砂型3D打印類煤試樣動靜組合加載力學特性

蔣力帥，吳星宇，王慶偉，馮 昊，吳秋紅

(1.山東科技大學 礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590；2.湖南科技大學 南方煤礦瓦斯與頂板災害預防控制安全生產重點實驗室，湖南 湘潭 411201)

煤礦巷道中80%以上為動壓巷道，受工作面巖層劇烈運動、覆巖垮落、斷層活化、人工爆破等引起的微震和礦震影響，動壓巷道服務年限內會經受頻繁的動載擾動。復雜的工程應力環(huán)境使得深部巷道圍巖呈現(xiàn)強動力響應，工程表現(xiàn)主要為巷道破壞嚴重、支護困難以及冒頂、沖擊地壓等災害發(fā)生，這嚴重制約著煤礦的安全高效生產。隨著對深部巖石力學科學認識的不斷深入，學術界逐漸形成共識：必須研究動靜組合加載巖石力學，才能全面、科學的了解深部巖體的力學特性和規(guī)律。

在巖石力學研究中，物理試驗能夠比較全面、真實地反映巖石力學特性與行為，是當前巖石力學與工程研究的主要手段之一。而對于巖石力學特性普遍軟弱、節(jié)理裂隙發(fā)育的煤礦圍巖，由于其軟弱易碎、完整性差，在制備含預制節(jié)理、孔洞等缺陷的巖石試樣進行力學試驗時局限較大。

近年來快速發(fā)展的3D打印技術，能夠配合巖心CT掃描技術獲得現(xiàn)場原巖內部裂隙構造，通過三維數(shù)字模型重構導入3D打印系統(tǒng)，可以精準制作與原巖內部構造相同的試樣，突破了傳統(tǒng)澆筑法無法制作復雜節(jié)理裂隙結構的局限。同時，對同批次重復打印的試樣，在精度、尺寸、性能等特征上具有高度的一致性，避免了試樣的各向異性對試驗結果造成的影響，為制作均一化含復雜節(jié)理、孔洞等缺陷的類巖石試樣，并以此為基礎進行巖體力學研究開辟了新的道路。

目前，將3D打印技術應用于巖石力學領域并開展創(chuàng)新研究的可行性已被國內外學術界充分證明，且其研究意義和應用潛力也已引起巖石力學界的廣泛重視。但針對砂型3D打印試樣主要還是圍繞其抗壓強度、抗拉強度等基礎靜力學特性開展研究，對于其動態(tài)力學特性的研究國內外還鮮有探索，而通過動力學試驗研究其動態(tài)力學特性，揭示其與天然巖石動力學特性的相似性，并以其作為類煤材料進行動力學試驗研究的可行性是將3D打印技術應用于復雜節(jié)理巖體動力學試驗，探究動力荷載下裂隙圍巖力學響應與變形破壞特征的基礎。

基于此，筆者針對國內外在砂型3D打印類巖石試樣動力學特性研究的空白，采用BJT砂型打印工藝制備類煤試樣，在驗證試樣與天然煤樣具有相似彈塑性力學特性，能夠作為類煤相似模擬材料的基礎上，通過開展不同動靜組合加載試驗，研究類煤試樣的動態(tài)力學特性，探究不同地應力與動力荷載條件對巖石動力學特性的影響規(guī)律，采用宏觀破碎塊度和細觀電鏡掃描綜合分析，揭示不同動靜組合荷載對試樣破壞特征的影響。研究結果揭示了砂型3D打印試樣的動力學特性并驗證了其應用于動力學試驗的可行性，研究了不同動靜組合加載條件對類煤試樣力學特性及破壞特征的影響規(guī)律，為采用砂型3D打印技術開展復雜節(jié)理巖體動力學試驗研究提供了重要基礎。

1 砂型3D打印試樣制備與試驗設計

1.1 3D打印技術在巖體力學領域應用現(xiàn)狀

對于巖性軟弱、節(jié)理裂隙發(fā)育的煤礦圍巖(圖1(a)，(b))，通常無法采用水力割縫等方式對原巖試樣進行加工，因此國內外學者常采用石膏等類巖石材料通過澆筑法制備預制節(jié)理試樣(圖1(c))，但該方法的主要局限是難以制作結構、形狀復雜的試驗試樣，從而較難真實地反映微裂隙發(fā)育的巖體力學特征(圖1(b))和節(jié)理縱橫的工程現(xiàn)場圍巖狀態(tài)(圖1(a))。近年來針對這一難題，諸多學者采用3D打印技術得到了較好解決，并引起了學術界的廣泛關注。

