随着浅部矿产资源的逐渐枯竭，深部资源开发已成为常态。然而，深部岩体典型的“三高一扰动”赋存环境，使得深部岩石常表现出大变形、强流变等特征，特别是在深部富水区域，高渗透压作用使岩体处于水饱和状态，干燥或自然状态下岩石试样的动态力学响应和能量耗散规律已不再适用。因此，探究流固耦合状态下岩石试样的动态力学响应对深部开采具有重要意义（谢和平，2019；夏开文等，2024）。

分离式霍普金森压杆系统（Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB）是研究岩石动态力学性能的一种重要手段（李夕兵，2014；Wang et al.，2023；Zuo et al.，2024）。宫凤强等（2011，2012）使用改造的SHPB加载设备对砂岩进行了三维动态和静态组合加载试验，研究不同轴围压对岩样强度的影响，阐明了砂岩能量吸收规律及破碎特性。焦振华等（2023）对煤样施加不同等级的侧向约束，对比得出在不同侧向约束下煤样的破坏失效模式与能量耗散规律。Zhou et al.（2020）使用高速摄影记录了砂岩在一维动静组合加载下的压裂过程，获得了砂岩应变率、动态强度和能量等动态参数。Gong et al.（2019）在高应变速率和低围压条件下对砂岩进行三轴试验，得到抗压强度随应变率的增加呈线性上升，峰值应变也表现出增长趋势。

深部矿岩不仅受高地应力的影响，而且受高渗透压条件下地下水的影响。Liu et al.（2021）在静态预应力条件下对天然水饱和砂岩进行动态扁平巴西圆盘拉伸试验，结果表明天然水饱和试样动态抗拉强度随加载率的增大而增大。Cai et al.（2019）通过研究水饱和度对砂岩、花岗岩和大理岩力学行为的影响发现，水弱化了岩石的单轴抗压强度、弹性模量和临界应力等力学参数。Weng et al.（2019）对干燥和水饱和粉砂岩试件的破碎分形维数及能量耗散进行了详细研究，并采用SEM电镜扫描分析了水饱和试样在低温下的破裂特性。Cai et al.（2022）探讨了在含水率与加载速率的耦合作用下砂岩的动态抗拉强度，发现不同含水率下砂岩的动态抗拉强度与加载速率呈正相关性。王文等（2015，2016）对含水煤样开展了一维动静组合试验，结果表明：随着饱水时间的增加，煤样的动态强度降低，能量耗散也明显受到水的影响。

以上研究表明，水对岩体的力学性能产生了较大的影响，然而当前关于水对岩石力学行为影响的研究主要集中在静力学和单轴冲击等方面，鲜有对水饱和试样进行三维动静组合冲击试验的相关研究。由于深部岩体常处于高地应力、高渗透压和动态扰动的耦合作用下（夏开文等，2024），需同时考虑地应力、水和动态扰动3种因素耦合对岩石试样力学性能的影响。因此，本文以自然和饱水2种状态下的矽卡岩试样作为研究对象，利用分离式霍普金森压杆对试样分别进行三维动静组合加载试验，通过对比分析在应力状态下自然和饱水状态下矽卡岩试样的强度特征、能量耗散规律及破坏模式，为深部含水区域矿岩开采提供参考。

本试验采用的矽卡岩样取自我国北方某大型露天矿山，在现场选择受开采扰动影响较小且无明显裂缝的长方体岩样，岩体尺寸大于200 mm×200 mm×150 mm（长×宽×厚），表面较为平整。将岩体运送回实验室，采用线切割方式进行加工。为了减小不可见裂隙对最终试样完整性造成的影响，岩样四周30 mm的边料舍去不用，相邻试样的切割间距不小于20 mm。根据《岩石动力特性试验规程》（T/CSRME 001-2019）和Dai et al.（2010）的建议，结合昆明理工大学霍普金森压杆试验系统杆直径为50 mm，确定试样直径为50 mm，高度为50 mm，高径比为1.0，试样两端面不平整度误差为±0.02 mm，端面应与试样轴线垂直，允许误差为±0.25°。加工完成后，将试样分为2组，其中自然试样组不做特殊处理；饱水试样组使用BHG型真空饱和装置分别对试样进行2，4，6，8，10 h的真空法水饱和处理，直至试样质量不再发生变化。采用可加载轴围压的SHPB试验装置进行冲击试验，虽然冲击过程中试样与空气连通，但高应变率下孔隙水难以消散，试样内部仍有孔隙水压，因此可反映工程实际中的流固耦合问题（夏开文等，2024）。自然和水饱和状态下的试样分别如图1和图2所示。自然条件下矽卡岩试样的物理力学参数如表1所示。

冲击试验装置采用昆明理工大学分离式霍普金森压杆系统（SHPB）。该套试验系统基于一维应力传播理论和应力均匀假定，在原有SHPB系统基础上增加了围压腔体和轴压加载油缸，可同时实现径向围压与轴向轴压的三维预应力加载（You et al.，2021）。本系统弹性压杆的直径为50 mm，密度为7.85 g/cm³，入射杆和透射杆的长度均为2 000 mm，纵波波速为5 100 m/s，试验装置如图3所示。为确保试验的可靠性，通过电压检验应力波是否平衡（V_T为透射电压、V_I为入射电压、V_R为反射电压），应力平衡如图4所示。

