基于DIC的含水尾砂堆積壩振動破壞研究

劉美辰 趙怡晴 金愛兵 田欣然 劉先葦

(1.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083;2.金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室,北京 100083)

尾礦壩是我國安全生產的9個重大危險源之一,是高勢能“人造泥石流”源體。地震是誘發尾礦庫事故的第二大因素[1-3],且在水入侵作用下尾砂堆積體強度會顯著弱化,極易引發表面開裂、壩體滑坡、崩塌等突發性地質災害,嚴重威脅著人民生命財產安全和生態環境[1]。因此開展含水尾砂堆積壩的振動破壞特性分析,尤其是表面變形破裂的研究愈發重要。

目前學術界對含水尾砂力學性質、堆積壩振動變形及壩體穩定性等開展了廣泛研究。在含水尾砂力學試驗方面,李志平等[4]通過現場試驗得出含水(0～20%)尾砂內摩擦角的變化趨勢與尾砂沉積特性有關。海龍等[5]、梁冰等[6]通過直剪試驗研究了含水率(3%～20%)和壓實度影響下的尾砂抗剪強度,認為黏聚力隨含水率升高先增大后減小,而內摩擦角變化較小,其他學者[6-9]也得到了類似的結論。林海等[9]利用直剪試驗、X射線衍射分析和掃描電鏡等手段開展了尾砂抗剪強度研究,發現隨著含水率(10%～20%)增大,抗剪強度由于存在黏土礦物而減小。金佳旭等[10]通過常規三軸試驗研究了含水(11%～19%)尾細砂的力學性質,發現當含水率由15%增至17%時,黏聚力下降較明顯。

在含水尾砂堆積壩振動變形及穩定性研究方面,陳宜楷[11]、秦華禮等[12]通過數值模擬研究了尾礦壩穩定性中的水作用機理,認為水使得危險滑弧范圍與跨度變大,壩體抗剪強度下降。崔冠哲等[13]結合振動臺試驗與數值模擬研究了尾礦壩的地震響應特征,發現含水率對灘面及外坡下部的動力響應有放大作用。HUNG等[14]采用離心機試驗研究了地震與降水影響下的砂質堆積體穩定性,發現地震、降水對壩體穩定性影響顯著。楊兵等[15]通過振動臺試驗認為含水率對砂土、黏土邊坡的破壞模式均有較大影響。孫志亮等[16]基于振動臺試驗研究了含水堆積體邊坡動力響應規律,發現含水率較大(6.6%)的堆積體永久位移、阻尼比、地面峰值加速度放大系數大于低含水(0.7%)堆積體。楊忠平等[17]通過大型振動臺試驗研究了頻發微震作用下土石混合堆積體的動力響應特征,認為隨著含水率(4%～10%)增加,堆積體裂縫發育越早,對應的趨高趨表效應有增強趨勢。

現階段對于尾砂堆積壩動力特性的研究大多側重在堆積體宏觀穩定性方面,針對含水尾砂堆積體的動力破壞研究涉及較少,尤其基于數字圖像相關技術(Digital Image Correlation Technology,DIC)研究堆積體表面破裂過程及變形損傷特性的成果鮮有報道。本研究在含水率0～16.0%范圍內進行尾砂直剪試驗與堆積壩模型振動臺試驗,利用DIC技術分析含水堆積壩的振動破壞規律,并探究其變形破裂特性、局部變形化及損傷特征等,為尾礦壩抗震設計、排滲技術及穩定性研究提供參考。

1 直剪試驗

1.1 試驗材料及過程

試驗所用材料選用北京首云礦業全尾砂,根據《土工試驗方法標準》(GBT 50123—2019)[18],尾砂顆粒分析試驗結果及物理特性指標值見表1、表2,顆粒級配曲線如圖1所示。

