噴層混凝土-圍巖組合體波動特性及動力特性研究

郭東明， 閆鵬洋， 凡龍飛， 楊 俊， 薛 磊， 李妍妍

(1. 中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083；2. 中國礦業大學(北京) 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京 100083)

目前，我國煤礦的巖巷掘進大主要采用鉆爆法施工，占巖巷掘進施工的95%以上[1-2]，水乳炸藥、乳化炸藥等工業炸藥和毫秒雷管的發展，促進了巷道爆破掘進技術的發展，尤其是巖巷中深孔爆破、光面爆破及定向斷裂爆破技術的發展[3-4]。鉆爆法具有操作方便、簡單，施工效率高等優點，但是在巷道或隧道的爆破掘進過程中，經常采用交叉施工的方式提高爆破掘進施工速度，封閉圍巖后，很快進行下一階段的爆破施工，混凝土未經過充分水化反應，強度較低，而爆破掘進時，會產生地震波、空氣沖擊波及飛石[5]，對早齡期混凝土及圍巖產生動態沖擊作用。

人們很早就發現，混凝土與巖石沖擊荷載下的力學特性與靜態加載下的力學特性有較大區別，但是受試驗設備的限制，僅能研究低應變率下的動力特性，限制了人們對相關問題的進一步研究。SHPB試驗技術的發展，激發了學術界對混凝土及巖石動力特性研究的熱情，促進了學術界對混凝土及巖石動力學廣泛、深入的研究，獲得了眾多科研成果。丁國博等[6]采用100 mm分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar, SHPB)試驗裝置對齡期分別為12 h，24 h，36 h和28 d的聚苯乙烯混凝土(Expanded Polystyrene Board, EPS)的沖擊壓縮力學性能進行了對比研究。李夕兵等[7-12]利用大桿徑分離式霍普金森壓桿(SHPB)試驗裝置分別對早齡期混凝土及巖石動態力學及損傷特性進行了研究，認為動載下混凝土及巖石的強度均有較強的率依賴性，隨著應變率的增大，兩者強度隨應變率的增大而增大，擬合曲線與指數函數呈現較好的逼近效果。劉軍忠等[13]利用直徑為Φ100 mm SHPB試驗裝置對角閃巖動力特能進行了研究，結果表明，角閃巖動態強度增強因子與平均應變率對數近似呈線性關系，巖石破壞應變基本上隨應變率的增大而增大，初始彈性模量對應變率不敏感。隨著SHPB技術應用的推廣，一些學者將其用于應力波傳播規律的研究中，也得到了相應的研究成果[14-16]。

綜上所述，眾多學者對早齡期及巖石的動力特性進行了深入研究，成果頗豐，但是相關學者僅針對早齡期混凝土或巖石進行單介質動力學問題的研究，針對噴層混凝土與圍巖黏結面近區的介質而言，在沖擊作用下的動力特性受到黏結面及兩相介質差異的影響，與單介質的動力特性有明顯區別，但是相關研究少有報道。因此在現有研究基礎上，本文采用SHPB試驗技術，以早齡期噴層混凝土(3 d，7 d，10 d)與巖石黏結組合體為研究對象，探究齡期及沖擊速度對組合體試件應力波傳播規律及其動態力學特性的影響，以完善相關領域的研究，對現場施工具有積極的指導意義。

1 SHPB試驗設備及試件制備

1.1 SHPB試驗系統

本文試驗采用中國礦業大學(北京)Φ75 mm分離式SHPB試驗系統，試驗系統主要包括: 動力系統、撞擊桿(紡錘形子彈)、入射桿、透射桿、吸收桿及數據測試及記錄系統。為了實現沖擊過程中試件兩端面的應力平衡，本文試驗采用紡錘形子彈加載，入射波為單一的半正弦波，子彈長度為540 mm，入射桿和透射桿長度為3 000 mm，吸收桿長度為800 mm，材質均為高強度不銹鋼，密度為7 800 kg/m3，彈性模量為210 GPa。

