周 浩 孫曉剛 邱景平 郭鎮(zhèn)邦 張世玉 袁 龍 王成利

(1.東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 118019;2.鞍山鋼鐵勞研所科技有限公司,遼寧 鞍山 114031)

膠結(jié)充填開(kāi)采因在保持地下采空區(qū)穩(wěn)定、防止地表沉陷及減少尾砂地表堆存等方面[1-4]具有較為明顯的優(yōu)勢(shì),被認(rèn)為是綠色、安全、高效的采礦法之一,且在世界范圍內(nèi)被廣泛使用[5]。 膠結(jié)充填體(CTB)是一種由尾砂、膠結(jié)劑和水混合制備而成的非均質(zhì)材料,其原料通常在地表充填站內(nèi)攪拌均勻,隨后通過(guò)重力或壓力泵輸送至采場(chǎng)[6]。 因此,新拌CTB 的流動(dòng)性是影響礦山充填效率的重要因素,研究新拌CTB的流變特性具有重要的工程意義[3,7]。

隨著優(yōu)質(zhì)礦體日益減少,低品位礦石開(kāi)采已成為大勢(shì)所趨。 采用超細(xì)磨礦等更復(fù)雜的工藝提高礦石回收率,勢(shì)必會(huì)導(dǎo)致超細(xì)尾砂產(chǎn)生[8]。 由于超細(xì)尾砂膠結(jié)充填材料(CUTB)流動(dòng)性差、強(qiáng)度低等問(wèn)題,超細(xì)尾砂的利用率低,造成超細(xì)尾砂在地表大量堆存,進(jìn)一步導(dǎo)致尾礦漿中的重金屬和污水對(duì)環(huán)境造成嚴(yán)重污染。 若利用尾礦壩堆存超細(xì)尾砂,由于超細(xì)尾砂具有較高的保水性,易導(dǎo)致壩內(nèi)高水壓產(chǎn)生,造成安全隱患[9]。 因此,學(xué)者們?cè)谔岣叱?xì)尾砂充填料漿流動(dòng)性及其充填體強(qiáng)度方面做了諸多研究。 饒運(yùn)章等[9]研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)膏體濃度越低、減水劑摻量越高時(shí),超細(xì)尾砂充填體強(qiáng)度提升幅度越大。 王昆等[10]發(fā)現(xiàn)減水劑能夠增強(qiáng)含鹽鹵充填料漿的懸浮性,有效降低料漿黏度系數(shù)及屈服應(yīng)力。 王洪江等[11]認(rèn)為尾砂顆粒中細(xì)顆粒含量影響減水劑的減阻效果。 盡管SP 對(duì)CTB 性能的研究較豐富,但關(guān)于SP 對(duì)CUTB 流變性能的影響機(jī)制及量化模型研究有待深入。 此外,減水劑對(duì)CUTB 的強(qiáng)度(UCS)與波速(UPV)的影響還需進(jìn)一步探索。

針對(duì)上述問(wèn)題,本研究首先對(duì)不同SP 摻量下的新拌CUTB 進(jìn)行動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力測(cè)試,建立考慮絮凝因子的改進(jìn)動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力模型。 其次利用該模型分析結(jié)果與前人研究成果[12-14]進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證模型的適用性和合理性。 最后進(jìn)行充填體UCS與UPV測(cè)試,研究SP 對(duì)CUTB 強(qiáng)度與波速的影響。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 材料及樣品制備

本研究使用的材料包括:人工尾砂(ST,SiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于98%),42.5R 普通硅酸鹽水泥(OPC),聚羧酸鹽基減水劑和混合水。 ST 和OPC 的粒徑分布特征如圖1 所示。 由圖1 可知:ST 的超細(xì)粒含量(<20 μm)達(dá)到91.9%,屬于超細(xì)尾砂。

