吳蔚律，劉光生，郭利杰,樊 川，張志紅,張雪楣

(1.北京礦冶科技集團(tuán)有限公司，北京 102628； 2.國(guó)家金屬礦綠色開采國(guó)際聯(lián)合研究中心，北京 102628； 3.北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124; 4.山東黃金礦業(yè)(玲瓏)有限公司，山東 煙臺(tái) 265400)

隨著國(guó)家對(duì)礦山安全和環(huán)保要求的不斷提高，充填采礦法在國(guó)內(nèi)地下金屬礦山全面推廣應(yīng)用。采場(chǎng)充填體的穩(wěn)定性是礦山安全開采的重要保障，尤其在階段空?qǐng)鏊煤蟛捎贸涮畈傻V法的礦山，二步驟采場(chǎng)回采時(shí)，與其相鄰的一步驟采場(chǎng)充填體的側(cè)向揭露穩(wěn)定性，不僅會(huì)影響生產(chǎn)安全，還決定了二步驟采場(chǎng)礦石的回收率和貧化率等指標(biāo)。為此，采場(chǎng)充填體的穩(wěn)定性研究對(duì)充填采礦法有重要的意義。

合理評(píng)估采場(chǎng)充填體的應(yīng)力分布是研究充填體穩(wěn)定性的前提。TERZAGHI[1]在1943年提出：由于土拱效應(yīng)的存在，土的重力向水平轉(zhuǎn)移，底部受到的垂直壓力要遠(yuǎn)小于上覆土的重量。MITCHELL[2]在1989年研究采場(chǎng)充填體強(qiáng)度需求及其側(cè)向揭露穩(wěn)定性時(shí)提出：在多數(shù)已充填的采場(chǎng)中，充填體所承受的自重應(yīng)力，很大一部分可由充填體內(nèi)部產(chǎn)生的拱作用抵消，該拱效應(yīng)主要受采場(chǎng)巖壁與充填體接觸面的剪切力、采場(chǎng)圍巖構(gòu)造應(yīng)力等作用影響。由此可見，巖壁與充填體間的接觸作用在對(duì)整個(gè)采場(chǎng)充填體內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)的影響中占據(jù)重要地位。為揭示采場(chǎng)充填體內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律，并以此為充填體的強(qiáng)度需求設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)，深入研究充填體-巖體接觸面的力學(xué)參數(shù)及其隨圍巖構(gòu)造應(yīng)力變化的演變規(guī)律十分必要。

LIU等[3-4]使用數(shù)值模擬方法，對(duì)充填體與巖體接觸處是否設(shè)置接觸單元，并以接觸面粗糙度、強(qiáng)度、剛度等參數(shù)為分析因子，全面研究了充填體-巖體接觸面力學(xué)特征對(duì)采場(chǎng)充填體應(yīng)力分布的影響規(guī)律。研究發(fā)現(xiàn)：當(dāng)接觸面強(qiáng)度與充填體強(qiáng)度相等時(shí)，是否添加接觸單元對(duì)計(jì)算得出的充填體應(yīng)力影響不大，而當(dāng)接觸面強(qiáng)度低于充填體強(qiáng)度時(shí)，接觸面對(duì)充填體應(yīng)力分布影響顯著，采場(chǎng)充填體應(yīng)力分布主要受接觸面控制。

為研究采場(chǎng)充填體-巖體接觸力學(xué)特性及其影響，對(duì)充填體-巖石接觸面進(jìn)行室內(nèi)直剪試驗(yàn)研究是一項(xiàng)重要研究手段。雖然國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)巖體結(jié)構(gòu)面力學(xué)特征進(jìn)行了大量有益研究，但對(duì)于充填體-巖石接觸面力學(xué)參數(shù)的室內(nèi)試驗(yàn)研究，國(guó)內(nèi)還未見公開報(bào)道。國(guó)外僅有MANARAS、FALL和BELEM等學(xué)者進(jìn)行過充填體-巖石接觸面的前期探索性試驗(yàn),但其研究的影響因素和結(jié)論各有差異。

MANARAS[5]試驗(yàn)研究了養(yǎng)護(hù)齡期、水泥含量和接觸面粗糙度對(duì)充填體-巖石接觸面剪切強(qiáng)度的影響，初步揭示了接觸面力學(xué)參數(shù)(內(nèi)摩擦角φ值和黏聚力c值)受上述因素的影響規(guī)律。