圖1 SHPB試驗裝置實物圖Fig.1 Object graph of SHPB experiment device

1.2 試件制備

試驗中所用的早齡期混凝土為錨噴支護中常用的錨噴混凝土，配制混凝土的水泥采用42.5級普通硅酸鹽水泥，砂子采用堅硬耐久的粗砂，細度模數大于2.5，含泥量不大于3%，石子采用堅硬耐久碎石，粒徑為5～10 mm，速凝劑摻量為水泥重量的3.75%,混凝土質量配比為水泥∶砂∶石子=1∶2∶1.97，水灰比為0.46。

由于試驗所需試件數量較多，現場取樣工作量大，且巖樣離散性對試驗結果影響較大，結合現場錨噴混凝土實際應用情況并在實驗室內經過多次試驗，綜合考慮后本文試驗巖樣選用四川某采石場紅砂巖。選取紅砂巖巖塊其中一面作為澆筑面，進行沖洗、濕潤后，將木模固定在巖塊周邊，將攪拌均勻后的混凝土澆筑在巖樣上，之后進行振搗、抹平，1 d后拆模，然后進行養護。在養護過程中為避免水分對巖石部分強度的影響，因此在巖石部分外部包裹保鮮膜，之后進行密封，然后放進標準養護室內進行養護。養護至3 d時，使用Z1Z-FF-200立式取芯機鉆芯取樣，黏結面垂直于試件軸線，使用SHM-200雙端打磨機對試件進行磨平，保證試件軸線偏差小于0.25°，端面平行度小于0.02 mm，平整度小于0.05 mm，滿足工程巖體試驗標準要求。

試件直徑為68 mm，混凝土和巖石的高度比為1∶1，經過多次試驗，3 d齡期時，試件高度在58 mm時，能夠滿足應力平衡要求，因此本文試驗試件尺寸最終為Φ68 mm×58 mm，混凝土和巖石高度均為29 mm，沖擊氣壓為6個，分別為0.6 MPa，0.62 MPa，0.64 MPa，0.66 MPa，0.68 MPa，0.7 MPa，圖2為加工后的部分組合體試件。由于本文研究的重點為噴層混凝土-圍巖組合體在爆炸空氣沖擊波及飛石等沖擊荷載作用下的動力響應問題，因此沖擊荷載施加方向從混凝土到巖石，試件布置圖如圖3所示。

試驗所用紅砂巖的單軸抗壓強度為53.68 MPa，單軸抗拉強度為4.92 MPa，彈性模量為11.00 GPa，泊松比為0.24，早齡期混凝土及組合體的相關力學參數如表1所示。

圖2 部分組合體試件Fig.2 Part of the combined bodies

圖3 SHPB試驗試件布置圖Fig.3 Specimen arrangement in the SHPB experiments

表1 早齡期混凝土及組合體力學參數Tab.1 The mechanical parameters of the early age concrete and the combined bodies

2 SHPB試驗結果及分析

2.1 試驗波形變化規律

從圖4可以看出，隨著錐形子彈沖擊速度的增大，入射波波幅增大，反射波和透射波波幅均出現不同程度的增大，當沖擊速度從5 m/s左右增大至7.8 m/s左右時，3 d，7 d，10 d齡期試件透射波峰值分別提高了13.13%，16.37%，40.77%，反射波峰值分別提高了66.09%，85.52%，43.03%。3 d齡期組合體試件的透射波波幅變化較小，而7 d齡期和10 d齡期試件的透射波波幅變化較大，說明3 d齡期組合體試件對應力波的透射能力相對較差，這主要是由于: ①3 d齡期試件中混凝土中水泥水化反應時間相對較短，漿液與骨料間存在大量孔隙，內部顆粒間黏結力及內聚力相對較低，塑性變形能力強，混凝土波阻抗與入射桿波阻抗相差較大；②試件破壞過程中，混凝土部分要先于巖石部分破壞，所以3 d齡期的混凝土內部黏結強度較低，內部存在較多缺陷，應力波傳播過程中，缺陷處易吸收入射能使得界面、孔隙、裂紋等缺陷開裂、擴展，較大程度的削減了應力波峰值。