表1 粒徑測試試驗結果Table 1 Test results of partical size μm

表2 尾砂物理特性指標Table 2 Main physical property parameters of tailings

圖1 尾砂顆粒級配曲線Fig.1 Distribution curve of particle size of tailings

試驗過程為:①控制干密度(1.68 g/cm3)一定,預先制備11組不同含水率(0～16.0%)的非飽和尾砂試樣,用塑料袋密封在密閉保濕容器中靜置24 h后取出,取樣烘干測定含水率;②11組尾砂試樣每組分別用環刀制備4個試樣,按照相同的擊實功,各試樣擊實次數均為5次來保證具有相同的壓實度;③將制備的試樣裝入ZJ型應變控制式直剪儀的剪切盒(圖2)中按標準固結穩定后,分別在法向應力100、200、300、400 kPa下,以0.8 mm/min剪切速率進行不排水固結快剪,確保試樣在3～5 min內剪破,記錄每一級荷載作用下的剪切變形位移,最終通過計算獲得相應的最大剪切力。

1.2 試驗結果及分析

根據直剪試驗得到的不同豎向應力對應的抗剪強度,通過擬合得出不同含水率尾砂的抗剪強度參數,黏聚力c、內摩擦角φ與含水率ω的關系如圖3所示。

由圖3可知:隨著含水率增加,尾砂黏聚力總體上呈先增大后減小的趨勢,對黏聚力隨含水率變化曲線進行非線性擬合,得到c-ω關系式:

式中,ω為尾砂樣品含水率,%;c為尾礦黏聚力,kPa;擬合度R2=0.980 47。

圖3表明存在特征含水率9%,在含水率達到9%左右時,尾砂黏聚力最大,尾砂顆粒間的水膜聯結和膠結作用是影響尾砂黏聚力的重要因素[19];當含水量為0時,尾砂顆粒間沒有水膜,此時黏聚力接近0;當含水率較低時,顆粒間形成水膜,在水的吸附作用下,尾砂黏聚力增大;但隨著含水率增大至9%左右后,尾砂顆粒間水膜增厚,一部分轉化為自由水,使得水膜與顆粒間黏滯性削弱,從而大大降低了黏聚力;另一方面隨著含水增多,水將某些膠結物溶解或軟化,顆粒間膠結作用喪失,導致黏聚力減小。

圖3 尾砂抗剪強度參數與含水率的關系Fig.3 Relationship between the shear strength parameters and moisture content of tailings

內摩擦角隨著含水率增加波動不大,變化范圍為30.03°～33.44°,尾礦的內摩擦角主要與尾礦的顆粒大小、結構、密實度等緊密相關。試驗所選的尾砂屬于砂類,其顆粒粒徑較粗,含水率變化對其顆粒結構、大小、密實度等的影響不顯著,因此含水率變化對尾砂內摩擦角影響不大。

本研究通過開展固結直剪試驗,得到尾砂含水率與抗剪強度指標c、φ的關系,為后期振動臺試驗分析含水率對尾礦堆積壩表面破裂及變形規律的影響提供了重要依據。

2 尾砂堆積壩振動試驗

2.1 實驗裝置及方案

本研究實驗裝置由自制振動臺、模型箱、圖像采集設備及照明設備組成,如圖4所示。試驗采用500 mm×300 mm×200 mm(長×寬×高)的剛性模型箱,兩側為透明玻璃以便觀察破壞過程,模型箱內部四周貼塑料薄膜以最大限度減小邊界效應的影響。共設置 4組含水堆積壩(5.6%、9.0%、13.0%、16.0%)振動試驗,試驗方案如表3所示。

圖4 試驗裝置示意Fig.4 Schematic of the test device

表3 模型試驗方案Table 3 Schemes for model tests

試驗過程為:①堆積壩模型制作:含水試樣制備方法與直剪試驗中相同,采用分層堆填法筑壩,每次堆筑5 cm高,在填筑過程中,每層施加固定碾壓應力,以保證堆積壩孔隙及力學特性均一,壩坡比設置為1∶2,堆積壩尺寸如圖5所示;②制作壩體表面散斑;③設定振動臺參數:基于正弦波幅值一致、不易受干擾、可以模擬復雜隨機振動環境(如旋轉、脈動、振蕩等)的優點,選取正弦循環掃頻振動來模擬地震荷載輸入,具體參數為:頻率為5～10 Hz循環掃頻振動,掃頻時間為600 s,手動觸發;④為確保采集的圖像具有可靠的灰度值,模型上方設置若干LED燈以改善光照條件,將Canon EOS 80D單反相機固定在壩體模型正上方,全程記錄壩體表面圖像,分辨率為1 920×1 080。

