綜放沿空留巷巷旁充填體性能優(yōu)化的試驗研究

劉兵晨,秦建飛

(1.晉城宏圣建筑工程有限公司,山西 晉城 048000;2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)能源與礦業(yè)學(xué)院,北京 100083)

沿空留巷技術(shù)可提高煤炭資源回收率、減少巷道掘進(jìn)工程量,實現(xiàn)連續(xù)往復(fù)式無煤柱開采和Y型通風(fēng),是綜放工作面實現(xiàn)高產(chǎn)高效、緩解采掘銜接緊張局面和解決上隅角瓦斯積聚的核心技術(shù),具有顯著的經(jīng)濟(jì)和社會效益,是我國煤炭資源綠色開采和科學(xué)開采的重要組成部分[1-4]。

巷旁充填體作為決定沿空留巷技術(shù)成敗的關(guān)鍵因素,眾多學(xué)者對其進(jìn)行了大量研究[5-10]。此外,為成功實現(xiàn)沿空留巷,巷旁充填形式也經(jīng)歷了諸多變革。傳統(tǒng)的巷旁充填體如木垛、密集支柱、矸石帶和混凝土砌塊等,因存在支護(hù)阻力小、增阻速度慢、密閉性差、材料消耗量大和勞動強(qiáng)度大等缺點已逐漸被具有速凝、早強(qiáng)特性且能夠?qū)崿F(xiàn)遠(yuǎn)距離泵送的高水材料所代替[11-15]。許多學(xué)者針對高水材料的力學(xué)及變形性能進(jìn)行了大量研究,如楊寶貴等[16]基于單軸SHPB沖擊實驗,研究了高水材料充填體的抗沖擊特性;孫春東等[17]采用大尺寸蠕變實驗系統(tǒng)和FLAC3D數(shù)值模擬軟件對高水材料巷旁充填體的蠕變特征進(jìn)行了試驗研究;周茜等[18]通過應(yīng)力-應(yīng)變、蠕變試驗、掃描電鏡及差熱-熱重實驗對高水材料失穩(wěn)破壞特征、微觀結(jié)構(gòu)與改善機(jī)理進(jìn)行了研究;李東華等[19]結(jié)合高水材料的破壞特點,采用引氣劑和聚丙烯纖維對其進(jìn)行了改性研究;孫位等[20]借助ETM力學(xué)試驗系統(tǒng),對摻聚丙烯纖維高水材料的破壞過程、壓縮強(qiáng)度和變形特性等進(jìn)行了研究;吳美蘇等[21]分析了摻礦渣粉高水材料充填體的物理力學(xué)性能及礦渣粉對晶體微觀結(jié)構(gòu)的影響。

已有研究主要傾向于巷旁充填體參數(shù)的設(shè)計(支護(hù)阻力、寬高比、壓縮量及支護(hù)結(jié)構(gòu)的適應(yīng)性等)和高水材料的基本性能。綜放沿空留巷需經(jīng)受本工作面及下一工作面的強(qiáng)烈采動影響,維護(hù)周期長、破壞范圍廣、變形量大且變形不均衡,特別是對于高水材料巷旁充填體,存在圍巖變形的控制效果和充填體本身的抗變形能力較差等問題[22-24]。此外,由于充填材料、工藝和裝備等因素的限制,充填時各配料不能嚴(yán)格按照比例混合,高水材料巷旁充填體很難充分接頂[25],導(dǎo)致巷旁充填體無法及時有效地支撐頂板,且極易造成采空區(qū)瓦斯異常涌出。

針對上述問題,本文以成莊礦4311綜放工作面沿空留巷為研究對象,在高水材料基本性能測定的基礎(chǔ)上,對高水材料巷旁充填體的膨脹性、可壓縮性和補(bǔ)強(qiáng)方式進(jìn)行試驗研究,期望對類似條件下的工程實踐提供參考。

