復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體承載破壞演化特征

王其虎 楊 帆 王 杰 賀耀華 熊淦麟 姚 囝

(1.武漢科技大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，湖北 武漢 430081;2.冶金礦產(chǎn)資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430081;3.武鋼資源集團(tuán)烏龍泉礦業(yè)有限公司，湖北 武漢 430213)

充填法不僅能夠有效防止地表陷落，提高回采率，而且還能減少地表廢棄物排放，是實現(xiàn)地下金屬礦山綠色開采的首選。隨著充填法技術(shù)的成熟和推廣，其應(yīng)用場景越來越多。由于地下采場非均勻荷載的分布以及充填工藝的需要，同一種強(qiáng)度的均勻支撐體已經(jīng)逐漸無法適應(yīng)復(fù)雜的地下工程環(huán)境。馮國瑞等[1]、白錦文等[2]研究認(rèn)為關(guān)鍵柱的穩(wěn)定性是整個采場穩(wěn)定的關(guān)鍵，提出了關(guān)鍵柱柱旁充填支護(hù)理論，形成了礦柱—充填體的復(fù)合支撐結(jié)構(gòu)體，并發(fā)現(xiàn)了復(fù)合結(jié)構(gòu)體內(nèi)部應(yīng)力分布不均勻的現(xiàn)象。姚囝等[3]針對高山河谷區(qū)的地下采場壓力分布不均的問題，分別使用強(qiáng)度較高和強(qiáng)度較低的充填體充填高應(yīng)力采區(qū)和低應(yīng)力采區(qū)保證采場頂板的穩(wěn)定性。王其虎等[4]針對廢石尾砂交替充填采場造成不同充填體承擔(dān)的荷載不均勻現(xiàn)象，提出了柔性接頂?shù)膽?yīng)力協(xié)調(diào)解決方案。ZHU等[5]、郭廣禮等[6]研究發(fā)現(xiàn)，由煤柱—充填體形成的復(fù)合支撐體內(nèi)煤柱中的應(yīng)力大于充填體中的應(yīng)力。上述學(xué)者針對復(fù)雜地質(zhì)條件利用多種材料組合而成的復(fù)合支撐結(jié)構(gòu)體支撐頂板，并發(fā)現(xiàn)了復(fù)合結(jié)構(gòu)體內(nèi)部應(yīng)力分布不均的現(xiàn)象。

在傳統(tǒng)的充填法采礦過程中，充填體充入采場后與周圍的環(huán)境耦合成為支撐系統(tǒng)中的一部分，整個系統(tǒng)共同支撐采場[7]。充填體作為整個支撐系統(tǒng)中的一部分，必將與周圍的環(huán)境相互作用。針對充填體與圍巖組合而成的復(fù)合結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，相關(guān)學(xué)者進(jìn)行了較多的研究。研究發(fā)現(xiàn)充填體對圍巖具有支護(hù)作用[8-13]，這種支護(hù)作用受到充填率[14-15]、充填體強(qiáng)度[8-9]、圍壓[16]等因素的影響。充填體與圍巖形成的復(fù)合結(jié)構(gòu)體的內(nèi)部應(yīng)力復(fù)雜，導(dǎo)致其承載能力出現(xiàn)變化(強(qiáng)度一般介于充填體和圍巖之間[11-12])，其破壞特征更加復(fù)雜(圍巖的破壞與充填的破壞相互影響[8-9，10])。由于充填工藝或者復(fù)雜環(huán)境的需要，經(jīng)常形成不同強(qiáng)弱組合的復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體，如二步驟充填中間隔分布的不同強(qiáng)度的充填體組合形成復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體。同樣的，由于不同強(qiáng)弱充填體力學(xué)性質(zhì)的差異，必將導(dǎo)致復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體內(nèi)部應(yīng)力分布不均勻，其力學(xué)行為也更加復(fù)雜。

針對復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體存在的應(yīng)力分布不均的現(xiàn)象，開展由兩種不同強(qiáng)度充填體組合而成的復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的變形損傷和破壞特征研究。通過改變強(qiáng)弱介質(zhì)的組合來探究其外在的整體力學(xué)行為和內(nèi)在的損傷演化特征，分析復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的力學(xué)行為與兩介質(zhì)力學(xué)性質(zhì)差異之間的關(guān)系，建立復(fù)合充填體內(nèi)部復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)與整體力學(xué)行為之間的聯(lián)系，為進(jìn)一步研究復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的共同承載機(jī)理提供基礎(chǔ)。

