矿渣胶结材料充填体强度确定及配比优化

谷 岩 南世卿 李富平

(1.河北联合大学矿业工程学院，河北 唐山 063009；2.河北省矿业开发与安全技术重点实验室，河北 唐山 063009；3.河北钢铁集团矿山设计有限公司，河北 唐山 063701)

·采矿工程·

矿渣胶结材料充填体强度确定及配比优化

谷 岩1,2南世卿3李富平1,2

(1.河北联合大学矿业工程学院，河北 唐山 063009；2.河北省矿业开发与安全技术重点实验室，河北 唐山 063009；3.河北钢铁集团矿山设计有限公司，河北 唐山 063701)

为了降低充填成本，从分析高阶段嗣后充填充填体的力学作用机理入手，采用经验公式，计算了充填体暴露高度与强度的关系，得出充填料浆配比设计依据。而后，以超细全尾砂和自行研发的矿渣胶结材料制备充填料浆，采用正交设计与极差分析，研究了料浆与各个影响因素的关系，确定了各个因素的权重，得出了最佳的充填配比。研究结果表明：高阶段嗣后充填充填体在暴露高度95 m时所需强度为2.9 MPa，100 m时所需强度为3.1 MPa；采用灰砂比1∶5、浓度72%的料浆作为胶结面，采用灰砂比1∶10、浓度72%的料浆充填矿房，完全满足采场稳定性的要求。

矿渣胶结材料 强度 稳定性 回归分析

自上世纪60—70年代，尾砂胶结充填采矿技术开始在我国推广应用，随着该技术的发展，国内的采矿工作者在充填料的性质、充填体的稳定性及胶结充填体与围岩的作用机理、充填胶结剂和充填设备等方面开展了深入研究，并取得了显著成果[1-3]。胶结充填采矿法被国内矿山广泛采用。

但是，充填采矿法成本较高，以铁矿山为例，1 t矿石的充填成本约为20元左右。主要原因有两个方面：一是和国外相比我国矿山胶结充填所采用的灰砂比较高，一般为1∶4、1∶8；二是普遍采用水泥作为胶结剂，水泥价格逐年上涨。由于国内充填设备性能的限制，降低灰砂比基本不大现实。因此，参照芬兰奥托昆普公司的维汉蒂矿、加拿大Louvicourt矿[4-5]等，我国矿山企业也尝试通过研发低成本的胶结剂代替水泥来降低充填成本。主要做法是采用具有潜在水硬性的固体废料，如矿渣、赤泥、粉煤灰等，通过物理激发、化学激发和复合激发的方法，使废料达到矿山胶结充填的要求[6-7]。这种材料已在国内的焦家金矿和莱芜矿业旗下的矿山得到应用。作为一种能够有效降低充填成本的手段，值得效仿。

本研究采用经验公式计算了高阶段嗣后充填充填体暴露高度与强度的关系，得出充填料浆配比设计依据。以超细全尾砂和自行研发的矿渣胶结材料制备充填料浆，在研究了充填体强度和料浆各个因素关系的基础上，确定了最佳的充填配比。

1 矿渣胶结材料简介

充填用矿渣胶结材料(以下简称新材料)以炼铁厂排出的废弃矿渣为主要原料，但和目前我国已有的水泥厂生产的矿渣水泥(水泥熟料一般占50%以上)不同，是一种完全不添加任何水泥熟料的高性能胶结材料。实验所采用的矿渣胶结材料属自主研发产品，该胶结材料采用唐山地区高炉矿渣，经过现代化的混磨工艺制备成粒化高炉矿渣粉，这种渣粉自身具有独有的水化硬化特性，并且价格低廉。但是矿渣的活性是潜在的，单独与全尾砂、水混合不能形成具有一定强度的充填体[8]。根据已有的研究发现：在碱性的水溶液中，酸性矿渣表现出潜在的水硬性，尤其当料浆pH值>12时，矿渣水化反应强烈。这是因为碱性溶液中存在大量的OH 离子，能够破坏矿渣网络形成体中Ca—O，Mg—O和Si—O键，使得矿渣解体，大量水化产物产生形成致密的网络结构[9-11]。通过实验研究，研发出适合唐山地区高炉矿渣的激发剂，并已通过了现场工业实验验证。按水泥胶砂强度检验规程GB1344—1999进行矿渣胶结材料和水泥的对比检验，实验结果见表1。

