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不同加载形式的矿岩-充填体相互作用的力学变形特征分析
2018-03-19
为研究矿岩-充填体组成的复合体及其接触带的力学变形特征,进行复合体试样的轴向加载、双向剪切加载、设计的类三轴加载试验等3 种不同的模拟加载方式。借助应变片和应变计观察充填体与矿岩复合体在轴向加载作用下的应变变化情况,通过显微成像设备观察不同荷载作用下存在的裂纹萌生扩展。同时进行了相应的数值模拟研究。试验结果表明对于矿岩接触带的应变值,上水平面的应变值要远远大于下水平面的应变值;从充填体到接触带,再到矿岩,其应变值逐渐减小,其中靠近接触带充填体侧的应变值突变次数要多于靠近接触带矿岩侧的应变值;在荷载作用下,出现的裂纹萌生,会随着荷载的加大而逐渐扩展,而没有裂纹和破坏的表壁并没有相关破坏点。3种加...
Series No. 500 ꢀ Februaryꢀ 2018 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 总第 500期 METAL MINE 2018 年第 2 期 ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 不同加载形式的矿岩ꢁ充填体相互 作用的力学变形特征分析 1 ,2 1 1 1 1 王明旭 ꢀ 许梦国 ꢀ 程爱平 ꢀ 刘晓云 ꢀ 杜宇翔 1. 武汉科技大学资源与环境工程学院,湖北 武汉 430081;2. 冶金矿产资源高效利用 与造块湖北省重点实验室,湖北 武汉 430081) ( 摘ꢀ 要ꢀ 为研究矿岩ꢁ充填体组成的复合体及其接触带的力学变形特征,进行复合体试样的轴向加载、双向剪切 加载、设计的类三轴加载试验等 3 种不同的模拟加载方式。 借助应变片和应变计观察充填体与矿岩复合体在轴向加 载作用下的应变变化情况,通过显微成像设备观察不同荷载作用下存在的裂纹萌生扩展。 同时进行了相应的数值模 拟研究。 试验结果表明对于矿岩接触带的应变值,上水平面的应变值要远远大于下水平面的应变值;从充填体到接 触带,再到矿岩,其应变值逐渐减小,其中靠近接触带充填体侧的应变值突变次数要多于靠近接触带矿岩侧的应变 值;在荷载作用下,出现的裂纹萌生,会随着荷载的加大而逐渐扩展,而没有裂纹和破坏的表壁并没有相关破坏点。 3 种加载方式中都是矿岩产生损伤破坏相对较大,其中类三轴加载试验中的矿岩破坏最严重。 数值模拟结果验证相应 监测点的应变值变化规律,结果吻合较好。 关键词ꢀ 矿岩ꢀ 充填体ꢀ 损伤演化ꢀ 安全稳定ꢀ 双轴剪切ꢀ 类三轴试验 ꢀ ꢀ 中图分类号ꢀ TD853ꢀ ꢀ ꢀ 文献标志码ꢀ Aꢀ ꢀ ꢀ 文章编号ꢀ 1001-1250(2018)-02-019-08 ꢀ DOIꢀ 10. 19614 / j. cnki. jsks. 201802004 ꢀ Mechanical Deformation Characteristics of Rock Mass-Filling under Different Loading Modes 1 ,2 1 1 1 1 Wang Mingxu ꢀ Xu Mengguo ꢀ Cheng Aiping ꢀ Liu Xiaoyun ꢀ Du Yuxiang ( 1. School of Resource and Environmental Engineering,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081,China;2 Key Laboratory for High-Efficient Use of Metallurgical Mineral Resources and Agglomeration of Hubei Province,Wuhan 430081,China) Abstractꢀ In order to study the mechanical deformation characteristics of the composite of rock mass-filling body and its contact zone,three different loading modes,such as axial loading,bi-directional shear loading,and designed similar triaxial loading tests are adopted. The strain changes of the composite under axial loading are observed