分别对自然和饱水状态下的矽卡岩试样进行三维动静组合加载试验。图5所示为试样的受力情况（王文等，2017），其中Ps为静载荷，Pc为围压载荷，Pd为动载荷。试验所加载的轴压为3 MPa，围压为1 MPa，分别采用0.8，0.9，1.0，1.1，1.2 MPa冲击气压对试样进行冲击，每个气压条件进行3组平行试验，试验过程中将凡士林均匀地涂抹在试样两端，以消除端面的不平衡效应。

利用三波法对应变片采集到的电压信号进行处理。其中，表2所示的应变率、抗压强度和弹性模量由式（1）和式（2）计算所得（徐松林等，2018；金解放等，2021）。

式中：σ50为峰值应力50%时的应力大小；ε50为σ50对应的应变值大小。

式中：L和A分别为试件的长度和截面积；A₀和E₀为杆的截面积和弹性模量；C₀为杆的波速；σt为t时刻的应力；εt为t时刻的应变；ε•t为t时刻的应变率；下标I、R和T表示入射、反射和透射。

为了更加直观地表示固定轴围压下动态抗压强度与应变率之间的关系，以应变为横坐标、应力为纵坐标，绘制了不同应变率下自然和饱水2种状态下矽卡岩试样的动态应力—应变曲线，结果如图6所示。

由图6可知，在达到峰值应力前，自然和饱水状态下试样的应力—应变曲线呈现出相似的变化模式。在曲线初始阶段未出现明显的短暂下凹现象，即压密阶段不明显，其原因是冲击前预加了径向和轴向静载，使试样内部微裂隙被压密闭合；随后进入弹性变形阶段，应力—应变曲线基本呈线性增加，表现出良好的线弹性特性，曲线的斜率定义为试样的动态弹性模量E，在试验冲击气压范围内，动态弹性模量随着应变率的增大而增大；进入屈服阶段后，试样内部裂隙在冲击荷载作用下不断增多，变形模量逐渐减小，直至达到峰值应力后试样发生破坏，基本失去承载能力。横向对比自然和饱水状态下试样的应力—应变曲线，发现二者存在明显差异：自然岩样的应力下降速度较快，表现出脆性破坏，而饱水岩样的曲线在下降过程中表现出一定的延缓性，说明水化作用使得矽卡岩样表现出一定的塑性特征。

峰值应力是反映岩石动态力学特性的关键力学参数之一，且与加载的应变率存在相关关系，即应变率效应。分别对自然和饱水状态下峰值应力随应变率的变化规律进行研究，绘制出试验条件下动态抗压强度与应变率之间的关系，如图7所示。

由图7可知，不同含水状态下矽卡岩试样的动态抗压强度与应变率的变化趋势基本一致，即动态抗压强度随应变率的增大而增大。然而，相同应变率下饱水试样的动态抗压强度普遍低于自然试样，说明水对矽卡岩的动态抗压强度产生了一定的弱化作用，这与Wang et al.（2023）和Li et al.（2022）的研究成果一致。

拟合曲线均呈现出较好的二项式正相关，在低应变率范围内，即59.21 s^-1<ε˙<75.00 s^-1，自然和饱水状态下矽卡岩试样的动态抗压强度分别增加了13.77%和35.73%；在中、高应变率范围内，即75.00 s^-1<ε˙<87.42 s^-1和87.42 s^-1<ε˙<97.87 s^-1，自然和饱水状态下矽卡岩试样的动态抗压强度分别提高了11.65%、15.87%和10.74%、8.68%。由此说明在低应变率范围内动态抗压强度对水的劣化作用更加敏感，而中、高应变率对2种状态矽卡岩试样动态抗压强度的影响并不明显。此外，在应变率相差不大的情况下，饱水矽卡岩的动态抗压强度比自然状态下减少了10.47%~16.32%，说明水会降低矽卡岩的强度。

引入相对软化因子η来描述不同状态下矽卡岩试样的强度变化，表示为

式中：σds为饱水矽卡岩的抗压强度；σdn为自然矽卡岩的抗压强度。

图8所示为应变率与相对软化因子之间的关系。由图8可知，在低应变率时，相对软化因子表现出线性增长趋势，从0.84增大至0.92；随后当应变率逐渐增加时，矽卡岩相对软化因子的增长逐渐趋于稳定，说明矽卡岩试样中的水对其强度的影响逐渐变弱。试样内裂隙的扩展与贯通对其物理力学性能的影响显著，应力与渗流的耦合作用会加剧裂隙的发育及产生（王文等，2017）。因此，在饱水状态下，矽卡岩试样的抗压强度相较于自然条件下更弱，其强度下降程度与应变率和试件内部孔隙及裂纹的发展紧密相关。

