Experimental study on mix proportion of transparent similar materials for rock mass
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摘要:
针对传统岩石相似材料不透明而导致内部变形破裂过程无法直接观测的难题，使用透明材料制作相似模型是有效的解决方法。采用E-44型环氧树脂作为骨料，三乙醇胺作为固化剂，外加酒精松香饱和溶液（RSS）调节脆性，应用全面试验方法，研究了环氧树脂与三乙醇胺质量比和RSS含量对透明岩石相似材料密度、单轴抗压强度、峰值应变、弹性模量、抗拉强度、黏聚力和内摩擦角的影响规律。研究结果表明：环氧树脂与三乙醇胺质量比对材料抗压强度、弹性模量、抗拉强度、黏聚力和内摩擦角起主导作用，而RSS含量对相似材料的密度和峰值应变起主导作用。密度和峰值应变与环氧树脂与三乙醇胺质量比呈正相关，与RSS含量呈负相关。在环氧树脂与三乙醇胺质量比为3∶1时，试件的抗压强度与RSS含量呈负相关，而在其他比例时，抗压强度变化不显著。试件的弹性模量和内摩擦角与环氧树脂与三乙醇胺质量比呈正相关，在环氧树脂与三乙醇胺的质量比为3∶1时，试件的弹性模量和内摩擦角与RSS含量呈负相关，在其他比例时，则与RSS含量呈正相关。抗拉强度和黏聚力随着RSS含量的增加而降低，随着环氧树脂与三乙醇胺质量比的增加而先增加后减少。在同一环氧树脂与三乙醇胺质量比中，抗拉强度和黏聚力与RSS含量呈负相关。基于多元线性回归分析建立了透明岩石力学性能与环氧树脂与三乙醇胺质量比和RSS含量间的经验公式，为透明岩石相似材料配比提供借鉴参考。
Abstract:Traditional rock mass is opaque and the internal deformation and fracture process cannot be observed directly, using transparent materials to make similar models is an effective solution. E-44 type epoxy resin is used as aggregate, triethanolamine is used as curing agent, and alcohol rosin saturated solution (RSS) is added to adjust brittleness. Based on comprehensive experimental methods, the influence of the ratio of epoxy resin to triethanolamine and the content of RSS on the density, uniaxial compressive strength, peak strain, elastic modulus, tensile strength, cohesion and friction angle of transparent rock mass are studied in series. The results show that the ratio of epoxy resin to triethanolamine plays a leading role in the compressive strength, elastic modulus, tensile strength, cohesion and friction angle of similar transparent materials, while the content of the RSS plays a leading role in the density and peak strain. The density and peak strain is positively correlated with the ratio of epoxy resin to triethanolamine, and negatively correlated with the content of RSS. When the ratio of epoxy resin to triethanolamine is 3∶1, the compressive strength of the specimen is negatively correlated with the content of RSS, while at other ratios, the compressive strength does not change significantly. The elastic modulus and friction angle of the test piece is positively correlated with the ratio of epoxy resin and triethanolamine. When the ratio of epoxy resin to triethanolamine is 3∶1, the elastic modulus of the test piece is negatively correlated with the content of RSS. While at other ratios, the elastic modulus of the specimen is positively correlated with the content of RSS. The tensile strength and cohesion decreased with the increase of RSS content, and first increased and then decreased with the increase of the ratio of epoxy resin to triethanolamine. In the same ratio of epoxy resin to triethanolamine, the tensile strength was negatively correlated with RSS content. Based on multiple linear regression analysis, an empirical formula between the mechanical properties of transparent rock mass and the ratio of epoxy resin to triethanolamine and RSS content is established, which provides a reference for the proportion of similar materials in transparent rock mass.