圖5 堆積壩模型示意(單位:mm)Fig.5 Schematic of accumulation dam model

2.2 模型破壞特征分析

2.2.1 破壞形態

在相同循環掃頻振動條件下,不同含水尾砂堆積壩模型的破裂形態不同。4組試驗的模型表面最終破裂形態如圖6所示。由圖6可知:含水9.0%堆積壩表面未出現任何裂隙,其余3組模型表面均在壩頂與壩肩處出現破裂,形態可分為兩種類型:①“交錯潰散”型(含水5.6%與13.0%),在壩頂與壩肩處起裂,產生多條交錯貫通彎折裂隙,且出現較多分叉,其裂紋主要沿垂直于振動方向延伸;②“局部單一”型(含水16.0%),單條裂隙在壩頂處起裂,裂隙方向為平行于振動方向延伸。

圖6 不同含水堆積壩表面破壞形態Fig.6 Damage patterns on the surface of accumulation dams with different water contents

含水9.0%堆積壩表面宏觀上未開裂,穩定性最好,主要有兩方面原因:

(1)前期直剪試驗表明,含水率為9.0%左右時,尾砂黏聚力最大,增加了尾砂堆積壩的穩定性,同時說明黏聚力對于尾砂堆積壩穩定性具有重要影響。

(2)隨著含水率增加,壩體強度減弱,變形能力增強,同時尾砂內部產生的剪應變增加,阻尼比增大,增加了壩體耗散能。阻尼比增大造成的能量衰減可能超過土體強度減弱對邊坡穩定性的影響,因此在相同外荷載作用下含水率較大(9.0%)的堆積壩比含水率較小(5.6%)的堆積壩更穩定,這一現象與楊兵等[15]研究結果相似。但繼續增大含水率,尾砂黏聚力急劇減小高達80%,堆積體強度減弱效應超出了阻尼比影響下的耗散能增加對堆積壩穩定性的影響,從而出現試驗中的含水堆積壩(13.0%,16.0%)破裂現象。

2.2.2 破壞模式

為探究含水模型表面的破裂演化特征,對含水5.6%、13.0%、16.0%堆積壩模型表面的全局應變場進行了分析,其應變場演化云圖如圖7所示。

圖7 不同含水尾砂堆積壩主應變分布Fig.7 Principal strain distribution of tailings dam with different moisture content

由圖7可知:含水堆積壩破壞過程可以總結為4個階段:①振動密實階段(0 s):試驗初期,由于受到堆積體表面微小不平整的影響,無論含水率如何,在各自的主應變場中都會分布著一些應變局部化帶。此時壩體的破裂尚未開始,損傷尚未發展,壩體表面無裂隙生成,堆積體因振動變得密實。②裂隙發育階段(0～300 s):該階段堆積體模型損傷開始逐漸發展。此階段初期,表面非均勻分布的局部化帶逐漸消失,含水堆積壩在壩肩(ω=13.0%)或壩頂(ω=5.6%、16.0%)最先起裂,出現應變集中區域,這是由于堆積體動力響應存在趨高趨表效應,壩肩及壩頂位置響應最為強烈的緣故,地震作用下坡肩、壩頂位置應作為重點防護位置。③壩頂裂隙擴展階段(300～450 s):該階段堆積體模型表面逐漸達到新的應力平衡,新的有一定規律的高應變帶出現,局部化帶寬度明顯增加,并擴展至整個試樣上下,能夠清晰地表示裂隙的擴展過程。④壩面裂隙貫通階段(450～600 s):拉剪裂隙相互貫通并向壩腳延伸。堆積體存在大量裂隙,成為后續壩體變形演化的潛在影響因素。

