離子型稀土礦體強度特性試驗研究

王洪丁，王觀石，2，邱高磊，羅嗣海

（1.江西理工大學建筑與測繪工程學院，江西贛州341000；2.江西理工大學工程研究院，江西贛州341000）

離子型稀土礦體強度特性試驗研究

王洪丁1，王觀石1，2，邱高磊1，羅嗣海1

（1.江西理工大學建筑與測繪工程學院，江西贛州341000；2.江西理工大學工程研究院，江西贛州341000）

為研究離子型稀土礦體的抗剪強度特性，基于GDS非飽和三軸試驗系統，對江西龍南地區典型的離子型稀土重塑礦體開展飽和三軸剪切試驗和控制吸力的非飽和三軸剪切試驗。研究發現：離子型稀土飽和礦體的應力-應變關系呈弱軟化型，稀土礦物顆粒的黏聚力對抗剪強度貢獻較小，礦體的抗剪強度主要由礦物顆粒之間的摩阻力承擔；非飽和礦體的抗剪強度對基質吸力的變化較為敏感，隨著基質吸力增大，吸附強度呈非線性增加，應力-應變關系由硬化型逐漸轉變為弱軟化型，非飽和礦體的的抗剪強度有所提高，而基質吸力的內摩擦角φb呈非線性減小，表明基質吸力對非飽和礦體抗剪強度的貢獻是有限的；利用乘冪函數對基質吸力與吸附強度的關系進行擬合，據此提出適合龍南類型離子型稀土非飽和礦體的抗剪強度公式和有效應力表達式。

離子型稀土礦；基質吸力；三軸試驗；應力-應變關系；抗剪強度

離子型稀土礦（又稱為風化殼淋積型稀土礦），是1969年在我國江西省首先被發現的一種新型外

生稀土礦［1］。該類型稀土原礦呈黃、淺紅或白色松散的砂土混合物，礦石成分主要為黏土礦物、石英砂和造巖礦物長石，其中黏土礦物含量約占40%～70%，主要有埃洛石、伊利石、高嶺石和極少量蒙脫石［2］。目前，原地浸析采礦工藝已在離子型稀土礦中得到廣泛應用，取得了巨大經濟效益和良好的社會環境效益［3］。同時，原地浸礦過程也使稀土礦山長期處于非飽和-飽和的過渡狀態，而黏土礦物中的蒙脫石、伊利石或伊利石與蒙脫石組成的混層極易發生遇水膨脹、分散等物理化學作用［4］，加之原地浸礦過程會發生離子交換和微顆粒遷移［5］，離子交換反應酸蝕礦體，滲透力作用下的微顆粒遷移改變礦體微結構，以上因素共同作用使得礦體結構極為敏感，強度特性較一般土體更為復雜。而離子型稀土礦的強度是其抵抗剪切破壞能力的度量，礦山邊坡是否產生裂縫、滑坡都由礦體強度控制，其強度指標也是邊坡穩定性分析和礦區工程安全建設的重要參考參數，是離子型稀土綠色開發和礦區生態環境治理中不容忽視的重要環節，因此研究離子型稀土礦體在非飽和-飽和狀態下的強度特性極為必要。

非飽和礦體強度特性既包含飽和礦體強度的共性，又有區別于飽和礦體強度的獨特性質。不僅受礦物組成、結構、密度、應力路徑的影響，還與礦體含水量密切相關［6］，含水量的變化直接影響非飽和土的一個重要指標-基質吸力［7］。大量試驗研究表明，由基質吸力產生吸附強度形成的表觀黏聚力包含于總黏聚力之中，并隨礦體含水量的變化而變化，直至礦體接近飽和時完全消失［8］。目前有兩類非飽和強度公式已得到巖土界廣泛認可。一類是Bishop在Terzaghi有效應力原理基礎上提出的單應力變量非飽和土抗剪強度公式；另一類是Fredlund等提出的雙應力狀態變量公式。二者都包含了由基質吸力產生的吸附強度，表達式如下所述。

Bishop（1960）非飽和土抗剪強度公式［9］，見式（1）。式中：τf為非飽和抗剪強度；c'和φ'分別為非飽和有效黏聚力和有效內摩擦角；σ為總應力；ua為孔隙氣壓力；uw為孔隙水壓力；χ是與飽和度有關的有效應力參數，其值介于0和1之間，飽和度為0時χ= 0，飽和度為1時χ=1；（σ-ua）為凈法向應力；（uauw）為基質吸力。

