爆破振動作用下斷層破碎帶抗剪強度的劣化規律試驗研究

吳廷堯，周傳波，蔣楠

(中國地質大學（武漢） 工程學院，湖北 武漢，430074)

爆破是我國礦石開采、巖體開挖等采礦生產與工程建設的必要手段，爆破動力極易引起含斷層的高陡邊坡出現累積漸進破壞和慣性失穩破壞2種破壞形式的失穩問題，分析爆破振動作用下斷層破碎帶強度的劣化規律對于含斷層的高陡邊坡在爆破開挖工程中控制邊坡穩定性具有重要的理論意義與實際應用價值。近年來，國內外研究學者結合工程實際，應用現場及室內試驗、數值模擬和理論分析的方法進行了研究，取得了一定進展。LI等[1]采用室內與現場試驗相結合的方法研究了動態循環荷載作用下巖體結構面的力學特性，建立了疲勞損傷模型。費鴻祿等[2-3]采用聲波測試法探究了巖體在爆破荷載作用下的累積損傷效應。王思敬等[4-6]通過室內振動臺試驗，得到了不同爆破強度的振動荷載作用下巖體結構面力學特性與質點振動速度之間的相互關系。劉勇[7]基于自行設計的邊坡滑移失穩模型實驗，探討了順層邊坡在不同爆破振動特性荷載作用下的變形規律及其穩定性評價。許紅濤等[8-10]采用數值分析的方法得出邊坡爆破振動穩定性系數隨爆破時間以及擬靜力系數的變化規律，任月龍等[11]基于極限平衡理論和時程分析法研究爆破振動及結構面漸進破壞對邊坡穩定性影響。楊長衛等[12-13]結合振動臺試驗與數值分析方法，對地震波反復作用下的邊坡破壞機理進行了研究。目前，關于含斷層邊坡爆破動力失穩機理的研究多集中在研究單次不同振動特性的爆破振動對于斷層破碎帶的影響方面，或者采用基于巖體爆破前后的聲波速度降低原理和力學參數折減的方法，直觀評判巖體的爆破動力損傷程度，考慮斷層破碎帶強度、變形等力學性質在爆破動力反復作用下的變形破壞規律及其漸進弱化失穩機理的研究相對較少。在此，本文作者結合工程實際，基于相似理論和振動臺模型試驗，對含斷層邊坡在反復多次不同加載強度、不同加載時間的爆破振動荷載作用下，斷層破碎帶抗剪強度及其抗剪強度參數的變化規律進行了分析。

1 試驗方案

1.1 相似材料及模型制作

模型邊坡主要模擬大冶鐵礦東露天采場獅子山北邦含F9斷層的高陡邊坡。其產狀為N66°W/SW∠71°,主斷層寬度為3 m左右。研究對象沿斷層走向方向受力不變，故模型簡化為平面應變模型，由于考慮到實驗室振動臺的局限性，以及斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角的可測性，故以試驗試塊的形式來對露天轉地下開采高陡邊坡進行爆破振動模型試驗。

參考文獻[12-15]確定了試驗中各關鍵物理量的相似系數以及相關物理力學參數，其中，圍巖主要材料為閃長巖，斷層主要材料為斷層泥、破裂巖、壓碎巖及少許角礫巖組成的集合體，并通過開展大量的常規物理力學特性試驗，進一步求出模型邊坡中上下盤圍巖材料和斷層破碎帶材料的物理力學參數的取值，如表1所示。圍巖和斷層破碎帶的相似材料質量比分別為：m(石膏):m(粗砂):m(中砂):m(鐵精粉):m(檸檬酸鈉):m(水)=0.21:0.33:0.42:0.01:0.16，m(重晶石粉):m(粗砂):m(中砂):m(粉砂):m(水)=0.74:0.21:0.05:0.01:0.14。

基于以上分析結果，可得試塊的長×寬×高為15 cm×15 cm×15 cm，斷層厚度為3 cm，斷層傾角為70o，模型立體結構示意圖如圖1所示，試驗模型框架結構示意圖如圖2所示。

表1 原型及物理模型圍巖和斷層破碎帶物理力學參數Table 1 Physical and mechanics parameter of surrounding rocks and fault fracture zone in prototypes and physical models

