不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性

工程科学学报，第40卷，第2期：159-166,2018年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.2:159-166,February 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.02.005;http://journals.ustb.edu.cn 不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 尹升华12)，齐炎12)四，谢芳芳34)，陈勋)，王雷鸣2) 1)北京科技大学金属矿山高效开采与安全教有部重点实验室，北京1000832)北京科技大学土木与资源工程学院，北京100083 3)江西离子型稀土工程技术研究有限公司，赣州3410004)国家离子型稀土资源高效开发利用工程技术研究中心，赣州341000 区通信作者，E-mail:oupwuqiyan@163.com 摘要风化壳淋积型稀土开采过程中，孔隙比为影响浸矿效果和矿体稳定性的关键因素.为探索不同孔隙比下风化壳淋积 型稀土矿强度特性变化，选取6组重配比的稀土矿样，对不同孔隙比矿样进行了直接剪切实验，探讨孔隙演化对矿体抗剪强度 的作用规律，揭示孔隙比对黏聚力和内摩擦角的影响机制.研究表明：不同孔隙比非饱和稀土矿对应着不同的剪切强度，基于 试验数据发现剪应力与剪位移呈“类抛物线”变化，并建立了孔隙比与抗剪强度指标的关系模型.机制分析认为，随着孔隙比 的增大，结合水膜效应逐渐弱化，粒间接触点数目也随之减少，使矿体抗剪强度减小 关键词风化壳淋积型稀土；孔隙比：影响机制：抗剪强度指标 分类号TD865 Strength characteristics of weathered crust elution-deposited rare earthores with differ- ent porosity ratios YIN Sheng-hua2),QI Yan,XIE Fang-fang4),CHEN Xun?),WANG Lei-ming?) 1)Key Laboratory of Ministry of Education for High-Efficient Mining and Safety of Metal Mines,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Civil and Resource Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Jiangxi lonic Rare Earth Engineering Research Co.,Ltd.,Ganzhou 341000,China 4)National Engineering Research Center for lonic Rare Earth,Ganzhou 341000,China Corresponding author,E-mail:groupwuqiyan@163.com ABSTRACT The porosity ration of weathered crust elution-deposited rare earth ores is the main factor that affects the leaching results and the stability of the ore body.To determine the strength characteristics of weathered crust elution-deposited rare earth ores under dif- ferent porosity ratios,six groups of rare earth minerals were reconstituted,and direct shear tests were performed for different samples. The effect of pore evolution on the shear strength of the orebody was studied,and the mechanism of the influence of porosity ratio on co- hesion and internal friction angle was revealed.The results show that the unsaturated rare earth ores with different porosity ratios corre- spond to different shear strengths.The relation between shear stress and shear displacement was summarized as parabolic type based on the experimental data,and the relation between the porosity ratio and the shear strength index was established.The mechanism analysis shows that with an increase in the porosity ratio,the effect of the bonded water film effect gradually weakens,the number of the contact points reduces,and the shear strength of the minerals reduces. KEY WORDS weathered crust elution-deposited rare earth;porosity ratio;influence mechanism;shear strength index 收稿日期：2017-04-27 基金项目：国家自然科学基金重点资助项目(51734001)：国家优秀青年科学基金资助项目(51722401)：国家重点研发计划资助项目 (2016YFC0600704)

工程科学学报,第 40 卷,第 2 期:159鄄鄄166,2018 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 2: 159鄄鄄166, February 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 02. 005; http: / / journals. ustb. edu. cn 不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 尹升华1,2) , 齐 炎1,2) 苣 , 谢芳芳3,4) , 陈 勋2) , 王雷鸣2) 1) 北京科技大学金属矿山高效开采与安全教育部重点实验室, 北京 100083 2) 北京科技大学土木与资源工程学院, 北京 100083 3) 江西离子型稀土工程技术研究有限公司, 赣州 341000 4) 国家离子型稀土资源高效开发利用工程技术研究中心, 赣州 341000 苣 通信作者, E鄄mail: groupwuqiyan@ 163. com 摘 要 风化壳淋积型稀土开采过程中,孔隙比为影响浸矿效果和矿体稳定性的关键因素. 为探索不同孔隙比下风化壳淋积 型稀土矿强度特性变化,选取 6 组重配比的稀土矿样,对不同孔隙比矿样进行了直接剪切实验,探讨孔隙演化对矿体抗剪强度 的作用规律,揭示孔隙比对黏聚力和内摩擦角的影响机制. 研究表明:不同孔隙比非饱和稀土矿对应着不同的剪切强度,基于 试验数据发现剪应力与剪位移呈“类抛物线冶变化,并建立了孔隙比与抗剪强度指标的关系模型. 机制分析认为,随着孔隙比 的增大,结合水膜效应逐渐弱化,粒间接触点数目也随之减少,使矿体抗剪强度减小. 关键词 风化壳淋积型稀土; 孔隙比; 影响机制; 抗剪强度指标 分类号 TD865 收稿日期: 2017鄄鄄04鄄鄄27 基金项目: 国家自然科学基金重点资助项目(51734001 );国家优秀青年科学基金资助项目( 51722401 );国家重点研发计划资助项目 (2016YFC0600704) Strength characteristics of weathered crust elution鄄deposited rare earthores with differ鄄 ent porosity ratios YIN Sheng鄄hua 1,2) , QI Yan 1,2) 苣 , XIE Fang鄄fang 3,4) , CHEN Xun 2) , WANG Lei鄄ming 2) 1) Key Laboratory of Ministry of Education for High鄄Efficient Mining and Safety of Metal Mines, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Jiangxi Ionic Rare Earth Engineering Research Co. , Ltd. , Ganzhou 341000, China 4) National Engineering Research Center for Ionic Rare Earth, Ganzhou 341000, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: groupwuqiyan@ 163. com ABSTRACT The porosity ration of weathered crust elution鄄deposited rare earth ores is the main factor that affects the leaching results and the stability of the ore body. To determine the strength characteristics of weathered crust elution鄄deposited rare earth ores under dif鄄 ferent porosity ratios, six groups of rare earth minerals were reconstituted, and direct shear tests were performed for different samples. The effect of pore evolution on the shear strength of the orebody was studied, and the mechanism of the influence of porosity ratio on co鄄 hesion and internal friction angle was revealed. The results show that the unsaturated rare earth ores with different porosity ratios corre鄄 spond to different shear strengths. The relation between shear stress and shear displacement was summarized as parabolic type based on the experimental data, and the relation between the porosity ratio and the shear strength index was established. The mechanism analysis shows that with an increase in the porosity ratio, the effect of the bonded water film effect gradually weakens, the number of the contact points reduces, and the shear strength of the minerals reduces. KEY WORDS weathered crust elution鄄deposited rare earth; porosity ratio; influence mechanism; shear strength index

