting curve of setting time and compressive strength in 3 d,7 d and 28 d:(a)unclassified tailings-waste rock;(b)unclassified tailings-waste rock- rod milling sand;(c)unclassified tailings-rod milling sand 本平行.由图5(c)可知，当凝结时间在375min左 砂-棒磨砂以及全尾砂-废石膏体主观权重系数 右时（全尾砂与棒磨砂质量比在6：5~5：5），全 T分别取为0.1(3d强度)、0.15(7d强度)、0.25(28d 尾砂-棒磨砂膏体3、7及28d存在最大值，且全尾 强度)、-0.35（屈服应力）和-0.15（塑性黏度），计算 砂-棒磨砂膏体3d强度符合一元一次函数，7及 得总目标函数如式(9)~(11)所示 28d符合一元二次函数.此外，3d强度随凝结时 全尾砂-废石-棒磨砂膏体： (9) 间的变化影响幅度很小 fx)=93.078+1.1945x-2.114×10-3x2 由图6(a)和6(c)可知，在相同质量分数下，不 全尾砂一棒磨砂膏体： (10) 同尾骨比的全尾砂-废石和全尾砂-棒磨砂膏体凝 f)=-3.392+0.0488x-7.753×10-5x2 结时间与屈服应力所拟合的曲线完全符合一元二次 全尾砂-废石膏体： 非线性关系，与塑性黏度所拟合的曲线完全符合 f(x)=-115.962+0.153901x-3.3107×10-4x2 一元一次线性关系.其屈服应力R分别为0.985和 (11) 0.989,塑性黏度R分别为0.968和0.917.由图6(b) 总目标函数为一元二次函数，即当总目标函 可知，全尾砂-废石一棒磨砂膏体凝结时间与屈服 数取最大值时，凝结时间存在最佳值.由式 应力呈一元一次线性关系、与塑性黏度呈一元二 (9)~(11)计算可得，全尾砂-废石-棒磨砂膏体最 次曲线关系.且R院均在0.96以上，效果十分显著. 佳凝结时间范围为270~300min;全尾砂-棒磨砂 上述回归曲线分析仅是针对各目标函数单因 膏体最佳凝结时间为300~330min:全尾砂-废石 素回归优化，在实际应用过程中还需要对3、7及 膏体最佳凝结时间为210~240min.根据所得最 28d强度、屈服应力和塑性黏度进行综合考虑，进 佳凝结时间，并代入式(5)~(7)以及屈服应力回 行多目标非线性优化来确定最佳凝结性能.其非 归曲线，计算可得全尾砂-废石-棒磨砂膏体所对 线性目标函数x)计算公式如式(8)所示21- 应的尾骨比范围为10：6：6~10：7：7(10：6：6、 10:6.5:6.5、10:6:7、10:7:6、10:7:7),屈 f(x)=>YiTi (8) 服应力在167.0~169.0Pa;全尾砂-棒磨砂膏体所 对应的尾骨比范围为10：14~10：16(10：14、 式中，x为凝结时间，全尾砂-废石-棒磨砂、全尾 10:15、10:16),屈服应力在164.0~167.0Pa;全
本平行. 由图 5（c）可知，当凝结时间在 375 min 左 右时（全尾砂与棒磨砂质量比在 6∶5～5∶5），全 尾砂–棒磨砂膏体 3、7 及 28 d 存在最大值，且全尾 砂–棒磨砂膏体 3 d 强度符合一元一次函数，7 及 28 d 符合一元二次函数. 此外，3 d 强度随凝结时 间的变化影响幅度很小. R 2 Adj R 2 Adj R 2 Adj 由图 6（a）和 6（c）可知，在相同质量分数下，不 同尾骨比的全尾砂–废石和全尾砂–棒磨砂膏体凝 结时间与屈服应力所拟合的曲线完全符合一元二次 非线性关系，与塑性黏度所拟合的曲线完全符合 一元一次线性关系. 其屈服应力 分别为 0.985 和 0.989，塑性黏度 分别为 0.968 和 0.917. 由图 6（b） 可知，全尾砂–废石–棒磨砂膏体凝结时间与屈服 应力呈一元一次线性关系、与塑性黏度呈一元二 次曲线关系. 且 均在 0.96 以上，效果十分显著. 上述回归曲线分析仅是针对各目标函数单因 素回归优化，在实际应用过程中还需要对 3、7 及 28 d 强度、屈服应力和塑性黏度进行综合考虑，进 行多目标非线性优化来确定最佳凝结性能. 其非 线性目标函数 f(x) 计算公式如式（8）所示[21−22] . f(x) = ∑ 5 i=1 YiTi （8） 式中，x 为凝结时间，全尾砂–废石–棒磨砂、全尾 砂–棒磨砂以及全尾砂–废石膏体主观权重系数 T 分别取为 0.1（3 d 强度）、0.15（7 d 强度）、0.25（28 d 强度）、−0.35（屈服应力）和−0.15（塑性黏度），计算 得总目标函数如式（9）～（11）所示. 全尾砂−废石−棒磨砂膏体 : f(x) = 93.078+1.1945x−2.114×10−3 x 2 （9） 全尾砂−棒磨砂膏体 : f(x) = −3.392+0.0488x−7.753×10−5 x 2 （10） 全尾砂−废石膏体 : f(x) = −115.962+0.153901x−3.3107×10−4 x 2 （11） 总目标函数为一元二次函数，即当总目标函 数取最大值时 ，凝结时间存在最佳值 . 