1 工程背景

成莊礦4311工作面開采煤層平均厚度6.3 m,平均傾角3°,工作面走向長度1 318.4 m,傾向長度210 m,采用走向長壁后退式綜采放頂煤開采,全部垮落法處理采空區(qū)。共布置3條巷道,43111巷為軌道順槽及主進(jìn)風(fēng)巷,43112巷為回風(fēng)巷,43113巷為運輸順槽及輔助進(jìn)風(fēng)巷,均沿頂板掘進(jìn)。43113巷為沿空留巷試驗巷道,原巷道斷面尺寸為寬5 m×高3.2 m。采用高水材料吊袋柔模充填工藝,巷旁充填體設(shè)計尺寸寬2 m×高3.2 m,設(shè)計支護(hù)阻力7.3 MPa。充填泵站位于43111巷距工作面前方約200 m處,通過DN40高壓膠管連接工作面至充填地點。由于工作面推進(jìn)速度快,速度為6 m/d,工作面周期垮落步距約25～30 m,除要求充填材料具備早強(qiáng)、速凝及可遠(yuǎn)距離泵送等性能外,還要求充填工藝與工作面推進(jìn)速度相匹配,巷旁充填體在4～5 d左右應(yīng)達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度。

2 充填材料基本性能測定

現(xiàn)場采用的充填材料是以硫鋁酸鹽水泥為主要成分的無機(jī)礦粉材料,加入一定的減水劑、緩凝劑和懸浮劑等配置而成,分為A型和B型,雙液體積比為1∶1。

2.1 單液性能

兩種材料分別加水?dāng)嚢韬?單液靜置存放2 h以內(nèi)不發(fā)生離析泌水,24 h之內(nèi)不凝固,而現(xiàn)場單液靜置存放及流動輸送時間一般不超過30 min,可以滿足工程需求。

1)流出時間測定。采用馬氏漏斗黏度計對單液不同放置時間的流出時間進(jìn)行測試,如圖1所示。單液流出時間-放置時間曲線見圖2。測試結(jié)果顯示:A漿液初始流出時間31.2 s,5 h后流出時間32.8 s;B漿液初始流出時間29.8 s,5 h后流出時間32.2 s,表明漿液存放5 h黏度變化很小。

圖1 馬氏漏斗黏度計

圖2 流出時間-放置時間曲線

2)流動度測定。采用凈漿流動度試模對單液不同放置時間流動度進(jìn)行測試,如圖3所示。單液流動度-放置時間曲線見圖4。測試結(jié)果顯示:A漿液初始流動度305 mm,5 h后流動度295 mm;B漿液初始流動度335 mm,5 h后流動度320 mm,表明漿液存放5 h流動度變化很小。通過流出時間和流動度測定可以看出,漿液靜置存放5 h性能變化不大,單液性能穩(wěn)定,沒有顯著稠化、黏度升高現(xiàn)象,其中A液比B液黏度稍大,但差異較小。

圖3 凈漿流動度試模

圖4 單液流動度-放置時間曲線

2.2 雙液速凝早強(qiáng)試驗

雙液混合之后,約5～10 min失去流動性,20～30 min固化,結(jié)石率100%。試驗對新型高水速凝充填材料進(jìn)行了不同水灰質(zhì)量比條件下不同齡期強(qiáng)度測試,結(jié)果見表

表1 新型高水速凝充填材料性能參數(shù)

2.3 充填材料溫升試驗

溫度是影響化學(xué)反應(yīng)的重要因素之一。在一定范圍內(nèi),反應(yīng)體系溫度越高,對反應(yīng)加速越有利[26]。井下充填時采用大體積柔模袋,反應(yīng)過程產(chǎn)生大量的熱并在柔模袋內(nèi)部積聚,進(jìn)一步促進(jìn)反應(yīng)的加速進(jìn)行,即充填體的固化。但是井下充填袋緊靠采空區(qū),反應(yīng)溫度過高,存在一定的安全隱患。因此,充填材料溫升試驗是深入理解充填材料性能的重要步驟。

在實驗室模擬實際環(huán)境進(jìn)行充填材料溫升試驗。采用泡沫箱,內(nèi)鋪塑料袋作為模板,尺寸為300 mm×300 mm×250 mm,灌入漿液后,插入三支溫度計測量溫升變化,如圖5所示。