采用VIC軟件的“Inspector Tools”點數據提取功能,進一步判斷含水堆積體表面裂隙的類型及破裂模式。在每一組(ω=5.6%、13.0%、16.0%)堆積體表面分別設置裂隙關鍵點(起裂點、裂隙端點和裂隙中心),通過軟件提取關鍵點的拉伸應變及剪切應變—時間序列數據,繪制各點的拉伸應變—時間、剪切應變—時間圖(圖8),比較每點兩種應變數值大小,判斷裂隙起裂模式[20],總結不同含水堆積體的振動破壞模式。

圖8 裂隙關鍵點的拉伸和剪切應變曲線Fig.8 Curves of tensile and shear strain at critical points of the fracture

圖8(a)為含水5.6%堆積體裂隙關鍵點的拉伸與剪切應變—時間曲線,P0為起裂點,同樣也是裂隙中心,P1、P2為裂隙端點。對于起裂點P0,隨著試驗進行,P0點處剪切應變始終大于相應的拉伸應變,可以認為5.6%含水堆積體在起裂時受剪應力控制,于壩頂處產生垂直于振動方向的剪切裂紋;對于裂隙端點P1、P2,試驗過程中其拉伸應變大于各點對應的剪切應變,裂隙兩端表現為張拉破壞,與試驗中觀察到的現象(裂紋面較光滑、無錯動、呈現張開狀)相符合。可以認為,當含水率為5.6%時,裂隙從壩頂處起裂到擴展至兩端時逐漸由剪切型裂隙發展為張拉型裂隙,說明在裂隙擴展過程中由開始的剪應力控制逐步變為拉伸應力控制,最終以拉剪混合模式破裂。

圖8(b)為含水率13.0%時裂隙關鍵點的拉伸與剪切應變—時間曲線,裂紋從堆積體壩肩位置P0處開始起裂,并逐步向垂直于振動方向擴展至P1、P2位置,裂隙呈張開狀貫通延伸,對于起裂點P0、裂隙中心點P1以及裂隙端點P2,每一點的拉伸應變大于相應的剪切應變。可見,含水13.0%堆積體表面的裂隙由壩肩處起裂沿垂直于振動方向形成張拉裂隙,最終壩體整體由張拉破壞主導。

當堆積壩含水率為16.0%時(圖8(c)),裂隙由堆積壩壩頂中心點P0處起裂,沿平行于振動方向發育至P1點,最終向壩坡底面擴展至P2位置,對于起裂點P0、裂隙中心點P1、裂隙端點P2,每一關鍵點處的拉伸應變均大于相應的剪切應變,破裂模式與含水率為13.0%時相似,整體呈張拉破壞模式。

試驗結果表明:隨著含水率增加,尾砂堆積壩振動破壞模式由拉剪破壞向張拉破壞主導過渡。這是由于隨著含水率增大,壩體孔隙或者裂隙中將產生越來越高的動孔隙壓力,孔隙壓力減少了尾砂顆粒之間的壓應力,降低了壩體的抗剪強度,使得堆積壩表面的裂隙端部處于受拉狀態,從而使得破壞模式逐漸向張拉破壞轉變。

2.2.3 開裂時刻

堆積壩表面開裂時刻對尾礦壩潰壩預測有重要的指導意義。為進一步分析含水率對壩體裂隙開裂時刻的影響,使用VIC軟件的“Inspector Tools”點數據提取功能,提取每一組(ω=5.6%,13.0%,16.0%)堆積體表面裂隙起裂點處的全局應變時間序列數據,繪制了0～30 s內不同含水率下起裂點處全局主應變的發展規律曲線,如圖9所示。由圖9可知:表面應變突增會伴隨表面裂紋產生[21],可以直觀看出13.0%與16.0%含水堆積壩的裂隙起裂點隨時間存在“突增”變化,含水16.0%堆積體約在0～10 s內發生開裂,含水13.0%堆積體開裂時刻約為10～20 s,但對其具體開裂“突增”時刻值無法準確判斷。為了準確判斷其具體起裂時刻,繪制了壩體起裂點對應的主應變變化率曲線,如圖10所示。

