不同加載速率下膠結(jié)充填體損傷特性與能量耗散特征分析

侯永強(qiáng) 尹升華 曹永 戴超群

摘? ?要：針對(duì)礦體回采所導(dǎo)致的充填體破壞可近似看作不同加載速率下的加載過程，在實(shí)驗(yàn)室開展了5種加載速率下的膠結(jié)充填體單軸壓縮試驗(yàn)，在得到充填體應(yīng)力-應(yīng)變曲線的基礎(chǔ)上，根據(jù)能量耗散原理及損傷力學(xué)，計(jì)算了不同加載速率下的充填體能耗值并構(gòu)建了相應(yīng)的損傷演化方程，研究了不同加載速率下膠結(jié)充填體的能量耗散與軸向壓縮時(shí)間、應(yīng)變間的內(nèi)在關(guān)系，探討了膠結(jié)充填體受壓破壞的能量損傷演化過程. 研究結(jié)果表明，不同于高強(qiáng)度的巖石，膠結(jié)充填體存在臨界加載速率現(xiàn)象，當(dāng)加載速率超過臨界值后，充填體強(qiáng)度隨加載速率增加而降低;充填體的峰前能耗量、峰后能耗量、單位體積應(yīng)變能及總能耗量與加載速率呈二次函數(shù)曲線關(guān)系;充填體的總能耗量隨軸向壓縮時(shí)間、軸向應(yīng)變的增大呈現(xiàn)Logistic函數(shù)形式增長(zhǎng)規(guī)律，但加載速率的不同使得能耗值增長(zhǎng)速率及充填體達(dá)到相同軸向變形所需能耗量存在明顯差異;不同加載速率下充填體的壓縮破壞均屬同一類損傷過程，充填體受壓破壞的能量損傷演化過程可劃分為初始損傷、損傷穩(wěn)定發(fā)展、損傷加速及損傷破壞4個(gè)階段.

關(guān)鍵詞：充填體;加載速率;應(yīng)變能;損傷特性;能耗特征

中圖分類號(hào)：TD853? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ??文章編號(hào)：1674—2974（2020）08—0108—10

Abstract：As the destruction of the backfill caused by the mining of the ore body can be regarded as a loading process at different loading rates， a uniaxial compression test of cemented filling bodies under five loading rates was carried out in the laboratory. Based on the stress-strain curve of the filling body， according to the principle of energy dissipation and damage mechanics， the energy consumption value of the backfill at different loading rates was calcu lated and the corresponding damage evolution equation was constructed. Therefore， the internal relationship between the energy dissipation of cemented filling and the axial compression time and strain at different loading rates was studied， and the evolution process of energy damage for the cemented filling body under compression was discussed. The results show that? unlike high-strength rocks， there is a critical loading rate for cemented backfill . When the loading rate exceeds the critical value， the backfill strength decreases with the increase of loading rate. The pre-peak energy consumption， post-peak energy consumption， strain energy per unit volume， and total energy consumption of the filling body have a quadratic function curve relationship with the loading rate. The total energy consumption of cemented backfill increases with the increase of axial compression time and axial strain in the form of a logistic function. However， the difference in loading rate makes the increase rate of energy consumption value， and the energy consumption of the backfill under the same axial deformation has obvious differences. The compression failure of backfill under different loading rates exhibits the same kind of damage process. The energy damage evolution process of the backfill under uniaxial loading can be divided into four stages： initial damage， stable development of damage， acceleration of damage and damage? failure.

Key words：backfill;loading rate;strain energy;damage characteristics;energy consumption characteristics

充填體通常由骨料、膠凝材料與水按照一定的比例混合制成，其強(qiáng)度及力學(xué)特性受顆粒級(jí)配、充填材料、膠結(jié)劑類型、養(yǎng)護(hù)齡期等因素的影響[1-3]. 近年來，礦山科技工作者對(duì)充填體強(qiáng)度及力學(xué)性能開展了諸多研究，李茂輝等[4]研究了粉煤灰復(fù)合膠凝材料充填體強(qiáng)度與水化機(jī)理;賀桂成等[5]對(duì)廢石膠結(jié)充填體強(qiáng)度及其應(yīng)用展開了研究，得出了控制廢石膠結(jié)充填體強(qiáng)度的關(guān)鍵因素;徐文彬等[6]借助XRD能譜分析和電鏡掃描（SEM）方法，得到不同條件下的超細(xì)全尾砂材料膠凝成巖的微觀規(guī)律;王有團(tuán)等[7]研究了銅尾渣粉作為膠凝材料對(duì)充填體強(qiáng)度的影響規(guī)律，并優(yōu)化出最佳的添加量;楊志強(qiáng)等[8]研究了全尾砂-棒磨砂混合充填料膠砂強(qiáng)度，分析了棒磨砂作為粗骨料替代部分全尾砂后充填體強(qiáng)度的變化規(guī)律;姜關(guān)照等[9]研究了含硫量對(duì)充填體強(qiáng)度的影響，并揭示了影響機(jī)理. 由上述研究結(jié)果可知，目前對(duì)充填體強(qiáng)度的研究主要集中在膠凝材料及充填材料組成等方面，關(guān)于加載速率的改變對(duì)充填體強(qiáng)度及力學(xué)性能的影響則鮮有報(bào)道.