by the strain gauges. The crack initiation and propagation under different loads are observed by means of microscopic imaging equipment. Meanwhile,the corre- sponding numerical simulation is carried out. The results show that the strain value of the contact zone at the upper horizontal plane is larger than that at the lower horizontal plane. The strain value gradually decreases from the filling body to the contact zone and then to the ore body,the number of abrupt changes of strain values near the side of filling body at contact zone is more than that near the rockmass. Under the action of load,the crack initiation will gradually expand with the increase of load,and there is no relevant damage point of the surface with no crack and damage. Under the three kinds of loadings,the major damage occurs at rock ore with the most serious damage in triaxial loading test. It is verified that the variation rule of strain values of the corresponding monitoring points are in good agreement with the numerical simulation. Keywordsꢀ Ore-rock,Filling body,Damage evolution,Safety stability,Biaxial shear,Similar triaxial test ꢀ ꢀ 目前胶结充填法逐渐被广泛使用,可胶结充填体 相互作用,相关学者主要从某一种受力状态进行分 析,而充填体与矿岩的受力状态在井下复杂环境下发 生变化,需要研究比较每种状态的充填体与矿岩相互 充填井下空区,将作为人工支撑矿柱或与围岩共同承 载处于双向或三向受力状态。 对于充填体与矿岩的 收稿日期ꢀ 2017-09-07 基金项目ꢀ 国家自然科学基金项目(编号:51604195)。 作者简介ꢀ 王明旭(1986—),男,博士研究生。 · 19· 总第 500 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 作用特点。 为此进行了单轴、双轴和自制的类三轴加 载装置进行充填体与矿岩的相互作用方面的试验研 究,进行了数值模拟,提出了相互作用模型,为矿山井 下充填体与矿岩相互作用及可能存在的破坏形式提 供指导,确保矿山井下充填体采场安全稳定。 行配比制样。 为了比较矿岩和充填体的复合体配比 试样在不同加载形式下的力学变形特征,单轴加载使 用 WAWꢁ300 微机控制电液伺服万能试验机加载,双 轴使用三轴仪进行剪切加载,三轴采用自制的类三轴 加载装置进行三轴加载。 对于充填体ꢁ矿岩接触带的力学作用研究,周保 1] 给出了煤矿中充填体与矿岩之间的协调变形研 1. 1ꢀ 矿岩与充填体的分别轴向加载破坏试验 配比的矿岩试样轴向加载破坏时,表壁主要以竖 向裂纹为主,试验加载破坏后具有继续承载能力。 胶 结充填体加载破坏时,试样表壁呈现块状掉落,一直 延伸至内部,试样破坏严重,见图 1。 [ 精 [ 2] 究;秦帅等 通过螺栓上螺钉控制夹板,用夹板挤压 充填体,中间矿柱加载至破坏,发现有充填体和没充 填体相比,矿柱破坏时有明显的残余强度,说明充填 体对已破坏的矿柱仍有明显的支撑作用; 唐亚男 [ 3] 等 在研究充填体与围岩之间的作用机理时发现岩 石在受压时,岩石抗压强度与周围的充填体强度有密 切关系,且随着充填体强度的增大,岩石抗压强度表 [ 4] 现出不同程度的增大;姚振巩 认为胶结充填体和 天然岩体相比较软,其变形以柔性变形为主导;余伟 [ 5] 健等 根据充填开采特点,重点考虑充填体、煤柱和 承重岩层的共同协调作用,提出“充填体+煤柱+承重 图 1ꢀ 矿岩和充填体轴向加载破坏 Fig. 1ꢀ Axial loading damage of rock and the filling body 1. 