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Keywords:
- transparent rock mass /
- similar materials /
- triethanolamine /
- epoxy resin /
- ratio test /
- mechanical parameters
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0. 引 言
我国煤炭资源十分丰富，在未来几十年内，煤炭仍将是我国的主体能源[1]。近年来，随着“一带一路”战略的实施，我国煤炭生产重点逐步西移[2]，鄂尔多斯盆地煤炭资源安全、高效、绿色开采对于国家能源安全愈发重要[3-5]。但我国煤矿水文地质条件复杂，水害重大事故仍时有发生，突水事故列瓦斯灾害之后排第2位。据不完全统计，2000年以来，共发生1 000多起水害事故，共造成4 000余人死亡[6-7]。在以往的矿井水害防治中，与东部矿区相比，常认为我国西部矿区水文地质条件简单，煤多水少，矿井涌水量不大[8]。但调查发现，在干旱缺水的西部矿区，也同样面临严重的水害威胁[9]。
研究区核桃峪煤矿位于鄂尔多斯盆地南部，地处甘肃省庆阳市，全井田一个开采水平，西南部的一、二盘区为首采区，主要开采煤层为侏罗系延安组8号煤层。井田主要充水含水层为煤层顶板白垩系洛河组砂岩孔隙裂隙含水层，岩性主要为中、粗粒砂岩。该含水层呈现出五大特点：含水层厚度大，首采区的平均厚度达400 m；孔隙度大，为10%～20%；富水性强，研究区单位涌水量最大达到了1.67 L/(s·m)；矿化度高，研究区洛河组含水层矿化度达到5.50 g/L；距离煤层近，该含水层距离规划开采的8号煤层间距平均为133 m，煤层开采形成的导水裂隙带将会导通洛河组含水层。大量的矿井涌水将对矿井采掘带来严重威胁，同时也将对地下水生态环境造成影响，引发环境问题。
因此，在煤矿采掘过程中，能够精准、动态预测矿井涌水量，是预防矿井涌（突）水事故的关键。笔者在充分分析矿井涌水机理、覆岩破坏规律、精细选用计算参数的基础上，采用“非稳定流释水−断面流法”对研究区核桃峪煤矿首采面矿井涌水量进行了动态预测。
1. 矿井涌水量预测方法
目前，煤矿最常用的矿井涌水量预测方法有确定性分析法，如：水均衡法、解析法、数值模拟法、“释水断面流”法等；非确定性分析法，如：相关分析法、水文地质比拟法和灰色系统等[10-14]。水均衡法计算矿井涌水量实质是在一定均衡期的均衡区内地下水流入与流出之间的相互关系，要求均衡区要有清楚的边界条件以及相对单一的均衡项；解析法中的“大井”法计算的实质是确定从当前的水位标高疏降至煤层底板的矿井水的疏干量，致使计算结果偏大[15-16]；相关分析法实质是一种数理统计方法，需要较多的矿井涌水量数据，同时矿井涌水量与其影响因素之间的复杂非线性关系刻画较困难[17]；水文地质比拟法需要对比矿井或工作面之间的地质及水文地质条件具有较好的相似性；数值法不受解析法的一系列理想化条件的限制，能够灵活处理各种非均质地质结构和复杂边界条件，甚至可以处理非均质及各向异性问题，但是参数分区及数据量在一定程度上影响了模拟的精确性和准确性[18]。
傅耀军等[19]以地下水系统理论为指导，研究煤层上覆含水层发育规律及深层地下水赋存机理，提出了“冒裂二元结构体”（图1）这一概念，揭示了承压含水层弹性贮存、弹性释放的本质特征；并基于煤层顶板周期性冒裂，以冒裂二元结构体释水及同步形成的边界过水断面渗流机理为依据，提出了“释水－断面流法”，能够客观地刻画现代采煤技术（方法）条件下的矿井水文地质条件及矿井涌水[20]。根据以往经验可以看出，现有的一些矿井涌水量预测方法因其局限性导致预测误差较大，为精准、动态预测矿井涌水量，笔者团队基于地下水动力学理论[21]，采用“非稳定释水－断面流”法，对矿井涌水量进行预测。
2. 研究区概况
2.1 研究区地下水系统
研究区核桃峪煤矿位于鄂尔多斯盆地内部的白垩系盆地，属鄂尔多斯盆地内泾河—马莲河白垩系地下水系统。白垩系盆地内为黄土高原地貌，地形支离破碎，含水介质泥质含量较多，由于表层有大面积的黄土和新近系泥岩的覆盖，地下水补给条件较差。泾河—马莲河白垩系地下水系统四周中低山环绕，为典型的高原盆地，总的地势特点表现为西北高东南低，并发育有泾河扇状水系。白垩系盆地地下水系统结构示意如图2所示，天然条件下，地下水从东、北、西三侧向马莲河、泾河下游一带汇集，最终于研究区南部彬县水帘洞流出，泾河扇状水系构成该区的侵蚀基准面。
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图 2 白垩系盆地地下水系统结构示意Figure 2. Schematic diagram of groundwater system structure in Cretaceous Basin2.2 煤层顶底板水文地质条件
