金鼎鎢鉬礦花崗閃長斑巖力學特性試驗研究

梅群力 鐘太興 陳清運 彭靜波

(1.中國黃金集團新疆金灘礦業有限公司,新疆 鄯善 838200;2.江西都昌金鼎鎢鉬礦業有限公司,江西 都昌 332600;3.武漢工程大學資源與土木工程學院,湖北 武漢 430074)

金鼎鎢鉬礦花崗閃長斑巖力學特性試驗研究

梅群力1鐘太興2陳清運3彭靜波3

(1.中國黃金集團新疆金灘礦業有限公司,新疆 鄯善 838200;2.江西都昌金鼎鎢鉬礦業有限公司,江西 都昌 332600;3.武漢工程大學資源與土木工程學院,湖北 武漢 430074)

采用巖石常規三軸試驗手段測試花崗閃長斑巖的力學特性。在此基礎上，運用H-B經驗強度準則對巖石力學參數進行估值，并用巖石單軸抗壓強度試驗、點荷載強度試驗及摩爾應力圓作圖法取得的結果對估值進行檢驗，以期獲得高精度巖石力學參數。研究結果表明：花崗閃長斑巖的變形模量E、泊松比μ值隨側壓變化不大，可以采用不同側壓下E、泊松比μ值的均值來確定；單軸抗壓強度σc估值與實測值吻合較好，但單軸抗拉強度σt估值與實測結果相差較大；在低側壓的條件下，內摩擦角φ估值與實測值、摩爾應力圓作圖法確定的值吻合較好，但黏聚力c估值與摩爾應力圓作圖法確定的值相差較大。經綜合分析，推薦了金鼎鎢鉬礦花崗閃長斑巖力學參數。

花崗閃長斑巖H-B經驗強度準則 巖石力學特性 常規三軸試驗

金鼎鎢鉬礦在露天臺階深孔爆破中，爆堆大塊率過高且塊度分布不均，并伴有根底殘留，據目測，132 m臺階大塊率在60%以上，120 m也有40%左右。為提高爆破質量，降低采場二次破碎和處理根底工作量，改善后續的采裝和粗碎的作業環境，開展了臺階深孔爆破參數優化的技術攻關。該礦巖石結構致密、強度大、磨蝕性很強，巖石力學特性是影響臺階深孔爆破效果的重要因素。

影響巖石爆破效果的巖石力學特性包括巖性、靜載、動載、地質等特性。在新版《爆破手冊》中，進行巖石爆破破碎性分級和爆破效果評價時，主要使用巖性、巖石堅固性系數、破壞能量消耗等靜載力學特性指標[1]。巖石動載特性研究結論多用在炸藥特性選擇和巖石破壞模式描述上。于亞倫[2]通過動荷載實驗指出，巖石動荷載強度大于靜荷載強度，存在2.0～2.7倍的關系，因此對于堅硬、致密性巖石采用高威力的炸藥是合理的。東兆星[3]通過動荷載實驗認為，巖石存在4種破壞模式，可以通過對靜載強度理論中的有關常數進行修正獲得巖石動載強度。因此，從應用的角度出發，同時考慮到該礦只能采用當地生產的乳化油炸藥，開展靜載條件下巖石力學特性研究是比較合適的。

巖石常規三軸試驗是獲取巖石力學特性的重要手段，有些指標可以直接從試驗結果中獲得，有些指標需要對試驗數據進行相關處理才能得到。這些試驗數據(指標)存在離散性較大、非線性和敏感性高等特點，在處理過程中，如果不是有針對性地選擇合適的數據處理方法，就會出現較大誤差或錯誤的結果。本研究基于巖石三軸試驗的基礎數據，采用H-B經驗強度準則對相關的力學參數進行了估值，并借助巖石單軸和點荷載強度試驗的結論對估值結果進行了檢測，對指標估值結果的可靠性進行了評價，指出了H-B經驗強度準則的適用范圍，推薦了金鼎鎢鉬礦花崗閃長斑巖的力學參數。

1 工程地質

金鼎鎢鉬露天礦目前處于山坡露天礦開采階段，采場工作平臺分別為132 m和120 m臺階。132 m臺階為風化礦石，120 m臺階除邊緣外皆為原生礦。含礦花崗閃長斑巖屬超淺～次中深成相成巖，富含W、Mo等主要金屬元素。其結構呈他形粒(細粒)狀結構，其次為半自形及自形晶粒狀結構。其構造以微～細脈狀構造、網脈狀構造為主，浸染狀構造次之。巖體致密堅硬、塊狀結構。巖體斷層節理裂隙發育，多為張性、扭性斷裂。臺階被弱面切割程度較深，節理裂隙非常發育，但被石英膠結的小節理一般黏結力較大。

