Mechanical Properties and Energy Evolution Laws of High-Sulfur Unclassified Tailings Backfill Under Uniaxial Compression

Xinglin HUANG; Gaili XUE; Yuxia GUO; Feipeng XU; Junyu WANG; Yao MENG; Xuechun LI

doi:10.11872/j.issn.1005-2518.2026.03.335

2026 , Vol. 34 >Issue 3: 730 - 742

DOI: https://doi.org/10.11872/j.issn.1005-2518.2026.03.335

Mining Technology and Mine Management

Mechanical Properties and Energy Evolution Laws of High-Sulfur Unclassified Tailings Backfill Under Uniaxial Compression

Xinglin HUANG ^,¹ ,
Gaili XUE ¹ ,
Yuxia GUO ^,¹^,² ,
Feipeng XU ¹ ,
Junyu WANG ¹ ,
Yao MENG ¹ ,
Xuechun LI ¹

Expand

^1. College of Mining Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, Shanxi, China
^2. Shanxi Province Coal-Based Resources Green and Efficient Development Engineering Research Center, Taiyuan 030024, Shanxi, China

Received date: 2025-11-14

Revised date: 2026-01-28

Online published: 2026-07-10

Copyright

Fold

Abstract

In response to the issue of the mechanical properties of high-sulfur tailings cemented filling materials deteriorating easily, this study developed a slag-based high-sulfur tailings cemented filling body using high-sulfur full tailings sourced from a specific metal mine, along with cement and blast furnace slag as raw materials. The study employed uniaxial compression tests to investigate the stress-strain response, energy evolution, failure mode, and intensity fitting relationship of the filling body. Additionally, scanning electron microscopy(SEM) was utilized to characterize its microstructural features. The research examined the effects of three variables cement sand ratios, slurry concentration, and curing age on the performance of the filling body. The findings indicate that when the cement sand ratio exceeds 1∶6, the compressive strength of the filling body improves with an increase in the cement sand ratio, slurry concentration, and curing age. Notably, the cement sand ratio exerts the most significant influence. When the cement sand ratio is ≤1∶6 and the curing period is extended from 28 to 60 days, a decline in strength is observed, attributable to the oxidative erosion of sulfur components. The peak strain diminishes with reductions in both the slag-to-sand ratio and slurry concentration. The failure mode of the filling material predominantly exhibits tensile failure. Energy analysis reveals that as the slag-to-sand ratio and slurry concentration decrease, there is a weakening in peak pre-energy storage capacity, and the proportion of dissipated energy during the failure phase increases. Through fitting analysis of the three factors and strength, the logarithmic model fitting demonstrates superior efficacy, with the sensitivity of strength to these factors ranked as follows: cement sand ratiocuring ageslurry concentration. Scanning Electron Microscopy(SEM) analysis indicates that the formation of calcium silicate hydrate(C-S-H) gel and ettringite(AFt) crystals enhances structural density. However, excessive precipitation of expansive hydration products under prolonged curing conditions induces microcrack expansion, leading to strength deterioration. The research results can provide a reference for the selection of ratio parameters of slag-based high-sulfur tailings cemented filling materials.

Key words： high-sulfur unclassified tailings sand; cement sand ratio; slurry solids concentration; uniaxial compressive strength; energy evolution; destructive mode

Cite this article

Xinglin HUANG , Gaili XUE , Yuxia GUO , Feipeng XU , Junyu WANG , Yao MENG , Xuechun LI . Mechanical Properties and Energy Evolution Laws of High-Sulfur Unclassified Tailings Backfill Under Uniaxial Compression[J]. Gold Science and Technology, 2026 , 34(3) : 730 -742 . DOI: 10.11872/j.issn.1005-2518.2026.03.335

随着矿产资源开采强度的不断提高，采矿活动产生了大量高硫尾砂，而高硫尾砂的堆存不仅占用土地资源，还可能因硫化物（如黄铁矿）氧化导致酸性矿山排水问题，对生态环境构成严重威胁（杨晓炳等，2022；He et al，2024；李振国等，2025）。胶结充填技术因其兼具尾砂固废处置与采空区稳定化的双重优势，不仅能够提高尾砂利用效率，还能够降低矿区生产成本，已成为金属矿山绿色开采的重要研究方向（Zhao et al，2020；熊艳碧等，2025；张敏哲等，2025）。

