張俊杰，袁新立，張漢橋，陳 毅，韓國慶，年國興

（1.黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責(zé)任公司，黑龍江 鶴崗 154100；2.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 葫蘆島 125105；3.黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責(zé)任公司 俊德煤礦，黑龍江 鶴崗 154100）

煤層注水是沖擊地壓[1-2]礦井普遍采用的防沖措施之一。通過研究水分[3-4]對煤巖的力學(xué)性能、沖擊能量指數(shù)及破壞形式的影響，對防治礦井沖擊地壓事故具有重要的科學(xué)意義和工程價值。

目前，對于煤巖的沖擊地壓相關(guān)研究已取得了一定的成果。肖曉春等[5]采用物理試驗和信號處理分析方法，建立了不同含水率煤樣沖擊傾向與其聲發(fā)射時頻信號的對應(yīng)關(guān)系；羅浩等[6]開展了含瓦斯沖擊傾向性煤體加載破壞試驗，發(fā)現(xiàn)隨著瓦斯壓力升高，煤的沖擊傾向性降低；楊磊等[7]通過研究不同沖擊傾向性煤單軸壓縮過程中的能量演化規(guī)律與損傷特征，發(fā)現(xiàn)不同沖擊傾向性煤的能量演化規(guī)律相似；張廣輝等[8]通過研究單軸加載時含瓦斯煤樣的能量積聚與耗散情況，發(fā)現(xiàn)在孔隙瓦斯壓力和吸附瓦斯共同作用下，煤樣的強(qiáng)度降低，瓦斯弱化了煤的沖擊特性；張志鎮(zhèn)等[9]通過研究溫度對巖石沖擊傾向性的影響,發(fā)現(xiàn)在實時高溫加載條件下，隨著溫度升高試樣沖擊傾向性先大幅升高后略微下降再急劇下降；王陽等[10]通過液氮低溫處理過后對煤巖進(jìn)行單軸壓縮試驗，結(jié)果表明隨著冷沖擊溫度的降低煤樣更易破裂，煤樣破壞形式復(fù)雜，脆性特性明顯破壞主要以剪切破壞為主，且形式單一；張琨等[11]通過對預(yù)制裂隙煤巖進(jìn)行分級靜動組合加載，發(fā)現(xiàn)分級靜動組合加載下，隨著預(yù)制裂隙傾角增大，拉伸裂紋向剪切裂紋過渡，破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變。

現(xiàn)有研究主要集中于水分[12]、瓦斯[13]、溫度[14-15]、裂隙角度[16]、煤巖組合體[17]等方面對煤巖的沖擊傾向性及破壞形式的影響，關(guān)于水分對煤破壞過程中能量聚積與耗散的影響研究還較少，相關(guān)機(jī)理有待深入探討。為此，以強(qiáng)沖擊傾向性煤為研究對象，開展不同含水狀態(tài)下煤樣的單軸壓縮試驗，分析了干燥、自然、飽水3 種狀態(tài)下煤巖的力學(xué)性能、動態(tài)破壞時間、沖擊能量指數(shù)、沖擊能量速度指數(shù)及破壞形式，研究成果能夠為沖擊地壓災(zāi)害防治、煤巖失穩(wěn)破壞的前兆預(yù)警提供試驗依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試件選取及制備

試驗煤樣取自黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責(zé)任公司峻德煤礦17#煤層，該煤層具有強(qiáng)沖擊傾向性。

根據(jù)國際巖石力學(xué)學(xué)會（ISRM）標(biāo)準(zhǔn)，采用HZ-50 取心機(jī)在實驗室取心后，使用切割機(jī)進(jìn)行切割、雙端面磨平機(jī)進(jìn)行打磨（端面平行度±0.02 mm），制得φ50 mm×100 mm 的標(biāo)準(zhǔn)試件。對加工成型后的試件進(jìn)行嚴(yán)格篩選，挑選表面無可見裂紋的試件，將篩選過后的試件進(jìn)行不同含水率處理。

不同含水率煤樣制備步驟如下：

1）干燥煤樣制備。采用恒溫鼓風(fēng)干燥箱，將加工好的部分煤巖樣置于干燥箱中，恒溫為105 ℃的烘箱烘干24 h 以上，直至1 h 內(nèi)試件前后質(zhì)量差值小于0.005 g，制得干燥煤樣。

