尾砂胶结充填是将尾砂与胶凝材料等加水混合成流动状态充填至采空区，从而形成具有一定强度的充填体来维护采场和围岩稳定，是矿山井下充填的主流方式。研究尾砂胶结充填体的力学性能是充填体强度设计和充填施工的基础，科研人员围绕充填体力学性能开展了较多工作。付建新等（2014）设计单因素五水平试验得出全尾砂胶结充填体强度与料浆中固相质量分数、灰砂配比及养护龄期之间的关系。Qiao et al.（2019）和Sari et al.（2022）从充填体材料物化性质角度分析了级配和矿物掺合料对胶结充填体强度的影响。程爱平等（2019）和Yang et al.（2022）利用声发射和数字图像相关技术，研究了胶结充填体内部损伤演化和破坏过程。

上述研究均假定充填体是结构均匀的整体。然而在实际的井下充填过程中，很难实现采空区的一次全部充填。充填操作的不连续造成充填体在2次充填的界面处发生分层现象，而分层的结构特性会使充填体的力学性能发生变化。曹帅等（2015）研究了不同浓度和充填次数的分层胶结充填体的强度折减，得到低强度夹层是导致分层胶结充填体强度降低的主要原因。唐亚男等（2020）通过改变中间层高度比，并借助PFC软件研究了分层胶结充填体抗压强度、弹性模量和裂纹演化规律。赵康等（2021）针对分层现象，研究了不同灰砂比胶结充填材料组合体的力学性能，并利用声发射特征分析其协调变形机制。Wang et al.（2022）结合声发射和数字图像相关技术，探究了界面粗糙度和界面角度对矸石胶结充填体损伤演化的影响。基于以上研究，分层结构对胶结充填体力学性能及破坏演化规律具有重大影响，然而如何改善分层的不良影响以优化充填体力学性能对矿山实际生产具有重要意义。

本研究通过总结分析前人研究方法（魏晓明等，2017；刘光生等，2019；Wang et al.，2019；Spyropoulos et al.，2021；侯永强等，2022；Qi et al.，2022；严荣富等，2022），并模拟现场实际充填条件，引入混凝土学中新旧混凝土界面处理方法（赵志方，2003；张巨松，2011；方志等，2021），以鞍钢集团某铁矿井下采空区尾矿胶结充填施工为工程背景，通过试验研究了不同界面分层特征、不同灰砂比和不同养护龄期充填体的力学性能，分析得出分层现象对尾砂胶结充填体力学性能的影响，为实际充填施工提供理论依据和技术指导。

鞍钢集团某铁矿开采规模和开采深度均快速增长，为维护采场和围岩的稳定性，需对采空区进行胶结充填。充填骨料使用本矿选矿厂排放的全尾砂，胶凝材料使用普通硅酸盐水泥，试验用水取自辽宁工程技术大学土力学实验室自来水。试验采用《土工试验方法标准》（GB/T50123-2019）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2019）的方法，测得该尾砂的相对密度为2.91，较一般岩土材料（2.6~2.7）略大。塑限为15.8%、液限为24.2%；塑性指数为8.4，接近一般砂土材料的塑性指数（7~10）。尾砂的颗粒分布曲线如图1所示。其中，粒径小于20 μm的尾砂占8.56%，尾砂平均粒径为165.53 μm，不均匀系数Cu为6.07，曲率系数Cc为1.94，表明试验尾砂粒径范围分布较广，级配良好。该尾砂化学成分如表1所示，为高硅型尾砂。