现有研究与工程实践表明，充填体的力学性能直接关系到充填系统的安全性和稳定性，其受灰砂比、料浆浓度、养护龄期、尾砂粒级和胶凝材料性质等多个因素的影响。学者们围绕充填体力学性能影响因素开展了大量研究，从不同角度阐明了配比参数和养护条件对充填体力学性能的控制机制，为充填材料配比优化提供了实验和理论依据（郭进平等，2019；魏晓明等，2020；李永密等，2024；张耀平等，2025；王丽红等，2026）。针对含硫尾砂的特殊工程背景，研究人员比较了含硫与脱硫尾砂充填体的力学响应特征，揭示了固化时间与灰砂比对强度发展的敏感性差异，为认识含硫与脱硫尾砂充填体的强度差异性和演化规律提供了有益参考（文瑶等，2025）。然而，高硫尾砂中的活性硫组分会影响胶凝材料的水化过程，在其长期侵蚀作用下最终影响充填体的稳定性（姜关照等，2017；朱艳艳等，2023；李文臣等，2024）。已有研究表明，含硫充填体的长期劣化还与膨胀性产物生成密切相关（邵亚建，2016；刘浪等，2018；占飞等，2018）。为改善含硫充填体性能，学者们围绕缓凝调控、碱性环境调控、纤维增强和矿物掺合料改性等进行探索，并取得了一定成效（程纬华等，2019；Koc et al，2023；尹升华等，2023；He et al，2024）。

总体来看，现有研究为充填体强度调控及含硫尾砂利用提供了重要理论与技术基础，但多数研究以普通尾砂或低硫尾砂为对象，缺乏对高硫全尾砂与矿渣基复合胶凝体系相结合的系统研究；其次，对于高硫全尾砂条件下多关键参数对充填体力学性能的协同作用及其内在机制缺乏系统认识；同时，从宏观力学响应与微观结构演化相结合的角度来看，对矿渣基高硫尾砂胶结充填体开展的研究仍较为有限，这在一定程度上制约了高硫尾砂胶结充填技术的工程推广与参数优化。

基于此，本研究以新疆某铜矿高硫全尾砂、水泥和高炉矿渣作为原材料，系统研究灰砂比、料浆浓度和养护龄期对矿渣基高硫全尾砂胶结充填体力学性能、能量演化和微观结构的影响规律。研究成果可为高硫尾砂充填材料配比设计和工艺参数优化提供科学依据，从而降低充填成本，提升充填体稳定性。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

试验所用高硫尾砂和水泥均取自新疆某铜矿。为防止细颗粒尾砂流失和活性硫化物氧化，取回的尾砂经风干、碾碎和烘干处理后密封储存。胶凝材料为M37.5水泥和高炉矿渣。此外，使用市政用水作为搅拌用水来配置矿渣基高硫全尾砂胶结充填体样品。图1所示为原材料实物图。

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图1 原材料实物图

Fig. 1 Physical diagram of raw materials

采用激光粒度分析仪测试材料的粒度分布。尾砂、水泥和高炉矿渣的粒度分布曲线如图2所示。尾砂的比表面积为290.2 m²/kg，其平均粒径（d ₅₀）为67.2 μm，一致性为1.767，表明颗粒粒径分布较为分散，细颗粒含量较高。进一步基于粒度累积分布曲线计算得到，尾砂的不均匀系数C _u为15.01，说明其粒径分布范围较宽；曲率系数C _c为0.65，偏离理想级配（1~3）的范围，说明尾砂粒度分布以细颗粒为主，级配连续性较差，具有典型的全尾砂特征。水泥的比表面积为1107 m²/kg，平均粒径（d ₅₀）为19.5 μm。高炉矿渣的比表面积为1 772 m²/kg，平均粒径（d ₅₀）为10.1 μm。使用X射线衍射分析（XRD）对材料进行物相分析可知，尾砂的主要硫化物相是黄铁矿（FeS₂），而水泥和高炉矿渣的矿物相主要为石英和方解石。表1所示为各原材料的化学成分。尾砂中SO₃含量高达29.19%，SiO₂、Fe₂O₃和Al₂O₃含量分别为30.00%、23.28%和7.60%。水泥和高炉矿渣CaO含量最高，分别为55.63%和42.78%。

