动静组合加载下岩石-充填体破坏特征研究

朱晓玺 孙文诚 杨曦

摘  要：充填法开采时，爆破扰动势必对充填体造成不同程度的破坏，为更好地保护充填体稳定，需要对其破坏模式进行研究，并明确其破坏程度。从矿山实际出发，制备岩石-充填体组合试件，对其开展动静组合加载实验。研究结果表明，轴向载荷的施加与否会导致岩石-充填体试件的破坏模式发生变化。当不施加轴压时，试件更容易发生拉伸破坏。当施加一定轴压时，由于端部效应的影响，试件充填体部分的破坏模式由拉伸破坏向压剪破坏转变。这也进一步造成充填体破坏程度的变化，随着轴向压力的增加，其破坏程度逐渐减弱。说明拉伸破坏会对充填体造成更为严重的破坏，相较于拉伸破坏，压剪破坏造成的充填体破坏程度较低。

关键词：岩石-充填体；动静载荷；破坏模式；平均粒径；分形维数；破坏程度

中图分类号：TD313      文献标志码：A          文章编号：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压、降低矿石贫化率和避免地表塌陷等诸多优点，其已经作为主要采矿方法，广泛应用于矿山生产活动中[1-2]。充填开采时，先开采矿房，后开采矿柱。开采矿柱时，矿房已经被充填体充填，开采矿柱产生的爆破扰动势必会对矿房内的充填体造成不同程度的破坏，为更好地保护充填体不被破坏，需要对其破坏特征进行研究，明确其破坏模式与破坏程度，及两者之间的关系。

关于充填体的破坏特性，国内外专家学者进行了广泛的研究。为贴近爆破实际环境，多采用SHPB开展相应研究[3]。谭玉叶等[4]应用SHPB试验装置，对充填体进行循环冲击实验，确定了充填体在循环冲击作用下的破坏特征。韩亮[5]对充填体进行冲击实验，确定了不同灰砂比条件下充填体的破坏特征。张钦礼等[6]对高密度全尾砂充填体进行冲击实验，对其稳定性进行了分析，并确定了高密度充填体稳定性与应变率之间的关系。朱鹏瑞等[7]也开展了不同应变率条件下的充填体冲击实验，确定了不同应变率下充填体的破坏形态与临界应变率。张云鹏等[8]对充填体进行动静组合加载实验，即先施加轴向压力，再进行冲击，获得了充填体在此种条件下的破坏模式，并分析了其破坏机理。这些专家学者对充填体在不同条件下的破坏特征进行了分析，取得了丰富的研究成果，为充填体的破坏分析提供了大量支持。但是，其实验对象均是充填体，这与实际生产环境存在少许出入，而以岩石-充填体组合试件为研究对象则更贴近实际情况。所以，本文制备岩石-充填体组合试件，针对该组合试件开展不同动静条件下的冲击实验，对其破坏特征开展研究，为分析矿房中的充填体破坏特征提供数据支持。

1  研究方法

1.1  岩石-充填体组合试件制备

首先，加工岩石试件，岩石试件为花岗岩，直径50 mm，高度为25 mm。花岗岩试件加工完成后，制备充填体料浆。充填体料浆采用某矿的分级尾砂和325#普通硅酸盐水泥进行制备，其灰砂比为1∶4，浓度为75%。充填体料浆制作完成后，将花岗岩试件置于模具底部。模具为有机玻璃管制作而成，内径为50 mm，高为50 mm。在模具上方加入制备好的充填体料浆。待充填体料浆初凝后，进行脱模，即可得到组合试件。将组合试件置于养护箱中养护14 d。养护完成后，对充填体顶面进行打磨，使其满足冲击实验要求。最终，实验使用试件如图1所示。

1.2  实验装置

本次实验使用的是分离式SHPB冲击实验装置，其装置如图2所示。该装置包含弹头、发射腔、气炮室、入射杆、透射杆和吸收杆等装置。使用材料为45GrNiMoVA 合金钢，入射杆、透射杆和吸收杆的直径均为50 mm。弹头采用异型设置，这样可以减少PC振荡，进而达到半正弦波的加载要求。实验时，将高压氮气注入气炮室，待气压稳定后，将异型弹头推入到发射腔内适当位置，释放气炮室内的高压气体，高压气体推动异型弹头撞击入射杆，形成入射波，入射波在试件表面发生反射与透射，透射波经透射杆后被吸收杆吸收，反射波经入射杆返回。在波的传播过程中，试件就会发生破坏，以此达到模拟爆破的效果。通过调节气炮室内的气体压力，可以达到控制冲击强度的目的。

1.3  实验方案

为明确动静2种载荷对组合试件的影响，分别设置动静2种加载条件。其中，静载荷通过事先施加轴压的形式完成，施加的轴向压力为0、1.15和2.3 MPa。动载荷通过设置不同的气体压力来实现，本次实验设置0.3和0.4 MPa 2个气体压力，以实现不同动载荷的施加。

2  动静组合加载下岩石-充填体破坏模式

不同动静组合加载条件下，组合试件的破坏形态如图3和图4所示。在低冲击气压下，组合试件中的花岗岩没有破坏，但是，充填体均發生了不同程度的破坏。没有轴压时，充填体破碎成多个小块，随着轴压的增加，充填体破坏成一个大块与多个小块。这主要是由于，充填体内部包含初始微裂纹，在施加一定轴压的情况下，其内部的微裂纹会在轴压的影响下发生闭合，这在一定程度上增强了充填体的强度，使其破坏的程度减小。同时，施加轴压也改变了试件的破坏模式。没施加轴压时，充填体为拉伸破坏，所以破碎成多个小块。而施加轴压后，充填体破坏模式为压剪破坏，造成其破坏后形成一个较大圆锥（圆台），这个圆锥（圆台）周围的充填体破碎成多个小块。