1.2 加載方案

爆破產生的地震波為隨機波，若將原始波形輸人振動臺進行爆破振動的模擬最為理想，但因其變頻及變幅的困難較大，正弦波具有地震波所具有的大多數特性，同時還具備了簡化計算的優點[16-18]，因此，在試驗中輸入正弦波形。統計得到大冶鐵礦爆破地震波的主頻分布范圍為50～60 Hz，爆破振動強度為0.5～2.2 cm/s，轉換為振動臺的加速度為1.6～7.0 m/s2，故施加的正弦波頻率為50 Hz，施加的振動參數如表2所示。根據參考文獻[7,19]，對于邊坡穩定性，水平向振動起絕對作用，故加載的正弦波類型為水平X方向，其中，為了得到每組加載試驗后斷層破碎帶相似材料的黏聚力和內摩擦角，每組試驗加載4個相同振動特性的試驗試塊，并分別以正應力50，100，150和200 kPa 對試驗模型進行剪切試驗，模型試驗系統如圖3所示。其中，X方向水平圍巖應力和Z方向垂直圍巖應力加載。

圖1 模型立體結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of three-dimensional model

圖2 試樣驗模型框架結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental model framework

表2 正弦波參數Table 2 Parameters of sine wave

圖3 模型試驗系統Fig.3 Schematic diagram of model test

裝置加載裝置均由1 組焊接了彈簧的鐵板組成，通過控制2 個鐵板之間的距離，對圍巖施加不同壓力；模型固定裝置通過螺栓將模型試驗框架固定在振動臺上，其中，X方向和Z方向應力根據振動臺模型試驗的目的和模型試驗原型邊坡穩定性計算結果以及振動臺承載能力的局限性確定，選取距離邊坡表面40 m 深度處所在滑移面巖體的應力狀態，作為試驗過程中模型試塊的應力狀態。

1.3 模型試驗測試

考慮到現有的試驗條件及監測方法的可操作性，本次試驗采用自制的應力控制式剪切儀對試驗模型參數進行監測和記錄。通過求取不同正應力條件下，經過振動臺加載后斷層破碎帶剪應力的變化情況，來分析斷層破碎帶抗剪強度參數黏聚力和內摩擦角的變化規律，新型應力控制式剪切儀如圖4所示。

圖4 新型應力控制式剪切儀Fig.4 New stress controlled shear apparatus

1.4 試驗過程

振動臺試驗流程如下：試驗模型框架安裝在振動臺面—試驗模型制作—垂直圍巖應力裝置及水平圍巖應力裝置安裝—傳感器連接與調試—試驗加載—對加載后的試塊進行剪切試驗—記錄剪切試驗過程中應力應變數據。部分振動臺試驗過程如圖5所示。

2 結果及分析

2.1 不同加載強度下斷層破碎帶峰值抗剪強度隨加載時間的變化規律

含斷層邊坡在不同振動特性的地震波反復加載作用下，斷層破碎帶在不同剪切正應力條件下的峰值抗剪強度是邊坡穩定性計算時的重要參數，故選取分析試驗過程中斷層破碎帶在剪切正應力分別為50，100，150和200 kPa時峰值抗剪強度隨爆破振動加載時間和加載強度的變化規律，如圖6所示。

從圖6可以看出：不同剪切正應力條件下的斷層破碎帶的峰值抗剪強度隨剪切正應力的增加而增加，隨爆破振動加載時間和加載強度的增加而減小，且峰值抗剪強度與加載時間符合指數函數的衰減關系，峰值抗剪強度與爆破振動加載時間關系的擬合結果見表3。從表3可以看出：擬合公式中的參數P1和P2隨加載強度和所受正應力的增加而呈減小趨勢，其中在不同剪切正應力條件下，爆破振動加載強度為7.0 m/s2時，曲線斜率P2最大，說明斷層破碎帶的峰值抗剪強度在較高爆破振動加載強度時對于加載時間的敏感度最強,此時邊坡失穩破壞形式表現為以慣性失穩破壞，當爆破振動加載強度由1.6 m/s2增加至5.0 m/s2時，曲線斜率緩慢增加，說明此時邊坡失穩破壞形式表現為累積漸進破壞。

