楊榮周 ，徐穎 ，劉家興，丁進(jìn)甫，謝昊天

(1.安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南，232001；2.安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南，232001)

當(dāng)今中國(guó)已然成為舉世矚目的巖土工程大國(guó)，并正處在向巖土工程強(qiáng)國(guó)轉(zhuǎn)變的關(guān)鍵時(shí)期。目前，國(guó)內(nèi)外埋深達(dá)2 000 m的深部資源開(kāi)發(fā)與工程建設(shè)已逐步趨于常態(tài)化，少數(shù)資源開(kāi)發(fā)與工程建設(shè)深度已達(dá)到4 000 m[1]。然而，深部硬-脆性圍巖的動(dòng)力失穩(wěn)問(wèn)題(巖爆、沖擊地壓等)嚴(yán)重制約著我國(guó)深部資源開(kāi)發(fā)與工程建設(shè)的發(fā)展，這事關(guān)國(guó)家的戰(zhàn)略安全與國(guó)計(jì)民生[2]。深部復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境下高地應(yīng)力使得圍巖內(nèi)部積聚了大量的彈性應(yīng)變能，導(dǎo)致圍巖具有強(qiáng)烈的沖擊傾向性[3-4]。一旦圍巖受到來(lái)自構(gòu)造層斷裂、鉆爆開(kāi)挖、地質(zhì)活動(dòng)等產(chǎn)生的沖擊擾動(dòng)，圍巖極易突發(fā)強(qiáng)烈的沖擊型動(dòng)力失穩(wěn)[5-7]。

采用合理的支護(hù)結(jié)構(gòu)與技術(shù)依舊是防控圍巖發(fā)生動(dòng)力失穩(wěn)的關(guān)鍵[8-9]。對(duì)于現(xiàn)有的圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)體系，其支護(hù)理念也由“以剛克剛”逐步向“以柔克剛、剛?cè)岵?jì)”轉(zhuǎn)變，包括將泡沫金屬等材料作為吸能材料的“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)[10-11]以及研發(fā)的吸能支架[11-12]和恒阻大變形吸能錨桿[13]。呂祥鋒等[10]采用爆炸沖擊加載方式并利用高速數(shù)據(jù)采集方法，分析了圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力波傳播與衰減規(guī)律，得到了沖擊應(yīng)力波作用剛性支護(hù)巷道和剛-柔(泡沫鋁)耦合支護(hù)巷道發(fā)生破壞的應(yīng)力判據(jù)和能量條件。WANG 等[11]采用落錘沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)測(cè)試了新型吸能支架的抗沖擊性能，研究了巷道模型試件在新型吸能支架支護(hù)下的頂部沖擊破壞行為。WU等[13]基于平面應(yīng)變軸對(duì)稱假設(shè)和塑性增量理論，推導(dǎo)了巖體的平衡方程、協(xié)調(diào)方程以及吸能錨桿的響應(yīng)，揭示了吸能錨桿與巖體的相互作用機(jī)理。姚精明等[14]運(yùn)用相似模擬理論進(jìn)行了錨桿-泡沫鋁聯(lián)合支護(hù)防治沖擊地壓試驗(yàn)研究，揭示了錨桿-泡沫鋁聯(lián)合支護(hù)沖擊地壓巷道機(jī)制。楊建明等[15]為減少深部強(qiáng)擾動(dòng)誘發(fā)巖爆等動(dòng)力災(zāi)害，采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)對(duì)不同厚徑比的高阻尼橡膠試樣和“橡膠-花崗巖”組合試樣進(jìn)行了沖擊吸能試驗(yàn)，評(píng)價(jià)了厚徑比對(duì)高阻尼橡膠材料緩沖吸能的影響。盡管始終將“支護(hù)的住、支護(hù)的好”放在第一要?jiǎng)?wù)，但忽略了圍巖支護(hù)體系的綠色經(jīng)濟(jì)與可持續(xù)發(fā)展理念。此外，研究者對(duì)生態(tài)環(huán)境造成嚴(yán)重破壞的高阻尼廢舊輪胎橡膠及其與水泥基材料復(fù)合而成的柔性耗能橡膠-水泥復(fù)合材料[16-18]在圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)體系中的應(yīng)用還沒(méi)有進(jìn)行充分考慮。構(gòu)建一個(gè)既能資源化利用廢舊橡膠、保護(hù)生態(tài)環(huán)境，又能有效促進(jìn)圍巖穩(wěn)定的“綠色安全通道”很有必要。

針對(duì)以上圍巖動(dòng)力失穩(wěn)和廢舊輪胎橡膠資源化利用問(wèn)題，結(jié)合前期階段的研究工作[19]，本文作者建立以橡膠水泥砂漿(rubber cement mortar,RCM)作為柔性吸能材料的“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)。通過(guò)搭建二維平板爆炸沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)展單體平板試件在中心起爆方式下和組合體平板試件在偏心起爆方式下的單孔爆炸沖擊荷載試驗(yàn)，探究“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)二維平板試件的動(dòng)態(tài)損傷破壞特征，并從應(yīng)力波傳播和協(xié)調(diào)變形2 個(gè)方面分析討論“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的耦合作用特征與圍巖穩(wěn)定性機(jī)理。研究結(jié)果可為促進(jìn)廢舊輪胎橡膠-水泥復(fù)合材料在深部巖石動(dòng)力災(zāi)害防控等科學(xué)研究中的有效應(yīng)用提供參考，這對(duì)促進(jìn)深部圍巖動(dòng)力失穩(wěn)防控體系的綠色可持續(xù)發(fā)展具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)原理