1 復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體受力分析

二步驟強(qiáng)度較低的充填體記為介質(zhì)A，一步驟強(qiáng)度較高的充填體記為介質(zhì)B，介質(zhì)A和介質(zhì)B共同組成復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體(以下簡稱為“復(fù)合體”)，如圖1所示。在頂板的剛性約束下，介質(zhì)A和介質(zhì)B的軸向位移相同，但是由于物理力學(xué)性質(zhì)差異，導(dǎo)致介質(zhì)A和介質(zhì)B內(nèi)部的應(yīng)力大小不同，如圖1所示。

圖1 復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體承載示意Fig.1 Load bearing schematic of composite filling structure

由于兩介質(zhì)共同支撐頂板，因此復(fù)合體整體所承受的荷載大小為FA+FB，其應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系為

由式(1)可知，f(x)同時受到fA(x)和fB(x)的影響。以同一種介質(zhì)B的應(yīng)力—應(yīng)變曲線為基準(zhǔn)，主要考慮彈性模量(E)和峰值強(qiáng)度(fmax)的差別，本研究總結(jié)出6種可能的介質(zhì)A的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，參考式(1)推測出6種理論上的復(fù)合體應(yīng)力—應(yīng)變曲線，如圖2所示。

圖2 復(fù)合體的6種應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.2 Six stress-strain curves of the composite body

圖2所示的6種曲線可以分為以下3類。第1類如圖2(a)和圖2(d)所示，復(fù)合體整體表現(xiàn)出一個斜率為正的彈性階段(Ⅲ)。由于介質(zhì)A強(qiáng)度遠(yuǎn)小于介質(zhì)B，在壓密階段結(jié)束之前，介質(zhì)A已達(dá)到其強(qiáng)度極限，其對復(fù)合體力學(xué)行為的影響很小，介質(zhì)B始終承擔(dān)了絕大部分荷載。第2類如圖2(b)和圖2(e)所示，復(fù)合體整體表現(xiàn)出兩個斜率都為正的彈性階段(Ⅱ、Ⅲ)。由于介質(zhì)A強(qiáng)度達(dá)到了一定程度，使其承擔(dān)了部分荷載。第3類如圖2(c)和圖2(f)所示，復(fù)合體整體表現(xiàn)出一個斜率為正的彈性階段(Ⅱ)和一個斜率為負(fù)的彈性階段(Ⅲ)。由于介質(zhì)A的強(qiáng)度繼續(xù)增大，使其在復(fù)合體整體承載能力達(dá)到了峰值后仍然承擔(dān)了一部分荷載。

可見，復(fù)合體的應(yīng)力應(yīng)變受介質(zhì)A、B的影響較為明顯。本研究以圖2(b)為例分析復(fù)合體的應(yīng)力、應(yīng)變?nèi)绾问芙橘|(zhì)A和介質(zhì)B影響。根據(jù)復(fù)合體的應(yīng)力變化特征將其承載過程分為4個階段:

(1)第I階段，壓密階段。fB′(x)＞fA′(x)＞0。該階段應(yīng)變從0增加到x1，介質(zhì)B和介質(zhì)A處于壓密階段，f′(x)逐漸增大。由于介質(zhì)B的強(qiáng)度和剛度高于介質(zhì)A，f(x)的趨勢由fB(x)主導(dǎo)，所以當(dāng)fB(x)進(jìn)入彈性階段時，f(x)也進(jìn)入彈性階段。

(4)第Ⅳ階段，屈服后階段。f′B(x)＜f′A(x)＜0。該階段應(yīng)變從x3增加到x4，由于介質(zhì)B產(chǎn)生屈服破壞，系統(tǒng)整體也將跟隨介質(zhì)B失去承載能力。

分析表明，復(fù)合體整體的應(yīng)力、應(yīng)變與兩介質(zhì)的力學(xué)性質(zhì)存在著密切關(guān)系，復(fù)合體的力學(xué)行為受到介質(zhì)A和介質(zhì)B的影響較為明顯，并且情況復(fù)雜多變。結(jié)合上述理論分析，在實驗室內(nèi)澆筑了不同強(qiáng)度介質(zhì)組合的復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體試樣，通過單軸壓縮試驗和聲發(fā)射信號特征來分析復(fù)合體的承載破壞演化過程，探討介質(zhì)A、介質(zhì)B的力學(xué)性質(zhì)對復(fù)合體整體力學(xué)行為的影響。