大量研究結(jié)果表明，加載速率的改變能夠?qū)Σ牧系牧W(xué)特性產(chǎn)生顯著的影響，如肖詩云等[10]對(duì)鋼筋混凝土梁進(jìn)行了不同加載速率下的力學(xué)性能試驗(yàn)，結(jié)果表明隨著加載速率的增大，鋼筋混凝土梁的開裂極限、破壞載荷、極限位移和位移延性系數(shù)明顯增大，耗能也顯著增加;王海龍等[11]研究了不同加載速率下干燥與飽和狀態(tài)的混凝土的劈拉強(qiáng)度變化情況，結(jié)果表明隨著加載速率的增大，飽和混凝土的動(dòng)態(tài)劈拉強(qiáng)度有較大的提高;汪勁豐等[12]研究了 CA 砂漿在不同加載速率下的抗壓性能，發(fā)現(xiàn) CA 砂漿的抗壓性能和彈性模量隨加載速率的增大而增大. 上述研究驗(yàn)證了加載速率對(duì)材料的力學(xué)特性具有顯著的影響，但大部分的研究成果多集中在混凝土等高強(qiáng)度的介質(zhì)材料，對(duì)于強(qiáng)度較低的膠結(jié)充填體研究較少.

在生產(chǎn)實(shí)際中充填體并不存在嚴(yán)格意義上的加載，充填體發(fā)生變形的誘因主要來自卸載，即充填體由穩(wěn)定的三向應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭ツ撤较蚴`的狀態(tài)，卸載之后充填體的變形將進(jìn)一步發(fā)展，其特征相當(dāng)于實(shí)驗(yàn)室條件下的加載，因此，室內(nèi)試驗(yàn)所研究的加載速率在現(xiàn)場(chǎng)條件下可反映為卸載速率[13]，如礦體回采速度等. 以二步驟嗣后充填開采為例，一步驟采場(chǎng)充填體受力狀態(tài)可近似為三向應(yīng)力狀態(tài)，當(dāng)對(duì)相鄰的二步驟礦體進(jìn)行回采時(shí)，充填體處于卸載狀態(tài)，因此二步驟礦體回采所導(dǎo)致的充填體破壞可近似看作為不同加載速率下的加載過程. 通過室內(nèi)試驗(yàn)確定出合理的加載速率，進(jìn)而換算出相應(yīng)的礦體回采速度，對(duì)井下安全生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義.

目前公開發(fā)表的文獻(xiàn)資料中僅有李雅閣等[14] 研究了加載速率對(duì)充填體力學(xué)參數(shù)及破壞模式的影響規(guī)律及甘德清等[15]研究了加載速率對(duì)充填體強(qiáng)度特性的影響規(guī)律，文獻(xiàn)[14-15] 雖然開展了不同加載速率下充填體力學(xué)性能的試驗(yàn)研究，但是研究重點(diǎn)僅集中在充填體宏觀強(qiáng)度及破壞模式上，關(guān)于加載速率的改變對(duì)全尾砂膠結(jié)充填體損傷破壞及能耗特征的影響則并未涉及.

本文通過開展不同加載速率下全尾砂膠結(jié)充填體單軸壓縮試驗(yàn)，揭示了不同加載速率下，全尾砂膠結(jié)充填體能量耗散與時(shí)間、應(yīng)變及損傷破壞間的內(nèi)在關(guān)系，從能量觀點(diǎn)闡述不同加載速率下尾砂膠結(jié)充填體變形破壞規(guī)律，并揭示了尾砂膠結(jié)充填體受壓破壞的能量損傷演化過程. 研究結(jié)果對(duì)探討尾砂膠結(jié)充填體的破壞機(jī)制及保證安全生產(chǎn)提供參考依據(jù).

