加載速率對分層充填體強度特性的影響

周彤彤,王永巖,于卓群,梁忠豪

(青島科技大學(xué)機電工程學(xué)院，青島 266100)

自21世紀(jì)以來，充填開采技術(shù)受到國內(nèi)眾多地下礦山的青睞，其中階段嗣后充填采礦法具有加快回采速度，提高生產(chǎn)能力和降低成本等優(yōu)點且符合新時代“綠色礦山”的發(fā)展理念，正在被越來越多的礦山企業(yè)廣泛應(yīng)用[1-3]。

階段嗣后充填采礦法[4]通常將礦場劃分為礦房和礦柱，先采礦房后采礦柱，當(dāng)?shù)V房采空區(qū)巨大時，充填過程需要分多次進行，同時充填料漿輸送至采空區(qū)后會出現(xiàn)沉降離析現(xiàn)象，必然會導(dǎo)致充填體出現(xiàn)的分層特性，從而會降低充填體的力學(xué)性能，因此，中外學(xué)者一直致力于分層結(jié)構(gòu)面狀態(tài)對膠結(jié)充填體的強度、力學(xué)特性以及裂紋演化的影響研究。Cao等[5]針對充填體分層效應(yīng)進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)效應(yīng)顯著降低了尾砂膠結(jié)充填體的強度性能且隨充填面傾角的增加呈U形分布。Xiu等[6]研究了具有不同結(jié)構(gòu)特征的層狀膠結(jié)充填體的力學(xué)行為、破壞模式并構(gòu)建了損傷本構(gòu)方程，結(jié)果表明，峰值強度和彈性模量隨著高度比的增大和灰砂比的減小而減小，由拉伸破壞變?yōu)槔艋旌掀茐摹ang等[7]引入了初始損傷、加載損傷和總損傷的概念，運用損傷理論和全微分法則，推導(dǎo)了層狀充填體損傷演化模型、損傷本構(gòu)模型和強度準(zhǔn)則。國內(nèi)研究學(xué)者采用室內(nèi)試驗和理論分析對充填體分層特性開展了大量研究。曹帥[8-11]考慮充填間隔時間、料漿濃度、灰砂比、填充次數(shù)，開展了單軸抗壓強度試驗，得出了膠結(jié)充填體強度與充填間隔時間呈多項式函數(shù)關(guān)系，與料漿濃度呈正相關(guān)，與填充次數(shù)呈負(fù)相關(guān)，發(fā)現(xiàn)了不同配比組合充填體的整體強度和破壞模式呈現(xiàn)差異性。蘇帥[12]開展了全尾砂分層膠結(jié)充填體強度實驗研究，充填體單軸抗壓強度與分層層數(shù)呈冪函數(shù)關(guān)系,與分層時間間隔呈指數(shù)函數(shù)關(guān)系，隨層間傾角的增加呈先增后減趨勢，各分層因素下的分層充填體單軸壓縮破壞形式也有所差異。

以上研究主要關(guān)注充填體的分層結(jié)構(gòu)面狀態(tài)，在實際工程中，充填體會受到地應(yīng)力、相鄰礦體的開采擾動等不同載荷作用的影響，與此同時，指導(dǎo)實際應(yīng)用的充填體的單軸抗壓強度主要通過實驗室無側(cè)限壓縮試驗獲得。然而，試件的單軸抗壓強度受試驗測試條件的影響很大，其中加載速率的影響尤為明顯[13]，加載速率效應(yīng)對礦山開采和安全穩(wěn)定極其重要。李閣雅等[14]設(shè)計了4 種加載速率下的單軸壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)在一定范圍內(nèi)，加載速率對抗壓強度和割線模量具有強化作用。甘德清等[15-16]和楊清波[17]探索了充填體在不同加載速率作用下其強度特性和損傷破裂機理，提出了臨界加載速率的概念。候永強等[18]基于能量耗散理論和損傷力學(xué)，分析了不同加載速率下的膠結(jié)充填體的能量損傷演化過程。針對巖石力學(xué)特性的加載速率效應(yīng)也開展了廣泛的研究并取得了顯著的成果[19-22]，以上學(xué)者的研究對象僅局限于巖石和完整充填體，對于分層充填體的力學(xué)特性受加載速率影響的研究較少。