圖1 水泥和尾砂的粒徑分布Fig.1 Particle size distribution of OPC and ST

本次試驗(yàn)中,固定膠凝材料摻量,制備了不同固體質(zhì)量濃度(68%、69%和70%) 和SP 摻量(0、0.02%、0.03%和0. 04%)的CUTB 料漿。 膠凝材料摻量指的是OPC 與ST 的質(zhì)量比,SP 的摻量百分比是SP 與干料(ST+OPC)的質(zhì)量比。 將預(yù)先稱(chēng)好的干料用雙螺旋攪拌器以100 轉(zhuǎn)/min 的速度攪拌均勻,隨后加入預(yù)先稱(chēng)好的混合水,以200 轉(zhuǎn)/min 的速度攪拌8 min,獲得新拌CUTB 料漿。

將料漿倒入測(cè)試杯中進(jìn)行流變測(cè)試。 此外,將制備的料漿倒入?50 mm×100 mm 的標(biāo)準(zhǔn)圓柱形模具中,密封后放入養(yǎng)護(hù)箱分別養(yǎng)護(hù)3、7、28 d 后,進(jìn)行UPV和UCS測(cè)試。

1.2 試驗(yàn)測(cè)試

1.2.1 動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力測(cè)試

本研究使用的流變儀型號(hào)為Brookfield RSR-CC(圖2),葉片的直徑和長(zhǎng)度分別為20 mm 和40 mm。將制備的充填料漿倒入測(cè)試杯后,按照?qǐng)D3 所示的流變剪切方式進(jìn)行動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力測(cè)試。 該測(cè)試過(guò)程包括剪切速率為100 s-1持續(xù)60 s 的預(yù)剪切階段,目的是均勻化新拌充填料漿。 靜置15 s 后,在120 s 內(nèi)分別進(jìn)行剪切速率斜坡測(cè)試。 利用H-B 模型擬合下降階段收集的數(shù)據(jù)[15]。 為保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性和可重復(fù)性,每個(gè)試驗(yàn)至少重復(fù)3 次。

圖3 流變剪切方式示意Fig.3 Schematic of rheological shear method

剪切應(yīng)力計(jì)算公式為

式中,τ為剪切應(yīng)力,Pa;τ0為動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力,Pa;μc為H-B 黏度,(Pa·s);γ為剪切速率,s-1;n為H-B指數(shù)。

等效塑性黏度計(jì)算公式為

式中,μe為等效塑性黏度,(Pa·s);γmax為最大剪切速率,s-1。

1.2.2 波速及強(qiáng)度測(cè)定

利用Pundit Lab+混凝土超聲波檢測(cè)儀對(duì)CUTB進(jìn)行超聲波波速測(cè)試(圖4 (a)),通過(guò)超聲波在充填試塊中的傳播速度分析充填體內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)。 超聲波在試塊中的傳播速度可進(jìn)行如下計(jì)算:

圖4 試驗(yàn)設(shè)備Fig.4 Test equipment

式中,d為試塊的長(zhǎng)度,m;t為超聲波傳播時(shí)間,s。

利用HUMBOLDT HM-5030 加載試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)(圖4 (b)),試驗(yàn)時(shí)將加載速率設(shè)定為1 mm/min。 每個(gè)配比的強(qiáng)度至少測(cè)量3 個(gè)試樣,以確保強(qiáng)度數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。

2 模型構(gòu)建

本研究在MAHMOODZADEH 和CHIDIAC[16]模型的基礎(chǔ)上改進(jìn)得到動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力模型。 該模型采用單顆粒法,懸浮液中的絮凝體可視為由一系列單顆粒組成(圖5)。 此外,粒子被認(rèn)為是球形的,顆粒半徑與粒子半徑的比值(k)保持不變。

圖5 單顆粒和絮凝體示意[19]Fig.5 Schematic of cell and floc

根據(jù)文獻(xiàn)[15],顆粒的立方排列可由下式計(jì)算得到:

式中,φ為固體質(zhì)量濃度,%;φmax為顆粒系統(tǒng)最大堆積密度。

MAHMOODZADEH 和CHIDIAC[16]在獲取φmax時(shí),不考慮空氣含量、松動(dòng)、附壁和楔形效應(yīng)的影響。而本研究采用濕測(cè)法獲得該值,其結(jié)果更準(zhǔn)確。 WU等[17]認(rèn)為絮凝體由粉末顆粒、空隙水(Vi)和絮凝水(Vr)組成(圖5)。 因此,為了考慮絮凝體的作用,將式(4)中的φ替換為有效固體濃度(φeff),即絮凝體濃度。 根據(jù)OKAMURA 和OUCHI[18]的研究結(jié)果,Vi和Vr滿(mǎn)足以下關(guān)系:

其中,β為基本需水比;Vp為顆粒體積,m3。

因此,CUTB 混合物中相應(yīng)的φeff變?yōu)?/p>

其中,Vt為系統(tǒng)總體積,m3。

結(jié)合方程(4)和(6)得到:

根據(jù)MAHMOODZADEH 和CHIDIAC 的模型[16]的基本框架,當(dāng)考慮絮凝體時(shí)(忽略空氣的影響),模型可以修改為

式中,τa為固有屈服應(yīng)力,Pa;ms、mw和C分別為固體顆粒質(zhì)量(g)、料漿中的含水量(g)及擬合參數(shù);k′ (φ) 是k(φ) 的修正值。

本研究采用殘差(RE)、相關(guān)系數(shù)(R2)、均方差(RMSE)和平均絕對(duì)百分比誤差(MAPE)4 個(gè)統(tǒng)計(jì)指標(biāo)評(píng)價(jià)模型的有效性和準(zhǔn)確性。RE、R2、RMSE和MAPE可分別進(jìn)行如下計(jì)算[19]

式中,n為試驗(yàn)數(shù)據(jù)個(gè)數(shù);mi、m′i、和分別為屈服應(yīng)力測(cè)試值(Pa)、屈服應(yīng)力預(yù)測(cè)值(Pa)、mi的平均值(Pa)和m′i的平均值(Pa)。

3 結(jié)果與討論

3.1 SP 摻量對(duì)流變參數(shù)的影響

不同SP 摻量(0、0. 02、0. 03、0. 04%)下新拌CUTB 的流變曲線(xiàn)如圖6 所示。 所有CUTB 樣品均表現(xiàn)出明顯的剪切稀化行為。 此外,SP 摻量越高,剪切稀化現(xiàn)象越明顯。 新拌CUTB 在剪切荷載作用下表現(xiàn)出剪切稀化還是剪切增稠行為,取決于料漿的聚集和破壞動(dòng)力學(xué)。 當(dāng)剪切破壞過(guò)程占主導(dǎo)時(shí),CUTB 表現(xiàn)出剪切變稀特征;反之,亦然。 因此,SP 在一定程度上削弱了團(tuán)聚體的強(qiáng)度,使團(tuán)聚體更容易被剪切破壞,導(dǎo)致新拌CUTB 剪切模量降低。 HAN 等[20]在試驗(yàn)研究中也發(fā)現(xiàn)了類(lèi)似現(xiàn)象,即隨著SP 加入,聚合物逐漸分散,導(dǎo)致團(tuán)聚體強(qiáng)度降低。 SP 摻量為0、0.02%、0.03%和0.04%時(shí),CUTB 樣品對(duì)應(yīng)的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力分別為199.9、147.7、127.2、97.3 Pa。 等效塑性黏度變化與動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力變化相似。 隨著SP 摻量增加,等效塑性黏度不斷降低,分別為3.55、3.07、2.63、2.22 Pa·s。

圖6 不同SP 摻量下CUTB 的流變曲線(xiàn)Fig.6 Rheological curves of CUTB with different SP dosages

3.2 模型評(píng)價(jià)

3.2.1 模型結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

通過(guò)H-B 模型對(duì)流變?cè)囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合,利用得到的數(shù)據(jù)對(duì)所提出的屈服應(yīng)力模型中的兩個(gè)擬合常數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。 將試驗(yàn)結(jié)果按遞增順序排列,給出了實(shí)測(cè)值與預(yù)測(cè)值的變化趨勢(shì)(圖7)。 由圖7 可知:模型預(yù)測(cè)結(jié)果很好地描述了試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的變化趨勢(shì),表明提出的模型能夠較好地模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)。 從圖中還可以看出,試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值之間沒(méi)有系統(tǒng)的偏差。如圖8 所示,實(shí)測(cè)屈服應(yīng)力與預(yù)測(cè)屈服應(yīng)力的線(xiàn)性擬合R2為0. 81,表明該數(shù)據(jù)列具有較好的正相關(guān)關(guān)系。 此外,采用F檢驗(yàn)(95%置信置信區(qū)間)得到的P值為6. 321 05×10-5,遠(yuǎn)小于0. 05,說(shuō)明模型是有效的。

