動靜組合加載下巖石-充填體破壞特征研究

朱曉璽 孫文誠 楊曦

摘? 要：充填法開采時，爆破擾動勢必對充填體造成不同程度的破壞，為更好地保護充填體穩定，需要對其破壞模式進行研究，并明確其破壞程度。從礦山實際出發，制備巖石-充填體組合試件，對其開展動靜組合加載實驗。研究結果表明，軸向載荷的施加與否會導致巖石-充填體試件的破壞模式發生變化。當不施加軸壓時，試件更容易發生拉伸破壞。當施加一定軸壓時，由于端部效應的影響，試件充填體部分的破壞模式由拉伸破壞向壓剪破壞轉變。這也進一步造成充填體破壞程度的變化，隨著軸向壓力的增加，其破壞程度逐漸減弱。說明拉伸破壞會對充填體造成更為嚴重的破壞，相較于拉伸破壞，壓剪破壞造成的充填體破壞程度較低。

關鍵詞：巖石-充填體；動靜載荷；破壞模式；平均粒徑；分形維數；破壞程度

中圖分類號：TD313? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ? 文章編號：2095-2945（2024）05-0073-04

Abstract： When mining by filling method， blasting disturbance is bound to cause varying degrees of damage to the filling body. In order to better protect the stability of the filling body， it is necessary to study its failure mode and clarify its damage degree. Based on the actual situation of the mine， the combined specimen of rock and filling body was prepared， and the dynamic and static combined loading experiment was carried out. The results of the study show that the application or non-application of axial load leads to a change in the damage pattern of rock-fill specimens. When no axial pressure is applied， the specimen is more prone to tensile damage. When certain axial pressure is applied， the damage mode of the filler part of the specimen changes from tensile damage to compression-shear damage due to the end effect. This further results in a change in the degree of damage of the backfill， which gradually decreases with the increase of axial pressure. Tensile damage causes more severe damage to the backfill， and compression shear damage causes less damage to the backfill compared to tensile damage.

Keywords： rock-filling body; dynamic and static load; failure mode; average particle size; fractal dimension; failure degree

由于充填采礦法具有有效控制地壓、降低礦石貧化率和避免地表塌陷等諸多優點，其已經作為主要采礦方法，廣泛應用于礦山生產活動中[1-2]。充填開采時，先開采礦房，后開采礦柱。開采礦柱時，礦房已經被充填體充填，開采礦柱產生的爆破擾動勢必會對礦房內的充填體造成不同程度的破壞，為更好地保護充填體不被破壞，需要對其破壞特征進行研究，明確其破壞模式與破壞程度，及兩者之間的關系。

關于充填體的破壞特性，國內外專家學者進行了廣泛的研究。為貼近爆破實際環境，多采用SHPB開展相應研究[3]。譚玉葉等[4]應用SHPB試驗裝置，對充填體進行循環沖擊實驗，確定了充填體在循環沖擊作用下的破壞特征。韓亮[5]對充填體進行沖擊實驗，確定了不同灰砂比條件下充填體的破壞特征。張欽禮等[6]對高密度全尾砂充填體進行沖擊實驗，對其穩定性進行了分析，并確定了高密度充填體穩定性與應變率之間的關系。朱鵬瑞等[7]也開展了不同應變率條件下的充填體沖擊實驗，確定了不同應變率下充填體的破壞形態與臨界應變率。張云鵬等[8]對充填體進行動靜組合加載實驗，即先施加軸向壓力，再進行沖擊，獲得了充填體在此種條件下的破壞模式，并分析了其破壞機理。這些專家學者對充填體在不同條件下的破壞特征進行了分析，取得了豐富的研究成果，為充填體的破壞分析提供了大量支持。但是，其實驗對象均是充填體，這與實際生產環境存在少許出入，而以巖石-充填體組合試件為研究對象則更貼近實際情況。所以，本文制備巖石-充填體組合試件，針對該組合試件開展不同動靜條件下的沖擊實驗，對其破壞特征開展研究，為分析礦房中的充填體破壞特征提供數據支持。

1? 研究方法

1.1? 巖石-充填體組合試件制備

首先，加工巖石試件，巖石試件為花崗巖，直徑50 mm，高度為25 mm。花崗巖試件加工完成后，制備充填體料漿。充填體料漿采用某礦的分級尾砂和325#普通硅酸鹽水泥進行制備，其灰砂比為1∶4，濃度為75%。充填體料漿制作完成后，將花崗巖試件置于模具底部。模具為有機玻璃管制作而成，內徑為50 mm，高為50 mm。在模具上方加入制備好的充填體料漿。待充填體料漿初凝后，進行脫模，即可得到組合試件。將組合試件置于養護箱中養護14 d。養護完成后，對充填體頂面進行打磨，使其滿足沖擊實驗要求。最終，實驗使用試件如圖1所示。

1.2? 實驗裝置

本次實驗使用的是分離式SHPB沖擊實驗裝置，其裝置如圖2所示。該裝置包含彈頭、發射腔、氣炮室、入射桿、透射桿和吸收桿等裝置。使用材料為45GrNiMoVA 合金鋼，入射桿、透射桿和吸收桿的直徑均為50 mm。彈頭采用異型設置，這樣可以減少PC振蕩，進而達到半正弦波的加載要求。實驗時，將高壓氮氣注入氣炮室，待氣壓穩定后，將異型彈頭推入到發射腔內適當位置，釋放氣炮室內的高壓氣體，高壓氣體推動異型彈頭撞擊入射桿，形成入射波，入射波在試件表面發生反射與透射，透射波經透射桿后被吸收桿吸收，反射波經入射桿返回。在波的傳播過程中，試件就會發生破壞，以此達到模擬爆破的效果。通過調節氣炮室內的氣體壓力，可以達到控制沖擊強度的目的。

