充填采矿法因其高回收率、低贫化率、经济效益显著及能有效减少对环境的影响而被广泛应用于矿床回采中[1-2]；在两步骤回采过程中胶结充填体作为人工矿柱，其强度对采场稳定性至关重要，而胶结充填体的骨料颗粒大小及孔隙结构对其力学性能有较大的影响[3-5]．部分学者在尾砂中掺杂废石等大骨料颗粒，通过改善骨料颗粒组成，提高充填体力学性能．文献[6-9]探讨了不同配比下似膏体浆体的流动性能和充填体强度特性之间的关系，分析了级配对充填体强度及变形特性的影响规律，研究了尾砂颗粒间孔隙分形维数与胶结充填体强度之间的关系．大部分矿山目前仍采用全尾砂进行充填，一些学者主要针对不同因素影响下的全尾砂胶结充填体力学特性开展了相关研究．文献[10-11]研究了不同充填料浆浓度及不同填充次数对胶结充填体单轴抗压强度的影响；文献[12-14]探究了胶结充填体的尺寸变化对强度的影响；文献[15-16]开展了不同灰砂比、不同浓度的胶结充填体的变形破坏特征研究．上述研究仅对充填体强度的不同影响因素进行了研究，并未考虑全尾砂颗粒粒径组成的影响．颗粒粒径组成对胶结充填体细观力学特性影响较大．文献[17]探讨了不同应力路径下块石胶结充填体破坏全过程；文献[18-19]研究了胶结充填体声发射参数时空演化规律与时序特征；文献[20]结合声发射特征参数研究了充填体失稳破坏的预测依据；文献[21]通过能率与应力随时间变化规律，研究了充填体损伤演化过程．以上研究表明采用声发射特征参数能够较好反映胶结充填体细观力学特性．上述学者对于全尾砂充填的研究，主要以掺入大骨料颗粒，或是针对不同影响因素等角度进行了深入探讨，较少考虑颗粒粒径组成对于胶结充填体力学特性的影响．基于此，本研究以程潮铁矿尾砂胶结充填作为工程背景，结合泰波(Talbol)级配理论，开展程潮铁矿尾砂级配分析与方案设计，进行单轴抗压条件下的声发射监测试验，获取充填体强度与声发射特征参数，研究连续级配胶结充填体的强度与破坏特征，探讨充填体的声发射特征．1 级配分析及方案设计1.1　级配分析本次试验的尾砂均取自程潮铁矿尾矿库，在尾砂选取过程中，为减少随机性对取样的影响，以尾矿流出口向尾矿库中心为轴线，并沿轴线每隔一定距离选取六个采样点，获取试验尾砂．对所选取尾砂采用振筛机筛分后得到其粒径组成如图1所示，图中：a为颗粒粒径累计占比；d为粒径．10.13245/j.hust.210809.F001图1尾砂胶结充填体颗粒粒径组成根据粒径组成计算尾砂中值粒径d50、曲率系数CC和不均匀系数CU分别为186.73 μm，0.67和3.66．结果表明：程潮铁矿尾砂的不均匀系数CU5，曲率系数CC1，尾矿颗粒粒径组成范围小且密实程度较差，基于此，进一步对级配组成进行分析．全尾砂级配应采用连续粒级级配才能达到较大的密实度[22-23]，因此本研究采用Talbol级配理论对程潮铁矿尾砂进行级配分析．Talbol理论将不大于x的骨料颗粒粒径的质量分数为P=100×(x/xmax)n，(1)式中：x为希望计算的某级集料粒径；xmax为集料的最大粒径；n为Talbol指数．结合文献[24]可知：当n=0.3~0.5时，物料混合更加均匀，骨料堆积密度较佳，充填体强度更优，级配更加合理．根据图1尾砂胶结充填体颗粒粒径组成，利用Talbol曲线进行拟合，得出拟合公式，当前程潮铁矿的尾砂级配条件下Talbol指数n=0.170.3，质量分数为P=100(x/2.5)0.17．(2)上述分析结果表明：程潮铁矿尾砂不均匀系数及曲率系数较小，且级配效果不佳，须对尾砂进行分级，采用Talbol级配理论进行级配方案设计，以确定最优级配方案．