2ꢀ 复合体轴向加载试验 [ 6] 岩层”协作支撑系统这一概念; Liu 等 研究胶结充 [ 7] 填体与矿岩能量匹配的问题;张东升等 对充填体 强度和接顶时间的不同导致的沿空留巷围岩变形特 征的差异进行了实测分析,结果表明充填体强度越高 初凝时间越早、接顶效果越好越有利于沿空留巷围岩 1. 2. 1ꢀ 试样制作及加载条件 根据相似模拟原理,确定矿岩配比为普通 32. 5 号的硅酸盐水泥和矿粉,配比为 1 ∶ 6,充填体配料为 水泥和河砂(1 mm×1 mm 粒径筛筛过),配比为 1 ∶ [ 8] 的稳定;高建科等 认为围岩与充填体的变形发展 规律也直接影响矿区开拓工程的安全正常运行,且在 金川矿区采取了水准收敛以及 GPS 等多种手段的全 12,浓度为 68% 。 模拟矿岩和充填体之间的接触,在 浇灌模型时,用隔板将矿岩和充填体隔开,捣实之后, 抽开隔板,并将电阻应变片内置在矿岩接触带。 在室 内恒温箱(20±1 ℃)养护 28 d 后进行相关试验。 为了研究矿岩接触带在加载情况下的变化情况, 考虑到边界效应的影响,应变值选取中间区域进行测 试。 一是在矿岩接触带中心 1 / 4 和 3 / 4 的位置布置 内置电阻应变片。 将矿岩和充填体复合体表壁分成 4 行 5 列,在矿岩和充填体侧表面布置 4 个电阻应变 片,并在相应水平区域设置观察监测区域,用以观察 在不同荷载作用下表壁裂纹扩展情况,见图 2。 [ 9] [10] 方位变形监测;李克蓬等 、马凤山等 为合理解释 三山岛金矿新立矿区海底开采充填体和围岩变形特 征, 建立了假二维的矿山开挖充填力学模型,并将其 简化为平面应变问题。 根据对充填体力学特性的研 究,在模型建立过程中,对充填体采用了双屈服模型, 对矿柱及围岩采用了应变硬化/ 软化塑性模型;王文 [ 11] 哲等 认为充填金属矿山采空区时,充填体与围岩 3 D 在接触面上会发生滑动和分离,并利用 FLAC 的分 界面模拟接触弱面。 这些都对充填体与矿岩接触带 的研究作了有益探索,更多的是通过数值模拟软件的 手段进行研究,而即使有相似模拟试验,也是没有建 立直接的矿岩接触带的模拟试验。 为了更进一步研 究矿岩接触带的力学作用机理,通过室内试验制作了 矿岩和充填体整体浇筑的复合体试样,进行力学参数 的测试,同时观察表壁微观结构的变化,并通过数值 模拟进行不同荷载作用下的矿岩接触带的力学作用 分析。 图 2ꢀ 监测布点图 Fig. 2ꢀ Distribution map of monitoring points 通过 WAWꢁ300 微机控制电液伺服万能试验机 1 ꢀ 室内实验 试验中的矿岩与充填体的模拟,依据相似原理进 · 20· ꢀ ꢀ ꢀ 王明旭等:不同加载形式的矿岩ꢁ充填体相互作用的力学变形特征分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 加载,先是进行位移控制,以 0. 001 mm/ s 的速度加 载,待荷载达到 0. 5 kN 后,自动转为试验力控制,以 0 . 001 kN/ s 的速度加载。 1 . 2. 2ꢀ 试验结果及分析 通过加载,埋置在复合体内部的电阻应变片的应 变值,上平面 J1 的应变值刚开始较小,下平面 J2 的 应变值变化较大。 在荷载达到 0. 36 MPa 时,J1 的应 变值开始快速增加,最后两者之间的比值达 10. 6 倍。 而在加载过程中,上表面的应变值变化较为平稳,呈 现不断递增趋势。 下表面的应变值却出现了应变值 的压缩和拉伸的反转,说明在加载过程中,矿岩接触 带的应变随着两边矿岩和充填体的受力变化特点存 在不断的挤压变形调整阶段,最后下表面的应变值区 图 3ꢀ 加载后期各监测点应变变化 Fig. 3ꢀ Strain variation of each monitoring point at post loading ■ ● ▲ ▼ —D1; —D2; —D3; —D4 域稳定,不断递增,各监测点应变值见表 1。 表 1ꢀ 不同荷载作用下的各监测点应变值 Table 1ꢀ Strain value of each monitoring point under different loads με 不同荷载下的应变值 应变 片 0 . 045 0. 090 0. 18 0. 36 0. 72 1. 