Study of slime water mixing process intensification using impingement flow regulation
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摘要:
煤泥水中一般含有大量高分散性悬浮颗粒，固液分离难度大。通过调控湍流来强化流体混合和颗粒碰撞是实现固液分离的有效途径。颗粒碰撞絮凝大多发生在湍流环境中，细微颗粒的运动受湍流最小涡尺度影响较大。研究借助撞击流对湍流涡进行调控以强化两种不同密度悬浮液混合及悬浮液中细微颗粒的碰撞。利用两种不同的解算模型对混料桶中悬浮液混合状况及颗粒的分布进行了三维仿真，进入混料桶的水相被视为连续相，固体颗粒被视为连续相（悬浮液）或二次离散相（颗粒），分析了不同入料密度下不同流速比对混料桶内湍流特征参数及颗粒分布的影响。结果表明：相互垂直碰撞的射流形成的撞击流可诱导产生发卡涡、展向涡和轴向涡等湍流宏观涡。颗粒在湍流宏观涡中移动的速度顺序为：大粒度大密度>大粒度小密度>小粒度大密度>小粒度小密度。涡−涡之间、涡−主流之间的交互作用显著提高湍流动能、降低涡尺度，最终形成的最小尺度涡有利于颗粒聚集碰撞；混料桶内流场中产生的最小涡尺度主要以小于平均最小涡尺度的涡为主。上−侧入料流速比vup∶vside从1.258∶1.87增大至1.882∶1.258，最小涡尺度呈现增大趋势，与入料密度无关。当流速比相近，仅流速增大时，最小涡尺度减小。适当增大上−侧入料流速比有助于流体混合及颗粒聚集碰撞，且上−侧入料流速比在1.40～1.50时，混合密度、表观黏度、颗粒聚集均达到最优效果。此外，在同一流速比时，上入料口入料密度大于侧入料口入料密度的情况下，混合均匀性和混合强度均优于上入料口入料密度小于侧入料口入料密度的情况，更有利于流体混合及颗粒碰撞。研究通过对流体水力条件的调控促进混料桶中煤泥水混合及细微颗粒凝聚，为液液混合和固液分离过程强化方式提供了一种新的思路。
Abstract:slime water generally contains a large number of highly dispersed suspended particles, making solid-liquid separation difficult. Strengthening fluid mixing and particle collision by regulating turbulence is an effective way to achieve solid-liquid separation. Particle collision flocculation mostly occurs in turbulent environments where the motion of fine particles is strongly influenced by the turbulent minimum vortex scale. In this study, turbulent vortices are modulated by impinging flows to enhance the mixing of two different density suspensions and the collision of fine particles in the suspension. Two different solution models were used to simulate the mixing condition of the suspension and the distribution of the particles in the mixing drum in three dimensions. The water phase entering the mixing drum was considered as a continuous phase and the solid particles were considered as a continuous phase (suspension) or a secondary discrete phase (particles). The effects of different inlet fluid velocity ratios at different feed densities on the turbulent characteristic parameters and particle distribution in the mixing drum were analyzed. The results of the study show that the impact flow formed by the jets colliding vertically with each other can induce turbulent macro-vortices such as hairpin vortices, spanwise vortices and axial vortices. The velocity of particles moving in the turbulent macro-vortex is in the following order: Large particle size and density > Large particle size and small density > Small particle size and high density > Small particle size and density. The interaction between vortex and vortex and between vortex and the main fluid significantly increases the turbulent kinetic energy and decreases the vortex scale, resulting in a minimum scale vortex that is conducive to particle coalescence and collision; the minimum vortex scale generated in the flow field in the mixing drum is mainly smaller than the average minimum vortex scale. The minimum vortex scale tends to increase when the inlet flow rate and flow rate ratio increase from 1.258:1.87 to 1.882:1.258, independent of the inlet density. When the flow rate ratio is similar, the minimum vortex scale decreases only when the flow rate increases. An appropriate increase in the ratio of the upper and side feed flow rates helps fluid mixing and particle aggregation and collision, and the mixing density, apparent viscosity and particle coalescence are all optimal when the ratio of the upper and side feed flow rates is between 1.40 and 1.50. In addition, at the same flow rate ratio, the mixing uniformity and mixing strength are better than the case where the upper inlet feed density is greater than the side inlet feed density, which is more conducive to fluid mixing and particle collision. The study promotes slime water mixing and fine particle coalescence in mixing drums through the regulation of fluid hydraulic conditions, providing a new way of thinking about how to enhance the liquid-liquid mixing and solid-liquid separation process.