圖9 含水壩體表面起裂點處應變變化曲線Fig.9 Variation curves of the principal strain at the cracking point on the surface of water-bearing dam

圖10 含水壩體表面起裂點處主應變率變化曲線Fig.10 Variation curves of the principal strain rate at the cracking point on the surface of water-bearing dam

由圖10可知:在0～15 s內,含水率為16.0%的壩體起裂點處主應變率曲線存在波動,t1=4.5 s時,應變率由0急劇增大,代表此時表面應變突增,壩體表面開始出現破裂;含水13.0%的壩體起裂點處主應變率曲線也存在波動;t2=11.5 s時,應變率由0急劇增大,則認為試驗開始后11.5 s時為開裂時刻;含水率為5.6%的壩體表面起裂點處的主應變率平緩并且數值接近0,說明此時間段0～15 s內表面應變沒有突增現象,未產生破裂。因此,含水率16.0%壩體在t1=4.5 s時刻最早產生裂隙,含水率為13.0%的壩體次之,含水率為5.6%的壩體出現裂隙最晚。

開裂時刻存在差異的主要原因是:一方面,黏聚力對尾砂堆積壩起裂時刻具有關鍵作用。3組含水尾砂黏聚力大小排列為5.6%＞13.0%＞16.0%,含水16.0%的尾砂黏聚力最小,尾砂顆粒間液橋的表面張力較小,在相同振動條件下,高含水尾砂堆積壩將較快達到堆積壩開裂的臨界基質吸力,使得尾砂顆粒間液橋破裂,裂縫最早發育;另一方面,隨著含水率增加,模型表面變形非均勻程度增加,變形局部化現象提前產生,裂隙也隨之較早產生。

2.3 應變局部化現象

應變局部化現象是壩體細觀尺度的典型破壞特征,主要表現為堆積體在破壞時其應變(或變形)集中于某局部窄小區域的一種現象。含水16.0%壩體的表面破裂形態為平行于振動方向的單一裂隙(圖6(d)),即應變集中于壩頂局部窄小區域,且由2.2.2節中得出其表面破裂帶屬于拉裂帶,符合應變局部化現象。因此本研究以高含水率16.0%的堆積體為例,基于DIC技術進一步在細觀尺度下分析應變局部化啟動全過程。

為揭示含水率為16.0%壩體的應變局部化產生過程,使用VIC軟件的“Inspector Tools”線片段數據功能提取0～30 s的1#～4#點局部徑向應變,并繪制了應變—時間演變曲線圖(圖11)。由圖11可知:在試驗開始的0～3.7 s內,含水率16.0%的壩體1#～4#點徑向應變之間的差值基本保持恒定且其值近乎為0,曲線基本重合,表明在此階段壩體表面應變發展趨勢相同,屬于均勻變形;在試驗時間t=3.7 s之后,各部分局部徑向應變曲線不再重合,出現較大分叉,表明應變逐漸沿著不同的趨勢開始發展,表現為非均勻變形,即在試驗時間t=3.7 s時,高含水16.0%壩體由均勻變形到非均勻變形,標志著應變局部化現象出現。

圖11 含水16.0%壩體不同位置局部應變演變Fig.11 Local strain evolution at different locations of the dam with 16.0%moisture content

基于本文2.2.3節所得結論,含水率為16.0%的尾砂堆積壩表面開裂時刻為t1=4.5 s,起裂模式以張拉破壞為主,總結其開裂過程(圖12)為:均勻變形(0～3.7 s)→應變局部化現象出現(t=3.7 s)→開始產生非均勻變形并出現應變局部化張拉帶(3.7～4.5 s)→張拉破壞主導的宏觀開裂(t1=4.5 s)→裂隙擴展延伸貫通(4.5 s之后)。

