不同加載速率下全尾砂固結體抗拉力學特性研究

程愛平 周成頌 王 平 陳國舉 周亞峰

(1.武漢科技大學資源與環境工程學院,湖北 武漢 430081;2.鎳鈷資源綜合利用國家重點實驗室,甘肅 金昌 737100)

我國礦產資源種類繁多,性質各異用途廣泛,經過一系列復雜的采礦作業和選礦工藝后,在產出有用礦物的同時,也產生了大量的礦山固體廢棄物,也就是尾礦。尾礦庫的存在不僅造成了土地資源的浪費,而且隨著地下深部礦產資源的不斷開發,地表沉陷形成塌陷坑,嚴重破壞和影響地表環境。現階段,針對采礦作業活動引起的地表塌陷,常用的方法是直接利用礦山固體廢棄物對塌陷坑進行回填[1],但是容易造成回填體大規模塌陷、井下泥石流等次生災害,基于此,利用全尾砂固結回填[2]對礦山塌陷坑進行治理,可以實現真正意義上的“一廢治兩害”。

塌陷坑全尾砂固結體在井下開采過程中主要受到拉破壞,固結體抗拉強度的大小除了與材料本身的濃度、配比、養護齡期、溫度等因素[3-6]有關以外,還與加載速率直接相關,井下爆破擾動、回采速度等都會影響固結體的受載速率,如何保證開采過程中塌陷坑全尾砂固結體的穩定性至關重要。目前,許多學者對加載速率影響下的巖石及類巖石材料的抗壓強度特性開展了廣泛研究,李福林等[7]對泥巖的單軸抗壓強度特性及蠕變變形進行了加載速率效應研究,得出加載速率與蠕變變形量關系呈正相關;侯永強等[8]開展了5 種不同加載速率下的充填體單軸壓縮實驗,探討了不同加載速率下充填體的能耗演化過程,發現充填體的強度存在臨界加載速率現象;Cao 等[9]研究了固化180 d 的充填體抗壓強度和聲發射特性,結果表明加載速率對充填體的長期強度具有強化效應;Fischer 等[10]研究得出了在應力速率為0.01～100 MPa/s 的準靜態狀態下,2 d 養護齡期的水泥漿體抗壓強度隨加載速率的增加而增加的規律;唐一舉等[11]對煤巖材料單軸壓縮條件下的破壞特征進行了加載速率效應研究,試驗結果顯示試樣破壞形態與能量演化均與加載速率密切相關;王云飛等[12]分別對干燥和飽水狀態下的砂巖進行了不同加載速率下的單軸壓縮試驗,研究發現隨加載速率的增加,拉伸破壞裂隙所占百分比增加;Ma Qing 等[13]對煤巖復合材料進行了加載速率效應研究,研究結果表明煤巖復合材料的強度、變形、聲發射(AE)和能量演化均具有一定的加載速率效應。

上述研究表明加載速率對巖石及類巖石材料的抗壓強度特性影響較大。也有少量的學者對巖石及類巖石材料抗拉強度的加載速率效應開展了相關研究[14-18],但對處于開采活動過程中的塌陷坑全尾砂固結體,這一特殊工況下低強度材料抗拉強度特性的加載速率效應研究較少。

基于此,本文制作不同濃度及配比的全尾砂固結體試樣,開展不同加載速率下的抗拉試驗,探討不同加載速率下固結體抗拉強度、變形、破壞模式及能量演化特征,揭示加載速率對固結體抗拉破壞的影響機理,為保障礦山安全開采提供指導意見。

1 試驗設計

1.1 試驗原料

全尾砂固結體抗拉試驗所用尾砂均取自程潮鐵礦尾礦庫,尾砂的選取采用以尾礦庫尾礦流出口向庫內中心的延伸線為軸線,沿途每隔相同距離共選取6個點,并從所選點獲取試驗所需全尾砂的方法[19]。尾砂顆粒粒徑組成如圖1 所示,不均勻系數5.62,曲率系數1.25。采用32.5#普通硅酸鹽水泥作為膠結材料,試驗用水為試驗室內自來水。

圖1 全尾砂顆粒粒徑組成Fig.1 Particle size composition of full tailings

1.2 試驗原理

為了研究不同加載速率下全尾砂固結體的抗拉強度特性,試驗參照《GBT 50081—2019 混凝土物理力學性能試驗方法標準》,制作出抗拉試驗所需的2 塊橫截面半徑為75 mm、長100 mm、寬100 mm、厚20 mm 的鋼制弧形墊塊,以及長度為100 mm,寬度為20 mm,厚度為3 mm 的木質墊條,結合WDW-100kN型微機電子萬能試驗機對固結體進行抗拉試驗,間接測得其抗拉強度。抗拉試驗原理見圖2。