·160· 工程科学学报，第40卷，第2期 风化壳淋积型稀土矿是世界罕见的中重稀土 矿，其主要分布于我国南方地区-】.其稀土主要以 1实验 离子相吸附于黏土矿物)，常规的物理和化学选矿 1.1实验矿样 方法无法提取该稀土[，我国科研人员经过多年攻 矿样取自江西省龙南某矿，该类稀土矿是由花 关，自主研发出原地浸出开采稀土矿的新工艺，以实 岗岩和火山岩在湿热气候下经生物和化学风化作用 现风化壳淋积型稀土矿绿色高效开发[-].然而，在 形成，矿中大约质量分数75%~95%的稀土元素是 开采过程中，溶浸液在矿体内不断渗流并与稀土离 以水合阳离子或者羟基水合阳离子的形式被黏土矿 子发生化学反应，矿体内部的孔隙结构发生变化，易 物吸附，其余的稀土元素则以游离态的水溶相、胶态 导致风化壳淋积型稀土矿矿体及围岩力学性质的变 沉积相以及矿物相的形态存在.利用孔径+0.6mm 化，诱发山体失稳进而导致采场发生滑坡灾害，造成 的标准筛和顶击式振筛机对试样颗粒进行了重配 溶浸液污染水土以及稀土矿物资源损失[0-].因 比.重配比后的试样各粒级组成及含量见图1. 此，研究不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿的强度 特性对矿山安全生产具有实际指导意义 100 一取样线 近年来，国内外学者开展了许多相关研究，尹升 80 华等[]为探究矿石孔隙分布和喷淋强度对溶质运 60 移规律的影响规律，开展了一系列溶质运移室内管 柱实验，提出矿石孔隙比和喷淋强度能优化溶质运 40 移的观点.王洪丁等)基于土-水特征曲线试验， 20 得到矿体孔径分布和非饱和渗透系数，实验结果可 优化某矿区浸矿参数.祝学勇等1]采用常规三轴 0 仪对非饱和高塑性黏土进行不同试验，探究了非饱 和土的抗剪性状与强度的影响因子，揭示了非饱和 高塑性黏土强度作用机理.杨德欢等[)]分析粉质 粒径mm 黏土强度指标的水化学敏感性问题，采用重塑粉质 图1试验矿样粒级组成及含量比例 Fig.I Concentration of the sample size and content of the test sam- 黏土的液、塑限和固结慢速直剪试验，得到饱和粉质 ple 黏土存在负值黏聚力的结论.Mishra等[us]着眼于 粉质泥岩滑坡问题，探究了灌溉用水对黄土泥岩剪 为探索稀土矿抗剪强度与孔隙比的关系，其原 切强度的影响，可溶性盐降低了内摩擦角，也直接影 矿孔隙比测定结果为：e。=0.85.因此以孔隙比作 响着泥岩的强度特性，进而破坏土体稳定性.Li和 为实验控制变量，设定孔隙比的变化范围为0.6~ Cerato]为揭示天然膨胀土的微观尺度力学行为， 1.1.共制备6组试样，孔隙比分别为0.6、0.7、0.8、 对饱和以及不饱和试样进行了剪切试验，结果显示 0.9、1.0、1.1.计算出配制不同孔隙比的试样所需 毛细作用和水平应变对剪切强度有很大影响.不难 烘干矿样和水的质量，如表1. 看出，国内外对于饱和与非饱和黏性土体结构和强 将调配好的稀土矿样放人装样筒中，塞上带顶 度特征的研究，主要集中于单纯的剪切实验，亦或是 盖的木塞，再使用铁锤均匀的敲击垫板，使木塞缓慢 土体滑坡破坏等方面，针对风化壳淋积型稀土矿在 的压入装样筒内.当木塞完全进入装样筒后，停止 不同孔隙结构下，孔隙比是如何影响稀土矿体强度 敲击.取出木塞，将直径为61.8mm、高为40mm的 的作用规律的研究仍然匮乏. 取土环刀插入试样中，敲击环刀使其压入试样内. 针对以上实际问题，本研究选配了具有不同孔 拆卸装样筒，将环刀周围多余的矿样削除，测定环刀 隙比的6组试样，在控制含水率不变的条件下，进行 和试样的总质量，记录于表2. 了不同孔隙比试样直剪实验，探讨了孔隙演化对矿 1.2实验装置 体抗剪强度的作用规律，揭示了孔隙比对黏聚力和 为精确计算出配制矿样质量和其他预设参数， 内摩擦角的影响机制.建立了孔隙比与抗剪强度指 采用自制压样模具用于保证制样准确，自制压样模 标的关系模型.研究结果对于孔隙比如何影响矿体 具（如图2）由3部分构成：压样筒、塞子及托垫.压 强度的理论研究方面具有较好的指导作用. 样筒的内径61.8mm,高70mm:塞子高36mm,底垫

工程科学学报,第 40 卷,第 2 期 风化壳淋积型稀土矿是世界罕见的中重稀土 矿,其主要分布于我国南方地区[1鄄鄄2] . 其稀土主要以 离子相吸附于黏土矿物[3] ,常规的物理和化学选矿 方法无法提取该稀土[4] ,我国科研人员经过多年攻 关,自主研发出原地浸出开采稀土矿的新工艺,以实 现风化壳淋积型稀土矿绿色高效开发[5鄄鄄9] . 然而,在 开采过程中,溶浸液在矿体内不断渗流并与稀土离 子发生化学反应,矿体内部的孔隙结构发生变化,易 导致风化壳淋积型稀土矿矿体及围岩力学性质的变 化,诱发山体失稳进而导致采场发生滑坡灾害,造成 溶浸液污染水土以及稀土矿物资源损失[10鄄鄄13] . 因 此,研究不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿的强度 特性对矿山安全生产具有实际指导意义. 近年来,国内外学者开展了许多相关研究,尹升 华等[14]为探究矿石孔隙分布和喷淋强度对溶质运 移规律的影响规律,开展了一系列溶质运移室内管 柱实验,提出矿石孔隙比和喷淋强度能优化溶质运 移的观点. 王洪丁等[15] 基于土鄄鄄 水特征曲线试验, 得到矿体孔径分布和非饱和渗透系数,实验结果可 优化某矿区浸矿参数. 祝学勇等[16] 采用常规三轴 仪对非饱和高塑性黏土进行不同试验,探究了非饱 和土的抗剪性状与强度的影响因子,揭示了非饱和 高塑性黏土强度作用机理. 杨德欢等[17] 分析粉质 黏土强度指标的水化学敏感性问题,采用重塑粉质 黏土的液、塑限和固结慢速直剪试验,得到饱和粉质 黏土存在负值黏聚力的结论. Mishra 等[18] 着眼于 粉质泥岩滑坡问题,探究了灌溉用水对黄土泥岩剪 切强度的影响,可溶性盐降低了内摩擦角,也直接影 响着泥岩的强度特性,进而破坏土体稳定性. Lin 和 Cerato [19] 为揭示天然膨胀土的微观尺度力学行为, 对饱和以及不饱和试样进行了剪切试验,结果显示 毛细作用和水平应变对剪切强度有很大影响. 不难 看出,国内外对于饱和与非饱和黏性土体结构和强 度特征的研究,主要集中于单纯的剪切实验,亦或是 土体滑坡破坏等方面,针对风化壳淋积型稀土矿在 不同孔隙结构下,孔隙比是如何影响稀土矿体强度 的作用规律的研究仍然匮乏. 针对以上实际问题,本研究选配了具有不同孔 隙比的 6 组试样,在控制含水率不变的条件下,进行 了不同孔隙比试样直剪实验,探讨了孔隙演化对矿 体抗剪强度的作用规律,揭示了孔隙比对黏聚力和 内摩擦角的影响机制. 建立了孔隙比与抗剪强度指 标的关系模型. 研究结果对于孔隙比如何影响矿体 强度的理论研究方面具有较好的指导作用. 1 实验 1郾 1 实验矿样 矿样取自江西省龙南某矿,该类稀土矿是由花 岗岩和火山岩在湿热气候下经生物和化学风化作用 形成,矿中大约质量分数 75% ~ 95% 的稀土元素是 以水合阳离子或者羟基水合阳离子的形式被黏土矿 物吸附,其余的稀土元素则以游离态的水溶相、胶态 沉积相以及矿物相的形态存在. 利用孔径 + 0郾 6 mm 的标准筛和顶击式振筛机对试样颗粒进行了重配 比. 重配比后的试样各粒级组成及含量见图 1. 图 1 试验矿样粒级组成及含量比例 Fig. 1 Concentration of the sample size and content of the test sam鄄 ple 为探索稀土矿抗剪强度与孔隙比的关系,其原 矿孔隙比测定结果为:e0 = 0郾 85. 因此以孔隙比作 为实验控制变量,设定孔隙比的变化范围为 0郾 6 ~ 1郾 1. 共制备 6 组试样,孔隙比分别为 0郾 6、0郾 7、0郾 8、 0郾 9、1郾 0、1郾 1. 计算出配制不同孔隙比的试样所需 烘干矿样和水的质量,如表 1. 将调配好的稀土矿样放入装样筒中,塞上带顶 盖的木塞,再使用铁锤均匀的敲击垫板,使木塞缓慢 的压入装样筒内. 当木塞完全进入装样筒后,停止 敲击. 取出木塞,将直径为 61郾 8 mm、高为 40 mm 的 取土环刀插入试样中,敲击环刀使其压入试样内. 拆卸装样筒,将环刀周围多余的矿样削除,测定环刀 和试样的总质量,记录于表 2. 1郾 2 实验装置 为精确计算出配制矿样质量和其他预设参数, 采用自制压样模具用于保证制样准确,自制压样模 具(如图 2)由 3 部分构成:压样筒、塞子及托垫. 圧 样筒的内径 61郾 8 mm,高 70 mm;塞子高 36 mm,底垫 ·160·

