饱和度影响下胶结充填体三轴力学特性试验研究

第 54 卷第 10 期2023 年 10 月
中南大学学报(自然科学版)
Journal of Central South University (Science and Technology)
V ol.54 No.10
Oct. 2023
饱和度影响下胶结充填体三轴力学特性试验研究
吴蔚律，徐文彬
(中国矿业大学(北京) 能源与矿业学院，北京，100083)
摘要：井下环境温度和湿度与室内标准养护条件下的不同，导致充填体原位强度和室内试验强度差异显著。

为揭示养护龄期和含水饱和度对胶结充填体−水特征曲线及其力学性能的影响，分别借助三轴固结不排水压缩试验和充填体−水特征曲线测试方法，分析不同养护龄期与饱和度下充填体的三轴压缩变形特征参数和基质吸力变化规律。

研究结果表明：养护龄期越长，充填体内部孔隙结构越致密，脱水越困难，相同饱和度下充填体内部的基质吸力越高；相同养护龄期下，充填体的饱和度越低，基质吸力越高；饱和充填体的变形特征与其内部结构强度相关，而非饱和充填体的变形特征主要受基质吸力影响，基质吸力与弹性模量呈正相关，与泊松比呈负相关；随着饱和度降低，充填体强度先小幅下降后上升。

关键词：胶结充填体；饱和度；基质吸力；泊松比；孔隙结构中图分类号：TD853 文献标志码：A 文章编号：1672-7207（2023）10-4015-15
Experimental study on the effect of saturation on the triaxial
mechanical properties of cemented tailings backfill
WU Weilü, XU Wenbin
(School of Energy and Mining Engineering, China University of Mining & Technology(Beijing),
Beijing 100083, China)
Abstract: Underground in-situ strength of cemented tailings backfill(CTB) is significantly different from that of the laboratory curing sample, which is mainly caused by different temperature and humidity environment between underground and standard curing. In order to reveal the influence of curing age and water saturation on the CTB-water characteristic curve and mechanical properties of cemented backfill, the triaxial compression deformation characteristic parameters and the variation rule of matrix suction of backfill at different curing ages and saturation were analyzed by means of triaxial consolidation undrained compression test and CTB-water characteristic curve
收稿日期： 2022 −12 −21； 修回日期： 2023 −02 −15
基金项目(Foundation item)：重点研发计划项目(2018YFE0123000)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目
(2023JCCXNY01) (Project(2018YFE0123000) supported by the Key Research and Development Program of China; Project (2023JCCXNY01) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities)
通信作者：徐文彬，博士，副教授，博士生导师，从事充填采矿理论与技术、矿山压力与岩层控制及排土场边坡研究；E-mail ：
**************
DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2023.10.021
引用格式： 吴蔚律, 徐文彬. 饱和度影响下胶结充填体三轴力学特性试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2023, 54(10): 4015−4029.
Citation: WU Weilü, XU Wenbin. Experimental study on the effect of saturation on the triaxial mechanical properties of cemented tailings backfill[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2023, 54(10): 4015−
4029.
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中南大学学报(自然科学版)
test. The results show that the longer the curing age, the denser the pore structure inside the CTB; the more difficult the dehydration, the higher the matric suction inside the backfill at the same saturation. The lower the saturation of the CTB, the higher the matric suction at the same curing age. The deformation characteristics of saturated CTB are related to internal structural strength, while the deformation characteristics of unsaturated backfill are mainly affected by matric suction, which is positively correlated with elastic modulus and negatively correlated with Poisson's ratio. With the decrease of saturation, the strength of CTB decreases slightly at first and then increases.
Key words: cemented tailings backfill; saturation; matric suction; poisson's ratio; pore structure
金属矿产资源是我国经济发展的重要支撑，充填采矿法是在金属矿产资源开发中广泛采用的开采方式。

充填至井下开采空区的胶结充填体，既可以有效控制地压，防止地表塌陷，又能够提高矿石回采率，保障邻近采场的作业安全[1]。

但由于井下环境复杂，充填至井下充填体的强度往往与实验室条件下充填体测试强度相差甚远，这一方面是由于充填料浆在固结过程中往往受到地下较高温度和应力的影响，另一方面是由于受水泥基材料的自干燥效应[2]、采场内排水设施和矿山水文地质等因素的影响，井下采场充填体往往处于一种非饱和状态，其力学性能发生改变。