研究区发育地层主要为侏罗系、白垩系及第四系地层。井田内大部分地区被第四系黄土所覆盖，仅在马莲河下游沟谷中出露下白垩统环河华池组。图3为研究区水文地质柱状图，依据钻孔揭露，井田内地层层序由老至新依次为：侏罗系中统延安组（J2y）、直罗组（J2z）、安定组（J2a），白垩系下统宜君组（K1y）、洛河组（K1l）、环河华池组（K1h）以及第四系（Q）。
研究区常年性地表水主要为四郎河、马莲河、泾河等河流。根据地层岩性、含水空间介质类型，煤层以上可划分为4个含水层，即：第四系孔隙含水层、环河华池组砂岩裂隙孔隙含水层、洛河组砂岩裂隙孔隙含水层以及煤层顶板侏罗系砂岩裂隙含水层。
根据水文地质补充调查及钻孔岩芯揭露，环河华池组底部和顶部普遍发育有青灰色、紫红色泥岩夹薄层粉砂岩，砂岩致密坚硬，钙质、铁质胶结，岩芯完整，平均厚度分别为23～28 m，最厚可达50 m，为良好的隔水层，从而使得环河华池组与下部的洛河组形成良好的分隔。
2.3 矿井充水特征分析
水源能否进入矿井对煤矿开采形成威胁，主要取决于是否存在导水通道，其次取决于开采煤层与充水水源之间的隔水层厚度、稳定性、隔水性能。核桃峪井田开采煤顶底板有相对稳定的隔水层，因此充水水源能否进入矿井主要取决于是否存在导水通道。
1）节理、裂隙。由于研究区紧邻南部彬县―黄陵构造带，受坳陷构造的影响，区内发育一些小的断层、节理及大裂隙，充填泥质松散物，导水且易垮落。根据首采区三维地震解译成果，也发现大量小的断层及大的裂隙，而这些导水通道具有不确定性，加上洛河组砂岩结构松散、胶结性差、层理发育，在采煤过程中可能由于卸荷作用而使得原有裂隙变宽，透水性增强，形成局部的导水通道，在这些部位涌水的同时并富含泥质松散物，在富水性好的局部裂隙发育处，涌水量会突然变大，给矿井生产造成较大影响。
2）导水裂隙带。矿井充水通道主要是8号煤层采空引起的顶板冒裂形成的导水裂隙带。由于区内目前未对导水裂隙带进行实测，借鉴紧邻彬长矿区的导水裂隙带实测资料，采用《“三下”规程》中综放开采工作面中硬、软弱覆岩条件下的顶板导水裂隙带的发育高度经验公式，计算研究区导水裂隙带发育高度。
$$ H = \frac{{100M}}{{0.36M + 1.49}} \pm 16.55 $$ (1) 式中：H为导水裂隙带发育高度，m；M为开采煤层累计厚度，m。
根据煤矿初设，工作面平均割煤高度为4.0 m，平均放煤高度为12.0 m，预计裂隙带发育高度为204.14～237.24 m。同时笔者统计核桃峪煤矿前期114个钻孔资料，绘制8号煤层顶板至洛河组底板距离等值线图，如图4所示。8号煤层至洛河组下段底板平均距离约133.36 m，8号煤层至洛河组上段底板平均距离约250 m。
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图 4 8号煤层顶板至洛河组底板距离等值线图Figure 4. Isoline map of distance between No. 8 coal seam roof and Luohe Formation floor由此分析，研究区8号煤开采导水裂隙带直接向上发育能够导通洛河组下段含水层而导致承压水涌入矿井，成为矿井涌水主要威胁。另外，洛河组承压水头高，较高的水压促进冒落带以上临空面的空间发生变形并产生张裂隙，对导水裂隙带的发育高度、张开程度起到了促进作用，上部高水压向下的应力促使裂隙更加向上发育，导通原本没有沟通的上部含水层，使地下水会更加快速地涌入矿井系统，引发涌（突）水危害。
3. 核桃峪首采面涌水量动态预测
3.1 水文地质参数计算
1）抽水试验。研究区施工水文钻孔位置如图5所示，为了获取研究区水文地质参数，采用H3（观测孔）、H4（抽水孔）钻孔对2804工作面进行了大孔径、大降深、大流量抽水试验，以最大限度揭露水文地质条件。在抽水试验观测孔中，采用了“同孔同径双观测止水器”装置（图6），实现同时观测上、下2段含水层水位动态变化，从而采集到更多的基础数据。
2）参数计算。H4号孔抽水前测得井内静止水位埋深385.77 m，抽水试验开始后水澄清透明。抽水过程曲线如图7所示，第一落程（S1）抽水试验延续48 h，稳定11 h，抽水降深29.04 m，涌水量27.842 m3/h；第二落程（S2）抽水试验延续12 h，稳定8 h，抽水降深19.14 m，涌水量18.875 m3/h；第三落程（S3）抽水试验延续12 h，稳定8 h，抽水降深11.11 m，涌水量11.333 m3/h。