尹升华等：不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 ·161· 表16组试样配比及特征参数 Table 1 Ratio and characteristic parameters of six samples 编号 孔隙比，e 体积，V/cm3 颗粒密度，p./(g·cm3) 含水率，r/% 烘干矿样的质量，m/g 水的质量，m,/g 0.6 600 2.71 15.81 1016.25 160.67 0.7 600 2.71 15.81 956.47 151.22 0.8 600 2.71 15.81 903.33 142.82 4 0.9 600 2.71 15.81 855.79 135.30 5 1.0 600 2.71 15.81 813.00 128.54 6 1.1 600 2.71 15.81 774.29 122.41 表2试样和环刀总质量 压制 Table 2 Total mass of the sample and the ring knife (2)仪器检查. 环刀质量/试样质量/试样体积/ 试样密度/ 孔隙比 检查仪器加荷系统，调节加荷杠杆至水平，确定 cm3 （gcm3) 测微表的灵敏度.在上、下盒间和两盒内涂一薄层 0.6 99.13 235.23 119.92 1.96 凡士林，减小仪器摩擦 0.7 99.14 221.39 119.92 1.85 (3)荷载施加 0.8 99.13 209.09 119.92 1.74 依据摩尔-库仑理论，每组孔隙比制备4个试 0.9 99.12 198.09 119.92 1.65 样，分别施加0.1、0.2、0.3和0.4MPa的垂直荷载 1.0 99.13 188.18 119.92 1.57 进行剪切.本次实验为得到预设物理参数下试样的 1.1 99.11 179.22 119.92 1.49 剪切强度指标，采用施加垂直荷载后立刻剪切. (4)水平剪切. 高20mm.压制的试样高为24mm,直径为61.8mm, 施加竖向荷载后，即刻拔取剪切盒固定销.开 设计体积为71.95cm3.实验所用土工实验应变控 启剪切仪，手轮自动以8r·min的转速转动.当量 制式直剪仪Z-2,该仪器用于测定稀土矿的抗剪强 力环测微表走动时，记录手轮转动圈数剪切位移按 度，分别在不同正应力下(0.1、0.2、0.3和0.4 下式计算： MPa),进行剪切以求得破坏时的剪应力，然后根据 △l=20n-R (1) 库仑定律确定土的抗剪强度参数，内摩擦角和凝 式中：△l为剪切位移，精确计算至0.01；n为手轮转 聚力20] 数：R为测微表读数 1.3实验方案 (5)记录数据. (1)前期准备. 根据实验记录数据，计算不同竖向荷载下试样 将装样筒放在筒座上，装入事先准备的矿样，将 抗剪强度： 压实器垂直放置在制样模具的塞子上，抬起冲头至 6.=NR (2) 最高处，然后轻轻放手，让冲头自由落下，每砸完一 式中：δ.为试样抗剪强度，精确计算至0.1：N为量力 次顺时针旋转塞子一定角度，重复直到完成试样 环校正系数 67 67 0.3 61.8 压样筒 简座 60.8 6 图2制样模具（单位：mm) Fig.2 Sample preparation of the mold (unit:mm)

尹升华等: 不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 表 1 6 组试样配比及特征参数 Table 1 Ratio and characteristic parameters of six samples 编号 孔隙比,e 体积,V / cm 3 颗粒密度,籽s / (g·cm - 3 ) 含水率,w/ % 烘干矿样的质量,ms / g 水的质量,mw / g 1 0郾 6 600 2郾 71 15郾 81 1016郾 25 160郾 67 2 0郾 7 600 2郾 71 15郾 81 956郾 47 151郾 22 3 0郾 8 600 2郾 71 15郾 81 903郾 33 142郾 82 4 0郾 9 600 2郾 71 15郾 81 855郾 79 135郾 30 5 1郾 0 600 2郾 71 15郾 81 813郾 00 128郾 54 6 1郾 1 600 2郾 71 15郾 81 774郾 29 122郾 41 表 2 试样和环刀总质量 Table 2 Total mass of the sample and the ring knife 孔隙比 环刀质量/ g 试样质量/ g 试样体积/ cm 3 试样密度/ (g·cm - 3 ) 0郾 6 99郾 13 235郾 23 119郾 92 1郾 96 0郾 7 99郾 14 221郾 39 119郾 92 1郾 85 0郾 8 99郾 13 209郾 09 119郾 92 1郾 74 0郾 9 99郾 12 198郾 09 119郾 92 1郾 65 1郾 0 99郾 13 188郾 18 119郾 92 1郾 57 1郾 1 99郾 11 179郾 22 119郾 92 1郾 49 高 20 mm. 压制的试样高为 24 mm,直径为 61郾 8 mm, 设计体积为 71郾 95 cm 3 . 实验所用土工实验应变控 制式直剪仪 ZJ鄄鄄2,该仪器用于测定稀土矿的抗剪强 度,分 别 在 不 同 正 应 力 下 ( 0郾 1、 0郾 2、 0郾 3 和 0郾 4 MPa),进行剪切以求得破坏时的剪应力,然后根据 库仑定律确定土的抗剪强度参数,内摩擦角和凝 聚力[20] . 图 2 制样模具(单位:mm) Fig. 2 Sample preparation of the mold (unit: mm) 1郾 3 实验方案 (1)前期准备. 将装样筒放在筒座上,装入事先准备的矿样,将 压实器垂直放置在制样模具的塞子上,抬起冲头至 最高处,然后轻轻放手,让冲头自由落下,每砸完一 次顺时针旋转塞子一定角度,重复直到完成试样 压制. (2)仪器检查. 检查仪器加荷系统,调节加荷杠杆至水平,确定 测微表的灵敏度. 在上、下盒间和两盒内涂一薄层 凡士林,减小仪器摩擦. (3)荷载施加. 依据摩尔鄄鄄 库仑理论,每组孔隙比制备 4 个试 样,分别施加 0郾 1、0郾 2、0郾 3 和 0郾 4 MPa 的垂直荷载 进行剪切. 本次实验为得到预设物理参数下试样的 剪切强度指标,采用施加垂直荷载后立刻剪切. (4)水平剪切. 施加竖向荷载后,即刻拔取剪切盒固定销. 开 启剪切仪,手轮自动以 8 r·min - 1的转速转动. 当量 力环测微表走动时,记录手轮转动圈数剪切位移按 下式计算: 驻l = 20n - R (1) 式中:驻l 为剪切位移,精确计算至 0郾 01;n 为手轮转 数;R 为测微表读数. (5)记录数据. 根据实验记录数据,计算不同竖向荷载下试样 抗剪强度: 啄c = NR (2) 式中:啄c为试样抗剪强度,精确计算至 0郾 1;N 为量力 环校正系数. ·161·