因此，考虑不同饱和度条件下的充填体力学特性，对地下充填体进行稳定性分析和服役性能评估具有重要意义。

充填体的强度直接决定井下充填采场的稳定性，国内外学者对充填体的三轴力学特性开展了大量研究。

FALL等[3]通过试验发现充填体的三轴力学行为受围压、养护龄期和浓度影响较大，围压的增大会导致充填体破坏模式发生改变，刚度和强度也会明显提高。

BELEM等[4]研究发现随着水泥掺量增加，充填体的黏聚力明显提高，但内摩擦角反而减小。

徐文彬等[5−7]结合能量耗散理论，分析了充填体三轴压缩破坏过程，发现随着围压增大，充填体由脆性向延性破坏转变，同时压缩过程中充填体屈服阶段吸收的能量在总能量中占比也提高。

修占国等[8−10]发现充填体的应力−应变曲线出现明显的二次弹性强化阶段。

YILMAZ 等[11]通过加压固结养护装置研究充填体的物理力学性能，发现加压有助于充填体内水的排出，明显提高其致密度，减小孔隙率，并可显著提高强度。

李文臣等[12−13]通过监测充填体早期内部基质吸力的变化，发现含水率的降低和孔径的减小均会导致吸力的增加，而充填体强度与基质吸力呈正相关性。

GRABINSKY等[14−15]通过监测充填体内部孔隙水压力和基质吸力的变化，证实在三轴压缩过程中充填体体积先收缩后扩张，表现出与弱胶结土类似的剪胀行为。

RANKINE等[16]研究发现不同水泥掺量和试验方法得到的充填体力学参数相差较大，主要是由充填体内部空孔隙含量变化所致，即充填体在饱和/非饱和状态下其力学行为有显著差异。

由于在不同饱和度下的充填体力学特性研究的相关研究较少，故可借鉴非饱和土力学领域相关成果。

付宏渊等[17−18]认为在一定饱和度范围内，吸力对强度有一定贡献，但当饱和度下降至一定值时，水膜作用面积开始减小，吸力对整体强度的贡献也随之下降。

慕青松等[19]认为在非饱和砂土中，存在两个相互消长的因素，一个是基质吸力，一个是基质吸力作用的面积，在一定饱和度范围内，吸力对强度的影响与水膜作用面积相关，当水膜作用面积减小，吸力对整体强度的贡献也随之下降。

蔡国庆等[20]通过试验发现随吸力的增大，砂土试样的三轴剪切过程中体积应变压缩量越小。

由于矿山地质和井下泄排水工艺的差异，井下实际生产中的充填体饱和度未知，而在以往的研究中，学者们并未考虑饱和度对充填体三轴力学特性的影响，而仅考虑养护箱标准养护条件下的充填体力学行为。

同时，鉴于充填体掺入了一定量的胶凝剂，内部存在的胶凝结构使非饱和充填体力学性能与土的力学性质存在差异。

因此，开展非饱和状态胶结充填体的力学特性试验研究，有助于揭示不同含水条件下充填体的三轴力学特性，掌握井下充填采场充填体的服役状态，从而提出有效提高充填强度和采场稳定性的方法。

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1 试验材料及设备
1.1　试验材料与配制浓度
为避免天然尾矿中某些矿物成分对试验结果的影响，选用硅尾砂代替充填尾砂作为充填骨料。

硅尾砂由99.6%(质量分数)二氧化硅组成，平均密度为2.65 g·cm −3。

图1所示为硅尾砂和某铜矿尾砂级配分布曲线。

由图1可看出硅尾砂和某铜矿尾砂级配相近，且细颗粒(颗粒粒径d ≤20 μm)累计质量分数均超过25%，较多的细颗粒累计质量分数有助于提高试件制备的均质性。

使用的水泥为P.O.42.5普通硅酸盐水泥，采用自来水混合均匀。

设置尾砂浆质量分数为70%，水泥掺量为5.0%。

1.2　试样制备
采用内径为39.1 mm 、高为80.0 mm 的亚克力管作为浇筑模具，试件浇筑成型后立即用塑料薄膜覆盖以防硬化期间水分蒸发，24 h 后拆模后移至温度为(20±1) ℃、相对湿度为(95±5)%的标准养护箱，分别养护3、7、28和70 d 。