2 試驗方案

選擇9種不同灰砂比和漿料濃度的尾砂膠結(jié)充填體作為強(qiáng)度較低的介質(zhì)A;選擇1種含粗骨料的漿料配比的充填體作為強(qiáng)度較高的介質(zhì)B。分別制備單一試樣和復(fù)合試樣，其尺寸為60 mm×60 mm×120mm(長×寬×高)，如圖3所示，單一試樣的配比和單軸抗壓強(qiáng)度如表1所示。介質(zhì)B分別與9種介質(zhì)A組合形成9組復(fù)合試樣。單一試樣和復(fù)合試樣共19組，每組試樣同時澆筑3個，共57個試樣。單一試樣的編號如表1所示，復(fù)合試樣的編號由介質(zhì)B的編號和介質(zhì)A的編號連接而成，例如介質(zhì)B與編號A6的介質(zhì)A組合而成的復(fù)合試樣編號為A6-B。

圖3 復(fù)合試樣和單一試樣尺寸Fig.3 Dimension of composite sample and single sample

表1 兩介質(zhì)的漿料配比Table 1 Slurry ratio of two medias

2.1 試驗材料

選擇大冶鐵礦白雉山尾礦庫的全尾砂作為充填體的主要材料，使用馬爾文MS2000激光粒度分析儀對其進(jìn)行粒度分析，粒徑分布如圖4所示。得到中值粒徑d50=188.838μm，參考《尾礦設(shè)施設(shè)計參考資料》，本次試驗所用的尾砂屬于粗尾砂[17]。d60=241.726μm，d30=90.558μm，d10=15.594μm，由此得到不均勻系數(shù)為15.501，曲率系數(shù)為2.176，級配良好。使用奧林巴斯公司的Vanta手持式XRF分析儀對該尾砂進(jìn)行成分分析[18]，發(fā)現(xiàn)其主要成分為CaCO3(37.44%)、SiO2(29.25%)、Fe2O3(10.27%)、MgO(11.2%)、Al2O3(7.6%)，另外還有少量的 S、P、Mn、Ti、Cu、Zn等元素的氧化物。膠結(jié)劑選用M32.5號水泥，介質(zhì)B中的粗骨料選用粒徑4～8 mm的普通建筑用碎石。

圖4 尾砂的級配曲線Fig.4 Grading curves of tailings

2.2 試樣制作與試驗過程

復(fù)合試樣和單一試樣均采用三聯(lián)鋼制模具進(jìn)行澆筑。復(fù)合試樣中間使用薄鋼板分隔，如圖5(a)所示，在薄鋼板左右兩側(cè)同時倒入不同配比的兩介質(zhì)漿料，10 min后拔出薄鋼片，無沉降后刮平表面。24 h后拆模，在溫度(20±2)℃、相對濕度(95±2)%的養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d，養(yǎng)護(hù)后的試樣如圖5(b)所示。養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，使用YZW-30A型微機(jī)控制電子式巖石直剪儀對試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗，最大軸向加載力為250 kN。測試過程中，采用0.002 mm/s的軸向位移速度施加軸向壓縮荷載，以0.2 s的采樣間隔記錄試樣的軸向荷載和軸向位移。

圖5 模具和試樣Fig.5 Molds and samples

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 強(qiáng)度變化特征

介質(zhì)A的強(qiáng)度隨灰砂比和漿料濃度的變化特征如圖6所示。當(dāng)漿料濃度一定時，介質(zhì)A的強(qiáng)度隨著灰砂比的增加而增加;當(dāng)灰砂比一定時，介質(zhì)A的強(qiáng)度隨著漿料濃度的增加而增加。雖然9種介質(zhì)A的強(qiáng)度各不相同，但是總體上看，這9種強(qiáng)度分布在4個強(qiáng)度水平上。由圖6可知:第①強(qiáng)度水平為0.63～0.89 MPa(A4、A7、A8);第②強(qiáng)度水平為 1.46～1.73 MPa(A1、A5、A9);第③強(qiáng)度水平為 3.13～3.21 MPa(A2、A6);第④強(qiáng)度水平為6.18 MPa(A3)。

圖6 濃度和灰砂比對介質(zhì)A強(qiáng)度的影響Fig.6 Influence of concentration and cement sand ratio on strength of media A