·162· 工程科学学报，第40卷，第2期 2结果与讨论 素的影响[21-22] 对比不同孔隙比矿样在不同正应力条件下的 2.1不同孔隙比矿样剪切强度 剪应力及位移，结果如图3所示，图3中(a)、(b)、 风化壳淋积型稀土矿开采之前，需对山体的抗 (c)、(d)、(e)、(f)分别表示6个不同孔隙比试样 剪强度进行研究分析，确保风化壳淋积型稀土矿安 在4个不同正应力条件下的剪应力-位移关系 全、高效的开采.矿体剪切破环的实质是岩土体某 曲线 部位克服颗粒之间的黏结与摩擦相对于另一部位产 图3曲线表明，剪应力随着剪位移的增大呈类 生了位移.岩土体抗剪强度指标包括黏聚力和内摩 抛物线变化，存在剪应力峰值.剪应力通过最高点 擦角，其受岩土矿物成分、含水率、结构特征等众因 后，随剪位移的变大逐渐减小.试样破坏一般发生 200 (a 150b) 175 150 125 125 100 100 75 死 50 50 ◆-100kPat-300kPa 25 ◆100kPa300kPa -200kPa◆-400kPa -200kPa◆-400kPa 100 200 300 400 500 100 200 0 400 500 剪切位移/(103mm) 剪切位移(10-3mm) 150 d 100 125 100 15 50 50 一◆ ◆-100kPa-300kPa ◆100kPaT-300kPa 。-200kPa◆-400kPa -200kPa--400kPa 100 200300 400 500 100 200300 400 500 剪切位移/(10-3mm) 剪切位移/(10-2mm) 100 (e) ) ◆100kPaT-300kPa 75 ■-200kPa·-400kPa 50 50 ◆100kPa-300kPa -200kPa·-400kPa 25 100200300400500 100200300400500 剪切位移/(10-2mm) 剪切位移/(10-2mm) 图3不同正应力条件下，不同孔隙比试样剪应力与剪位移关系曲线.(a)e=0.6:(b)e=0.7:(c)e=0.8:(d)e=0.9:(e)e=1.0:(f) e=1.1 Fig.3 Curves of shear stress and the shear displacement of different porosity samples under different normal stress:(a)e=0.6;(b)e=0.7;(c) e=0.8:(d)e=0.9:(e)e=1.0:(f)e=1.1

工程科学学报,第 40 卷,第 2 期 2 结果与讨论 2郾 1 不同孔隙比矿样剪切强度 风化壳淋积型稀土矿开采之前,需对山体的抗 剪强度进行研究分析,确保风化壳淋积型稀土矿安 图3 不同正应力条件下,不同孔隙比试样剪应力与剪位移关系曲线. (a) e = 0郾 6; (b) e = 0郾 7; (c) e = 0郾 8; (d) e = 0郾 9; (e) e = 1郾 0; (f) e = 1郾 1 Fig. 3 Curves of shear stress and the shear displacement of different porosity samples under different normal stress: (a) e = 0郾 6; (b) e = 0郾 7; (c) e = 0郾 8; (d) e = 0郾 9; (e) e = 1郾 0; (f) e = 1郾 1 全、高效的开采. 矿体剪切破坏的实质是岩土体某 部位克服颗粒之间的黏结与摩擦相对于另一部位产 生了位移. 岩土体抗剪强度指标包括黏聚力和内摩 擦角,其受岩土矿物成分、含水率、结构特征等众因 素的影响[21鄄鄄22] . 对比不同孔隙比矿样在不同正应力条件下的 剪应力及位移,结果如图 3 所示,图 3 中( a) 、( b) 、 ( c) 、( d) 、( e) 、( f)分别表示 6 个不同孔隙比试样 在 4 个不同正应力条件下的剪应力鄄鄄 位移关系 曲线. 图 3 曲线表明,剪应力随着剪位移的增大呈类 抛物线变化,存在剪应力峰值. 剪应力通过最高点 后,随剪位移的变大逐渐减小. 试样破坏一般发生 ·162·

尹升华等：不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 ·163· 在峰值剪切强度附近，当剪应力经过峰值开始下降， 表3不同孔隙比试样剪切强度参数 试样已经发生破坏. Table 3 Parameters of shear strength for different porosity samples 取各剪应力曲线的峰值点作为试样剪切破坏强 正应力， 剪切应力，黏聚力， 内摩擦角， 组号 孔隙比 度，作各正应力条件下孔隙比与土体剪切破坏强度 o/kPa T/kPa c/kPa 9/() 的关系曲线，如图4.由图4中曲线可知，土体剪应 100 72.5 200 123.1 力峰值τ随孔隙比e的增大而减小 0.6 35.76 21.34 300 161.2 ◆一正应力100kPa 400 197.7 200 正应力200kPa 100 85.2 一正应力300kPa 。一正应力400kPa 200 142.1 2 0.7 29.08 17.17 150 300 194.9 400 226.8 100 100 96.3 200 148.1 3 0.8 19.65 16.34 202.8 50 300 400 248.5 100 114.2 0.6 0.7 0.80.91.0 1.1 200 159.6 孔隙比，e 0.9 16.9013.23 300 218.7 图4孔隙比与剪应力峰值关系曲线 400 287.2 Fig.4 Relation between porosity ratio and shear stress peak 100 104.2 200 147.1 1.0 11.4012.15 300 196.9 由图4可知实验稀土矿样的剪应力峰值τ与孔 400 262.8 隙比e呈负相关关系.这主要由于随着孔隙比的增 100 84.6 大，稀土矿物颗粒之间的距离随之增大，矿块整体变 200 131.8 1.1 10.619.24 得疏松.从而，颗粒间的黏结效果的减弱导致稀土 300 171.9 矿样的剪应力峰值降低.此外，实际原地浸出稀土 400 215.2 矿时由于矿物颗粒迁移和溶液离子的化学交换，改 由表3中数据可知，稀土矿样抗剪强度指标(c、 变了矿体中的颗粒级配，并加剧孔隙分布的不均质 p值)均随孔隙比增大而变小.由图5分析可知，整 性，最终也使得矿体强度降低. 体上不同孔隙比的试样在不同正应力条件下，剪应 2.2不同孔隙比试样黏聚力c、内摩擦角p值 力与正应力的变化为线性增长关系，工程实际上两 对不同孔隙比的试样在不同正应力条件下的剪 物理量可相互替换.但是，实验矿样的剪切应力在 应力进行回归分析（见图5），线性回归直线与纵轴 一定小的范围下正应力始终为0.以孔隙比为0.6 交点即试样黏聚力©，与横轴夹角即试样内摩擦角 ,具体数据如表3所示 为例，该孔隙比下矿样剪切应力在0~35.76kPa范 围时，其正应力为0.因此，在实际过程，两物理量的 200 表征替换在小应力下不再适用. 。e为0.6◆e为0.9 175 、e为0.7★e为1.0 2.3孔隙比与黏聚力的关系 e为0.8 。e为1.1 150 为建立稀土刊矿孔隙比与黏聚力的关系，做稀土 125 矿样孔隙比与黏聚力的变化关系图，如图6所示. 100 对图6中实验数据分布，分别采取线性、指数函数和 多项式形式进行拟合分析，将分析结果列于表4.对 比表中拟合相关系数的大小可知，多项式形式拟合 25 程度最高.因此，采用多项式形式建立稀土矿孔隙 比e与黏聚力c的数学模型，如下式. 100 200 300 400 正应力，oPa c=80.66e2-188.99e+120.58 (3) 图5正应力与剪应力关系 由图6中孔隙比与黏聚力的关系可知，随着实 Fig.5 Relation between normal stress and shear stress 验矿样孔隙比的增大，矿物颗粒间的距离变大，导致

