降雨蒸發(fā)作用下?lián)缴案牧间X土尾礦泥漿試驗研究

歐 孝 奪，秦 金 喜，羅 炳 雄，江 杰，陸 小 金

(1.廣西大學 土木建筑工程學院，廣西 南寧 530004； 2.廣西大學 工程防災與結構安全教育部重點實驗室，廣西 南寧 530004； 3.廣西金屬尾礦安全防控工程技術研究中心，廣西 南寧 530004)

鋁土尾礦泥漿是指用清水對研磨的鋁土礦原礦沖洗，流出的無法用于生產(chǎn)而排入排泥庫的含水礦石殘渣。因研磨后泥漿自身顆粒極細且級配相當均勻，導致其具有高含水量、低滲透性、高壓縮性、高液限等不良性質(zhì)，不利于排水固結。

摻砂是改良高液限土不良性質(zhì)的較好物理辦法。目前國內(nèi)外學者對摻砂改良高液限土性質(zhì)方面開展了較多的研究[1-4]，并分析了摻砂改良高液限土的具體力學行為，為之后的理論及實際運用提供了指導[5-8]。針對摻砂改良鋁土尾礦泥漿性質(zhì)，可參考摻砂改良高液性土的研究方法和思路。王海湘等[9]從高液限紅黏土的性質(zhì)特點出發(fā)，摻砂改良后研究其抗剪強度指標與摻砂比的關系，發(fā)現(xiàn)摻砂后的土樣凝聚力和內(nèi)摩擦角均有所提高。蘭恒水等[10]以摻砂比為控制因素，分析了摻砂改良高液限土基本物理力學特性，其強度指標均有較大的提高，內(nèi)摩擦角逐漸升高而凝聚力則逐漸降低。李方華[11]在考慮影響改良土的多種因素后開展了大量的摻砂礫石試驗，根據(jù)試驗結果總結出不同液限范圍對應的摻砂礫石比最佳比例建議值。方慶軍等[12]則利用室內(nèi)試驗模擬高液限土的干濕循環(huán)過程，研究了摻砂改良高液限土在干濕循環(huán)作用下抗剪性能的變化規(guī)律。此外，還有許多學者針對摻砂改良其它不良性質(zhì)土進行了大量的研究[13-16]。通過上述文獻可以看出，摻砂可明顯提高高液限土的力學性質(zhì)，但對于不同種類高液限土及不同的摻砂比得出的結論會存在明顯差異。

本文采用室內(nèi)模型試驗，將砂子均勻摻入鋁土尾礦泥漿中，打破鋁土尾礦原來的沉積結構狀態(tài)，通過蒸發(fā)與降雨模擬試驗效果，并開展固結快剪試驗，分析摻砂鋁土尾礦泥漿在經(jīng)歷蒸發(fā)降雨作用后表觀現(xiàn)象及性質(zhì)改良情況，從而確定最佳的摻砂參數(shù)。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

1.1.1試驗用泥

試驗所用的尾礦泥取自桂西中鋁廣西分公司1號鋁土排泥庫，選取洼地中心過濕性鋁尾黏土作為典型土樣，原狀泥漿物理性質(zhì)如表1所示，其顆分曲線如圖1所示。

表1 試驗用泥物理力學參數(shù)及化學成分Tab.1 The physico-mechanical parameters and chemical composition of mud

圖1 鋁土尾礦泥顆分曲線Fig.1 Particle size distribution curve of bauxite tailing

1.1.2試驗用砂

試驗用砂取自混凝土結構實驗室的建筑用砂，采用標準土壤篩進行顆粒分析試驗，得到顆粒粒徑分布曲線如圖2所示。由于大部分鋁土尾礦顆粒粒徑小于0.5 mm，再摻入相同顆粒大小的砂子對其顆粒級配改變較小，對泥漿性質(zhì)改良意義不大，故本次試驗將顆粒粒徑小于0.5 mm的砂子篩除，選出顆粒粒徑分別為0.5～2.0 mm，2.0～5.0 mm與5.0～10.0 mm 3種粒徑范圍的砂子，標記為細砂組、中砂組與粗砂組，將3種砂子等質(zhì)量混合，標記為混合砂組。

