朱鵬瑞， 宋衛(wèi)東， 徐琳慧， 汪 杰， 萬 飛

(1. 北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083； 2. 北京科技大學(xué) 金屬礦山高效開采與安全教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，北京 100083)

充填采礦技術(shù)在防止地表塌陷、控制采區(qū)地壓、提高資源回收率等方面具有巨大的優(yōu)勢(shì)[1-3]，在金屬礦山的應(yīng)用日趨廣泛，如加拿大應(yīng)用充填采礦法的礦山達(dá)到70%以上，南非深井礦山幾乎全部用充填技術(shù)控制巖爆。礦山生產(chǎn)作業(yè)中，充填體不僅承受著變化極為緩慢的準(zhǔn)靜態(tài)載荷，而且還承受著變化較快的動(dòng)態(tài)載荷，如地震載荷、沖擊載荷、爆破載荷等。巖石、膠結(jié)充填體等在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)載荷下呈現(xiàn)出不同的力學(xué)特性[4-5]。

目前為止，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)充填體的力學(xué)特性進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，但是這些研究大部分局限于靜力學(xué)特性，處于爆破動(dòng)載作用下的充填體力學(xué)特性表征尚不完善。徐文彬等[6]通過開展不同灰砂配比、濃度的充填體單軸、三軸壓縮試驗(yàn)，基于系列試驗(yàn)結(jié)果，研究了不同圍壓靜態(tài)加載階段充填體的變形特征、破壞模式及能量耗散與圍壓的內(nèi)在關(guān)系。劉志祥等[7]根據(jù)爆炸沖擊原理，采用充填尾砂與325號(hào)普通硅酸鹽水泥配制試塊在MTS剛性壓力機(jī)上進(jìn)行充填體試塊動(dòng)靜強(qiáng)度試驗(yàn)，以得到充填體在低應(yīng)變率(低于102s-1)下的應(yīng)力穩(wěn)定性。張偉等[8]制備少量高濃度全尾砂膠結(jié)充填體，測(cè)試了其在應(yīng)變率在103～265 s-1的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，但樣本數(shù)較少，結(jié)果離散性較大。本文以分級(jí)尾砂膠結(jié)充填體為主要研究對(duì)象，進(jìn)行不同應(yīng)變率下的SHPB(Split Hopkinson Pressure Bar)動(dòng)載單軸沖擊試驗(yàn)，得到了充填體在較高應(yīng)變率條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，分析了其在沖擊荷載下的破壞過程機(jī)理。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)選用分離式霍普金森壓桿(SHPB)系統(tǒng)裝置，如圖1所示，主要包括：動(dòng)力系統(tǒng)、子彈、入射桿、透射桿、吸收桿和測(cè)量記錄系統(tǒng)等。子彈、入射桿和透射桿由高強(qiáng)度合金鋼或者鋁合金制成，子彈與壓桿之間必須保證同軸。入射桿和透射桿與試件的接觸面需加工的非常平整，試件與桿端面充分接觸，以保證應(yīng)力波傳播過程中無散射發(fā)生。

圖1 SHPB試驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic of SHPB experimental system

圖2 Φ50 mm SHPB試驗(yàn)裝置系統(tǒng)Fig.2 Test apparatus of Φ50 mm SHPB

1.2 試驗(yàn)材料與試件制備

(1) 試驗(yàn)設(shè)計(jì)：在應(yīng)變率低于10-5s-1范圍內(nèi)稱之為靜態(tài)；一般常規(guī)靜態(tài)試驗(yàn)中的應(yīng)變速率為10-5～10-3s-1量級(jí)稱之為準(zhǔn)靜態(tài)，應(yīng)變率效應(yīng)忽略不計(jì)；地震荷載作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的中等應(yīng)變速率約為10-3～102s-1，高應(yīng)變速率則達(dá)到102s-1以上[9]。

本次試驗(yàn)主要研究高應(yīng)變速率下充填體的力學(xué)特性。選取灰砂比分別為1∶4，1∶6，1∶8的三種配比，砂漿濃度分別為70%、75%兩種濃度，制備兩類分級(jí)尾砂-水泥膠結(jié)充填試件，一類為Φ50×100 mm標(biāo)準(zhǔn)試件，進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。一類由自制磨具制備成Φ50×30 mm充填體試件進(jìn)行SHPB動(dòng)載抗壓強(qiáng)度測(cè)試[10]，著重介紹動(dòng)載條件下充填體的試驗(yàn)過程。