由 式 （9）～（11）计算可得，全尾砂–废石–棒磨砂膏体最 佳凝结时间范围为 270～300 min；全尾砂–棒磨砂 膏体最佳凝结时间为 300～330 min；全尾砂–废石 膏体最佳凝结时间为 210～240 min. 根据所得最 佳凝结时间，并代入式（5）～（7）以及屈服应力回 归曲线，计算可得全尾砂–废石–棒磨砂膏体所对 应的尾骨比范围为 10∶6∶6～10∶7∶7（10∶6∶6、 10∶6.5∶6.5、10∶6∶7、10∶7∶6、10∶7∶7），屈 服应力在 167.0～169.0 Pa；全尾砂–棒磨砂膏体所 对 应 的 尾 骨 比 范 围 为 10∶14～ 10∶16(10∶14、 10∶15、10∶16），屈服应力在 164.0～167.0 Pa；全 7 1 5 2 9 3 Setting time/min Unconfined compressive strength/MPa 150 250 300 350 200 8 6 4 (a) 3 d strength 7 d strength 28 d strength y28d=−4.87+0.098x−1.94×10−4x 2 R 2 Adj=0.994 y7d=−0.73+0.052x−1.11×10−4x 2 R 2 Adj=0.996 y3d=0.38+0.021x−4.56×10−5x 2 R 2 Adj=0.997 Fitting curve of 3 d strength Fitting curve of 7 d strength Fitting curve of 28 d strength (b) 7 1 5 2 9 3 Setting time/min Unconfined compressive strength/MPa 250 300 350 400 8 6 4 3 d strength 7 d strength 28 d strength y28d=−6.88+0.093x−1.49×10−4x 2 R 2 Adj=0.987 y7d=−12.02+0.11x−1.74×10−4x 2 R 2 Adj=0.991 y3d=−4.75+0.044x−6.73×10−5x 2 R 2 Adj=0.995 Fitting curve of 3 d strength Fitting curve of 7 d strength Fitting curve of 28 d strength (c) 7 1 5 2 9 3 Setting time/min Unconfined compressive strength/MPa 300 360 390 450 330 8 6 4 3 d strength 7 d strength 28 d strength y28d=−21.683+0.157x−2.119×10−4x 2 R 2 Adj=0.991 y7d=−7.841+0.067x−9.122×10−5x 2 R 2 Adj=0.995 y3d=3.326−0.00253x R 2 Adj=0.927 420 Fitting curve of 3 d strength Fitting curve of 7 d strength Fitting curve of 28 d strength 图 5 凝结时间与 3、7 及 28 d 抗压强度拟合曲线. （a）全尾砂–废石；（b）全尾砂–废石–棒磨砂；（c）全尾砂–棒磨砂 Fig.5 Fitting curve of setting time and compressive strength in 3 d, 7 d and 28 d: (a) unclassified tailings-waste rock; (b) unclassified tailings-waste rockrod milling sand; (c) unclassified tailings-rod milling sand 尹升华等： 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 · 835 ·
836 工程科学学报，第42卷，第7期 (a) ●.Yield stress 240(b) ●Yield stress 240 -Fiming ourve ofyidd stress Fitting cuve ofyield stress ■Plastic viscosity 210 ■Plicviscity ”Fitting ourve of plastic vicos白y 碧180 -Fitting cuve of plastic viscosity 是150 -324.211+35145-00062 Jwa-241,464+01423-9.7x10 三120 40.9 u097 12 0.8 0.8 n4-7677+0058-94xt0- 0.98 0.4 0.4 200 250 300 350 250 300 350 400 Setting time/min Setting time/min 240 (c) ■Yield stess 200 整160 三120 人一21.59+306-0004r .099 0.8 040032034036038040 420440 Setting time/min 图6屈服应力和塑性黏度与凝结时间拟合曲线.