圖1 工程巖體節(jié)理裂隙特征與節(jié)理試樣制作方法Fig.1 Characteristics of joints and fissures in engineering rock mass and method of making jointed specimens of rock and the specimen joint in the test

3D打印技術按打印成型工藝可分為熔融沉積成型(FDM)、光固化立體成型(SLA)、激光燒結成型(SLS)、三維粉末黏結成型(BJT)等，各種工藝所用的打印材料也不盡相同，而不同材料和打印工藝所制備試樣的力學特性，是該技術能否科學合理的作為類巖石材料應用于巖石力學領域的關鍵。對于這一問題，國內外學者對不同材料的3D打印試樣開展了各種巖石力學試驗，鞠楊等運用CT成像、三維重構和SLA 3D打印技術制備含復雜裂隙的天然煤巖模型，直觀地顯示了單軸壓縮載荷下裂隙煤巖內部的應力場分布特征；JIANG等采用FDM工藝和聚乳酸塑料(PLA)制作了不同節(jié)理特征的巖石試樣，通過試驗發(fā)現(xiàn)受FDM工藝和PLA材料制作的試樣力學性質所限，很難直接用于模擬天然巖石；華敏杰以石膏粉末和光敏樹脂為原料制備了3D打印試樣，發(fā)現(xiàn)這2種材料并不能很好地模擬巖石材料的抗壓特性；ZHOU,ZHU等通過單軸壓縮試驗對比分析了幾種不同的3D打印技術，發(fā)現(xiàn)采用SLA技術所打印的試樣脆性更好，適合模擬硬巖；田威等采用砂巖粉末作為基質材料，經過BJT工藝制作試樣并開展單軸壓縮及巴西劈裂試驗，發(fā)現(xiàn)此類砂型3D打印試樣在單軸抗壓強度、彈性模量等關鍵力學參數(shù)和破壞形式上均與天然巖石接近。針對砂型3D打印技術，國內外學者在近2 a開展了大量試驗，部分代表性研究見表1。

表1 基于砂型3D打印技術的巖石力學研究現(xiàn)狀

1.2 3D打印試樣制備

通過對3D打印材料進行篩選，選用顆粒粒徑為0.075～0.120 mm不等的GS19硅砂粉為基質，采用“垂直成型”工藝，打印層厚為0.2 mm， 打印精度為0.2 mm，以呋喃樹脂為粘結材料，選用基于BJT工藝的微滴噴射砂型3D打印技術制作類煤試樣，打印原理及設備如圖2所示。試樣制備過程主要是將三維軟件繪制好的零件圖形通過軟件進行切片分層并生成加工代碼文件，并將指令代碼文件通過計算機導入打印機內，打印噴頭根據(jù)計算機指令將粘結劑按照分層截面形狀噴灑在成型槽粉層之上，這樣第1層打印完成，之后成型槽相應的下降一層打印高度，供粉槽相應的上升一層打印高度，鋪粉輥子再次送粉至成型槽，噴頭噴灑粘結劑，完成第2層打印，這樣由下至上，逐層打印，最終得到打印試樣。

采用山東科技大學RLJW-2000巖石伺服試驗系統(tǒng)對砂型3D打印試樣與天然煤樣的物理力學參數(shù)進行測定，試驗系統(tǒng)如圖3所示。試驗試樣按照《煤與巖石物理力學性質測定方法》加工成標準試樣，在試驗機上分別進行了單軸壓縮、三軸壓縮、間接拉伸等巖石力學試驗，對砂型3D打印試樣與天然煤樣(取自梁寶寺煤礦)的抗壓強度、抗拉強度、彈性模量、內摩擦角等參數(shù)進行測定，試驗測試結果見表2，應力-應變曲線如圖4所示。