2）自然煤樣制備。將試件放置在常溫常壓下保持自然干燥狀態(tài)，放置48 h 以上，1 h 內(nèi)試件前后質(zhì)量差值小于0.005 g 后，制得自然含水煤樣。

3）飽水煤樣制備。利用真空飽水裝置對煤樣進(jìn)行飽水處理，在常溫下將煤樣置于水中抽真空8 h以上，直至水面無氣泡冒出，解除真空狀態(tài)在水中浸泡24 h 以上，充分飽和后制得飽水狀態(tài)煤樣。真空飽水裝置示意圖如圖1。

圖1 真空飽水裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of vacuum satiation device

1.2 試驗加載設(shè)備及步驟

試驗加載設(shè)備采用WAW-600C 液壓萬能材料試驗機(jī)，最大軸向載荷為600 kN，試驗數(shù)據(jù)由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)通過計算機(jī)采集。試驗系統(tǒng)示意圖如圖2。

圖2 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of test system

具體步驟如下：

1）將兩端涂抹適量潤滑脂后的煤樣放置在承壓板中心，啟動試驗機(jī)將上承壓板與煤樣上端面充分接觸。

2）煤樣沖擊能量指數(shù)的測試采用位移加載方式，加載速率為1.0×10-5mm/s，啟動試驗機(jī)對煤樣進(jìn)行加載直至破壞；由于試樣加工時對煤樣進(jìn)行了嚴(yán)格的篩選，在該加載方式下每種含水狀態(tài)各取1 個試件（共3 個）。

3）煤樣單軸抗壓強(qiáng)度及動態(tài)破壞時間測試采用應(yīng)力加載方式，加載速率為1 MPa/s，啟動試驗機(jī)對煤樣進(jìn)行加載直至破壞，加載同時使用動態(tài)應(yīng)變儀對煤樣應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行采集；在該加載方式下每種含水狀態(tài)各取3 個試件（共9 個），單軸抗壓強(qiáng)度及動態(tài)破壞時間最終結(jié)果取平均值。

4）試驗結(jié)束后將殘余煤樣收集進(jìn)行稱重、烘干至1 h 內(nèi)煤樣前后質(zhì)量差值小于0.005 g，根據(jù)烘干前后質(zhì)量差值分別計算自然和飽水煤樣含水率。其中干燥狀態(tài)煤樣平均含水率為0，自然狀態(tài)煤樣平均含水率為1.71%，飽水狀態(tài)煤樣平均含水率為2.87%。

2 試驗結(jié)果

2.1 不同含水狀態(tài)煤樣全應(yīng)力-應(yīng)變特征

位移加載方式下不同含水狀態(tài)煤樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3。

圖3 不同含水狀態(tài)煤樣的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Full stress-strain curves of coal samples with different water contents

從圖3 可以看出，不同含水率狀態(tài)煤樣的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線都存在初始壓密階段、線彈性階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段4 個階段，但具體變形特征有所不同：

1）初始壓密階段（Ⅰ）。在軸向應(yīng)力的作用下，3種含水狀態(tài)煤樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線均為上凹型，非線性特征明顯，這是由于煤樣內(nèi)部原有的裂隙、孔隙被逐漸壓密。通過不同含水狀態(tài)煤樣的初始壓密階段在整個應(yīng)變過程占比發(fā)現(xiàn)，干燥、自然和飽水煤樣的初始壓密階段占比分別為30.38%、31.93%、34.24%，飽水煤樣的初始壓密階段占比最大，其次分別是自然和干燥煤樣。由此可以看出，在水分侵入煤體內(nèi)部裂隙、孔隙后，煤顆粒之間的摩擦力減小[18]，塑性變形能力增強(qiáng)，導(dǎo)致煤體在初始壓密階段變形量增加，從而使該階段在整個應(yīng)變過程的占比增大。

2）線彈性變形階段（Ⅱ）。受到壓密作用影響，煤樣內(nèi)部裂隙、孔隙基本閉合，此時煤樣變形基本為彈性變形，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性增長。通過不同含水狀態(tài)煤樣的線彈性階段在整個應(yīng)變過程占比發(fā)現(xiàn)，干燥、自然和飽水煤樣的線彈性階段占比分別為55.67%、45.28%、23.34%，干燥煤樣的線彈性階段占比最大，其次分別是自然和飽水煤樣。水分侵入煤體內(nèi)部的裂隙、孔隙后，導(dǎo)致煤體的彈性變形能力減小，其線彈性階段在整個應(yīng)變過程占比減小。從圖3（c）可以看出，飽水煤樣在加載過程中甚至出現(xiàn)了應(yīng)力小幅跌落現(xiàn)象，表明水分增加促使了外力作用對煤體的損傷。