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图2 原材料的粒度分布及XRD图谱

Fig. 2 Particle size distributions and XRD patterns of raw materials

表1 原材料的化学成分

Table 1 Chemical composition of raw materials（%）

原料	SiO₂	Fe₂O₃	Al₂O₃	CaO	SO₃
尾砂	30.00	23.28	7.60	2.26	29.19
水泥	17.57	3.58	4.55	55.63	2.67
高炉矿渣	27.89	0.47	9.51	42.78	1.87

1.2 试样配比方案与制备

为最大限度地利用高炉矿渣，本研究将水泥与高炉矿渣配比（质量分数比）设置为3∶7。尾砂与胶凝材料（水泥与高炉矿渣）配比分别为1∶3、1∶4、1∶6和1∶8，料浆质量浓度（固体物质质量占料浆总质量的百分比）分别为68%、70%和72%，试验组别编号为B-1~B-12，如表2所示。

表2 试验方案设计

Table 2 Experimental scheme design

试验编号	灰砂比	料浆浓度/%	试验编号	灰砂比	料浆浓度/%
B-1	1∶3	68	B-7	1∶6	70
B-2	1∶4	68	B-8	1∶8	70
B-3	1∶6	68	B-9	1∶3	72
B-4	1∶8	68	B-10	1∶4	72
B-5	1∶3	70	B-11	1∶6	72
B-6	1∶4	70	B-12	1∶8	72

整个试样的制备过程严格按照《金属非金属矿山充填工程技术标准》（GB/T51450-2022）进行操作，图3所示为试验制备流程图。按照表2中的配比，将高硫尾砂、水泥和高炉矿渣均匀混合并与水充分搅拌后，浇注入50 mm×100 mm的圆柱形模具中，制备高硫全尾砂胶结充填体。将制备的样品试样置于恒温（20±3 ℃）、恒湿（90%±3%）的养护箱中养护2 d后进行脱模，再放入养护箱中养护到14 d、28 d和60 d的养护龄期。

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图3 试验制备流程图

Fig. 3 Flow chart of the experimental preparation

1.3 试验方法

（1）单轴抗压强度测试。采用单轴无侧限抗压强度（Unconfined Compression Strength，UCS）来分析充填体在不同灰砂比、料浆浓度和养护龄期的力学性能。固定负荷加载速率为0.05 kN/s。计算机采集系统能够记录整个加载过程中的载荷和位移数据。当测试样品形成清晰的剪切平面且峰值强度已经被调动时，轴向载荷自动终止。在实验室中，每组至少测试3个样品，并按照《金属非金属矿山充填工程技术标准》（GB/T51450-2022）取其试验后UCS平均值或中间值。

（2）XRD测试。使用X射线衍射仪对单轴压缩并经处理后的试样进行测试，分析不同充填体的矿物成分。2θ为5°~80°，扫描比为2 °/min。

（3）扫描电镜。采用扫描电子显微镜（SEM）探究充填体的微观形貌，揭示试件内部结构与强度之间的联系。观察前，用碳喷雾对测试样品的表面进行2次处理，从而增强SEM样品的导电性。然后，将制备的样品放入真空室中并抽真空，以提高图像质量。

2 结果与讨论

2.1 单轴压缩试验结果分析

图4所示为矿渣基高硫全尾砂充填体在养护14 d、28 d和60 d时的单轴抗压强度测试结果。由图4可以看出，当养护龄期为14 d，料浆浓度为68%时，随着灰砂比的增大，充填体的UCS值分别为1.04，1.24，3.10，3.43 MPa。随着料浆浓度的增加，在相同灰砂比条件下充填体的强度逐渐提高。当灰砂比和料浆浓度较高时，水泥和高炉矿渣用量高，试件内部密实且具有较高的胶结强度（高绮等，2024）。