圖2 試驗用砂顆分曲線Fig.2 Particle size distribution curve of experiment sand

1.2 試驗裝置

試驗采用直徑為160 mm，高為250 mm，并用堵頭封底、玻璃膠防漏處理的PVC管作為盛放摻砂鋁土尾礦泥漿的容器裝置，自制裝置及用砂如圖3所示。

圖3 試驗裝置及用砂分類Fig.3 Test equipment and sand classification

1.3 試驗方案設計

采用摻砂改良鋁土尾礦泥漿性質(zhì)，存在一種合理的摻砂粒徑以及對應的摻砂比，使得改良后的鋁土尾礦的顆粒與骨架相互適應，其力學性質(zhì)達到最佳狀態(tài)。將篩分得到的粗砂組、中砂組、細砂組以及混合砂組作為不同粒徑的摻入材料，考慮到試驗條件與改良的成本經(jīng)濟性，設計了0%，10%，20%，30%共4種摻砂比，尋找一種合理的摻砂粒徑及對應的摻砂比，具體的摻砂方案設計見表2。為保證摻砂與泥漿混合均勻，將烘干后含水量在3%范圍內(nèi)的鋁土尾礦泥與水按照設計濃度攪拌均勻，分3次倒入裝置內(nèi)，每次靜置10 min后均勻撒入相應比例的砂子，然后再進行下一次的泥漿倒入—靜置—撒砂，重復該操作直至泥漿摻砂完成，放其靜置沉積24 h，待液面澄清則摻砂鋁土尾礦泥漿制備過程完成。

表2 摻砂方案設計參數(shù)Tab.2 Design parameters of sand mixing schemes

2 試驗結果分析

2.1 蒸發(fā)及降雨模擬試驗結果分析

2.1.1摻砂鋁土尾礦泥首次蒸發(fā)分析

為了更加直觀地描述鋁土尾礦泥漿質(zhì)量變化與摻砂情況的關系，繪制出摻不同砂組的泥漿蒸發(fā)量隨摻砂比的變化曲線如圖4所示。在整個日照蒸發(fā)過程中，前3 d同一砂組鋁土尾礦泥漿每日水分蒸發(fā)量相近，說明在鋁土尾礦泥漿水分蒸發(fā)前期，摻砂比的影響區(qū)別不大，隨后影響開始明顯。未摻砂的鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量最大，隨著摻砂比的增大，泥漿蒸發(fā)量反而呈現(xiàn)逐漸降低趨勢?？紤]原因為：鋁土尾礦顆粒極細，試驗前期泥漿含水量很高，泥漿表面尚未形成裂縫，在日照影響下泥漿中的水分主要通過內(nèi)部毛細通道先上升至表面再蒸發(fā)消散，摻砂后會破壞毛細作用，延長毛細通道甚至形成堵塞，使得水分蒸發(fā)的有效途徑減少，從而產(chǎn)生摻砂比增大而泥漿蒸發(fā)量反而降低的現(xiàn)象。從蒸發(fā)量來看，由于不同的摻砂粒徑大小對泥漿中水分上升的阻礙作用不同，摻不同砂組的鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)效果優(yōu)劣排序為：摻中砂組>摻混合砂組>摻細砂組>摻粗砂組。

圖4 自然光照泥漿蒸發(fā)量Fig.4 Evaporation of slurry under natural sunshine

經(jīng)歷了8 d的冬季自然低強度日照蒸發(fā)后，僅有個別泥樣表面局部產(chǎn)生微小裂縫，蒸發(fā)效果不明顯。改用燈光模擬夏季高強度蒸發(fā)后，摻砂鋁土尾礦泥漿各方面情況很快產(chǎn)生明顯變化。鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量與不同摻砂情況的關系曲線如圖5所示，由圖5可知，摻砂比在0%～30%的增加過程中，蒸發(fā)量先緩慢下降后呈明顯上升趨勢。蒸發(fā)量大小排序為：摻中砂組>摻粗砂組>摻細砂組>摻混合砂組、摻粗砂組>摻中砂組>摻細砂組>摻混合砂組。