44 2. 88 3. 23 MPa ꢁ105 ꢁ105 ꢁ121 ꢁ2 44 MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa J2 J1 10 ꢁ26 ꢁ116 139 142 9 109 184 582 1497 1510 D4 ꢁ266 ꢁ372 ꢁ401 ꢁ497 ꢁ548 ꢁ623 ꢁ723 ꢁ737 D3 ꢁ202 ꢁ231 ꢁ282 ꢁ316 ꢁ328 ꢁ352 ꢁ413 ꢁ416 D2 ꢁ108 ꢁ112 ꢁ141 ꢁ168 ꢁ171 ꢁ186 ꢁ200 ꢁ202 D1 ꢁ81 ꢁ83 ꢁ92 ꢁ92 ꢁ95 ꢁ100 ꢁ105 ꢁ105 ꢀ ꢀ 对于黏贴在复合体表壁的电阻应变片,在荷载作 用下,充填体的应变值变化较大。 从表 1 的竖向方向 来看,从充填体到矿岩,其应变仪监测到的应变值不 断减小。 从表 1 横向来看,矿岩一侧的应变值变化要 小于充填体一侧的应变值。 以接触带两侧的应变变 化来看,矿岩一侧 D2 的应变值从 0. 045 MPa 时的 图 4ꢀ 监测区域破坏时情况 Fig. 4ꢀ Damages in monitoring region 矿岩体的完整性和强度较充填体高,其破坏主要发生 在充填体,未能极大幅度的扩展到表壁。 随着荷载的不断加大,充填体和矿岩复合体的表 壁出现错动和裂隙萌生,其值也是随荷载值的加大, 其相应区域已经萌生的裂隙宽度和深度也不断加大。 从图 5 可以看出,在 1 MPa 荷载作用下,监测点破坏 较小,当荷载达到 3 MPa 时,破坏显著增大,通过 1 08 με 变化到 3. 23MPa 的 202 με,增长了 94 με,而 充填体一侧的 D3 的应变值增长了 185 με。 为了研究矿岩接触带接触不完整情况下的应变 情况,荷载加压至 3. 23 MPa 后就停止加载。 待卸压 后,再重复相同的加载过程直至加载破坏。 在加载前 期,各监测点处应变总体上呈现递增趋势。 随着荷载 的进行,开始出现从负应变到正应变,再到负应变的 变化。 直到加载的后期,各处应变变化趋于稳定增 长,见图 3。 复合体在加载过程中,除了内部和表壁的应变值 的变化,表壁的部分区域也出现了破坏情况。 从图 4 可以看出,在复合体破坏时,所预定的 4 个监测区域, 充填体侧的 X1 和 X2 区域出现了复合体破坏裂隙和 错动,矿岩侧的 X3 也出现错动,而 X4 监测区出现了 较大的断裂带。 这也说明在不断的加载过程中,由于 图 5ꢀ 不断加载过程中监测点破坏区域扩展 Fig. 5ꢀ Expanded damaged area in the monitoring region during the loading process · 21· 总第 500 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 CAD 描图计算面积得到破坏区域增大了 8. 4 倍。 从图 6 可以看出,模拟的矿岩和充填体的复合 体,在不断加载过程中,接触带两侧的应变监测值在 不断递增。 其中充填体侧的应变值要高于矿岩侧的 应变值,两侧的应变变化呈现线性递增。 在加载过程 中,矿岩侧的变形出现了一次变形协调调整阶段,同 一时间,充填体侧也出现了相应的变形协调调整阶 段。 之后,矿岩侧的变形一直处于较为稳定的线性变 图 8ꢀ 双轴剪切试验监测 化,而充填体继续发生了 2 次变形协调调整阶段。 在 最后还出现了较大幅度的应变变化速率加快,说明在 复合体即将破坏时,充填体侧对于施加的应力要较矿 岩侧敏感。 Fig. 8ꢀ Biaxial shear test monitoring 1 . 4ꢀ 复合体类三轴加载试验 井下矿岩和充填体处于三向受载环境,特进行实 验室的相似模拟试验,以更好研究矿岩ꢁ充填体的配 比复合体在三向荷载作用下相互作用的力学变形特 征,进行类三轴简易试验装置的设计。 1. 4. 1ꢀ 试样制作及加载条件 先是定制了钢板厚度为 10 mm,内部尺寸(长× 宽×高)为 165 mm×165 mm×100 mm 钢板盒。 加载试 样对象尺寸 100 mm×100 mm×100 mm。 进行类三轴 加载试验时,将试样先放置在钢板盒内一角。 在试样 上表壁放置 10 mm 厚度的钢板( 长 ×宽尺寸为 100 mm×100 mm)。 试样两侧自由边放置 96 mm×96 mm ×5 mm 的钢板,预留的 4 mm 宽度是为了相邻边的钢 板之间不发生加载过程中的相互影响。 然后通过超 薄液压千斤顶(RMCꢁ051) 和定做的带表油泵(CP ꢁ 180)进行侧向两轴加载。 