()全尾砂-废石：(b)全尾砂-废石-棒磨砂：(c)全尾砂-棒磨砂 Fig.6 Fitting curves of yield stress,plastic viscosity and setting time:(a)unclassified tailings-waste rock;(b)unclassified tailings-waste rock-rod milling sand;(c)unclassified tailings-rod milling sand 尾砂-废石膏体所对应的尾骨比范围为5：5~ 砂膏体塑性黏度随尾骨比增加先增加后降低 5:6,屈服应力在190.0~182.0Pa由于目前矿用 (4)综合考虑凝结时间、3、7及28d抗压强 配比最高质量分数80%时屈服应力为171.52Pa, 度、屈服应力和塑性黏度，全尾砂-废石-棒磨砂膏 因此，凝结时间270~300min、尾骨比10：6：6~ 体最佳凝结时间为270~300min、尾骨比 10:7:7(10:6:6、10:6.5:6.5、10:6:7、10: 10:6:6~10:7:7;全尾砂-棒磨砂膏体最佳凝 7:6、10:7:7)的全尾砂-废石-棒磨砂音体与凝 结时间为300~330min、尾骨比10：14~10：16， 结时间300~330min、尾骨比10：14~10：16 满足矿山生产要求 (10:14、10:15、10:16)的全尾砂-棒磨砂膏体， 满足管道输送要求. 参考文献 [1]Cui L,Fall M.An evolutive elasto-plastic model for cemented 4结论 paste backfill.Comput Geotech,2016,71:19 (1)全尾砂-粗骨料膏体中，粗骨料的比表面 [2]Yang Z Q,Wang Y Q,Gao Q,et al.Key technologies for 积、化学成分（活性CaO和MgO)是影响凝结时间 comprehensive utilization of solid waste from filling mining in jinchuan mine.Resour Environ Eng,2014,28(5):706 的主要因素：凝结时间随料浆比表面积减小而延 (杨志强，王永前，高谦，等.金川矿山充填采矿固体废弃物综合 长，粗骨料中活性CaO和MgO与膏体发生水化反 利用关键技术.资源环境与工程，2014,28(5)：706) 应，发挥了部分胶结性能 [3]Luo T,Wang Q,Zhuang S Y,et al.Effects of ultra-fine ground (2)全尾砂-粗骨料膏体凝结时间随尾骨比增 granulated blast-furnace slag on initial setting time,fluidity and 加而缩短，最短凝结时间以及最佳抗压强度配料 rheological properties of cement pastes.Powder Tech,2019,345: 为全尾砂-废石膏体以及尾骨比5：5，且最短凝结 54 时间比矿用凝结时间缩短2.1h,最佳抗压强度比 [4]Wang H J,Li H,Wu A X,et al.Effects of germanium waste residue content on hydration and setting of cement and paste.J 矿用抗压强度增加33%以上. Cent South Univ Sci Technol,2013(2):743 (3)全尾砂-粗骨料膏体屈服应力随尾骨比增 (王洪江，李辉，吴爱样，等.锗废渣掺量对水泥及膏体水化凝结 加而增加，全尾砂-废石和全尾砂-棒磨砂膏体塑 的影响规律.中南大学学报：自然科学版，2013(2)：743) 性黏度随尾骨比增加均增加、全尾砂-废石-棒磨 [5]Deng S F.Effects of steel slag powder on the setting time and
尾砂–废石膏体所对应的尾骨比范围为 5∶5～ 5∶6，屈服应力在 190.0～182.0 Pa. 由于目前矿用 配比最高质量分数 80% 时屈服应力为 171.52 Pa， 因此，凝结时间 270～300 min、尾骨比 10∶6∶6～ 10∶7∶7（10∶6∶6、10∶6.5∶6.5、10∶6∶7、10∶ 7∶6、10∶7∶7）的全尾砂–废石–棒磨砂膏体与凝 结 时 间 300～ 330 min、 尾 骨 比 10∶14～ 10∶16 （10∶14、10∶15、10∶16）的全尾砂–棒磨砂膏体， 满足管道输送要求. 