圖4 不同齡期組合體試件波形圖Fig.4 Strain waves for the combined bodies with different ages

隨著齡期的增加，7 d和10 d的組合體試件內部膠凝體及晶粒的數量、強度及膠結能力均得到大幅提高，從而使得混凝土波阻抗提高，組合體試件對入射波的透射能力提高。

2.2應力波透射系數變化規律

不同沖擊速度下，入射桿和透射桿表面應變片測得的入射應變信號εI(t)、 反射應變信號εR(t)和透射波應變εT(t)， 定義λ透為透射系數，對不同齡期的沖擊波形數據進行處理，得到表2，λ透系數公式為

表2 不同沖擊速度下組合體試件應力波透射系數Tab.2 The stress wave transmission coefficient of the combined bodies with different impact velocities

圖5為透射波峰值峰值應變與沖擊速度的關系，可以明顯看出，隨著子彈入射速度的增大，不同齡期試件的透射波峰值應變均呈現增大的趨勢。

對比不同齡期試件的透射波峰值應變可以發現，7 d齡期和10 d齡期試件之間透射波峰值應變兩者數據相差較小，而3 d齡期試件透射波峰值應變則與前者相差較大，主要是由于混凝土與入射桿端面接觸，3 d齡期混凝土內部水泥漿液與骨料間有較多孔隙，膠凝體數量較少、強度較低，導致混凝土波阻抗較小，根據應力波傳播規律可知，相同入射條件下，透射波透射系數較小，所以透射波峰值較小。

圖5 沖擊速度與透射波峰值應變關系Fig.5 The relationship between the impact velocity and the peak strain of the transmission wave

圖6為沖擊速度與透射系數的關系曲線，可以明顯看出，隨著沖擊速度的增大，不同齡期組合體試件應力波的透射系數均減小，透射系數與沖擊速度具有較好的函數關系，3 d和7 d齡期試件的透射系數呈線性減小的變化趨勢，而10 d齡期試件透射不同系數呈指數函數變化趨勢，當沖擊速度從5 m/s左右增大至7.8 m/s左右時，3 d，7 d，10 d齡期試件透射系數分別減小31.69%，29.01%，19.88%。

圖6 沖擊速度與透射系數關系Fig.6 The relationship between the impact velocity and the peak strain of the transmission wave

隨著沖擊入射能的增大，同一齡期試件透射系數減小的主要原因是: 入射波峰值增大后，能量更大的應力波在試件內多次來回傳播，將造成孔隙的坍塌破壞，驅動混凝土及巖石內部數量更多的微裂紋起裂、擴展，貫通形成的破壞面數量也相應增多，混凝土與巖石內部的塑性變形及損傷程度增大，耗散的能量也隨之增多，最終導致入射波波幅及能量出現較大程度的衰減。

基于應力波與噴層混凝土-圍巖組合體作用過程，透射系數的意義主要表現在兩方面: ①體現了組合體試件對應力波峰值衰減的特性，受組合體材質波阻抗、內部損傷破壞程度影響較大；②對于同一齡期試件而言，透射系數與試件損傷破壞之間存在緊密聯系，透射系數從側面反映應力波作用下，組合體試件內部損傷破壞程度；透射系數越小，試件消耗應力波的能量值越大，試件損傷破壞程度越大，反之，能量耗散量、損傷破壞程度相對較小。

從表2和圖6可以看出，相同沖擊速度下，隨混凝土齡期的增大，組合體試件單軸抗壓強度及整體穩定性增大的情況下，應力波透射系數呈增大的變化趨勢，說明組合體試件抵抗沖擊的能力增強，內部損傷破壞程度隨齡期增大而減小。

2.3 組合體破壞規律研究

圖7為不同應變率下不同齡期組合體試件的破壞特征，可以明顯看出，在應變率45～75 s-1內，試件混凝土周邊出現張應變破壞，表現為周邊出現部分破碎以及明顯裂紋的現象，同時試件表面出現貫通混凝土與巖石的黏結面的軸向裂紋，如圖8(a)所示，產生此類裂紋的主要原因為入射桿端部混凝土在沖擊作用下形成的碎塊，在軸向壓縮作用下碎塊端部極易出現應力集中作用，應力集中區域在碎塊尖端的楔入作用下開裂、擴展，由于黏結面的存在，當裂紋擴展至黏結面時，混凝土裂紋具有慣性作用，在裂紋兩側端面擴展時，黏結力對巖石局部具有張拉作用，致使巖石產生與黏結面貫通的裂紋。