1.2　级配方案设计采用振筛机将尾砂在试验前进行筛分，根据骨料物理性能试验方法[25]及图1中尾砂颗粒粒径组成，本次试验中选取尾砂颗粒最大粒径为2 mm．为达到较佳的充填效果，根据颗粒的粒径分布占比情况，将试验所选用尾砂筛分为[0.00，0.04) mm，[0.04，0.08) mm，[0.08，0.15) mm，[0.15，0.20) mm，[0.20，0.40) mm，[0.40，0.58) mm，[0.58，1.50) mm和[1.50~2.00) mm共8个粒径范围，并对8种粒径质量占比不同的试样进行单轴压缩试验，得到胶结充填体颗粒粒径质量占比的最优值．为了克服维数灾难[26]，在八维空间(Y1:Y2:Y3:Y4:Y5:Y6:Y7:Y8)中寻求胶结充填体的峰值强度，通过采用Talbol级配理论确定8种粒径范围内的尾砂质量比，将搜索空间由八维降低为一维．假定颗粒最大粒径为xmax，则样本中当粒径不大于x时的质量m与颗粒总质量M的关系为m=(x/xmax)nM，(3)根据式(3)可以计算出，当颗粒粒径位于[x1，x2]区间范围内时其颗粒质量为m=[(x2/xmax)n-(x1/xmax)n]M．(4)为了在采用尽可能多的试验组的同时获取适用于程潮铁矿尾砂的级配方案，取n=0.20，0.30，0.35，0.40，0.45，0.50和0.60，并按照单个试样为正方体试样所需尾砂颗粒总质量为680 g进行计算．根据式(3)和(4)可以计算出各Talbol指数n所对应的8种颗粒粒径范围的质量分布及质量分数(rm)如表1所示．10.13245/j.hust.210809.T001表1不同Talbol指数下尾砂颗粒质量分布与质量分数n[0.00，0.04)[0.04，0.08)[0.08，0.15)[0.15，0.20)[0.20，0.40)[0.40，0.58)[0.58，1.50)[1.50，2.00)m/grm/%m/grm/%m/grm/%m/grm/%m/grm/%m/grm/%m/grm/%m/grm/%0.20310.9645.7346.246.8047.877.0424.003.5363.789.3838.015.59111.1116.3438.015.590.30210.2630.9248.627.1553.727.9028.154.1478.7411.5849.507.28154.7022.7556.248.270.35172.9225.4347.466.9854.267.9829.104.2883.3712.2653.797.91173.9425.5865.149.580.40142.1920.9145.426.6853.657.8929.444.3386.5012.7257.268.42191.6228.1873.9210.870.45116.9617.2042.776.2952.227.6829.314.3188.3312.9959.988.82207.8830.5782.5512.140.5096.1514.1439.855.8650.257.3928.834.2489.0813.1062.089.13222.7032.7591.1213.400.6065.019.5633.524.9345.156.6427.063.9888.0612.9564.679.51248.6836.57107.7815.852 试样制作及试验装置采用上述不同Talbol指数的颗粒粒级配比配置连续级配尾砂，选用32.5#普通硅酸盐水泥作为胶结材料，制作灰砂比为1:4、浆料质量分数为68%的连续级配胶结充填体，试验模具采用标准正方体，尺寸(长×宽×高)L×W×H=70 mm×70 mm×70 mm．