FALL等[6]、NASIR等[7]和FANG等[8]使用硅砂替代同級(jí)配的尾砂，選取表面粗糙度系數(shù)[9]Rs(El Soudani 1978)(Rs=At/An，At為實(shí)際表面積，An為實(shí)際表面積在法線方向上的投影面積)在1.051～1.070范圍內(nèi)的接觸材料，研究了不同養(yǎng)護(hù)齡期、養(yǎng)護(hù)溫度和不同接觸材料對(duì)充填體-巖石接觸面抗剪強(qiáng)度的影響。研究表明：28 d內(nèi)，接觸面內(nèi)摩擦角和黏聚力隨養(yǎng)護(hù)齡期的增長(zhǎng)小幅提高；溫度為2 ℃、20 ℃和30 ℃時(shí)，接觸面內(nèi)摩擦角和粘聚力均會(huì)隨溫度提高而提高，但提高幅度不同；而對(duì)于不同的接觸材料(巖石、混凝土)，接觸面剪切強(qiáng)度不同，還對(duì)比得出接觸面的內(nèi)摩擦角大約是充填體剪切內(nèi)摩擦角的0.6～1.0倍。

KOUPOULI等[10-11]使用了不同巖性材料(大理巖、頁巖)作為接觸面巖石材料，并結(jié)合全尾砂與不同含量水泥(2.3%、8.2%)，制作了充填體-巖石接觸面試塊，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：不同接觸材料和粗糙度系數(shù)會(huì)導(dǎo)致剪切強(qiáng)度差異；和充填體自身剪切強(qiáng)度相比，接觸面的內(nèi)摩擦角要大于充填體的內(nèi)摩擦角，而接觸面黏聚力小于充填體自身黏聚力。

綜上所述，國(guó)外學(xué)者在研究充填體-巖石接觸面剪切強(qiáng)度試驗(yàn)研究方面做了有益探索，但仍存在局限性：①研究的充填體-巖石接觸面中充填體水泥含量偏低。國(guó)外學(xué)者的試驗(yàn)中水泥含量最大僅為8.2%，而國(guó)內(nèi)20%水泥添加量的充填體應(yīng)用普遍，且在國(guó)外學(xué)者研究中，在較低水泥含量下，接觸面的內(nèi)摩擦角已達(dá)到一個(gè)較高值(水泥含量?jī)H為7.5%時(shí)，28 d養(yǎng)護(hù)齡期的充填體-巖石接觸面內(nèi)摩擦角即達(dá)到41°[5])，因此有必要對(duì)比在不同水泥含量下充填體-巖石接觸面內(nèi)摩擦角的變化規(guī)律；②對(duì)于接觸面剪切強(qiáng)度參數(shù)與充填體剪切強(qiáng)度參數(shù)的內(nèi)在關(guān)系，國(guó)外試驗(yàn)研究主要定性地描述和比較其大小，缺乏兩者換算關(guān)系的理論方法。對(duì)于特定的巖石接觸面材料，充填體剪切強(qiáng)度參數(shù)從某種程度上決定著接觸面的力學(xué)參數(shù)，至少還沒有學(xué)者提出通過充填體強(qiáng)度預(yù)測(cè)其與巖石接觸面強(qiáng)度的理論公式。

為此，以花崗巖作為接觸面基底材料，制作并開展了不同灰砂比、養(yǎng)護(hù)齡期條件下充填體-巖石接觸面的直剪試驗(yàn)，研究不同灰砂比、養(yǎng)護(hù)齡期和接觸面法向應(yīng)力對(duì)充填體-巖石接觸面剪切強(qiáng)度(包括峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度)的影響，并探索接觸面強(qiáng)度參數(shù)(內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c)與充填體強(qiáng)度參數(shù)之間的關(guān)系。

1 試驗(yàn)材料和試塊

此次試驗(yàn)選用新疆某銅鎳礦的全尾砂和水泥作為充填材料，將尾砂晾干、碾碎，利用激光粒度分析儀進(jìn)行了全尾砂粒級(jí)組成測(cè)試，得到全尾砂的粒徑分布如圖1所示。

圖1 尾砂粒徑分布曲線Fig.1 Grain size distribution of the tailings

由圖1可知，所用全尾砂粒徑小于20 μm的體積分?jǐn)?shù)超過35%，屬于較細(xì)粒級(jí)的全尾砂，可以有效改善澆模過程中料漿的分層離析問題，從而降低試驗(yàn)數(shù)據(jù)的離散性。