3）塑性變形破壞階段（Ⅲ）。當(dāng)軸向應(yīng)力大于煤樣屈服強(qiáng)度時，煤樣內(nèi)部出現(xiàn)新的裂隙、孔隙，導(dǎo)致煤樣強(qiáng)度下降，最后大量出現(xiàn)的裂紋相互貫通，直至煤樣發(fā)生失穩(wěn)破壞。不同含水狀態(tài)煤樣的塑性變形破壞階段在整個應(yīng)變過程占比發(fā)現(xiàn)，干燥、自然和飽水煤樣的塑性變形破壞階段占比分別為8.16%、11.84%、20.12%，飽水煤樣占比最大，其次分別是自然和干燥煤樣。由于煤體內(nèi)部孔隙水的存在，使煤顆粒之間摩擦力減小，煤體內(nèi)部更易產(chǎn)生新的裂隙，使煤樣更容易發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致該階段在全應(yīng)力-應(yīng)變過程中的占比隨含水率的增加逐漸增大。

4）峰后破壞階段（Ⅳ）。煤樣的內(nèi)部結(jié)構(gòu)遭到破壞，出現(xiàn)大量肉眼可見的裂隙，甚至煤樣發(fā)生炸裂現(xiàn)象。通過不同含水狀態(tài)煤樣的峰后破壞階段在整個應(yīng)變過程占比發(fā)現(xiàn)，干燥、自然和飽水煤樣的占比分別為5.79%、10.95%、22.3%，其中飽水煤樣占比最大，其次分別是自然和干燥煤樣。從應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以看出，不同含水狀態(tài)煤樣峰后應(yīng)力-應(yīng)變曲線演化趨勢具有顯著差異，干燥煤樣在破壞后內(nèi)部裂隙迅速發(fā)育，隨著應(yīng)變的增大，應(yīng)力在下降至峰值應(yīng)力的87.73%后迅速跌落到最低點(diǎn)，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征；而自然和飽水煤樣在破壞后表現(xiàn)出一定的承載能力，應(yīng)力并未迅速跌落至最低點(diǎn)；其中，自然煤樣破壞后應(yīng)力首先下降至峰值應(yīng)力的63.45%處，隨后經(jīng)過短暫的變形增長后瞬間跌落到最低點(diǎn)；而飽水煤樣在破壞后應(yīng)力隨應(yīng)變的增加緩慢下降，應(yīng)力下降至峰值應(yīng)力的61.24%時停止，隨著應(yīng)變不斷增大應(yīng)力基本不變，表現(xiàn)出明顯的延性破壞特征；從以上現(xiàn)象可以看出，干燥煤樣內(nèi)部相對穩(wěn)定，在煤樣達(dá)到極限強(qiáng)度之后瞬間破壞，幾乎沒有承載能力；由于水分的侵入，雖然削弱了煤樣的宏觀力學(xué)強(qiáng)度，但增強(qiáng)了塑性變形能力，在煤樣達(dá)到極限強(qiáng)度之后發(fā)生破壞，但保留有一定的承載能力，且隨著含水率的提升，承載能力越大，煤樣也從脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐摹?/p>

2.2 水分對煤樣單軸抗壓強(qiáng)度影響

采用應(yīng)力加載方式得到不同含水狀態(tài)煤樣的單軸抗壓強(qiáng)度，對每種含水狀態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度求取平均值，含水率-單軸抗壓強(qiáng)度曲線如圖4。

圖4 含水率-單軸抗壓強(qiáng)度曲線Fig.4 Water content-uniaxial compressive strength curve

從圖4 可以看出：含水率在0（干燥煤樣）、1.71%（自然煤樣）和2.87%（飽水煤樣）的煤樣平均單軸抗壓強(qiáng)度分別為23.64、16.39、15.29 MPa，不同含水率狀態(tài)下煤樣的平均單軸抗壓強(qiáng)度大小關(guān)系為：干燥＞自然＞飽水；自然和飽水煤樣較干燥煤樣的單軸抗壓強(qiáng)度分別下降了30.67%和35.32%，煤樣力學(xué)性能隨含水率的增加顯著降低。