2.2 斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角隨加載時間的變化規律

根據莫爾庫侖破壞理論，計算試驗過程中斷層破碎帶的抗剪強度參數變化規律，其中斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角隨加載時間和加載強度的變化規律如圖7所示，不同振動特性下斷層破碎帶黏聚力、內摩擦角與爆破振動加載時間關系的擬合結果如表4和表5所示。

圖5 振動臺試驗過程Fig.5 Process of shaking table model test

由圖7、表4和表5可以看出：在不同爆破加載條件下，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角與爆破振動加載時間呈二次函數的關系衰減，且其弱化特征含有以下2種表現形式：1)加載強度較低時，即加載強度≤5.0 m/s2時，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角衰減以累積弱化作用為主。該形式下，斷層破碎帶內摩擦角和黏聚力隨加載時間的變化大致分為3 個階段：第1階段(圖7 中AB1，AB2，AB3)，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角隨加載時間的增加呈緩慢線性減小趨勢，即斷層破碎帶強度弱化漸變發展階段。該階段，斷層破碎帶受擾動變形的彈性部分隨著正弦波的卸載而部分恢復，但是塑性變形或不可逆變形會殘留下來；在第2階段(圖7中B1C1，B2C2，B3C3)，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角隨加載時間的增加呈迅速衰減趨勢，即加速弱化階段，該階段斷土的彈性變形已不存在，斷層破碎帶中產生新的裂隙并擴展，導致斷層破碎帶的力學性質進一步惡化；第3 階段(圖7 中C1D1，C2D2，C3D3)為斷層破碎帶塑性區貫通階段，即破壞階段，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角隨加載時間的增加而緩慢變化。此時，在動載持續作用下，斷層已產生破壞，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角已達極限。

圖6 斷層破碎帶峰值抗剪強度隨爆破振動加載時間和加載強度的變化規律Fig.6 Change law of peak shear strength of fault fracture zone with blasting vibration loading time and loading strength

表3 斷層破碎帶峰值抗剪強度與加載時間關系的擬合結果Table 3 Fitting results for relationship between peak shear strength of fault fracture zone and blasting vibration loading time

2)在加載強度較高時，即在加載強度達7.0 m/s2時，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角弱化表現出以附加荷載作用為主的慣性破壞特點。與第1 種情況相比，該形式下斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角弱化只有2個階段，在第1階段(圖7中AC4)，隨加載時間增大，斷層破碎帶力學參數呈迅速衰減趨勢，也就是說通過該階段加載，斷層破碎帶立即產生破壞。在第2階段(圖7 中C4D4)，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角已達破壞極限范圍，隨加載時間增加基本不發生明顯變化。

圖7 斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角變化規律Fig.7 Change law of cohesion and angle of internal friction in fault fracture zone

表4 黏聚力與爆破振動加載時間關系的擬合結果Table 4 Fitting results for relationship between cohesion force and blasting vibration loading time

表5 內摩擦角與爆破振動加載時間關系的擬合結果Table 5 Fitting results for relationship between internal friction angle and blasting vibration loading time

2.3 斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角隨加載強度的變化規律

統計分析相同爆破振動加載時間、不同加載強度作用下，斷層破碎帶的黏聚力和內摩擦角，可得爆破振動加載強度對斷層破碎帶抗剪強度變化的影響，其中黏聚力和內摩擦角隨加載強度的變化規律如圖8所示，斷層破碎帶內摩擦角和黏聚力與爆破振動加載時間關系的擬合結果如表6所示。

由圖8可以看出：在不同爆破振動加載時間下，斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角都隨加載強度和加載時間的增加而減小。同時，黏聚力和內摩擦角與加載強度之間符合線性衰減的關系。由表6可以看出：加載強度對于斷層材料黏聚力和內摩擦角的衰減影響均呈先增大后減小趨勢；當加載時間為90 s時，黏聚力曲線斜率最大，為-0.002 4，說明此時斷層材料的黏聚力對于加載強度的敏感度最強，斷層破碎帶抗剪強度破壞主要以黏聚力衰減為主。在加載時間為30，180和240 s 時，曲線斜率較小，說明加載強度在較短和較長加載時間內對于斷層黏聚力和內摩擦角的衰減影響較小；當加載時間為120 s 時，內摩擦角曲線斜率最大，為-0.022 07，說明此時斷層材料的內摩擦角對于加載強度的敏感度最強，斷層破碎帶抗剪強度破壞主要以內摩擦角衰減為主。