表1 不同胶结材料对比Table 1 Contrast of different cementitious materials

矿渣胶结材料的主要化学成分为SiO2、Al2O3、Fe2O3、CaO、MgO、MnO2，密度约为2.9 t/m3，比表面积大于4 000 cm2/g，材料呈碱性。扫描电镜和X衍射研究表明，矿渣胶结材料的水化产物钙矾石、C-S-H凝胶、钙硅石形成速度快，产生量大。

根据矿山充填特点，充分考虑全尾砂对胶结材料的影响，制备全尾砂-矿渣胶结材料充填试块，检验矿渣胶结材料的优劣。实验按照水泥砂浆实验标准进行，将称好的全尾砂和复合材料倒入搅拌锅内，开动机器，同时慢慢加入拌和水，慢速搅拌120 s，停拌15 s，接着快速搅拌120 s后停机。拌和结束后，立即将拌好的砂浆装入7.07 cm×7.07 cm×7.07 cm三联模中，采用水泥胶砂试体成型振实台进行振实成型。分组编号放入标准恒温养护箱中养护，48 h后脱模，继续在养护箱中养护至设计龄期。采用WAW2000电液伺服万能压力机对试块单轴抗压强度进行测试。相关实验结果见图1～图3所示。

由图1、图2可见，矿渣胶结材料制充填体具有较高的强度，即使是灰砂比1∶15时，28 d的抗压强度依旧能够达到0.82 MPa以上，这足以满足充填体自立性的要求。由图3可见，矿渣胶结材料制充填体强度明显优于水泥制备充填体的强度。扫描电镜和X衍射研究表明：矿渣中含有的铝酸盐较高，细针状的钙矾石和凝胶生成量比水泥大，细针状的钙矾石和凝胶交叉生长在一起，使体系具有较好的胶结性能，两者交叉生长形成的密实的网状结构能够牢固地包裹住全尾砂中的细小颗粒，所以能够形成较高的初期、最终强度。这种致密骨架，能够很好地包裹充填骨料，对提高充填体的自立高度具有显著作用。同时矿渣胶结材料采用价格低廉的矿渣为主要原料，成本比水泥低。

图1 矿渣胶结材料浓度与强度关系曲线Fig.1 The relationship between concentration and intensity curve

图2 矿渣胶结灰砂比与强度关系曲线Fig.2 The relationship between gray sand ratio and intensity curve

图3 矿渣胶结材料与水泥对比结果Fig.3 The relationship between slag cements and cement comparison results■—矿渣胶结材料；▲—425水泥

2 高阶段嗣后充填胶结充填体所需强度

一般来说，胶结充填体所需强度(指单轴抗压强度)是指回采相邻矿块时，能够具有一定的自立高度和暴露宽度并且处于稳定状态下的胶结充填体应具有的最低强度，取值因矿山而异，主要取决于具体的开采条件和充填条件。胶结充填体的强度设计应当基于充填体在采空区所起的力学作用来考虑，这是公认的设计准则。胶结充填体在采空区所起的力学作用大致上可分为2种：第一，支护不稳定的采场围岩特别是破碎的采场上盘及顶板；第二，在厚大矿体的棋盘式开采系统中，胶结充填体主要起自立性人工矿柱的作用，其对采场围岩的支护作用居次要地位。对于两步回采高阶段嗣后充填体而言主要起自立性人工矿柱的作用，对围岩的支护作用居于次要地位。

2.1 充填体自立所需强度计算

在充填采矿过程中充填体要保持自立，必须满足一定的强度条件，充填体达到一定的强度后方可保持自立，不会出现垮落。当充填体作为自立性人工矿柱时，充填体的高度和强度尤其重要。本研究采用托马斯(Thomas)计算法、卢平修正计算法、Terzagh计算法、Askwe 和McCarthy计算法对实验矿山嗣后充填胶结充填体自立性高度进行了计算。胶结充填物理力学计算参数取值见表2，充填体所需自立强度计算结果见表3。