相關(guān)研究表明，水分主要以結(jié)合水和自由水2種形式存在于煤樣中[19]。結(jié)合水是由于煤體對水的吸附作用而被束縛在煤體表面，會使膠體和可溶鹽相互之間發(fā)生水解反應(yīng)，降低煤體分子間的連接作用力，減小分子之間的摩擦力，導(dǎo)致煤體力學(xué)強(qiáng)度降低[20]；自由水以物理作用與煤結(jié)合，主要存在于煤基質(zhì)的孔隙系統(tǒng)[21]，在一定的應(yīng)力作用下，水分不能及時排出，導(dǎo)致裂隙間壓力增大，從而使裂隙發(fā)育加劇。從以上分析可以看出，在結(jié)合水和自由水的作用下，煤樣的力學(xué)強(qiáng)度降低，且隨著含水率的增加降低幅度增大。

2.3 水分對煤動態(tài)破壞時間（DT）影響

在進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度測試的同時使用動態(tài)應(yīng)變儀采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，根據(jù)采集的數(shù)據(jù)得到時間加載曲線，計算得出不同含水狀態(tài)煤樣動態(tài)破壞時間并求取平均值，不同含水狀態(tài)下平均動態(tài)破壞時間如圖5。

圖5 不同含水狀態(tài)下平均動態(tài)破壞時間Fig.5 Average dynamic damage time under different water content states

由圖5 可以看出：干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣平均動態(tài)破壞時間分別為27、215、1 030 ms，自然煤樣和飽水煤樣動態(tài)破壞時間較干燥煤樣上升696.3%和3 714.81%。動態(tài)破壞時間反映煤樣破壞所經(jīng)歷的時間，在水分的影響下煤體的塑性能力增強(qiáng)，破壞過程中變形量增大[22]，同時破壞時間延長。

2.4 水分對煤沖擊能指數(shù)及沖擊能速度指數(shù)影響

2.4.1 沖擊能量指數(shù)

在煤巖沖擊傾向性判定標(biāo)準(zhǔn)中，沖擊能量指數(shù)（KE）作為煤巖沖擊傾向性的1 個判定參數(shù)，可以反映出煤巖受載過程中能量的積累與耗散能力，計算公式如下：

式中：KE為沖擊能量指數(shù)；As為峰值前積聚變形能量；Ax為峰值后損耗變形能量。

通過式（1）計算得出的煤樣的峰值前積聚變形能量As、峰值后損耗變形能量Ax和沖擊能量指數(shù)KE與含水率關(guān)系如圖6。

圖6 不同含水狀態(tài)As、Ax、KEFig.6 As、Ax、KE for different water content states

從圖6（a）可以看出：干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣峰值前積聚變形能量分別為6.24、4.48、4.70 J/cm3，自然煤樣和飽水煤樣峰值前積聚變形能量較干燥煤樣降低28.21%和24.68%；干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣峰值后損耗變形能量分別為0.53、1.13、2.54 J/cm3，自然煤樣和飽水煤樣峰值后損耗變形能量比干燥煤樣分別高出113.21%和379.25%。從圖6（b）可以看出：干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣沖擊能量指數(shù)分別為11.77、3.96、1.64，自然煤樣和飽水煤樣比干燥煤樣的沖擊能量指數(shù)分別下降66.36%和86.07%。

由于水分對煤體力學(xué)強(qiáng)度的削弱，導(dǎo)致煤體塑性變形能力增強(qiáng)，彈性變形能力減弱。從煤體峰前積聚變形能和峰后損耗變形能來看，隨著含水率的提升，煤體在峰前積聚的變形能減少，而煤體破壞后，峰前積聚的能量大多作用于煤體自身破壞變形，所以峰后損耗變形能增大，使煤樣的沖擊能指數(shù)大幅下降。

2.4.2 沖擊能量速度指數(shù)

通過沖擊能指數(shù)KE與動態(tài)破壞時間DT的比值，得到?jīng)_擊能量速度指數(shù)WST，計算公式如下：

通過式（2）計算得出的不同含水率煤沖擊能量速度指數(shù)如圖7。

圖7 不同含水率煤沖擊能量速度指數(shù)Fig.7 Impact energy velocity index of coal with different moisture content