對(duì)于深部硬-脆性圍巖，圍巖動(dòng)力失穩(wěn)的發(fā)生往往涉及2種沖擊能量：1) 圍巖體中積聚的彈性能瞬間釋放的沖擊能量；2) 外界動(dòng)力擾動(dòng)對(duì)圍巖施加的沖擊能量(瓦斯爆炸、鉆爆開(kāi)挖、頂板斷裂、地質(zhì)活動(dòng)等)。為了更好地探究以上2 種沖擊能量對(duì)“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響，試驗(yàn)采用巖石相似材料(rock like material, RLM)、RCM 和高性能支護(hù)混凝土(high performance supporting concrete, HPSC) 3 種材料，初步設(shè)計(jì)了“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)(圖1)，并進(jìn)行了4 種工況下的二維平板爆炸沖擊荷載試驗(yàn)。4種工況下二維平板的爆炸沖擊荷載試驗(yàn)設(shè)計(jì)原理如表1 所示。RLM、RCM 和HPSC 的靜態(tài)壓縮性能如表2所示。

表1 爆炸荷載試驗(yàn)設(shè)計(jì)原理Table 1 Design principle of blasting load test

表2 RLM、RCM和HPSC的靜態(tài)壓縮性能Table 2 Static compression performance of RLM, RCM and HPSC

圖1 “剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)和二維平板的試驗(yàn)工況Fig.1 "Rigid-flexible coupling" surrounding rock supporting structure and test conditions of two-dimensional flat plates

1.1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案

二維平板爆炸沖擊荷載試驗(yàn)的設(shè)計(jì)方案如圖2所示。試驗(yàn)所采用的平板試件長(zhǎng)×寬×高為300 mm×300 mm×30 mm，其中，組合體平板試件中RLM、RCM 和HPSC 的長(zhǎng)×寬×高均為300 mm×100 mm×30 mm。平板試件的圓形炮孔直徑為8 mm，單體平板試件的炮孔設(shè)置在試件中心處，組合體平板試件R-R-H 和H-R-R 的炮孔分別設(shè)置在平板試件中HPSC和RLM的中心處，并按照?qǐng)D2中所示布置應(yīng)變片，以探測(cè)應(yīng)力波的傳播特征。為了防止平板試件在爆炸沖擊荷載作用下的塊體分離和碎塊彈射，在爆炸沖擊荷載作用前對(duì)平板試件施加了0.018 MPa的主動(dòng)小圍壓(近似被動(dòng)圍壓)。

圖2 二維平板爆炸荷載試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案Fig.2 Design scheme of two-dimensional flat plate blasting load test

1.2 試驗(yàn)材料和試件制備

1) 試驗(yàn)原材料。

① RLM：拌合水為實(shí)驗(yàn)室自來(lái)水；膠凝材料為P.O 42.5水泥；細(xì)骨料為天然細(xì)河砂，其粒徑為0.075～0.300 mm，表觀密度為2 650 kg/m3。

② RCM：拌合水為實(shí)驗(yàn)室自來(lái)水；膠凝材料為P.O 42.5水泥；細(xì)骨料為天然中細(xì)河砂，其粒徑為0.075～1.180 mm，表觀密度為2 680 kg/m3；橡膠顆粒是粒徑為0.85 mm的廢舊輪胎橡膠顆粒，其表觀密度為1 150 kg/m3。以等體積替代中細(xì)砂的方法將橡膠顆粒摻入，其中選用的體積分?jǐn)?shù)分別為20%、40%、60%、80%。

③ HPSC：拌合水為實(shí)驗(yàn)室自來(lái)水；膠凝材料為P.O 52.5水泥；細(xì)骨料為天然中細(xì)河砂，其粒徑為0.075～1.180 mm，表觀密度為2 680 kg/m3；硅粉為Elkem940 微細(xì)硅粉；鋼纖維為端鉤型鋼纖維，其長(zhǎng)度為35 mm，直徑為0.75 mm，拉伸強(qiáng)度為1 000 MPa；減水劑為聚羧酸高效減水劑。

試驗(yàn)所用的原材料如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)所用的原材料Fig.3 Raw materials for testing

2) 配合比設(shè)計(jì)。

RLM、RCM和HPSC的配合比(質(zhì)量比)設(shè)計(jì)如表3～5 所示。m水、m水泥、m砂、m橡膠顆粒、m硅粉、m鋼纖維、m減水劑分別為水、水泥、砂、橡膠顆粒、硅粉、鋼纖維和減水劑的質(zhì)量。