根据试验因素的不同，所有试件可划分为龄期组、饱和度组和基
质吸力测试组(见表1)。

对养护龄期达28 d 的试件
进行5组不同饱和度下的三轴压缩试验，饱和度分别为100%(饱和状态)、80%、50%、30%和0(干燥状态)。

基质吸力测试组不改变原制样过程，在浇筑过程中将MPS-6基质吸力探头预埋至试件内，通过导线连接至采集器，并使用塑料膜密封试件，待拆模后，同样移至标准养护箱。

其中，基质吸力探头的可测量范围为0~−1 000 kPa ，精度可达±1 kPa 。

为减少试验操作的影响，每一个龄期均制备3个平行试件，试验结果取平均值。

1.3　充填体−水特征曲线试验
对达到养护龄期28 d 的试件，先将试验试件置于负压饱和腔内，在−100 kPa 真空环境下进行负压饱和1 h ，保证充填体达到完全饱和态。

然后，测试此时试件的质量m 0，最后放置于50 ℃的烘干箱内进行恒温低温干燥，以防止温度过高导致部分水化产物受热分解，从而影响含水饱和度的测试结果[21]。

每间隔2 h 取出测试其质量m t 和基质吸力，直至连续两次测试质量变化小于0.1 g ，即认为试件达到完全干燥，完全干燥时的质量为m d 。

每组同时烘干3个试件，取测得质量的平均值作为其在t 时刻的质量。

则试件在t 时刻的体积饱和度S w 为
S w =
m t -m d
m 0-m d
´100%
(1)
根据测试得到的饱和度−时间曲线，可推导得到28 d 试件达到指定试验饱和度时所需要的烘干时间，由此可得到养护龄期为28 d 时不同饱和度的充填体试件。

1.4　固结不排水三轴压缩试验
试验采用SLB-001型应力应变控制式三轴剪切渗透试验系统，其中试验仪轴向压力量程为0~ 60 kN ，围压施加范围为0~2.0 MPa ，采用应变控制式加载模式，加载速率为0.5 mm·min −1。

对达到指定龄期(3、7、28和70 d)
的胶结充填体饱和试件
图1　硅尾砂与某矿铜尾砂的粒径分布曲线Fig. 1　Particle size distribution curves of silica tailings
and copper tailings
表 1　试验方案Table 1　Test schemes
分组龄期组饱和度组吸力测试组
水泥掺量/%
555
龄期/d 3、7、28、70
283、7、28、70
饱和度/%100
0、30、50、80、1000、30、50、80、100
围压/kPa 50、100、150、20050、100、150、200
数量/个162012
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中南大学学报(自然科学版)和养护龄期为28 d 的不同饱和度试件进行三轴固结不排水压缩试验，试验围压分别选取50、100、150和200 kPa 。

试样饱和方法参照土工试验方法标准[22]，安装试样前先使压力腔底座充满水，后在试件上、下端部垫上滤纸和透水石，给试件套上橡皮膜并安装至底座上，并排除试件与橡皮膜间多余气泡。

安装好试件后进行围压固结，固结过程中打开排水阀，待排水体积变化率与围压体积变化率均小于0.01 mL·min −1时，关闭排水阀，施加轴向压力，进行不排水剪切试验。

完整试验流程如图2所示。

2 实验结果与分析
2.1　充填体−水特征曲线分析
图3(a)所示为在50 ℃脱水条件下不同养护龄期充填体的脱水质量损失。

由图3(a)可见，不同养护龄期下充填体的最大脱水质量存在差异，养护龄期越长，最大质量损失越少，说明养护龄期越长，充填体总含水量越低，孔隙率也越低。

孔隙率P 可由式(2)计算得到：
P =
V w
V 0
´100%(2)
其中：V w 为饱和试件含水体积，试件饱和状态下水的体积即为空孔体积；V 0为充填体试件总体积。

经计算得到养护龄期为3、7、28和70 d 充填体的孔隙率分别为47.9%、45.8%、45.0%和44.8%，可见孔隙率早期随水化反应变化较快，而达到28 d 后孔隙率基本变化不大。

此外，随着养护龄期延长，充填体试件的失水速率呈降低趋势，相同温度下失水速率可表征充填体内部致密程度，内部结构越致密，充填体内部水分越难挥发[23]。

由图3(a)可看出，养护龄期为70 d 的充填体失水速率明显低于养护时间小于28 d 的试件失水速率，这是由于龄期的延长促进了充填体的水化进程，内部孔隙被水化产物分隔细化，形成了更致密的孔隙结构[24]。