Fredlund等（1978）提出的非飽和土抗剪強度公式［10］，見式（2）。

式中，φb為隨基質吸力變化的內摩擦角。

此外，國內許多學者通過大量的試驗研究，也提出了多種適用于不同類型非飽和土的抗剪強度公式。

盧肇鈞等提出了非飽和膨脹土抗剪強度公式［11］，見式（3）。

式中：m為膨脹力的有效系數；ps非飽和土的膨脹力。

繆林昌等提出了雙曲線抗剪強度公式［12］，見式（4）。式中：us為基質吸力；a為試驗參數；pat為標準大氣壓力。

本文通過開展室內飽和三軸和控制吸力的非飽和三軸剪切試驗，以現有的非飽和土抗剪強度理論為基礎，分析離子型稀土礦在不同吸力狀態下的應力-應變關系以及基質吸力對礦體強度的影響，并通過函數關系式擬合，提出適合龍南類型離子型稀土非飽和礦體的抗剪強度公式，研究成果可為離子型稀土礦力學性質的研究和邊坡穩定性分析提供參考。

1 試驗方案

試驗儀器為英國GDS公司研制生產的標準非飽和土三軸試驗儀，該設備既可測試非飽和土抗剪強度也可測試飽和土抗剪強度。儀器主要由三軸壓力室、加壓系統、量測與數據采集系統組成。加壓系統可以提供軸力、圍壓、反壓（氣）和反壓（水）；量測與數據采集系統包括孔隙水壓力量測系統、孔隙氣壓力量測系統、體積變化量測系統、荷重傳感器和線性位移傳感器，數據采集板和轉換器用于數據采集和實驗控制的GDSLAB模塊軟件，所有量測數據均由計算機自動采集［13］。

試驗礦樣取自江西省龍南縣足洞稀土礦區，取樣深度為2～4m。礦樣特征為棕黃色，土質均勻，粗顆粒含量極少，表面含有少量石英砂，密度1.67g/cm3，天然含水量16.21%，孔隙比0.88，土粒相對密度2.72，滲透系數1.6×10-5m/s，粒度成分如表1所示。根據《工程地質手冊》（第四版）土的分類標準，判定該礦區離子型稀土為砂質黏性土。

試驗采用擊樣法制備直徑為50mm，高度為100 mm的試樣，共制備6個試樣，均分為兩組，第

一組試樣含水量為30%，另一組試樣含水量為20%。為使試樣盡可能接近原礦狀態，分5層進行擊實，擊實后試樣干密度為1.45g/cm3。依據《土工試驗規程》（SL237-1999）的規定，同一組試樣含水量差值控制在2%以內，干密度差值小于0.03g/cm3。試驗前先將試樣用橡皮膜密封后放入養護缸內養護24h，以保證試樣含水量的穩定和均勻。根據試驗目地的不同，三軸剪切試驗分為兩階段進行，含水量為30%的一組試樣進行飽和固結排水剪切試驗，利用GDSLAB中高級加載模塊，測試礦樣飽和狀態下的有效應力強度指標c'和φ'。試驗按照《土工試驗規程》（SL237-1999）飽和三軸試驗中的固結排水剪切方法進行，三級圍壓分別設定為100k Pa、200k Pa和300k Pa，剪切速率為0.01mm/min。含水量為20%的另一組試樣進行非飽和固結排水三軸試驗，利用GDSLAB中4D非飽和土應力路徑模塊測試礦樣在相同凈法向應力、不同吸力狀態下強度變化特性。試樣控制條件見表2。為避免試樣在含水量較低狀態下，負孔隙水壓力過高，水分汽化影響孔隙水壓力測量精度，試驗時采用軸平移技術控制吸力。

表1 礦體的粒度成分

表2 非飽和三軸試樣控制條件

圖1 三軸試驗應力路徑

圖2 飽和試樣三級圍壓下的應力-應變曲線

圖3 飽和礦樣強度包線

非飽和三軸試驗過程的應力路徑如圖1所示，可見每個試樣都要經歷脫濕（O→A、O→A'、O→A″）、常吸力固結（A→B、A'→B'、A″→B″）和常吸力剪切（B→C、B'→C'、B″→C″）3個階段。其中吸力平衡、常吸力固結階段采用軸向應力控制的試驗方式，常吸力下的剪切階段采用軸向應變控制的試驗方式，剪切時的應變速率為0.118 mm/h。