表3 RLM的配合比設(shè)計(jì)Table 3 Mix proportion design of RLM

表4 RCM的配合比設(shè)計(jì)Table 4 Mix proportion design of RCM

表5 HPSC的配合比設(shè)計(jì)Table 5 Mix proportion design of HPSC

3) 平板試件制備。

試驗(yàn)采用模具澆筑的方式制備平板試件，模具容積長(zhǎng)×寬×高為300 mm×300 mm×30 mm；24 h后脫模成形，再將平板試件放置于養(yǎng)護(hù)濕度＞90%、養(yǎng)護(hù)溫度為(20±2) ℃的養(yǎng)護(hù)室內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d；養(yǎng)護(hù)完成后，先清洗試件并至于通風(fēng)處自然干燥，再按規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)粘貼120-30AA型電阻應(yīng)變片，最后鉆出直徑為8 mm的炮孔。其中，組合體平板試件的制備流程如圖4所示。

圖4 組合體平板試件的制備流程Fig.4 Preparation process of combined plate specimen

1.3 爆炸沖擊荷載試驗(yàn)系統(tǒng)

本文采用由TST3406動(dòng)態(tài)測(cè)試分析儀、CS-1D超動(dòng)態(tài)電阻應(yīng)變儀、二維平板圍壓加載裝置、0.3 g 裝藥(DDNP)的特制雷管(直徑為6.8 mm)和起爆器共同搭建的二維平板爆炸沖擊荷載試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)平板試件進(jìn)行在裝藥不耦合系數(shù)為1.18 下的爆炸沖擊荷載試驗(yàn)。二維平板爆炸沖擊荷載試驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。

圖5 二維平板爆炸荷載試驗(yàn)Fig.5 Two-dimensional flat plate blasting load test

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與破壞特征

2.1 試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果

試驗(yàn)完成后，詳細(xì)測(cè)量了爆后炮孔直徑、剝落區(qū)直徑(爆坑直徑)、爆生長(zhǎng)裂縫(≥100 mm)數(shù)和長(zhǎng)裂縫擴(kuò)展長(zhǎng)度以及爆生短裂縫(＜100 mm)數(shù)和短裂縫擴(kuò)展長(zhǎng)度等試驗(yàn)數(shù)據(jù)，表6所示為爆炸沖擊荷載試驗(yàn)的主要測(cè)量結(jié)果。

表6 爆炸荷載試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果(平均值)Table 6 Measurement results of blasting load tests(mean value)

2.2 平板試件破壞特征

單體平板試件和組合體平板試件在爆炸沖擊荷載作用下的破壞狀態(tài)如圖6 所示。由圖6 可知：4種工況下的二維平板表現(xiàn)出截然不同的動(dòng)態(tài)破壞特征；但相同的是，隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，平板試件整體的損傷破壞程度明顯減小。

圖6 單體平板試件和組合體平板試件在爆炸荷載作用下的破壞狀態(tài)Fig.6 Failure states of single plate specimens and combined plate specimens with blast loading

RCM 在中心起爆下依舊具有很好的完整性，表現(xiàn)出優(yōu)異的抗爆性能，且其抗爆性能隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而顯著增強(qiáng)。具體表現(xiàn)為：RCM-20表現(xiàn)出由爆坑和從炮孔處向邊界近似垂直延伸出的5條長(zhǎng)裂縫而復(fù)合的損傷模式；RCM-40表現(xiàn)出由爆坑和從炮孔處向邊界近似垂直延伸出的單條長(zhǎng)裂縫而復(fù)合的損傷模式；RCM-60 和RCM-80 均表現(xiàn)出以爆坑形式的單一損傷模式。

RLM 在中心起爆下斷裂為多個(gè)部分，表現(xiàn)出由爆坑、從炮孔處沿徑向向邊界延伸出的8條長(zhǎng)裂縫和3條短裂縫而復(fù)合的損傷破壞模式。R-R-H在偏心起爆下的破壞模式隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化表現(xiàn)出很大差異性。具體表現(xiàn)為：R-R20-H表現(xiàn)出由爆坑、膠結(jié)界面斷裂、從炮孔處向膠結(jié)界面近似垂直延伸出的2條長(zhǎng)裂縫和從炮孔處向邊界近似垂直延伸出的2 條短裂縫而復(fù)合的損傷模式；R-R40-H表現(xiàn)出由爆坑、從炮孔處向膠結(jié)界面近似垂直延伸出的2條長(zhǎng)裂縫和從炮孔處沿徑向延伸出的4條短裂縫復(fù)合而成的損傷模式；R-R60-H表現(xiàn)出由爆坑、膠結(jié)界面斷裂和從炮孔處沿徑向延伸出的多條短裂縫復(fù)合而成的損傷模式。R-R80-H表現(xiàn)出由爆坑、從炮孔處向膠結(jié)界面近似垂直延伸出的單條長(zhǎng)裂縫和從炮孔處沿徑向延伸出的多條短裂縫復(fù)合而成的損傷模式。

H-R-R在偏心起爆下的破壞模式隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化也表現(xiàn)出很大差異性。具體表現(xiàn)為：H-R20-R和H-R40-R表現(xiàn)出由爆坑、膠結(jié)界面斷裂和從炮孔處向徑向延伸出的多條長(zhǎng)、短裂縫而復(fù)合的損傷模式；H-R60-R和H-R80-R表現(xiàn)出由爆坑和從炮孔處向徑向延伸出的多條長(zhǎng)、短裂縫而復(fù)合的損傷模式。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