圖7 數(shù)據(jù)標(biāo)簽與屈服應(yīng)力Fig.7 Data labels and yield stresses

圖8 實(shí)測(cè)屈服應(yīng)力與預(yù)測(cè)屈服應(yīng)力之間的相關(guān)性Fig.8 Correlation between tested and predicted yield stress

殘差與實(shí)測(cè)屈服應(yīng)力的關(guān)系如圖9 所示,在圖中未出現(xiàn)不符合模型的極端值。 殘差圖顯示的隨機(jī)模式表明模型具有較好的擬合優(yōu)度,這與表1 總結(jié)的性能指標(biāo)是吻合的。 此外,RMSE和MAPE分別為20.348 和0.133,線(xiàn)性回歸分析得到的斜率值在1 附近,截距與試驗(yàn)結(jié)果相比差距也非常小。 因此,本研究提出的屈服應(yīng)力模型能夠獲得較理想的預(yù)測(cè)結(jié)果。

表1 屈服應(yīng)力模型的性能指標(biāo)值Table 1 Performance indicators of yield stress model

圖9 殘差與屈服應(yīng)力Fig.9 Residual and yield stress

3.2.2 模型結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果對(duì)比

為了評(píng)估模型的準(zhǔn)確性和適用性,對(duì)比文獻(xiàn)[12-14]中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模型結(jié)果。 文獻(xiàn)[12-13]中的尾砂分別來(lái)自銅金礦和鐵礦,其細(xì)粒含量分別為96%和88%。 文獻(xiàn)[14]中采用了兩種細(xì)度分別為35%和30%的銅尾礦。 基本需水量比(β)和最大堆積密度(?max)是模型預(yù)測(cè)精度的關(guān)鍵,然而β和?max不能直接獲得。 因此需要通過(guò)現(xiàn)有模型間接獲取這兩個(gè)參數(shù)。 相對(duì)流動(dòng)擴(kuò)展度( Γ)是獲得β的基礎(chǔ),屈服應(yīng)力在這些文獻(xiàn)中已知,可以根據(jù)式(14)轉(zhuǎn)換得到相應(yīng)的流動(dòng)擴(kuò)展度。 關(guān)于顆粒系統(tǒng)的最大堆積密度,YE 等[21]證明了粒徑分布寬度(ω,由式(15)得到)與堆積密度呈線(xiàn)性關(guān)系。 粒徑分布寬度可用于估算漿料在未摻入化學(xué)添加劑(如SP 或絮凝劑)情況下的堆積密度。

式中,d為粒徑,μm;P(d) 表示粒徑小于或等于d的顆粒部分的累積體積分?jǐn)?shù),%;de為累積體積百分比為63.21%對(duì)應(yīng)的粒徑,μm;ω為粒徑分布寬度的表征系數(shù),粒度分布越寬,ω越小。

模型預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值的關(guān)系如10 所示。 由圖10 可知:模型預(yù)測(cè)的屈服應(yīng)力值很好地描述了試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)。 盡管有一些異常值,但該模型的平均百分比誤差為8.3%,且預(yù)測(cè)值與文獻(xiàn)實(shí)測(cè)值線(xiàn)性擬合度R2為0.96,說(shuō)明提出的模型能夠較準(zhǔn)確地描述試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)。 文獻(xiàn)[12-13]中使用的尾砂為粗砂,文獻(xiàn)[14]中的試驗(yàn)溫度條件為高溫,而本研究提出的模型均能較好地?cái)M合試驗(yàn)結(jié)果(圖11),充分說(shuō)明了該模型具有較好的適用性。 溫度會(huì)影響基本需水比和最大堆積密度,從而在一定程度上改變屈服應(yīng)力;同時(shí)溫度影響水泥的水化速率,生成的水化產(chǎn)物改變了顆粒的幾何尺寸和表面粗糙度,進(jìn)而影響了基本需水比。 此外,由于溫度不同,顆粒之間會(huì)形成不同尺寸的C—S—H 膠凝。 無(wú)論是微型坍落度試驗(yàn)(對(duì)應(yīng)的剪切速率為0.01～1 s-1)還是濕測(cè)法,本質(zhì)上都是顆?；蛐跄w在不同剪切速率下的響應(yīng)。因此,在剪切作用下,顆粒大小、表面粗糙度和C—S—H 的橋接作用的不同必將引起顆?；蛐跄w不同程度的重新排列,進(jìn)而導(dǎo)致在相同剪切載荷下堆積密度的不同。 這些結(jié)果表明了該模型的適用性和合理性。