復(fù)合體力學(xué)性質(zhì)受到介質(zhì)A和介質(zhì)B共同影響，改變不同強(qiáng)弱介質(zhì)組合時，與之相應(yīng)的復(fù)合體強(qiáng)度也會發(fā)生變化[19-20]。為研究復(fù)合體強(qiáng)度變化特征，當(dāng)介質(zhì)B的強(qiáng)度一定時，以介質(zhì)A的強(qiáng)度為自變量，復(fù)合體強(qiáng)度為因變量，獲取復(fù)合體強(qiáng)度隨介質(zhì)A強(qiáng)度的變化特征。由圖7可知:介質(zhì)A的強(qiáng)度與復(fù)合體強(qiáng)度具有較強(qiáng)的相關(guān)性，線性擬合系數(shù)為0.853，總體上復(fù)合體強(qiáng)度隨著介質(zhì)A強(qiáng)度的增加而增加。復(fù)合體的強(qiáng)度也跟隨介質(zhì)A表現(xiàn)出4個強(qiáng)度水平，如圖7所示。試驗結(jié)果表明:介質(zhì)A強(qiáng)度的變化對復(fù)合體承載能力具有較為明顯的影響。

圖7 復(fù)合體強(qiáng)度與介質(zhì)A強(qiáng)度的關(guān)系Fig.7 Relationship between the strength of composite sample and media A

3.2 應(yīng)力—應(yīng)變曲線特征分析

單軸壓縮條件下，復(fù)合體的整體荷載由介質(zhì)A和介質(zhì)B共同承擔(dān)，兩介質(zhì)力學(xué)性質(zhì)的差異導(dǎo)致內(nèi)部應(yīng)力分布不均[2]，其應(yīng)力—應(yīng)變曲線與單一試樣有較為明顯的區(qū)別。如圖8所示，在4個強(qiáng)度水平中各選擇一組復(fù)合體，其編號依次為 A4-B、A5-B、A2-B、A3-B(其中介質(zhì) A 的強(qiáng)度遞增，即:σA4＜σA5＜σA2＜σA3)。在介質(zhì)A強(qiáng)度增加的過程中，出現(xiàn)兩種應(yīng)力—應(yīng)變曲線，一種彈性階段發(fā)生明顯偏折(A4-B、A5-B、A2-B)，另一種彈性階段不發(fā)生明顯偏折(A3-B)。將拐點之前的彈性階段命名為第一彈性階段，之后的彈性階段命名為第二彈性階段。由圖8可知:隨著介質(zhì)A強(qiáng)度增加，不僅復(fù)合體整體強(qiáng)度在增大，而且第一彈性階段在增長、第二彈性階段在縮短，第一彈性階段的斜率明顯大于第二彈性階段;在介質(zhì)A強(qiáng)度大于3.21 MPa(第③強(qiáng)度水平)時，第二彈性階段消失，第一彈性階段占據(jù)整個彈性階段(A3-B復(fù)合體)。

圖8 復(fù)合體應(yīng)力—應(yīng)變曲線特征Fig.8 Characteristics of composite sample stress-strain curves

為深入分析復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體在單軸壓縮條件下的應(yīng)力狀態(tài)與兩介質(zhì)之間的關(guān)系，對比分析A5-B、A5、B試樣的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，如圖9所示。由圖9可知:復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的應(yīng)力—應(yīng)變曲線特征與兩介質(zhì)的應(yīng)力—應(yīng)變具有較為明顯的區(qū)別和聯(lián)系;根據(jù)復(fù)合體彈性階段的特征以及介質(zhì)A和介質(zhì)B的應(yīng)力應(yīng)變特征，可將復(fù)合體的單軸壓縮過程分為4個階段。

圖9 介質(zhì)A、介質(zhì)B和復(fù)合體的應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves of media A，media B and composite sample

由圖9可知:

(1)第Ⅰ階段對應(yīng)于壓密階段。復(fù)合體壓密階段同步于介質(zhì)B的壓密階段，這是由于介質(zhì)B的強(qiáng)度和剛度大于介質(zhì)A，復(fù)合體的荷載主要由介質(zhì)B承擔(dān)，因此復(fù)合體的應(yīng)力—應(yīng)變曲線變化趨勢與介質(zhì)B相近。