1? ?試驗(yàn)設(shè)計(jì)與準(zhǔn)備

1.1? ?試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用的材料為某礦山全尾砂，PC.32.5R硅酸鹽水泥及自然水. 全尾砂進(jìn)行烘干處理后，采用歐美克Topsizer激光粒度分析儀測(cè)定尾砂粒徑分布，測(cè)試結(jié)果如圖1所示. 采用X射線熒光光譜分析儀（XRF）進(jìn)行化學(xué)組成分析. 經(jīng)檢測(cè)分析可知，全尾砂的主要化學(xué)物質(zhì)為SiO2及MgO，其活性也較低，可用作惰性充填材料. 具體成分如表1所示.

通過試驗(yàn)所測(cè)得的數(shù)據(jù)可分析得到尾砂粒徑累積分布結(jié)果為d60 = 26.51 μm，d50 = 18.41 μm，d30 =8.82 μm，d10 = 2.03 μm. 其中尾砂的不均勻系數(shù)為Cu = 13.25，曲率系數(shù)Cc = 1.47，可以看出試驗(yàn)尾砂級(jí)配良好.

1.2? ?試樣制作

試樣的制作均按照J(rèn)GJ 55—2011《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》正式版的要求所制作[16]，采用直徑為50 mm、高為100 mm的圓柱形模具制作試樣. 首先將礦山尾砂、硅酸鹽水泥、自然水按照灰砂比（水泥與尾砂質(zhì)量比）1 ∶ 8、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為72%進(jìn)行配制，將材料攪拌均勻后，按照順序?qū)⒚可壮涮盍蠞{快速均勻地澆入圓柱形模具中，待料漿初凝后將試模表面抹平，24 h 后脫模將試塊放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)箱內(nèi)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)（養(yǎng)護(hù)溫度和濕度分別調(diào)節(jié)到20 ℃和93%）. 養(yǎng)護(hù)齡期達(dá)到28 d后對(duì)每個(gè)試塊稱重，精確到0.1 g，隨后作為試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn). 試驗(yàn)配制的部分試樣如圖2所示.

2? ? 試驗(yàn)方法與設(shè)備

2.1? ?試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)采用RMT-150C巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行充填體單軸壓縮試驗(yàn). RMT-150C垂直液壓缸最大出力分為1 000 kN及100 kN兩級(jí)，精度3‰ F.S.（系統(tǒng)）. 由于充填體強(qiáng)度遠(yuǎn)低于巖石及混凝土強(qiáng)度，壓力機(jī)垂直液壓缸的垂直出力選擇100 kN級(jí)別，試驗(yàn)誤差僅為0.3 kN，其試驗(yàn)系統(tǒng)精度與誤差在充填體單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)中是可行的，設(shè)備如圖3所示. 試驗(yàn)加載采用位移控制模式，參考甘德清等[15]在加載速率為0.01 ～0.05 mm/s下對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為75%，灰砂質(zhì)量比分別為1 ∶ 4、1 ∶ 6及1 ∶ 8的充填體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)得出的臨界加載速率為0.04 ～0.05 mm/s及安徽某鐵礦山二步驟礦體5～10 m/d的回采速度，本次試驗(yàn)的加載速率細(xì)分為 5個(gè)梯度，分別為0.005 mm/s、0.02 mm/s、0.05 mm/s、0.1 mm/s、0.2 mm/s. 每級(jí)加載速率下測(cè)試3個(gè)試樣，對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果偏離度大于20%及以上的試樣進(jìn)行剔除，并增補(bǔ)試樣進(jìn)行測(cè)試，取3個(gè)試樣的平均值作為試驗(yàn)數(shù)據(jù).