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0. 引 言
我国东部平原矿区（东北、冀中、鲁西、河南、两淮）煤系地层普遍被巨厚新生界松散层覆盖，在矿井建设初期留设了较大尺寸的安全防水煤岩柱，经过多年开采，多个矿区面临可采储量不足甚至枯竭的问题，浅部资源已成为延长矿井服务年限的首选目标。但随着开采上限的持续提高，上覆新生界底部松散含水层受采动影响极易引起溃水溃砂事故。
浅部煤炭资源由于其上覆基岩薄，且开采诱发的顶板溃水溃砂致灾机理复杂多变，易造成溃水溃砂事故。采矿扰动改变了煤层与新生界底部含水层之间隔水岩（土）层的隔水隔砂性能是溃水溃砂事故的必要条件之一[1-3]。因此，解决溃水溃砂问题的关键是在掌握上覆水体富水性和补径排关系的基础上，查明上覆水体与煤层之间岩（土）层的岩性、厚度及其原生隔水性，正确预计覆岩破坏高度，合理评价煤层开采后隔水岩（土）层的控水控砂性能[4]。
目前国内主要以刘天泉院士提出的“上三带”理论作为防治顶板溃水溃砂事故的基础，基于该理论，导水裂隙带高度是确保水体下安全开采的重要参数[5]。《煤矿防治水细则》规定，导水裂隙带高度可以采用现场实测、力学分析、经验公式、数值模拟、物理模拟综合确定。在现场实测方面，主要采用地面钻孔冲洗液消耗量法和井下钻孔分段注水漏失量法，2种方法原理均是根据注水量确定采后覆岩裂隙发育及贯通情况[6-10]；也有学者采用微震方法和钻孔并行电法，对覆岩破坏过程及导水裂隙带发育高度进行监测[11-13]；另有学者采用钻孔窥视法和钻孔测井法开展导水裂隙带高度探查工作[14-15]。数值模拟和物理模拟多被用于溃水溃砂机理、覆岩运动及破坏规律、导水裂隙带发育高度影响因素等方面的研究，也可以作为导水裂隙带高度确定的辅助手段[16-22]。为了克服单一方法的局限性，众多学者常采用现场实测结合数值模拟和物理模拟方法综合确定[23-26]。近年来，也有学者在收集大量实测数据基础上，采用多元统计模型如多元非线性回归模型、BP神经网络、支持向量机等模型预计导水裂隙带高度[27-30]。
在控水采煤实践方面，超前疏放或者边采边疏、注浆改造、限高开采、充填开采、局部开采等方法可以实现近水体下安全回采[31-35]。总体上对上覆水体的处理途径可以分为原位控制、能疏尽疏、应放尽放、截流改造。近年来国内学者对薄基岩区新生界底部黏土层和风氧化带的阻隔水性能开展了相关试验研究，利用其良好的隔水特性在留设一定安全煤岩柱基础上解放了大量的煤炭资源，实现了上覆水体原位控制开采[36-38]。
采用原位控制方式进行近水体下采煤，关键是确定采后导水裂隙带顶界与新生界底部水体之间的岩（土）层是否存在控水控砂关键层及其控水控砂性能，进而确定采煤方法及工艺参数和防治水技术措施，因此，在准确预计导水裂隙带高度基础上，需要系统地建立煤层与上覆水体之间隔水岩（土）层的控水控砂性能评价标准。
以鲁西煤矿一采区浅部3上126工作面为研究对象，通过室内物理模型、数值模拟和现场实测相互验证的方法综合预计导水裂隙带高度，建立控水控砂关键层评判标准及控水控砂性能评价体系，形成工作面薄基岩渐变区限高开采方案，为提高开采上限和防治水工作提供理论依据。
1. 工作面概况
鲁西煤矿主要开采二叠系山西组3煤层，煤层厚3.1～5.0 m，煤层倾角2°～6°，平均4°。3上126工作面西邻保护煤柱、北邻一采输送带上山、南邻3上煤层冲刷边界、东邻3上118工作面，如图1所示。工作面上覆基岩厚度40～80 m渐变，其上部存在5.46～7.65 m的基岩风氧化带，钻孔柱状及基岩厚度等值线如图2所示。由于工作面局部范围存在薄基岩，回采过程中有可能发生溃水溃砂事故，因此，有必要研究其导水裂隙带高度、上覆岩（土）层采后控水控砂性能以及合理的开采高度。
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图 2 3上126工作面钻孔柱状及基岩厚度等值线图Figure 2. Borehole column and isoline of bedrock thickness of 3I126 working face2. 导水裂隙带高度综合确定
2.1 数值模拟及结果分析
采用FLAC3D软件建立工作面开采模型，模型尺寸x×y×z=340 m×400 m×124 m，模拟煤层开采高度为3.5 m。模型边界条件为：① 水平方向位移u=0，竖直方向位移v=0；② 模型下边界u=v=0；③模型顶部为自由面，垂向上顶部边界施加上覆荷载3.75 MPa。数值模型力学参数见表1。