圖8 斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角隨加載強度的變化規律Fig.8 Change law of cohesion and angle of internal friction in fault fracture zone with different loading strengths

表6 斷層破碎帶內摩擦角和黏聚力與爆破振動加載時間關系的擬合結果Table 6 Fitting results for relationship between internal friction angle,cohesion force in fault fracture zone and blasting vibration loading time

2.4 不同加載強度下斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角弱化隨加載時間的變化規律

斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角弱化在不同加載強度下隨加載時間的變化關系如圖9所示，不同時間內斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角弱化比隨加載時間和加載強度的變化情況如表7所示。

圖9 斷層破碎帶相似材料黏聚力和內摩擦角弱化規律Fig.9 Change law of cohesion and angle of internal friction reduction of similar materials in fault fracture zone

由圖9可知：隨著加載時間和加載強度的增加，斷層黏聚力和內摩擦角逐漸弱化，且黏聚力和內摩擦角弱化幅度隨加載時間的增加呈現先增大后減小的趨勢，隨加載強度的增加而增大，由表7可以看出：在相同加載時間和加載強度下，黏聚力弱化比較內摩擦角的大，說明斷層黏聚力和內摩擦角在爆破振動累積作用下，黏聚力衰減較快，黏聚力對于加載時間較內摩擦角更敏感，即在斷層材料衰減破壞過程中，黏聚力起主導作用；當加載時間≤30 s 時，黏聚力和內摩擦角衰減為30%左右，說明較短時間對斷層黏聚力和內摩擦角弱化幅度影響較小；當加載時間從30 s增加到90 s，加載強度≤5.0 m/s2時，黏聚力弱化比從12.7%增加到62.47%，內摩擦角弱化比從5.51%增加到33.32%，當加載強度為7.0 m/s2時，黏聚力弱化比從30.72%增加到97.11%，內摩擦角弱化比從26.05%增加到58.79%，說明在加載強度≤5.0 m/s2時，斷層材料在爆破振動加載作用下漸進破壞；而在加載強度為7.0 m/s2時是慣性力作用破壞；隨著加載時間和加載強度的增加，斷層黏聚力和內摩擦角弱化曲線斜率先增加后逐漸減小，說明隨著加載時間的增加，加載時間發揮的弱化斷層黏聚力和內摩擦角的作用越來越小，且在加載強度≥5.0 m/s2時，曲線最后斜率基本接近于0，說明此時加載時間的變化對黏聚力和內摩擦角的弱化的影響很小，可忽略。

表7 不同爆破振動參數下黏聚力和內摩擦角弱化比Table 7 Reduction precent of shear strength parameter under different blasting vibration parameters %

3 結論

1)斷層破碎帶峰值抗剪強度與爆破振動加載時間之間符合指數衰減的關系，且加載強度在7.0 m/s2時，邊坡失穩破壞形式表現為慣性失穩破壞，加載強度在小于5.0 m/s2時，邊坡失穩破壞形式表現為累積漸進破壞。

2)加載強度相同時，斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角隨爆破振動加載時間的增加呈現二次函數的衰減關系，隨爆破振動加載時間的增加，其變形破壞機理為：首先是斷層破碎帶處于彈性變形階段的土體逐漸加速弱化，達到極限平衡狀態，其次是處于塑性階段的土體逐漸增加至塑性區全部貫通，最后表現為斷層破碎帶弱化達到極限，強度參數逐漸趨于平穩。

3)加載時間相同時，斷層破碎帶黏聚力和內摩擦角與爆破振動加載強度之間符合線性衰減的關系，當斷層材料加載時間為90 s 時，黏聚力曲線斜率最大，說明此時斷層材料的黏聚力對于加載強度的敏感度最強，斷層破碎帶抗剪強度破壞主要以黏聚力衰減為主；當斷層材料加載時間為120 s 時，內摩擦角曲線斜率最大，說明此時斷層材料的內摩擦角對加載強度的敏感度最強，斷層破碎帶抗剪強度破壞主要以內摩擦角衰減為主。

4)黏聚力和內摩擦角弱化幅度隨爆破振動加載時間的增加呈現先增大后減小的趨勢，隨爆破振動加載強度的增加而增大的趨勢，且黏聚力弱化對于加載時間較內摩擦角弱化敏感。