圖5 充填材料溫升模擬試驗

每隔5 min記錄一次溫度變化,3支溫度計讀數(shù)取平均值作為結(jié)果,測試結(jié)果如圖6所示。

圖6 充填材料溫升-時間曲線

溫升曲線結(jié)果顯示,內(nèi)部反應(yīng)溫度最高為69 ℃,出現(xiàn)在反應(yīng)后75～100 min之間,持續(xù)25 min,之后溫度開始緩慢下降。

3 強(qiáng)度改性試驗

在現(xiàn)場施工中,充填墻體是由一組尺寸為3.0 m×2.0 m×3.0 m的充填袋體緊密排列組成。為提高充填體強(qiáng)度,在充填體內(nèi)加入對穿鋼筋,巷道側(cè)、采空區(qū)側(cè)的表面使用鋼筋梯梁、鋼筋網(wǎng)對充填體進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固。通過模擬現(xiàn)場充填體的補(bǔ)強(qiáng)方式,分析不同補(bǔ)強(qiáng)方式對充填體應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響,得到充填體的最優(yōu)補(bǔ)強(qiáng)加固方式。

3.1 試驗設(shè)計

試驗試塊按照實際尺寸等比例縮小,相似比為12∶1,試塊尺寸為250 mm×167 mm×250 mm,采用5 mm粗鋼條代替對穿鋼筋,2 mm粗鋁絲加工成鋼筋梯,8 mm×8 mm網(wǎng)格鐵絲網(wǎng)代替鋼筋網(wǎng),采用螺帽、螺母代替托盤,用力矩扳手上緊。

共設(shè)計10組試驗,分別模擬不同數(shù)量對穿鋼筋、是否安裝鋼筋梯、是否安裝鋼筋網(wǎng)等情況下,充填體受壓表面位移量和應(yīng)力應(yīng)變曲線,實驗設(shè)計見表2。成型試塊見圖7。

表2 強(qiáng)度改性實驗設(shè)計

圖7 成型試塊正視圖

考慮到真實模擬井下環(huán)境具有一定難度,為便于說明,此處采用標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù),試塊在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)箱內(nèi)養(yǎng)護(hù)14 d(養(yǎng)護(hù)溫度20±2℃,濕度≥95%),采用RMT-150巖石力學(xué)試驗機(jī)進(jìn)行壓塊測試,如圖8所示。

圖8 RMT-150巖石力學(xué)試驗機(jī)

測試中模擬現(xiàn)場對試塊施加側(cè)向約束(如圖9所示),獲得試塊表面位移變化和應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖9 施加側(cè)向約束

3.2 表面位移變化量分析

采用探針式位移傳感器1-WA/50MM-T進(jìn)行表面位移監(jiān)測(線性誤差0.1%)。監(jiān)測時,將該傳感器自由端和插頭分別連接至試件和放大器上并記錄相關(guān)數(shù)據(jù),A-1～10試塊表面變形量見表3所示。

表3 試塊表面變形量

1)側(cè)向約束。A-1試塊與A-2試塊對比:A-1試塊和A-2試塊均未采取補(bǔ)強(qiáng)措施,A-1試塊壓塊時不施加側(cè)向約束,A-2試塊壓塊時施加側(cè)向約束；A-1試塊最終變形量12.000 mm,A-2試塊最終變形量25.330 mm,而且在側(cè)向約束施加后,試塊變形為單向變形。

2)對穿鋼筋施加及數(shù)量。A-2試塊與A-3試塊對比:A-2試塊與A-3試塊均施加側(cè)向約束,A-2試塊未采取對穿鋼筋補(bǔ)強(qiáng),A-3試塊施加9根對穿鋼筋；A-2試塊最終變形量25.330 mm,A-3試塊最終變形量17.220 mm,施加9根對穿鋼筋最終變形量減小32%。A-3試塊與A-4試塊對比:A-3試塊與A-4試塊均施加側(cè)向約束和對穿鋼筋，A-3試塊施加9根對穿鋼筋,A-4試塊施加4根對穿鋼筋；A-3試塊最終變形量17.220 mm,A-4試塊最終變形量18.210 mm,但是600 s和990 s時二者變化量相比較,A-3試塊變形量明顯小于A-4試塊。