表 1 数值模型力学参数Table 1. Mechanical parameters of numerical model岩性 厚度/m 单轴抗压/MPa 弹性模量/GPa 泊松比 内摩擦角/（°） 细砂岩 21.3 24.6 9.8 0.21 35 粉砂岩 7.2 18.6 6.8 0.23 33 泥岩 3.0 14.6 5.5 0.25 32 煤 3.5 10.8 6.0 0.23 28 泥岩 1.5 11.6 5.2 0.26 30 细砂岩 1.7 23.5 7.6 0.20 35 中砂岩 3.1 27.0 8.6 0.21 38 泥岩 8.1 14.6 4.5 0.26 32 细砂岩 6.3 28.4 7.6 0.20 35 泥岩 16.8 15.8 4.6 0.25 30 粉砂岩 7.2 18.6 7.0 0.22 32 泥岩 2.6 12.5 4.6 0.25 28 粉砂岩 4.6 15.6 6.8 0.24 30 泥岩 30.5 12.5 5.2 0.25 28 图3和图4分别为3上126工作面数值模型及开采后上覆岩层破坏情况，从图4可以看出，上覆岩层采后出现马鞍形破坏形态，破坏高度为46.5 m。
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图 4 导水裂隙带高度数值模拟结果Figure 4. Simulation results of the height of water conducting fracture zone2.2 物理模拟试验及结果
2.2.1 模拟条件及参数
本次物理模拟试验模型骨料为粒度0.2 mm砂子，胶结材料为石膏和轻质碳酸钙。试验台长×高×宽=2.6 m ×2.1 m×0.2 m，上覆荷载采用钢块来补偿载荷。几何相似比为1∶100、容重比为0.6。根据各岩层实际物理力学参数及相似比，基于正交设计试验，对不同配比号、水量的试件进行单轴抗压试验，如表2所示。典型试件应力−应变曲线及试件破坏如图5所示。考虑实验室温度、相对湿度等自然环境变化对模型材料强度的影响，模型铺设完后养护10 d后进行开采，每2 h开挖一次，每次开挖6 cm，开挖高度3.5 cm。
表 2 物理模拟各岩层配比Table 2. Ratio of each rock layer in the physical model序号 岩性 配比号 用水量
(水固质量比)1 细砂岩 546 1/7 2 粉砂岩 628 1/9 3 泥岩 582 1/9 4 煤 464 1/9 5 泥岩 464 1/9 6 细砂岩 364 1/9 7 中砂岩 546 1/7 8 泥岩 582 1/9 9 细砂岩 364 1/9 10 泥岩 582 1/7 11 粉砂岩 628 1/9 12 泥岩 346 1/9 13 粉砂岩 582 1/7 14 泥岩 346 1/9 注：配比号546表示砂：石膏：碳酸钙质量比为5∶4∶6。 ![]()
图 5 配比号346、用水量1/7应力−应变曲线及试件破坏图Figure 5. Stress–strain curve and specimen failure of samples with ratio number 346 and water content of 1/72.2.2 覆岩破坏高度及破坏形态分析
图6为模拟开挖第18次（推进108 cm）时模型破坏形态，可以看出垮落带、导水裂隙带、离层带发育明显，具有明显贯通裂隙的覆岩破坏高度为43.5 cm（相似转换后导水裂隙带高度为43.5 m），而在该范围上方出现局部未贯通的微裂隙和离层。
图7为模型最后一次开挖，模拟工作面推进至停采线。从图中可以看出，工作面开采完成后，裂隙发育至距离煤层顶部43.5 cm处，层位未发生变化，只是在覆岩上方产生了更高层位的离层，而前期离层和部分裂隙被压实。
2.3 导水裂隙带高度现场实测
为了准确预计3上126工作面导水裂隙带高度，在类似地质条件下的相邻工作面,工作面煤层倾角为6°，布置1个采前孔和2个采后孔采用井下钻孔双端堵水测漏装置开展现场实测工作。井下钻孔导水裂隙带高度测试系统和测试探头如图8和图9所示。
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图 8 井下钻孔导水裂隙带高度测试系统Figure 8. Testing system for the height of water conducting fracture zone in underground drilling![]()