隨著組合體試件應變率的增大，在80～90 s-1時不同齡期組合體試件的破壞程度及碎塊質量明顯增大，試件主體呈錐形，破壞面呈倒“V”型，如圖8(b)所示，混凝土部分破壞范圍明顯增大，混凝土的碎粒粒徑主要分布在0～10 mm內，試件黏結面處黏結面近區的混凝土由于黏結面黏結力環向約束作用，致使黏結面近區混凝土主要為滑移剪切破壞，同時試件的碎塊中出現了許多混凝土與巖石的黏結碎塊，碎塊大多呈雙錐或錐-平混合模式。碎塊混凝土的錐形面是由于軸向壓縮過程中入射桿端部混凝土端部橫向膨脹，而黏結面近區外側混凝土受到黏結力約束，橫向變形受抑制，在沖擊壓縮作用下，混凝土外側受到軸向沖擊作用與環箍作用下，外側混凝土發生剪切破壞，使得黏結碎塊形成錐形剪切破壞面。混凝土被壓縮破壞的同時，混凝土內部破壞面大量形成的同時，會出現膨脹擴容現象，黏結面近區巖石部分由于黏結力作用也會受到張拉作用，在膨脹張力以及黏結面的雙向作用下，巖石部分外側側向效應相對較小，易出現張拉剝離破壞，形成雙錐或錐-平混合面形黏結碎塊，而巖石部分外側出現張拉破壞特征破壞面，使得試件主體呈現錐形。如圖8(b)所示，巖石周邊出現明顯的張拉破壞面，主要包括兩種情況的張拉破壞面，近似平行于沖擊荷載方向的張拉破壞面，如1號面所示，以及與試件軸向呈一定夾角的張拉破壞面，如2號面所示。

圖7 不同應變率下試件的破壞形態Fig.7 Failure patterns of specimens at different strain rates

應變率大于90 s-1時，試件主體部分塊度明顯減小，如圖8(c)所示，混凝土破壞程度增大，碎塊增多，主要為壓碎破壞，但是巖石單獨的破壞碎塊較少出現，主要與混凝土黏結形成黏結碎塊，巖石部分的破壞主要為軸向劈裂拉伸破壞，透射端巖石部分端面出現橫向變形，巖石端面出現張拉裂紋，隨著應變率增大，巖石張拉裂紋快速擴展，貫通試件黏結面。選取部分巖石破壞碎塊，借助SEM掃描技術，觀察巖石斷口微觀形貌，發現斷口形貌呈現穿晶破壞與沿晶破壞特征，結果如圖9所示。

圖8 試件破壞特征Fig.8 Failure characteristics of the specimens

2.4 組合體動力特性研究

根據相關學者對巖石動態力學特性的研究成果可知，混凝土及巖石的峰值應力和峰值應變隨應變率的增大而增大，根據本文試驗結果，見圖10，可以明顯看出，不同齡期組合體等效應力-應變曲線，在應變率小于約80 s-1時，隨著平均應變率的增大，不同齡期下組合體的應力-應變曲線的峰值應力逐漸增大，峰值應力處的峰值應變隨之增大，但是隨著應變率的繼續增大，峰值應力仍呈增大趨勢，峰值應變卻呈減小趨勢，主要是由于試件平均應變率較小時，混凝土和巖石均受到軸向壓縮及黏結面環箍作用相對較小，試件的破壞范圍主要在混凝土周邊，中心部位仍然保留，組合體試件在軸向壓縮過程中，混凝土及巖石內部裂紋、空隙被壓縮閉合，早齡期混凝土未破壞部分出現一定程度的壓密，使得峰值應變相對較大；在較大沖擊速度下，由于時間較短，入射桿端部混凝土內部裂紋、空隙等缺陷未能及時被壓縮閉合、開裂、擴展，數量眾多微裂紋得以完全開裂，從而需要更多的能量來驅動微裂紋的擴展、貫通、形成破壞面，使得組合體試件強度增大，但是由于混凝土和巖石受到軸黏結面環箍作用增大，試件周邊的側向效應增大，使得組合體試件峰值軸向應變減小。