鑒于此，為研究不同加載速率對分層充填體的力學(xué)特性和破壞模式的影響，參考現(xiàn)有研究經(jīng)驗，現(xiàn)在實驗室測試單軸抗壓強度時一般采用靜態(tài)加載[13,23-24]，設(shè)定0.2、0.5、1.0、1.5、2.0 mm/min 5種加載速率，分別對養(yǎng)護3、7、28 d的分層充填體進行單軸壓縮試驗，根據(jù)不同加載速率的單軸抗壓強度試驗結(jié)果，分析不同養(yǎng)護齡期的分層充填體強度及破壞模式與加載速率之間的關(guān)系并建立回歸方程，得到臨界加載速率，以期為選擇合適的加載速率評估分層充填體的強度提供參考依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試驗背景

基于分段空場嗣后充填采礦法在利國鐵礦中的實際應(yīng)用，通常將采場劃分為礦房和礦柱，礦房與礦柱分兩步回采，一步回采礦柱，將尾砂膠結(jié)充填料漿輸送至采空區(qū)，待膠結(jié)充填體整體強度達到設(shè)計強度時，二步回采相鄰礦房，且該鐵礦采用分期充填，即各階段采空區(qū)分三次充填。因此，針對分層充填體開展室內(nèi)試驗研究。

1.2 試驗原料及試樣制備

選用江蘇利國鐵礦選廠的尾砂，采用Malvern 2000激光粒度分析儀對干燥后的尾砂進行激光粒度分析，尾砂粒徑分布曲線如圖1所示。利用X射線衍射儀對尾砂的化學(xué)成分進行分析，結(jié)果如表1所示。膠凝劑為P·O42.5普通硅酸鹽水泥，拌和水為實驗室自來水。

圖1 尾砂粒徑分布曲線Fig.1 Partical size distribution curve of tailings

表1 尾砂化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of tailings

1.3 試驗過程

考慮該鐵礦生產(chǎn)實際及試驗的合理性，設(shè)定料漿質(zhì)量濃度72%、上下層灰砂比1∶4、中間層灰砂比1∶6、充填間隔時間24 h，制作3分層充填體試件，將料漿分3次澆筑到直徑為50 mm，高度為100 mm的亞克力圓柱模具中，每層高度為33.3 mm，固結(jié)24 h后脫模。將試件置于恒溫恒濕試驗箱中分別養(yǎng)護3、7、28 d，養(yǎng)護溫度為20 ℃，相對濕度為92%±5%。養(yǎng)護完成后，利用砂紙對試件的上下端面輕微打磨以保證試件上下端面光滑平整。試驗采用TAW-200電子式多功能材料力學(xué)試驗機，按照0.2、0.5、1.0、1.5、2.0 mm/min 5種加載速率進行分層充填體單軸壓縮試驗。單軸壓縮試驗流程圖2所示。

圖2 單軸壓縮試驗流程Fig.2 Uniaxial compression test process

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗結(jié)果

對分層充填體試件進行單軸壓縮試驗，獲得試件的力學(xué)參數(shù)如表2所示。

2.2 分層充填體的應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖3為分層充填體在各加載速率下的應(yīng)力應(yīng)變曲線。

從圖3可以觀察到，不同加載速率下分層充填體的應(yīng)力應(yīng)變曲線經(jīng)歷了初始壓密階段、彈性變形階段、裂紋擴展階段、峰后破壞階段，與完整充填體[18]類似，但不同的是，分層充填體初始壓密階段是試件內(nèi)部的缺陷和分層結(jié)構(gòu)面共同被壓密閉合的過程，且裂紋擴展階段到達的峰值應(yīng)力有所折減[11]。

表2 力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters

圖3 不同加載速率下分層充填體應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves of layered backfill with different loading rates

由于養(yǎng)護齡期的不同，各應(yīng)力應(yīng)變曲線存在明顯區(qū)別，以加載速率為0.2 mm/min為例，養(yǎng)護齡期越長，彈性變形階段曲線斜率越大且延伸越高，峰后跌落越迅速。這是由于水泥的水化反應(yīng)與養(yǎng)護齡期呈正比，隨著養(yǎng)護齡期的延長，充填體中的鈣礬石晶體和C-S-H凝膠等水化產(chǎn)物越多，這些膠凝物質(zhì)與尾砂顆粒連接形成穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，從而表現(xiàn)為養(yǎng)護齡期對充填體強度和剛度的強化效應(yīng)，同樣的結(jié)論在前人的研究中也有提及[25-27]。