图 9 井下钻孔双端堵水测漏装置测试探头Figure 9. Testing probe for leakage detection device with dual-end plugging in underground drilling采后1号孔孔深30.7～61.5 m段，即垂直高度21.7～43.4 m为显著漏水段，每米注水漏失量达2.8～8.6 L/min，最大值位于孔深33.9 m处，说明此孔深段范围内的岩层裂隙发育良好；而在孔深61.5 m以上层位注水漏失量明显减少，每米注水漏失量均小于1 L/min。采前1号孔注水漏失量一般小于1 L/min，因此，可以将1 L/min作为导水裂隙是否发育的阈值，因此可以判定在孔深61.5 m处为导水裂隙带发育最大高度，即垂直高度为43.48 m，考虑煤层倾角和采后观测硐室与运输巷之间的距离，计算导水裂隙带发育高度为40.35 m。
采后2号孔孔深29.7～58.3 m段，即垂直高度22.7～44.7 m为显著漏水段，每米注水漏失量达3.5～6.5 L/min，最大值位于孔深41.3 m处，说明此孔深段范围内的岩层裂隙发育良好；而从孔深58.3 m以上漏失量明显减少，每米注水漏失量均小于1 L/min。对照采前1号孔同层位的注水漏失量，可以判定孔深58.3 m处为导水裂隙带发育最大高度，即垂直高度44.66 m，考虑煤层倾角和采后观测硐室与工作面运输巷之间的距离，计算导水裂隙带发育高度为41.51 m。
综合相邻工作面2个采后孔的导水裂隙带高度实测数据，在采高3.5 m开采条件下导水裂隙带最大高度为41.51 m，裂采比为11.86。
各钻孔施工参数如下：采前1号孔倾角70°，孔深65 m；采后1号孔倾角45°，孔深85 m；采后2号孔倾角50°，孔深80 m。各钻孔孔径均为89 mm。注水时，探头位置水压为0.1 MPa，观测台位置水压为高程静压+0.1 MPa。观测结果如图10所示。
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图 10 导水裂隙带高度实测结果Figure 10. Measurement results of height of water conducting fracture zone2.4 3种方法综合评价
在采高3.5 m条件下，物理模拟和数值模拟导水裂隙带高度结果分别为43.5、46.5 m，裂采比为12.43、13.29，而现场实测结果为41.51 m，裂采比为11.86，现场实测裂采比略小于物理模拟和数值模拟结果。物理模拟试验的相似条件局限性与现场实际条件相比具有一些不可避免的误差因素，如：① 现场岩体力学参数与相似材料试样力学参数存在一定的偏差；② 相似材料的级配和杂质影响；③ 模型受实验室温度和湿度等自然环境影响；对于数值模拟结果，上覆岩层破坏高度达到46.5 m，而实际上覆岩层采后发生塑性，并不一定全部发生破坏；因此，上述因素造成数值模拟和物理模拟结果偏大，而3上126工作面与本次现场实测工作面具有类似地质条件和开采条件，现场实测结果其准确性更高。
3. 控水控砂关键层评判标准及性能评价体系
根据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》，新生界底部黏土层、风氧化带、保护层对控水控砂起到关键作用，可称之为“控水控砂关键层”，如图11所示。
将控水控砂关键层的控水控砂性能分为低、中等、高三类，见表3。在评判标准中，各项指标依据GB50021—2001《岩土工程勘察规范》《土工试验技术手册》以及《煤矿防治水手册》、《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》等规程规范和标准。
表 3 控水控砂关键层的评判标准及性能评价体系Table 3. Evaluation standard and performance evaluation system of key strata for water-sand controlling控水控砂关键层 评判指标 控水控砂性能评判标准 补勘实测数据 评价结果 低 中等 高 补1 补2 补3 黏土层 塑性指数Ip Ip≤10 10<Ip≤17 Ip>17 18.3 20.7 23.5 高 液性指数Il Il>0.75 0.25<Il≤ 0.75 Il≤0.25 0.09 <0 0.11 高 手感和土片光滑度 稍有黏性，砂感
强，捻面粗糙稍有滑腻感，有砂粒，捻面稍有光泽 手感滑腻，无砂，捻面光滑 黏土样手感
滑腻，无砂黏土样手感
滑腻，无砂黏土样手感