待准备妥当后,顶部放置 找平加载设备并通过 WAWꢁ300 微机控制电液伺服 万能试验机进行类三轴的加载试验,见图 9。 图 6ꢀ 矿岩接触带两侧应变变化情况 Fig. 6ꢀ Variation of strain at both sides of contact zone of ore and rock 1 . 3ꢀ 复合体双轴加载剪切试验 双轴加载剪切试验是为了研究矿岩和充填体组 成的复合体的剪切荷载强度和变形特征。 1 . 3. 1ꢀ 试样制作及加载条件 使用 SAWꢁ2000 微机控制电液伺服岩石三轴试 验机对相同配比复合体进行剪切试验,见图 7。 先进 行竖直方向加载,按照 500 N/ s 的速度进行加载,待 加载至 10 kN 后,进行剪切方向的加载试验,按照 0 . 5 mm/ s 的速度加载。 图 9ꢀ 类三轴加载试验 Fig. 9ꢀ Similar triaxial loading test 1. 4. 2ꢀ 试验结果及分析 图 7ꢀ 双轴剪切试验 Fig. 7ꢀ Biaxial shear test (1)位移变化。 围压加载方式:对围压实行分级 加载。 开始加载时,将 σ2 加载至 0. 32 MPa,σ3 加载 至 0. 8 MPa,开始轴向 σ1 加载直至达到 5 kN。 接着 继续调整围压大小,在 5 kN 时,将 σ2 加载至 0. 8 MPa,σ3 加载至 1. 6 MPa 之后,将轴向 σ1 加载至 30 kN;继续调整围压大小,在 σ1 = 30 kN 时,将 σ2 加载 至 1. 6 MPa,σ3 加载至 2. 4 MPa,最后将轴向 σ1 加载 1 . 3. 2ꢀ 试验结果及分析 对矿岩充填体复合模型,待试验力控制在 10 kN 时剪切方向加载试验过程中,试验力一度出现 15. 6 kN 的集中力之后恢复设定值。 通过剪切试验,最后 最大剪切强度达到 28. 134 MPa,见图 8。 · 22· ꢀ ꢀ ꢀ 王明旭等:不同加载形式的矿岩ꢁ充填体相互作用的力学变形特征分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 至试样破坏。 在加载初期,随着加载的进行,当侧向 两轴加载主应力(σ2 和 σ3 ) 分别提高至 0. 8 MPa 和 1 . 6 MPa 时出现试验力随位移增长反而降低的过程。 通过加载发现,在轴向加载过程中,内部裂纹开始萌 生扩展,当加大围压时,裂纹发生了闭合,在侧向两轴 应力加载作用下出现裂纹扩展闭合的近循环过程,相 应位移增量出现起伏变化,同时表现在试验力随时间 变化图形中出现了试验力的下降之后的再提升,见图 1 0。 图 11ꢀ 不同加载方式下的试样破坏情况 Fig. 11ꢀ Damage of the specimen under different loading modes 图 10ꢀ 类三轴试验不同加载作用下的位移变化 Fig. 10ꢀ Displacement of similar triaxial test under different loads ( 2)磁感应强度变化。 为了监测试样在加载过 程中的电磁辐射情况,通过使用 WTꢁ10B 型特斯拉 弱磁仪监测类三轴加载试验的磁感应强度变化。 在 加载过程中,从 0 kN 到 130 kN,试样顶部裸露边角处 的磁感应强度值在 0. 43 ~ 0. 46 mT 之间变化,在最后 破坏时,磁感应强度变为 0. 60 mT。 图 12ꢀ 数值模拟模型 Fig. 12ꢀ Numerical simulation model 1 . 5ꢀ 裂纹扩展 双轴剪切加载破坏试样,沿着剪切面发生了剪切 ꢀ ꢀ 选取不同荷载下的相应点处的应变值,见表 2。 从表 2 可以看出,对于复合体接触带的应变值来说, 随着荷载不断加大,上水平的 J1 监测点的应变值不 断增大,在破坏时达到 2 450 με,而下水平的 J2 监测 点的应变值也是不断增大,但其幅度要小于 J1,直到 复合体破坏,其值才为 116 με,两者相差 21 倍。 对 于复合体表壁的监测点应变值来看,4 个点的应变值 总体上都是不断递增。 充填体侧的 2 个应变值变化 幅度较大,最终破坏时达到 748 ~ 768 με 数量级,而 矿岩侧的应变值才在 73. 6 ~ 149 με,两者相差近 7 倍。 破坏,从剪切面破坏情况来看,充填体试样剪切面平 整,矿岩出现了破坏严重区域,且剪切面凸凹不平 ( 图 11(a))。 轴向加载直至破坏,接触面裂开,矿岩 表壁形成了 2 条平行的竖直裂纹和 1 条较短的水平 裂纹,其中竖直裂纹倾角大约 71. 8°,1 条贯穿试样整 个表壁,1 条只占延伸方向的 1 / 4 左右(图 11(b))。 