3.1 炮孔動(dòng)態(tài)膨脹響應(yīng)特征分析

爆后炮孔直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系如圖7所示。由圖7可知：平板試件的爆后炮孔直徑與橡膠體積分?jǐn)?shù)之間具有較好的ExpDec1(指數(shù)函數(shù))關(guān)系。在中心起爆下，RCM 的爆后炮孔直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而線性增大，且明顯比RLM 的大；在偏心起爆下，R-R-H和H-R-R的爆后炮孔直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大卻表現(xiàn)出減小的趨勢(shì)；且在同一橡膠體積分?jǐn)?shù)下，H-R-R 的爆后炮孔直徑比R-R-H的直徑略大。結(jié)合炮孔動(dòng)態(tài)膨脹響應(yīng)示意圖(圖8)，產(chǎn)生以上炮孔動(dòng)態(tài)膨脹響應(yīng)特征的原因在于：

圖7 爆后炮孔直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系Fig.7 Relationship between blasthole diameter and rubber volume fraction after blasting

圖8 炮孔動(dòng)態(tài)膨脹響應(yīng)示意圖Fig.8 Schematic diagram of dynamic expansion response of blasthole

1) RCM 具有較低的強(qiáng)度和較強(qiáng)的形變能力，RCM在中心起爆下能夠與爆炸沖擊荷載協(xié)調(diào)變形，表現(xiàn)出較好的柔軟性和可壓縮性。RCM 的協(xié)調(diào)變形能力隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而增強(qiáng)，必然導(dǎo)致其爆后炮孔直徑因橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而顯著增大。然而，RLM具有較高的強(qiáng)度和模量，RLM在中心起爆下有效限制了爆炸沖擊荷載對(duì)其造成的炮孔膨脹變形。

2) 在偏心起爆下，R-R-H中的HPSC很容易因炮孔中心距邊界自由面的抵抗線較短而發(fā)生破壞，繼而因應(yīng)力集中作用導(dǎo)致從炮孔處向膠結(jié)界面近似垂直延伸出長(zhǎng)裂縫；且當(dāng)橡膠體積分?jǐn)?shù)較小時(shí)，整個(gè)平板試件在爆炸沖擊荷載下的沖擊震動(dòng)較為嚴(yán)重，進(jìn)而導(dǎo)致膠結(jié)界面發(fā)生斷裂，炮孔的損傷破壞較大。但隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，R-R-H 中的RCM 愈加能夠有效地緩沖減震，降低了平板試件在爆炸沖擊荷載下的損傷破壞，炮孔的損傷破壞較小。

3) 同理，在偏心起爆下，H-R-R 中的RLM 也很容易因較短的抵抗距而發(fā)生破壞，但不同的是，相比于R-R-H中的HPSC，H-R-R中的RLM具有明顯的硬-脆性，其不具有HPSC 的高強(qiáng)和韌性。因此，當(dāng)橡膠體積分?jǐn)?shù)較小時(shí)，RLM 在爆炸沖擊荷載下會(huì)發(fā)生更大的損傷破壞，炮孔的損傷破壞也更大。但隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，H-R-R 中的RCM愈加能夠有效地緩沖減震，降低了平板試件在爆炸沖擊荷載下的損傷破壞，炮孔的損傷破壞也較小。

3.2 剝落區(qū)特征及其形成機(jī)理分析

在剝落區(qū)特征方面，可將平板試件炮孔周圍所產(chǎn)生的爆坑損傷破壞區(qū)域近似視為圓形爆炸剝落區(qū)。剝落區(qū)直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系如圖9所示。由圖9可知：在中心起爆下，RCM的剝落區(qū)直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而呈線性增大，且RCM 的剝落區(qū)直徑比RLM 的大；在偏心起爆下，R-R-H的剝落區(qū)直徑與橡膠體積分?jǐn)?shù)之間較好地滿足ExpDec1關(guān)系，R-R-H和H-R-R的剝落區(qū)直徑均隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而減小，但兩者剝落區(qū)直徑的變化特征差異很大，尤其當(dāng)橡膠體積分?jǐn)?shù)為20%和40%時(shí)，H-R-R 的剝落區(qū)直徑明顯比R-R-H的剝落區(qū)直徑大。

圖9 剝落區(qū)直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系Fig.9 Relationship between diameter of exfoliation zone and rubber volume fraction

結(jié)合圖6 中平板的破壞狀態(tài)，在中心起爆下，RLM 剝落區(qū)的面積和深度均較小，主要表現(xiàn)為小薄片剝落的淺V形爆坑；相比于RLM，RCM剝落區(qū)的面積和深度均較大，主要表現(xiàn)為楔形塊體剝落的深V 形爆坑，且該特征隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而愈加明顯。在偏心起爆下，R-R-H剝落區(qū)面積和深度均較小，主要表現(xiàn)為鋼纖維保護(hù)層剝落的淺V形爆坑，但該特征隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而向小薄片剝落的淺V 形爆坑轉(zhuǎn)變；相比于R-R-H，H-R20-R和H-R40-R 的剝落區(qū)面積和深度均很大，主要表現(xiàn)為大楔形塊體剝落的深V 形爆坑，但該特征隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大也向小薄片剝落的淺V 形爆坑轉(zhuǎn)變。