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图 7 H4号钻孔洛河组上段抽水试验历时曲线示意Figure 7. Schematic diagram of pumping test duration of upper section of Luohe Formation in Hole H4将抽水试验观测的抽水流量及水位降深数据输入Aquifer Test软件，选择Theis公式对s-lgt曲线进行配线法求参，观测曲线与标准曲线拟合效果最好情况如图8所示。
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图 8 H4号抽水孔洛河组上段抽水试验s-lgt配线法拟合Figure 8. s-lgt fitting diagram of pumping test of upper section of H4 pumping Kongluohe Formation本研究根据核桃峪井田内施工的H1～H5号孔抽水试验求得，洛河组上段单位涌水量
0.2361 ～0.2364 L/(s·m)，导水系数24.90～31.65 m2/d，贮水系数3.15×10−4～2.35×10−3，富水性中等；下段单位涌水量0.0033 ～0.0274 L/(s·m)，导水系数1.54～4.60 m2/d，贮水系数4.45×10−6～1.98×10−4，富水性明显弱于上段。3.2 “释水－断面流法”预测矿井涌水量
1）方法原理。厚基岩条件下（深部开采多属此类）矿井涌水通常由冒裂二元结构体自身释水与其四周外侧边界对称断面释水叠加而成，而冒裂二元结构体及其外侧边界释水断面随工作面推进或持续释水或周期性更替或周期性延展累积，矿井涌水量随之变化。据笔者团队研究表明，释水（冒裂含水层自然疏干）持续时间相对较短，随顶板冒裂周期性发生，是间歇性的；边界过水断面汇（渗）水通常是持续的，可据箱形模型，用承压转无压稳定流理论研究、推导的矿井涌水量预测“释水－断面流”公式（2），能够客观刻画矿井涌水机理、过程。
$$Q(t) = \left\{ \begin{gathered} \left[ {\frac{{\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} {{F_d} \cdot {{\overline H }_{di}}} \cdot u_i^*}}{{{T_{du}}}} + {F_d}\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} { \cdot {K_i}} } \right]{{ + }}({{2a + b}})\displaystyle \sum\limits_{{{j = 1}}}^{{d}} {\left( {\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} {\overline {{S_d}} } \sqrt {\frac{{{T_i}u_i^*}}{{\pi {t_y}}}} } \right)} {{ + b}}\displaystyle \sum\limits_{{{j = 1}}}^{{d}} {\left( {\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} {{S_{jid}}} \sqrt {\frac{{{T_i}u_i^*}}{{\pi {t_y}}}} } \right)({t_d} < {T_{du}})} \\ ({{2a + b}})\displaystyle \sum\limits_{{{j = 1}}}^{{d}} {\left( {\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} {\overline {{S_d}} } \sqrt {\frac{{{T_i}u_i^*}}{{\pi {t_y}}}} } \right)} {{ + b}}\displaystyle \sum\limits_{{{j = 1}}}^{{d}} {\left( {\displaystyle \sum\limits_{{{i = 1}}}^{{n}} {{S_{jid}}} \sqrt {\frac{{{T_i}u_i^*}}{{\pi {t_y}}}} } \right)\quad \quad \qquad \qquad \qquad \qquad \qquad ({t_d} > {T_{du}})} \\ \end{gathered} \right.$$ (2) 式中：Q(t)为预测涌水量，m3/d；Fd为冒裂二元结构体面积，m2；d为冒落次数；$ {\overline H _{di}} $为第d次冒裂第i含水层承压水头，m；u*i为第i承压含水层贮水系数（释水系数）；j为冒裂序数；a为a断面宽度，m；b为b断面宽度，m；$ {\overline S _d} $为平均定降深，m；Sjid为第j次冒裂i含水层定降深，m；Ki为第i含水层渗透系数，m/d；Ti为第i承压含水层导水系数，m2/d；ty为持续释水时间，d；td为第d次冒裂形成的释水断面释水延续时间，d；Tdu为第d次冒裂重力释水延续时间，d。