由上可知,施加對穿鋼筋對抑制充填體表面變形作用顯著;施加9根對穿鋼筋與施加4根對穿鋼筋最終變形量基本相同,對穿鋼筋數(shù)量增多,對抑制充填體表面變形速度作用顯著。

3)施加鋼筋梯。A-3試塊與A-5試塊對比:A-3試塊與A-5試塊均施加側(cè)向約束和9根對穿鋼筋, A-3試塊未施加鋼筋梯,A-5試塊施加鋼筋梯；A-3試塊最終變形量17.220 mm,A-5試塊最終變形量0.355 mm。A-4試塊與A-6試塊對比:A-4試塊與A-6試塊均施加側(cè)向約束和4根對穿鋼筋, A-4試塊未施加鋼筋梯,A-6試塊施加鋼筋梯；A-4試塊最終變形量18.210 mm,A-6試塊最終變形量10.050 mm,施加鋼筋梯后表面位移量減小44.8%。

由此可知,施加鋼筋梯可使對穿鋼筋產(chǎn)生聯(lián)動支護(hù)效應(yīng),使充填體各部位變形相互約束、相互協(xié)調(diào),通過整體變形增大來減小局部變形量過大,避免局部發(fā)生劇烈破壞誘發(fā)的破壞擴(kuò)展。

4)鋼筋網(wǎng)施加。由于試塊受壓高度減小,鋼筋網(wǎng)發(fā)生彎曲觸頂位移檢測儀探針,因此示數(shù)不能準(zhǔn)確反映充填體變形量,但A-7試塊變形量一定程度上可以反映鋼筋網(wǎng)的作用。A-7試塊與A-3試塊相比,最終變形量減小64%。這說明鋼筋網(wǎng)的施加進(jìn)一步改善了充填體受力狀態(tài),對最易發(fā)生變形部位或者變形量較大部位起到抑制作用,破壞后試塊保持較高的完整度。

5)高度對比。A-7試塊與A-10試塊對比:A-7試塊與A-10試塊均施加側(cè)向約束、9根對穿鋼筋以及6個鋼筋梯, A-7試塊寬高比0.67∶1,A-10試塊寬高比1∶1；A-7試塊最終變形量6.090 mm,A-10試塊最終變形量4.640 mm,后者與前者相比,其變化量減小了23.8%。說明寬高比越大,充填體受壓越穩(wěn)定,變化量越小。

3.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1)側(cè)向約束。A-1試塊與A-2試塊對比:A-1試塊和A-2試塊均未采取補(bǔ)強(qiáng)措施,A-1試塊壓塊時不施加側(cè)向約束,A-2試塊壓塊時施加側(cè)向約束,二者應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖10。

圖10 A-1和A-2試塊應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖可知,A-1試塊強(qiáng)度極限為5.96 MPa,A-2試塊強(qiáng)度極限為5.76 MPa,達(dá)到峰值強(qiáng)度后,A-1試塊隨應(yīng)變的增加其應(yīng)力呈逐漸下降趨勢,且下降速度逐漸減小,殘余強(qiáng)度為1.71 MPa。A-2試塊呈現(xiàn)相似的規(guī)律,其殘余強(qiáng)度為2.2 MPa。這說明施加側(cè)向約束與否,對充填體強(qiáng)度影響不明顯,但施加側(cè)向約束改變了破壞形式,充填體殘余強(qiáng)度有所提高。

2)對穿鋼筋施加及數(shù)量。A-2試塊、A-3試塊、A-4試塊對比:三者均施加側(cè)向約束,A-2試塊未采取補(bǔ)強(qiáng)措施,A-3試塊施加9根對穿鋼筋,A-4試塊施加4根對穿鋼筋,三者應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖11。

圖11 A-2、A-3、A-4試塊應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖可知,A-3試塊強(qiáng)度極限為7.72 MPa,A-4試塊強(qiáng)度極限為6.83 MPa,與A-2相比強(qiáng)度分別增加了34%和15.6%。A-3試塊殘余強(qiáng)度為5.78 MPa,A-4試塊殘余強(qiáng)度為4.78 MPa,與A-2相比殘余強(qiáng)度分別增加了61.9%和53.9%。這說明施加對穿鋼筋提高了充填體的強(qiáng)度極限,尤其是殘余強(qiáng)度的提高更為顯著。