養(yǎng)護齡期相同時，應(yīng)力應(yīng)變曲線隨加載速率的不同表現(xiàn)出一定規(guī)律性，養(yǎng)護齡期為7、28 d時，隨著加載速率的增加，彈性變形階段曲線斜率先增加后減小，表現(xiàn)為彈性模量先升高后降低，延伸高度先升高后降低，這說明分層充填體同樣具有加載臨界值[15]的特有現(xiàn)象。

2.3 分層充填體的抗壓強度

根據(jù)表2中數(shù)據(jù)可以得到不同養(yǎng)護齡期分層充填體的單軸抗壓強度與加載速率的散點關(guān)系圖，如圖4所示。

圖4 分層充填體的單軸抗壓強度與加載速率的散點關(guān)系圖Fig.4 Scatter diagram of uniaxial compressive strength and loading rate of layered backfill

由表2可知，養(yǎng)護齡期3 d時，加載速率為0.2、0.5、1.0 mm/min時，對應(yīng)的單軸抗壓強度分別為0.444、0.399、0.301、0.241、0.195 MPa，彈性模量分別為0.430、0.565、0.477 MPa，單軸抗壓強度、彈性模量均與加載速率呈負(fù)相關(guān)。養(yǎng)護齡期7 d時，臨界加載速率在1.5 mm/min左右，試件的單軸抗壓強度最大值為1.204 MPa，增減幅度分別為5.8%、36.1%、25.8%、17.4%。養(yǎng)護齡期28 d時，臨界加載速率在1.0～1.5 mm/min，試件的單軸抗壓強度最大值為3.210 MPa，增減幅度分別為2.02%、8.8%、4.73%、37.8%。

由圖4可知，養(yǎng)護3 d的分層充填體，單軸抗壓強度隨加載速率的增加而逐漸減小，這是因為養(yǎng)護齡期太短，分層充填體內(nèi)部原始微裂隙、孔隙較多且結(jié)構(gòu)面之間存在較大縫隙，層間顆粒黏結(jié)力較小，結(jié)構(gòu)極不穩(wěn)定，在承受外界載荷時極易破壞[21]。當(dāng)養(yǎng)護齡期達到7 d和28 d時，隨加載速率的增加，分層充填體的強度呈現(xiàn)出先增加后降低的趨勢，造成這種現(xiàn)象的原因在于加載速率對分層充填體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的影響[15,18,24]，當(dāng)加載速率小于臨界加載速率時，提高加載速率，縮短了分層充填體的破壞時間，從而限制了分層充填體內(nèi)部微裂紋、孔隙等缺陷的充分演化發(fā)展，因此在宏觀上表現(xiàn)為抗壓強度的增大，當(dāng)達到臨界加載速率后，較大的加載速率造成實體承載結(jié)構(gòu)在短時間內(nèi)迅速破壞，表現(xiàn)為分層充填體分層結(jié)構(gòu)面的分離、錯動以及原始缺陷的擴展延伸以至發(fā)生連鎖效應(yīng)，致使分層充填體整體破壞，從而降低了抗壓強度。

根據(jù)以上分析結(jié)果，考慮建立能夠表征分層充填體的抗壓強度與加載速率關(guān)系的回歸方程。通過origin分析軟件對養(yǎng)護齡期3、7、28 d分別進行了線性、多項式和非線性擬合，得到擬合關(guān)系式為

σ1=A1+B1υ

(1)

σ2=A2+B2υ+C1υ2

(2)

(3)

式中：σ1、σ2、σ3對應(yīng)養(yǎng)護齡期3、7、28 d的抗壓強度；A1、A2、A3、B1、B2、C1、C2為與抗壓強度與加載速率有關(guān)的系數(shù)，如圖4所示。式(1)～式(3)的相關(guān)系數(shù)R2分別為0.980 08、0.851 14、0.951 08，擬合程度均較好。

2.4 分層充填體的破壞模式

分層充填體具有明顯的速率效應(yīng)是其內(nèi)部孔隙和裂紋發(fā)育、擴展延伸的結(jié)果，因此探究了分層充填體最終形成宏觀破壞的規(guī)律，圖5～圖7所示為不同加載速率下養(yǎng)護齡期3、7、28 d分層充填體的破壞模式。