尹升华等: 不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 在峰值剪切强度附近,当剪应力经过峰值开始下降, 试样已经发生破坏. 取各剪应力曲线的峰值点作为试样剪切破坏强 度,作各正应力条件下孔隙比与土体剪切破坏强度 的关系曲线,如图 4. 由图 4 中曲线可知,土体剪应 力峰值 子f随孔隙比 e 的增大而减小. 图 4 孔隙比与剪应力峰值关系曲线 Fig. 4 Relation between porosity ratio and shear stress peak 由图 4 可知实验稀土矿样的剪应力峰值 子f与孔 隙比 e 呈负相关关系. 这主要由于随着孔隙比的增 大,稀土矿物颗粒之间的距离随之增大,矿块整体变 得疏松. 从而,颗粒间的黏结效果的减弱导致稀土 矿样的剪应力峰值降低. 此外,实际原地浸出稀土 矿时由于矿物颗粒迁移和溶液离子的化学交换,改 变了矿体中的颗粒级配,并加剧孔隙分布的不均质 性,最终也使得矿体强度降低. 图 5 正应力与剪应力关系 Fig. 5 Relation between normal stress and shear stress 2郾 2 不同孔隙比试样黏聚力 c、内摩擦角 渍 值 对不同孔隙比的试样在不同正应力条件下的剪 应力进行回归分析(见图 5),线性回归直线与纵轴 交点即试样黏聚力 c,与横轴夹角即试样内摩擦角 渍,具体数据如表 3 所示. 表 3 不同孔隙比试样剪切强度参数 Table 3 Parameters of shear strength for different porosity samples 组号 孔隙比 正应力, 滓/ kPa 剪切应力, 子 / kPa 黏聚力, c/ kPa 内摩擦角, 渍/ (毅) 1 0郾 6 100 72郾 5 200 123郾 1 300 161郾 2 400 197郾 7 35郾 76 21郾 34 2 0郾 7 100 85郾 2 200 142郾 1 300 194郾 9 400 226郾 8 29郾 08 17郾 17 3 0郾 8 100 96郾 3 200 148郾 1 300 202郾 8 400 248郾 5 19郾 65 16郾 34 4 0郾 9 100 114郾 2 200 159郾 6 300 218郾 7 400 287郾 2 16郾 90 13郾 23 5 1郾 0 100 104郾 2 200 147郾 1 300 196郾 9 400 262郾 8 11郾 40 12郾 15 6 1郾 1 100 84郾 6 200 131郾 8 300 171郾 9 400 215郾 2 10郾 61 9郾 24 由表 3 中数据可知,稀土矿样抗剪强度指标(c、 渍 值)均随孔隙比增大而变小. 由图 5 分析可知,整 体上不同孔隙比的试样在不同正应力条件下,剪应 力与正应力的变化为线性增长关系,工程实际上两 物理量可相互替换. 但是,实验矿样的剪切应力在 一定小的范围下正应力始终为 0. 以孔隙比为 0郾 6 为例,该孔隙比下矿样剪切应力在 0 ~ 35郾 76 kPa 范 围时,其正应力为 0. 因此,在实际过程,两物理量的 表征替换在小应力下不再适用. 2郾 3 孔隙比与黏聚力的关系 为建立稀土矿孔隙比与黏聚力的关系,做稀土 矿样孔隙比与黏聚力的变化关系图,如图 6 所示. 对图 6 中实验数据分布,分别采取线性、指数函数和 多项式形式进行拟合分析,将分析结果列于表 4. 对 比表中拟合相关系数的大小可知,多项式形式拟合 程度最高. 因此,采用多项式形式建立稀土矿孔隙 比 e 与黏聚力 c 的数学模型,如下式. c = 80郾 66e 2 - 188郾 99e + 120郾 58 (3) 由图 6 中孔隙比与黏聚力的关系可知,随着实 验矿样孔隙比的增大,矿物颗粒间的距离变大,导致 ·163·

.164· 工程科学学报，第40卷，第2期 40 拟合效果最好，因而认为孔隙比e与内摩擦角p呈 实验结果 抛物线形式回归 线性变化关系，即 ···线性回归 30 负指数函数形式回归 p=-22.48e+34.02 (4) 表54种形式拟合结果对比 20 Table 5 Comparison of the results of four forms of fitting 拟合相关 方程形式 拟合结果 系数，R 10 y=ax+b =-22.48e+34.02 0.963 y=ax+bx+d 9=9.46e2-38.57e+40.58 0.957 5 0.6 0.7 0.80.9 1.0 1.1 1.2 y=aerit 9=0.02.e00 0.952 孔隙比，e y=a-bln(x+d) o=12.84-20.22ln(e+0.07) 0.959 图6试样孔隙比与黏聚力关系曲线 Fig.6 Relation between porosity and cohesion of the samples 由图7可知，实验稀土矿样的内摩擦角P与孔 表4三种形式拟合结果对比 隙比e呈负相关关系.随着孔隙比的增大，孔隙间 Table 4 Comparison of three form fitting results 填充的空气量产生的压力将一部分垂直荷载转移到 拟合相关 水平方向，一定程度上削弱了正应力，且矿物颗粒接 方程形式 拟合结果 系数，2 触点个数也会影响矿样的内摩擦角. y=ax+b c=-51.87e+64.65 0.925 2.5孔隙演化对抗剪强度影响机理分析 y=axk c=12.93e-206 0.976 孔隙率反映了矿样的密实度.孔隙率愈小的矿 y=ax2 +bx+d c=80.66e2-188.99e+120.58 0.981 块愈密实，抗剪强度也愈大：反之，孔隙率愈大矿块 愈松散，抗剪强度也愈小.故孔隙变化对矿块抗剪 粒间公共结合水膜对矿物颗粒的黏结效果很大程度 强度具有重要影响. 的减弱.从微观结构角度分析，分子间的范德华力 孔隙比变大导致矿样黏聚力c减小，结合图6 相应变小，也使得矿块整体黏聚力变小 综合分析，孔隙比的变大可归结为颗粒间作用力与 2.4孔隙比与内摩擦角的关系 粒间的接触点数目减少 测定不同孔隙比下实验矿样内摩擦角的变化， (1)随着矿块孔隙比的变大，矿物颗粒相对含 结果如图7所示.试样内摩擦角p随孔隙比e的变 量将减少，矿块变疏松.矿物颗粒间距变大，导致粒 大而不断减小.结合图7中的实验数据分布，采用 间公共结合水膜对矿物颗粒的黏结效果很大程度的 多种函数形式拟合，对比拟合结果，建立内摩擦角φ 减弱，范德华力也相应变小，导致矿块整体黏聚力 与孔隙比e的数学模型.各函数形式的拟合结果列 变小 于表5.对比表中各形式的拟合结果可知，稀土矿孔 (2)孔隙比变大，矿块质地变疏松，矿物颗粒间 隙比e与内摩擦角p的分布规律采用线性拟合方式 的接触点数目变少，矿块内胶结物的胶结与矿物颗 实验结果 线性回归 粒间的咬合作用均会减弱，因而矿块黏聚力减小 20 多项式回归 指数函数形式回归 孔隙比变大导致矿块内摩擦角φ变小的原因 18 对数函数形式回归 也可解释如下： 16 (1)由图7可得，孔隙比变大说明矿物颗粒间 孔隙含量变大，孔隙中填充的空气和水在颗粒滑移 14 过程起到一定润滑作用，使矿物颗粒移动所受阻力 12 减小，导致矿块内摩擦角的减小，此外孔隙空气产生 10 压力将一部分垂直荷载转移到水平方向，一定程度 0.7 上削弱了正应力，表现为矿块内摩擦力的减小 0.6 0.80.9 1.0 孔隙比，e (2)矿样内孔隙的增多使得矿物颗粒粒间接触 图7试样孔隙比与内摩擦角关系曲线 点的数目减少，颗粒发生滑移的临界条件更易满足， Fig.7 Relation between porosity of the sample and internal friction 在上部荷载保持不变的情况下，总体滑动摩擦力会 angle 减小，因而内摩擦角将变小