結合表2和圖4可得，相同加載條件下，3D打印試樣的單軸抗壓強度比煤樣略低，但應力-應變曲線反映出的彈塑性力學特性比較相似，都有明顯的微裂隙壓密階段、線彈性階段和破壞階段；在應力初始階段，巖石內部微裂隙逐漸被壓密，曲線呈上彎形；進入彈性階段后，其應力-應變基本呈線性變化，當強度達到其極限時巖石破壞；在破壞階段，應力急劇下降，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征。通過上述分析可知，3D打印試樣與石膏等類巖石材料的強度相比雖略低于煤樣，但整體彈塑性力學特性較為相似，加之其在制作含復雜結構特征和內部缺陷巖體模型的不可替代性，故采用砂型3D打印技術，制作類煤試樣用于模擬煤巖進行力學特性試驗研究，是具有充分可行性和發(fā)展前景的。

圖2 BJT工藝打印原理及打印設備Fig.2 BJT printing principle and equipment

圖3 RLJW-2000巖石伺服試驗系統(tǒng)Fig.3 RLJW-2000 rock servo test system

表2 3D打印試樣與天然煤樣力學參數(shù)

圖4 單軸壓縮下煤樣與3D打印試樣應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of coalspecimen and 3D printing specimen under uniaxial compression

1.3 動靜組合試驗設計

為了明晰動靜載疊加應力環(huán)境下深部巷道圍巖變形破壞機理，通過探究不同靜載和動載水平下試樣的力學特性，來實現(xiàn)對不同地應力和動力擾動共同作用下巖體破壞規(guī)律的研究。基于上述試驗分析，采用砂型3D打印技術制備類煤試樣，利用SHPB試驗系統(tǒng)開展一維動靜組合加載試驗，研究其在不同動靜組合加載條件下的力學特性。根據(jù)試驗要求，制備直徑50 mm，長徑比為1∶1的圓柱體試樣若干，試驗試樣及試樣幾何尺寸如圖5所示。

圖5 試驗試樣及試樣幾何尺寸Fig.5 Test specimens and geometrical size of specimen

在確定動靜組合加載的軸壓水平時，需對試驗試樣的單軸抗壓強度進行測定，因此采用RLJW-2000巖石伺服試驗系統(tǒng)對試樣進行單軸壓縮試驗，試驗加載速率為0.3 mm/min，試驗結果及應力-應變曲線如表3和圖6所示。

表3 單軸壓縮試驗結果

圖6 單軸壓縮下試樣應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curve of specimen under uniaxial compression

動靜組合加載試驗采用湖南科技大學SHPB試驗系統(tǒng)開展，該系統(tǒng)配備有能產生半正弦應力加載波，實現(xiàn)恒應變率加載的紡錘形沖頭、SDY2107A超動態(tài)應變儀、示波器及動態(tài)數(shù)據(jù)處理裝置，能夠滿足試驗數(shù)據(jù)的采集記錄與處理等需求。試驗系統(tǒng)技術參數(shù)見表4，試驗測試系統(tǒng)如圖7所示。

表4 測試系統(tǒng)主要技術參數(shù)

圖7 試驗測試系統(tǒng)示意Fig.7 Schematic diagram of the experimental test system

根據(jù)測定的試樣單軸壓縮強度結合試驗所需，設置4個預加軸向靜載水平：0，2.0，4.0，6.5 MPa，分別為試樣單軸抗壓強度的0%，20%，40%，65%，并分別用S，S，S，S表示。設置4個沖擊氣壓水平：0.45，0.50，0.55，0.65 MPa，分別用D，D，D，D表示，具體試驗方案見表5。

表5 動靜組合加載試驗方案

放置試樣時在試樣兩端涂抹一層潤滑劑，以減少試樣與桿件間的橫向摩擦，保證試樣與桿件間良好接觸。試驗時確保每次試驗都將紡錘形沖頭固定在發(fā)射腔的同一位置，通過油泵先施加預定軸向靜荷載，再通過高壓氮氣瓶施加預定沖擊氣壓的動荷載，使試驗達到需要的動靜組合加載條件。為了保證SHPB試驗結果的正確性，在動載作用下，試樣兩端須在巖石破壞前達到動態(tài)應力平衡，試樣SDI兩端的動態(tài)應力波曲線如圖8所示。由圖8可見，透射應力波()基本上與入射應力波()和反射應力波()的疊加波重合，說明試樣在動態(tài)加載過程中可以達到并保持動態(tài)應力平衡條件，從而驗證了試驗結果的有效性。