由圖5～圖7可以發(fā)現(xiàn)，隨著加載速率的增加，分層充填體的破壞模式發(fā)生改變，在臨界加載速率時破壞模式有明顯轉(zhuǎn)變。

圖5 不同加載速率下養(yǎng)護齡期3 d分層充填體的破壞模式Fig.5 Failure modes of layered backfill with curing age of 3 days under different loading rates

圖6 不同加載速率下養(yǎng)護齡期7 d分層充填體的破壞模式Fig.6 Failure modes of layered backfill withcuring age of 7 days under different loading rates

圖7 不同加載速率下養(yǎng)護齡期28 d分層充填體的破壞模式Fig.7 Failure modes of layered backfill with curing age of 28 days under different loading rates

由圖5可以看出，分層充填體試件養(yǎng)護3 d時，加載速率0.2 mm/min時，發(fā)生拉伸剪切混合破壞，當(dāng)加載速率增加到0.5 mm/min，端部效應(yīng)明顯，中間層發(fā)生拉伸破壞并延伸到下層，當(dāng)加載速率繼續(xù)增加到1.0 mm/min，產(chǎn)生一條貫穿分層結(jié)構(gòu)面的主裂紋，中間層碎脹嚴(yán)重，當(dāng)加載速率繼續(xù)增加到1.5、2.0 mm/min時，中間低強度區(qū)就發(fā)生嚴(yán)重破壞且大塊脫落。

由圖6可以看出，養(yǎng)護7 d時，加載速率0.2 mm/min時，產(chǎn)生較多裂紋，主要發(fā)生拉伸破壞且貫穿上下層，當(dāng)加載速率增加到0.5 mm/min，發(fā)生剪切破壞，當(dāng)加載速率繼續(xù)增加到1.0 mm/min，裂紋最先出現(xiàn)在中間層，向下層延伸，當(dāng)加載速率繼續(xù)增加到1.5 mm/min時，中間層裂紋明顯增多，加載速率達到2.0 mm/min時，破壞模式轉(zhuǎn)化為共軛剪切破壞。

由圖7可以看出，當(dāng)養(yǎng)護齡期達到28 d時，加載速率0.2、0.5、1.0 mm/min時，破壞模式大致相同，均表現(xiàn)為中間層向外脹裂破壞，與上下兩層產(chǎn)生分離、錯動，加載速率為1.5 mm/min時，中部產(chǎn)生大量裂紋與上層出現(xiàn)的一條縱向裂紋共同形成共軛剪切破壞，加載速率達到2.0 mm/min時，發(fā)生共軛剪切破壞，試件破壞嚴(yán)重。

3 結(jié)論

(1)不同加載速率下分層充填體的應(yīng)力應(yīng)變曲線與完整充填體類似，但分層充填體初始壓密階段是試件內(nèi)部的缺陷和分層結(jié)構(gòu)面共同被壓密閉合的過程，峰值應(yīng)力有所折減。

(2)養(yǎng)護齡期3 d時，分層充填體的單軸抗壓強度隨加載速率的增加而減小，養(yǎng)護齡期為7、28 d時，存在臨界加載速率。當(dāng)加載速率小于臨界加載速率時，提高加載速率可以限制初始缺陷的發(fā)育，當(dāng)達到臨界加載速率后，加載速率將會促進分層結(jié)構(gòu)面的分離、錯動及原始缺陷的擴展延伸，抗壓強度降低。

(3)隨著加載速率的增加，養(yǎng)護3 d時，分層充填體的破壞模式由拉伸剪切混合破壞變?yōu)槔炱茐?，加載速率較大時，短時間內(nèi)發(fā)生破壞且大塊脫落。養(yǎng)護7、28 d時，在達到臨界加載速率時破壞模式轉(zhuǎn)變共軛剪切破壞，中間層破壞嚴(yán)重且與上下兩層產(chǎn)生明顯分離、錯動。

研究結(jié)果為室內(nèi)試驗選擇合適的加載速率評估分層充填體的強度提供了重要依據(jù)，并為深入理解分層充填體的力學(xué)特性和破壞形式提供了參考。