(2) 試驗(yàn)材料：某礦分級(jí)尾砂，425#普通硅酸鹽水泥，水等。

(3) 試驗(yàn)儀器：電子秤、盆、燒杯、游標(biāo)卡尺、JJ-5號(hào)水泥膠砂攪拌機(jī)、YH-40B號(hào)全自動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)恒溫恒濕養(yǎng)護(hù)箱、霍普金森壓桿系統(tǒng)等。采用亞克力塑管Φ50×30 mm高的圓柱形模具，見圖3所示。

圖3 動(dòng)載試驗(yàn)?zāi)＞逨ig.3 Dynamic load test mold

(4) 試驗(yàn)過程：根據(jù)實(shí)驗(yàn)設(shè)定的濃度配比，計(jì)算出所需要的試驗(yàn)材料用量，并精確稱量各種材料，放于攪拌桶內(nèi)均勻攪拌，然后在Φ50×30 mm圓柱模具中進(jìn)行試件澆筑，如圖4(a)所示。試件澆筑完畢后放置24～48 h后拆模。然后將試件放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)箱內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d，待養(yǎng)護(hù)完成后，對(duì)充填體上下表面進(jìn)行光滑打磨處理，測(cè)量其初始物理參數(shù)后進(jìn)行SHPB動(dòng)載單軸抗壓強(qiáng)度測(cè)試。根據(jù)試件的灰砂比、濃度總共6組，每組至少3個(gè)試件，編號(hào)為濃度-灰砂比-試件序號(hào)，制備試件如圖4(b)所示。

圖4 充填體制備試樣Fig.4 Backfill specimens for dynamic loading

1.3 試驗(yàn)方案

SHPB試驗(yàn)裝置系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置：SHPB桿直徑為50 mm，入射桿及透射桿長(zhǎng)2 000 mm，兩桿的彈性模量為206 GPa，密度為7 800 kg/m3，MC-AF-120半導(dǎo)體應(yīng)變片貼在入射、透射桿距試件相等距離的位置上，以同時(shí)測(cè)得反射波與透射波。如圖5(a)所示，充填體試件放入入射桿與投射桿之間，并設(shè)置氣缸沖擊氣壓，如圖5(b)所示。測(cè)量系統(tǒng)自動(dòng)記錄放槍時(shí)子彈沖擊充填體的速度，TST3406高速高精度動(dòng)態(tài)測(cè)試分析儀采集處理沖擊波。

圖5 試件安放與氣壓設(shè)置Fig.5 Place the specimen and set pressure

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 動(dòng)載強(qiáng)度與靜態(tài)單軸強(qiáng)度對(duì)比

(1)

式中：E為壓桿的彈性模量；A0為壓桿的橫截面面積；C0壓桿中的彈性波速；lS為試件的初始厚度；εi(t)為入射波應(yīng)變；εt(t)為透射波應(yīng)變。圖6為濃度75%，配比1∶6的充填體試件在沖擊速度5.7 m/s的應(yīng)變率時(shí)程曲線，其平均應(yīng)變率為92 s-1。

圖6 充填體試件SHPB試驗(yàn)應(yīng)變率時(shí)程曲線Fig.6 Strain rate-time curves of backfill samples in SHPB tests

對(duì)不同濃度、灰砂比的試件養(yǎng)護(hù)28 d后，分別進(jìn)行SHPB動(dòng)載單軸沖擊試驗(yàn)，每組試件的氣缸沖擊氣壓梯度分別為0.50 MPa,0.52 MPa,0.54 MPa,0.55 MPa(部分)，得到不同應(yīng)變率下SHPB單軸沖擊動(dòng)載抗壓強(qiáng)度，并與28 d試件靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)所得的單軸抗壓強(qiáng)度對(duì)比，試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所示，所得部分應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖7所示。

定義動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K=σD/σC， 式中：σD為充填體的動(dòng)載抗壓強(qiáng)度；σC為充填體的靜態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度。

圖7 不同平均應(yīng)變率下充填體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(組類濃度75%，配比1∶6)Fig.7 Backfill specimens stress-strain curves under different strain rates (concentration 75%, ratio of 1∶6)