滑腻，无砂高 土条不断裂能达到最小直径d/mm d>3 3≤d≤1 d<1 0.73 0.78 0.71 高 天然含水率W与塑限Wp比值 $\dfrac{W}{{{W_{\mathrm{P}}}}} < 1 $ $\dfrac{W}{{{W_{\mathrm{P}}}}} = 1 $ $\dfrac{W}{{{W_{\mathrm{P}}}}} > 1 $ $\dfrac{{23.1}}{{21.5}} = 1.07 $ $\dfrac{{22.5}}{{22.9}} = 0.98 $ $\dfrac{{26.9}}{{24.4}} = 1.1 $ 中等～高 黏土层厚度与采高比值q <0.75 0.75≤q<1 >1 >1 >1 >1 高 风氧化带 岩性 中细砂岩 泥岩、粉砂岩 泥岩 泥岩 泥岩 泥岩 中等 含水性与可疏降性 含水不可疏降 含水可疏降 不含水 不含水 不含水 不含水 高 风化程度 弱风化及微风化 强风化 全风化 强风化 强风化 强风化 中等 保护层 剩余基岩厚度与采高比值j <2 2≤j<3 ≥3 依据工作面上覆基岩实际厚度、风氧化带含导水性以及采高判断 低～高 岩性 中细砂岩 泥岩、粉砂岩 泥岩 粉砂岩 泥岩 粉砂岩 中等～高 黏土层控水控砂性能主要取决于其可塑性和厚度，因此，在工作面水文地质条件补勘过程中，开展相应的黏土层探查和土工试验，对黏土可塑性和厚度进行定性和定量分析，对照表3黏土层控水控砂性能的评判标准，确定“黏土层”控水控砂能力。黏土层控水控砂性能评价指标包括：塑性指数、液性指数、手感和土片光滑度、土条不断裂能达到最小直径、天然含水率与塑限比值、黏土层厚度与采高比值。前5项与黏土可塑性有关，第6项指标决定了黏土层在开采扰动后能否被切断，主要取决于黏土层厚度与采高的关系，也就是黏土层层位的下沉量。
风氧化带控水控砂性能评价指标包括：岩性、含水性与可疏降性、风化程度。若风氧化带为泥岩或粉砂岩，则其强风化或全风化后其含水的可能性较小或其含水能力有限；若风氧化带为中细砂岩，则其强风化或全风化后具有良好的储水能力，则其含水的可能性大，若不可疏降，说明其与上覆新生界水体具有一定的水力联系。因此，需要在井下施工风氧化带探查钻孔，查明风氧化带含水性及与上覆新生界水体是否存在水力联系，若风氧化带不含导水或者含水且可疏降，则可直接或者疏干后作为保护层，若风氧化带含导水且不可疏降，则风氧化带不可作为保护层。
保护层实际为导水裂隙带顶界与上覆水体（若风氧化带含水且不可疏降，则包含在内）底界之间岩层，控水控砂性能评价指标包括剩余基岩厚度与采高比值、岩性。表3参考《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》中有关要求根据覆岩岩性和松散层黏土层与采厚关系确定了中硬覆岩条件下保护层厚度控水控砂性能评判标准，不考虑松散层全厚小于累计采高和松散层底部无黏性土层这种特殊地质条件。
对照表3“保护层”的评判标准，确定保护层的评价结果。根据3个评判指标的评判标准综合判断“控水控砂关键层”的控水控砂性能。
根据地质补充勘探报告，3上126工作面新生界底部黏土层成浅黄色、浅棕黄色，团块状，具可塑性及黏结性，上部及中下部分含少量粉砂，底部为钙质黏土，局部半固结（图12）。根据补1、补2、补3补勘钻孔资料（表3），综合判断，新生界底部黏土层控水控砂性能好，在受采动影响下产生塑性变形，但仍保持黏性土的连续性，“自愈合”能力强，可继续起到阻隔和阻渗作用。
根据地质钻孔资料，3上126工作面风氧化带岩性主要为泥岩，不含导水，强风化，风氧化带控水控砂性能中等～高，与新生界底部砂砾含水层和煤系顶板砂岩含水层无水力联系。
3上126工作面上覆岩层为砂岩和泥岩互层，泥岩所占比例较大，上覆岩层属于下硬上软，但整体强度较低，完整性较差，保护层属于中等偏软岩层，对导水裂隙带发育起到抑制作用，其控水控砂性能低～高，主要取决于剩余基岩厚度与采高比值。
4. 3上126工作面防水煤岩柱留设
综上，3上126工作面新生界底部黏土层和风氧化带具有良好的控水控砂性能，但该工作面上覆基岩厚度40～80 m渐变，煤层厚 3.1～5.0 m，一次采全高难以保证保护层的控水控砂性能，因此，在薄基岩区覆岩岩性中硬条件下且新生界底部黏土层厚度大于累计采高时要保证剩余基岩厚度与采高比值不小于3，需要实行限高开采。依据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》的要求，设计了3上126工作面薄基岩区不同开采高度情况下防水煤岩柱高度，导水裂隙带高度按照现场实测裂采比进行预计，结果见表4。
