許文滸

（中南大學(xué)資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙410083）

對(duì)于充填法采礦，充填體強(qiáng)度的高低直接影響著圍巖和充填體的穩(wěn)定性，涉及回采順序、間隔時(shí)間及影響采場(chǎng)的應(yīng)力變化過程。膠結(jié)充填體的靜、動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)，包括抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度、彈性模量、泊松比和內(nèi)摩擦角等對(duì)圍巖和充填體的穩(wěn)定性分析極為重要［1］。充填體強(qiáng)度與水泥標(biāo)號(hào)、砂灰比、骨料粒級(jí)級(jí)配、骨料與水的配比及養(yǎng)護(hù)時(shí)間等密切相關(guān)［2－3］。充填尾砂的濃度與材料配比決定了充填體強(qiáng)度的大小，是提高充填質(zhì)量和降低充填成本的關(guān)鍵［4］。

某鐵礦主要采用無底柱分段崩落法，兼用留礦法和房柱法回收部分邊角礦體。目前礦山正在進(jìn)行采選300萬t／a生產(chǎn)能力改擴(kuò)建工程，西區(qū)礦體開發(fā)已經(jīng)納入建設(shè)規(guī)劃，因西北部地表移動(dòng)范圍內(nèi)有梅莊水庫及部分居民建筑，統(tǒng)籌考慮地表構(gòu)筑物及采礦安全與資源回收并重的原則，針對(duì)西區(qū)－370m以上礦體及前期預(yù)留保安礦柱的部分礦體，擬采用分段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V法。本文通過單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)、剪切試驗(yàn)、單軸承壓變形試驗(yàn)，全面開展該鐵礦全尾砂膠結(jié)充填材料配比試驗(yàn)研究，旨在為礦山提供符合采礦工藝要求的充填物料參數(shù)。

1 充填材料基礎(chǔ)參數(shù)測(cè)試與分析

1．1 全尾砂

1．1．1 物理特性參數(shù)

全尾砂物理特性參數(shù)主要包括容重、密度及孔隙率，其中密度、容重分別采用比重瓶法及堆積法測(cè)定，孔隙率根據(jù)式（1）計(jì)算得出。測(cè)試結(jié)果如表1所示。

式中：ν為尾砂孔隙率，%；ρ為尾砂容重，g／cm3；γ為尾砂密度，g／cm3。

表1 全尾砂基礎(chǔ)物理參數(shù)表

1．1．2 化學(xué)組成

全尾砂化學(xué)元素分析試驗(yàn)結(jié)果見表2。從表2可以得出，全尾砂中金屬元素及氧化物主要為Fe、CaO、Al2O3、MgO，其 含 量 分 別 為 17．61%、10．24%、6．76%、8．84%；非金屬元素主要為 SiO2、S、C，其含量分別為38．59%、3．73%、1．97%。全尾砂中S含量較低，對(duì)充填體影響較小。

表2 全尾砂化學(xué)元素分析結(jié)果

1．1．3 礦物組成

通過X射線衍射（XRD）物相分析得到，如圖1所示，全尾砂的礦物組成主要包括鈣鋁硅酸鹽、石英、赤鐵礦、鎂鋁氧化物、正纖蛇紋石及磁鐵礦，其化學(xué)組成分別為 CaAl2SiO6、SiO2、Fe2O3、MgAl2O4、（Mg，F(xiàn)e，Ca）3（Si，Al）2O5（OH）4、FeO·Fe2O3。分析XRD譜圖中特征峰峰強(qiáng)可知，全尾砂礦物組成主要以鈣、鎂、鋁的硅酸鹽及鐵的氧化物為主，此分析結(jié)果與化學(xué)元素分析結(jié)果吻合。

圖1 全尾砂XRD譜圖

1．1．4 粒級(jí)組成

全尾砂粒級(jí)組成測(cè)試采用馬爾文激光粒度測(cè)試儀 。測(cè) 試 得 出 全 尾 砂d10為2．6 1 5μm，d50為35．760μm，d90為327．766μm。其粒級(jí)組成不均勻系數(shù)過大，為22．94，自然級(jí)配屬于不連續(xù)級(jí)配，中間粒徑所占比例較少，屬于相對(duì)缺失型。全尾砂粒度分布曲線見圖2。