2.2 阶段充填体极限暴露高度的计算

根据充填体强度计算和推断充填体自立高度的实例不多，大部分矿山一般采用经验类比法判断充填体失稳状况。为了保证充填体自稳性，多数矿山采用减少充填体的暴露面积并提高胶结充填体强度，没有充分的理论和实际数据来评价充填体的稳定性。本研究采用南非公式对充填体的自立高度进行探讨：

表2 胶结充填物理力学计算参数取值Table 2 Physical and mechanical parameters of cemented filling calculate the value table

表3 充填体所需自立强度计算结果Table 3 Strength calculations required for self-filling body

(1)

式中，a为垂直加速度，其值为重力加速度g与爆破或微震加速度垂直分量之和；c为充填体强度，MPa;F为安全系数，取1.2；β为滑移角，取80°；φ为摩擦角，(°)。

根据充填体极限平衡力学分析，得出充填体所需强度与充填体的暴露高度、充填体的宽度和长度关系：

(2)

式中，σ0为顶端压应力，MPa；γ2为非胶结尾砂充填体容重，kg/m3；h1为滑移面上部高度，m；h2为滑移面的平均高度，m；C″为充填体与上、下盘围岩作用的黏聚力，MPa；φ′为充填体与上、下盘围岩作用的内摩擦角；φ″为滑移经过区各配比充填体的内摩擦角，(°)；α=45°+φ/2;Lc为充填体长度，m；Bc为充填体宽度，m;h1为滑移面上部高度，m,h1=Hc-Bctanα;Hc为充填体高度，m；h2为滑移面下部高度，m，h2=Bctanα/2。

式(2)分析了充填体所需强度与自立高度之间的关系。参数取值为胶结充填体容重为1.82 kg/m3，黏聚力为0.895 9 MPa，内摩擦角为30°，非胶结尾砂容重为1.63 kg/m3，侧压系数0.228 6 MPa，矿房宽度为25 m，采场长度为50 m。根据公式(2)绘制出实验矿山不同暴露高度下对充填体强度的要求。从图4可知，充填体所需强度随暴露高度的增加而增大，在开始阶段增幅较大，后来曲线逐渐趋于平缓。随着高度的增加，充填体所需要的强度并不像想象的那样呈近似直线上升，充填体两端围岩或充填体对充填体柱的成拱作用越来越大，从而减小了充填体底部的应力。实验矿山胶结充填体暴露高度为95 m，其所需强度仅为2.9 MPa，当暴露高度为100 m时，所需强度为3.1 MPa。

图4 充填体暴露高度与强度关系曲线Fig.4 The relationship between filling body height and intensity of exposure curve

3 充填体强度影响因素分析及料浆配比优化

根据现阶段研究成果[2-3]，影响全尾砂胶结充填体强度的因素有：灰砂比、料浆浓度、养护龄期。实验以试块单轴抗压强度σ为评定标准进行了正交试验，以不同的灰砂比、料浆浓度、养护龄期为主要考察因素，每个因素各取3个水平，采用正交表L9(34)安排试验。试验因素水平见表4，试验结果列于表5。充填体强度随各因素的变化趋势如图5。

表4 力学性能正交试验因素水平安排Table 4 Mechanical properties Orthogonal factor level arrangements

注：A为灰砂比，B为料浆浓度，C为养护龄期。

表5 力学性能正交试验结果Table 5 Mechanical properties of orthogonal test results

图5 平均抗压强度与各因素的关系Fig.5 The relationship between various factors and the average compressive strength

对表5试验结果进行极差分析，结果见表6。

表6 力学性能正交试验极差分析结果Table 6 Poor mechanical properties of orthogonal test analysis results MPa