2 試驗結果及分析

2.1 飽和礦樣固結排水剪切試驗結果

圖2為飽和礦樣在固結排水剪切試驗下的應力-應變曲線。由圖2可知，飽和礦樣在100k Pa、200k Pa、300kPa三級圍壓下的應力-應變關系相類似。在初始階段應力隨應變的增加迅速增大，達到峰值后，隨著應變的繼續增加，應力開始緩慢降低，最后趨于穩定，呈弱軟化型，破壞模式為脆性破壞。圍壓對飽和礦樣的破壞形式影響較小，但礦樣的強度隨圍壓的增加有所提高，說明圍壓對飽和礦樣的強度有很大影響。取（σ1-σ3）的峰值，繪制強度包線，如圖3，可得飽和礦樣的抗剪強度參數：c'= 6.8k Pa、φ'=21.68°。由此可看出，該類型的離子型稀土飽和礦體的礦物顆粒之間的黏聚力較小，礦體的抗剪強度主要由顆粒之間的摩阻力承擔。

2.2 非飽和礦樣三軸試驗結果

各非飽和試樣在表2控制條件下進行剪切試驗，最終的穩定壓力值如表3所示。由表3可知，在凈圍壓相同的條件下，3個試樣達到目標吸力的平衡過程均為脫濕過程，表明試樣的初始吸力均低于目標吸力值。圖4表示試樣在基質吸力平衡過程中含水量隨時間的變化情況。顯然，在初始含水量相同的條件下，要達到的目標吸力值越高，試樣的排水量越多，平衡時間也越長，試樣在吸力平衡階段的排水速率由快變緩，最后達到穩定。

表3 試樣壓力平衡值

圖4 含水量隨時間變化曲線

Drumurigh［14］、Rohm［15］研究發現c'、φ'值與吸力無關，即不同吸力狀態下的c'、φ'值是相同的。繆林昌等通過控制吸力的非飽和膨脹土三軸試驗也得到了與Drumurigh、Rohm一致的結論。應用該結論，只需對不同吸力狀態的3個試樣，在凈法向應力為100 k Pa的條件下進行常吸力剪切試驗，得到相應吸力狀態下的莫爾應力圓，再利用飽和固結排水剪得到的φ'值，確定該莫爾應力圓的切線，它與τ-us平面的交點即為該吸力狀態下的總黏聚力ctotal，ctotal與c'的差值即為吸附強度τs，如圖5所示。

控制礦樣的吸力分別為39.11 k Pa、78.69 kPa、159.72 k Pa，在凈法向應力（σ-ua）為100 k Pa條件下的剪切結果如圖6所示。由圖6（a）可知，在凈法向應力相同的條件下，吸力越大，礦樣產生相同應變時，需要施加的偏應力也越大，即礦樣強度有所提高。而在較低吸力狀態下，非飽和礦樣的應力隨應變的增加不斷增加，應力-應變曲線沒有出現明顯的峰值，呈硬化型，隨著基質吸力的增大，礦樣的應力-應變關系逐漸轉變為弱軟化型，破壞模式由塑性破壞逐漸轉變為脆性破壞。在應力達到穩定后，不同吸力的礦樣殘余強度相差不大，此時基質吸力對礦體強度的影響可以忽略不計。根據以上試驗結果，可得到不同吸力狀態下礦樣的莫爾-庫倫強度包線如圖6（b）所示。

圖5 擴展的Mohr-Coulomb破壞包面

圖6 非飽和試樣三軸試驗結果

表4給出了不同吸力狀態下礦樣的飽和度、總黏聚力、吸附強度以及計算得到的φb值。其中us= 0對應的狀態參數和強度指標為飽和三軸試驗得出的結果。

從表4可以看出，該類型離子型稀土礦吸附強度隨基質吸力的增大而提高，但由于不同吸力下的φb值不同，二者呈現非線性的的關系。當礦樣處于較小的吸力狀態時，φb與有效內摩擦角φ'十分接近，

但當礦樣的吸力增大時，φb的值會逐漸減小。這主要是因為礦物顆粒接觸點周圍的孔隙水面積會直接影響吸力對非飽和礦體抗剪強度的貢獻。當基質吸力較小時，礦體接近飽和狀態，礦物顆粒接觸點周圍的孔隙水面積與礦體飽和時礦物顆粒接觸點周圍的孔隙水面積幾乎相等，這時吸力對抗剪強度的貢獻等同于凈法向應力對強度的貢獻，即φb=φ'。隨著吸力增加，礦體飽和度降低，使得礦物顆粒接觸點周圍的孔隙水面積小于礦體飽和時礦物顆粒接觸點周圍的孔隙水面積，吸力對抗剪強度的貢獻下降，φb＜φ'。相應地，吸附強度的增長速率就會逐漸降低，即吸力越大對吸附強度的影響程度越小，表明吸力對抗剪強度的貢獻是有限的。這與Drumurigh和Rohm的研究結果是相符合的。

