磷塊巖在動靜加載作用下的破壞特性研究

張和培 吝曼卿 李先福 柯曉蘇 張 潘

（1.武漢工程大學資源與安全工程學院,湖北 武漢 430073;2.磷資源開發利用教育部工程研究中心,湖北 武漢 430205）

伴隨著磷礦產資源的不斷開采和消耗,磷礦正逐步轉入深部開采階段。在深部磷礦開采過程中,磷塊巖不僅受到周圍巖體傳遞而來的圍巖壓力作用,還受到附近開挖擾動作用,探究磷塊巖在動靜作用下的破壞特性,對井下工程設計與安全開采具有重要意義。

關于巖體在動靜加載下的力學特性試驗,呂曉聰等[1]利用SHPB系統對砂巖進行循環沖擊試驗,研究了圍壓對巖石損傷度的影響。周宗紅等[2]對白云巖進行三維加載試驗,分析了圍壓對白云巖強度、變形模量等的影響。試驗表明:當白云巖圍壓不變時,白云巖的抗壓強度隨著軸壓的增大而逐漸增大,達到一定程度后又逐漸減小;且變形模量則隨著軸壓的增大而逐漸減小。薛東杰等[3]研究煤巖在不同加載速率下采動力學響應及破壞機制,獲得了不同加載模式下煤樣的力學特征參量和變形破壞特性。辛亞軍等[4]對紅砂巖進行了不同加載速率下的蠕變特性研究,發現在相同應力加載條件下,加載速率越大,瞬時應變變化越小,衰減蠕變應變增量越大,等速蠕變應變增量越小。唐建新等[5]研究了破碎巖石在不同加載速率條件下的承壓變形,發現破碎巖樣在不同加載速度下達到峰值壓力的時間與加載速率呈現負相關關系。王文等[6-8]對含水煤樣展開了動靜組合加載試驗,發現動靜組合加載下的煤樣強度比其靜載強度高。K.Liu等[9-10]利用世界首臺基于真三軸靜載的霍普金森壓桿系統研究砂巖的動態力學與破壞特征,并分析了砂巖在多軸靜—動組合加載下的變形、強度與破壞特征。李夕兵等[11-16]對巖石動靜組合加載力學特性試驗進行了相關研究,探究了不同動靜組合應力狀態下巖體的動態力學性能、損壞形式及能量傳遞規律,為巖體的動態破壞機理呈現提供了有意義的指導。楊福見[17]利用靜動—靜組合加載對花崗巖進行了動靜組合加載試驗,發現經過動載擾動后的花崗巖單軸抗壓強度小于未擾動時的強度。宮鳳強等[12,18]對不同預靜載下的紅砂巖試樣進行了動力擾動試驗,發現了深部圍巖在預靜載和動力擾動組合作用下更容易發生破壞,預靜載水平主導著圍巖的拉伸破壞強度,且動力擾動對強度的弱化有促進作用。

由上研究可知,近年來研究花崗巖、砂巖、煤炭等在不同加載速率、不同圍壓或靜載條件下的巖體試驗,對于將圍壓、速率以及加載方式結合分析的試驗相對較少。本文以磷塊巖為研究對象,通過3組常規三軸靜態加載試驗和9組動靜組合作用下的三軸加載試驗,針對磷塊巖在不同預加載、不同圍壓下的動靜加載試驗,探究磷塊巖在不同加載環境下的強度規律。

1 試驗方法

1.1 試件制備

試驗所用磷塊巖取自湖北宜昌某磷礦開采現場,將磷塊巖巖樣加工成φ50 mm×100 mm的圓柱體并進行編號。加工完成后的巖樣有12個,分為4組:常規靜載組（1#、2#、3#）、動載圍壓 2 MPa 組（4#、5#、6#）、動載圍壓3 MPa 組（7#、8#、9#）、動載圍壓 4 MPa（10#、11#、12#）組。 部分試件如圖1所示。

圖1 試件圖片Fig.1 Pictures of the test piece

1.2 試驗設備

加載裝置選取美國GCTS公司的RXT-1000高溫高壓巖石三軸試驗儀,該裝置由壓力室,圍壓控制器、試驗臺、控制分析設備組成,如圖2所示。

圖2 RXT-1000高溫高壓巖石三軸試驗儀Fig.2 RXT-1000 high temperature and high pressure rock triaxial tester

1.3 試驗方案

為分析不同加載環境對磷塊巖損傷破壞的影響,試驗選取加載速率為1 mm/min,通過試驗測得試樣常規靜載破壞峰值應力均值。再設置試件軸向初始預靜載力為常規破壞峰值應力值的70%,80%和90%,進行9組靜載+動力擾動組合試驗,循環荷載擾動采用正弦波加載,磷塊巖試件的受力如圖3所示。