3)施加鋼筋梯。A-3試塊與A-5試塊、A-4試塊與A-6試塊對比:四者均施加側(cè)向約束,A-5試塊與A-6試塊施加了鋼筋梯,A-3試塊和A-4試塊未施加鋼筋梯,四者應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖12。

圖12 A-3、A-4、A-5、A-6試塊應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖12可知,A-3試塊與A-5試塊強(qiáng)度極限相同,均為7.72 MPa, A-5試塊殘余強(qiáng)度為7.21 MPa,比A-3殘余強(qiáng)度提高24.7%。A-4和A-6試塊強(qiáng)度極限分別為6.83 MPa和7.12 MPa,兩者差異較小。A-6試塊殘余強(qiáng)度為5.98 MPa,比A-4殘余強(qiáng)度提高25.1%,殘余強(qiáng)度提高較大。這說明鋼筋梯的施加對充填體的強(qiáng)度極限影響不大,但對殘余強(qiáng)度的提高效果顯著。

4)施加鋼筋網(wǎng)。A-5試塊與A-7試塊、A-6試塊與A-8試塊對比:四者均施加側(cè)向約束,均施加對穿鋼筋,A-7試塊與A-8試塊施加了鋼筋網(wǎng),A-5試塊和A-6試塊未施加鋼筋網(wǎng),四者應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖13。

圖13 A-5、A-6、A-7、A-8試塊應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖可知,A-7試塊與A-5試塊的強(qiáng)度極限分別為8.52 MPa和7.72 MPa,前者的殘余強(qiáng)度為8.04 MPa,比后者提高了11.5 %。A-8試塊與A-6試塊的強(qiáng)度極限分別為6.81 MPa和7.12 MPa,前者的殘余強(qiáng)度為6.32 MPa,比后者提高了5.6 %。這說明鋼筋網(wǎng)的施加對充填體的強(qiáng)度極限影響不大,但是對殘余強(qiáng)度的提高有一定的作用,殘余強(qiáng)度可提高約5%～12%。

4 發(fā)泡改性試驗

發(fā)泡劑摻入可以提高材料的膨脹率,有利于充填體接頂,隔絕采空區(qū)瓦斯,及時支撐頂板,減小頂板離層[27-28]。為方便現(xiàn)場應(yīng)用,采用固態(tài)發(fā)泡劑,同時由于雙液混合之后漿液黏度迅速增大,能夠快速包裹氣泡,這要求發(fā)泡材料具有較快的發(fā)泡速率,結(jié)合已有研究成果最終確定采用鋁粉作為發(fā)泡材料。

4.1 試驗設(shè)計

A組分基本為中性,B組分呈堿性,設(shè)計16組實驗,分別在0.8∶1、1.0∶1、1.2∶1、1.5∶1水灰質(zhì)量比條件下,在A中分別加入0%、0.06%、0.1%、0.2%的鋁粉(質(zhì)量分?jǐn)?shù)),測試其不同水灰質(zhì)量比條件下的膨脹率以及各個齡期強(qiáng)度,試驗設(shè)計見表4。

表4 發(fā)泡改性試驗設(shè)計

4.2 試驗結(jié)果分析

各組發(fā)泡試驗得到的強(qiáng)度如表5所示。

表5 發(fā)泡改性試驗結(jié)果

試驗結(jié)果表明,隨鋁粉發(fā)泡劑摻量增大,膨脹率逐漸升高,強(qiáng)度逐漸降低,1.5∶1水灰質(zhì)量比條件下,膨脹率0～25.15%可調(diào)。

現(xiàn)場充填施工中,部分充填體可能不完全接頂,間距約為30～50 mm,將鋁粉在最后剩余兩桶材料時加入,兩桶材料在充填袋內(nèi)的充填高度為323 mm,則需要材料膨脹率為:

γ=l/h.