在剝落區(qū)形成機(jī)理方面，結(jié)合爆炸力學(xué)理論[20]，4種工況下二維平板的爆炸剝落區(qū)形成機(jī)理如下。

1) 如圖10 所示，平板試件在爆炸沖擊荷載作用下形成剝落區(qū)的原因主要有2個(gè)：①平板試件在爆炸沖擊荷載作用下首先受到了爆炸沖擊波的作用，炮孔周圍區(qū)域的自由面則會(huì)因沖擊波壓縮及其反射拉伸的作用發(fā)生片狀剝落；隨后，又在爆轟氣體的膨脹作用下，進(jìn)一步損傷了炮孔周圍區(qū)域，并形成了楔形塊體剝落的V 形爆坑。②平板試件在爆炸沖擊荷載作用下主要受到爆炸沖擊波與爆轟氣體的共同作用，尤其在底板對(duì)炮孔的封閉約束下，炮孔中也因爆炸能量的瞬間釋放形成了向上的聚能射流效應(yīng)，又進(jìn)一步導(dǎo)致了V 形爆坑剝落區(qū)的形成。

圖10 爆炸剝落區(qū)形成機(jī)理示意圖Fig.10 Schematic diagram of formation mechanism of blasting exfoliation zone

2) 在中心起爆下，平板試件所受的爆炸應(yīng)力相對(duì)分布均勻，平板結(jié)構(gòu)能夠較好地發(fā)揮出自身的結(jié)構(gòu)抗力消耗爆炸沖擊能量。與此同時(shí)，由于RLM的強(qiáng)度、模量和波阻抗均明顯比RCM的相應(yīng)值高，因此，RLM 因自身較高的強(qiáng)度和模量能夠有效抵抗爆轟氣體的作用。然而，RCM 則能夠因自身較低的波阻抗有效削弱爆炸沖擊波的作用。

3) 在偏心起爆下，平板試件所受的爆炸應(yīng)力相對(duì)局部集中，平板結(jié)構(gòu)僅能夠發(fā)揮出自身的局部結(jié)構(gòu)抗力消耗爆炸沖擊能量。與此同時(shí)，R-R-H中HPSC 的強(qiáng)度和韌性均明顯分別比H-R-R 中的RLM的強(qiáng)度和韌性高，因此，R-R-H中的HPSC能夠因自身的高強(qiáng)度和高韌性而有效抵抗爆炸應(yīng)力的局部集中作用。然而，H-R-R 中的RLM 則會(huì)在爆炸應(yīng)力的局部集中作用下因自身的硬-脆性而發(fā)生嚴(yán)重的損傷破壞。但隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，R-R-H和H-R-R 中RCM 的緩沖吸能能力增強(qiáng)，在很大程度上抑制了剝落區(qū)損傷的發(fā)展，阻礙了V 形爆坑剝落區(qū)的形成。

3.3 爆生裂縫特征及其擴(kuò)展機(jī)理分析

爆生裂縫數(shù)隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系如圖11 所示。由圖11 可知：RCM、R-R-H 和H-R-R 的長(zhǎng)裂縫數(shù)均隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而減小，且都比RLM 的長(zhǎng)裂縫數(shù)少；除RCM 無(wú)短裂縫外，R-R-H和H-R-R 的短裂縫數(shù)隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而分別表現(xiàn)出“先增后減”和“先減后增”的變化趨勢(shì)，且都基本比RLM 的短裂縫數(shù)多。以上裂縫特征說(shuō)明：1) RLM在爆炸沖擊荷載作用下會(huì)因自身的硬-脆性而導(dǎo)致爆生裂縫易在瞬間較多地?cái)U(kuò)展為長(zhǎng)裂縫；2) 盡管RCM-20在爆炸沖擊荷載作用下會(huì)以長(zhǎng)裂縫的形式損傷，但其“裂而不散”，且隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，RCM 則會(huì)因自身的柔性協(xié)調(diào)變形和緩沖耗能性能而能夠完全抑制爆生裂縫的產(chǎn)生；3) 隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，R-R-H 和H-R-R 中RCM能夠有效抑制長(zhǎng)裂縫的發(fā)展，但其短裂縫數(shù)會(huì)相對(duì)有所增加。

圖11 裂縫數(shù)隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系Fig.11 Relationship between crack number and rubber volume fraction