圖2 抗拉試驗原理圖Fig.2 Schematic diagram of tensile test

如圖2 所示,利用弧形鋼制墊塊給方形試樣沿中軸線施加徑向的線荷載,試樣在壓縮線荷載作用下沿著垂直于徑向加載方向的水平方向產生拉應力,直至試樣發生破壞。由于全尾砂固結體的強度較低,墊條的存在是為了避免提供線荷載的墊塊與試樣直接接觸,產生局部破壞,進而影響試驗結果。根據《GBT 50081—2019 混凝土物理力學性能試驗方法標準》,全尾砂固結體抗拉強度按下式進行計算:

式中,fts為固結體劈裂抗拉強度,MPa(對于試樣尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 的方形試樣,算得抗拉強度值應乘以尺寸換算系數0.85);F為試樣破壞荷載,N;A為試樣劈裂面面積,mm2。

1.3 試驗方案

本次試驗設計制作3 種不同配比(1 ∶4、1 ∶6、1 ∶8)和不同濃度(68%、72%、76%)的全尾砂固結體試樣,設計采用5 種不同的加載速率(0.01、0.02、0.05、0.1、0.2 kN/s)進行加載。為了減少試驗誤差,同一加載速率、濃度、灰砂比制作3 個試樣,總計54 個試樣。試樣命名方式為L(M、H)-4(6、8)-1(2、3、4、5),L、M、H 分別代表濃度68%、72%、76%,4、6、8 分別代表灰砂比1 ∶4、1 ∶6、1 ∶8,1、2、3、4、5 分別代表加載速率0.01、0.02、0.05、0.1、0.2 kN/s。例如H-6-2,即為濃度為76%,灰砂比為1 ∶6,加載速率為0.02 kN/s 的試樣。

根據《GBT 50081—2019 混凝土物理力學性能試驗方法標準》,配置9 種全尾砂固結體料漿,料漿通過漏斗澆筑到方形鋼制模具中,充分振蕩,最終制作成尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 的方形試樣。試樣放置于養護環境為溫度20±0.5 ℃,相對濕度為96%的標準養護箱內養護,養護齡期為28 d。在試驗開始前,對試樣表面進行處理,用502 膠水將墊條粘貼固定在試樣的上下面中心處,然后將試樣放在試驗機下承壓板的中心位置,在試樣與上下壓板之間放置弧形鋼制墊塊各1 塊,墊塊應與試樣上下面的中心線對準;啟動試驗機,使試樣與加載臺接觸,采用應力控制模式加載,試驗流程見圖3。

圖3 試驗流程Fig.3 Test flow chart

2 試驗結果

圖4 為5 種不同加載速率下不同配比不同濃度全尾砂固結體試樣的應力應變曲線圖。由圖4 可知,隨著配比及濃度的提升,全尾砂固結體試樣抗拉強度逐漸增大,抗拉強度最低的為濃度68%、灰砂比1 ∶8的6 個試樣,均低于0.1 MPa,抗拉強度最高的為濃度76%、灰砂比1 ∶4 的6 個試樣,在0.33～0.4MPa之間;灰砂比為1 ∶8 和1 ∶6 的全尾砂固結體整體強度都很小,濃度的變化對其抗拉強度影響并不大,隨著加載速率的增大,其抗拉強度整體有增大的趨勢,灰砂比為1 ∶4 的固結體抗拉強度明顯受濃度影響較大;不同的加載速率下固結體試樣抗拉強度不同,低濃度低配比的固結體試樣抗拉強度受加載速率影響波動 較大。

圖4 不同加載速率下全尾砂固結體抗拉強度壓應力應變曲線 Fig.4 The compressive stress-strain curves of the tensile strength of full tailings consolidation under different loading rates

