离子型稀土矿体强度特性试验研究

王洪丁，王观石，2，邱高磊，罗嗣海

（1.江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西赣州341000；2.江西理工大学工程研究院，江西赣州341000）

离子型稀土矿体强度特性试验研究

王洪丁1，王观石1，2，邱高磊1，罗嗣海1

（1.江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西赣州341000；2.江西理工大学工程研究院，江西赣州341000）

为研究离子型稀土矿体的抗剪强度特性，基于GDS非饱和三轴试验系统，对江西龙南地区典型的离子型稀土重塑矿体开展饱和三轴剪切试验和控制吸力的非饱和三轴剪切试验。研究发现：离子型稀土饱和矿体的应力-应变关系呈弱软化型，稀土矿物颗粒的黏聚力对抗剪强度贡献较小，矿体的抗剪强度主要由矿物颗粒之间的摩阻力承担；非饱和矿体的抗剪强度对基质吸力的变化较为敏感，随着基质吸力增大，吸附强度呈非线性增加，应力-应变关系由硬化型逐渐转变为弱软化型，非饱和矿体的的抗剪强度有所提高，而基质吸力的内摩擦角φb呈非线性减小，表明基质吸力对非饱和矿体抗剪强度的贡献是有限的；利用乘幂函数对基质吸力与吸附强度的关系进行拟合，据此提出适合龙南类型离子型稀土非饱和矿体的抗剪强度公式和有效应力表达式。

离子型稀土矿；基质吸力；三轴试验；应力-应变关系；抗剪强度

离子型稀土矿（又称为风化壳淋积型稀土矿），是1969年在我国江西省首先被发现的一种新型外

生稀土矿［1］。该类型稀土原矿呈黄、浅红或白色松散的砂土混合物，矿石成分主要为黏土矿物、石英砂和造岩矿物长石，其中黏土矿物含量约占40%～70%，主要有埃洛石、伊利石、高岭石和极少量蒙脱石［2］。目前，原地浸析采矿工艺已在离子型稀土矿中得到广泛应用，取得了巨大经济效益和良好的社会环境效益［3］。同时，原地浸矿过程也使稀土矿山长期处于非饱和-饱和的过渡状态，而黏土矿物中的蒙脱石、伊利石或伊利石与蒙脱石组成的混层极易发生遇水膨胀、分散等物理化学作用［4］，加之原地浸矿过程会发生离子交换和微颗粒迁移［5］，离子交换反应酸蚀矿体，渗透力作用下的微颗粒迁移改变矿体微结构，以上因素共同作用使得矿体结构极为敏感，强度特性较一般土体更为复杂。而离子型稀土矿的强度是其抵抗剪切破坏能力的度量，矿山边坡是否产生裂缝、滑坡都由矿体强度控制，其强度指标也是边坡稳定性分析和矿区工程安全建设的重要参考参数，是离子型稀土绿色开发和矿区生态环境治理中不容忽视的重要环节，因此研究离子型稀土矿体在非饱和-饱和状态下的强度特性极为必要。

非饱和矿体强度特性既包含饱和矿体强度的共性，又有区别于饱和矿体强度的独特性质。不仅受矿物组成、结构、密度、应力路径的影响，还与矿体含水量密切相关［6］，含水量的变化直接影响非饱和土的一个重要指标-基质吸力［7］。大量试验研究表明，由基质吸力产生吸附强度形成的表观黏聚力包含于总黏聚力之中，并随矿体含水量的变化而变化，直至矿体接近饱和时完全消失［8］。目前有两类非饱和强度公式已得到岩土界广泛认可。一类是Bishop在Terzaghi有效应力原理基础上提出的单应力变量非饱和土抗剪强度公式；另一类是Fredlund等提出的双应力状态变量公式。二者都包含了由基质吸力产生的吸附强度，表达式如下所述。