圖12 含水16.0%堆積壩表面開裂過程Fig.12 Surface rupture process of the 16.0% water-bearing accumulation dam

分析圖12可知:含水率為16.0%的堆積壩出現宏觀破裂之前,在未來破裂位置會迅速出現應變局部化帶,這是因為在高含水(16.0%)狀態時,由于水分子滲入到尾砂黏土礦物顆粒之間,礦物大幅度膨脹,且變形往往不均勻,出現明顯的應變局部化帶,宏觀上表現為堆積體表面變形快速集中,最終產生宏觀裂紋。因此應變局部化是尾砂堆積壩局部破壞的一種前兆,基于DIC技術可以有效地獲得局部應變,跟蹤記錄漸進破壞的全過程,為尾礦壩防震減災提供參考。

2.4 基于局部應變的損傷演化

如上文所述,利用DIC技術能夠直觀地觀察到應變場演化和變形局部化的產生過程,為了進一步分析含水率對堆積體破壞的影響,通過DIC技術獲得的局部應變數值結合Matlab數據處理,定義損傷因子表征不同含水堆積壩的非均勻損傷情況,定量分析含水率對堆積體破裂的影響。

在描述破裂損傷方面,目前大部分學者主要通過聲發射、CT探測、電磁輻射等技術手段研究巖土體損傷,也有學者將應變與巖石損傷特征建立關系,鮮有研究將應變與尾砂堆積體表面損傷特征聯系起來[22-25]。損傷演化過程實質上是表面變形由均勻到非均勻分布的漸進演化過程,若要用主應變值定量表征壩面損傷,則應變數值最大的一批測點對尾砂堆積壩表面損傷及表面宏觀裂紋的形成影響較大。本研究統計了不同含水尾砂堆積體裂隙發育(A時刻)、擴展(B時刻)、貫通階段(C時刻)3個特征時刻所有測點的主應變值分布頻率信息,如圖13所示。

圖13 特征時刻處不同含水壩體主應變場分布Fig.13 Distribution of the main strain field of different water-bearing dams at characteristic moments

圖13分析表明:所有測點中最大的前10%測點在損傷演化過程中變化最為突出,推測10%測點與堆積體表面破裂有關。為了驗證此觀點,以16.0%含水尾砂堆積壩為例,基于VIC軟件提取了測點的空間位置坐標。16.0%含水壩面在裂隙發育A時刻、裂隙擴展B時刻與裂隙貫通C時刻的主應變云圖以及對應時刻的散點分布圖如圖14所示。由圖14可知:前10%測點散點圖與應變云圖分布規律高度一致,進一步表明前10%測點與表面破裂關系密切,能夠有效用于表征壩體表面損傷演化特征。

圖14 含水率16.0%特征時刻云圖與散點圖演化對比Fig.14 Comparison of nephogram and scatter chart at characteristic moments with 16.0%water content

本研究采用前10%測點的主應變均值與所有測點均值之差反映尾砂堆積壩表面的損傷程度,即

定義損傷因子為

不同含水狀態下尾砂堆積壩損傷因子Df隨時間的演化特征如圖15所示。3組堆積體表面初始損傷約5%,隨著累計損傷逐漸發展直至發生破裂。當含水率為5.6%時,振動開始后,堆積壩表面損傷累積緩慢增加,Df整體增長速率較穩定。這是因為低含水狀態下尾砂黏聚力較大,由于存在顆粒間液橋張力而不易發生破壞,當試驗進行至200 s左右時,堆積體由松散變得密實,內部結構發生改變,整體堆積體脆性增強,Df急劇增加,裂紋突然產生擴展,在短時間內應變突增,損傷程度急劇增加直至其表面多條裂隙貫通破壞,呈“突發式增長”趨勢,表現出一定的整體“脆性”破壞特征。

圖15 不同含水尾砂堆積壩損傷因子Df演化曲線Fig.15 Evolution curves of damage factor Df for tailings accumulation dams with different water content