表 4 3上126工作面防水煤岩柱设计Table 4. Design of waterproof coal and rock pillars for 3I126 working face序号 采高/m 导水裂隙带发育高度/m 保护层厚度/m 防水煤岩柱/m 设计防水煤柱高度/m 1 2.0 23.72 6.0 29.72 30 2 2.1 24.91 6.3 31.21 32 3 2.2 26.09 6.6 32.69 33 4 2.3 27.28 6.9 34.18 35 5 2.4 28.46 7.2 35.66 36 6 2.5 29.65 7.5 37.15 38 7 2.6 30.84 7.8 38.64 39 8 2.7 32.02 8.1 40.12 41 9 2.8 33.21 8.4 41.61 42 10 2.9 34.39 8.7 43.09 44 11 3.0 35.58 9.0 44.58 45 12 3.1 36.77 9.3 46.07 47 13 3.2 37.95 9.6 47.55 48 14 3.3 39.14 9.9 49.04 50 15 3.4 40.32 10.2 50.52 51 16 3.5 41.51 10.5 52.01 53 在3上126工作面不同采高条件下防水安全煤（岩）柱高度设计基础上，确定了不同基岩厚度条件下的限高开采方案。回采时沿煤层底板开采，且实行分段限高开采，具体开采方案如下：基岩厚度大于51 m为3.4 m采高阶段；基岩厚度48～51 m为3.2 m采高阶段；基岩厚度45～48 m为3.0 m采高阶段；基岩厚度42～45 m为2.8 m采高阶段；基岩厚度40～42 m为2.6 m采高阶段。
5. 结 论
1）论文采用物理模拟、数值模拟、现场实测3种方法研究了导水裂隙带高度。在采高3.5 m条件下，物理模拟和数值模拟导水裂隙带高度为43.5、46.5 m，裂采比为12.43、13.29，现场实测结果为41.51 m，裂采比为11.86，现场实测裂采比略小于物理模拟和数值模拟结果。3上126工作面与本次现场实测工作面具有类似地质条件，可以完全采用现场实测结果作为3上126工作面导水裂隙带高度预计的依据。
2）建立了基于黏土层、风氧化带和保护层提出了控水控砂关键层的评判标准及控水控砂性能评价体系。3上126工作面经过补充勘探和土工试验，确定了其黏土层和风氧化带控水控砂性能高，因此，影响安全开采的因素为保护层的控水控砂性能，主要取决于剩余基岩厚度与采高比值。
3）建立了不同基岩厚度条件下的分段限高开采方案：基岩厚度大于51 m为3.4 m采高阶段；基岩厚度48～51 m为3.2 m采高阶段；基岩厚度45～48 m为3.0 m采高阶段；基岩厚度42～45 m为2.8 m采高阶段；基岩厚度40～42 m为2.6 m采高阶段。
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图 4 悬浮液密度随颗粒密度及浓度变化
Figure 4. Variation of suspension density with particle density and concentration
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图 5 悬浮液黏度随颗粒粒度及浓度变化
Figure 5. Variation of suspension viscosity with particle size and concentration
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图 7 不同入料流速比下混料桶内宏观涡演化特征
Figure 7. Evolution characteristics of macro-vortices in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
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图 8 不同入料流速比下混料桶内湍流动能空间分布云图
Figure 8. Spatial distribution contours of turbulent kinetic energy in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
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图 9 不同入料流速比下混料桶内最小涡尺度空间分布云图