結(jié)合表1與圖7可知，當(dāng)平均應(yīng)變率較小，即在約30 s-1時(shí)，試件的SHPB單軸沖擊所得到的峰值應(yīng)力大小與靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)所得到的結(jié)果比較接近，即動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K為1左右；而隨著應(yīng)變率上升，動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨之增大，當(dāng)應(yīng)變率達(dá)到80～100 s-1時(shí)，動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K為2左右，部分甚至K超過3，二者具有明顯的相關(guān)性。以組類70-4的試件為例(濃度為70%、灰砂比為1∶4)，當(dāng)平均應(yīng)變率為46 s-1左右時(shí)，其動(dòng)載強(qiáng)度為4.44 MPa，動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K=1.2；平均應(yīng)變率為96 s-1時(shí)，其動(dòng)載強(qiáng)度達(dá)到了11.16 MPa，動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K=3，大于70-6組試件最大動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K=2.9，大于70-8組試件最大動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子K=2.1，由此可知，充填體的應(yīng)變率效應(yīng)與灰砂比有關(guān)，灰砂比越大，其應(yīng)變率效應(yīng)越明顯。

由于試驗(yàn)設(shè)備的限制，氣缸沖擊氣壓最低為0.50 MPa，對(duì)應(yīng)的子彈的沖擊速度為3 m/s左右，此時(shí)的平均應(yīng)變率一般約為20～30 s-1；當(dāng)氣缸氣壓增大到0.55 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)子彈的沖擊速度可達(dá)到6～8 m/s，此時(shí)的平均應(yīng)變率在80～100 s-1。由此可知，當(dāng)平均應(yīng)變率在20～100，平均應(yīng)變率與沖擊速度基本滿足線性關(guān)系，沖擊速度越大，平均應(yīng)變率就越高。以組類75-6為例，沖擊速度與平均應(yīng)變率的關(guān)系，如圖8所示。

表1 動(dòng)靜強(qiáng)度對(duì)比分析表

平均應(yīng)變率y與沖擊速度x的關(guān)系式滿足：y=18.98x-37.96，R2=0.995。

圖8 平均應(yīng)變率與沖擊速度關(guān)系圖Fig.8 Relationship between the average strain rate and impact velocity

2.2 不同濃度與灰砂比對(duì)充填體動(dòng)載強(qiáng)度的影響分析

不同灰砂比與濃度下充填體試件動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化關(guān)系，如圖9所示。當(dāng)料漿濃度和養(yǎng)護(hù)天數(shù)相同時(shí)，灰砂比1∶4和1∶6的充填體試件在各個(gè)應(yīng)變率時(shí)對(duì)應(yīng)的動(dòng)載抗壓強(qiáng)度大于灰砂1∶8的試件，而灰砂比為1∶4的試件的動(dòng)載抗壓強(qiáng)度大部分也都大于1∶6的試件。表明，在養(yǎng)護(hù)天數(shù)、料漿濃度和平均應(yīng)變率都一定的條件下，充填體試件的灰砂比越大，其強(qiáng)度越大。

圖9 不同灰砂比與濃度下動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化曲線Fig.9 Dynamic compressive strength with the change of strain rate under different concentrations and cement sand ratio

當(dāng)濃度和養(yǎng)護(hù)天數(shù)相同，灰砂比不同時(shí)，峰值應(yīng)力隨應(yīng)變率變化的速率也不同，灰砂比為1∶8的曲線相對(duì)最為平緩，灰砂比為1∶6的次之，灰砂比為1∶4時(shí)，其峰值應(yīng)力隨應(yīng)變率變化最明顯。表明灰砂比越高，充填體的SHPB動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化越明顯。部分配比1∶4的充填體試件強(qiáng)度小于1∶6的試件，原因可能為：試件制備過程中料漿攪拌不均勻、養(yǎng)護(hù)條件不夠理想等，原因?qū)е略嚰?nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致該部分試件峰值應(yīng)力下降。

充填體的SHPB動(dòng)載抗壓強(qiáng)度受充填體的灰砂比、料漿濃度、應(yīng)變率等因素的影響。一般來說，灰砂比、料漿濃度，應(yīng)變率越高，充填體的SHPB單軸抗壓強(qiáng)度越高。

2.3 充填體SHPB動(dòng)載單軸一般性力學(xué)特征分析

根據(jù)SHPB系統(tǒng)得到不同動(dòng)載應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，選取較為典型試件(75%,1∶6)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖10所示。