2 巖石常規三軸力學試驗

2.1 試驗方案

試驗對象為未風化含鎢鉬礦的花崗閃長斑巖。

試驗設備采用MTS815.04型電液伺服控制巖石剛性三軸試驗機，軸向最大加壓荷載4 600 kN、圍壓0～140 MPa、溫度在常溫～200 ℃之間。加載方式：①以0.05 MPa/s的加載速度同步施加側向壓力和軸向壓力，至預定的側壓力值，記錄試件軸向變形值并作為初始值；②加載采用一次連續加載法，以0.5～1.0 MPa/s的加載速度施加軸向荷載，逐級測讀軸向荷載和軸向變形，直至試件破壞，并記錄破壞荷載，在試驗過程中，保證側向壓力始終保持常數。

巖石常規三軸試驗方案：側壓按等差級數進行安排，分別是10、20、30、40、50、60 MPa，為提高試驗精度，又增加5 MPa、15 MPa兩組試樣。試樣制作：采用金剛石巖芯鉆，在現場取回的礦樣上鉆孔取巖芯，制成φ50mm，高100mm的標準試樣。

2.2 試驗結果

按2.1節試驗步驟與要求進行試驗，花崗閃長斑巖常規三軸試驗結果見表1。依據表1，將數據歸一化處理，結果繪制在圖1中。

表1 花崗閃長斑巖常規三軸試驗結果

注：花崗閃長斑巖(未風化)。

圖1 不同側壓條件下巖石最大軸壓、彈性模量和泊松比的歸一化曲線

由表1和圖1可見：試樣破壞時最大軸壓與側壓成正比，呈近似線性關系。巖石彈性模量與側壓成反比，近似線性關系，斜率較小；在側壓變化過程中，巖石泊松比隨側壓變化波動性較大，但總趨勢變化不大。總之，花崗閃長斑巖的變形模量隨側壓增加，變化不明顯。

3 基于H-B經驗強度準則的巖石單軸強度估值

3.1 單軸抗壓強度σc與完整性系數mi3.1.1單軸抗壓強度σc估值

經驗表明，H-B經驗強度準則較M-C強度準則而言，更接近強度試驗曲線。H-B經驗強度準則可表示為

(1)

式中，σ1為第一主應力；σ3為第三主應力；σc為單軸抗壓強度；m、s為表征巖體完整性特征的指標。

H-B經驗強度準則既可以用于巖體，也可以用于巖塊。當H-B經驗強度準則用于巖塊時，s=1，用mi替換m，則式(1)可變換為

(2)

(3)

(4)

(5)

其中，

基于表1測試的結果，依式(1)～式(5)進行回歸計算，單軸抗壓強度σc=271.92MPa，巖石完整性系數mi=17.958。

3.1.2 單軸抗壓強度試驗

從同組巖樣中抽出2塊進行單軸抗壓強度試驗，以便對H-B經驗強度準則估計的單軸抗壓強度值進行檢驗。單軸抗壓強度實測結果見表2，估值結果與實測結果誤差在9%之內。如果考慮4號巖樣中含有節理裂隙，只考慮8號巖樣，其誤差只有3%。由此觀之，基于H-B經驗強度準則，對常規三軸試驗結果進行回歸計算，得出的巖石單軸抗壓強度估值可以滿足工程上的要求。

表2 單軸抗壓強度實測結果

綜上所述，巖石單軸抗壓強度估值與實測結果比較吻合，用該準則進行單軸抗壓強度估值是可取的。對照E.Hoek在2003年提出的“根據巖組確定完整巖石的mi值”的范圍，花崗閃長巖的巖石完整性系數mi在29±3之間，而該巖石完整性系數mi估值偏小，不在其范圍內。出現這種情況，主要是因為該礦花崗閃長斑巖中節理還是比較發育的，只是被石英充填膠結了，造成巖樣完整的一種假象，當然也可能與晶體顆粒較細有關[4]。

3.2 單軸抗拉強度σt3.2.1 單軸抗拉強度σt估值

當巖石單軸抗壓強度σc和完整性系數mi值確定以后，基于H-B經驗強度準則的巖石抗拉強度為

(6)

經計算，巖石單軸抗拉強度σt=15.095MPa。

3.2.2 巖石點荷載強度試驗與抗拉強度

巖石點荷載強度試驗與未經修正的巖石點荷載強度IS試驗結果見表3。

表3 巖石點荷載測試與IS試驗結果

注：D為加載前點間距；D′為試樣破壞前瞬時點間距；S為試樣破壞前瞬時面積；De為等效巖芯直徑。

IS平均值為8.272，根據富蘭克林等編制的點荷載強度指數的巖石分類圖，金鼎鎢鉬礦花崗閃長斑巖屬強度極強的巖石。P與De關系曲線見圖2。

圖2 破壞荷載與等效巖芯直徑平方的關系

(7)