2）参数选取。根据研究区煤矿采掘接续计划，2804首采工作面斜长240 m，设计可采长度1 910 m，设计服务时间2021年9月至2023年5月。核桃峪煤矿及周边矿井的岩层情况、开采情况相似，采用关键层理论判别主关键层位置，进而通过岩层情况与其岩层力学性质，计算煤层顶板覆岩垮落步距约240 m。根据对核桃峪煤矿地下水系统特征研究，相关参数见表1。
表 1 首采区2804工作面“非稳定流释水—断面流法”预测涌水量参数Table 1. List of parameters of water inflow predicted by "unsteady flow release water-section flow method" in 2804 working face工作面长度/m 工作面宽度/m 垮落步距/m 推进速度/
（m·d−1）含水层 含水层
厚度/m承压水头H0/m 渗透系数/
（m·d−1）导水系数（m2·d−1） 贮水系数 给水度 1 910 240 240 2.85 洛河组上段 247.1 327.23 0.095 24.90 2.35×10−3 0.04 1 910 240 240 2.85 洛河组下段 76.4 301.76 0.004 1.54 1.98×10−4 0.02 1 910 240 240 2.85 侏罗系 54.9 832.33 0.008 0.47 1.00×10−5 0.01 3）预测结果。根据2804工作面实际采掘进尺及厚度，假设前2个垮落步距（即0～480 m或0～168 d）采厚较小，没有导通洛河组含水层，从第3个垮落步距开始，采厚增大，导水裂隙带发育至洛河组含水层。利用“释水—断面流法”计算核桃峪煤矿2804工作面开采过程中，涌水量的动态变化，结果见表2。随着工作面的不断推进，在不同冒裂步距内涌水量呈动态变化，如图9所示，可以看出当工作面最后一个步距垮落后工作面涌水量可达到678.22 m3/h。
表 2 首采工作面“非稳定流释水—断面流法”预测涌水量结果Table 2. List of results of water inflow predicted by "unsteady flow release water-section flow method" at the first mining face冒裂次数 工作面宽b/m 冒裂步距/m 冒裂面积Fd/m2 自身释水量/（m3·h−1） 断面释水量/（m3·h−1） 释水量/（m3·h−1） 1 240 240 57 600 1.87 80.79 82.66 2 240 480 115 200 140.14 25.55 165.69 3 240 720 172 800 142.97 57.60 200.57 4 240 960 230 400 366.34 263.22 629.56 5 240 1 200 288 000 363.99 272.24 636.23 6 240 1 440 345 600 361.87 287.91 649.78 7 240 1 680 403 200 359.96 304.14 664.11 8 240 1 910 458 400 358.25 319.97 678.22 ![]()
图 9 2804首采面煤层开采冒裂过程涌水量动态图Figure 9. Dynamic chart of water inflow during the fracture process of 2804 first-face coal seam根据煤矿涌水量实测资料，2804工作面回采以来，呈缓慢上升趋势，开采至240 m时工作面涌水量约108.52 m3/h；开采至480 m时工作面涌水量约126.65 m3/h；开采至720 m时工作面涌水量约180.46 m3/h。整体上，上述考虑了矿井采掘规划以及顶板覆岩移动特征条件下的涌水量预测结果与实测涌水量相比，其相对误差较低，为11%～23%（图10）。
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图 10 2804工作面实测涌水量与预测涌水量对比Figure 10. Relationship between actual measured water inflow and cumulative mining footage in 2804 working face4. 结 论
1）根据抽水试验求参结果，洛河组上段地层单位涌水量