浇筑好后抹平端部，静置24 h脱模，使用YH-40B型标准恒温养护箱养护28 d，养护期间湿度控制在96%以上，温度控制在20±5 ℃．本次试验加载设备采用WDW100kN型微机控制电子万能试验机，声发射无损监测设备采用DS2系列全信息声发射信号分析仪．电子试验机最大负荷为100 kN，精度为0.001 kN，位移测量精度为0.001 mm，具有位移、负荷、变形及程控等多种控制方式．利用声发射仪通过接收声发射信号对试验全过程进行实时动态无损监测．通过该加载与监测系统，能在加载过程中实现在单轴压缩下的应力-应变、应力-时间、位移-时间关系及数据采集，同时试验中的声发射特征值均能被监测并实时储存．在试验加载之前，为了消除试样与加载台之间的端部效应，在接触位置涂抹凡士林，试验全过程以0.02 kN/s进行加载，试验声发射门槛为40 dB．3 连续级配胶结充填体力学特性对不同Talbol指数n值的7组试样进行单轴压缩试验，得出不同Talbol指数下连续级配胶结充填体粒级分布特征值及平均单轴抗压强度曲线图(图2)，图中σ¯c为试样平均单轴抗压强度．根据试验结果，探讨不同Talbol指数下连续级配胶结充填体的强度和破坏特征．10.13245/j.hust.210809.F002图2不同Talbol指数下连续级配胶结充填体粒级分布特征值及平均单轴抗压强度曲线3.1　强度特征3.1.1　单轴抗压强度由图2可知：连续级配胶结充填体试样的单轴抗压强度随Talbol指数n的增大呈现出先震荡上升，而后骤然下降的趋势．在不同的Talbol指数下，n=0.20，0.30，0.35，0.40，0.45和0.60的试样平均单轴抗压强度分别为5.47，5.63，5.48，5.80，5.51和4.78 MPa，与n=0.5时的平均单轴抗压强度6.26 MPa相比，分别降低了12.62%，10.06%，12.46%，7.35%，11.98%和23.64%．通过对比分析可知：Talbol指数n对胶结充填体强度影响显著，在相同条件下，存在最优的Talbol指数n=0.5使得连续级配胶结充填体强度达到最大值，当n值增大或者减小，胶结充填体的强度均呈现出明显的减小．3.1.2 颗粒粒级特征值随着Talbol指数n变化，连续级配胶结充填体内部颗粒骨料的中值粒径、不均匀系数和曲率系数等细观粒级特征值随之发生改变．基于颗粒粒级特征值，探讨不同Talbol指数对连续级配胶结充填体强度特征的影响，分析如下．a.　随着Talbol指数n的增大，中值粒径的大小也在增大，即胶结充填体尾砂颗粒的粒度逐渐变大．b.　随着Talbol指数n的增大，不均匀系数减小，当n=0.2~0.3时变化较大，当n=0.3~0.6时，随着n值的增大，不均匀系数的减小趋势明显变缓．在当前设计的7组级配方案中CU＞5，表明在当前的Talbol指数下，尾砂的颗粒大小范围分布大，级配良好，其中当n=0.6时，不均匀系数最小，即CUmin=19.81．c.　随着Talbol指数n的增大，曲率系数减小，整体上变化较缓，由图2可知：当Talbol指数n=0.40，0.45，0.50和0.60时，CC均在1~3范围内，表明当前级配下尾砂密实程度较好，级配效果佳．在级配方案中不均匀系数与曲率系数是两个重要的级配指标，因此将不均匀系数与曲率系数共同进行分析，当同时满足CU＞5和CC=1～3时，即当n≥0.4时，颗粒级配良好，胶结充填效果较优．