當(dāng)加載速率由0.005 mm/s增加至0.2 mm/s時(shí)，膠結(jié)充填體峰前能量占總能耗的比例分別為10.65%、8.03%、5.97%、4.10%、1.30%，說明在單軸壓縮破壞過程中，隨著加載速率的增加，絕大多數(shù)的能量消耗在膠結(jié)充填體峰后破裂階段，使得膠結(jié)充填體峰后破壞變形更劇烈，這與試驗(yàn)現(xiàn)象相一致（加載速率越大，膠結(jié)充填體變形破壞越嚴(yán)重，甚至有掉塊現(xiàn)象）. 本次試驗(yàn)中，膠結(jié)充填體峰前能耗量與加載速率呈先增加后減小的趨勢(shì)，在臨界加載速率范圍內(nèi)，峰前能耗量隨加載速率增加而增大，說明越來越多的能量消耗在充填體的峰前變形階段，間接體現(xiàn)了加載速率增大提高了充填體的屈服強(qiáng)度，而超過臨界加載速率范圍后，由于輸入的能量進(jìn)一步增多，實(shí)體承載結(jié)構(gòu)由于內(nèi)部較多的應(yīng)變能率先發(fā)生破斷，導(dǎo)致能耗量、單位體積變形能均降低.

結(jié)合表2中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，全尾砂膠結(jié)充填體峰前能耗量、峰后能耗量、單位體積變形能及總能耗量隨加載速率對(duì)數(shù)的增加呈先增加后減小的趨勢(shì)，由統(tǒng)計(jì)回歸分析得到全尾砂膠結(jié)充填體峰前能耗量、峰后能耗量、單位體積變形能及總能耗量隨加載速率對(duì)數(shù)的增長(zhǎng)遵循二次函數(shù)Y=AX2+BX+C增長(zhǎng)模式. 其中X為加載速率對(duì)數(shù)，A、B及C均為試驗(yàn)系數(shù)，Y值為能耗值. 圖6為膠結(jié)充填體能耗值與加載速率間的關(guān)系曲線.

3.3? ?不同加載速率下充填體試樣的能耗變化特征

單軸壓縮下充填體破壞是其內(nèi)部能量變化與轉(zhuǎn)化的過程[21]，由圖5的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的形態(tài)大致可以看出，不同加載速率下的充填體應(yīng)力-應(yīng)變曲線均可分為4個(gè)階段進(jìn)行描述（孔隙、裂隙壓密階段、線彈性變形階段、破裂發(fā)展階段及峰后破裂階段），因此加載速率的改變不會(huì)對(duì)充填體內(nèi)部能量變化與轉(zhuǎn)化過程造成影響. 本文分別以加載速率0.005 mm/s、0.05 mm/s、0.2 mm/s為例，研究膠結(jié)充填體能耗值與軸向壓縮時(shí)間、軸向應(yīng)變間的關(guān)系. 圖7反映了不同加載速率下，尾砂膠結(jié)充填體總能耗值與受載時(shí)間的關(guān)系;圖8反映了尾砂膠結(jié)充填體試樣在不同加載速率下的總能耗值與軸向應(yīng)變間的關(guān)系.

由圖7可知，在軸向壓縮初期，充填體能耗值相對(duì)平緩，能耗值增長(zhǎng)不明顯. 在膠結(jié)充填體達(dá)到峰后變形破壞階段時(shí)，隨著加載速率的不斷增大，充填體能耗值達(dá)到極值的時(shí)間縮短. 分別以加載速率為0.005 mm/s、0.05 mm/s、0.2 mm/s為例，膠結(jié)充填體能耗值達(dá)到極值的時(shí)間分別為330 s、40 s、9 s，說明隨著加載速率的增大，膠結(jié)充填體的能耗值增長(zhǎng)更迅速. 在單軸壓縮狀態(tài)下，能耗值使得充填體損傷強(qiáng)度喪失，能耗值增長(zhǎng)越迅速，意味著充填體損傷強(qiáng)度喪失越迅速，達(dá)到整體破壞階段的時(shí)間越短. 不同加載速率下，充填體能耗值與軸向壓縮時(shí)間關(guān)系曲線變化規(guī)律基本類似，其主要差異在加載速率越大，能耗量達(dá)到極值的時(shí)間越短.

由圖8可知，隨著軸向應(yīng)變的增加，膠結(jié)充填體能耗量呈不斷增加的趨勢(shì). 在加載初期，膠結(jié)充填體主要為壓密、線彈性變形階段，此時(shí)軸向應(yīng)變均較小，能耗值也相對(duì)平緩;當(dāng)充填體達(dá)到屈服、峰后變形破壞階段時(shí)，膠結(jié)充填體能耗值隨軸向應(yīng)變?cè)黾泳蠓壬仙?，說明當(dāng)能耗值大幅度增加時(shí)，充填體開始發(fā)生破壞. 隨著加載速率增加，充填體峰前能耗量及峰后能耗量呈先增加后減小的趨勢(shì)，這是因?yàn)榕R界加載速率內(nèi)，加載速率對(duì)充填體強(qiáng)度及剛度具