圖10 典型試件動(dòng)載應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.10 Typical specimen dynamic stress strain curve

根據(jù)圖10可知，在SHPB單軸沖擊下，充填體的變形特征主要經(jīng)過以下四個(gè)階段：第一，微裂隙閉合階段(OA)；第二，線彈性階段(AB)；第三，微裂紋擴(kuò)展階段(BC)；第四，裂紋貫通、破壞階段(CD)。

第一階段(OA)：為微裂隙閉合階段，在這個(gè)階段，內(nèi)部的裂隙在壓力作用下，出現(xiàn)閉合，應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)為下凹形。這個(gè)階段，充填體變形為非線性。這個(gè)階段也并不存在于所有的試件的應(yīng)力應(yīng)變曲線中，部分試件微裂隙閉合階段并不明顯。

第二階段(AB)：為彈性變形階段。在本階段，試件內(nèi)部原始孔隙周圍出現(xiàn)了應(yīng)力集中，但還沒有到達(dá)使得充填體內(nèi)部微裂隙擴(kuò)展直至破裂的程度，因此應(yīng)力-應(yīng)變曲線在此段近似為直線段，可以認(rèn)為成正比關(guān)系，符合虎克定律，連接AB段直線的斜率可近似看成充填體在某一特定濃度配比和應(yīng)變率條件下的彈性模量。

第三階段(BC)：為非彈性階段。本階段中，充填體試件開始出現(xiàn)非彈性變形，體現(xiàn)在應(yīng)力-應(yīng)變曲線的開始上凸。微觀角度上，充填體內(nèi)缺陷端部的應(yīng)力場(chǎng)值達(dá)到并超過了其極限值，微裂隙擴(kuò)展，并破裂，原始損傷開始加劇，在C點(diǎn)達(dá)到應(yīng)力峰值。

第四階段(CD)：在本階段，充填體內(nèi)部的微裂紋會(huì)繼續(xù)擴(kuò)展、甚至出現(xiàn)交叉、繞行和相互連通的現(xiàn)象。隨后充填體進(jìn)入峰值應(yīng)力后的弱化階段，微裂紋之間的聯(lián)通交叉會(huì)使充填體試件在宏觀上形成一個(gè)主導(dǎo)裂紋，其方向與主應(yīng)力方向近于平行，破壞過程是沿著該主導(dǎo)裂紋發(fā)展然后破裂。

2.4 動(dòng)載下充填體破壞形式分析

充填體在SHPB設(shè)備不同應(yīng)變率的單次沖擊下，試件破壞形式有所不同，在動(dòng)載作用下，除配比濃度外，還應(yīng)考慮充填體破壞的臨界應(yīng)變率。以配比1∶4與1∶6，濃度75%為例，不同應(yīng)變率下的破壞形態(tài)，如表2所示。

對(duì)于濃度為75%，灰砂比為1∶4，養(yǎng)護(hù)天數(shù)為28 d的試件，當(dāng)平均應(yīng)變率為34 s-1時(shí)，充填體主體部分出現(xiàn)裂紋，但殘留大部分強(qiáng)度；當(dāng)應(yīng)變率上升到56 s-1左右時(shí)，主體裂紋破壞程度明顯增大，仍殘余部分強(qiáng)度；當(dāng)應(yīng)變率上升到84 s-1左右時(shí)，充填體出現(xiàn)破碎失穩(wěn)。當(dāng)應(yīng)變率上升到94 s-1左右時(shí)，充填體出現(xiàn)可得出，對(duì)于該組試件，破碎失穩(wěn)的臨界應(yīng)變率為60～80 s-1。

對(duì)于濃度為75%，灰砂比為1∶6，養(yǎng)護(hù)天數(shù)為28 d的試件，當(dāng)平均應(yīng)變率為450 s-1左右時(shí)，就已經(jīng)出現(xiàn)周邊大部分破壞；當(dāng)應(yīng)變率上升到70 s-1左右時(shí)，充填體破碎，完全失穩(wěn)?？傻贸觯瑢?duì)于該組試件，破碎失穩(wěn)的臨界應(yīng)變率為45～60 s-1。

通過全部試件破壞形態(tài)的分析，充填體的濃度與配比越高，其臨界應(yīng)變率響應(yīng)的會(huì)提高，但變化不明顯，歸納出試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)充填體破碎失穩(wěn)的臨界應(yīng)變率在50 s-1左右，普遍低于巖石動(dòng)載破壞的臨界應(yīng)變率[13]。