礦樣飽和度對φb的大小有直接影響，φb隨礦樣飽和度的降低而減小，在飽和度大于36.84%的范圍內，φb隨礦樣飽和度的降低減小很慢，而當礦樣飽和度低于36.84%時，φb隨礦樣飽和度的降低迅速減小，表明φb對礦體在較低飽和度下的變化有較高敏感性，此時飽和度的微小變化都會引起φb值的較大改變，使吸附強度發生變化，說明非飽和礦體的吸附強度是不穩定、不可靠的。

表4 試樣狀態參數和強度指標

圖7 吸力與吸附強度關系

以吸附強度的對數lgτs為縱坐標，基質吸力的對數lg us為橫坐標，點繪于雙對數坐標上，見圖7，發現各點之間近似在一條直線，通過線性擬合得到吸附強度隨基質吸力變化的方程見式（5）。

由此建立吸力與吸附強度關系式，見式（6）。

式中，k和a為試驗參數。

從而非飽和抗剪強度可表達為式（7）。

對于龍南地區離子型稀土礦體，k=2.57，a =0.5。

則式（7）可表示為式（8）。

式（8）可認為是莫爾-庫倫強度公式的延伸，據此可將非飽和有效應力公式表示為式（9）。

3 結 論

本文通過飽和三軸試驗和控制吸力的非飽和三軸試驗研究了龍南地區離子型稀土礦體不同吸力狀態下的強度特性，得到以下結論。

1）飽和礦體在三級圍壓下的應力-應變關系呈弱軟化型，破壞模式為脆性破壞。試驗測得抗剪強度參數：c'=6.8k Pa、φ'=21.68°，表明稀土礦物顆粒之間的黏聚力對強度貢獻較小，礦體的抗剪強度主要由礦物顆粒之間的摩阻力承擔。

2）非飽和礦體的的抗剪強度對基質吸力的變化較為敏感，隨著基質吸力的增大，非飽和礦體的吸附強度呈非線性增加，應力-應變關系由硬化型逐漸轉變為弱軟化型，非飽和礦體的的抗剪強度有所提高，而基質吸力的內摩擦角φb呈非線性減小，表明基質吸力對非飽和礦體的貢獻是有限的。

3）龍南類型離子型稀土非飽和礦體的抗剪強度公式可表示為式（7）。

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Research into strength characteristics for ion-adsorption rare-earth ore

WANG Hong-ding1，WANG Guan-shi1，2，QIU Gao-lei1，LUO Si-hai1
（1.School of Architectural and Surveying&Mapping Engineering，Jiangxi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，China；2.Institute of Engineering and Research，Jiangxi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，China）

In order to study the strength characteristics of ion-adsorption rare-earth ore，saturated triaxial test and unsaturated triaxial test of controlling matric suction were carried on typical ion-adsorption rare-earth remoulded ore in Long nan of Jiang xi，based on GDS unsaturated triaxial test system，the experimental research have shown that the stress-strain relation of saturated ore body are weak strain softening，cohesion of rare earth mineral particles contributed slightly to shear strength，the shear strength is mainly borne by the frictional resistance.The shear strength of unsaturated ore body has a large sensitivity with matric suction，suction strength increases nonlinearly with increase of matric suction，the stress-strain relation changes from hardening type into weak softening type，shear strength of unsaturated ore body increases，internal friction angle of matric suction decreases nonlinearly，it shows that contribution of matric suction to the shear strength of unsaturated ore body is limited.By using power function to fit the relation between matric suction and suction strength，the shear strength formula for ion-adsorption rare-earth unsaturated ore body of Long nan and effective stress formula were proposed.

ion-adsorption rare-earth ore；matric suction；triaxial test；stress-strain relation；shear strength

TU45

A

1004-4051（2016）09-0136-04

2016-04-11

國家自然科學基金資助項目資助（編號：51264008）；江西省自然科學基金資助（編號：20151BAB206023；20133ACB20003）；江西省教育廳科技落地計劃項目資助（編號：KZLD 14042）；江西省研究生創新專項資金項目資助（編號：YC2015-S287）。

王洪丁（1991-），男，碩士研究生，主要從事土力學方面的研究。E-mail：18379788556@163.com。

王觀石（1977-），男，博士，副教授，主要從事巖體動力學和滲流力學方面的研究。E-mail：wgsky010@126.com。