有明顯的強(qiáng)化效應(yīng)，使得膠結(jié)充填體具有較強(qiáng)的承載能力及抗變形能力，從而使得需要更多的能耗量才能導(dǎo)致充填體產(chǎn)生較大的軸向變形;而當(dāng)加載速率超過臨界加載速率后，加載速率增大削弱了充填體的承載能力，導(dǎo)致充填體達(dá)到相應(yīng)軸向變形所需的能耗量可相應(yīng)地降低. 不同加載速率下，充填體能耗值與軸向壓縮應(yīng)變關(guān)系曲線變化規(guī)律基本類似，其主要差異在于達(dá)到相同的軸向變形所需的能耗量在數(shù)值上具有明顯的差異.

結(jié)合圖7和圖8的擬合結(jié)果可知，膠結(jié)充填體能耗值與軸向壓縮時(shí)間、軸向應(yīng)變的增長(zhǎng)總體上遵循Logistic模型Y=a+（b-a）/[1+（x/c）p]的增長(zhǎng)模式，參數(shù)a、b、c、p取決于加載速率等影響因素，x為軸向壓縮時(shí)間及應(yīng)變，模型擬合相關(guān)系數(shù)均在0.99以上，表明擬合效果良好.

3.4? ?充填體破壞的能量損傷演化過程分析

結(jié)合之前的研究結(jié)果，在不同加載速率下，尾砂膠結(jié)充填體能耗值存在明顯的差異，而膠結(jié)充填體的屈服破壞與損傷實(shí)質(zhì)上是能量耗散的結(jié)果，因此本文進(jìn)一步探究不同加載速率下膠結(jié)充填體損傷破壞機(jī)制，分析充填體能量耗散特征與損傷演化間的聯(lián)系. 依據(jù)目前的損傷力學(xué)理論，采用Mazars模型及Lemaitre應(yīng)變等價(jià)原理建立不同加載速率下充填體峰值應(yīng)力前后的損傷演化模型，文獻(xiàn)[22]詳細(xì)推導(dǎo)了膠結(jié)充填體峰值應(yīng)力前后損傷演化方程，如式（6）及式（7）所示. 因此，本文不再對(duì)該模型的推導(dǎo)過程進(jìn)行介紹.

充填體在峰值應(yīng)力σp之前，ε≤εp，充填體內(nèi)部的裂紋小范圍擴(kuò)展，在這個(gè)階段試件的損傷值D為：

式中：A、β均為常數(shù).

結(jié)合Mazars模型對(duì)峰值應(yīng)力后的損傷描述，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到峰值時(shí)，試驗(yàn)已經(jīng)產(chǎn)生損傷，充填體在峰值應(yīng)力后的損傷值D可以表示為：

式中：B為常數(shù);Dp為充填體在峰值應(yīng)力時(shí)的損傷值，Dp = Aεβp. D = 0時(shí)，對(duì)應(yīng)材料處于無損狀態(tài);D = 1時(shí)，材料處于完全損傷狀態(tài)（或破壞狀態(tài)）. 根據(jù)不同加載速率下充填體應(yīng)力-應(yīng)變曲線，可準(zhǔn)確得到充填體損傷參數(shù)β、A、B、Dp的值. 結(jié)合4個(gè)參數(shù)，可獲得不同加載速率下充填體峰值應(yīng)力前后的損傷演化方程，如表3所示.

分別以加載速率為0.005 mm/s、0.05 mm/s及0.2 mm/s為例，繪制損傷值D與能耗值的關(guān)系曲線，如圖9所示. 由圖9可知，不同加載速率下充填體的損傷演化曲線均可分為4個(gè)階段，除了數(shù)值上有差別，其余均相似，說明不同加載速率下充填體的壓縮破壞均為同一類的損傷過程. 充填體的損傷演化過程與充填體能耗值增長(zhǎng)規(guī)律相一致，當(dāng)能耗值達(dá)到極值時(shí)，充填體損傷值達(dá)到最大值1. 根據(jù)充填體損傷值D、能耗值與軸向應(yīng)變的增長(zhǎng)規(guī)律，可將膠結(jié)充填體受壓破壞的能量損傷演化過程劃分為4個(gè)階段：

1）初始損傷階段（OA），應(yīng)力-應(yīng)變曲線的壓密階段. 此時(shí)充填體的應(yīng)力值、耗散能及彈性能均較小，充填體內(nèi)部的微裂隙壓密，對(duì)應(yīng)的損傷變量幾乎為0.