爆生裂縫長(zhǎng)度隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系如圖12所示。由圖12(a)可知：RCM、R-R-H和H-R-R的長(zhǎng)裂縫長(zhǎng)度之和均隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而減小，均小于RLM 的裂紋長(zhǎng)度；且RCM、R-R-H 和H-R-R的長(zhǎng)裂縫長(zhǎng)度之和分別與橡膠體積分?jǐn)?shù)之間較好地符合ExpDec1、Parabola(拋物線函數(shù))和Exp3P2(指數(shù)函數(shù))關(guān)系。由圖12(b)可知：除RCM的短裂縫長(zhǎng)度之和為0 mm 外，R-R-H 和H-R-R 的短裂縫長(zhǎng)度之和隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而分別表現(xiàn)出“先增后減”和“先減后增”的變化趨勢(shì)；且R-R-H 和H-R-R 的短裂縫長(zhǎng)度之和均與橡膠體積分?jǐn)?shù)之間較好地符合Parabola 關(guān)系。由圖12(c)可知：RCM、R-R-H和H-R-R的裂縫長(zhǎng)度總和均隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而減小，均小于RLM 的裂紋長(zhǎng)度；且RCM、R-R-H 和H-R-R 的裂縫長(zhǎng)度總和均與橡膠體積分?jǐn)?shù)之間較好地符合ExpDec1 關(guān)系。在同一起爆方向下，相比于R-R20-H，R-R-H的裂縫長(zhǎng)度總和隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增加最大降低了64.28% (R-R60-H)；相比于H-R20-R，H-R-R 的裂縫長(zhǎng)度總和隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大最大降低了44.63% (H-R60-R)。在同一橡膠體積分?jǐn)?shù)下，相比于H-R-R，R-R-H的裂縫長(zhǎng)度總和因起爆方向的改變最大降低了46.25%(橡膠體積分?jǐn)?shù)為80%)。可以看出，4種工況下平板試件的爆生裂縫長(zhǎng)度總和從大至小順序?yàn)椋篟CM、R-R-H、H-R-R和RLM。

圖12 裂縫長(zhǎng)度隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的變化關(guān)系Fig.12 Relationship between crack length and rubber volume fraction

結(jié)合圖6中平板的破壞狀態(tài)，對(duì)4種工況下平板試件的爆生裂縫的起裂及擴(kuò)展機(jī)理進(jìn)行分析，得出：

1) 在荷載作用下，材料裂縫的起裂及擴(kuò)展總是遵循最小能量原理[21]，即裂縫總是起裂于材料中的薄弱結(jié)構(gòu)面，裂縫總是沿最短的斷裂長(zhǎng)度，且以最小的斷裂破壞能而擴(kuò)展，并最終導(dǎo)致材料發(fā)生破壞。當(dāng)因爆炸沖擊波和爆轟氣體膨脹共同作用而產(chǎn)生的爆炸壓應(yīng)力在切向衍生的拉應(yīng)力比材料的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度大時(shí)，材料將產(chǎn)生徑向拉伸裂縫；當(dāng)爆炸沖擊波的反射拉伸應(yīng)力在徑向衍生的拉應(yīng)力比材料的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度大時(shí)，材料將產(chǎn)生環(huán)向拉伸裂縫，尤其體現(xiàn)在組合體平板試件中膠結(jié)界面的斷裂破壞。

抵抗線的長(zhǎng)度和方向能夠主導(dǎo)爆生裂縫的擴(kuò)展長(zhǎng)度和方向，尤其是最小抵抗線的變化在很大程度上影響著爆腔擴(kuò)張和爆生裂縫擴(kuò)展所消耗的能量，即最小抵抗線越大，爆生裂縫擴(kuò)展難度與耗能越大[22-23]。對(duì)于二維平板單孔爆炸沖擊荷載試驗(yàn)，平板試件往往以多個(gè)斷裂面的形式發(fā)生破壞，這說(shuō)明平板試件中存在多個(gè)抵抗線來(lái)抵抗裂縫的產(chǎn)生與擴(kuò)展。因此，根據(jù)爆生裂縫擴(kuò)展的難易程度和斷裂破壞耗能，除主導(dǎo)第一條爆生裂縫擴(kuò)展的最小抵抗線外，可以定義主導(dǎo)第二條爆生裂縫擴(kuò)展的抵抗線為第二抵抗線，主導(dǎo)第三條爆生裂縫擴(kuò)展的抵抗線為第三抵抗線，以此類推。相應(yīng)地，爆生裂縫擴(kuò)展難度與耗能由大至小依次為：最小抵抗線、第二抵抗線和第三抵抗線。抵抗線對(duì)爆生裂縫擴(kuò)展的主導(dǎo)作用具體表現(xiàn)為：當(dāng)爆炸能量以致平板試件發(fā)生單個(gè)爆生裂縫時(shí)，單個(gè)爆生裂縫優(yōu)先沿最小抵抗線方向擴(kuò)展；當(dāng)爆炸能量以致平板試件發(fā)生多個(gè)爆生裂縫時(shí)，多個(gè)爆生裂縫分別沿最小抵抗線、第二抵抗線和第三抵抗線等多個(gè)方向擴(kuò)展。

2) 如圖13 所示，在中心起爆下，平板試件RLM-20 和RCM 具有同類型的最小抵抗線，但因RLM不具有RCM的柔性變形和緩沖吸能能力而導(dǎo)致其爆生裂縫沿最小抵抗線的擴(kuò)展難度比RCM的小，甚至導(dǎo)致其爆生裂縫沿第二抵抗線擴(kuò)展。

圖13 平板試件在爆炸荷載作用下的動(dòng)力破壞抵抗線Fig.13 Dynamic failure resistance lines of flat plate specimens with blasting load