Bishop（1960）非饱和土抗剪强度公式［9］，见式（1）。式中：τf为非饱和抗剪强度；c'和φ'分别为非饱和有效黏聚力和有效内摩擦角；σ为总应力；ua为孔隙气压力；uw为孔隙水压力；χ是与饱和度有关的有效应力参数，其值介于0和1之间，饱和度为0时χ= 0，饱和度为1时χ=1；（σ-ua）为净法向应力；（uauw）为基质吸力。

Fredlund等（1978）提出的非饱和土抗剪强度公式［10］，见式（2）。

式中，φb为随基质吸力变化的内摩擦角。

此外，国内许多学者通过大量的试验研究，也提出了多种适用于不同类型非饱和土的抗剪强度公式。

卢肇钧等提出了非饱和膨胀土抗剪强度公式［11］，见式（3）。

式中：m为膨胀力的有效系数；ps非饱和土的膨胀力。

缪林昌等提出了双曲线抗剪强度公式［12］，见式（4）。式中：us为基质吸力；a为试验参数；pat为标准大气压力。

本文通过开展室内饱和三轴和控制吸力的非饱和三轴剪切试验，以现有的非饱和土抗剪强度理论为基础，分析离子型稀土矿在不同吸力状态下的应力-应变关系以及基质吸力对矿体强度的影响，并通过函数关系式拟合，提出适合龙南类型离子型稀土非饱和矿体的抗剪强度公式，研究成果可为离子型稀土矿力学性质的研究和边坡稳定性分析提供参考。

1 试验方案

试验仪器为英国GDS公司研制生产的标准非饱和土三轴试验仪，该设备既可测试非饱和土抗剪强度也可测试饱和土抗剪强度。仪器主要由三轴压力室、加压系统、量测与数据采集系统组成。加压系统可以提供轴力、围压、反压（气）和反压（水）；量测与数据采集系统包括孔隙水压力量测系统、孔隙气压力量测系统、体积变化量测系统、荷重传感器和线性位移传感器，数据采集板和转换器用于数据采集和实验控制的GDSLAB模块软件，所有量测数据均由计算机自动采集［13］。

试验矿样取自江西省龙南县足洞稀土矿区，取样深度为2～4m。矿样特征为棕黄色，土质均匀，粗颗粒含量极少，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，土粒相对密度2.72，渗透系数1.6×10-5m/s，粒度成分如表1所示。根据《工程地质手册》（第四版）土的分类标准，判定该矿区离子型稀土为砂质黏性土。

试验采用击样法制备直径为50mm，高度为100 mm的试样，共制备6个试样，均分为两组，第

一组试样含水量为30%，另一组试样含水量为20%。为使试样尽可能接近原矿状态，分5层进行击实，击实后试样干密度为1.45g/cm3。依据《土工试验规程》（SL237-1999）的规定，同一组试样含水量差值控制在2%以内，干密度差值小于0.03g/cm3。试验前先将试样用橡皮膜密封后放入养护缸内养护24h，以保证试样含水量的稳定和均匀。根据试验目地的不同，三轴剪切试验分为两阶段进行，含水量为30%的一组试样进行饱和固结排水剪切试验，利用GDSLAB中高级加载模块，测试矿样饱和状态下的有效应力强度指标c'和φ'。试验按照《土工试验规程》（SL237-1999）饱和三轴试验中的固结排水剪切方法进行，三级围压分别设定为100k Pa、200k Pa和300k Pa，剪切速率为0.01mm/min。含水量为20%的另一组试样进行非饱和固结排水三轴试验，利用GDSLAB中4D非饱和土应力路径模块测试矿样在相同净法向应力、不同吸力状态下强度变化特性。试样控制条件见表2。为避免试样在含水量较低状态下，负孔隙水压力过高，水分汽化影响孔隙水压力测量精度，试验时采用轴平移技术控制吸力。