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图4 不同养护龄期充填体单轴抗压强度

Fig. 4 Uniaxial compressive strength of backfill at different curing ages

当养护龄期为28 d时，不同配比的充填体试件强度均提高。随着养护龄期增加至60 d，灰砂比分别为1∶6和1∶8的试件强度降低。此时，在低灰砂比条件下，尾砂占比高，硫含量较高，黄铁矿氧化反应生成过量的次生石膏，导致充填体膨胀劣化，孔隙率增加，强度降低。在单因素（其余因素固定）条件下，不同因素对充填体强度的影响幅度存在明显差异。由灰砂比变化引起的强度增幅范围为6.5%~471.0%，强度最小值由3.34提高至3.53，强度最大值由1.24提高至7.08，表明灰砂比对充填体强度具有显著影响；由养护龄期变化引起的强度增幅为-21.0%~84.2%，其中强度最小值由1.67降低至1.32，强度最大值由3.29提高至6.06，说明养护龄期增长对充填体强度提升具有一定的促进作用，但存在强度波动；由料浆质量浓度变化引起的强度增幅为1.0%~60.3%，最低值由1.04增加至1.05，最高值由3.53提升至5.66，表明料浆浓度对充填体强度的影响相对温和。

2.2 应力—应变特征分析

由于各龄期高硫全尾砂胶结充填体的应力—应变曲线形态高度相似，选取养护龄期28 d的试件深入分析，如图5所示。

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图5 高硫尾砂充填体28 d应力—应变曲线

Fig. 5 Stress-strain curves of high-sulfur tailings filling body of 28 days

由图5可知，各试件的应力随着应变的增加均呈现出先增大后减小的趋势，说明充填体在单轴加载下的变形、破坏为相同的损伤过程。由曲线的变化形态，可将其划分为4个主要阶段：（1）初始压密阶段，随着轴向载荷逐步施加，内部孔隙与微裂纹被挤压至缓慢闭合，曲线呈现明显凹陷；低灰砂比组别的凹陷区间更为显著；（2）弹性变形阶段，试件孔隙被进一步压实，应力—应变关系趋于线性；当料浆浓度为72%时，试件B-9至B-12，随着灰砂比的降低，其曲线斜率减小，弹性模量下降，峰值应力降低；（3）塑性屈服阶段，伴随裂纹迅速扩展，试件达到应力峰值；（4）峰后破坏阶段，当应力超过峰值后，除B-6组出现较陡峭的应力骤降外，其他试件均呈渐进式衰减，未见典型脆性断裂特征。此外，曲线没有下降至0，说明充填体具有一定的残余承载能力和变形韧性。

除了峰值应力在不同试验组之间存在差异外，峰值应变亦呈现出较为稳定的变化特征。由图6可知，当料浆质量浓度固定时，随着灰砂比的降低，试件达到峰值时的应变水平逐步减小；反之，在灰砂比固定时，料浆质量浓度下降同样引起峰值应变同步收敛。由此可见，灰砂比和料浆质量浓度的降低均会削弱试件在极限承载状态下的变形承受能力，使其在接近破坏阶段时所能够发展的应变幅度受到限制。因此，适当提高灰砂比和料浆质量浓度不仅有助于抬升充填体的抗压水平，还能强化其对变形发展的约束能力，从而提升结构整体的承载刚性和稳定性。

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图6 不同料浆浓度和灰砂比下的峰值应变

Fig. 6 Peak strain under different slurry concentrations and cement-sand ratios

2.3 能量耗散特性分析

矿渣基高硫全尾砂充填体在单轴压缩下的屈服变形和损伤破坏是能量吸收或耗散的过程。假设在此物理变化过程中没有与外界进行热量交换，根据热力学第一定律，存在如下关系（邱华富等，2025；杨科等，2025）：