由图5知，矿渣胶结材料制充填体单轴抗压强度随养护龄期的增加而迅速提高；灰砂比对充填体强度的影响同样十分明显，在1∶10的条件下，强度>1.5 MPa，完全满足井下胶结充填体所需强度的要求，相比传统的水泥制备的充填体普遍采用1∶4、1∶8的灰砂比，灰砂比得到降低，胶结料的用量减少。浓度对充填体强度的影响不明显，在68%～72%范围内，强度与浓度呈正比。

由表5知，养护龄期对新材料强度的影响最为显著。矿渣胶结材料制备充填试块强度较高，特别是初期强度，灰砂比1∶10、浓度66%的试块，7 d强度已达到0.85 MPa，72%浓度下强度值1.3 MPa，这对于矿山充填十分有利。对相同配比、不同浓度的试块，随着养护龄期的增长，抗压强度均有不同程度的提高。根据数据变化，采用对数函数模型对数据进行回归分析，方程式为

σ=ln

(a+bx),

(3)

式中，σ为单轴抗压强度，MPa；x为养护龄期，d；a、b均为实验常数。

拟合结果见表7。

根据充填体强度影响因素分析结果，由表6知，在坚持尽量采用低灰砂比以减少胶结剂用量的前提下，取安全系数1.2，顶底板选取A1、B3和C3，即灰砂比1∶5，浓度72%的充填料浆；矿房选取A3、B1和C3，即采用灰砂比1∶10，浓度72%的充填料浆。根据表7的拟合公式计算得胶结面强度PJ=4.77>3.1 MPa，矿房强度Pk=3.27>2.9 MPa，均能满足矿山充填的技术要求。

表7 回归分析结果Table 7 The experimental results of regression analysis

4 结 论

(1)充填采矿法虽然能够显著提高矿产资源回收率，但同时也使采矿成本大幅度增加。结合当前我国充填采矿技术现状分析表明，采用低成本的胶结材料替代水泥是降低充填成本最为有效的途径。

(2)矿渣胶结材料以炼铁厂废弃矿渣为主要原料，成本低、来源广，实验研究表明：矿渣胶结材料性能指标远远超过了425水泥国标，在采用超细全尾砂作为骨料时，胶结性能优于水泥胶结材料，制备充填体强度完全满足矿山充填要求。

(3)采用回归分析的方法，结合实验结果对不同料浆制备充填体强度进行了预测。采取经验公式计算了试验矿山高阶段嗣后充填充填体强度的要求。结合上述2方面的研究结果确定了足以保持采场稳定性的分层充填料浆灰砂比和浓度。

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(责任编辑 徐志宏)

Determination of the Filling Body Strength and the Ratio Opertimization Made by Slag Cementitious Materials

Gu Yan1,2Nan Shiqing3Li Fuping1,2

(1.CollegeofMiningEngineering，HebeiUnitedUniversity，Tangshan063009，China；2.KeyLaboratoryofHebeiProvinceforMiningDevelopmentandSafetyTechnique,Tangshan063009，China；3.HebeiIron&SteelGroupMineDesignCo.，Ltd.,Tangshan063701，China)

In order to reduce the cost of filling，the relationship between the exposure height of filling body and intensity was calculated out by the empirical formula based on the analysis of mechanical mechanism of high-level subsequent filling body，and the design basis of filling slurry ratio was concluded. Then，the ultra-fine full tailings and the self-developed slag cementitious materials were mixed to prepare the backfilling slurry. By the way of orthogonal design and range analysis，the study focused on the relationship of the slurry above with various influencing factor，obtaining the weight of each factor and the optimal filling ratio. The results showed that the high-level subsequent filling body's strength must pass 2.9 MPa in the exposure level at 95 m，and 3.1 MPa in the exposure level at 100 m. Choosing the slurry with lime-sand ratio of 1∶5 and the concentration of 72% as cementing surface，the slurry with lime-sand of 1∶10 and the concentration of 72% as filling body can completely meet the requirement of the stope stability.

Slag cementitious materials，Strength，Stability，Regression analysis

2013-11-26

河北省钢铁产业技术升级专项资金项目(编号：11215626D-7)。

谷 岩(1987—)，男，硕士研究生。

TD853.34+3

A

1001-1250(2014)-03-010-05