圖5 模擬日照泥漿蒸發(fā)量Fig.5 Evaporation of slurry under simulated sunshine

2.1.2摻砂鋁土尾礦泥吸濕情況分析

在模擬降雨過程中，鋁土尾礦泥漿表面被軟化，未摻砂的泥漿表面容易被雨水沖刷帶起細顆粒，摻砂后泥漿表面較硬，泥顆粒與砂顆粒之間相互粘結形成整體，起到防沖刷作用。在雨水浸泡過程中，泥顆粒表現(xiàn)出遇水軟化并伴隨有吸水微脹的特點，鋁土尾礦泥漿裂縫邊緣出現(xiàn)崩解，裂縫與裂縫之間形成新裂縫相互連接貫通。未摻砂的鋁土尾礦泥漿周邊裂縫軟化崩解，重新形成沉積泥，中間部位幾乎不出現(xiàn)新裂縫。總結可知：原先泥漿裂縫寬而少的容易崩解，加寬裂縫，同時產(chǎn)生新的連接裂縫；原先泥漿裂縫細而多的崩解現(xiàn)象不明顯，難以形成新裂縫且形成的新裂縫也較細。

摻砂鋁土尾礦泥漿在蒸發(fā)后經(jīng)歷降雨入滲過程，雨水主要通過裂縫面被重新吸收至泥漿內(nèi)部，不同摻砂情況的鋁土尾礦泥漿吸水量變化曲線如圖6所示。摻中砂組的鋁土尾礦泥漿在蒸發(fā)過程的裂縫開裂程度極高，裂縫寬而深，吸水量明顯較多，而其余3組摻砂鋁土尾礦泥漿的吸水量較少，且比較接近。

圖6 泥漿吸水量Fig.6 Water absorption mass of slurry

2.1.3摻砂鋁土尾礦泥再次蒸發(fā)情況分析

降雨浸水后，再次利用燈照模擬蒸發(fā)，同首次蒸發(fā)試驗數(shù)據(jù)處理一樣，繪制出鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量與不同摻砂情況的關系曲線如圖7所示。蒸發(fā)量隨摻砂比的變化曲線都是呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢，對于摻中砂組的鋁土尾礦泥漿，蒸發(fā)量峰值出現(xiàn)在摻砂比為10%時，其余3組摻砂鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量峰值均出現(xiàn)在摻砂比為20%時。值得注意的是，摻粗砂組與摻細砂組的鋁土尾礦泥漿吸水量遠沒有摻中砂組的鋁土尾礦泥漿吸水量多，但在再次蒸發(fā)試驗中，摻砂比為20%，30%時，摻粗砂組與摻細砂組的鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量明顯比摻中砂組的鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量多，可知摻粗砂組與摻細砂組在降雨浸水后更有利于鋁土尾礦泥漿水分的蒸發(fā)。

圖7 摻砂鋁土尾礦降雨浸水后的蒸發(fā)量Fig.7 Evaporation of bauxite tailings mixed with sand after rainfall leaching

2.2 固結快剪試驗結果分析

對經(jīng)歷上述干濕循環(huán)過程組別取土樣進行固結快剪試驗，可繪制剪應力與剪切位移的關系曲線，得出模擬試驗后其抗剪強度與摻砂情況的關系。觀察各剪應力與剪切位移的關系曲線，發(fā)現(xiàn)并無峰值出現(xiàn)，故本次固結快剪試驗取剪切位移為4 mm時所對應的剪應力作為該級垂直壓力下的抗剪強度。根據(jù)各組摻砂鋁土尾礦泥剪應力與剪切位移關系以及抗剪強度與垂直壓力關系，可以得到不同摻砂情況下的鋁土尾礦泥固結快剪試驗結果數(shù)據(jù)，統(tǒng)計如表3所示。