選用切割形成的表面光滑的花崗巖作為巖石材料，花崗巖尺寸為150 mm×150 mm×102 mm(長(zhǎng)×寬×高)。使用亞克力板包裹底部巖石試塊，同時(shí)上部留出一定空間用于澆筑充填料漿。制作完成的模具見圖2(a)。再在巖石試塊上部空間澆注充填體料漿，在養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)一定齡期后，形成充填體-巖石接觸面試塊，試塊整體尺寸為150 mm×150 mm×204 mm。

全尾砂膠結(jié)充填料漿濃度(質(zhì)量分?jǐn)?shù))固定為72%。配制灰砂比為1∶4、1∶10、1∶20的充填料漿澆模，分別澆筑至圖2(a)中巖石試塊的上部空間。養(yǎng)護(hù)齡期分別為7 d和28 d，所有接觸面試塊均在恒溫恒濕養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)，溫度為(20±0.5) ℃，相對(duì)濕度為(95±5)%。同一配比和養(yǎng)護(hù)齡期的試塊各準(zhǔn)備6個(gè)，共制作了36個(gè)充填體-巖石接觸面試塊，以此形成充填體-巖石接觸面直剪試驗(yàn)樣本，如圖2(b)所示。

在澆注充填體-巖石直剪試驗(yàn)試塊的同時(shí)，使用同樣的充填材料，同時(shí)澆注灰砂比為1∶4、1∶10和1∶20的圓柱形充填體試塊(直徑70 mm×高度140 mm)，料漿濃度同樣為72%，同等養(yǎng)護(hù)條件下選定齡期28 d。每個(gè)配比澆注10個(gè)，共計(jì)30個(gè)圓柱形充填體試塊，如圖2(c)所示。利用圓柱形試塊開展充填體的三軸壓縮試驗(yàn)，測(cè)試其剪切強(qiáng)度參數(shù)(黏聚力和內(nèi)摩擦角)，用于開展同等條件下充填體-巖石接觸面剪切強(qiáng)度參數(shù)與充填體剪切強(qiáng)度參數(shù)的對(duì)比分析。

圖2 充填模具和試塊Fig.2 Moldel of preparing the specimens

2 試驗(yàn)方案

直剪試驗(yàn)裝置采用美國(guó)進(jìn)口的達(dá)漢新柯LG-8200M大型直剪儀，直剪儀原理如圖3(a)所示。該直剪儀的上剪切盒尺寸為305 mm×305 mm×102 mm，下剪切盒尺寸為406 mm×305 mm×102 mm，剪切速率可調(diào)范圍為0.025～5.00 mm/min，可施加的最大水平剪切力44.4 kN、最大豎向壓力9 kN、最大剪切水平位移101 mm，設(shè)定的剪切區(qū)域高度可在0～12.7 mm間調(diào)節(jié)。

圖3 直剪試驗(yàn)設(shè)備裝置Fig.3 Direct shear test machine

為減小充填體-巖石接觸面試塊的尺寸，減小試塊搬運(yùn)難度和材料的消耗，在不改變其剪切原理的基礎(chǔ)上，在本次試驗(yàn)中做了一定改進(jìn)， 如圖4(b)所示：在下剪切盒的前后部位預(yù)先放置剛性填充物(本次試驗(yàn)中，采用與基底巖石材料相同的花崗巖作為剛性填充物)，用于傳遞水平推力；在上剪切盒的前部同樣放置剛性填充物，用于阻擋接觸面試塊上部充填體的移動(dòng)；下剪切盒的填充物高度與接觸面試塊底部巖石高度相等，從而確保了直剪過程中準(zhǔn)確地沿充填體-巖石接觸面剪切；上剪切盒的填充物高度略小于接觸面試塊上部充填體的高度，在確保其在阻擋充填體移動(dòng)的同時(shí)，使上部壓力板施加的豎向壓力(接觸面法向壓力)只作用在充填體橫截面上。

達(dá)到預(yù)定養(yǎng)護(hù)齡期后，將充填體-巖石接觸面試塊小心放置到剪切試驗(yàn)盒中，并放置好剛度填充物，如圖3(c)所示。試驗(yàn)開始后，先在接觸面法線方向施加軸壓，本次選取的接觸面軸向壓力變化范圍為50～300 kPa。軸壓穩(wěn)定后，啟動(dòng)水平方向剪切，剪切速率固定為0.5 mm/min，測(cè)出不同配比充填體-巖石接觸面試塊的剪切應(yīng)力-位移數(shù)據(jù)。