为考虑分层特性，对比界面处理对分层胶结充填体力学性能的影响，本试验参考混凝土学中新旧界面的连接方法——喷砂法，使分层界面粗糙化的同时起到连接界面的作用。沙砾选取矿山周边的河沙，采集筛分得到粒径分布主要集中在2~5 mm之间，故选用该范围沙砾以代表平均水平。试验使用弹簧装置对分层界面进行喷砂处理，并均匀分布，以减小喷砂厚度和密度对分层界面的影响。设置灰砂比为1∶4、1∶6和1∶8，料浆质量浓度为76%，试样采用70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm三联试模制备，每种配比均包含3组分层类型进行对照，即完整不分层、自然分层和喷砂处理分层。试件采用恒温恒湿养护箱进行养护，养护温度为（20±2）℃，相对湿度为（95±5）%。充填体试件的制作过程如下：（1）料浆制备：将水泥、尾砂和水按设定比例混合，并搅拌均匀备用。（2）模具充填：完整充填体1次充填，至24 h后脱模。分层充填体2次充填，第1次充填高度约高于中间线3 mm，第2次充填至试模标准高度，间隔时间为12 h，界面喷砂处理选在第1次充填后6 h（此时料浆具有一定塑性）进行。（3）脱模养护：将脱模试件放入养护箱进行养护，设置3 d、7 d、14 d和28 d分批次拿出试件进行单轴压缩试验。利用CMT5205微机控制电液伺服压力机对不同灰砂比和养护龄期的分层充填体试件开展单轴压缩试验，采用位移控制方式进行加载，速率为0.2 mm/min，电脑会自动记录加载过程中应力—应变曲线，最后以Excel格式输出。试验流程如图2所示。

为研究分层现象对尾砂胶结充填体力学性能的影响，设置3种分层类型、3种灰砂比和4种养护龄期，共36组尾砂胶结充填体试件，每组试件制作3个，共108个试件进行单轴压缩试验。根据单一变量准则，将每组测量的平均值作为该水平的单轴抗压强度，结果见表2。

由表2可知，完整不分层试件与自然分层试件的单轴抗压强度均随灰砂比和养护龄期的增加而增强。为考虑自然状态分层的特性，引入分层充填体强度折减率的概念，其计算公式为

式中：k1为强度折减率；σw为完整不分层试件的抗压强度（MPa）；σn为自然分层试件的抗压强度（MPa）。

强度折减率明晰了分层的弱化影响，由图3可知，分层充填体强度折减率随养护龄期的增加而增大。当养护龄期为3 d时，灰砂比为1∶4、1∶6和1∶8的分层充填体强度折减率分别为17.50%、6.61%和1.41%；当养护龄期增至7 d时，强度折减率分别增至18.14%、7.12%和2.81%；继续延长养护龄期到14 d，对应的强度折减率分别为18.65%、8.40%和5.19%；养护至28 d时，对应的强度折减率分别提高至19.09%、9.24%和6.51%。对数据运用指数拟合得到的3条曲线的复相关系数R²分别为0.9993、0.9912和0.9979，能够较好地反映分层充填体折减率与养护龄期之间的关系。养护龄期越长，充填体内部水化反应越充分，形成的水化硅酸钙（C-S-H胶凝体）越多（孙德民等，2012），且尾砂与水泥之间的黏结越紧密，使得分层尾砂胶结充填体中间分层薄弱部位的力学性能与其他部分差别越大，从而表现出折减率随之增大。

同理分析图4可知，分层充填体强度折减率与灰砂比呈指数关系，拟合曲线的复相关系数R²分别为0.9857、0.9721、0.9936和0.9945，能够较好地反映分层充填体折减率与灰砂比之间的关系。强度折减率随灰砂比的增加而增大，其本质也是因为水化形成的C-S-H胶凝体随灰砂比的增加而增多。折减率的增大随养护龄期的延长趋于平缓，可以用完整不分层充试件的单轴抗压强度随养护龄期变化也呈指数函数增长规律解释，同样地随养护龄期的延长趋于平缓（苏帅，2019）。

由表2可知，喷砂处理分层试件与自然分层试件的单轴抗压强度呈现相同的变化趋势，均随着灰砂比和养护龄期的增加而增强。为探究喷砂处理分层对抗压强度的影响，引入分层充填体强度增益率的概念，其计算公式为