圖10 模型預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值的關(guān)系Fig.10 Relationship between the model prediciton data and actual measured data

圖11 實(shí)測(cè)屈服應(yīng)力與預(yù)測(cè)屈服應(yīng)力對(duì)比Fig.11 Comparison of the predicted yield stress and the actual measured yield stress

3.3 SP 摻量對(duì)UCS 和UPV 的影響

SP 摻量對(duì)UCS的影響如圖12 所示。 由圖12 可知:未摻入SP充填體的強(qiáng)度整體較低。例如當(dāng)養(yǎng)護(hù)時(shí)間為28 d 時(shí),其最大抗壓強(qiáng)度僅為0. 73 MPa。CUTB 強(qiáng)度偏低的原因一方面是高占比的超細(xì)顆粒含量導(dǎo)致整體顆粒系統(tǒng)堆積密度偏小,另一方面是超細(xì)尾砂顆粒包裹水泥導(dǎo)致水泥水化程度降低[9]。 相同SP 摻量下,養(yǎng)護(hù)時(shí)間對(duì)充填體強(qiáng)度有積極影響。例如當(dāng)SP 摻量分別為0、0.02%、0.03%、0.04%時(shí),28 d 強(qiáng)度相較于3 d 強(qiáng)度分別增加了0. 35、0. 46、0.47、0.5 MPa。 出現(xiàn)該現(xiàn)象的原因是隨著養(yǎng)護(hù)時(shí)間增加,水泥水化產(chǎn)物(鈣礬石和C—S—H 等)增多并充填內(nèi)部孔隙使充填體結(jié)構(gòu)致密,從而增大充填體強(qiáng)度。 此外,SP 摻量對(duì)充填體的強(qiáng)度也有積極影響(圖12)。 盡管有研究[22]表明聚羧酸減水劑能夠抑制水泥水化,降低強(qiáng)度,但在本文研究中,由于SP 能夠分散絮凝體,使得其中包裹的自由水釋放出來(lái),因此促進(jìn)水泥水化導(dǎo)致充填體強(qiáng)度增加。 如圖12 所示,當(dāng)SP 摻量超過(guò)0.03%時(shí),充填體強(qiáng)度增長(zhǎng)速率顯著降低。 YANG 等[23]研究表明SP 對(duì)充填體強(qiáng)度的增益效果存在一個(gè)飽和濃度,當(dāng)SP 摻量大于飽和濃度時(shí),其對(duì)充填體強(qiáng)度的增益效果顯著降低。 因此可以推斷,在本研究試驗(yàn)中,SP 的飽和摻量大致在0.03%左右。

圖12 減水劑摻量與UCS 的關(guān)系Fig.12 Relationship between superplasticizer dosage and UCS

UPV測(cè)試是一種無(wú)損且經(jīng)濟(jì)的測(cè)試方式,UPV能夠很好地反映材料的固有特征(例如孔結(jié)構(gòu))。 由圖13 可知:SP 對(duì)充填體波速增益有促進(jìn)作用。 其原因主要是減水劑具有引氣性能[24],能夠改善砂漿中的氣泡分布,在引入小氣泡的同時(shí)降低大氣泡的占比,導(dǎo)致充填體結(jié)構(gòu)致密從而增大波速。UPV在3 d養(yǎng)護(hù)齡期時(shí)增長(zhǎng)速率緩慢。 例如當(dāng)SP 摻量從0 增加到0.04%時(shí),UPV僅增加了5.4%,而7 d 和28 d 的UPV對(duì)應(yīng)增加了16.4%和10.9%。 當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期較短時(shí),水泥水化程度低,產(chǎn)生的水化產(chǎn)物不足以填充充填體空隙,從而導(dǎo)致充填體UPV增長(zhǎng)緩慢。