工程科学学报,第 40 卷,第 2 期 图 6 试样孔隙比与黏聚力关系曲线 Fig. 6 Relation between porosity and cohesion of the samples 表 4 三种形式拟合结果对比 Table 4 Comparison of three form fitting results 方程形式 拟合结果 拟合相关 系数,R 2 y = ax + b c = - 51郾 87e + 64郾 65 0郾 925 y = ax b c = 12郾 93e - 2郾 05 0郾 976 y = ax 2 + bx + d c = 80郾 66e 2 - 188郾 99e + 120郾 58 0郾 981 粒间公共结合水膜对矿物颗粒的黏结效果很大程度 的减弱. 从微观结构角度分析,分子间的范德华力 相应变小,也使得矿块整体黏聚力变小. 图 7 试样孔隙比与内摩擦角关系曲线 Fig. 7 Relation between porosity of the sample and internal friction angle 2郾 4 孔隙比与内摩擦角的关系 测定不同孔隙比下实验矿样内摩擦角的变化, 结果如图 7 所示. 试样内摩擦角 渍 随孔隙比 e 的变 大而不断减小. 结合图 7 中的实验数据分布,采用 多种函数形式拟合,对比拟合结果,建立内摩擦角 渍 与孔隙比 e 的数学模型. 各函数形式的拟合结果列 于表 5. 对比表中各形式的拟合结果可知,稀土矿孔 隙比 e 与内摩擦角 渍 的分布规律采用线性拟合方式 拟合效果最好,因而认为孔隙比 e 与内摩擦角 渍 呈 线性变化关系,即 渍 = - 22郾 48e + 34郾 02 (4) 表 5 4 种形式拟合结果对比 Table 5 Comparison of the results of four forms of fitting 方程形式 拟合结果 拟合相关 系数,R 2 y = ax + b 渍 = - 22郾 48e + 34郾 02 0郾 963 y = ax 2 + bx + d 渍 = 9郾 46e 2 - 38郾 57e + 40郾 58 0郾 957 y = a·e d x + b 渍 = 0郾 02·e 29郾 26 e + 3郾 59 0郾 952 y = a - bln(x + d) 渍 = 12郾 84 - 20郾 22ln(e + 0郾 07) 0郾 959 由图 7 可知,实验稀土矿样的内摩擦角 渍 与孔 隙比 e 呈负相关关系. 随着孔隙比的增大,孔隙间 填充的空气量产生的压力将一部分垂直荷载转移到 水平方向,一定程度上削弱了正应力,且矿物颗粒接 触点个数也会影响矿样的内摩擦角. 2郾 5 孔隙演化对抗剪强度影响机理分析 孔隙率反映了矿样的密实度. 孔隙率愈小的矿 块愈密实,抗剪强度也愈大;反之,孔隙率愈大矿块 愈松散,抗剪强度也愈小. 故孔隙变化对矿块抗剪 强度具有重要影响. 孔隙比变大导致矿样黏聚力 c 减小,结合图 6 综合分析,孔隙比的变大可归结为颗粒间作用力与 粒间的接触点数目减少. (1) 随着矿块孔隙比的变大,矿物颗粒相对含 量将减少,矿块变疏松. 矿物颗粒间距变大,导致粒 间公共结合水膜对矿物颗粒的黏结效果很大程度的 减弱,范德华力也相应变小,导致矿块整体黏聚力 变小. (2) 孔隙比变大,矿块质地变疏松,矿物颗粒间 的接触点数目变少,矿块内胶结物的胶结与矿物颗 粒间的咬合作用均会减弱,因而矿块黏聚力减小. 孔隙比变大导致矿块内摩擦角 渍 变小的原因 也可解释如下: (1)由图 7 可得,孔隙比变大说明矿物颗粒间 孔隙含量变大,孔隙中填充的空气和水在颗粒滑移 过程起到一定润滑作用,使矿物颗粒移动所受阻力 减小,导致矿块内摩擦角的减小,此外孔隙空气产生 压力将一部分垂直荷载转移到水平方向,一定程度 上削弱了正应力,表现为矿块内摩擦力的减小. (2) 矿样内孔隙的增多使得矿物颗粒粒间接触 点的数目减少,颗粒发生滑移的临界条件更易满足, 在上部荷载保持不变的情况下,总体滑动摩擦力会 减小,因而内摩擦角将变小. ·164·