式中：k2为强度增益率；σn为自然分层试件的抗压强度（MPa）；σd为喷砂处理分层试件的抗压强度（MPa）。

强度增益率量化了界面处理的强化效果。由图5可知，喷砂处理分层的强度增益率随养护龄期的增加呈先下降后保持平缓稳定的趋势，拐点在养护龄期7 d附近，当灰砂比为1∶4时，3 d的强度增益率为16.26%，7 d、14 d和28 d的强度增益率分别为6.70%、6.43%和6.41%；当灰砂比为1∶6时，3 d的强度增益率为6.30%，7 d、14 d和28 d的强度增益率分别为3.51%、2.99%和3.00%；当灰砂比为1∶8时，3 d的强度增益率为2.51%，7 d、14 d和28 d的强度增益率分别为2.20%、1.92%和2.01%，说明喷砂法处理分层能够增加分层试件的抗压强度，且早期强度的提升更加显著。

同时可以发现灰砂比越大，强度增益率下降期间的速度越快，低灰砂比的速率降低表现出一定的滞后性。由图6可知，强度增益率与灰砂比的关系总体趋势是随着灰砂比的增加而提高，又因养护龄期为7 d、14 d和28 d的强度增益率基本稳定保持在同一水平，可见强度增益率更易受灰砂比的影响。一方面，分层界面的喷砂处理，增加了充填体的粗骨料含量，表现出早期强度的突出提高；另一方面，沙砾增加界面粗糙度更多地起界面连接作用，所以随着灰砂比的提高，水化产物C-S-H胶凝体增多（孙德民等，2012；杨坚等，2017），沙砾周围的C-S-H胶凝体也增多，连接作用更明显。

单轴压缩试验得到的弹性模量结果由每组平均值表示，见表3。不同灰砂比下完整不分层试件、自然分层试件和喷砂处理分层试件的弹性模量随养护龄期的变化规律如图7所示，对其进行指数函数拟合，复相关系数均达到0.97以上，说明弹性模量与养护龄期有较好的指数拟合特性。

由图7可知，分层充填体弹性模量均随养护龄期的增加呈指数函数增长，但分层特性使得自然分层试件和喷砂处理分层试件的弹性模量增长速率落后于完整不分层试件，且其差距随着养护龄期的增加而逐渐增大，表现为分层充填体弹性模量的折减随养护龄期的增加而增大。由图7可知，在弹性模量增长速率上，分层引起的速率差值随灰砂比的减少基本呈现出减小的趋势，表现为分层充填体弹性模量的折减随灰砂比的减少而减小，当灰砂比为1∶4、养护龄期为28 d时，达到最高折减率46.89%。喷砂处理分层试件与自然分层试件的弹性模量变化曲线基本保持一致，仅在3 d时有相对明显的提升。当养护龄期为3 d时，灰砂比1∶4、1∶6和1∶8自然分层试件的弹性模量分别为100.86，72.33，37.12 MPa，对应喷砂处理分层试件的弹性模量分别为132.32，82.29，45.18 MPa，相比增幅分别为31.19%、13.77%和21.71%。由图5可知，喷砂法处理分层界面带来的强度和弹性模量的增益变化趋势相一致，均在早期表现出更高的水平，同理说明在水化产物少的早龄期更多的是沙砾自身的力学性质对充填体（多相复合材料）的增益。

按照不同灰砂比和不同分层类型得到3 d、7 d、14 d和28 d养护龄期下的应力—应变关系曲线，曲线按照灰砂比、分层类型和试件编号进行编号（如1∶4完整不分层-1），结果如图8所示。