圖3 試件受力示意Fig.3 Schematic diagram of the force on the specimen

（1）常規三軸靜載試驗分2個階段進行:第一階段,將圍壓從 0 MPa分別加載至2 MPa、3 MPa、4 MPa;第二階段,軸向載荷控制在同一速率,位移速率為1 mm/min,保持圍壓不變,直至試件破壞。以此來模擬磷礦在地下開挖前的原始應力狀態。

（2）三軸動靜組合試驗主要分為3個階段,以軸向力作為主要控制參數。第一階段,將圍壓以勻速率從0 MPa分別加載至2 MPa、3 MPa、4 MPa;第二階段,在圍壓不變的情況下,軸向荷載以相同的速率從0 kN加載到預定的荷載值,加載速率為1 kN/s;第三階段,保持原始圍壓不變,以預定的軸向載荷為出發點,反復施加1 Hz正弦波的軸向周期性載荷,直至試件破壞。以此來模擬磷礦井下開挖擾動、放炮震動或頂板來壓等動態載荷。

此外,圖4給出了磷塊巖在同一圍壓不同預靜載水平和同一預靜載水平不同圍壓下的加載路徑示意圖。

圖4 試驗加載路徑示意Fig.4 Schematic diagram of the test loading path

2 試驗結果分析

2.1 巖樣破壞模式分析

在常規的室內三軸靜態加載試驗中,巖體的破壞形式基本為剪切破壞,如圖5（a）所示。在動靜組合加載試驗中,當預靜載為70%時,巖體達到破壞需要的動態加載更為密集,巖樣上下兩端分裂成塊體,中間部位完全破碎呈細碎的顆粒狀,如圖5（b）所示。當預靜載為80%時,巖樣最終分裂成數塊粒徑不同的磷塊,而其余部分在動態荷載的反復作用下被研磨成碎屑,如圖5（c）所示。當預靜載達到90%時,輕微的動態加載就能使得巖體變形破壞。巖樣雖然整體發生剝落變形,但大致沿著軸向加載方向的裂隙張拉破壞,碎屑的顆粒較大且完整,巖樣整體保持原有的輪廓形狀,如圖5（d）所示。

圖5 不同預靜載下巖樣的破壞形態Fig.5 Damage patterns of rock samples under different pre-static loadsds

由此可以看出,磷塊巖在經過動載擾動后,與常規三軸荷載試驗相比,巖樣的裂隙發育更加密集,破壞狀態更加破碎松散,說明巖樣在圍壓和動載的共同作用下,磷塊巖體中產生了大量的豎向裂縫,并在隨后的加載過程中不斷擴展和交錯,使其力學性能嚴重劣化。結合常規三軸荷載試驗中巖樣的破壞特征可以看出,雖然常規靜態加載試驗中試樣的應力水平較高,但破壞模式只是典型的剪切破壞,而在動靜組合共同加載下,試件的破壞形態則更為嚴重,除了明顯的剪切破壞,變形破壞后巖體在動載作用下甚至被碾為碎屑。這說明巖體內部儲存大量的彈性應變能僅是巖體發生損傷變形的條件之一,而在外界因素的動態擾動下,巖體會發生更為嚴重的損傷變形,甚至粉碎破壞。

2.2 磷塊巖常規靜載三軸試驗結果

分別對1#巖樣進行了圍壓為2 MPa條件下的三軸試驗,對2#巖樣進行了圍壓為3 MPa條件下的三軸試驗,對3#巖樣進行了圍壓為4 MPa條件下的三軸試驗。

此次常規靜載三軸試驗結果如表1所示。

表1 常規靜載三軸試驗結果Table 1 Conventional static load triaxial test results

2.3 動靜組合三軸試驗結果

為分析研究動靜組合加載下磷塊巖的損傷破壞特性,通過磷塊巖樣在2 MPa、3 MPa、4 MPa圍壓下的常規靜載三軸抗壓強度,進而分別設置預靜載水平為常規靜載三軸抗壓強度的70%、80%、90%,進行9組“預靜載+動力擾動”系列試驗:動力擾動采用正弦波加載,在擾動圍壓一定的情況下（圍壓分別為2 MPa、3 MPa、4 MPa）分別進行不同預靜載（70%、80%、90%）巖樣的動靜組合三軸加載測試試驗。動靜組合作用下的三軸荷載試驗數據如表2所示。

表2 動靜組合三軸破壞試驗結果Table 2 Dynamic and static combination of three-axis damage test results