U = U e + U d

（1）

式中：

U

为外力对充填体试件做功产生的总应变能；

U e

为弹性应变能；

U d

为耗散能。

充填体吸收的能量主要转化为弹性能和耗散能，假设卸载模量可近似地代替为弹性模量，则单位体积充填体的内部和外部能量演化表示为

U = ∫ 0 ε σ d ε

（2）

U e = 12 σ ⋅ ε e = 1 2 E 0 σ 2

（3）

式中：

ε

为单轴应变；

σ

为单轴应力；

ε e

为弹性应变；

E 0

为初始弹性模量。

图7所示为B-2、B-5、B-6、B-7、B-8和B-10试件的能量耗散曲线。从整体变化趋势看，弹性应变能曲线与应力—应变曲线高度一致，反映能量的加载—储能—释放过程；耗散能呈现“平缓—缓慢增加—快速增长”阶段变化。在初始加载时，总应变能曲线与弹性能曲线重合，外部输入的能量主要用于压实试件内部的孔隙与微裂纹。随着载荷的增大，总应变能曲线呈现向上凹的增长趋势，充填体吸收的能量主要以弹性应变能形式存储。需要指出的是，在本阶段因采用初始弹性模量替代实际卸载模量计算弹性应变能，导致耗散能出现轻微负值偏差（Yin et al，2022），但并未改变整体能量演化趋势。当载荷进一步增加，总应变能曲线趋于近似直线增长，弹性能曲线向上凸起，达到试件的最大储能极限。当峰值应力被突破，弹性能迅速释放，耗散能急剧上升。

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图7 充填体能量演变曲线

Fig. 7 Energy evolution curves of backfill

此外，不同灰砂比组别间存在显著差异：对于试件B-5~B-8，随着灰砂比的降低，总应变能和峰值应力均显著降低，表明低灰砂比条件下材料承载能力受限；弹性模量较高的试件在破坏前消耗的弹性应变能较少，因而表现出更优异的抗损伤破坏性能。

2.4 破坏模式分析

图8展示了养护龄期为28 d时矿渣基高硫全尾砂充填体试件破坏模式，图中蓝色标示为主要破裂裂纹，橘黄色代表在压缩过程中发生剥落或碎裂的部位。总体来看，充填体试件的主要破坏模式以拉伸破坏为主，局部伴有剪切破坏或拉伸—剪切复合破坏。当灰砂比为1∶3和1∶4时，试件（B-1、B-5、B-9；B-2、B-6、B-10）呈现出沿加载方向发展的拉伸破坏裂纹，破坏面较为平直，试件整体保持完整性，只有上部出现局部剥落，裂纹数量较少。当灰砂比为1∶6时，试件B-3、B-7和B-11在加载过程中表现出明显的塑性破坏特征，破坏集中于试件上半部，伴随块状碎裂物剥离。当灰砂比降至1∶8时，试件B-4和B-12主要表现为单斜面剪切破坏，其中试件B-4伴有次生微裂纹，而试件B-12还出现局部拉伸裂缝；试件B-8则呈现典型的“X”形共轭斜面剪切破坏。由此可见，灰砂比降低至1∶8后，试件的破坏模式由拉伸主导向剪切主导转变，剪切破坏成为主要失效形式。

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图8 充填体在单轴载荷作用下的破坏模式

Fig. 8 Failure mode of backfill under uniaxial load

随着灰砂比的降低，充填体的破坏模式由单一拉伸破坏逐步向剪切主导或复合破坏转变。表明在相同灰砂比条件下，料浆浓度的提高有助于改善材料内部孔隙结构，增强颗粒间胶结强度，表现出更好的抗裂性和结构完整性。

2.5 充填体强度影响因素分析

灰砂比、料浆浓度和养护龄期是决定充填体强度的主要因素，因此将其中2个因素作为定量，研究充填体强度随剩余一个因素的变化规律，并利用试验所得数据分别进行线性拟合、对数拟合和S型函数拟合，得到相应的相关系数R ²平均值。拟合结果如见表3。

表3 三因素与充填体强度拟合相关系数R² 平均值

Table 3 Average value of the correlation coefficient R² between the three factors and the strength fitting of the filling body

拟合方式	R² 平均值
拟合方式	料浆浓度	灰砂比	养护龄期
线性	0.687	0.937	0.597
对数	0.715	0.949	0.667
S型		0.981