表1 矿体的粒度成分

表2 非饱和三轴试样控制条件

图1 三轴试验应力路径

图2 饱和试样三级围压下的应力-应变曲线

图3 饱和矿样强度包线

非饱和三轴试验过程的应力路径如图1所示，可见每个试样都要经历脱湿（O→A、O→A'、O→A″）、常吸力固结（A→B、A'→B'、A″→B″）和常吸力剪切（B→C、B'→C'、B″→C″）3个阶段。其中吸力平衡、常吸力固结阶段采用轴向应力控制的试验方式，常吸力下的剪切阶段采用轴向应变控制的试验方式，剪切时的应变速率为0.118 mm/h。

2 试验结果及分析

2.1 饱和矿样固结排水剪切试验结果

图2为饱和矿样在固结排水剪切试验下的应力-应变曲线。由图2可知，饱和矿样在100k Pa、200k Pa、300kPa三级围压下的应力-应变关系相类似。在初始阶段应力随应变的增加迅速增大，达到峰值后，随着应变的继续增加，应力开始缓慢降低，最后趋于稳定，呈弱软化型，破坏模式为脆性破坏。围压对饱和矿样的破坏形式影响较小，但矿样的强度随围压的增加有所提高，说明围压对饱和矿样的强度有很大影响。取（σ1-σ3）的峰值，绘制强度包线，如图3，可得饱和矿样的抗剪强度参数：c'= 6.8k Pa、φ'=21.68°。由此可看出，该类型的离子型稀土饱和矿体的矿物颗粒之间的黏聚力较小，矿体的抗剪强度主要由颗粒之间的摩阻力承担。

2.2 非饱和矿样三轴试验结果

各非饱和试样在表2控制条件下进行剪切试验，最终的稳定压力值如表3所示。由表3可知，在净围压相同的条件下，3个试样达到目标吸力的平衡过程均为脱湿过程，表明试样的初始吸力均低于目标吸力值。图4表示试样在基质吸力平衡过程中含水量随时间的变化情况。显然，在初始含水量相同的条件下，要达到的目标吸力值越高，试样的排水量越多，平衡时间也越长，试样在吸力平衡阶段的排水速率由快变缓，最后达到稳定。

表3 试样压力平衡值

图4 含水量随时间变化曲线

Drumurigh［14］、Rohm［15］研究发现c'、φ'值与吸力无关，即不同吸力状态下的c'、φ'值是相同的。缪林昌等通过控制吸力的非饱和膨胀土三轴试验也得到了与Drumurigh、Rohm一致的结论。应用该结论，只需对不同吸力状态的3个试样，在净法向应力为100 k Pa的条件下进行常吸力剪切试验，得到相应吸力状态下的莫尔应力圆，再利用饱和固结排水剪得到的φ'值，确定该莫尔应力圆的切线，它与τ-us平面的交点即为该吸力状态下的总黏聚力ctotal，ctotal与c'的差值即为吸附强度τs，如图5所示。

控制矿样的吸力分别为39.11 k Pa、78.69 kPa、159.72 k Pa，在净法向应力（σ-ua）为100 k Pa条件下的剪切结果如图6所示。由图6（a）可知，在净法向应力相同的条件下，吸力越大，矿样产生相同应变时，需要施加的偏应力也越大，即矿样强度有所提高。而在较低吸力状态下，非饱和矿样的应力随应变的增加不断增加，应力-应变曲线没有出现明显的峰值，呈硬化型，随着基质吸力的增大，矿样的应力-应变关系逐渐转变为弱软化型，破坏模式由塑性破坏逐渐转变为脆性破坏。在应力达到稳定后，不同吸力的矿样残余强度相差不大，此时基质吸力对矿体强度的影响可以忽略不计。根据以上试验结果，可得到不同吸力状态下矿样的莫尔-库伦强度包线如图6（b）所示。

图5 扩展的Mohr-Coulomb破坏包面

图6 非饱和试样三轴试验结果

表4给出了不同吸力状态下矿样的饱和度、总黏聚力、吸附强度以及计算得到的φb值。其中us= 0对应的状态参数和强度指标为饱和三轴试验得出的结果。

从表4可以看出，该类型离子型稀土矿吸附强度随基质吸力的增大而提高，但由于不同吸力下的φb值不同，二者呈现非线性的的关系。当矿样处于较小的吸力状态时，φb与有效内摩擦角φ'十分接近，