2）損傷穩(wěn)定發(fā)展階段（AB），應(yīng)力-應(yīng)變曲線的彈性變形階段. 在此階段內(nèi)充填體吸收的總應(yīng)變能主要以彈性能的形式儲(chǔ)存在充填體內(nèi). 根據(jù)充填體的損傷演化曲線可知，隨著加載的不斷進(jìn)行，充填體處于彈性變形階段內(nèi)仍產(chǎn)生了損傷且呈穩(wěn)定增長(zhǎng)的趨勢(shì). 在充填體壓密階段及彈性變形階段，耗散能出現(xiàn)小于0且曲線出現(xiàn)耗散能減小的情況，其原因在于計(jì)算充填體彈性應(yīng)變能時(shí)采用初始彈性模量代替卸載模量進(jìn)行各點(diǎn)彈性應(yīng)變能的計(jì)算，從而導(dǎo)致耗散能有所偏差.

3）損傷加速階段（BC），應(yīng)力-應(yīng)變曲線的塑性變形階段. 在此階段內(nèi)充填體的耗散能呈現(xiàn)出明顯的增加趨勢(shì)，此階段內(nèi)膠結(jié)充填體應(yīng)變軟化機(jī)制開始增強(qiáng)，損傷值D開始快速增長(zhǎng)，該階段內(nèi)的損傷值為峰值應(yīng)力點(diǎn)對(duì)應(yīng)的損傷值達(dá)到Dp.

4）損傷破壞階段（CD），應(yīng)力-應(yīng)變曲線的破裂階段. 該階段內(nèi)充填體不再吸收應(yīng)變能，能耗值快速增大使得充填體損傷加劇從而喪失強(qiáng)度. 當(dāng)能耗值達(dá)到極值時(shí)，此時(shí)損傷值達(dá)到最大值，充填體形成整體破壞.

4? ?結(jié)? ?論

1）通過對(duì)全尾砂膠結(jié)充填進(jìn)行不同加載速率下的單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)對(duì)于強(qiáng)度較弱的尾砂膠結(jié)充填體存在臨界加載速率現(xiàn)象. 當(dāng)?shù)陀谂R界加載速率時(shí)，加載速率的增加對(duì)膠結(jié)充填體抗壓強(qiáng)度具有明顯的強(qiáng)化效應(yīng)，反之則產(chǎn)生劣化效應(yīng)，與硬脆性巖石具有明顯的區(qū)別.

2）不同壓縮階段的尾砂膠結(jié)充填體能耗量與加載速率對(duì)數(shù)的增長(zhǎng)規(guī)律基本相同，遵循二次函數(shù)Y =AX2 + BX + C，其中X為加載速率對(duì)數(shù)，Y為各參量的能量指標(biāo)（如峰前能耗量、峰后能耗量、總能耗量及單位體積變形能），A、B、C均為試驗(yàn)系數(shù). 隨著加載速率的不斷增加，各參量的能量指標(biāo)呈先增加后減小的趨勢(shì).

3）膠結(jié)充填體總能耗值與軸向壓縮時(shí)間、軸向應(yīng)變的增長(zhǎng)總體上遵循Logistic模型. 在加載初期階段，充填體的能耗值隨軸向壓縮時(shí)間、應(yīng)變的增加而增加但增速緩慢，當(dāng)膠結(jié)充填體達(dá)到屈服破壞階段后，充填體試樣的能耗值隨軸向應(yīng)變、軸向壓縮時(shí)間的增加呈劇烈增加趨勢(shì). 加載速率越大，能耗值達(dá)到極值的時(shí)間則越短，且達(dá)到相同軸向變形所需的能耗量隨加載速率的增加呈先增加后減小的趨勢(shì).

4）不同加載速率下膠結(jié)充填體損傷破壞均為同一類過程，充填體的損傷值與充填體能耗值增長(zhǎng)規(guī)律相一致. 當(dāng)能耗值達(dá)到極值時(shí)，充填體損傷值達(dá)到最大值1，此時(shí)充填體試樣進(jìn)入整體破壞階段;根據(jù)充填體損傷值D、能耗值與軸向應(yīng)變的增長(zhǎng)規(guī)律，可將膠結(jié)充填體損傷破壞演化過程劃分為4個(gè)階段.

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