采用經驗公式計算巖石抗拉強度為

(8)

經計算，σt=7.71MPa。

依H-B經驗強度準則估計的巖石抗拉強度為15.095MPa，而巖石點荷載強度試驗的巖石抗拉強度為7.71MPa，兩者相差約50%。由此可知，基于巖石三軸試驗結果回歸出來的H-B經驗強度準則，在σ3<0這一段曲線上，不能真實模擬巖石抗拉情況下的強度曲線。主要是因為H-B經驗強度準則建立之初，所依托的實測資料中就沒有一個σ3<0的樣本[4]。

4 巖石剪切強度

4.1 巖石內摩擦角φ和黏聚力c估值4.1.1 巖石內摩擦角φ

在H-B經驗強度準則中，并不包括表征巖石抗剪強度的黏聚力c和內摩擦角φ。1983年，英國學者J.Bray博士[5]從H-B經驗強度準則強度包絡線的定義出發，推導出一套計算巖體破壞面或潛在破壞面上剪切強度的方法，見式(9)～式(16)。特點在于：在其提出的剪切強度包絡線表達式中，不同應力狀態下c、φ表現出非線性，在潛在破壞面上存在內摩擦角φ隨正應力增大而減小、黏聚力c隨正應力增大亦增大的規律。

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

式中，τ、σ′分別為破壞面上的剪應力、正應力，MPa)；φi、ci分別為在給定τ、σ′條件下巖體的瞬時內摩擦角(°)和瞬時黏聚力(MPa)；τm為在σ1、σ3應力狀態下的最大剪應力，MPa；β為破壞角(破壞面與最大主應力σ1之間夾角)，(°)；σc為巖石單軸抗壓強度，MPa；mi、s為巖體經驗參數。

在式(12)和式(13)中，沒有指出σ′如何確定，但在M-C強度理論中已經解決這個問題，見式(17)。在依據式(17)計算破裂面上的正應力時，分別按理論確定的破壞角和實測的破壞角分別進行計算。

(17)

式中，θ為最大主應力與破裂面法向之間的夾角；σ′為破裂面法向應力。

由式(9)～式(17)進行估算，取s=1，結果見表4。

表4 巖石剪切強度估值與實測結果

4.1.2 巖石內摩擦角的測定

巖柱試樣常規三軸試驗后，試樣往往不是破裂為幾部分，只是在巖柱的側面會出現破壞跡線，因此不能直接測定破裂面與水平面的夾角。這里采用近景攝影法，首先，確定“準線”，如果破裂面在巖柱的端面出露，那么這條跡線即為“準線”，如果破裂面只在巖柱側面出露，需作一個平行于圓柱端面、穿過破裂跡線的圓，過圓與破裂跡線的交點作圓柱軸線的平行線與圓柱端面相交于兩點，兩點的連線即為“準線”；然后，架設相機，瞄準“準線”，盡量使“準線”處于1點進行拍照；最后，將照片導入CAD，即可以測定破裂面與水平面的夾角，由簡單幾何換算即可求出破壞角β。按式(14)計算巖石內摩擦角，由表4可見，巖石內摩擦角具有隨側壓增加減少的規律。

4.1.3 巖石黏聚力c

基于花崗閃長斑巖常規三軸試驗結果，首先按照式(9)～式(17)計算巖石的理論黏聚力，然后用實測的巖石破壞角替換理論破壞角，導入式(9)～式(17)計算巖石的實測黏聚力，結果見表4。

綜上所述，巖石內摩擦角理論值與實測值相對誤差在10%以內，其誤差的產生主要是由于破裂跡線有時難以準確定位，巖石內摩擦角具有隨側壓增加減少的規律。巖石黏聚力依據破壞角的理論值和實測值分別計算，計算結果相差較大，表明破壞角相對于黏聚力而言是一個非常敏感的因素，其微小的誤差將在計算巖石黏聚力時加以放大。因此，H-B經驗強度準則不合適用來估計巖石黏聚力，建議采用摩爾應力圓作圖法或直剪法確定巖石黏聚力。

4.2 基于摩爾應力圓的巖石c、φ、σc

在不同圍壓條件下，巖石極限抗壓強度見表1。依表1，在τ-σ坐標上繪出相應的摩爾應力圓，通過幾何作圖法確定巖石的黏聚力c和內摩擦角φ，并依該包絡線作σ3=0條件下的摩爾應力圓，進而確定巖石單軸抗壓強度σc，巖石力學參數見表5。