三因素拟合的相关系数R ²的平均值对数拟合均高于线性拟合，其中灰砂比的变化对充填体强度增减的响应最显著。对数函数和S型函数关系分别表示为

y = a 1 l n b 1 t + c 1 + d 1

（4）

y = a 2 1 + b 2 e - k x

（5）

式中：

t

和k为灰砂比；

a 1

、

b 1

、

c 1

、

d 1 、 a 2 和 b 2

系数同时取决于灰砂比、养护龄期、料浆浓度和养护条件等因素的影响。

为评估灰砂比、养护龄期和料浆浓度3个因素对高硫尾砂胶结充填体强度的敏感性，绘制充填体强度拟合曲线，如图9所示。

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图9 充填体强度拟合曲线

Fig. 9 Fitting curves of backfill strength

在同一养护龄期下，随着灰砂比由1∶8增大至1∶3，充填体强度呈显著上升，3条浓度曲线均表现为随灰砂比的增大而单调增长，且增幅在灰砂比为1∶6~1∶4区间最为突出，灰砂比为1∶4~1∶3阶段增幅趋缓，说明灰砂比是充填体强度提升的主导因素，其影响幅度明显大于另外2项参数。在同一灰砂比下，随着养护龄期由14 d延长至28 d、60 d，充填体强度整体呈上移增长，表明养护龄期增长促进水化反应与结构致密化，从而提高充填体强度。然而，龄期效应的贡献具有配比依赖性：在中高灰砂比（≥1∶4）条件下，曲线随养护龄期的增长上移更明显；而在低灰砂比（1∶8~1∶6）条件下，充填体强度随龄期增长的提升幅度相对有限，养护龄期延长难以产生与高灰砂比组同等的强化效应。在同一灰砂比和养护龄期条件下，料浆质量浓度对充填体强度的影响表现为曲线的整体抬升，总体满足72%70%68%，但3条浓度曲线的形态基本一致，且在低灰砂比区间差异较小，表明料浆浓度对充填体强度的调控更偏增益型，其影响幅度通常弱于灰砂比和养护龄期。根据上述对比分析并结合单因素作用下所引起的强度增幅大小可得出结论，充填体强度的变化对3个因素的敏感性依次为灰砂比养护龄期料浆浓度。

2.6 微观形貌及机理分析

为进一步深入研究在不同灰砂比和料浆浓度下矿渣基高硫全尾砂充填体试件内部的微观结构特征，选取养护条件28 d的试样（B‑2、B‑3、B‑6、B‑7、B‑10和B‑11）和60 d的试样（B‑7和B‑11）进行SEM试验，如图10所示。

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图10 养护龄期为28 d和60 d的充填体SEM图

Fig. 10 SEM images of backfill with curing age of 28 days and 60 days

当灰砂比为1∶4时，不同料浆浓度条件下试样内部结构存在差异［图10（a）、10（c）、10（e）］。在较低料浆浓度条件下，B‑2试样表面存在一定数量的微孔隙，C-S-H分布离散，AFt晶体以粗棒状为主，使骨架结构难以形成连续致密体。料浆浓度提高至70%后，B-6内部C-S-H凝胶呈絮状或网状分布，AFt以针状或簇状方式生长，有效填充了原始孔隙与微裂隙，整体结构完整性随之增强。进一步增大浓度时，B-10的水化产物分布范围更广，微观特征与其更高的抗压强度相对应。

然而，当灰砂比降低至1∶6时，B‑3、B‑7与B‑11试样呈现出明显疏松多孔的特征［图10（b）、10（d）、10（f）］，C-S-H和AFt晶体的连续性明显削弱，数量同步减少，尾砂颗粒之间的空隙和孔隙难以被充分填充。这种结构特征与胶凝材料掺量降低及水化反应受限密切相关，最终影响试样的强度和整体结构的稳定性。