圖13 減水劑摻量與UPV 的關(guān)系Fig.13 Relationship between superplasticizer dosage and UPV

UCS和UPV的關(guān)系如圖14 所示。 為了增大樣本數(shù)量使得擬合結(jié)果更加可靠,圖14 中包含了未摻減水劑的CUTB 的UPV與UCS數(shù)據(jù)。 由該圖可知:UCS和UPV之間存在明顯的線(xiàn)性關(guān)系,相關(guān)性系數(shù)達(dá)0.83。 為了驗(yàn)證該線(xiàn)性方程的準(zhǔn)確性,采用F檢驗(yàn)(P<0. 05)得到最大P值為1. 91×10-8,遠(yuǎn)小于0.05,表明該線(xiàn)性方程是有效的。 此外,上述結(jié)果也表明可以利用UPV來(lái)預(yù)測(cè)CUTB 的UCS。

圖14 UCS 與UPV 的關(guān)系Fig.14 Relationship between UCS and UPV

3.4 進(jìn)一步討論

基于上述討論可知φeff和?max是影響新制CUTB屈服應(yīng)力的微觀(guān)因素,這表明在礦山實(shí)際制備CUTB時(shí)可以通過(guò)改變漿體組分達(dá)到調(diào)控CUTB 流動(dòng)性的目的。 例如摻入一定量的超細(xì)粉煤灰(SFA),利用SFA 的堆積及微球效應(yīng)增大顆粒體系的?max,從而改善CUTB 的流動(dòng)性能。 根據(jù)流變及強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果,最優(yōu)SP 摻量為0.03%,可為礦山利用SP 改善CUTB性能時(shí)提供劑量參考。 此外,UCS與UPV呈線(xiàn)性關(guān)系,表明利用UPV可以快速得到CUTB 的UCS。 這具有一定的現(xiàn)場(chǎng)意義,因?yàn)閁CS測(cè)試相對(duì)來(lái)說(shuō)比較繁瑣,例如涉及到制樣、打磨端面等,且壓力試驗(yàn)機(jī)不易攜帶,在礦山實(shí)際應(yīng)用中極其不便。 超聲波檢測(cè)儀小巧便于攜帶且測(cè)量時(shí)不受試樣形狀影響,克服了上述UCS測(cè)試的不足。

4 結(jié) 論

(1)SP 能夠顯著改善CUTB 的流動(dòng)性能。 當(dāng)SP摻量從0 增加到0.04%時(shí),屈服應(yīng)力和等效塑性黏度分別降低了51.3%和37.5%。 這是因?yàn)镾P 在一定程度上削弱了超細(xì)尾砂絮凝體的強(qiáng)度,使絮凝體在剪切作用下更易破壞。

(2)所提出的考慮絮凝體含水量的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力模型是合理的。 CUTB 的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力被認(rèn)為是φeff和?max變化的綜合結(jié)果,這兩個(gè)綜合指標(biāo)能較為全面地反映原始變量引起的響應(yīng),有助于進(jìn)一步理解CUTB 的流變機(jī)制。

(3)SP 能夠顯著提高CUTB 的強(qiáng)度。 當(dāng)SP 摻量從0 增加到0. 04%時(shí),3、7、28 d 強(qiáng)度分別提高了17.7%,34.0%和28. 0%。 SP 能分散細(xì)顆粒絮凝產(chǎn)生的團(tuán)聚體,釋放自由水從而促進(jìn)水泥水化,導(dǎo)致UCS和UPV增加。 SP-CUTB 的UCS與UPV呈線(xiàn)性關(guān)系,表明可以利用UPV來(lái)預(yù)測(cè)CUTB 的UCS。

(4)根據(jù)流變、強(qiáng)度和波速結(jié)果,最優(yōu)SP 摻量為0.03%,為實(shí)際礦山利用SP 改善CUTB 性能提供了參考。