(1)

式中,γ為膨脹率;l為充填體與頂板的間距，mm;h為充填高度，mm。

由上式計算可得膨脹率9.29%～15.5%,因此,當(dāng)鋁粉發(fā)泡劑摻量為0.2%時能夠滿足膨脹率的需求。

5 可壓縮性改性試驗

加入發(fā)泡劑的目的主要是增大材料孔隙率,提高材料的可壓縮性,但是加入單一發(fā)泡劑可導(dǎo)致材料強(qiáng)度過低,受壓到一定程度容易開裂。相關(guān)研究表明,在材料中加入聚丙烯纖維,可以改變材料內(nèi)部組織結(jié)構(gòu),通過增強(qiáng)材料內(nèi)部連接性提高材料的延展性,使材料發(fā)生較大變形仍不致碎裂[29-31]。

5.1 試驗設(shè)計

試驗共設(shè)計8組,固定A中鋁粉摻量質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.2%,B中不加鋁粉,分別試驗水灰質(zhì)量比為1.2∶1和1.5∶1的條件下,纖維摻量質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0%、0.4%、0.8%、1.2%時材料的膨脹率、各齡期強(qiáng)度以及壓縮率,試驗設(shè)計見表6。

表6 可壓縮性試驗設(shè)計

5.2 試驗結(jié)果分析

試驗結(jié)果如表7所示。

表7 可壓縮性試驗設(shè)計

實驗結(jié)果表明,隨著纖維摻量的增加,壓縮率逐漸增大,但是對試塊的強(qiáng)度影響不大。1.5∶1水灰質(zhì)量比條件下,發(fā)泡劑摻量0.2%,壓縮率28%～50%可調(diào)。現(xiàn)場充填施工中,根據(jù)現(xiàn)場觀測基本頂回轉(zhuǎn)下沉期間的頂板下沉量為160～200 mm,將鋁粉、纖維在最后剩余兩桶材料時加入,兩桶材料在充填袋內(nèi)的充填高度為323 mm,則材料膨脹后高度可由下式計算:

h1=h0×(1+γ).

(2)

式中,h1為材料膨脹后的高度，mm;h0為充填高度,mm;γ為膨脹率。

計算可知材料膨脹后的高度為400 mm,所需材料壓縮率可確定為40%～50%,因此,纖維摻量0.8%可以滿足工程需求。

從以上試驗結(jié)果,綜合考慮試塊的強(qiáng)度、膨脹率、可壓縮量從而得出最佳的試驗配比:1.5:1水灰質(zhì)量比條件下,發(fā)泡劑摻量0.2%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)),纖維摻量0.8%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，壓縮率可以達(dá)到40%,在頂板“回轉(zhuǎn)下沉”的過程中可以起到一定的讓壓作用。

從現(xiàn)場留巷效果來看,正常充填留設(shè)階段,充填體大部分鼓出變化量都不大,在100～200 mm之間,且屬于“漸變”逐漸鼓出,并沒有發(fā)生整體突然碎裂完全喪失承載能力的現(xiàn)象,并且破碎鼓出多發(fā)生在充填體表面300 mm范圍,內(nèi)部仍完整,留巷效果見圖14。

圖14 留巷效果

6 結(jié)論

1)充填支護(hù)材料為干粉狀,分為A型和B型,材料單液性能穩(wěn)定,單液靜置存放2 h以內(nèi)不發(fā)生離析泌水,24 h內(nèi)不凝固,可實現(xiàn)遠(yuǎn)距離泵送;雙液混合后,5～10 min失去流動性,20～30 min固化,結(jié)石率100%,該材料具有良好的工程性能。

2)通過強(qiáng)度改性試驗,得出充填墻體的最優(yōu)補(bǔ)強(qiáng)加固方案為:施加9根對穿鋼筋,6個鋼筋梯以及2片鋼筋網(wǎng),進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固后,與裸試塊相比,其強(qiáng)度極限可提高61.9%,表面位移量可減小75.9%。

3)試驗得到材料的最佳韌性添加劑配比:采用鋁粉和聚丙烯纖維,1.5∶1水灰質(zhì)量比條件下,發(fā)泡劑摻量0.2%,纖維摻量0.8%,膨脹率可達(dá)25.15%,壓縮率最大可以達(dá)到50%。材料的發(fā)泡及可壓縮特性起到了充填過程中主動接頂,在頂板“回轉(zhuǎn)下沉”的過程中充填墻體具有讓壓的作用。