Figure 9. Spatial distribution contours of the minimum vortex scale in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
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图 10 不同入料流速比下混料桶内流体评价指标分布变化
Figure 10. Variation of fluid evaluation indicators in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
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图 11 不同入料流速比下混料桶内理论混合密度等值面
Figure 11. Isosurfaces of theoretical mixing density in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
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图 12 不同流速比下湍流黏度随桶体高度变化
Figure 12. Variation of turbulent viscosity with drum height for different velocity ratios
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图 13 不同流速比下流体密度随桶体高度变化
Figure 13. Variation of fluid density with drum height for different velocity ratios
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图 14 不同流速比下表观黏度随桶体高度变化
Figure 14. Variation of apparent viscosity with drum height for different velocity ratios
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图 15 各流速比不同时刻颗粒及对应涡在混料桶内的分布
Figure 15. Distribution of particles and corresponding vortices in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
表 1 DPM模型固体颗粒参数
Table 1 DPM model solid particle parameters
颗粒类型 颗粒1 颗粒2 颗粒3 颗粒4 密度/(kg·m−3) 1550 1350 1550 1350 粒度/mm 0.045 0.045 0.25 0.25 
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表 2 入料口入料流速方案
Table 2 Feed flow rate scheme at the inlet
方案 上入料口vup (m·s−1) 侧入料口 vside (m·s−1) 方案1 1.258 1.258 方案2 1.258 1.870 方案3 1.882 1.258 方案4 1.882 1.870
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表 3 不同入料流速比下混料桶内理论混合密度
Table 3 Theoretical mixing density in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios
上−侧入料密度/(kg·m−3) 不同vup∶vside下各混合密度/ (kg·m−3) 1.258∶1.258 1.258∶1.870 1.882∶1.258 1.882∶1.870 1237~1025 1112.923 1093.437 1134.093 1113.252 1025~1237 1149.077 1168.563 1127.907 1148.748
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