圖2 全尾砂粒度分布曲線

1．2 充填用水

1．3 膠結(jié)材料

試驗(yàn)選用P．O．32．5級(jí)普通硅酸鹽水泥作為充填膠結(jié)材料，其強(qiáng)度指標(biāo)符合充填質(zhì)量要求。

表3 充填用水化學(xué)元素分析結(jié)果

2 充填材料配比試驗(yàn)

根據(jù)該礦山生產(chǎn)實(shí)際情況，本研究開展了多種尾砂膠結(jié)充填配比試驗(yàn)，以建立采用32．5級(jí)水泥與尾砂膠結(jié)充填體單軸抗壓強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度、彈性模量等的變化情況與試驗(yàn)配比參數(shù)之間的關(guān)系。試驗(yàn)參數(shù)分別為：充填料漿重量濃度66%、68%、70%、72%；砂灰比4、6、8；養(yǎng)護(hù)齡期：7d、28d、60d。

2．1 單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)

參照砼抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法，采用澆注試塊方式及長×寬×高：7．07cm×7．07cm×7．07cm 的三聯(lián)金屬試模制作充填體試塊。試塊脫模后均置于YH－40B型恒溫恒濕標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)：養(yǎng)護(hù)室設(shè)定溫度20±2℃，相對(duì)濕度大于90%，試塊間距大于10mm。單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)采用YED電子壓力測(cè)試機(jī)和壓力傳感器進(jìn)行，試驗(yàn)結(jié)果見表4。從表4可以得出，膠結(jié)充填體單軸抗壓強(qiáng)度隨著料漿濃度的增大而增大，隨砂灰比的增大而降低。通過計(jì)算發(fā)現(xiàn)，7d的抗壓強(qiáng)度平均為28d抗壓強(qiáng)度的47．58%，60d的抗壓強(qiáng)度相對(duì)28d抗壓強(qiáng)度平均能提高16%。由此反映出，充填體早期強(qiáng)度提升較大，養(yǎng)護(hù)28d后強(qiáng)度提升較小。

表4 充填體單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果／MPa

2．2 剪切試驗(yàn)

剪切試驗(yàn)采用長×寬×高＝7．07cm×7．07cm×7．07cm方形試塊，試塊制作、養(yǎng)護(hù)同單軸抗壓強(qiáng)度試塊。壓力測(cè)試同樣采用YED電子壓力測(cè)試機(jī)，通過加工不同角度（20°、30°、40°）的剪切模具，使膠結(jié)充填體剪切面上產(chǎn)生不同的剪切力。剪切試驗(yàn)裝置示意圖見圖3。本試驗(yàn)主要測(cè)定了濃度為66%、68%、70%、72%，砂灰比為4、6、8，養(yǎng)護(hù)齡期為28d的充填試塊剪切強(qiáng)度參數(shù)，并以剪切應(yīng)力為縱坐標(biāo)，正應(yīng)力為橫坐標(biāo)繪制不同配比膠結(jié)充填體的正應(yīng)力與剪切力曲線（圖4），通過對(duì)曲線進(jìn)行線性回歸，得到直線的斜率及截距，從而獲得膠結(jié)充填體的內(nèi)聚力（C）與內(nèi)摩擦角（φ），試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果見表5。

圖3 不同剪切角度的充填體剪切試驗(yàn)圖

圖4 正應(yīng)力與剪應(yīng)力線性回歸曲線

表5 C、φ值計(jì)算結(jié)果

從表5及圖4可以看出，充填砂灰比在4～8之間，料漿濃度為66%時(shí)，內(nèi)摩擦角12．5～16．4°，粘聚力為0．23～0．638MPa；料漿濃度68%時(shí)，內(nèi)摩擦角為4～10．6°，粘聚力為0．23～0．722MPa；料漿濃度70%時(shí)，內(nèi)摩擦角為70～87°，粘聚力為1．603～5．445MPa；料漿濃度72%時(shí)，內(nèi)摩擦角為56．5～68°，粘聚力為0．754～3．778MPa。內(nèi)摩擦角及粘聚力基本上是隨著料漿濃度及灰砂比的增大而增大。

2．3 單軸承壓變形試驗(yàn)