（1）能量传递规律分析

在SHPB试验中，主要产生的能量形式有入射能、透射能、反射能、岩石试件的吸收能以及试样破碎耗散能。其中，应力波携带的能量Wb的计算公式（李业学等，2020）为

式中：σ(t)和ε(t)分别为t时刻的应力和应变；τ为应力波延续时间。

冲击过程中产生的入射能WIt、透射能WTt和反射能WRt的计算公式（金解放等，2021）为

在试验过程中，矿岩试件破碎时会产生一些热能和动能等，但由于这些能量相对于试样破碎吸收的能量而言极其微弱且不容易测定，因此，通常采用试样的吸收能WS近似代替试样破碎耗能WD（李夕兵，2014）。依据能量守恒定律，得到试样破碎耗能WD的表达式为

分析图9和表3发现，自然和饱水状态下矽卡岩试样各能量均随应变率的增加而增加，且表现出良好的线性增长关系。进一步从反射能和透射能的数值及曲线斜率来看，二者分别明显大于和小于自然状态，其主要原因在于饱水状态下岩石内部原生裂纹和孔隙等被水充满，水对能量的传递产生阻碍作用，透过试样的能量减少，反射能增加。

由图9（c）可知，初始阶段饱水试样的吸收能大于自然试样，因自然试样吸收能增速较快，入射能达到约700 J时，自然试样的吸收能大于饱水试样。产生该现象的主要原因：饱水试样吸收的能量分别用于孔隙水压和试样内部裂纹的扩展，致使在初始阶段饱水试样的吸收能较大，而当孔隙中形成的水压对孔隙产生作用，进而加速了试样内部孔隙和微裂纹的快速扩展，能量的吸收率受试样内部结构稳定性的影响，在相同入射能条件下饱水试样更容易破坏。

（2）抗压强度与吸能密度的关系

考虑矽卡岩试样单位体积下能量吸收状况对其动态力学影响，由式（7）计算所得的吸能密度如表4所示。将表4中吸能密度与动态抗压强度的关系绘制成曲线，如图10所示。

式中：WS为吸收能；V为岩石体积；ρ为吸能密度。

由图10可知，自然和饱水试样的动态抗压强度与吸能密度均呈线性增长关系，当吸能密度相近时，饱水试样的动态抗压强度小于自然状态。进一步拟合发现，饱水状态的动态抗压强度增长速率略高于自然状态，说明当吸能密度足够大时，动态抗压强度将不受矽卡岩内部水的影响。

在三维动静组合加载试验中，轴围压的预加载限制了试样的变形和破碎，冲击试验后得到的碎块较大，因此可以通过对碎块进行重新拼凑，得到近乎完整的试件来分析其裂纹扩展及破碎形态。图11所示为冲击后不同应变率下自然和饱水试样的破碎形态。

从试件的断裂形态来看，2种状态下试样的破坏程度均随应变率的增加而增大。当应变率较小时，破坏类型均为剪切破坏，表现为一条主裂缝和一些细小裂纹，但自然状态下试样的破坏程度略大于饱水状态，说明水对矽卡岩试样起到了一定的塑性作用，导致其裂纹破坏程度小于自然状态试样；在中等应变率下，2种试样的破坏模式基本相同，均呈现“V”字形破坏，破坏类型为剪切破坏；当应变率较大时，以多重拉剪破坏为主，均表现出2条宏观裂缝，此时矽卡岩试样基本丧失承载能力，但饱水试样比自然状态试样破碎稍明显。不同应变率下裂隙角度均近似为45°。当应变率增大时，水对矽卡岩试样的塑性作用减弱甚至消失，且由于水对岩样动态抗压强度的劣化作用，相同冲击气压下饱水试样的破坏比自然状态试样略为严重。

利用三维动静组合加载系统对自然和饱水2种状态下的矽卡岩试样进行固定轴围压冲击力学试验，其中轴围压分别选定为3 MPa和1 MPa。通过试验得到了矽卡岩试样在自然和饱水状态下的动态力学特性、能量传递和破碎规律，主要结论如下：

（1）水化作用会劣化矽卡岩试样的力学强度，饱水试样的动态抗压强度较自然状态降低了10.47%~16.32%，但峰后应力—应变曲线下降速度较自然状态慢，说明水化作用使得矽卡岩样表现出一定的塑性特征。

（2）相对软化因子与应变率的关系表明，水对矽卡岩试样动态力学强度的影响随应变率的增大逐渐减弱，饱水状态试样的动态抗压强度增长速率略高于自然状态试样。

（3）水会降低矽卡岩试样的能量吸收率，饱水状态下试样能量吸收率的增速小于自然状态；当吸能密度足够大时，动态抗压强度不受矽卡岩内部水的影响。

（4）当应变率较小时，水对矽卡岩试样起到一定的塑性作用，饱水试样的破坏程度小于自然状态试样；当应变率较大时，水对岩石的塑性作用减弱甚至消失，致使饱水状态试样比自然状态试样破碎更加明显，碎块更多。