達(dá)到預(yù)定養(yǎng)護(hù)齡期后，借鑒土三軸試驗(yàn)儀器和規(guī)程，開展圓柱形充填體試樣的三軸壓縮試驗(yàn)，測(cè)出不同配比圓柱形充填體的剪切強(qiáng)度數(shù)據(jù)，根據(jù)摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，換算得出相應(yīng)充填體的黏聚力和內(nèi)摩擦角。

3 結(jié)果與討論

3.1 接觸面直剪試驗(yàn)結(jié)果

典型充填體-巖石接觸面試塊在直剪試驗(yàn)后的破壞模式如圖4(a)所示，而圖4(b)和圖4(c)分別展示了不同養(yǎng)護(hù)齡期(7 d和28 d)和不同灰砂比(由上至下三列灰砂比分別為1∶4、1∶10和1∶20)充填體-巖石接觸面試塊直剪試驗(yàn)破壞后的形態(tài)。

圖4 直剪試驗(yàn)破壞后的試塊Fig.4 Specimen after direct shear test

圖5 7 d養(yǎng)護(hù)齡期下不同配比試塊剪切應(yīng)力-位移曲線Fig.5 Shear stress versus horizontal displacement of 7 days CPB-rock interface

圖6 28 d養(yǎng)護(hù)齡期下不同配比試塊剪切應(yīng)力-位移曲線Fig.6 Shear stress versus horizontal displacement of 28 days CPB-rock interface

由圖4(a)可知，其破壞形式均為沿巖石與充填體接觸面處破壞，上下部分完整分離，充填體內(nèi)部沒有明顯發(fā)生破壞。

圖5和圖6分別展示了與圖4試塊相對(duì)應(yīng)的7 d 和28 d養(yǎng)護(hù)齡期充填體-巖石接觸面試塊的剪切應(yīng)力-位移曲線圖。由圖5和圖6可知，接觸面試塊的剪切應(yīng)力曲線表現(xiàn)出顯著的塑-彈-塑性特征；開始時(shí)，試塊均存在一定的塑性破壞，主要是試塊中充填體的孔隙壓密所致；隨后，剪切應(yīng)力隨位移的增長(zhǎng)而線性增長(zhǎng)，呈線彈性關(guān)系；達(dá)到峰值破壞后，出現(xiàn)應(yīng)力軟化，剪切應(yīng)力跌落至一定值后保持穩(wěn)定，殘余剪切強(qiáng)度大小不隨位移改變而改變，主要由剪切破壞后的接觸面摩擦力所貢獻(xiàn)。

對(duì)比分析圖5和圖6可知，①在同一配比和養(yǎng)護(hù)齡期下，隨著接觸面法向應(yīng)力的提高，接觸面峰值剪切強(qiáng)度和殘余剪切強(qiáng)度均明顯增加；②在相同養(yǎng)護(hù)齡期和法向應(yīng)力下，隨著灰砂比的提高，峰值剪切強(qiáng)度顯著增長(zhǎng)，而殘余剪切強(qiáng)度沒有隨灰砂比的提高而明顯增加；③隨著養(yǎng)護(hù)齡期增加，相同配比試塊的接觸面峰值剪切強(qiáng)度顯著提高，殘余剪切強(qiáng)度僅小幅提高；④在低法向應(yīng)力條件下，達(dá)到剪切強(qiáng)度峰值后，剪切應(yīng)力-位移曲線會(huì)表現(xiàn)出明顯應(yīng)力跌落，殘余剪切應(yīng)力明顯低于峰值剪切應(yīng)力。

進(jìn)一步對(duì)比分析圖5和圖6的數(shù)據(jù)可知，充填體-巖石接觸面直剪強(qiáng)度可分為兩部分：①在剪切強(qiáng)度達(dá)到峰值之前，抗剪強(qiáng)度由摩擦力和黏聚力共同貢獻(xiàn)，當(dāng)黏聚力達(dá)到最大臨界值時(shí)，抗剪強(qiáng)度達(dá)到峰值；②達(dá)到峰值之后，充填體與巖石接觸面上的黏聚力破壞，此時(shí)抗剪強(qiáng)度以接觸面摩擦力為主。