3) 如圖13 所示，在偏心起爆下，平板試件R-R-H 和H-R-R 具有同類型的最小抵抗線，但因H-R-R 中RLM 不具有R-R-H 中HPSC 的高強(qiáng)和韌性特征而導(dǎo)致H-R-R 的第二抵抗線無(wú)法像R-R-H的第二抵抗線一樣從炮孔處向膠結(jié)界面垂直至邊界，而是依舊在在H-R-R 中的RLM 上，甚至導(dǎo)致其爆生裂縫沿第三抵抗線擴(kuò)展。

3.4 分析與討論

本文主要針對(duì)深埋圍巖動(dòng)力失穩(wěn)問(wèn)題，開(kāi)展了“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)二維平板的爆炸沖擊荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果可為以RCM作為柔性材料所構(gòu)建的“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)有效提高圍巖及其支護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性提供一定的科學(xué)依據(jù)，但仍需從應(yīng)力波傳播和協(xié)調(diào)變形2個(gè)方面分析討論“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的耦合作用特征與圍巖穩(wěn)定性機(jī)理(圖14～15)，圖14 中，X12為介質(zhì)1和2之間的界面，X23為介質(zhì)2和介質(zhì)3之間的界面。

圖14 “剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的應(yīng)力波耦合作用特征Fig.14 Stress-wave coupling action characteristics of multi-layer materials in "rigid-flexible coupling" surrounding rock supporting structure

3.4.1 應(yīng)力波傳播特征(應(yīng)力波耦合作用特征)

除圍巖本身所積聚的彈性應(yīng)變能作為圍巖動(dòng)力失穩(wěn)發(fā)生的內(nèi)因外，外部沖擊擾動(dòng)下沖擊應(yīng)力波所攜帶的能量也是誘發(fā)圍巖動(dòng)力失穩(wěn)的關(guān)鍵因素之一。與此同時(shí)，圍巖動(dòng)力災(zāi)害發(fā)生時(shí)產(chǎn)生的沖擊能量繼而也會(huì)造成圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)的破壞。因此，“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)不僅要能夠有效阻礙外部沖擊擾動(dòng)能量的傳遞，而且要能夠阻礙圍巖動(dòng)力失穩(wěn)時(shí)產(chǎn)生的沖擊能量。

以應(yīng)力波由圍巖向支護(hù)結(jié)構(gòu)傳播為例，根據(jù)彈性應(yīng)力波傳播理論[24](暫不考慮應(yīng)力波在介質(zhì)中傳播的衰減)，可以得到分別在剛性支護(hù)結(jié)構(gòu)和“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)下HPSC 中的透射應(yīng)力。

式中：ρ和C分別為RLM 的密度和波速；ρRCM和CRCM分別為RCM 的密度和波速；ρHPSC和CHPSC分別為HPSC 的密度和波速；ρC、ρRCMCRCM和ρHPSCCHPSC分別為RLM、RCM 和HPSC 的波阻抗；σI-RLM為RLM 中入射應(yīng)力；TRLM→HPSC和TRLM→RCM→HPSC分別為剛性支護(hù)結(jié)構(gòu)和“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)中應(yīng)力波由RLM 透射到HPSC 的透射系數(shù)。

由式(1)和式(2)可以得到：

同理可得

式中：TRLM←HPSC和TRLM←RCM←HPSC分別為剛性支護(hù)結(jié)構(gòu)和“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)中應(yīng)力波由HPSC透射到RLM的透射系數(shù)。

已知：

因此，可得：

由此可見(jiàn)，相比于剛性支護(hù)結(jié)構(gòu)，“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)就能夠有效阻礙外部沖擊擾動(dòng)能量的傳遞，以及阻礙圍巖動(dòng)力失穩(wěn)時(shí)產(chǎn)生的沖擊能量，且只要RCM的波阻抗越低，“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力波透射特征就越弱；相應(yīng)地，應(yīng)力波反射特征就越強(qiáng)，這使得應(yīng)力波被反射回圍巖中在損傷區(qū)反復(fù)震蕩碎化圍巖，最終能量耗盡[25]。

3.4.2 柔性協(xié)調(diào)變形特征(力學(xué)耦合作用特征)

圍巖動(dòng)力失穩(wěn)前的變形靜載、圍巖動(dòng)力失穩(wěn)時(shí)產(chǎn)生的沖擊荷載和外部動(dòng)力擾動(dòng)下的沖擊荷載，均會(huì)對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)和圍巖穩(wěn)定造成沖擊破壞[1,26-27]。因此，“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)要能夠具有一定的柔性協(xié)調(diào)變形讓位空間來(lái)緩沖耗能，以削弱沖擊荷載作用。由RCM的細(xì)觀斷口形貌可知(圖15(a))，RCM 具有疏松的細(xì)觀結(jié)構(gòu)，橡膠顆粒的周圍分布著許多氣孔，氣孔的壓密破壞為橡膠顆粒的柔性協(xié)調(diào)提供了變形空間。由HPSC的細(xì)觀斷口狀態(tài)可知(圖15(b))，HPSC具有密實(shí)的細(xì)觀結(jié)構(gòu)，骨料與水泥基體結(jié)合緊密，這證實(shí)了HPSC的高強(qiáng)度、高剛度和高韌性；這也為進(jìn)一步發(fā)揮出RCM的柔性協(xié)調(diào)提供了力學(xué)支撐。