當含水率為13.0%時,尾砂堆積壩在初期0～200 s左右其表面損傷累積迅速增加,表面裂隙不斷產生發育,Df呈線性增長趨勢;200～500 s內,損傷因子Df增長速度逐漸變緩,呈現出延性破壞特征,由于延性變形的積累,壩體損傷程度逐漸增大。高含水率(16.0%)堆積壩的Df演化規律與13.0%大致相似,由于含水率16.0%尾砂黏聚力最小,其內部結構容易被破壞,在初期損傷因子突增,裂隙開始產生與延伸,與試驗現象吻合,在0～100 s左右,Df呈線性增長且曲線斜率比13.0%含水率堆積壩更高,說明高含水(16.0%)堆積壩損傷程度更高。隨后Df增長逐漸變緩,損傷累積效應減弱。其原因在于:在高含水尾砂壩體中,隨著振動的進行,孔隙或者裂隙中將產生越來越高的動孔隙壓力,孔隙壓力減少了尾砂顆粒之間的壓應力,尾砂顆粒間在振動后期易發生相互錯動咬合,使壩體內部的部分裂隙開始閉合,從而使得損傷累積效應有所減緩。

綜上所述:水對壩體振動破壞形態、開裂時刻、破裂模式及損傷演化影響較大。在地震作用下,一些尾砂堆積壩發生的表面滑坡、壩體崩塌等事故本質上是壩體缺陷損傷演化直至發生宏觀破壞的過程,在實際筑壩工程中堆積體含水率是值得引起重視的因素之一。該分析可為研究壩體表面變形破裂機制及相關堆積體的地質災害防治提供依據。

3 結 論

針對含水率0～16%的尾砂進行了一系列直剪試驗,在此基礎上開展了基于DIC技術的尾砂堆積壩振動試驗,實現了對尾砂堆積壩表面破裂的全場實時測量,對含水尾砂堆積壩振動破壞規律及局部變形化啟動過程進行了分析,并定量表征了含水壩面的損傷演化,主要結論如下:

(1)在含水率0～16.0%范圍內,尾砂黏聚力隨含水率的增大呈現先增大后減小趨勢,在特征含水率9%時達到最大,采用非線性曲線擬合方法得出了c-ω擬合公式;尾砂含水率的改變對內摩擦角影響較小,在30.03°～33.44°范圍內波動。

(2)尾砂黏聚力大小與尾砂堆積壩開裂及宏觀穩定性密切相關。含水率較大(9.0%)的堆積壩比含水率較小(5.6%)的堆積壩更穩定,但繼續增大含水率,堆積壩(13.0%、16.0%)仍會發生破裂現象且開裂時刻提前,主要與黏聚力和阻尼比影響的耗散能變化有關。

(3)含水率對尾砂堆積壩振動破裂形態和破裂模式影響顯著。高含水率16.0%壩體在壩頂處沿平行于振動方向開裂,裂隙形態呈“局部單一”特征;其余含水壩體(ω=13.0%、5.6%)分別在壩頂、壩肩處主要沿垂直于振動方向開裂,裂隙形態呈“交錯潰散”特征。隨著含水率增加,尾砂堆積體破壞模式由拉剪破壞向張拉破壞主導過渡。

(4)應變局部化現象是尾砂堆積壩局部發生變形破壞的前兆;基于應變場數據統計分析建立了前10%較大應變值與損傷的關系,引入了損傷因子Df定量表征含水壩體損傷程度。含水5.6%堆積壩在初期損傷累積緩慢增加,隨后Df突發增長,表現出脆性破壞特征,含水13.0%與16.0%的尾砂堆積壩初期Df呈線性快速增長隨后Df增長變緩,逐漸向延性破壞轉變,且高含水(16.0%)堆積壩前期Df線性增長斜率更高,損傷累計更大。后續可從細觀尺度建立含水尾砂顆粒結構與宏觀堆積壩損傷演化特性的關聯,進一步解釋其振動損傷機制。

由于該問題的復雜性,以上結論僅適用于0～16%含水率范圍內,其余含水范圍尚需進一步深入分析和驗證。