表5 基于摩爾應力圓確定巖石力學參數

5 花崗閃長斑巖力學參數

經上述試驗與分析研究，3種方法確定的巖石單軸抗壓強度相差不大，取平均值作為推薦值。依H-B經驗強度準則估算的單軸抗拉強度與點荷載強度試驗確定的值相差較大，只能用點荷載強度試驗的結果。巖石變形模量在側壓變化的過程中變化不大，可以按均值來確定。巖石內摩擦角具有隨側壓增加而減小的規律，在低側壓的條件下(σ3=0～15MPa)，內摩擦角估值與實測值、摩爾圓作圖法確定值相差不大。巖石黏聚力無論是基于理論摩擦角還是實測摩擦角的估計值，與摩爾應

力圓作圖法確定值相差較大，因此黏聚力估值不能用。推薦的花崗閃長斑巖(未風化)力學參數見表6。

表6 花崗閃長斑巖(未風化)力學參數

注：低側壓0～15 MPa時的平均值。

6 結 論

(1)在用H-B經驗強度準則進行估算巖石的抗拉強度時，該準則的σc<0曲線段與實測結果吻合程度較差，不能用H-B經驗強度準則來估算巖石的單軸抗拉強度，可以采用點荷載或巴西圓盤法來確定巖石的抗拉強度。

(2)巖石的黏聚力是一個高敏感性指標，用H-B經驗強度準則進行估算時存在劇烈波動的問題，因此，不建議采用該法確定巖石的黏聚力，最好采用作圖法或者直剪的方法獲得這個指標。

[1] 汪旭光.爆破手冊[M].北京:冶金工業出版社.2010:224. Wang Xuguang.Handbook of Blasting[M].Beijing:Metallurgical Industry Press.2010:224.

[2] 于亞倫.高應變率下的巖石動載特性對爆破效果的影響[J].巖石力學與工程學報，1993,12(4):345-352. Yu Yalun.The effect of dynamic properties of rock on blasting under high strain rate[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，1993，12(4):345-352.

[3] 東兆星,單仁亮.巖石在動載作用下破壞模式與強度特性研究[J].爆破器材，2000,29(1):1-5. Dong Zhaoxing，Shan Renliang.Research on the failure pattern and strength properties of rock under dynamic loading[J].Explosive Materials，2000，29(1):1-5.

[4] Brady B H G， Brown E T.Rock Mechanics for Underground Mining[M].New York：Springer,2006:111-114.

[5] Hoek E，Wood D.A modified Hoek-Brown failure criterion for joined rock masses[C]∥Proc Int Conf Eurock'92.England Chest：[s.n.],1992:202-214.

(責任編輯 石海林)

Experimental Study on Mechanical Properties of Granodioritic Porphyry in Jingding Tungsten Mine

Mei Qunli1Zhong Taixing2Chen Qingyun3Peng Jingbo3

(1.ChinaNationalGoldGroupXinjiangJintanMineralsCo.，Ltd.Shanshan838200，China；2.JiangxiDuchangJingdingTungstenMineCo.，Ltd，Duchang332600，China；3.SchoolofResourceandCivilEngineering，WuhanInstituteofTechnology，Wuhan430074，China)

The mechanical properties of the granodioritic porphyry are tested by the conventional triaxial test.Based on this，the H-B empirical strength criterion is used to estimate the rock mechanical parameters，and the estimated values are verified with the results from uniaxial compressive strength test，point load strength test and stress mohr circle method，in order to obtain high accuracy rock mechanical parameters.The research results show deformation modulusEandpoisson'sratioμofgranodioriticporphyrychangelittlewiththepressurevariation，anditcanbedeterminedfromthemeanvalueE，μatdifferentlateralpressure；Uniaxialcompressivestrengthestimationσcareingoodagreementwiththetestedvalues，butuniaxialtensilestrengthestimationσthaslargedeviationfromthetestresults；Atlowpressure，theestimatedinternalfrictionanglesφareconsistwiththevaluefromtestandMohrcirclemethod，butcohesiveforceestimationcisdifferentfromthevaluebyMohrcirclemethod.Throughcomprehensiveanalysis，themechanicalparametersofgranodioriticporphyryareproposedinJindingTungstenMine.

Granodioritic porphyry，H-B empirical strength criterion，Rock mechanical properties，Conventional triaxial test

2015-06-23

國家自然科學基金項目(編號：51374049)。

梅群力(1964—)，男，高級工程師。

TD

A

1001-1250(2015)-10-051-05