承壓變形試驗(yàn)主要是測(cè)定充填體試塊的承壓變形特性，即應(yīng)力－應(yīng)變曲線，并求出反映充填體承載變形能力的基本參數(shù)，即彈性模量。彈性模量E表示充填體一定應(yīng)力σ條件下產(chǎn)生變形ε的程度，即E＝σ／ε，盡管尾砂充填體的抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)低于巖石強(qiáng)度，且具有明顯的塑性變化，但其應(yīng)力應(yīng)變曲線與巖石的應(yīng)力應(yīng)變曲線形式基本相似，因此，數(shù)值模擬研究中仍然采用彈性模量，其取值為尾砂充填體經(jīng)過最初的孔隙壓密階段后彈性變形階段中應(yīng)力應(yīng)變曲線的斜率。

本試驗(yàn)采用直徑72mm、高徑比為2的圓柱形試塊。試塊制作、養(yǎng)護(hù)方式同方形試塊。本次試驗(yàn)主要測(cè)試了尾砂濃度分別為66%、68%、70%、72%，灰砂比1∶4、1∶6、1∶8三種配比、養(yǎng)護(hù)齡期28天的尾砂膠結(jié)充填體承壓變形參數(shù)。試驗(yàn)檢測(cè)設(shè)備為 WEP－600微機(jī)控制屏顯萬能試驗(yàn)機(jī)、100t壓力傳感器、數(shù)力墻、7V14程序控制記錄儀。

充填體承壓變形試驗(yàn)結(jié)果見表6。從表6可以得出：相同濃度下，膠結(jié)充填體單軸抗壓強(qiáng)度及彈性模量隨著砂灰比的增大而減小，砂灰比從4增加到6時(shí)，其減小幅度較大，砂灰比大于6后，其減小幅度降低，變化逐漸趨于平緩。濃度為66%的充填體彈性模量為82．74～117．31MPa；濃度68%時(shí)為76．59～136．69MPa；濃度 70% 時(shí)為 39．96～227．79MPa；濃度72%時(shí)為73．61～170．68MPa。相同砂灰比下，膠結(jié)充填體單軸抗壓強(qiáng)度及彈性模量隨著濃度的增大而增大，在濃度小于68%時(shí)，彈性模量增加幅度較小，當(dāng)濃度大于68%時(shí)，增加幅度較大。另外，通過與立方試塊單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果（表4）對(duì)比可知，圓柱形試塊單軸抗壓強(qiáng)度基本高于方形試塊的值，這是試塊的尺寸和形狀不同造成的，但變化規(guī)律基本相同。

表6 單軸承壓變形試驗(yàn)結(jié)果

3 結(jié) 論

本文在對(duì)充填材料進(jìn)行基礎(chǔ)性質(zhì)檢測(cè)分析的基礎(chǔ)上，通過單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)、剪切試驗(yàn)、單軸承壓變形試驗(yàn)系統(tǒng)地開展了全尾砂膠結(jié)充填配比試驗(yàn)。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析得出，料漿濃度和砂灰比對(duì)膠結(jié)充填體強(qiáng)度的影響都非常顯著：膠結(jié)充填體單軸抗壓強(qiáng)度隨著料漿濃度的增大而增大，隨砂灰比的增大而降低。充填體內(nèi)摩擦角及粘聚力整體隨著料漿濃度及灰砂比的增大而增大。充填體彈性模量隨著砂灰比的增大而減小，隨著濃度的增大而增大。低濃度料漿充填體具有較多孔隙，在承壓變形中存在一定沉縮，不利于充填體的整體穩(wěn)定性，所以建議礦山盡可能采取高濃度充填。

［1］ 王新民，肖衛(wèi)國，張欽禮．深井礦山充填理論與技術(shù)［M］．長沙：中南大學(xué)出版社，2005．

［2］ 余斌．影響尾砂膠結(jié)充填體強(qiáng)度的若干因素分析［J］．河北冶金，2001（3）：3－6．

［3］ 羅建祥．影響膠結(jié)充填體強(qiáng)度的因素分析 ［J］．甘肅冶金，2005，27（2）：24－25．

［4］ 戴興國，方鑫，陳增劍，等．良山鐵礦全尾砂膠結(jié)充填參數(shù)的合理選擇 ［J］．黃金科學(xué)技術(shù)，2015，23（1）：74－79．