采用表1中程潮铁矿的尾砂颗粒粒级分析中的不均匀系数与本次试验不均匀系数进行对比，CU=3.665.00CUmin=19.81，表明本次试验方案的级配颗粒分布范围均比原尾砂颗粒分布范围广；原尾矿库尾砂曲率系数CC=0.67，颗粒粒级分布不均匀，与试验中n=0.20，0.30和0.35相同，而n=0.40，0.45，0.50和0.60的试验方案中曲率系数在1~3之间，说明其密实度较佳，级配良好．3.2　破坏特征单轴压缩下不同Talbol指数(以n=0.4，0.5和0.6为例)的连续级配胶结充填体典型破坏形式(图3左图为试样最终破坏形式，右图为裂纹素描图，试样表壁正中为声发射探头粘贴位置)存在明显的规律性变化，本研究从宏细观角度探讨不同Talbol指数下连续级配胶结充填体的破坏特征．10.13245/j.hust.210809.F003图3不同Talbol指数连续级配胶结充填体典型破坏形式根据图3所示3种Talbol指数下的连续级配胶结充填体试样破坏形式可以看出：连续级配胶结充填体在单轴压缩下裂纹的萌生、发育、扩展直至贯穿并形成最终破坏，整个过程较为平稳，试样破坏后具有较好的完整性，破坏形式整体上呈现为共轭剪切破坏．破坏后试样表壁主裂纹发育明显，次生裂纹在主裂纹附近及加载端部仅有少量出现，剥落主要集中在主裂纹扩展较活跃区域．为深入探讨不同Talbol指数下连续级配胶结充填体的破坏特征，依据裂纹发育及其破坏程度的高低将裂纹进行划分，并对图3中7组连续级配胶结充填体试样裂纹数量进行统计(图4)，结果如下，图中：N1为主裂纹数量；N2为次生裂纹数量；σc为试样单轴抗压强度．10.13245/j.hust.210809.F004图4裂纹数量统计及单轴抗压强度σc变化曲线a.　随n值的增大，次生裂纹数量变化与连续级配尾砂充填体强度变化成负相关，主裂纹数量整体上呈增大的趋势，其中：当n=0.4时，主裂纹数量明显减少，结合强度特征分析可知，此时由于充填体内部颗粒间的排列较为紧密，导致试样的破坏不剧烈，裂纹不发育，主裂纹数量减少；当n=0.5时，内部颗粒排列方式较优，裂纹明显不发育，主裂纹数量最少．b.　当n=0.5时，连续级配胶结充填体裂纹不发育，试样表壁仅有一条贯穿主裂纹及一条次生裂纹；主裂纹在扩展过程中出现了绕行而后汇集形成贯穿破坏，次生裂纹发育不明显，沿加载端向试样中部扩展，次生裂纹沿扩展方向有与主裂纹形成交叉的趋势．c.　当n≠0.5时(以Talbol指数n=0.6为例)，胶结充填体裂纹发育，主裂纹沿扩展方向发生偏转，相互形成交叉，并有贯穿整个试样表壁的趋势，试样破坏过程中有较多裂纹产生，且主要存在与主裂纹扩展方向与主裂纹发育活跃区域，根据图4中裂纹数量统计结果，其中主裂纹有3条，次生裂纹2条，在裂纹发育处存在较多剥落区．综上所述，不同Talbol指数下的连续级配胶结充填体的破坏形态与级配密切相关：试样表壁破坏后以主裂纹为主，试样剥落区集中在裂纹扩展活跃区域，试样破坏过程中所产生次生裂纹数量较少，破坏后能保持试样完整性；当n=0.5时，颗粒内部排列更加紧密，孔隙、裂隙等微观结构发育程度较低，主裂纹发育完整，属于单一裂纹贯穿破坏；当n≠0.5时，胶结充填体内部颗粒密实程度较低，裂纹发育程度相对较高，主裂纹沿扩展方向发生偏转，属于裂纹绕行扩展破坏．4 连续级配胶结充填体声发射特征Talbol指数下的连续级配胶结充填体试样声发射累积能量E及能率E'具有显的变化特征，且在Talbol指数n≠0.5与n=0.5间的变化规律差异性显著(如图5)．10.13245/j.hust.210809.F005图5不同Talbol指数连续级配胶结充填体典型应力-时间-能率-累积能量曲线a.　当n≠0.5时，能率变化贯穿整个试验过程，并有间断性峰值出现，累积能量呈现出明显的阶梯性变化特征．