圖15 “剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的力學(xué)耦合作用特征Fig.15 Mechanical coupling action characteristics of multi-layer materials in "rigid-flexible coupling" surrounding rock supporting structure

以荷載由圍巖向支護(hù)結(jié)構(gòu)傳遞為例，可以得到“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的耦合作用特征(圖15(c))。由圖15(c)可知，相比于剛性支護(hù)結(jié)構(gòu)，“剛-柔耦合”支護(hù)結(jié)構(gòu)因低強(qiáng)度、高變形的RCM而為圍巖的應(yīng)力釋放提供了變形讓位空間，緩解了圍巖荷載對(duì)HPSC的擠壓作用。在復(fù)合“剛-柔耦合”高能防控結(jié)構(gòu)體系中，只要進(jìn)一步合理增大RCM 的疏松度以及優(yōu)化HPSC、錨桿(索)、“U”形支架、“O”形棚等支護(hù)構(gòu)件/材料的強(qiáng)度、剛度和韌性(合理分配剛?cè)岫?，復(fù)合防控結(jié)構(gòu)體系整體的柔性協(xié)調(diào)變形與耗能特征就越明顯。

以上從應(yīng)力波傳播和協(xié)調(diào)變形2個(gè)方面分析討論了“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的耦合作用特征與圍巖穩(wěn)定性機(jī)理，進(jìn)一步印證了以RCM 作為柔性材料的“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)具有顯著降低圍巖及其支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力損傷的潛力。下一步工作需要結(jié)合本工作中的實(shí)測(cè)波形，進(jìn)一步定量分析組合體平板試件中應(yīng)力波的傳播特征與衰減比率。

4 結(jié)論

1) 在中心起爆下，RCM 的爆后炮孔直徑和剝落區(qū)直徑隨橡膠體積分?jǐn)?shù)的增大而增大，且比RLM 的大；在偏心起爆下，R-R-H 和H-R-R 的爆后炮孔直徑和剝落區(qū)直徑均隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大而減小，且H-R-R 的爆后炮孔直徑比R-R-H 的略大，當(dāng)橡膠體積分?jǐn)?shù)為20%和40%時(shí)，H-R-R 的剝落區(qū)直徑明顯比R-R-H 的剝落區(qū)直徑大。在底板對(duì)炮孔的封閉約束下，炮孔中也因爆炸能量的瞬間釋放形成了向上的聚能射流效應(yīng)，進(jìn)一步導(dǎo)致了V形爆坑剝落區(qū)的形成。

2) 在中心起爆下，RLM較多地?cái)U(kuò)展為長(zhǎng)裂縫，RCM 隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大能夠完全抑制爆生裂縫的產(chǎn)生；在偏心起爆下，隨橡膠體積分?jǐn)?shù)增大，R-R-H 和H-R-R 中RCM 能夠有效抑制長(zhǎng)裂縫的發(fā)展，但其短裂縫數(shù)會(huì)相對(duì)有所增加。在同一起爆方向下，當(dāng)橡膠體積分?jǐn)?shù)為60%時(shí)，R-R-H 和H-R-R的裂縫長(zhǎng)度總和最小，認(rèn)為以廢舊輪胎橡膠-水泥基材料為柔性吸能材料的“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中的橡膠體積分?jǐn)?shù)為60%左右較為合適。

3) 當(dāng)爆炸能量以致平板試件發(fā)生單個(gè)爆生裂縫時(shí)，單個(gè)爆生裂縫優(yōu)先沿最小抵抗線方向擴(kuò)展；當(dāng)爆炸能量以致平板試件發(fā)生多個(gè)爆生裂縫時(shí)，多個(gè)爆生裂縫分別沿最小抵抗線、第二抵抗線和第三抵抗線等多個(gè)方向擴(kuò)展。

4) 從應(yīng)力波傳播和協(xié)調(diào)變形2個(gè)方面分析討論了“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)中多層材料間的耦合作用特征與圍巖穩(wěn)定性機(jī)理，進(jìn)一步印證了以RCM作為柔性材料的“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)具有顯著降低圍巖及其支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力損傷的潛力。

本研究?jī)H是對(duì)平板試件在近似被動(dòng)圍壓約束下的初步爆炸沖擊荷載試驗(yàn)研究，還不能夠真實(shí)反映“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)在深埋圍巖高地應(yīng)力環(huán)境下的爆炸損傷破壞特征。后期工作如下：① 結(jié)合實(shí)際深埋圍巖高地應(yīng)力環(huán)境，進(jìn)一步探究不同圍壓狀態(tài)對(duì)“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)爆炸損傷破壞特征的影響；②開(kāi)展物理模型試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬共同從能量演化、應(yīng)力波傳播、變形特征、應(yīng)力狀態(tài)和動(dòng)力耦合作用機(jī)制深入探究“剛-柔耦合”圍巖支護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力穩(wěn)定性機(jī)理。