当养护龄期延长至60 d后，灰砂比小于等于1∶6的试样的微观演化特征更加突出［图10（g）、10（h）］。其中，B-7试样中微孔洞和微裂隙明显增多，而B-11试样虽较28 d阶段表现出一定程度的致密化，但其内部生成了大量膨胀性的次生石膏（CaSO₄·2H₂O）和钙矾石（CaO·Al₂O₃·3CaSO₄·32H₂O），且AFt晶体逐渐粗化，这些变化易在局部区域诱发应力集中并形成内应力场，从而加速微孔洞与裂纹的扩展过程（邵亚建，2016；刘浪等，2018）。其侵蚀作用机理如下：

硫化物氧化与水反应：

4 F e S 2 + 15 O 2 + 8 H 2 O → 2 F e 2 O 3 + 8 S O 4 2 - + 16 H +

（6）

硫酸盐侵蚀生成膨胀性产物：

C a (O H) 2 + S O 4 2 - + 2 H 2 O → C a S O 4 ⋅ 2 H 2 O + 2 O H -

（7）

3 C a O ⋅ A l 2 O 3 + 3 C a S O 4 ⋅ 2 H 2 O + 30 H 2 O → 3 C a O ⋅

A l 2 O 3 ⋅ 3 C a S O 4 ⋅ 32 H 2 O

（8）

与此同时，酸和硫酸盐的形成降低了pH值，使水化产物C-S-H凝胶脱钙分解，致使已有的水化产物减少（刘浪等，2018；姜关照等，2018），颗粒间胶结作用被削弱，由水化产物构成的颗粒间“胶结桥”数量及其有效承载面积随之降低。结果使试样整体结构由致密向疏松转变，内部完整性下降，承载骨架受损，最终引发强度劣化与逆向衰减现象。

3 结论

通过宏观力学测试与微观结构分析，系统阐释了灰砂比、料浆浓度和养护龄期对矿渣基高硫全尾砂充填体单轴受压性能的影响规律，主要结论如下：

（1）随着灰砂比、料浆浓度和养护龄期的增大，充填体抗压强度总体呈上升趋势，其中灰砂比对充填体抗压强度的影响最为显著。但当灰砂比小于等于1∶6且养护至60 d时，充填体强度较养护14 d和28 d出现逆向下降。

（2）随着灰砂比和料浆浓度的降低，充填体峰值应力和应变减小；当灰砂比小于等于1∶6且养护至60 d时，由于硫组分氧化侵蚀作用影响，试样内部产生过多膨胀性水化产物，使其结构受损，导致强度劣化。

（3）充填体单轴受压破坏时以拉伸破坏为主，低灰砂比（≤1∶6）时逐渐向剪切破坏或复合破坏转变；随着灰砂比的降低，试件总应变能显著降低，而高灰砂比试件储能能力更强，耗散能增长滞后于弹性能释放，抗损伤性能更优。

（4）对不同因素与充填体强度关系的拟合结果表明：对数模型总体更符合3个因素与充填体强度的变化规律，而灰砂比与充填体强度的关系以S型函数拟合效果最佳，可为充填材料配比设计提供量化依据。同时，充填体强度对各因素的敏感性依次为灰砂比养护龄期料浆浓度。

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1 试验材料与方法

1.1 试验材料

图1 原材料实物图

图2 原材料的粒度分布及XRD图谱

表1 原材料的化学成分

1.2 试样配比方案与制备

表2 试验方案设计

图3 试验制备流程图

1.3 试验方法

2 结果与讨论

2.1 单轴压缩试验结果分析

图4 不同养护龄期充填体单轴抗压强度

2.2 应力—应变特征分析

图5 高硫尾砂充填体28 d应力—应变曲线

图6 不同料浆浓度和灰砂比下的峰值应变

2.3 能量耗散特性分析

图7 充填体能量演变曲线

2.4 破坏模式分析

图8 充填体在单轴载荷作用下的破坏模式

2.5 充填体强度影响因素分析

表3 三因素与充填体强度拟合相关系数R2 平均值

图9 充填体强度拟合曲线

2.6 微观形貌及机理分析

图10 养护龄期为28 d和60 d的充填体SEM图

3 结论

References

表3 三因素与充填体强度拟合相关系数R² 平均值