表2 部分充填體破壞形態(tài)及評(píng)價(jià)表

3 充填體動(dòng)態(tài)力學(xué)特性的數(shù)值模擬

3.1 模擬方法與參數(shù)

本次數(shù)值模擬采用ANSYS/LS-DYNA模塊進(jìn)行。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將本次模擬中的試件采用HJC(Holmquist-

Johnson-Cook)模型。國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者在研究SHPB對(duì)混凝土類似試件的沖擊壓縮工程中大多采用了HJC模型[14-19]，而模型參數(shù)的確定對(duì)計(jì)算非常重要，HJC模型參數(shù)達(dá)到數(shù)十項(xiàng)，很難全部由試驗(yàn)得到，本文中的數(shù)值模擬是在文獻(xiàn)[20]所確定的參數(shù)的基礎(chǔ)上進(jìn)行個(gè)別調(diào)整計(jì)算。

由于充填體SHPB動(dòng)載單軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)部分存在離散性，故擬通過數(shù)值模擬試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)過程進(jìn)行驗(yàn)證，參考試驗(yàn)中充填體試件的物理參數(shù)以及力學(xué)參數(shù)，模擬方向主要為不同沖擊速度下充填體的應(yīng)力狀態(tài)，從而得出較為可靠的充填體動(dòng)載抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率之間的關(guān)系。

表3 HJC模型參數(shù)表

3.2 模型建立

試驗(yàn)選取ANSYS/LS-DYNA程序的solid164單元來模擬子彈、入射桿、透射桿以及試件，該單元被用于三維的顯示結(jié)構(gòu)實(shí)體。子彈、壓桿及試件均為圓柱體，故采用*hex方式進(jìn)行網(wǎng)格的劃分，建立的實(shí)體模型如圖11所示。

圖11 建立宏觀模型與劃分網(wǎng)格Fig.11 Build and mesh macro model

3.3 模擬分析

前文已論證沖擊速度與平均應(yīng)變率基本滿足線性關(guān)系，由于ANSYS/LS-DYNA語言不能直接設(shè)置應(yīng)變率，故設(shè)置不同的沖擊速度分析試件的破壞過程。

以沖擊速度v=5 m/s為例，圖12中入射桿由右側(cè)沖擊試件，左側(cè)與透射桿接觸。在t=0.004 s時(shí)，入射桿打擊試件，此階段應(yīng)力應(yīng)變?cè)谠嚰L(zhǎng)度方向分布不均勻，在與入射桿接觸端面產(chǎn)生了一個(gè)應(yīng)力集中；隨著多次透射-反射之后，試件中的應(yīng)力應(yīng)變分布逐漸均勻，如t=0.012 s時(shí)；在試件破壞時(shí)，破壞敵方主要為初始階段產(chǎn)生應(yīng)力集中的地方，如圖12(c)所示。

圖12 試件應(yīng)變分布圖(v=5 m/s)Fig.12 Specimen strain distribution (v=5 m/s)

在模型的入射桿及透射桿的試驗(yàn)位置選取2個(gè)點(diǎn)，獲得應(yīng)力波，如圖13所示。導(dǎo)出數(shù)據(jù)利用excel和origin軟件，按照兩波法得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖14所示。

圖13 模擬所得波形與試驗(yàn)波形對(duì)比Fig.13 Comparison between simulation results and experimental waveform waveform

模擬所得的為矩形波，矩形波是由不同頻率的諧波疊加在而成的，其在彈性桿傳播的過程中，會(huì)產(chǎn)生一定程度的波形振蕩，且這種振蕩隨著沖擊速度、傳播距離和入射桿徑的增大而加劇，但試件厚度、沖擊速度與入射桿徑均較小，波形彌散很小。而紡錘形子彈產(chǎn)生的半正弦波形具有簡(jiǎn)單的諧波分量，可進(jìn)行一定的光滑處理，一定程度內(nèi)二者所產(chǎn)生的誤差可以忽略，從圖13可知，模擬所得波形圖與試驗(yàn)圖整體上吻合較好，入射波與反射波波幅相近，透射波波幅較小，透射波在應(yīng)力幅值上遠(yuǎn)小于入射波。