0.2361 ～0.2364 L/(s·m)，富水性中等，为8号煤开采的主要充水含水层，其他含水层富水性弱，对煤矿充水威胁较低。2）鉴于煤矿以往常用的一些矿井涌水量预测方法，因其局限性导致预测误差较大。提出采用“释水－断面流法”对煤矿涌水量进行预测，即充分考虑矿井采掘以及顶板覆岩移动特征，以周期垮落步距为单元依次计算工作面开采过程中的自身释水量和断面释水量。随顶板垮落过程工作面涌水量呈台阶状逐渐上升的趋势，最大可达到678.22 m3/h。
3）通过核桃峪煤矿2804工作面应用验证，采用“释水－断面流法”测结果与实测涌水量相比，其相对误差为11%～23%，精度有一定的保障。该方法可为工作面回采过程中不同阶段矿井涌水量的动态预测提供方法基础。预测结果可为矿井防治水工作开展和防排水设施的合理配备提供依据。
4）现代非充填采煤技术方法所触发的矿井涌水具有明确的时空特征，冒裂二元结构体、边界释水断面具有可预测的时空定位，其释水流量有独立、明确的数学物理描述。
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图 2 不同原料配比下透明岩石试样应力−应变曲线
Figure 2. Stress-strain curve of transparent rock sample under different raw material ratio
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图 10 各参数试验结果与计算结果对比
Figure 10. Comparison of test results and calculation results of various parameters
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图 11 m（E-44型环氧树脂）:m（三乙醇胺）=5:1，RSS含量为7%试样的应力应变曲线
Figure 11. Stress-strain curve of E-44 epoxy resin: triethanolamine = 5:1, w(RSS) = 7%
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图 12 砂岩和透明岩石试样的破坏形式对比
Figure 12. Comparison of failure modes of sandstone and transparent rock samples
表 1 不同配比下试样的物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of samples with different ratios
配比
方案密度/
(kg·m−3)单轴抗压
强度/MPa峰值
应变弹性模
量/GPa抗拉强
度/MPa黏聚
力/MPa内摩擦
角/（°）3:1（3%） 1 143.55 51.77 7.88 0.79 12.02 12.47 38.55 3:1（5%） 1 141.29 37.00 5.95 0.75 11.69 10.40 31.32 3:1（7%） 1 127.97 24.89 5.07 0.65 9.52 7.70 26.53 5:1（0） 1 158.98 87.62 8.18 1.61 16.90 19.24 42.58 5:1（3%） 1 146.36 92.12 7.53 1.68 15.55 18.92 45.33 5:1（5%） 1 144.45 90.10 7.01 1.78 15.46 18.66 44.13 5:1（7%） 1 136.36 86.36 6.38 1.84 13.59 17.13 46.72 7:1（0） 1 162.42 97.57 9.61 1.64 12.73 17.62 50.28 7:1（3%） 1 151.49 94.06 8.29 1.69 12.11 16.88 50.52 7:1（5%） 1 150.13 98.05 7.45 1.76 12.10 17.22 51.29 7:1（7%） 1 141.82 90.93 6.93 1.91 11.90 16.45 50.22 9:1（0） 1 178.41 96.43 9.47 1.50 14.78 18.88 47.24 9:1（3%） 1 161.25 98.13 8.33 1.80 13.44 18.16 49.38 9:1（5%） 1 154.65 90.66 7.40 1.81 12.49 16.83 49.27 9:1（7%） 1 143.67 102.15 7.23 1.91 10.79 16.60 54.00 
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表 2 密度极差分析