(2)第Ⅱ階段對應(yīng)于第一彈性階段。相同的位移量下，由于介質(zhì)A和介質(zhì)B的物理力學(xué)性質(zhì)差異，復(fù)合體內(nèi)部介質(zhì)B產(chǎn)生的應(yīng)力大于介質(zhì)A，介質(zhì)B承擔(dān)了復(fù)合體大部分荷載，介質(zhì)A則起到輔助承擔(dān)的作用，復(fù)合體整體表現(xiàn)出彈性。

(3)第Ⅲ階段對應(yīng)于第二彈性階段。在該階段復(fù)合體整體荷載的主要承擔(dān)者(介質(zhì)B)仍然處于彈性階段，所以復(fù)合體整體仍然表現(xiàn)出彈性。介質(zhì)A在該階段超過了其強(qiáng)度極限，雖然其仍然具有一定的殘余承載能力，但是復(fù)合體整體較第一彈性階段的承載能力有所下降，表現(xiàn)為整體彈性模量減小，因此應(yīng)力—應(yīng)變曲線斜率減小。

(4)第Ⅳ階段對應(yīng)于屈服后階段。隨著位移持續(xù)增加，介質(zhì)B也達(dá)到了屈服極限，復(fù)合體整體開始產(chǎn)生屈服破壞。

上述復(fù)合體的4個階段與理論分析一致，試驗結(jié)果與圖2(b)相同。分析表明:復(fù)合體的承載特征有別于單一介質(zhì)，應(yīng)力—應(yīng)變曲線中兩彈性階段的拐點隨介質(zhì)A強(qiáng)度的增大逐漸后移直至消失，復(fù)合體整體應(yīng)力—應(yīng)變特征受兩介質(zhì)的力學(xué)性質(zhì)影響較為明顯。

3.3 復(fù)合體損傷演化規(guī)律

復(fù)合體在承壓過程中內(nèi)部應(yīng)力分布不均，可能會造成某一側(cè)承載介質(zhì)應(yīng)力集中并發(fā)生損傷破壞。為進(jìn)一步探究復(fù)合體的損傷破壞特征，對其開展聲發(fā)射信號監(jiān)測，分析其損傷演化規(guī)律。在進(jìn)行單軸壓縮試驗同時，將聲發(fā)射探頭(PAC，Nano30)貼于試樣左右兩側(cè)，每一側(cè)各貼3個，如圖10所示，門檻設(shè)置為40 dB。通過監(jiān)測介質(zhì)A和介質(zhì)B內(nèi)部聲發(fā)射信號的變化過程，從而分析其內(nèi)部損傷演化規(guī)律。

圖10 聲發(fā)射試驗設(shè)備Fig.10 Acoustic emission test device

按照介質(zhì)A強(qiáng)度從大到小的變化規(guī)律，在4個強(qiáng)度水平中分別選取A4-B、A5-B、A2-B、A3-B復(fù)合試樣進(jìn)行振鈴計數(shù)率、累計振鈴計數(shù)和應(yīng)力隨時間的演化特征分析，結(jié)果如圖11所示。

圖11 聲發(fā)射振鈴計數(shù)率、累計振鈴計數(shù)和應(yīng)力隨時間的演化特征Fig.11 Evolution characteristics of acoustic emission ringing count rate，cumulative ringing count and stress with time

由圖11可知:

(1)圖11(a)、圖11(b)以及圖11(c)中，第一彈性階段與第二彈性階段的轉(zhuǎn)折點處振鈴計數(shù)有一個大幅度上升的過程，表明此時復(fù)合體內(nèi)部出現(xiàn)了較大損傷，聲發(fā)射信號變得活躍，結(jié)合前文分析可以知，在轉(zhuǎn)折點處介質(zhì)A出現(xiàn)了大量損傷，產(chǎn)生較多的彈性波。振鈴計數(shù)從第二彈性階段開始出現(xiàn)較大增長，表明在第二彈性階段介質(zhì)A的損傷不斷發(fā)展，直到復(fù)合體整體產(chǎn)生屈服破壞，可知復(fù)合體內(nèi)部介質(zhì)A先于介質(zhì)B產(chǎn)生屈服破壞。

(2)圖11(d)中，隨著介質(zhì)A強(qiáng)度的增大，振鈴計數(shù)率向復(fù)合體壓密階段和屈服破壞階段兩端產(chǎn)生較大增長。當(dāng)介質(zhì)A強(qiáng)度提高到第二彈性階段消失時，復(fù)合體整體的應(yīng)力—時間曲線和振鈴計數(shù)都表現(xiàn)出單一巖體的特征(壓密階段振鈴計數(shù)逐漸增多，彈性階段振鈴計數(shù)出現(xiàn)平靜期，屈服后階段振鈴計數(shù)出現(xiàn)急劇增加)，可以認(rèn)為復(fù)合充填體內(nèi)介質(zhì)A和介質(zhì)B幾乎同時產(chǎn)生屈服破壞。