由于当n=0.4时，特征性较为显著，具有极明显的区别于当n=0.5时的特征，因此选取Talbol指数n=0.4的尾砂胶结充填体声发射应力-时间-能率-累积能量变化结果进行分析如下．试样整体能率变化不规律，在压缩试验全过程中能率出现周期性间断峰值，其中试验初始阶段能率明显较高，最大能率为34.10 mV·ms·s-1．试样在压缩试验初始阶段，内部原始微观结构被压密而释放出大量的能量，此时能率变化较大，随着孔隙逐渐压密，试样中颗粒密实度逐渐变大，裂纹不发育导致声发射活动减缓，在能量累积过程中有少量的微观裂纹萌生，期间伴随着能量的释放．在压缩试验进行到1 318 s后最大能率为40.15 mV·ms·s-1，累积能量呈现出明显的阶梯性增长，增长变化规律与能率相对应，当能率增大时，累积能量明显出现上升，此时声发射活动频繁，裂纹不断演化，加快了充填体的破坏，从而导致充填体试样强度降低．b.　当n=0.5时，连续级配胶结充填体的能率与累积能量曲线的变化呈现出明显的阶段性特征，具体分析如下．初始压密阶段：声发射能率变化较大，累积能量在370 s内上升13.010 14 V·ms，能率最大达到349.57 mV·ms·s-1，这是由于在试验初期试样内部的微观结构被大量压密，而试样内部颗粒与颗粒之间较为紧密，需要更多的能量才能将试样内部孔隙、裂隙等微观结构压密，该阶段声发射活动较为剧烈．弹性阶段：试样内部颗粒堆积更加密实，在加载过程中，内部能量的不断累积，其中的薄弱区域由于受力产生微观裂纹，该阶段试样裂纹不发育，随着能量不断累积，仅有少量微观结构萌生，声发射活动不活跃，能率变化平缓，累积能量在1 053 s内仅上升3.754 11 V·ms．塑性阶段：受压过程中试样内部损伤不断的累积，能率最大达到70.83 mV·ms·s-1，该阶段声发射累积能量随着加载时间的增加不断上升，由于试样密实程度较好，因此其抗压强度较高，在试验初始阶段仅有少量微观裂纹萌生，从而积聚了大量能量，当试验加载至应力峰值时，累积能量快速增大，近似直线上升，致使已萌生的裂纹快速扩展，从而导致试样产生整体性破坏．峰后阶段：该阶段应力值急剧下降，声发射能率降低，声发射活动减少甚至消失，累积能量在峰后阶段上升200.64 mV·ms．以上研究结果表明：不同Talbol指数的连续级配胶结充填体试样在单轴压缩全过程中，声发射能率与累积能量能够较好地描述连续级配胶结充填体的细观裂纹变化过程；当Talbol指数n=0.5时，声发射能率与累积能量均呈现出明显与全应力应变曲线对应的阶段性变化特征；当n≠0.5时，能率呈现周期性间断峰值变化规律，累积能量表现为明显的阶梯性变化特征．5 结论a.　不同Talbol指数下，连续级配胶结充填体的强度随n的取值呈震荡上升达到最大值后骤然下降，当n=0.5时，连续级配胶结充填体强度达到最优，此时胶结充填体尾砂颗粒不仅大小范围分布广，且具有较优的紧密堆积结构．b.　不同Talbol指数下，试样破坏后表壁裂纹以主裂纹为主，试样的剥落区集中在主裂纹扩展活跃区域，试样破坏表壁次生裂纹数量较少，破坏后试样完整性较好；当n=0.5时，颗粒内部排列更加紧密，孔隙和裂隙等微观结构发育程度较低，主裂纹发育完整，属于单一裂纹贯穿破坏；当n≠0.5时，连续级配胶结充填体内部颗粒密实程度较低，裂纹发育程度较高，主裂纹沿扩展方向发生偏转，属于裂纹绕行扩展破坏．c.　声发射特征参数中的能率与累积能量能够较好地对不同Talbol指数的胶结充填体试样单轴压缩破坏中的细观裂纹变化过程进行描述；当n=0.5时，声发射能率与累积能量均呈现出明显与全应力-应变曲线对应的阶段性变化特征；当n≠0.5时，能率呈现周期性间断峰值变化规律，累积能量表现为明显的阶梯性变化特征．