但当矿样的吸力增大时，φb的值会逐渐减小。这主要是因为矿物颗粒接触点周围的孔隙水面积会直接影响吸力对非饱和矿体抗剪强度的贡献。当基质吸力较小时，矿体接近饱和状态，矿物颗粒接触点周围的孔隙水面积与矿体饱和时矿物颗粒接触点周围的孔隙水面积几乎相等，这时吸力对抗剪强度的贡献等同于净法向应力对强度的贡献，即φb=φ'。随着吸力增加，矿体饱和度降低，使得矿物颗粒接触点周围的孔隙水面积小于矿体饱和时矿物颗粒接触点周围的孔隙水面积，吸力对抗剪强度的贡献下降，φb＜φ'。相应地，吸附强度的增长速率就会逐渐降低，即吸力越大对吸附强度的影响程度越小，表明吸力对抗剪强度的贡献是有限的。这与Drumurigh和Rohm的研究结果是相符合的。

矿样饱和度对φb的大小有直接影响，φb随矿样饱和度的降低而减小，在饱和度大于36.84%的范围内，φb随矿样饱和度的降低减小很慢，而当矿样饱和度低于36.84%时，φb随矿样饱和度的降低迅速减小，表明φb对矿体在较低饱和度下的变化有较高敏感性，此时饱和度的微小变化都会引起φb值的较大改变，使吸附强度发生变化，说明非饱和矿体的吸附强度是不稳定、不可靠的。

表4 试样状态参数和强度指标

图7 吸力与吸附强度关系

以吸附强度的对数lgτs为纵坐标，基质吸力的对数lg us为横坐标，点绘于双对数坐标上，见图7，发现各点之间近似在一条直线，通过线性拟合得到吸附强度随基质吸力变化的方程见式（5）。

由此建立吸力与吸附强度关系式，见式（6）。

式中，k和a为试验参数。

从而非饱和抗剪强度可表达为式（7）。

对于龙南地区离子型稀土矿体，k=2.57，a =0.5。

则式（7）可表示为式（8）。

式（8）可认为是莫尔-库伦强度公式的延伸，据此可将非饱和有效应力公式表示为式（9）。

3 结 论

本文通过饱和三轴试验和控制吸力的非饱和三轴试验研究了龙南地区离子型稀土矿体不同吸力状态下的强度特性，得到以下结论。

1）饱和矿体在三级围压下的应力-应变关系呈弱软化型，破坏模式为脆性破坏。试验测得抗剪强度参数：c'=6.8k Pa、φ'=21.68°，表明稀土矿物颗粒之间的黏聚力对强度贡献较小，矿体的抗剪强度主要由矿物颗粒之间的摩阻力承担。

2）非饱和矿体的的抗剪强度对基质吸力的变化较为敏感，随着基质吸力的增大，非饱和矿体的吸附强度呈非线性增加，应力-应变关系由硬化型逐渐转变为弱软化型，非饱和矿体的的抗剪强度有所提高，而基质吸力的内摩擦角φb呈非线性减小，表明基质吸力对非饱和矿体的贡献是有限的。

3）龙南类型离子型稀土非饱和矿体的抗剪强度公式可表示为式（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

国家自然科学基金资助项目资助（编号：51264008）；江西省自然科学基金资助（编号：20151BAB206023；20133ACB20003）；江西省教育厅科技落地计划项目资助（编号：KZLD 14042）；江西省研究生创新专项资金项目资助（编号：YC2015-S287）。

王洪丁（1991-），男，硕士研究生，主要从事土力学方面的研究。E-mail：18379788556@163.com。

王观石（1977-），男，博士，副教授，主要从事岩体动力学和渗流力学方面的研究。E-mail：wgsky010@126.com。