图3(b)所示为不同养护龄期充填体试件饱和度−脱水时间曲线。

由图3(b)可知，饱和度与脱水时间规律基本与图3(a)中的一致，随着养护龄期延长，充填体试件达到完全干燥所需要的脱水时间越长。

图3(c)和图3(d)所示分别为养护龄期、基质吸力曲线、充填体−水特征曲线。

由图3(c)可得，充填体内部基质吸力在养护前7 d 增长较快，7 d 之后随养护龄期呈线性稳定增大。

由图3(d)可知，不同龄期的充填体基质吸力均随饱和度的降低呈指数
增长，且对于养护龄期越长的试件，相同饱和度
图2　试验全流程示意图Fig. 2　Diagram of the test process
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下其由于失水可达到的基质吸力越大。

由此表明，基质吸力的增长与水化进程以及其内部的孔隙结构相关。

这是因为随着充填体养护龄期延长，水化生成的C-S-H 凝胶使其内部孔隙尺寸细化，导致其失水难度增加；同时，更小的孔隙结构和更高的黏结强度也会使得封闭孔隙在失水过程中形成更高的负压力[21, 25]。

2.2　应力−应变曲线分析
图4所示为不同养护龄期和围压条件下饱和胶结充填体的应力−应变曲线，其中ε3和ε1分别为侧向应变和轴向应变。

由图4可知，随围压增大，不同龄期充填体的偏应力峰值均明显增大，而随龄期增大，其峰值强度增大，峰值应变减小。

根据其应力−应变曲线形态，可将其加载过程划分为3个阶段：1) 线弹性阶段(OA 段)，偏应力随应变增加呈线性增大；2) 应力屈服阶段(AB 段)，偏应力超过屈服强度但未到达峰值强度前，应力仍随应变增加继续增大；3) 峰后跌落阶段(BC 段)，偏应力达到峰值强度后即开始跌落。

由此可见，饱和
充填体的屈服阶段与常规的岩石或黏土相比，有其自身的显著特征：应力−应变曲线峰前段(OB 段)中应力屈服段(AB 段)占比更高，且并非呈开口向下的“凸”型增长曲线，而是呈现出与线弹性阶段类似的线性增长曲线。

这是由于充填体在高湿度养护条件下内部为近饱和状态，当偏应力超过充填体屈服强度而未达到峰值强度时，会产生局部塑性破坏，而此时孔隙内的水承担了传递应力的作用，使得内部应力重分布，试件在较高孔隙水压力作用下会出现类似饱和土的应变硬化特征，直至达到剪切峰值，形成贯通剪切面后，试件强度才开始下降[26]。

图5所示为养护龄期28 d 充填体试件在不同饱和度下的应力−应变曲线。

由图5可见，随着饱和度的降低，充填体呈脆性破坏，其具体表现为随饱和度减小，充填体的峰值应变减小，屈服应力提高，应力屈服段(AB 段)缩短。

完全干燥的充填体呈现出类岩石的脆性特性：在较小轴向应变下(ε1<2%)即发生剪切破坏，且在围压为50 kPa 和100 kPa
时，应
(a) 质量−脱水时间曲线；(b) 饱和度−脱水时间曲线；(c) 基质吸力−养护龄期曲线；(d) 充填体−水特征曲线
图3　不同龄期充填体的失水特征以及饱和度和基质吸力变化曲线
Fig. 3　Dehydration characteristic and change curves of matric suction and saturation with different curing ages
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中南大学学报(自然科学版)力−应变曲线基本观察不到屈服段(图5(e))。

与完全饱和的充填体(图5(a))相比，非饱和充填体在应力屈服阶段偏应力随应变增加呈“凸”型增大，这是由于非饱和充填体内部产生了大量空孔隙，使得加载过程中局部应力更易在孔周集中，新生成的裂纹数快速增加，使得承载力快速下降[27]。

2.3　体积应变−轴向应变曲线分析
图6和图7所示分别为不同龄期和饱和度下充填体三轴压缩过程的体积应变−轴向应变关系曲线，其中，正值表示收缩，负值表示膨胀。

由图6~7可看出，随着轴向应变的增加，充填体试件压缩过程中体积应变均呈先收缩后膨胀的规律。

体积应变峰值点是充填体体积由压缩向膨胀转变的拐点，在体积应变峰值点之前，充填体内部以弹性压密为主，峰值点之后微裂纹开始增加，总体积开始扩张。

同时，随龄期的增长或饱和度的降
低，试件的峰值体积应变对应的轴向应变均呈减小趋势，表明养护龄期延长或饱和度降低可使充填体弹性段缩短，结构致密性提高，试件逐渐变“脆”[28−29]。