圖8 試樣S1D1I應力平衡Fig.8 Stress equilibrium curves of specimen S1D1I

2 動靜組合作用下試樣動力學特性

2.1 應力-應變曲線特征

試驗中，試樣在各加載條件下均發(fā)生破壞，試樣動態(tài)應力-應變曲線如圖9所示，試樣動靜組合加載試驗結果見表6，表中動態(tài)強度為動態(tài)應力-應變曲線的峰值應力，反映了試樣的抗沖擊能力；組合強度為軸向預靜載與動態(tài)強度之和，是試樣破壞時的實際峰值強度。

圖9 動靜組合加載下試樣應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain curves of specimens under coupled static and dynamic loads

表6 試樣動靜組合加載試驗結果

結合圖9和表6可以發(fā)現(xiàn)，動靜組合加載下試樣的動態(tài)應力-應變曲線與靜態(tài)應力-應變曲線存在較大差異，其主要區(qū)別在于：在動載作用下，撞擊桿加載速度快，試驗試樣內部孔隙和顆粒間距等閉合壓實時間過短，微裂隙壓密階段特征不明顯，宏觀上表現(xiàn)為應力-應變曲線壓密階段缺失，且在破壞階段的應變量較大。當軸壓為0 MPa時，試樣的動態(tài)應力-應變曲線存在回彈現(xiàn)象。試樣在常規(guī)沖擊條件下的峰值應力大于單軸壓縮的峰值應力，當軸壓在0～6.5 MPa內增加時，試樣的峰值應力逐漸減小，當沖擊氣壓在0.45～0.65 MPa內增加時，試樣的峰值應力逐漸增大。

2.2 不同動靜荷載對強度特性的影響規(guī)律

不同軸壓下試樣動態(tài)強度與組合強度變化如圖10所示，不同沖擊氣壓下試樣動態(tài)強度與組合強度變化如圖11所示。

圖10 不同軸壓下試樣動態(tài)強度和組合強度Fig.10 Dynamic strength and combined strength of specimens under different axialpre-stresses

圖11 不同沖擊氣壓下試樣動態(tài)強度和組合強度Fig.11 Dynamic strength and combined strength of the specimens under different impact pressures

由圖10可知，試樣在沖擊氣壓不變時，軸壓與動態(tài)強度呈負相關關系，與組合強度呈先增大后減小的變化趨勢。當沖擊氣壓分別為0.45，0.50，0.55，0.65 MPa時，在軸壓由0 MPa增長到6.50 MPa的過程中，動態(tài)強度分別減小了50.98%，49.40%，46.00%，42.81%；組合強度分別減小了8.33%，8.13%，5.97%，4.05%，且各沖擊氣壓下組合強度均在軸壓為2 MPa時達到峰值，可以發(fā)現(xiàn)組合強度在低軸壓(0～2 MPa)下不斷增大，在中高軸壓(2.0～6.5 MPa)下則出現(xiàn)較大幅度的下降。

由圖11可知，試樣在軸壓不變時，沖擊氣壓與動態(tài)強度和組合強度均呈正相關關系，呈現(xiàn)出明顯的率效應。當軸壓分別為0，2，4，6.5 MPa時，在沖擊氣壓由0.45 MPa增長到0.65 MPa過程中，動態(tài)強度分別增大了10.30%，10.34%，16.29%，28.92%；組合強度分別增大了10.30%，9.02%，11.83%，15.46%。

在動靜組合加載試驗中，沖擊氣壓和軸壓對試樣的強度特性影響顯著。試樣的動態(tài)強度與軸壓呈負相關關系，組合強度在低軸壓(0～2 MPa)下隨軸壓增大不斷增長，在中高軸壓(2.0～6.5 MPa)下隨軸壓增大不斷減小，動態(tài)強度和組合強度與沖擊氣壓皆呈正相關關系。當軸向預靜載不大于其單軸壓縮強度的65%時，試樣的常規(guī)沖擊強度始終大于其單軸壓縮強度，組合強度總大于其單軸壓縮強度和常規(guī)沖擊強度。這一結果與李夕兵、宮鳳強等選用其他巖性完整試樣進行動靜組合加載的試驗結果相似。

究其原因，當軸壓增大時，試樣內部孔隙閉合，繼續(xù)增大軸壓，試樣內部微裂隙逐漸萌生擴展，動荷載的剩余承載力會逐漸減小，試樣動態(tài)強度不斷減弱，這很好地說明了深部巖體在擾動下失穩(wěn)破壞的原因。由組合強度的變化可知，低軸壓可抑制巖石內部微裂紋擴展，表現(xiàn)為試樣組合強度的增加，反映出巖石組合強度的強化特征，而在高軸壓作用下，試樣內部微裂隙擴展加劇，動態(tài)強度大幅下降且組合強度也有所下降。