4 结论 （1）全尾砂–粗骨料膏体中，粗骨料的比表面 积、化学成分（活性 CaO 和 MgO）是影响凝结时间 的主要因素；凝结时间随料浆比表面积减小而延 长，粗骨料中活性 CaO 和 MgO 与膏体发生水化反 应，发挥了部分胶结性能. （2）全尾砂–粗骨料膏体凝结时间随尾骨比增 加而缩短，最短凝结时间以及最佳抗压强度配料 为全尾砂–废石膏体以及尾骨比 5∶5，且最短凝结 时间比矿用凝结时间缩短 2.1 h，最佳抗压强度比 矿用抗压强度增加 33% 以上. （3）全尾砂–粗骨料膏体屈服应力随尾骨比增 加而增加，全尾砂–废石和全尾砂–棒磨砂膏体塑 性黏度随尾骨比增加均增加、全尾砂–废石–棒磨 砂膏体塑性黏度随尾骨比增加先增加后降低. （4）综合考虑凝结时间、3、7 及 28 d 抗压强 度、屈服应力和塑性黏度，全尾砂–废石–棒磨砂膏 体 最 佳 凝 结 时 间 为 270～ 300 min、 尾 骨 比 10∶6∶6～10∶7∶7；全尾砂–棒磨砂膏体最佳凝 结时间为 300～330 min、尾骨比 10∶14～10∶16， 满足矿山生产要求. 参 考 文 献 Cui L, Fall M. An evolutive elasto-plastic model for cemented paste backfill. Comput Geotech, 2016, 71: 19 [1] Yang Z Q, Wang Y Q, Gao Q, et al. Key technologies for comprehensive utilization of solid waste from filling mining in jinchuan mine. Resour Environ Eng, 2014, 28（5）: 706 （杨志强, 王永前, 高谦, 等. 金川矿山充填采矿固体废弃物综合 利用关键技术. 资源环境与工程, 2014, 28（5）：706） [2] Luo T, Wang Q, Zhuang S Y, et al. Effects of ultra-fine ground granulated blast-furnace slag on initial setting time, fluidity and rheological properties of cement pastes. Powder Tech, 2019, 345: 54 [3] Wang H J, Li H, Wu A X, et al. Effects of germanium waste residue content on hydration and setting of cement and paste. J Cent South Univ Sci Technol, 2013（2）: 743 （王洪江, 李辉, 吴爱祥, 等. 锗废渣掺量对水泥及膏体水化凝结 的影响规律. 中南大学学报: 自然科学版, 2013（2）：743） [4] [5] Deng S F. Effects of steel slag powder on the setting time and 0 180 0.4 240 0.8 Setting time/min 150 250 300 350 200 210 1.2 (a) yYield stress=241.464+0.1423x−9.788×10−4 R 2 Adj=0.987 yPlastic viscosity=1.07−9.91×10−4x R 2 Adj=0.968 Yield stress Rheological properties Fitting curve of plastic viscosity Plastic viscosity Fitting curve of yield stress yYield stress=−324.211+3.514x−0.0062x 2 R 2 Adj=0.989 yPlastic viscosity=−7.677+0.058x−9.41×10−5x 2 R 2 Adj=0.987 (b) 180 0.4 240 0.8 Setting time/min Rheological properties 250 300 350 400 210 120 1.2 150 Yield stress Fitting curve of plastic viscosity Plastic viscosity Fitting curve of yield stress yYield stress=−321.59+3.06x−0.0048x 2 R 2 Adj=0.989 yPlastic viscosity=2.705−0.0045x R 2 Adj=0.917 (c) 160 0.4 240 0.8 Setting time/min Rheological properties 300 360 400 320 200 120 1.2 340 380 420 440 Yield stress Fitting curve of plastic viscosity Plastic viscosity Fitting curve of yield stress 图 6 屈服应力和塑性黏度与凝结时间拟合曲线. （a）全尾砂–废石；（b）全尾砂–废石–棒磨砂；（c）全尾砂–棒磨砂 Fig.6 Fitting curves of yield stress, plastic viscosity and setting time: (a) unclassified tailings-waste rock; (b) unclassified tailings-waste rock-rod milling sand; (c) unclassified tailings-rod milling sand · 836 · 工程科学学报，第 42 卷，第 7 期