另外，由图7中饱和与非饱和试件的对比还可知，非饱和充填体的体积应变对围压参数更敏感，增大围压，充填体试件的峰值体积应变相应增大，即其体积收缩量增加，说明增大围压会抑制非饱和充填体的剪胀特性。

2.4　破坏模式分析
图8所示为不同围压条件下充填体试件的破坏模式。

由图8可看出，充填体试件的破坏形式主要可分为剪切滑移破坏、剪胀破坏和张拉破坏[30]。

其中，完全干燥的试件主要以张拉破坏和剪切滑移破坏为主，非饱和充填体试件以剪切滑移破坏和剪胀破坏为主；饱和度为100 %的充填体试件均
呈现鼓形剪胀破坏。

对于完全饱和的试件，其表
(a) 3 d ；(b) 7 d ；(c) 28 d ；(d) 70 d
图4　不同养护龄期饱和胶结充填体应力−应变曲线
Fig. 4　Stress −strain curves of cemented tailings backfill with different curing ages
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第 10 期吴蔚律，等：饱和度影响下胶结充填体三轴力学特性试验研究
面细小裂纹发育呈鱼鳞状，但未能形成完全贯通的剪切破坏带，随饱和度降低，试件侧向变形减小，表面细小裂隙也减少，主裂隙沿主剪切破坏带延长，直至完全贯通试件。

这是由于随着饱和度降低，内部空孔隙增加，空孔隙周围更易于产生应力集中，微孔与微孔之间裂纹易于贯通形成
连续剪切破坏带。

由图8(b)可见，随养护龄期增大，充填体破坏时发生的侧向鼓胀逐渐减小，表面由较多的细小裂隙向单一主贯通剪切破坏带转变。

因此，可认为龄期的增大或饱和度的降低都会导致充填体试件由延性的鼓胀破坏向脆性剪切
破坏转变。

(a) 饱和度100%；(b) 饱和度80%；(c) 饱和度50%；(d) 饱和度30%；(e) 饱和度0
图5　养护龄期28 d 胶结充填体在不同饱和度下的应力−应变曲线Fig. 5　Stress −strain curves of CTB cured for 28 d with different saturation
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中南大学学报(自然科学版)3 讨论
3.1　变形特征参数讨论
3.1.1　峰值体积应变与轴向应变　
综上可知，饱和度对充填体试件加载过程的形变行为有显著影响。

为进一步分析比较饱和与非饱和试件形变差异，并揭示饱和度对充填体强度的影响机制，研究不同饱和度下充填体的峰值体积应变，如图9(a)所示。

由图9(a)可见，随饱和度降低，体积应变峰值先增大后减小，饱和度为80%时达最大；完全饱和度和完全干燥的试件的峰值体积应变均较小，且二者随围压增加变化不大；而中间非饱和试件的峰值体积应变随围压增大而显著提高。

这是由于饱和度的降低意味着孔隙中水分的流失和空气的引入，一定比例的空孔隙会增加试件的可压缩性。

同时，对非饱和充填体而言，当饱和度降至80%时，已能够提供足够的空孔隙来满足加载过程中的体积压缩，继续降
低充填体的饱和度，会使得孔隙基质吸力迅速上
升(见图3(d))，提高颗粒间的致密度，反而抑制了试件的可压缩性的增大[31]。

200 kPa 围压下，饱和度为100%和50%的试件的偏应力和体积应变曲线比较结果如图9(b)所示。

其中M 和N 点分别为偏应力屈服点和峰值点，对于饱和充填体，其偏应力屈服点M 与体积应变峰值点相吻合，表明饱和充填体初始弹性阶段主要对应充填体内部孔隙压密过程；而对于非饱和充填体，其体积应变峰值点则要滞后于偏应力屈服点M ′，说明非饱和试件达到应力屈服点后，总体积仍在继续收缩，进一步证明了空孔隙的增加为非饱和试件内部提供了可发生压缩变形的空间。