Table 2 Density range analysis
kg/m3 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 密度均值 1137.60 1146.54 1151.47 1159.50 1166.60 1150.66 1147.63 1137.46 密度极差 15.58 22.62 20.6 34.74 19.43 17.7 13.36 15.7
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表 3 抗压强度极差分析
Table 3 Range analysis of compressive strength
MPa 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 抗压强度均值 37.89 89.05 95.15 96.84 93.87 84.02 78.95 76.08 抗压强度极差 26.88 5.76 7.12 11.49 9.95 46.36 61.05 77.26
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表 4 峰值应变极差分析
Table 4 Peak strain range analysis
配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 峰值均值 6.30 7.73 8.07 8.11 9.09 8.01 6.95 6.40 峰值极差 2.81 1.8 2.68 2.24 1.43 0.80 1.5 2.16
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表 5 弹性模量极差分析
Table 5 Range analysis of elastic modulus
GPa 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 弹性模量均值 0.73 1.72 1.75 1.76 1.58 1.49 1.52 1.58 弹性模量极差 0.14 0.23 0.27 0.41 0.14 1.01 1.06 1.26
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表 6 抗拉强度极差分析
Table 6 Range analysis of tensile strength
MPa 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 抗拉强度均值 11.08 15.38 12.21 12.88 14.80 13.28 12.94 11.45 抗拉强度极差 2.5 3.31 0.83 3.99 4.14 3.53 3.77 4.07
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表 7 黏聚力极差分析
Table 7 Range analysis of cohesion
MPa 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 黏聚力均值 10.19 18.49 17.04 17.62 18.58 16.60 15.78 14.47 黏聚力极差 4.77 2.11 1.17 2.28 1.62 6.45 8.26 9.43
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表 8 内摩擦角极差分析
Table 8 Range analysis of internal friction angle
(°) 配比方案 3∶1 5∶1 7∶1 9∶1 0 3% 5% 7% 内摩擦角均值 32.13 44.69 50.58 49.97 46.7 45.95 44.00 44.37 内摩擦角极差 12.02 4.14 1.07 6.76 7.7 11.97 19.97 27.47
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表 9 透明岩石试样与砂岩的力学参数
Table 9 Mechanical parameters of transparent rock samples and sandstone
试样 峰值强度
/MPa抗拉强度
/MPa黏聚力
/MPa内摩擦角
/(°)砂岩 80.19 10.4 5.98 58.91 透明岩石 86.36 13.59 17.13 46.72
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