尹升华等：不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 ·165· (肖燕飞，黄小卫，冯宗玉，等.离子吸附型稀土矿绿色提取 3结论 技术研究进展.稀土，2015,36(3)：109) (1)风化壳淋积型稀土矿试样剪应力随剪位移 [9]Wei J P,Wang H N.Yan J B.Environmental damages and con- trol measures in exploiting ion-absorbed rare earth of South China. 的增大呈类抛物线变化，存在剪应力峰值，峰值过后 Nonferrous Met Sci Eng,2016,7(1):125 剪应力随剪位移的变大而逐渐减小：相同正应力条 (魏娟萍，王海宁，晏江波.南方离子型稀土矿开采的环境损 件下，矿块剪应力峰值τ与孔隙比e呈负相关变化 伤及防治.有色金属科学与工程，2016,7(1)：125) 关系 [10]Wang X L.Experimental Study on Ore Body Structure of lon-ad- (2)分析不同正应力条件下的剪应力，得到了 sorption Type Rare-earths in Leaching and its Applications [Dis- 不同孔隙比试样抗剪强度指标(c、p值)，结果表明 sertation].Ganzhou:Jiangxi University of Science and Technolo- y,2015 抗剪强度指标均随孔隙比e增大而减小. (王小玲.浸矿对离子型稀土矿体结构影响的试验研究及其 (3)探讨了风化壳淋积型稀土矿黏聚力c、内摩 应用[学位论文].赣州：江西理工大学，2015) 擦角p与孔隙比e的对应关系，结果表明c与e呈 [11]Rao R,Li M C,Zhang S B,et al.Experimental study on land- 非线性变化关系，而p与e呈线性 slide features and countermeasures of in-situ leaching stope of (4)分析认为孔隙演化对强度影响的主要原因 ion-type rare earth mines.Chin Rare Earths,2016,37(6):26 (饶容，李明才，张树标，等.离子型稀土原地浸矿采场滑坡 是孔隙比的变化会影响颗粒间的公共结合水膜，使 特征及防控试验研究.稀土，2016,37(6)：26) 得结合水膜对颗粒的黏结效果变化.同时，颗粒间 [12]Wu C F,Yao G J,Chen L,et al.Slope stability analysis for a 接触点数目的变化也会影响胶结物胶结作用和颗粒 ionic rare earth mine in-situ leaching based on Geo-Studio.Chin 间咬合作用，进而影响矿体强度 J Geological Hazard Control,2016,27(2):72 (邬长福，姚贵佳，陈亮，等.基于Geo-Studio的离子型稀土 矿边坡稳定性分析.中国地质灾害与防治学报，2016,27 参考文献 (2):72) [1]Chi R A,Tian J.Weathered Crust Elution-Deposited Rare Earth [13]Wang H D,Wang G S,Qiu G L,et al.Research into strength Mineral Chemical Metallurgy.Beijing:Science Press,2006 characteristics for ion-adsorption rare earth ore.China Min Mag, (池汝安，田君.风化壳淋积型稀土矿化工治金.北京：科学 2016.25(9):136 出版社，2006) (王洪丁，王观石，邱高磊，等.离子型稀土矿体强度特性试 [2]Chi R A,Tian J.Review of weathered crust rare earth ore.J Chin 验研究.中国矿业，2016,25(9)：136) Rare Earth Soc,2007,25(6):641 [14]Yin S H,Wu A X,Hu K J,et al.Solute transportation mecha- (池汝安，田君.风化壳淋积型稀土矿评述.中国稀土学报， nism of heap leaching and its influencing factors.Cent S Univ 2007,25(6):641) Sci Technol,2011,42(4):1092 [3]Chi R A,Tian J.Li Z J,et al.Existing state and partitioning of (尹升华，吴爱祥，胡凯建，等.堆浸过程中溶质运移机制及 rare earth on weathered ores.J Rare Earths,2005,23(6):756 影响因素.中南大学学报（自然科学版），2011,42(4)： [4]Moldoveanu G A,Papangelakis V G.Recovery of rare earth ele- 1092) ments adsorbed on clay minerals:I.Desorption mechanism. [15]Wang H D,Wang G S,Hu S L,et al.Pore size distribution and Hydrometall.2012,117-118:71 permeability variation of ion-adsorption rare-earth ore sample.Sci [5]Liu K,Deng X Y,Zuo X H.Leaching process and development Technol Eng,2016,16(25):51 trend of weathered crust elution-deposited rare earth ore.J Hubei (王洪丁，王观石，胡世丽，等.离子型稀土矿体孔径分布及 Polytech Univ,2013,29(2):32 其渗透性变化.科学技术与工程，2016,16(25)：51) (刘凯，邓祥义，左小华.风化壳淋积型稀土矿浸取工艺及其 [16]Zhu X Y,Hu W K,Xing Q T,et al.Shear property of Yellow 发展趋势.湖北理工学院学报，2013,29(2)：32) River's desposition in unsaturated and high plastic clay.J Shan- [6]Luo X P.Weng CJ.Xu J,et al.Research progress on and devel- dong Univ Eng Sci,2016,46(1):62 opment trend of exploitation technique of ion-absorbed type rare (祝学勇，胡文凯，邢庆涛，等.黄河冲淤积非饱和高塑性黏 earth ore.Met Min,2014(6):83 土的抗剪性状.山东大学学报（工学版），2016,46(1)：62) (罗仙平，翁存建，徐品，等.离子型稀土矿开发技术研究进 [17]Yang D H,Yan R T,Wei C F,et al.A study of water chemical 展及发展方向.金属矿山，2014(6)：83) sensitivity of strength indices of silty clay.Rock Soil Mech,2016, [7]Moldoveanu G A,Papangelakis V G.An overview of rare-earth re- 37(12):3529 covery by ion-exchange leaching from ion-adsorption clays of vari- (杨德欢，颜荣涛，韦昌富，等.粉质黏土强度指标的水化学 ous origins.Mineralogical Mag,2016,80(1):63 敏感性研究.岩土力学，2016,37(12)：3529) [8 Xiao Y F,Huang X W,Feng Z Y,et al.Progress in the green ex- [18]Mishra A K,Ohtsubo M,Li L Y,et al.Influence of various fac traction technology for rare earth from ion-adsorption type rare tors on the difference in the liquid limit values determined by earths ore.Chin Rare Earths,2015,36(3):109 Casagrande's and fall cone method.Environ Earth Sci,2012,65