观察各应力—应变曲线，均可划分为4个发展阶段：（1）孔隙压密阶段，充填体内部和分层面的孔隙被压密紧实的过程，曲线表现出上凹趋势；（2）弹性变形阶段，持续增长的外部载荷未达到破坏阈值，表现为线性特征；（3）裂纹扩展阶段，试件内部逐渐产生裂隙裂纹并逐步扩展，整体破坏加剧，曲线表现出上凸趋势；（4）破坏发展阶段，试件内部裂纹发展贯通，出现肉眼可见的主裂纹，试件损伤严重，强度开始下降。

以峰后强度曲线下降的速率作为延性的评价标准，不考虑分层类型，充填体的峰后强度曲线随着灰砂比的降低表现出更优的峰后延性。例如7 d养护龄期时，1∶4、1∶6和1∶8的完整不分层试件在达到峰值强度后的1%应变内，强度分别下降0.953，0.229，0.071 MPa。低灰砂比表现出更强的塑性，使得充填体在较高的应变下保持较高水平的抗压强度，且随养护龄期的增加愈加明显。不同分层类型的充填体也表现出一致的规律，同时对照表2可得，完整不分层试件为高强度低延性，自然分层试件为低强度高延性，而喷砂处理分层试件相比自然分层试件表现出更高强度和更优延性。

以灰砂比为1∶6的充填体试件为例，分析不同分层类型充填体试件破坏形式（图9）发现，完整不分层试件以剪切破坏和拉张破坏为主，剪切破坏伴随次生剪切裂纹，拉张破坏伴随次生拉张裂纹；自然分层试件表现出明显的分层现象，近加载端的上部分层充填体共轭剪切，垂直的压应力穿过分层面逐渐转变为一部分的水平拉应力，上下分层破坏面沿着分层面出现一定程度错动，共轭剪切破坏伴随着次生拉剪破坏；喷砂处理分层试件既表现出贯穿分层面的拉张破坏形式，又表现出共轭剪切的破坏形式。综合分析可知，分层充填体的破坏形式主要表现为拉张破坏和共轭剪切破坏，分层面使得部分垂直压应力转变为水平拉应力，试件内部裂纹在软弱的分层面集中，从而降低了充填体的抗压强度，喷砂处理的分层则在一定程度上改善了上下分层面力的传递方式。

（1）分层现象使尾砂胶结充填体的单轴抗压强度降低了1.41%~19.09%，充填体单轴抗压强度折减率均随养护龄期和灰砂比的增加呈指数函数增长。弹性模量的折减同样表现出随养护龄期和灰砂比的增加而增高的趋势，最高可达46.89%。说明灰砂比越大，养护龄期越长，充填体分层的弱化效应越明显。

（2）界面喷砂处理可以提高尾砂胶结充填体的单轴抗压强度和弹性模量。其中，强度增益率区间为1.92%~16.26%，并随着灰砂比的增加而增大，且在养护早期效果更明显，3 d时相应灰砂比的强度增益率分别为2.51%、6.30%和16.26%。弹性模量增益的变化趋势则与强度增益表现一致，3 d养护龄期弹性模量的增幅可达31.19%、13.77%和21.71%，随着养护龄期的增加，弹性模量增幅逐渐降低并趋于稳定。

（3）以峰后强度曲线下降的速率作为延性评价标准，发现3种分层类型充填体的峰后强度曲线随灰砂比的降低表现出更优的峰后延性，且随养护龄期的增加该现象愈加明显；不同分层类型充填体的峰后延性表现优劣顺序为：界面喷砂处理分层>界面自然分层>完整不分层。

（4）分层充填体的破坏形式主要表现为拉张破坏和共轭剪切破坏。分层面使得部分垂直压应力转变为水平拉应力，试件内部裂纹在软弱的分层面集中，导致充填体的抗压强度降低。

（5）界面喷砂处理可在一定程度上改善力在分层面上的传递方式。在工程实践中可通过二次充填的间隔对上次充填面进行喷砂等粗糙化处理，从而减少分层对材料力学性能的劣化作用。