圖9 巖石斷口電鏡掃描圖Fig.9 SEM images for the rock fracture surfaces

圖10 不同應變率組合體等效應力-應變曲線Fig.10 The equivalent stress-strain curve of the combined bodies at different strain rates

對比3個齡期的等效應力應變曲線發現，相對而言，3 d齡期組合體試件在破壞階段的曲線下降較為緩慢，表現出塑性材料的特性，這主要是由于3 d齡期混凝土具有較強的塑性變形能力，具有類似塑性材料的特性，尤其是在應變率大于80 s-1后，應力-應變曲線出現近似水平的平臺，說明混凝土對組合體試件動力特性的影響較大。而7 d和10 d齡期組合體曲線破壞階段下降較為陡峭，應變率大于80 s-1后，強度雖然持續增大，但是破壞應變減小，表現出脆性材料的特性。

圖11為組合體動態抗壓強度隨應變率的變化曲線，可以看出不同齡期組合體試件動態抗壓強度隨著應變率的增大而增大。動態抗壓強度的增大主要有兩方面的原因: ①早齡期混凝土和巖石均是率敏感性材料，動態抗壓強度均隨應變率增大而增大，組合體試件中混凝土與巖石強度的增大將使組合體強度也相應增大；②混凝土與巖石黏結后，黏結力對混凝土和巖石的側向產生環箍約束作用，隨著應變率的增大，黏結面的側向約束作用及慣性效應增強，試件周邊產生圍壓作用增大，從而使得組合體的強度增大。

圖12為動態強度增長因子隨應變率的變化曲線，可以明顯看出，動態強度增長因子隨著應變率的增大而增大，呈正相關關系，兩者之間具有冪函數或指數函數關系。

圖11 組合體動態抗壓強度隨應變率的變化曲線Fig.11 Dynamic compressive strength versus the strain rate of the combined bodies

圖12 組合體動態強度增長因子隨應變率的變化曲線Fig.12 Dynamic strength increase factor versus the strain rate of the combined bodies

從圖11和圖12可以看出，應變率較小時，齡期3 d組合體試件的率敏感性較弱，隨著平均應變率的增大，組合體試件的動態抗壓強度及動態強度增長因子增大較慢，應變率大于約70 s-1后，其對應變率的敏感性迅速增大，而7 d和10 d齡期試件的動態抗壓強度及動態強度增長因子變化過程相對較為平穩。

3 結 論

本文對不同齡期早齡期混凝土-巖石黏結組合體試件進行SHPB試驗，對早齡期噴層混凝土-圍巖組合體波動及動力特性進行了研究，可以得到如下結論:

(1) 隨著沖擊速度的增大，反射波和透射波峰值增大，在相同沖擊速度下，3 d齡期組合體試件透射波峰值較7 d和10 d齡期小。

(2) 透射系數與沖擊速度及混凝土齡期密切相關， 隨著沖擊速度的增大，組合體試件透射系數呈現減小的變化趨勢；相同沖擊速度條件下，隨著混凝土齡期的增大，組合體試件透射系數增大。

(3) 在平均應變率45～100 s-1內，組合體試件的破壞程度逐漸增大，可以分為3個階段，第1階段——混凝土周邊張應變破壞，試件周邊出現貫通黏結面的裂紋；第2階段——破壞試件呈錐形，出現雙錐或錐-平面混合型黏結碎塊，巖石部分出現張拉破壞面；第3階段——混凝土部分被壓縮破壞，巖石部分劈裂拉伸破壞，大量出現雙錐或錐-平面混合型黏結碎塊。

(4) 噴層混凝土-圍巖組合體試件具有應變率依賴性，在應變率小于約80 s-1時，隨著平均應變率的增大，不同齡期組合體應力-應變曲線的峰值應力及峰值應變呈逐漸增大，應變率大于80 s-1，峰值應力仍呈增大趨勢，峰值應變卻呈減小趨勢，3 d齡期組合體試件表現出塑性材料特性，而7 d和10 d齡期試件表現出脆性材料特性。