尹升华等：不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 837 strength of concrete.Fujian building mater,2018,203(3):17 paste with coarse aggregate.J Cent South Univ Sci Technol,2020, (邓树峰.钢渣粉对混凝土凝结时间和强度的影响研究.福建建 51(2):478 材，2018.203(3)：17) (尹升华，刘家明，邵亚建，等.全尾砂-粗骨料膏体早期抗压强 [6]Wang F Z.Wang H J,Li G C.et al.Study on the effect of 度影响规律及固化机理.中南大学学报：自然科学版，2020， aggregate size on paste setting property.Min Res Dev,2018, 51(2):478) 38(11):35 [15]Guo S M.Study on cementing materials and technology of mine (王方正，王洪江，李公成，等.骨料粒级对膏体凝结性能影响的 filling based on blast furnace water quenching slag.Gansu metall, 研究.矿业研究与开发，2018,38(11)：35) 2007,29(4):01 [7]Elyamany H E,Abd E A E M,Elshaboury A M.Setting time and (郭生茂.基于高炉水淬渣的矿山胶结充填材料与工艺研究.甘 7-day strength of geopolymer mortar with various binders.Const 肃冶金，2007,29(4)：01) Build Mater,2018,187:974 [16]Liu X H,Wu A X,Wang H J,et al.Influence mechanism and [8]Wang X F.Green mine construction planning scheme of jinchuan calculation model of CPB rheological parameters.Chin J Eng, no.2 mining area.Mod Min,2017(5):252 2017,39(2):190 (王晓帆.金川二矿区绿色矿山建设规划方案.现代矿业， (刘晓辉，吴爱祥，王洪江，等.膏体流变参数彩响机制及计算模 2017(5):252) 型.工程科学学报，2017,39(2)：190) [9]Wu A X.Wang H J.Theory and Technology of Metal Mine [17]Yang L H,Wang H J,Wu A X,Li H,et al.Effect of mixing time Cemented Paste Backfill.Beijing:Science Press,2015 on hydration kinetics and mechanical property of cemented paste (吴爱祥，王洪江.金属矿膏体充填理论与技术.科学出版社， backfill.Constr Build Mater,2020,247:118516 2015) [18]Yan B H,Li C P,Wu A X,et al.Analysis of influencing factors of [10]Jiang L Z,Yan B L,Liu C,et al.Revision introduction of coarse particle migration in paste slurry pipeline.Chin J GB/T1346 water consumption for cement standard consistency, Nonferrous Met,2018,28(10):201 setting time and stability test method.Cement,2012(9):40 (颜丙恒，李翠平，吴爱样，等.膏体料浆管道输送中粗颗粒迁移 (江丽珍，颜碧兰，刘晨，等.GBT1346《水泥标准稠度用水量、 的影响因素分析.中国有色金属学报，2018,28(10)：201) 凝结时间、安定性检验方法》修订内容介绍.