类三轴加载破坏情况下,试样破坏面出现了较多粉状 物,说明在加载过程中,内部发生了较多次的压密泄 压再压密的循环过程( 图 11 ( c))。 最后加载破坏 时,充填体与矿岩从接触面分开,充填体破坏形成块 状物,而充填体完整性较好。 从室内试验和数值模拟的比较来看,数值模拟的 数据很好地验证了室内试验数据的可靠性。 在选取 相关点的监测中,复合体上水平面 J1 的应变值初期 出现了较大的应变值,直到 0. 18 MPa 才开始小于下 水平面 J2 的应变值,是因为在试验过程中,复合体上 表面平整度不够,从加载初期上表面的铁板与试样复 合体的接触情况来看,存在较小的细微缝隙。 加载前 期接触缝隙的存在影响矿岩接触带内部2个监测点 2 ꢀ 数值模拟试验 通过 ANSYS 有限元数值模拟不同荷载作用下矿 岩和充填体组成的复合体的应变变化情况。 为了验证 轴向加载的相似模拟结果,建立矿岩和充填体的数值 模型。 同样在复合体表壁设置不同荷载作用下的应变 值监测点和 2 个接触带内部应变值监测点,见图 12。 · 23· 总第 500 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 表 2ꢀ 不同荷载作用下的各监测点应变值 Table 2ꢀ Strain value of each monitoring point under different loads με 不同荷载下应变值 应变片 0 . 045 MPa 0. 090 MPa 2. 72 0. 18 MPa 4. 87 0. 36 MPa 9. 17 0. 72 MPa 17. 9 380 1. 44 MPa 35. 8 759 2. 88 MPa 71. 5 1520 475 3. 23 MPa 80. 2 1700 532 4. 66 MPa 116 J2 J1 1. 65 25. 0 48. 7 96. 0 191 2450 768 D4 D3 D2 D1 7. 67 15. 1 29. 9 59. 5 119 237 7. 49 14. 7 29. 1 58. 0 116 231 462 518 748 1. 49 2. 92 5. 79 11. 5 23. 0 11. 4 46. 0 22. 8 91. 9 45. 5 103 149 0. 741 1. 45 2. 87 5. 71 51. 0 73. 6 的应变值。 不过随着荷载的加大,接触面逐渐压实压 密,后期的矿岩接触带的应变值符合了数值模拟的变 化结果。 在正立面表壁中间线 100 mm 长度上等距离布 置 49 个监测点,在复合体模型内部中间上下向 100 mm 长度上等距离布置 49 个监测点。 从图 13 可以看出,在不同荷载作用下,复合体表 壁的应变值逐渐增大,充填体侧应变值要大于矿岩侧 应变值,在接触面偏矿岩侧发生突变。 在荷载呈倍数 递增的过程中,相应点处的应变值并没有呈现相应的 变化趋势。 主要是 1. 44 ~ 2. 88 MPa 和 3. 23 ~ 4. 66 MPa 的各监测点处应变值变化幅度较大。 在充填体 侧,从临空面到矿岩ꢁ充填体接触面应变值逐渐变小 并在接近接触面开始有一个上升下降再上升的应变 协调变形阶段。 而矿岩侧,应变值最小点发生在其距 离临空面 13 cm 处,应变值呈现中间低两侧高。 图 14ꢀ 不同监测点不同荷载下的内部应变值 Fig. 14ꢀ Inner strain value of different monitoring points under different loads ■— 0. 045 MPa; ● —0. 009 MPa; ▲ —0. 18 MPa; ▼ —0. 36 MPa; —4.66 MPa ◆ ◀ —0.72 MPa; —1.44 MPa; ▶ —2.88 MPa; ○ —3.23 MPa; △ 为了更好地表征在轴向加载过程中的矿岩与充 填体接触面的变形破坏问题,进行数值模拟时,在矿 岩和充填体组成的复合体上部添加 1 个垫板,其相关 的力学参数同矿岩一样。 从图 15 可以看出,上部施 加荷载为 4. 66 MPa 时,垫板中间出现安全系数小于 1 的区域,发生塑性破坏,这个区域就是矿岩与充填 体接触带区域。 图 13ꢀ 不同监测点不同荷载下的表壁应变值 Fig. 13ꢀ Strain value of surface at different monitoring points under different loads ■ —0. 045 MPa; ● —0. 009 MPa; ▲ —0. 18 MPa; ▼ —0. 