3 討論

3.1 不同加載速率下固結體試樣抗拉強度與變形特征

圖5 為5 種不同加載速率下不同配比不同濃度全尾砂固結體試樣的強度變化曲線圖,本文以灰砂比為1 ∶4,濃度為76%的固結體試樣為例進行分析。當加載速率為0.01 kN/s 時,固結體抗拉強度較高,這是由于固結體為人工制作的含不同粒徑的骨料、膠凝材料以及水混合而成的非均質材料,固結體內部含有大量孔隙和裂隙,低速率加載對固結體內部的原始孔隙存在壓密效應,減少了試樣內部的孔隙裂隙數量,略微提高了固結體的抗拉強度。當加載速率為0.02 kN/s 時,固結體抗拉強度降低,此時壓密效應減弱,部分孔隙和裂隙得到了充分的發育。當加載速率為0.05 kN/s 時,固結體抗拉強度降為最低,此時壓密效應完全消失,固結體內部的裂隙得到了充分的發育。當加載速率為0.1 kN/s 時,固結體抗拉強度值大幅增加,此時固結體破裂演化時間大幅度減少,對孔隙發育存在抑制效應。當加載速率為0.2 kN/s時,固結體抗拉強度略微降低,孔隙發育抑制效應趨于穩定。

圖5 固結體抗拉強度與加載速率的關系Fig.5 The relationship between tensile strength and loading rate of consolidation

綜上可以看出,隨加載速率的不斷提高,固結體抗拉強度整體呈現先減小后增加最后趨于穩定的規律性。將強度轉折點定為臨界加載速率[20],因此,本次試驗存在雙臨界加載速率,分別是第一臨界加載速率0.05 kN/s,第二臨界加載速率0.1 kN/s。

通常情況下,應力應變曲線斜率接近穩定的階段即為彈性變形階段,材料抵抗彈性變形能力的大小稱為彈性模量,單位為MPa;將峰值應力點與原點間的割線斜率定義為變形模量,單位為MPa。圖6 給出的是不同加載速率下彈性模量與變形模量變化圖。由圖6 可知,固結體彈性模量和變形模量隨加載速率的變化規律與固結體的抗拉強度基本保持一致。在0.05 kN/s 的第一臨界加載速率下,固結體的彈性模量與變形模量達到最小值,說明此時固結體抵抗變形的能力最弱。在0.1 kN/s 的第二臨界加載速率下,固結體的彈性模量與變形模量達到最大值,說明此時固結體抵抗變形的能力最強。

圖6 不同加載速率下固結體彈性模量與變形模量變化Fig.6 Changes of elastic modulus and deformation modulus of consolidation under different loading rates

3.2 不同加載速率下固結體破壞模式

不同加載速率下的固結體最終破壞模式如圖7所示,固結體試樣整體主要破壞模式為拉伸破壞。

圖7 不同加載速率下固結體破壞模式Fig.7 Failure modes of consolidated body under different loading rates

進一步對圖7 進行分析可以得出:當加載速率為0.01 kN/s 時,固結體試樣沿著加載方向形成1 條上下貫通的主裂縫,并在上端部產生了1 條較短的次生裂縫,裂紋總條數為2 條。由于低速率的壓密效應,使固結體內部的大量微孔隙閉合,在一定程度上抑制了裂紋數量的產生。當加載速率為0.02 kN/s 時,固結體中心產生上下貫通的主裂紋的同時,在右下方產生了1 條較長的次生裂縫,總裂紋條數為2 條,表明隨著加載速率的提高,壓密效應減弱,固結體內部微裂隙更易擴展成裂紋。當加載速率增加到第一臨界加載速率0.05 kN/s 時,在試樣中心沿著加載方向產生了2 條相互交錯的主裂紋,同時在這2 條裂紋的左上方和右下方各產生了1 條較短的次生裂縫,裂紋總條數為4 條,表明低速率的壓密效應完全消失,固結體內部裂隙得到了充分發育。當加載速率增加到第二臨界加載速率0.1 kN/s 時,固結體試樣沿著加載方向產生1 條上下貫通的主裂紋,同時在試樣中部位置沿水平方向產生了次生裂縫,裂紋總條數最少,為2 條。0.2 kN/s 的高加載速率左右兩邊各產生1 條次生裂縫,總裂紋條數為3 條,表明高加載速率對固結體內部孔隙發育存在抑制效應。

3.3 不同加載速率下固結體能量演化特征

對應力應變曲線進行積分,即可得出外部荷載輸入的總應變能。能量演化方程[21]如下:

式中,W表示外部的荷載所輸入的總應變能;We和Wd分別表示應變過程中儲存在巖石內的彈性應變能和巖石破碎時的耗散能。W、We和Wd的單位均為kJ/m3,彈性應變能的計算公式可簡化為