水泥，2012(9)：40) [9]Boger D V.Rheology and the resource industries.Chem Eng ci, [11]Yin S H,Wu A X,Hu K,et al.The effect of solid components on 2009,64(22):4525 the rheological and mechanical properties of cemented paste [20]Su J M,Ruan S Y,Wang Y L.MATLAB engineering mathematics. backfill.Miner Eng,2012,35:61 Beijing:Electronic Industry Press,2005 [12]Shi X Y.Effect of water-cement ratio on setting time of cement net (苏金明，阮沈勇，王永利.MATLAB工程数学.北京：电子工业 slurry.Sichuan Cement,2018(7):07 出版社，2005) (施潇韵.水灰比对水泥净浆凝结时间的影响.四川水泥， [21]Lan W T,Wu A X,Wang Y M.Formulation optimization and 2018(7):07) formation mechanism of condensate expansion and filling [13]Zhang L,Wang H J,Wu A X,et al.Effect of sodium sulfide on composites.Acta Mater Compos Sin,2019,36:2 setting property of filling paste in a lead-zinc mine.Met mine, (兰文涛，吴爱样，王贻明.凝水膨胀充填复合材料的配比优化 2016,45(9):44 与形成机制.复合材料学报，2019,36：2) (张磊，王洪江，吴爱祥，等.硫化钠对某铅锌矿充填膏体凝结性 [22]Zhang H T.The best value of multivariate functions.J Shanxi 能的影响.金属矿山，2016,45(9)：44) Datong Univ Sci Technol,2017,33(5):1 [14]Yin S H,Liu J M,Shao Y J,et al.Influence rule of early (张海涛巧解多元函数的最值.山西大同大学学报：自然科学 compressive strength and solidification mechanism of full tailings 版，2017,33(5)：1)
strength of concrete. Fujian building mater, 2018, 203（3）: 17 （邓树峰. 钢渣粉对混凝土凝结时间和强度的影响研究. 福建建 材, 2018, 203（3）：17） Wang F Z, Wang H J, Li G C, et al. Study on the effect of aggregate size on paste setting property. Min Res Dev, 2018, 38（11）: 35 （王方正, 王洪江, 李公成, 等. 骨料粒级对膏体凝结性能影响的 研究. 矿业研究与开发, 2018, 38（11）：35） [6] Elyamany H E, Abd E A E M, Elshaboury A M. Setting time and 7-day strength of geopolymer mortar with various binders. Constr Build Mater, 2018, 187: 974 [7] Wang X F. Green mine construction planning scheme of jinchuan no. 2 mining area. Mod Min, 2017（5）: 252 （王晓帆. 金川二矿区绿色矿山建设规划方案. 现代矿业, 2017（5）：252） [8] Wu A X, Wang H J. Theory and Technology of Metal Mine Cemented Paste Backfill. Beijing: Science Press, 2015 （吴爱祥, 王洪江. 金属矿膏体充填理论与技术. 科学出版社, 2015） [9] Jiang L Z, Yan B L, Liu C, et al. Revision introduction of GB/T1346 water consumption for cement standard consistency, setting time and stability test method. Cement, 2012（9）: 40 （江丽珍, 颜碧兰, 刘晨, 等. GB/T1346《水泥标准稠度用水量、 凝结时间、安定性检验方法》修订内容介绍. 