36 MPa; —4.66 MPa ◆ ◀ —0.72 MPa; —1.44 MPa; ▶ —2.88 MPa; ○ —3.23 MPa; △ 对于充填体一侧的 2 个应变监测点来说,总体应 变值变化规律与数值模拟结果一致,只是出现了在破 坏时刻数值模拟值与室内试验值的应变值相差达 3 32 με,见图 14。 这显然与充填体模拟制样过程中 出现的孔隙和测量误差有关,这是室内试验难以完全 避免的。 边界加载条件:底部固定,上表面施加 4. 66 MPa 的应力,四周自由约束。 网格划分完毕,共有节点数 图 15ꢀ 安全系数分布图 Fig. 15ꢀ Safety factor distribution 1 05 372 个,单元数 74 843 个。 · 24· ꢀ ꢀ ꢀ 王明旭等:不同加载形式的矿岩ꢁ充填体相互作用的力学变形特征分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 3 ꢀ 相互作用力学模型 在荷载作用前期,矿岩和充填体的弹性模量不同, 破坏主要从内部向外部扩展,直至矿岩和充填体两相 分离。 此时,随着荷载的加大, 矿岩主要承受上部荷 载,待矿岩变形到上部荷载又再次接触到矿岩和充填 体时,充填体发生变形,但相同荷载作用下,矿岩的变 形值要小于充填体,这样就存在不断加载过程中,矿岩 始终承受上部荷载,充填体与矿岩间歇式共同承受上 部荷载,直到矿岩发生破坏(表壁产生裂纹),而相应的 充填体保持较好的完整性,见图 16。 相同荷载作用下产生的变形大小不一。 这时充填体与 矿岩相互作用时进行非线性变形调整,维系共同承载 作用的力为充填体与矿岩浇筑整体形成的接触面的摩 擦力。 因摩擦力导致接触面持续不断出现局部破坏。 当荷载作用力较大时,超过了充填体和矿岩之间的摩 擦力,复合体试样从接触面处产生破坏,相应的裂纹及 图 16ꢀ 接触面损伤破坏演化图 Fig. 16ꢀ Damage evolution of contact surface ꢀ ꢀ ꢀ 接触面上的正应力: σx = νσy , σy = Eεy . ꢀ 接触面上的摩擦力: f = uσx S = uνEεy S. 接触带的应变值要大于靠近接触带应变值,矿岩区远 (1) (2) 离接触带的应变值要小于靠近接触带的应变值。 并 且随着加载的进行,靠近接触带的充填体一侧发生应 变突变调整次数要多于矿岩一侧的次数。 (3) (3)通过数值模拟,建立矿岩和充填体的复合体 模型,在不断加载作用下,相同监测点处的应变值变 化规律一致,只是存在极个别点处应变值的大小差 异。 借助显微成像设备观察不同荷载作用下的复合 体表壁的破坏情况,在出现破坏区域处,存在荷载加 大,破坏处的裂纹或复合体表壁破坏凹槽不断扩展的 现象。 轴向加载作用下 y 水平的应变值: εy = P + γK hy . (4) (5) S0 f = uσ = uν(P + γK hy )S. x S0 ꢀ ꢀ 接触面完全破坏判据: f < f0 ꢀ 接触面未破坏 , (6) 参ꢀ 考ꢀ 文ꢀ 献 { f ≥ f0 ꢀ 接触面已破坏 [1]ꢀ 周保精. 充填体ꢁ围岩协调变形机制与沿空留巷技术研究[D]. 徐州:中国矿业大学,2012:17. 上述式中, σx 为接触面处水平应力,MPa;σy 为接触 面处竖直应力,MPa;ν 为侧应力系数;E 为材料弹性 Zhou Baojing. Research on Compatible Deformation Mechanism be- tween Backfill Body-surrounding Rock and Gob-side Entry Retaining Technology[D]. Xuzhou:China University of Mine and Technology, 2012:17. 2 模量,MPa;S 为摩擦接触面积,m ;u 为摩擦系数;P 为均布荷载,MPa;S0 为复合体均布荷载接触面积, 2 3 m ;γK 为材料重度,N/ m ;hy 为高度,m;f0 为矿岩和 充填体固有摩擦力,依据材料性质和尺寸决定,N;f 为作用在接触面上的摩擦力,N。 [ 2]ꢀ 秦ꢀ 帅,余一松,樊忠华,等. 充填体与预留原岩矿柱相互作用 机理研究[J]. 采矿技术,2011,11(4):28-31. `Qing Shuai,Yu Yisong,Fang Zhonghua,et al. Study on the interac- 4 ꢀ 结ꢀ 论 tion mechanism between the filling body and the reserved pillar[J]. Mining Technology,2011,11(4):28-31. ( 1)3 种加载方式都是复合体中的矿岩侧产生较 大的损伤破坏,其中类三轴破坏试验中矿岩破坏的最 严重。 [3]ꢀ 唐亚男,宋卫东,曹ꢀ 帅. 基于边界约束的充填体与围岩作用机 理研究[J]. 东北大学学报:自然科学版,2015,36(S1):127-130. Tang Yanan,Song Weidong,Cao Shuai. Research on mechanism be- tween backfill and surrounding rock based on boundary constraints ( 2)对于复合体的轴向加载试验,借助电阻应变 仪监测矿岩和充填体在加载过程中的不同监测点的 应变值。 对于复合体内部,上水平面的应变值要小于 下水平面的应变值。 对于复合体侧壁,充填体区远离 [ ( J]. Journal of Northeastern University:Natural Science,2015,36 S1):127-130. [4]ꢀ 姚振巩. 矿山充填体作用机理与铝基复合充填胶凝材料研究 · 25· 总第 500 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2018 年第 2 期 [ D]. 长沙:中南大学,2010:16,42. ing in deep stope in deposit 2 of Jinchuan[ J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(S2):2625-2632. [9]ꢀ 李克蓬,马凤山,郭ꢀ 捷,等. 三山岛海底金矿开采充填体与围 岩变形规律的数值模拟[J]. 黄金科学技术,2016,24(4):73-80. Li Kepeng, Ma Fengshan, Guo Jie, et al. Numerical simulation of mine backfill and surrounding rock deformation when exploiting San- shandao Seabed Gold Mine [ J]. Gold Science and Technology, 2016,24(4):73-80. Yao Zhengong. Study on Mechanism of Filling Body of Mine and Composite Filling Aggregate of Aluminum [ D]. Changsha: Central South University,2010:16,42. [ 5]ꢀ 余伟健,冯ꢀ 涛,王卫军,等. 充填开采的协作支撑系统及其力 学特征[J]. 岩石力学与工程学报,2012,31(S1):2803-2813. Yu Weijian,Feng Tao,Wang Weijun,et al. Coordination support sys- tems in mining with filling and mechanical behavior [ J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31( S1):2803- [10]ꢀ 马凤山,郭ꢀ 捷,李克蓬,等. 三山岛海底金矿开采充填体与顶 板岩层的变形监测研究[ J]. 黄金科学技术,2016,24(4):66- 72. 2813. [ [ 6]ꢀ Liu Z X,Lan M, Xiao S Y,et al. Damage failure of cemented back- fill and its reasonable match with rock mass[ J]. Trans Nonferrous Met Soc China,2015(25):954-959. Ma Fengshan,Guo Jie,Li Kepeng,et al. Monitoring and research for the deformation of mine backfill and roof surrounding rock when ex- ploiting Sanshandao Seabed Gold Mine [ J]. Gold Science and Technology,2016,24(4):66-72. 7]ꢀ 张东升,唐鹏宇,谢文兵. 充填体接顶质量对综放沿空留巷围岩 变形的影响[J]. 矿山压力与顶板管理,2001(3):44-45. Zhang Dongshen, Tang Pengyu, Xie Wenbing. 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