觀察復(fù)合試樣在單軸壓縮過程中宏觀裂紋的演化方式可知，A4-B、A5-B、A2-B試樣的介質(zhì)A一側(cè)(左側(cè)相對較弱的介質(zhì))首先出現(xiàn)裂紋，隨著荷載增大，介質(zhì)A一側(cè)的裂紋逐漸匯集于兩介質(zhì)的接觸面處，快到達(dá)峰值荷載時裂紋從接觸面擴(kuò)展至介質(zhì)B中(圖12(a)、圖12(b)和圖12(c));A3-B試樣的裂紋演化時間較短，在其達(dá)到峰值時，裂紋快速貫通兩介質(zhì)，接觸面處沒有明顯的錯動(圖12(d))。分析認(rèn)為:A4-B、A5-B、A2-B試樣由于介質(zhì)A承載能力較弱，在復(fù)合體達(dá)到峰值應(yīng)力之前介質(zhì)A就先于介質(zhì)B出現(xiàn)損傷破壞，進(jìn)而影響到介質(zhì)B的裂紋擴(kuò)展。而A3-B試樣由于其整體峰值應(yīng)變沒有超過介質(zhì)A的峰值應(yīng)變，因此在整體破壞之前介質(zhì)A沒有出現(xiàn)宏觀裂紋;當(dāng)介質(zhì)B破壞時，荷載瞬間作用到介質(zhì)A一側(cè)，超過其峰值應(yīng)力，導(dǎo)致其與介質(zhì)B同時產(chǎn)生破壞，裂紋快速貫通兩介質(zhì)。

圖12 復(fù)合試樣裂紋分布Fig.12 Crack distribution of composite samples

上述分析表明:當(dāng)介質(zhì)A強(qiáng)度大于3.21 MPa時，復(fù)合體表現(xiàn)出較好的完整性，即呈現(xiàn)出單一巖體的物理力學(xué)性質(zhì)，介質(zhì)A和介質(zhì)B同時產(chǎn)生屈服破壞。但是當(dāng)介質(zhì)A強(qiáng)度小于等于3.21 MPa時，復(fù)合體的物理力學(xué)性質(zhì)呈現(xiàn)出相對復(fù)雜的狀態(tài)，介質(zhì)A先于介質(zhì)B產(chǎn)生屈服破壞。

4 結(jié) 論

(1)通過理論分析、單軸壓縮試驗和聲發(fā)射信號監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體內(nèi)部應(yīng)力分布不均，整體力學(xué)行為比單體更加復(fù)雜，這與內(nèi)部兩介質(zhì)的力學(xué)性質(zhì)密切相關(guān)。

(2)復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的強(qiáng)度主要由強(qiáng)介質(zhì)的力學(xué)性質(zhì)決定，但是與弱介質(zhì)強(qiáng)度呈正相關(guān)。當(dāng)強(qiáng)介質(zhì)強(qiáng)度一定時，復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體強(qiáng)度隨弱介質(zhì)強(qiáng)度增加而線性增加。

(3)復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的承載特征受弱介質(zhì)強(qiáng)度影響。弱介質(zhì)強(qiáng)度小于等于3.21 MPa時，復(fù)合試樣的應(yīng)力—應(yīng)變曲線出現(xiàn)兩個彈性階段，第一彈性階段的斜率比第二彈性階段大，并且隨著弱介質(zhì)強(qiáng)度的增加，第一彈性階段不斷增長，第二彈性階段不斷減小直至消失。

(4)復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的損傷破壞規(guī)律與其弱介質(zhì)強(qiáng)度有關(guān)。當(dāng)弱介質(zhì)強(qiáng)度小于等于3.21 MPa時，復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的損傷破壞規(guī)律表現(xiàn)為弱介質(zhì)先于強(qiáng)介質(zhì)產(chǎn)生屈服破壞，當(dāng)弱介質(zhì)強(qiáng)度大于3.21 MPa時，復(fù)合充填結(jié)構(gòu)體的損傷破壞規(guī)律表現(xiàn)為強(qiáng)弱介質(zhì)同時產(chǎn)生屈服破壞。