3.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

3.2.1 接觸面剪切破壞準(zhǔn)則選取

表1展示了目前幾種常用于分析直剪試驗(yàn)的破壞準(zhǔn)則模型,用于探索對(duì)于本文得出的接觸面剪切試驗(yàn)結(jié)果的適用性。其中，F(xiàn)REDLUND等[12]提出的公式中由于考慮了孔隙氣壓ua和孔隙水壓uw，該參數(shù)在試驗(yàn)過程中較難獲取，不考慮使用。BARTON[13]提出的公式考慮了接觸面的粗糙度和接觸材料的自身強(qiáng)度，但學(xué)者M(jìn)ANARAS[5]在經(jīng)過不同粗糙度的充填體-巖石接觸面直剪試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)，在接觸面法向應(yīng)力較低的情況下(0～500 kPa)，使用BARTON公式對(duì)剪切數(shù)據(jù)擬合時(shí)，誤差較大，BARTON公式更適合巖體結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度的表征。而使用莫爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則擬合時(shí)，與本次試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比誤差較小，如圖7所示，所以考慮采用莫爾庫(kù)侖準(zhǔn)則對(duì)剪切峰值強(qiáng)度進(jìn)行擬合。但是，莫爾庫(kù)侖準(zhǔn)則把充填體-巖石接觸面整體視為一種結(jié)構(gòu)面，在闡述接觸面剪切強(qiáng)度對(duì)不同粗糙度和不同充填體強(qiáng)度參數(shù)的響應(yīng)關(guān)系上存在一定局限性。

表1 幾種常用剪切破壞準(zhǔn)則Table 1 The common shear failure criterions

3.2.2 接觸面與充填體自身剪切破壞強(qiáng)度參數(shù)對(duì)比

使用摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則對(duì)巖石-充填體接觸面抗剪強(qiáng)度進(jìn)行擬合，具體公式見式(1)。

τ=c+σntanφ

(1)

式中：τ為接觸面抗剪強(qiáng)度峰值，kPa；σn為垂直于剪切面的法向應(yīng)力，kPa；φ為接觸面的內(nèi)摩擦角，(°)；c為接觸面的黏聚力，kPa。

在不同應(yīng)力條件下，擬合得到不同灰砂比和養(yǎng)護(hù)齡期的充填體-巖石接觸面試塊的剪切破壞曲線，如圖7所示。由圖7可知，灰砂比為1∶4的接觸面試塊的剪切破壞曲線的截距和斜率明顯高于1∶10和1∶20試塊的測(cè)試結(jié)果。而根據(jù)摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，圖7中擬合曲線的截距為接觸面黏聚力c，斜率則表示接觸面內(nèi)摩擦角的正切值。具體得出的不同配比和齡期接觸面試樣峰值剪切強(qiáng)度的擬合結(jié)果見表2。

圖7 不同灰砂比試塊的剪切破壞曲線Fig.7 Shear peak stress vs normal stress for CPB-rock interface

表2 充填體-巖石接觸面剪切強(qiáng)度力學(xué)參數(shù)表Table 2 Cohesion and friction angle of CPB-rockspecimens by direct shear test

表3 基于三軸圓柱壓縮試驗(yàn)獲取的28 d養(yǎng)護(hù)齡期充填體剪切強(qiáng)度力學(xué)參數(shù)Table 3 Cohesion and friction angle of cemented backfillafter 28 days curing by triaxial compressive tests

由表2分析可知，①隨著灰砂比的提高，充填體-巖石接觸面的黏聚力和內(nèi)摩擦角均顯著增長(zhǎng)；②隨養(yǎng)護(hù)齡期增加，相同灰砂比接觸面試驗(yàn)的內(nèi)摩擦角和黏聚力也增大。

表3展示了利用圓柱形充填體試樣的三軸壓縮試驗(yàn)得到28 d養(yǎng)護(hù)齡期下不同配比充填體黏聚力co與內(nèi)摩擦角φo結(jié)果。

3.2.3 接觸面與充填體自身力學(xué)參數(shù)相關(guān)性分析

選取28 d養(yǎng)護(hù)齡期下由直剪試驗(yàn)得到的接觸面剪切強(qiáng)度參數(shù)(內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c)和三軸壓縮試驗(yàn)得到的充填體剪切強(qiáng)度參數(shù)，繪制于圖8進(jìn)行比較：28 d養(yǎng)護(hù)齡期下，充填體-巖石接觸面的黏聚力和內(nèi)摩擦角分別與充填體的黏聚力和內(nèi)摩擦角存在很好的線性相關(guān)性，其擬合后的換算關(guān)系見式(2)和式(3)。