3 動靜組合作用下試樣破壞特征

3.1 試樣破碎塊度分布規(guī)律

在全部動靜組合加載試驗中，試樣均發(fā)生粉碎式破壞，這些破碎產物是探究試樣破壞機制的重要物證。為此，對動靜組合加載試驗后的試樣破碎產物進行收集，采用不同尺度的標準篩進行篩分實驗，并按照破碎產物的塊度直徑劃分4個等級，分別為：Ⅰ，>30 mm；Ⅱ，15 mm<≤30 mm；Ⅲ，0.5 mm<≤15 mm；Ⅳ，≤0.5 mm。

在動靜組合加載試驗中挑選出4種典型的加載類型(表7)，這4種加載類型也分別對應4種圍巖應力環(huán)境。試驗后對試樣破碎產物進行數(shù)字圖像信息采集與處理，不同粒徑塊度質量占比如圖12所示，試樣破碎塊度分布如圖13所示。

表7 典型動靜組合加載類型

圖12 典型動靜組合加載條件下不同破碎塊度質量占比Fig.12 Mass ratios of differentfragmentation sizes under typical coupled static and dynamic loads conditions

結合圖12，13可得，隨著加載條件由低靜載低動載向高靜載高動載改變，加載速率不斷增強，試樣破碎塊度逐漸細?；?，大塊顆粒出現(xiàn)的頻次及其質量占比逐漸減小，而粉末狀顆粒出現(xiàn)頻次及質量占比逐漸增大。加載條件在低靜載低動載與高靜載高動載相比，大于30 mm顆粒質量占比減小了27.57%，小于15 mm顆粒質量占比增加了25.86%。其沖擊后的破碎塊度分布規(guī)律與馮俊軍采用完整煤巖進行動靜組合加載后試樣破碎塊度分布規(guī)律相似。在對比相同軸壓不同沖擊氣壓及相同沖擊氣壓不同軸壓加載下的破碎塊度分布特征和質量占比后發(fā)現(xiàn)，軸壓效應的存在進一步強化了試樣破碎的細粒化傾向，但是這種強化作用小于沖擊效應。因此，類比典型動靜組合加載條件所對應的應力環(huán)境下巷道圍巖穩(wěn)定性可知，巷道圍巖穩(wěn)定性受地應力和動力擾動的影響顯著，但其主控因素是動力擾動。

3.2 試樣微觀破壞模式與形貌細觀分析

在完成靜態(tài)和動態(tài)試驗后，對各組破壞試樣斷口處取巖石切片，利用APREO高分辨掃描電子顯微鏡對靜態(tài)加載試樣破壞斷面和動靜組合加載試樣破壞斷面粒狀結構進行顯微拍攝，以進一步觀察和探究不同加載方式下試樣微觀破壞模式。由于巖石試樣的絕緣性，在真空電鏡掃描試驗時須預先對試樣進行噴金處理。不同加載方式下試樣斷面粒狀結構顯微圖像如圖14所示，不同加載方式下試樣斷面形貌如圖15所示。

圖13 典型動靜組合加載條件下試樣破碎塊度分布Fig.13 Fragmentation distribution of specimens under typical coupled static and dynamic loads conditions

圖14 不同加載方式下試樣斷面粒狀結構Fig.14 Granular structure of the specimens section under different loading methods

圖15 不同加載方式下試樣斷面形貌Fig.15 Cross-sectional morphology of the specimens under different loading methods

由圖14可知，在不同加載方式下試樣斷面顆粒破壞形式有2種，分別是斷裂面邊緣鈍澀、表面粗糙的沿顆粒膠接處斷裂和斷裂面邊緣銳利、表面光滑的貫穿顆粒內部斷裂。在靜態(tài)加載試驗中，只能觀察到沿顆粒膠接處斷裂這一種破壞形式，而在動靜組合加載試驗中不僅有沿顆粒膠接處斷裂還有貫穿顆粒內部斷裂的破壞形式。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的主要原因是在靜態(tài)加載試驗中加載速率低，壓密階段顆粒間相互擠壓，在顆粒膠接處的軟弱面開始萌生微裂紋，隨著繼續(xù)加載，顆粒間持續(xù)擠壓，當超過其極限強度后顆粒在膠接處發(fā)生斷裂，最終試樣發(fā)生破壞。而在動靜組合加載試驗中，由于沖擊強度大，加載速率高，試樣沒有明顯的壓密階段，破裂來不及傳遞到顆粒膠接處的軟弱面就已經沿著顆粒內部發(fā)生斷裂，還有部分顆粒在試樣破碎后，由于塊體摩擦出現(xiàn)沿顆粒膠接處斷裂的形式，因此在動靜組合加載試驗中能夠觀察到2種顆粒斷裂形式。