由圖14可知，模擬所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線相比試驗(yàn)所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線更為規(guī)律，主要體現(xiàn)在曲線中第一階段(即微裂隙壓密階段)，主要原因?yàn)樵囼?yàn)中制備試件過程中的人為影響導(dǎo)致微裂隙分布不均勻。模擬得出的曲線在v=3 m/s時(shí)，得到的強(qiáng)度為3 MPa左右，隨著速度增大，峰值應(yīng)力隨之增大，當(dāng)速度為7 m/s，強(qiáng)度達(dá)到9.5 MPa左右時(shí)，與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。

同時(shí)，充填體試件SHPB試驗(yàn)中設(shè)置不同加載速度條件下試件破壞程度各不相同，如圖15所示。

圖14 模擬所得試件應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.14 The simulated stress strain curve

由圖15(a)可知，設(shè)置子彈初速度v=3 m/s時(shí)，試件在中部出現(xiàn)應(yīng)力集中，在中間出現(xiàn)一條細(xì)小裂紋，呈現(xiàn)拉伸破壞；如圖15(b)所示，當(dāng)子彈初速度v=5 m/s時(shí)，試件周邊出現(xiàn)明顯裂紋并破裂，與試驗(yàn)所得破壞形態(tài)相吻合。

圖15 不同初速度下試件破壞形態(tài)Fig.15 The failure mode of specimens under different initial velocity

通過ANSYS/LS-DYNA模擬SHPB動(dòng)載試驗(yàn)與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果比較，無論是模擬所得充填體SHPB試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、充填體破壞特征、還是動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨沖擊速度變化規(guī)律都與試驗(yàn)中相吻合，有力的佐證了試驗(yàn)結(jié)論。

4 結(jié) 論

(1) 通過制備不同濃度與不同灰砂比的分級(jí)尾砂膠結(jié)充填體，研究其SHPB動(dòng)載破壞下的力學(xué)特性，可得在一定范圍內(nèi)，充填體動(dòng)載抗壓強(qiáng)度隨濃度、配比的增大而相應(yīng)的增大。

(2) 將充填體動(dòng)載抗壓強(qiáng)度與靜態(tài)抗壓強(qiáng)度定義動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增強(qiáng)因子，并研究不同應(yīng)變率下動(dòng)載強(qiáng)度增強(qiáng)因子的變化規(guī)律，二者具有明顯的相關(guān)性。

(3) 利用ANSYS/LS-DYNA模擬充填體SHPB單軸沖擊過程，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線、充填體破壞特征與試驗(yàn)相互吻合，驗(yàn)證了結(jié)論的正確性。

(4) 由于礦山日常開采的影響，充填體將頻繁受到鑿巖和爆破等動(dòng)載的循環(huán)擾動(dòng)，針對(duì)充填體的動(dòng)態(tài)循環(huán)加載將是下一步試驗(yàn)研究的方向。

參 考 文 獻(xiàn)

[ 1 ] HUANG Gang, CAI Sijing, ZHANG Yadong, et al.Experimental and modeling study on the strength of tailings backfill in underground mine[J]. Applied Mechanics and Materials, 2014，522/523/524: 1390-1393.

[ 2 ] GHIRIAN A, FALL M. Coupled thermos-hydro-mechanical-chemical behaviour of cemented paste backfill in column experiments. Part I: physical, hydraulic and thermal processes and characteristics[J]. Engineering Geology, 2013, 164(1): 195-207.

[ 3 ] YILMAZ T, ERCIKDI B, KARAMAN K, et al. Assessment of strength properties of cemented paste backfill by ultrasonic pulse velocity test[J]. Ultrasonics, 2014, 54(5): 1386-1394.

[ 4 ] LIU Jie, LIU Jinxu, DING Hongsheng, et al. Study on impact protection properties of titanium alloy using modified SHPB[J]. Applied Mechanics and Materials, 2013,302: 14-19.

[ 5 ] 劉軍忠,許金余,呂曉聰. 沖擊壓縮荷載下角閃巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2009, 28(10): 2113-2120.

LIU Junzhong, XU Jinyu, Lü Xiaocong. Experimental study on dynamic mechanical properties of amphibolites under impact compressive loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(10): 2113-2120.

[ 6 ] 徐文彬,宋衛(wèi)東,王東旭,等.膠結(jié)充填體三軸壓縮變形破壞及能量耗散特征分析[J].巖土力學(xué),2014,35(12): 3422-3429.