其中E為初始彈性模量。定義耗散能與彈性應變能在某一時刻的比值為耗彈比λ,計算公式為

式中,Wid和Wie分別表示應變過程中第i時刻巖石破碎時的耗散能和儲存在巖石內的彈性應變能。

本文以濃度為76%、灰砂比為1 ∶4 的全尾砂固結體試樣為例,探討不同加載速率下的全尾砂固結體能量演化規律。由圖8 可知,在0.01 kN/s 低速率加載下(圖8(a)),固結體的彈性應變能增加緩慢,耗散能增長迅速,這是由于低速率作用下,試驗機對固結體做的功中很大一部分用于固結體內部孔隙的壓密與發育,導致用于抵抗固結體整體變形的彈性應變能較小,試樣破壞緩慢。在0.05 kN/s 的第一臨界加載速率下(圖8(c)),當彈性應變能達到峰值點后近乎垂直下降,與此同時耗散能垂直上升,表明此刻試樣發生了劇烈破壞,彈性應變能迅速被釋放,這與圖7中固結體試樣在0.05 kN/s 加載速率下的破壞模式相一致。在0.1 kN/s 的第二臨界加載速率下(圖8(d)),固結體彈性應變能增長較快,耗散能的增長明顯被削弱,這是由于在較高速率的作用下,固結體內部孔隙來不及發育就迅速被破壞,彈性應變能的作用發揮到了最大化,此時固結體強度達到最大。

圖8 不同加載速率下固結體能量演化過程Fig.8 Energy evolution and dissipation coefficient of consolidated samples under different loading rates

為表征不同加載速率下全尾砂固結體能量耗散規律,將總應變能分為峰前應變能和峰后應變能(如圖9 所示),定義全尾砂固結體在破壞過程中某一時刻的耗散能與彈性應變能的比值為耗彈比,分別獲得峰值耗彈比與最終耗彈比(如圖10 所示)。

圖9 應變能隨加載速率變化Fig.9 Strain energy variation with loading rate

由圖9 可知,隨加載速率的增加,固結體的總應變能及峰前應變能都有整體提升的趨勢,0.01～0.2 kN/s 加載速率對應總應變能分別達到了3.74、4.04、3.96、4.59、4.39 kJ/m3,對應的峰前應變能分別占比為75.14%、68.33%、87.63%、79.30%、83.83%,即峰后應變能對應占比為24.86%、31.67%、12.37%、20.70%、16.17%;在0.05 kN/s 的第一臨界加載速率下,固結體的峰后應變能占比最低,在0.1 kN/s 的第二臨界加載速率下,固結體的總應變能最高。由圖10 可知,最終耗彈比先增大后減小,當加載速率為0.05 kN/s 時,最終耗彈比達到最大;峰值耗彈比先減小后增大,當加載速率為0.1 kN/s 時,峰值耗彈比達到最小。

圖10 耗彈比隨加載速率變化Fig.10 Ratio of dissipated energy to elastic strain energy changing with loading rate

4 結論

(1)低加載速率下,全尾砂固結體原始孔隙存在壓密效應,隨著加載速率的增加,壓密效應逐漸消失。當加載速率為0.05 kN/s 時,全尾砂固結體抗拉強度最低。高加載速率下,全尾砂固結體孔隙發育存在抑制效應,隨著加載速率的增加,抑制效應先增大后減小,當加載速率為0.1 kN/s 時,全尾砂固結體抗拉強度最高。全尾砂固結體彈性模量及變形模量的變化趨勢與抗拉強度一致。

(2)不同加載速率下,全尾砂固結體宏觀破壞模式均為拉伸破壞,裂紋數量隨加載速率變化顯著。當加載速率低于0.05 kN/s 時,隨著加載速率的增加,固結體次生裂紋條數逐漸增加,破壞愈加明顯,在0.05 kN/s 時其裂紋條數達到峰值,同時破壞最為劇烈,說明此時固結體抵抗變形的能力最弱。0.1 kN/s加載速率下,固結體破壞較為迅速,破壞面完整,次生裂縫較少。

(3)當加載速率低于0.05 kN/s 時,隨著加載速率的增加,固結體彈性應變能增長緩慢,能量耗散較快。當加載速率為0.05 kN/s 時,峰前應變能占比最高,峰后應變能占比最低,最終耗彈比最大。當加載速率高于0.05 kN/s 時,固結體彈性應變能增長較快,能量耗散較緩。當加載速率為0.1 kN/s 時,固結體總應變能最大,峰值耗彈比最小。

(4)全尾砂固結體抗拉強度特性存在明顯的加載速率效應,具有雙臨界加載速率:第一臨界加載速率(0.05 kN/s)作用下,固結體抵抗變形的能力較弱,整體抗拉特性較差;第二臨界加載速率(0.1 kN/s)作用下,固結體抵抗變形的能力較強,整體抗拉特性較好。