水泥, 2012（9）：40） [10] Yin S H, Wu A X, Hu K, et al. The effect of solid components on the rheological and mechanical properties of cemented paste backfill. Miner Eng, 2012, 35: 61 [11] Shi X Y. Effect of water-cement ratio on setting time of cement net slurry. Sichuan Cement, 2018（7）: 07 （施潇韵. 水灰比对水泥净浆凝结时间的影响. 四川水泥, 2018（7）：07） [12] Zhang L, Wang H J, Wu A X, et al. Effect of sodium sulfide on setting property of filling paste in a lead-zinc mine. Met mine, 2016, 45（9）: 44 （张磊, 王洪江, 吴爱祥, 等. 硫化钠对某铅锌矿充填膏体凝结性 能的影响. 金属矿山, 2016, 45（9）：44） [13] Yin S H, Liu J M, Shao Y J, et al. Influence rule of early compressive strength and solidification mechanism of full tailings [14] paste with coarse aggregate. J Cent South Univ Sci Technol, 2020, 51（2）: 478 （尹升华, 刘家明, 邵亚建, 等. 全尾砂–粗骨料膏体早期抗压强 度影响规律及固化机理. 中南大学学报: 自然科学版, 2020, 51（2）：478） Guo S M. Study on cementing materials and technology of mine filling based on blast furnace water quenching slag. Gansu metall, 2007, 29（4）: 01 （郭生茂. 基于高炉水淬渣的矿山胶结充填材料与工艺研究. 甘 肃冶金, 2007, 29（4）：01） [15] Liu X H, Wu A X, Wang H J, et al. Influence mechanism and calculation model of CPB rheological parameters. Chin J Eng, 2017, 39（2）: 190 （刘晓辉, 吴爱祥, 王洪江, 等. 膏体流变参数影响机制及计算模 型. 工程科学学报, 2017, 39（2）：190） [16] Yang L H, Wang H J, Wu A X, Li H, et al. Effect of mixing time on hydration kinetics and mechanical property of cemented paste backfill. Constr Build Mater, 2020, 247: 118516 [17] Yan B H, Li C P, Wu A X, et al. Analysis of influencing factors of coarse particle migration in paste slurry pipeline. Chin J Nonferrous Met, 2018, 28（10）: 201 （颜丙恒, 李翠平, 吴爱祥, 等. 膏体料浆管道输送中粗颗粒迁移 的影响因素分析. 中国有色金属学报, 2018, 28（10）：201） [18] Boger D V. Rheology and the resource industries. Chem Eng Sci, 2009, 64（22）: 4525 [19] Su J M, Ruan S Y, Wang Y L. MATLAB engineering mathematics. Beijing: Electronic Industry Press, 2005 （苏金明, 阮沈勇, 王永利. MATLAB 工程数学. 北京: 电子工业 出版社, 2005） [20] Lan W T, Wu A X, Wang Y M. Formulation optimization and formation mechanism of condensate expansion and filling composites. Acta Mater Compos Sin, 2019, 36: 2 （兰文涛, 吴爱祥, 王贻明. 凝水膨胀充填复合材料的配比优化 与形成机制. 复合材料学报, 2019, 36：2） [21] Zhang H T. The best value of multivariate functions. J Shanxi Datong Univ Sci Technol, 2017, 33（5）: 1 （张海涛. 巧解多元函数的最值. 山西大同大学学报: 自然科学 版, 2017, 33（5）：1） [22] 尹升华等： 不同粗骨料对膏体凝结性能的影响及配比优化 · 837 ·