1.3? 實驗方案

為明確動靜2種載荷對組合試件的影響，分別設置動靜2種加載條件。其中，靜載荷通過事先施加軸壓的形式完成，施加的軸向壓力為0、1.15和2.3 MPa。動載荷通過設置不同的氣體壓力來實現，本次實驗設置0.3和0.4 MPa 2個氣體壓力，以實現不同動載荷的施加。

2? 動靜組合加載下巖石-充填體破壞模式

不同動靜組合加載條件下，組合試件的破壞形態如圖3和圖4所示。在低沖擊氣壓下，組合試件中的花崗巖沒有破壞，但是，充填體均發生了不同程度的破壞。沒有軸壓時，充填體破碎成多個小塊，隨著軸壓的增加，充填體破壞成一個大塊與多個小塊。這主要是由于，充填體內部包含初始微裂紋，在施加一定軸壓的情況下，其內部的微裂紋會在軸壓的影響下發生閉合，這在一定程度上增強了充填體的強度，使其破壞的程度減小。同時，施加軸壓也改變了試件的破壞模式。沒施加軸壓時，充填體為拉伸破壞，所以破碎成多個小塊。而施加軸壓后，充填體破壞模式為壓剪破壞，造成其破壞后形成一個較大圓錐（圓臺），這個圓錐（圓臺）周圍的充填體破碎成多個小塊。

但是，隨著沖擊氣壓的升高，試件的破壞模式又發生了改變。其中，花崗巖在高沖擊氣壓下，開始發生破壞，由縱向裂紋破壞成幾個大塊，破壞模式為拉伸破壞。施加的軸壓并沒有對其破壞模式產生影響。這主要是由于花崗巖的強度遠高于所加軸壓造成的。而充填體均破碎成多個小塊，3個軸壓條件下的破碎塊度相差不大，破壞模式為拉伸破壞。說明高沖擊氣壓下軸壓的影響逐漸減弱。這主要是由于沖擊氣壓升高，造成入射能量急劇增大，增加的入射能量已經遠遠大于軸壓造成的強度增加，所以其破碎成多個小塊。

3? 動靜組合加載下巖石-充填體粒徑分析

3.1? 平均粒徑

為對組合體試件破壞后的粒徑進行定量分析，進一步明確其破壞程度。現對破壞后的組合體試件中的破碎充填體顆粒的平均粒徑進行分析，平均粒徑ds的計算公式如下

式中：ds為破碎充填體顆粒的平均粒徑；di為不同粒徑條件下破碎充填體顆粒的粒徑；ri為破碎充填體顆粒粒徑為di時，與之相對應的質量分數[9]。

對組合試件中的充填體顆粒進行篩分，確定其每一級粒徑下的充填體顆粒質量分數，應用式（1），對其平均粒徑進行計算，計算結果如圖5所示。低沖擊氣壓條件下，隨著軸向壓力的增加，平均粒徑顯著增大，說明其破壞程度減弱。高沖擊氣壓條件下，平均粒徑之間相差不大，說明高沖擊氣壓條件下，軸向壓力對充填體的強度增強效果已經不在顯著。且其平均粒徑遠低于低沖擊氣壓條件下的平均粒徑，說明其在高沖擊氣壓條件下破碎程度更高。這與前文的分析結果保持一致，進一步驗證了研究的準確性。

3.2? 分形維數

為進一步明確組合體中充填體破壞后的粒徑分布情況，采用分形維數進行進一步分析。分形維數D的計算公式如下所示

式中：m為破碎充填體顆粒的總質量；me為等效邊長為Le時對應的充填體顆粒質量；Le為等效邊長[10]。

應用式（2）對組合試件中充填體破壞后的粒度分形維數進行計算，結果如圖6所示。分形維數越大，說明其破碎后的顆粒多，體積小，破碎程度高[11]。低沖擊氣壓條件下，隨著軸向壓力的增加，分形維數逐漸減小，說明其破壞程度逐漸減弱。高沖擊氣壓條件下，分形維數之間相差不大，說明高沖擊氣壓條件下，充填體的破碎程度相近。且其分形維數高于低沖擊氣壓條件下的分形維數，說明其在高沖擊氣壓條件下破碎程度更高。這與平均粒徑的分析結果保持一致，進一步驗證了研究的準確性。

4? 結論

1）在動靜組合加載條件下，巖石-充填體試件呈現出了不同的破壞模式。當不施加軸向靜載壓力時，組合試件中的花崗巖只在高動載氣壓下發生拉伸破壞；而充填體則均發生拉伸破壞。當施加一定軸壓時，在低動載氣壓下，花崗巖沒有發生破壞，充填體破壞模式由拉伸破壞向壓剪破壞轉變；在高動載氣壓下，花崗巖與充填體均發生拉伸破壞。

2）以平均粒徑與分形維數為指標對充填體的破壞程度進行了定量分析，結果較為準確。低沖擊氣壓條件下，隨著軸向壓力的增加，其破壞程度逐漸減弱。高沖擊氣壓條件下，充填體的破碎程度相近。且高沖擊氣壓條件下破碎程度更高。

3）拉伸破壞會對充填體造成更為嚴重的破壞，相較于拉伸破壞，壓剪破壞造成的充填體破壞程度較低。

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