XU Wenbin, SONG Weidong, WANG Dongxu, et al. Characteristic analysis of deformation failure and energy dissipation of cemented backfill body under triaxial compression[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014,35(12): 3422-3429.

[ 7 ] 劉志祥,李夕兵.爆破動(dòng)載下高階段充填體穩(wěn)定性研究[J].礦冶工程,2004,24(3): 21-24.

LIU Zhixiang, LI Xibing. Research on stability of high-level backfill in blasting[J]. Mining and Metallurgical Engineering, 2004,24(3): 21-24.

[ 8 ] 楊偉,張欽禮,楊珊,等.動(dòng)載下高濃度全尾砂膠結(jié)充填體的力學(xué)特性[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,48(1): 156-161.

YANG Wei, ZHANG Qinli, YANG Shan, et al. Mechanical property of high concentration total tailing cemented backfilling under dynamic loading[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2017,48(1): 156-161.

[ 9 ] ZHOU Zilong, LI Xibing, YE Zhouyuan, et al. Obtaining constitutive relationship for rate-dependent rock in SHPB tests[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2010, 43(6): 697-706.

[10] 宮鳳強(qiáng)，李夕兵，饒秋華，等.巖石SHPB試驗(yàn)中確定試樣尺寸的參考方法[J].振動(dòng)與沖擊，2013,32(17): 24-28.

GONG Fengqiang, LI Xibing, RAO Qiuhua, et al. Reference method for determining sample size in SHPB tests of rock materials[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013,32(17): 24-28.

[11] 李夕兵, 宮鳳強(qiáng), 高科, 等. 一維動(dòng)靜組合加載下巖石沖擊[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2010, 29(2): 251-260.

LI Xibing, GONG Fengqiang, GAO Ke, et al. Test study of impact failure of rock subjected to one-dimensional coupled static and dynamic loads[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(2): 251-260.

[12] MENG H, LI Q M. Correlation between the accuracy of a SHPB test and the stress uniform ity based on numerical experiments[J]. International Journal of Impact Engineering, 2003,28(5): 537-555.

[13] LEE O S, KIM S H, HART Y H. Thickness effect of pulse shaper on dynamic stress equilibrium and dynamic deformation behavior in thepolycarbonate using SHPB technique[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2006,21(1): 51-60.

[14] YANG Bao, TANG Liqun, LIU Yiping, et al. The deformation measurement and analysis on meso-structure of aluminum foams during SHPB test[J]. Journal of Testing and Evaluation, 2014,42(3): 8.

[15] CHEN Rongjun, LIU Hongwei, ZENG Rui. SHPB dynamic experiment on silica fume concrete[J]. Advanced Materials Research, 2013, 631(1): 771-775.

[16] 陶俊林,田常津,陳裕澤,等. SHPB 系統(tǒng)試件恒應(yīng)變率加載試驗(yàn)方法研究[J]. 爆炸與沖擊,2004,24(5): 413-418.

TAO Junlin, TIAN Changjin, CHEN Yuze, et al. Investigation of experimental method to obtain constant strain rate of specimen in SHPB[J]. Explosive and Shock Waves, 2004,24(5): 413-418.

[17] XIE Youjun, FU Qiang, ZHENG Keren, et al. Dynamic mechanical properties of cement and asphalt mortar based on SHPB test[J]. Construction and Building Materials, 2014,70: 217-225.

[18] 巫緒濤,孫善飛,李和平.用HJC本構(gòu)模型模擬混凝土SHPB實(shí)驗(yàn)[J].爆炸與沖擊, 2009,29(2): 137-142.

WU Xutao, SUN Shanfei, LI Heping. Numerical simulation of SHPB tests for concrete by using HJC model[J]. Explosion and Shock Waves, 2009,29(2): 137-142.

[19] 李耀.混凝土HJC動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型的研究[D].合肥:合肥工業(yè)大學(xué), 2009.

[20] 李為民,許金余. 大直徑分離式 Hopkinson 壓桿試驗(yàn)中的波形整形技術(shù)研究[J]. 兵工學(xué)報(bào),2009,30(3): 350-355.

LI Weimin, XU Jinyu. Pulse shaping techniques for large-diameter split Hopkinson pressure bar test[J]. Acta Armamen Tarii, 2009,30(3): 350-355.