表3 固結快剪試驗結果數(shù)據(jù)統(tǒng)計Tab.3 The statistical data of consolidation fast shear test results

由表3可繪制不同摻砂情況下鋁土尾礦泥凝聚力與tanφ值隨摻砂比變化曲線，如圖8～9所示。由圖8可知：摻砂后鋁土尾礦泥的凝聚力隨摻砂比先增大后減小，說明適當摻砂可以增加顆粒間的粘結作用，提高鋁土尾礦泥的粘聚力，其提高程度與摻砂粒徑大小直接相關。當摻砂比在0～20%范圍內(nèi)，摻中砂組與摻細砂組對鋁土尾礦泥的凝聚力提高比較明顯。當摻砂比大于20%時，過大的摻砂比極大地弱化了鋁土尾礦泥中粘粒的粘結作用，摻中砂組與摻細砂組的鋁土尾礦泥的凝聚力開始呈下降趨勢；而摻混合砂組別由于混合砂與鋁土尾礦顆粒形成良好的級配分布，顆粒之間粘結作用得到加強，其凝聚力反而有增大的趨勢。摻粗砂組的鋁土尾礦泥的粘聚力在摻砂比為10%時略有提高，但該組摻砂粒徑過大，與鋁土尾礦顆粒混合后對顆粒間粘結主要起負作用，其后隨著摻砂比增大而逐漸下降。

圖8 摻砂鋁土尾礦泥凝聚力變化Fig.8 The variation of cohesion of bauxite tailings slime mixed with sand

從圖9可以看出：當摻砂比在0～30%范圍內(nèi)，摻砂后增大了鋁土尾礦固體成分中粗顆粒的含量，改變了級配單一的情況，顆粒間的摩擦作用增加，各組鋁土尾礦泥的內(nèi)摩擦角均有所增大。隨著摻砂比的改變，不同摻砂粒徑對鋁土尾礦泥的內(nèi)摩擦角的影響程度有所差異。摻砂比為10%，20%，30%的內(nèi)摩擦角排序分別為：摻中砂組>摻混合砂組>摻粗砂組>摻細砂組、摻混合砂組>摻中砂組>摻粗砂組>摻細砂組、摻混合砂組>摻中砂組>摻細砂組>摻粗砂組，總體上看摻中砂組與摻混合砂組對鋁土尾礦泥的內(nèi)摩擦角的影響程度較高。

圖9 摻砂鋁土尾礦泥tanφ值變化Fig.9 The variation of tanφ value of bauxite tailings slime mixed with sand

3 結 論

(1) 在冬季自然光及模擬夏季強光照射下?lián)街猩敖M20%的鋁土尾礦泥漿在上述2種條件下的泥漿蒸發(fā)量均較大，蒸發(fā)效果較好，但裂縫開展程度也最高。

(2) 降雨入滲后再次蒸發(fā)過程中摻中砂組的鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量峰值出現(xiàn)在摻砂比為10%時，其余3組摻砂鋁土尾礦泥漿蒸發(fā)量峰值均出現(xiàn)在摻砂比為20%時。

(3) 摻砂后鋁土尾礦泥的內(nèi)摩擦角均有所增大，當摻砂比在0%～30%范圍時，內(nèi)摩擦角隨著摻砂比的增大而逐漸增長，摻中砂組與摻混合砂組對鋁土尾礦泥的內(nèi)摩擦角的影響程度較高。

(4) 摻砂后鋁土尾礦泥的凝聚力隨摻砂比的變化曲線呈現(xiàn)先增大后減小的情況，摻中砂組與摻細砂組對鋁土尾礦泥的凝聚力的影響較顯著，當摻砂比在0%～20%范圍內(nèi)，摻砂鋁土尾礦泥的凝聚力明顯提高，但當摻砂比大于20%時，其凝聚力開始呈下降趨勢。

(5) 根據(jù)各組蒸發(fā)效果及改良后抗剪強度指標等綜合分析，摻砂粒徑為2.0～5.0 mm，摻砂比為20%改良效果最佳。