由圖15可得，從不同加載方式下斷面形貌上看，靜態(tài)加載試驗的斷面顆粒清晰分明，未見明顯顆粒碎屑附著其表面。而動靜組合加載試驗斷面顆粒破碎，且表面附著大量顆粒碎屑，出現(xiàn)該種斷面形貌的原因與其顆粒破壞形式直接相關。

在靜態(tài)加載試驗中，只出現(xiàn)沿顆粒膠接處斷裂這一種破壞形式，不論試樣破壞后斷面顆粒脫落還是繼續(xù)附著在其表面都只能觀察到完整的顆粒，而在動靜組合加載試驗中，顆粒在貫穿其內部斷裂后，顆粒粉碎破壞，因而會出現(xiàn)大量顆粒碎屑附著在斷口表面的現(xiàn)象。

4 討 論

由本文研究可知，在動靜組合作用下，軸壓和動力擾動皆會加劇巖石的破碎程度，在采用組合強度表征軸壓對抗沖擊強度的影響時發(fā)現(xiàn)，隨著軸壓的增大，巖石抵抗動載的能力呈現(xiàn)先增強后減弱的變化。不論是從巖石的強度特性還是破碎特征來看，巖石在高軸壓強動載作用下抵抗動載的能力最弱，破碎最嚴重。

在地下開采過程中，巷道圍巖在地應力(軸壓)作用下不斷積聚彈性能，當?shù)貞^小時，圍巖內的孔洞和裂隙不斷壓密，此時圍巖抗沖擊能力不斷加強直至達到峰值，當?shù)貞^續(xù)增大，圍巖內積聚大量彈性能并受強動力擾動作用后，當煤巖體中靜載荷與動載荷疊加之和大于誘發(fā)煤巖體沖擊破壞的最小載荷時，積聚的彈性能就會突然釋放，造成圍巖瞬時破壞，易引發(fā)冒頂、沖擊地壓等動力災害。

在現(xiàn)場工程中，巷道地應力水平(受埋深、構造等影響)與動載強度是影響圍巖動力破壞程度的關鍵因素，因此針對巷道動力災害預防控制應從上述2個因素入手，通過合理布設巷道位置、采用深孔爆破、定向水壓致裂等人工卸壓手段，優(yōu)化采掘關系與開采強度等方式，改善深部巷道動靜載應力環(huán)境，從抑制孕災條件與過程入手，預防深部巷道頂板動力災害。

5 結 論

(1)基于多種靜態(tài)巖石力學試驗，研究了砂型3D打印試樣的靜力學特性，并測定了其力學參數(shù)，通過與煤樣比對，揭示了2者在彈塑性力學特性和力學參數(shù)方面的相似性。

(2)通過不同動靜加載條件的SHPB試驗研究發(fā)現(xiàn)，試樣的動態(tài)強度與軸壓的增加呈負相關關系，組合強度隨軸壓的增大呈先增大后減小的變化，動態(tài)強度和組合強度與沖擊氣壓的增加皆呈正相關關系。

(3)隨著靜、動荷載水平的提高，試樣的破碎塊度逐漸細?；?，其中動載對試樣破碎程度的影響大于靜載。細觀尺度下，試樣僅受靜力作用時，斷面顆粒均沿膠接處破裂，而在動靜組合作用下，出現(xiàn)顆粒貫穿破裂與膠接處破裂2種破壞形式。

(4)通過與國內外學者開展的煤巖動力學試驗研究對比，砂型3D打印試樣在動態(tài)強度特性與破壞形態(tài)兩方面，均與煤巖動態(tài)力學特性相似，證明了砂型3D打印試樣作為類煤材料用于動態(tài)力學試驗研究的可行性。