由表2可知,在圍壓2 MPa 的條件下,4#、5#、6#磷塊巖樣的三軸抗壓強度約為131 MPa,小于常規靜載三軸圍壓2 MPa下的138.21 MPa;圍壓3 MPa的條件下 7#、8#、9#磷塊巖樣的三軸抗壓強度約為149 MPa,小于常規靜載三軸圍壓3 MPa下的161.38 MPa;圍壓 4 MPa 的條件下的 7#、8#、9#磷塊巖樣的三軸抗壓強度約為176 MPa,小于常規靜載三軸圍壓4 MPa下的188.84 MPa。由此可見,在相同的圍壓下,動靜組合下的磷塊巖三軸抗壓強度降低,隨著其所受圍壓的增加,較常規靜態加載試驗分別降低5.2%、7.7%、6.8%,說明所受圍壓越大,相同動力擾動下的磷塊巖的三軸抗壓強度越低。

9組動靜組合加載試驗的應力—應變曲線如圖6～圖8所示。圖中滯回圈的加入是為了防止隨著周期加載過程,導致曲線過于密集,因此軟件中只設置了超過0.012 5 mm的軸向位移增量。

圖6 磷塊巖在動靜組合作用下應力—應變曲線（σ3=2 MPa）Fig.6 Stress-strain curve of phosphorite under combined dynamic and static action （σ3=2 MPa）

巖石受加載過程中,加載和卸載的兩條應力—應變曲線不是重合的,而是呈現出一個滯回圈[19],同樣閉環的滯回圈曲線證明了巖石記憶的動靜態力學響應,其一般隨著巖石疲勞殘余應變增大的方向移動。由圖6可知,當圍壓為2 MPa時,隨著預靜載水平從70%提高到90%,巖樣的三軸抗壓強度分別為132.25 MPa、129.48 MPa、130.85 MPa,較常規靜載下的138.21 MPa有所降低,且基本保持在穩定的區間大小。當預靜載程度較小時,應力—應變曲線上滯回圈面積較大,隨著預靜載程度的增大,滯回圈的面積逐漸減小,軸向變形逐漸增大。由圖7和圖8可知,當圍壓為3 MPa和4 MPa時,隨著預靜載水平的提高,巖樣的三軸抗壓強度同樣低于常規靜載水平,滯回圈面積逐漸減小,軸向變形逐漸增大,表現形式與圍壓為2 MPa時的規律一致。由此說明,當圍壓相同時,應力—應變曲線上滯回圈的面積隨著預靜載水平的增大而明顯減小。結合前文巖樣破壞模式分析,巖樣的損傷程度受預靜載程度的影響較大,巖樣在經過動載擾動以后強度降低,且預靜載程度越高,強度劣化越明顯,巖樣經受擾動的次數也就越少,小幅度的動載就能使巖樣發生變形破壞,且變形的程度更明顯。

圖7 磷塊巖在動靜組合作用下應力—應變曲線（σ3=3 MPa）Fig.7 Stress-strain curve of phosphorite under combined dynamic and static action （σ3=3 MPa）

圖8 磷塊巖在動靜組合作用下應力—應變曲線（σ3=4 MPa）Fig.8 Stress-strain curve of phosphorite under combined dynamic and static action （σ3=4 MPa）

由圖6～圖8可知,當預靜載水平為70%時,隨著圍壓從2MPa上升到4 MPa,巖樣的三軸抗壓強度分別為132.25MPa、151.82 MPa、176.78MPa,逐漸高于常規靜載下的磷塊巖抗壓強度,軸向變形也逐漸增大;當預靜載水平為80%和90%時,隨著圍壓的升高,巖樣表現形式與靜載水平為70%時的規律一致。由此可見,當預靜載水平相同時,圍壓越大,巖樣破壞時的軸向壓力越大,此時磷塊巖受動載擾動程度逐漸降低。

3 結 論

通過對磷塊巖進行不同動靜組合加載下的損傷破壞試驗。研究結論如下:

（1）相比常規三軸靜荷載試驗,經過動載擾動后的磷塊巖的三軸抗壓強度明顯降低,裂隙發育更為密集,且損傷破壞形態明顯。

（2）在相同初始圍壓下,隨著磷塊巖所受的預靜載力的越高,循環動載使得磷塊巖的峰值強度逐漸降低,且磷塊巖在加載狀態下產生的變形破壞程度越明顯。

（3）在相同預靜載水平動靜組合加載下,由于彈性階段磷塊巖內部裂隙被壓密,隨著磷塊巖所受圍壓越高,巖樣發生破壞時的軸向壓力和軸向變形也越大,即在預靜載水平相同時,磷塊巖的三軸抗壓強度隨著圍壓的增大而增大。