φ=21.5+0.777φ0

(2)

c=0.195c0+22.2

(3)

由圖8可知,充填體-巖石接觸面的內(nèi)摩擦角大于充填體的剪切內(nèi)摩擦角，但接觸面的黏聚力則小于充填體的黏聚力；充填體-巖石接觸面強(qiáng)度參數(shù)(內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c)與充填體強(qiáng)度參數(shù)(內(nèi)摩擦角φ0和黏聚力c0)呈線性相關(guān)。

3.3 接觸面剪切殘余強(qiáng)度分析

由圖5和圖6可知，充填體-巖石接觸面達(dá)到峰值剪切強(qiáng)度后，剪切應(yīng)力隨位移的變化曲線會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力跌落，之后達(dá)到平穩(wěn)延伸狀態(tài)，剪切應(yīng)力隨位移增加趨于穩(wěn)定。該過程表明：接觸面達(dá)到峰值剪切強(qiáng)度后，接觸面處黏聚力全部損失，僅有接觸面法向應(yīng)力作用下的接觸面內(nèi)摩擦角發(fā)揮作用，形成了圖5和圖6中的殘余剪切應(yīng)力，而且該殘余剪切應(yīng)力值會(huì)隨著接觸面法向應(yīng)力的提高而提高。利用黏聚力為零條件下的摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，見式(4)，對(duì)圖5和圖6數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖9所示。

τr=σntanφr

(4)

式中：τr為接觸面的殘余剪切強(qiáng)度；σn為垂直于剪切面的法向應(yīng)力；φr為接觸面的殘余內(nèi)摩擦角。

圖9展示了7 d和28 d養(yǎng)護(hù)齡期下，不同灰砂比充填體-巖石接觸面殘余剪切強(qiáng)度。從圖9可看出，殘余剪切強(qiáng)度隨接觸面法向應(yīng)力的增長(zhǎng)呈線性增長(zhǎng)；相同養(yǎng)護(hù)齡期和法向應(yīng)力條件下，接觸面殘余剪切強(qiáng)度隨灰砂比的數(shù)據(jù)較離散，法向應(yīng)力為150 kPa時(shí)殘余強(qiáng)度隨灰砂比提高而小幅增長(zhǎng)，但法向應(yīng)力為50 kPa和100 kPa時(shí)，殘余強(qiáng)度隨灰砂比增加的規(guī)律不明顯，總體認(rèn)為充填體-巖石接觸面的殘余抗剪強(qiáng)度隨灰砂比的敏感性和相關(guān)性不強(qiáng)；同樣的，同等法向應(yīng)力條件下，充填體-巖石接觸面殘余抗剪強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)齡期的敏感性和相關(guān)性也不強(qiáng)。

圖8 不同灰砂比接觸面與充填體自身力學(xué)參數(shù)線性擬合Fig.8 Fitting line of mechanical parameters of CPB-rock interface and CPB material

圖9 剪切殘余強(qiáng)度曲線Fig.9 Shear residual stress vs normal stress for CPB-rock interface

4 結(jié) 論

1) 充填體-巖石接觸面峰值剪切強(qiáng)度受灰砂比、養(yǎng)護(hù)齡期和接觸面法向應(yīng)力的影響顯著。峰值剪切強(qiáng)度與法向應(yīng)力呈正線性相關(guān)，增加養(yǎng)護(hù)齡期或提高充填體灰砂比，都會(huì)顯著提高接觸面的峰值剪切強(qiáng)度；接觸面內(nèi)摩擦角φ值和黏聚力c值也會(huì)隨灰砂比或養(yǎng)護(hù)齡期的提高而增加。

2) 充填體-巖石接觸面殘余剪切強(qiáng)度對(duì)充填體的養(yǎng)護(hù)齡期、灰砂比的敏感性和相關(guān)性不明顯，但殘余抗剪強(qiáng)度隨接觸面法向應(yīng)力的增加而呈線性增加。

3) 接觸面的內(nèi)摩擦角和黏聚力分別與充填體的內(nèi)摩擦角和黏聚力存在很好的線性相關(guān)性,基于摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則擬合提出了同等配比和齡期條件下接觸面內(nèi)摩擦角和黏聚力分別與充填體內(nèi)摩擦角和黏聚力的換算關(guān)系。