但是，随着冲击气压的升高，试件的破坏模式又发生了改变。其中，花岗岩在高冲击气压下，开始发生破坏，由纵向裂纹破坏成几个大块，破坏模式为拉伸破坏。施加的轴压并没有对其破坏模式产生影响。这主要是由于花岗岩的强度远高于所加轴压造成的。而充填体均破碎成多个小块，3个轴压条件下的破碎块度相差不大，破坏模式为拉伸破坏。说明高冲击气压下轴压的影响逐渐减弱。这主要是由于冲击气压升高，造成入射能量急剧增大，增加的入射能量已经远远大于轴压造成的强度增加，所以其破碎成多个小块。

3  动静组合加载下岩石-充填体粒径分析

3.1  平均粒径

为对组合体试件破坏后的粒径进行定量分析，进一步明确其破坏程度。现对破坏后的组合体试件中的破碎充填体颗粒的平均粒径进行分析，平均粒径ds的计算公式如下

式中：ds为破碎充填体颗粒的平均粒径；di为不同粒径条件下破碎充填体颗粒的粒径；ri为破碎充填体颗粒粒径为di时，与之相对应的质量分数[9]。

对组合试件中的充填体颗粒进行筛分，确定其每一级粒径下的充填体颗粒质量分数，应用式（1），对其平均粒径进行计算，计算结果如图5所示。低冲击气压条件下，随着轴向压力的增加，平均粒径显著增大，说明其破坏程度减弱。高冲击气压条件下，平均粒径之间相差不大，说明高冲击气压条件下，轴向压力对充填体的强度增强效果已经不在显著。且其平均粒径远低于低冲击气压条件下的平均粒径，说明其在高冲击气压条件下破碎程度更高。这与前文的分析结果保持一致，进一步验证了研究的准确性。

3.2  分形维数

为进一步明确组合体中充填体破坏后的粒径分布情况，采用分形维数进行进一步分析。分形维数D的计算公式如下所示

式中：m为破碎充填体颗粒的总质量；me为等效边长为Le时对应的充填体颗粒质量；Le为等效边长[10]。

应用式（2）对组合试件中充填体破坏后的粒度分形维数进行计算，结果如图6所示。分形维数越大，说明其破碎后的颗粒多，体积小，破碎程度高[11]。低冲击气压条件下，随着轴向压力的增加，分形维数逐渐减小，说明其破坏程度逐渐减弱。高冲击气压条件下，分形维数之间相差不大，说明高冲击气压条件下，充填体的破碎程度相近。且其分形维数高于低冲击气压条件下的分形维数，说明其在高冲击气压条件下破碎程度更高。这与平均粒径的分析结果保持一致，进一步验证了研究的准确性。

4  结论

1）在动静组合加载条件下，岩石-充填体试件呈现出了不同的破坏模式。当不施加轴向静载压力时，组合试件中的花岗岩只在高动载气压下发生拉伸破坏；而充填体则均发生拉伸破坏。当施加一定轴压时，在低动载气压下，花岗岩没有发生破坏，充填体破坏模式由拉伸破坏向压剪破坏转变；在高动载气压下，花岗岩与充填体均发生拉伸破坏。

2）以平均粒径与分形维数为指标对充填体的破坏程度进行了定量分析，结果较为准确。低冲击气压条件下，随着轴向压力的增加，其破坏程度逐渐减弱。高冲击气压条件下，充填体的破碎程度相近。且高冲击气压条件下破碎程度更高。

3）拉伸破坏会对充填体造成更为严重的破坏，相较于拉伸破坏，压剪破坏造成的充填体破坏程度较低。

参考文献：

[1] 王俊，乔登攀，韩润生，等.阶段空场嗣后充填胶结体强度模型及应用[J].岩土力学，2019，40（3）：1105-1112.

[2] 周耀珺，朱珍德，吴楠，等.花岗岩和大理岩在不同应变率下的冲击试验研究[J].河北工程大学学报（自然科学版），2018，35（3）：29-33，38.

[3] 李夕兵，周子龙，叶州元，等.岩石动静组合加载力学特性研究[J].岩石力学与工程学报，2008，27（7）：1387-1395.

[4] 谭玉叶，汪杰，宋卫东，等.循环冲击下胶结充填体动载力学特性试验研究[J].采矿与安全工程学报，2019，36（1）：184-190，197.

[5] 韩亮.冲击荷载下胶结充填体动力学特性研究[D].唐山：华北理工大学，2019.

[6] 张钦礼，杨伟，杨珊，等.动载下高密度全尾砂胶结充填体稳定性试验研究[J].中国安全科学学报，2015，25（3）：78-82.

[7] 朱鹏瑞，宋卫东，徐琳慧，等.冲击荷载作用下胶结充填体的力学特性研究[J].振动与冲击，2018，37（12）：131-137，166.

[8] 张云鹏，冯志楼，杨曦，等.一维动静组合加载下充填体动力学性质试验研究[J].金属矿山，2019（9）：52-58.

[9] 李祥龙，袁芝斌，王建国，等.动载下矿岩-充填体能量传递规律及破坏特性[J].工程爆破，2021，27（3）：1-8，34.

[10] 何满潮，杨国兴，苗金丽，等.岩爆实验碎屑分类及其研究方法[J].岩石力学与工程学报，2009，28（8）：1527-1529.

[11] 谢和平，高峰，周宏伟，等.岩石断裂和破碎的分形研究[J].防灾减灾工程学报，2003，23（4）：1-9.