图10所示为28 d 龄期试件在不同围压和饱和度下的体积应变−轴向应变曲线。

图10(a)为不同围压下体积应变变化规律。

由图10(a)可得，随着围压的增加，非饱和充填体的峰值体积应变也随之增大，并且相同饱和度充填体的体积应变与轴向应变压缩段的斜率基本一致。

图10(b)
所示为不同
(a) 3 d ；(b) 7 d ；(c) 28 d ；(d) 70 d
图6　不同养护龄期胶结充填体体积应变−轴向应变曲线
Fig. 6　V olumetric strain −axial strain curves of cemented tailings backfill with different curing ages
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第 10 期吴蔚律，等：饱和度影响下胶结充填体三轴力学特性试验研究
饱和度充填体在200 kPa 围压下的体积应变−轴向应变曲线。

由图10(b)可知，体积应变峰值对应的轴向应变在饱和度为80%时达到最大，之后随饱和度降低而减小。

另外，通过对比还可发现不同饱和度试件压缩段的斜率存在一定差异，随着饱和度的降低，体积应变压缩斜率逐渐增大，说明随饱和度降低，相同的轴向压缩距离下相应的侧向膨胀越小，即其泊松比随饱和度的下降而降低。

3.1.2　泊松比与弹性模量　
伪三轴体积应变公式如下：
ε=ε1+2ε3
(3)由式(3)可推得：
ε
ε1=1+2ε3ε1
(4)
ν=(
ε
ε1
-1)2
(5)
其中：ε、ε1和ε3分别为体积应变、轴向应变和侧
向应变；ν为泊松比。

与图10(a)相似，由图6和图7中体变压缩段的斜率可得到ε/ε1，结合式(5)可求得充填体的泊松比。

而弹性模量可根据图4和图5中的线弹性阶段
(OA 段)
斜率求得。

由此可得到不同龄期与饱和度
(a) 饱和度100%；(b) 饱和度80%；(c) 饱和度50%；(d) 饱和度30%；(e) 饱和度0
图7　28 d 龄期不同饱和度胶结充填体体积应变−轴向应变曲线
Fig. 7　V olumetric strain −axial strain curves of CTB cured for 28 d with different saturation
4023
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中南大学学报(自然科学版
)(a) 饱和度组；(b) 龄期组
图8　不同围压下胶结充填体试件破坏模式
Fig. 8　
Failure patterns of CTB under different confining pressures
(a) 充填体峰值体积应变随饱和度的分布；(b) 典型饱和与非饱和充填体偏应力−体积应变曲线
图9　饱和度对充填体体积应变影响规律Fig. 9　Influence mechanism of saturation on CTB strain
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下充填体试件的弹性模量E 与泊松比ν，其结果分别如图11(a)和图11(b)所示。

由图11可得，胶结充填体弹性模量随龄期增大或饱和度的降低而显著提高；泊松比则相反，随龄期增大或饱和度降低而减小。

对于龄期组，泊松比与弹性模量的变化存在较大相关性：7 d 龄期之前，弹性模量增长速率最快，7 d 之后增长速度放缓，而泊松比则在7 d 龄期之前降幅最大，7 d 后随龄期缓慢降低；而对于饱和度组，弹性模量随饱和度的降低而增加；泊松比则相反，随饱和度降低而减小。

3.2　强度特征参数讨论3.2.1　峰值强度与屈服应力
根据应力−应变曲线特征，可将曲线峰前部分划分为弹性阶段和屈服阶段，将曲线由弹性阶段
过渡到屈服阶段的拐点对应的偏应力定义为充填体的屈服应力(如图12所示)，由此可得不同龄期和饱和度下充填体的屈服应力和峰值应力分布柱状图，见图13。

由图13(a)可看到，充填体的屈服应力和峰值应力均随龄期或围压增大而呈线性增大。

而图 13(b)中，峰值偏应力随围压增大而增大，随着饱和度降低先下降后上升。

峰值偏应力在饱和度80 %时达到最低点；屈服应力随着饱和度降低小幅增长，完全干燥后，屈服应力显著提高，说明降低饱和度能够明显提升胶结充填体的屈服应力，但并不一定会提升峰值强度。

另外，对比龄期组和饱和度组基质吸力可发现，屈服应力的增长规
律和基质吸力有很强的相关性，尤其是在饱和度
(a) 龄期组；(b) 饱和度组
图11　不同龄期与饱和度下胶结充填体的弹性模量与泊松比
Fig.11　
Elastic modulus and Poisson's ratio of CTB under different curing ages and saturation
(a) 饱和度80 %；(b) 围压200 kPa 图10　充填体体积应变−轴向应变曲线Fig. 10　V olumetric strain −axial strain curves of CTB。