許文滸

（中南大學資源與安全工程學院，湖南 長沙410083）

對于充填法采礦，充填體強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、間隔時間及影響采場的應力變化過程。膠結充填體的靜、動態(tài)力學參數，包括抗拉強度、抗壓強度、抗剪強度、彈性模量、泊松比和內摩擦角等對圍巖和充填體的穩(wěn)定性分析極為重要［1］。充填體強度與水泥標號、砂灰比、骨料粒級級配、骨料與水的配比及養(yǎng)護時間等密切相關［2－3］。充填尾砂的濃度與材料配比決定了充填體強度的大小，是提高充填質量和降低充填成本的關鍵［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。目前礦山正在進行采選300萬t／a生產能力改擴建工程，西區(qū)礦體開發(fā)已經納入建設規(guī)劃，因西北部地表移動范圍內有梅莊水庫及部分居民建筑，統(tǒng)籌考慮地表構筑物及采礦安全與資源回收并重的原則，針對西區(qū)－370m以上礦體及前期預留保安礦柱的部分礦體，擬采用分段空場嗣后充填采礦法。本文通過單軸抗壓強度試驗、剪切試驗、單軸承壓變形試驗，全面開展該鐵礦全尾砂膠結充填材料配比試驗研究，旨在為礦山提供符合采礦工藝要求的充填物料參數。

1 充填材料基礎參數測試與分析

1．1 全尾砂

1．1．1 物理特性參數

全尾砂物理特性參數主要包括容重、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定，孔隙率根據式（1）計算得出。測試結果如表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 全尾砂基礎物理參數表

1．1．2 化學組成

全尾砂化學元素分析試驗結果見表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，對充填體影響較小。

表2 全尾砂化學元素分析結果

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，其化學組成分別為 CaAl2SiO6、SiO2、Fe2O3、MgAl2O4、（Mg，Fe，Ca）3（Si，Al）2O5（OH）4、FeO·Fe2O3。分析XRD譜圖中特征峰峰強可知，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，此分析結果與化學元素分析結果吻合。

圖1 全尾砂XRD譜圖

1．1．4 粒級組成

全尾砂粒級組成測試采用馬爾文激光粒度測試儀 。測 試 得 出 全 尾 砂d10為2．6 1 5μm，d50為35．760μm，d90為327．766μm。其粒級組成不均勻系數過大，為22．94，自然級配屬于不連續(xù)級配，中間粒徑所占比例較少，屬于相對缺失型。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 膠結材料

試驗選用P．O．32．5級普通硅酸鹽水泥作為充填膠結材料，其強度指標符合充填質量要求。

表3 充填用水化學元素分析結果

2 充填材料配比試驗

根據該礦山生產實際情況，本研究開展了多種尾砂膠結充填配比試驗，以建立采用32．5級水泥與尾砂膠結充填體單軸抗壓強度、抗剪強度、彈性模量等的變化情況與試驗配比參數之間的關系。試驗參數分別為：充填料漿重量濃度66%、68%、70%、72%；砂灰比4、6、8；養(yǎng)護齡期：7d、28d、60d。

2．1 單軸抗壓強度試驗

參照砼抗壓強度試驗方法，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型恒溫恒濕標準養(yǎng)護室養(yǎng)護：養(yǎng)護室設定溫度20±2℃，相對濕度大于90%，試塊間距大于10mm。單軸抗壓強度試驗采用YED電子壓力測試機和壓力傳感器進行，試驗結果見表4。從表4可以得出，膠結充填體單軸抗壓強度隨著料漿濃度的增大而增大，隨砂灰比的增大而降低。通過計算發(fā)現，7d的抗壓強度平均為28d抗壓強度的47．58%，60d的抗壓強度相對28d抗壓強度平均能提高16%。由此反映出，充填體早期強度提升較大，養(yǎng)護28d后強度提升較小。

表4 充填體單軸抗壓強度試驗結果／MPa

2．2 剪切試驗

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

圖3 不同剪切角度的充填體剪切試驗圖

圖4 正應力與剪應力線性回歸曲線

表5 C、φ值計算結果

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，內摩擦角12．5～16．4°，粘聚力為0．23～0．638MPa；料漿濃度68%時，內摩擦角為4～10．6°，粘聚力為0．23～0．722MPa；料漿濃度70%時，內摩擦角為70～87°，粘聚力為1．603～5．445MPa；料漿濃度72%時，內摩擦角為56．5～68°，粘聚力為0．754～3．778MPa。內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

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

本試驗采用直徑72mm、高徑比為2的圓柱形試塊。試塊制作、養(yǎng)護方式同方形試塊。本次試驗主要測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)護齡期28天的尾砂膠結充填體承壓變形參數。試驗檢測設備為 WEP－600微機控制屏顯萬能試驗機、100t壓力傳感器、數力墻、7V14程序控制記錄儀。

充填體承壓變形試驗結果見表6。從表6可以得出：相同濃度下，膠結充填體單軸抗壓強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，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%時為76．59～136．69MPa；濃度 70% 時為 39．96～227．79MPa；濃度72%時為73．61～170．68MPa。相同砂灰比下，膠結充填體單軸抗壓強度及彈性模量隨著濃度的增大而增大，在濃度小于68%時，彈性模量增加幅度較小，當濃度大于68%時，增加幅度較大。另外，通過與立方試塊單軸抗壓強度試驗結果（表4）對比可知，圓柱形試塊單軸抗壓強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 單軸承壓變形試驗結果

3 結 論

本文在對充填材料進行基礎性質檢測分析的基礎上，通過單軸抗壓強度試驗、剪切試驗、單軸承壓變形試驗系統(tǒng)地開展了全尾砂膠結充填配比試驗。根據試驗結果分析得出，料漿濃度和砂灰比對膠結充填體強度的影響都非常顯著：膠結充填體單軸抗壓強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［M］．長沙：中南大學出版社，2005．

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

［3］ 羅建祥．影響膠結充填體強度的因素分析 ［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充填參數的合理選擇 ［J］．黃金科學技術，2015，23（1）：74－79．