尹升华等: 不同孔隙比下风化壳淋积型稀土矿强度特性 3 结论 (1)风化壳淋积型稀土矿试样剪应力随剪位移 的增大呈类抛物线变化,存在剪应力峰值,峰值过后 剪应力随剪位移的变大而逐渐减小;相同正应力条 件下,矿块剪应力峰值 子f与孔隙比 e 呈负相关变化 关系. (2)分析不同正应力条件下的剪应力,得到了 不同孔隙比试样抗剪强度指标( c、渍 值),结果表明 抗剪强度指标均随孔隙比 e 增大而减小. (3)探讨了风化壳淋积型稀土矿黏聚力 c、内摩 擦角 渍 与孔隙比 e 的对应关系,结果表明 c 与 e 呈 非线性变化关系,而 渍 与 e 呈线性. (4)分析认为孔隙演化对强度影响的主要原因 是孔隙比的变化会影响颗粒间的公共结合水膜,使 得结合水膜对颗粒的黏结效果变化. 同时,颗粒间 接触点数目的变化也会影响胶结物胶结作用和颗粒 间咬合作用,进而影响矿体强度. 参 考 文 献 [1] Chi R A, Tian J. Weathered Crust Elution鄄Deposited Rare Earth Mineral Chemical Metallurgy. Beijing: Science Press, 2006 (池汝安, 田君. 风化壳淋积型稀土矿化工冶金. 北京: 科学 出版社, 2006) [2] Chi R A, Tian J. Review of weathered crust rare earth ore. J Chin Rare Earth Soc, 2007, 25(6): 641 (池汝安, 田君. 风化壳淋积型稀土矿评述. 中国稀土学报, 2007, 25(6): 641) [3] Chi R A, Tian J, Li Z J, et al. Existing state and partitioning of rare earth on weathered ores. J Rare Earths, 2005, 23(6): 756 [4] Moldoveanu G A, Papangelakis V G. Recovery of rare earth ele鄄 ments adsorbed on clay minerals: I. Desorption mechanism. Hydrometall, 2012, 117鄄118: 71 [5] Liu K, Deng X Y, Zuo X H. Leaching process and development trend of weathered crust elution鄄deposited rare earth ore. J Hubei Polytech Univ, 2013, 29(2): 32 (刘凯, 邓祥义, 左小华. 风化壳淋积型稀土矿浸取工艺及其 发展趋势. 湖北理工学院学报, 2013, 29(2): 32) [6] Luo X P, Weng C J, Xu J, et al. Research progress on and devel鄄 opment trend of exploitation technique of ion鄄absorbed type rare earth ore. Met Min, 2014(6): 83 (罗仙平, 翁存建, 徐晶, 等. 离子型稀土矿开发技术研究进 展及发展方向. 金属矿山, 2014(6): 83) [7] Moldoveanu G A, Papangelakis V G. An overview of rare鄄earth re鄄 covery by ion鄄exchange leaching from ion鄄adsorption clays of vari鄄 ous origins. Mineralogical Mag, 2016, 80(1): 63 [8] Xiao Y F, Huang X W, Feng Z Y, et al. Progress in the green ex鄄 traction technology for rare earth from ion鄄adsorption type rare earths ore. Chin Rare Earths, 2015, 36(3): 109 (肖燕飞, 黄小卫, 冯宗玉, 等. 离子吸附型稀土矿绿色提取 技术研究进展. 稀土, 2015, 36(3): 109) [9] Wei J P, Wang H N, Yan J B. Environmental damages and con鄄 trol measures in exploiting ion鄄absorbed rare earth of South China. Nonferrous Met Sci Eng, 2016, 7(1): 125 (魏娟萍, 王海宁, 晏江波. 南方离子型稀土矿开采的环境损 伤及防治. 有色金属科学与工程, 2016, 7(1): 125) [10] Wang X L. Experimental Study on Ore Body Structure of Ion鄄ad鄄 sorption Type Rare鄄earths in Leaching and its Applications [Dis鄄 sertation]. Ganzhou: Jiangxi University of Science and Technolo鄄 gy, 2015 (王小玲. 浸矿对离子型稀土矿体结构影响的试验研究及其 应用[学位论文]. 赣州: 江西理工大学, 2015) [11] Rao R, Li M C, Zhang S B, et al. Experimental study on land鄄 slide features and countermeasures of in鄄situ leaching stope of ion鄄type rare earth mines. Chin Rare Earths, 2016, 37(6): 26 (饶睿, 李明才, 张树标, 等. 离子型稀土原地浸矿采场滑坡 特征及防控试验研究. 稀土, 2016, 37(6): 26) [12] Wu C F, Yao G J, Chen L, et al. Slope stability analysis for a ionic rare earth mine in鄄situ leaching based on Geo鄄鄄Studio. Chin J Geological Hazard Control, 2016, 27(2): 72 (邬长福, 姚贵佳, 陈亮, 等. 基于 Geo鄄鄄Studio 的离子型稀土 矿边坡稳定性分析. 中国地质灾害与防治学报, 2016, 27 (2): 72) [13] Wang H D, Wang G S, Qiu G L, et al. Research into strength characteristics for ion鄄adsorption rare earth ore. China Min Mag, 2016, 25(9): 136 (王洪丁, 王观石, 邱高磊, 等. 离子型稀土矿体强度特性试 验研究. 中国矿业, 2016, 25(9): 136) [14] Yin S H, Wu A X, Hu K J, et al. Solute transportation mecha鄄 nism of heap leaching and its influencing factors. J Cent S Univ Sci Technol, 2011, 42(4): 1092 (尹升华, 吴爱祥, 胡凯建, 等. 堆浸过程中溶质运移机制及 影响因素. 中南大学学报( 自然科学版), 2011, 42 ( 4 ): 1092) [15] Wang H D, Wang G S, Hu S L, et al. Pore size distribution and permeability variation of ion鄄adsorption rare鄄earth ore sample. Sci Technol Eng, 2016, 16(25): 51 (王洪丁, 王观石, 胡世丽, 等. 离子型稀土矿体孔径分布及 其渗透性变化. 科学技术与工程, 2016, 16(25): 51) [16] Zhu X Y, Hu W K, Xing Q T, et al. Shear property of Yellow River蒺s desposition in unsaturated and high plastic clay. J Shan鄄 dong Univ Eng Sci, 2016, 46(1): 62 (祝学勇, 胡文凯, 邢庆涛, 等. 黄河冲淤积非饱和高塑性黏 土的抗剪性状. 山东大学学报(工学版), 2016, 46(1): 62) [17] Yang D H, Yan R T, Wei C F, et al. A study of water chemical sensitivity of strength indices of silty clay. Rock Soil Mech, 2016, 37(12): 3529 (杨德欢, 颜荣涛, 韦昌富, 等. 粉质黏土强度指标的水化学 敏感性研究. 岩土力学, 2016, 37(12): 3529) [18] Mishra A K, Ohtsubo M, Li L Y, et al. Influence of various fac鄄 tors on the difference in the liquid limit values determined by Casagrande蒺s and fall cone method. Environ Earth Sci, 2012, 65 ·165·

·166· 工程科学学报，第40卷，第2期 (1):21 ence of grain size on the shear strength of rooted soil.Chin Rock [19]Lin B T,Cerato A B.Shear strength of shale weathered expan- Mech Eng,2016,35(2):403 sive soils along swell-shrink paths:analysis based on microscopic (栗岳洲，付江涛，胡夏嵩，等.土体粒径对盐生植物根-土 properties.Eniron Earth Sci,2015,74(9):6887 复合体抗剪强度影响的试验研究.岩石力学与工程学报， [20]Gao C D.Testing Study of the Unsaturated Sandy Soil Mechanies 2016,35(2):403) Characteristic and its Interaction with Structure Analysis Disserta- [22]Zhao X,Yang Y H,Zhu Y J,et al.Analysis of impact of crack tion].Changsha:Hunan University,2014 surface on shear strength of strong expansive soil.Rock Soil (高昌德.非饱和砂土力学特性研究及其与结构相互作用分 Mech,2014,35(1):130 析[学位论文].长沙：湖南大学，2014) (赵鑫，阳云华，朱瑛洁，等.裂隙面对强膨胀土抗剪强度彩 [21]Li Y Z,Fu JT,Hu X S,et al.Experimental study of the influ- 响分析.岩土力学，2014,35(1)：130)

工程科学学报,第 40 卷,第 2 期 (1): 21 [19] Lin B T, Cerato A B. Shear strength of shale weathered expan鄄 sive soils along swell鄄shrink paths: analysis based on microscopic properties. Environ Earth Sci, 2015, 74(9): 6887 [20] Gao C D. Testing Study of the Unsaturated Sandy Soil Mechanics Characteristic and its Interaction with Structure Analysis [Disserta鄄 tion]. Changsha: Hunan University, 2014 (高昌德. 非饱和砂土力学特性研究及其与结构相互作用分 析[学位论文]. 长沙: 湖南大学, 2014) [21] Li Y Z, Fu J T, Hu X S, et al. Experimental study of the influ鄄 ence of grain size on the shear strength of rooted soil. Chin J Rock Mech Eng, 2016, 35(2): 403 (栗岳洲, 付江涛, 胡夏嵩, 等. 土体粒径对盐生植物根鄄鄄 土 复合体抗剪强度影响的试验研究. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(2): 403) [22] Zhao X, Yang Y H, Zhu Y J, et al. Analysis of impact of crack surface on shear strength of strong expansive soil. Rock Soil Mech, 2014, 35(1): 130 (赵鑫, 阳云华, 朱瑛洁, 等. 裂隙面对强膨胀土抗剪强度影 响分析. 岩土力学, 2014, 35(1): 130) ·166·