從圖7 可以看出：干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣沖擊能量速度指數(shù)分別為435.93、18.42、1.59，干燥煤樣的沖擊能量速度指數(shù)比自然煤樣和飽水煤樣分別高出2 266.77%和27 278.27%。

動態(tài)破壞時間反映了煤樣從開始破壞到結(jié)束的瞬態(tài)延續(xù)時間，沖擊能量指數(shù)反映了煤樣從蓄能到耗能的全過程，通過沖擊能量指數(shù)與動態(tài)破壞時間的比值可以得到煤樣破壞過程中單位時間內(nèi)釋放的剩余能，表征了單位時間內(nèi)彈性能轉(zhuǎn)化成動能的多少，這也同時反映出煤的沖擊傾向性的程度[23]。隨著含水率的增加，煤樣動態(tài)破壞時間延長，而沖擊能量指數(shù)大幅下降，導(dǎo)致沖擊能量速度指數(shù)也隨之降低?？梢钥闯?，水分的增加降低了單位時間內(nèi)釋放的剩余能，有效的降低了煤的沖擊傾向性的程度。

3 不同含水狀態(tài)煤樣破壞形式

位移加載方式下煤樣破壞形式如圖8。

圖8 不同含水狀態(tài)煤樣破壞形式Fig.8 Damage forms of coal samples with different water content

當(dāng)軸向應(yīng)力高于煤樣極限強(qiáng)度時煤樣發(fā)生破壞，同時伴隨碎塊崩落及聲響的現(xiàn)象。在水分的影響下，不同含水率的煤樣破壞時所表現(xiàn)出的特征有所不同。

從圖8 可以看出：干燥煤樣為劈裂破壞，破壞時有數(shù)量較多細(xì)小的碎塊崩落并伴隨有巨大的破壞聲響；自然煤樣在具有1 條主導(dǎo)劈裂的裂紋同時，伴隨著1 條剪切裂隙共同發(fā)育，破壞時崩落的碎塊相比于干燥煤樣明顯減少且粒徑變大[24]，破壞伴隨的聲響相對于干燥煤樣減小；飽水煤樣破壞形式為剪切破壞，破壞時破碎的煤塊大多附著在煤樣本體只有少量剝落，且破壞時伴隨的聲響非常微弱。不同含水率下含水狀態(tài)煤樣破壞時崩落碎塊數(shù)量及破壞伴隨的聲響大小關(guān)系均為：干燥＞自然＞飽水，碎塊大小關(guān)系為：飽水＞自然＞干燥。

導(dǎo)致以上破壞現(xiàn)象的原因為：①由于自由水的作用，使煤體內(nèi)裂隙之間的摩擦力下降，煤體發(fā)生劈裂破壞的概率減??；②由于結(jié)合水的存在，使煤中的有機(jī)組發(fā)生水解反應(yīng)，降低了煤體分子之間的作用力，微觀上改變了煤體的結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致煤體破壞產(chǎn)生的宏觀裂隙更為復(fù)雜?？傮w來說，隨著含水率的升高，煤樣破壞形式由劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐摹?/p>

4 討 論

通過對比3 種含水狀態(tài)下煤樣全應(yīng)力-應(yīng)變曲線、沖擊能量指數(shù)及破壞形式規(guī)律，發(fā)現(xiàn)不同含水狀態(tài)下煤樣單軸抗壓強(qiáng)度、沖擊能量指數(shù)及破壞形式具有顯著差異。

隨著煤樣含水率的增加，從煤樣的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以看出，煤樣初始壓密階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段應(yīng)變量在全應(yīng)力-應(yīng)變過程總應(yīng)變量的占比增大，線彈性變形階段占比減小，煤樣彈性能力減弱，塑性能力增強(qiáng)，破壞類型由脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?；飽水狀態(tài)下平均單軸抗壓強(qiáng)度及沖擊能量指數(shù)相對干燥狀態(tài)煤樣分別降低了35.32%和86.07%。從煤樣的破壞形式來看，隨著含水率的增加，煤樣從劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐?，同時煤樣破壞時崩落的碎塊數(shù)量減少而尺寸增大，且伴隨的聲響減弱。

在煤巖的沖擊傾向性的綜合判定中，單軸抗壓強(qiáng)度及沖擊能量指數(shù)皆為煤巖沖擊傾向性判斷的重要依據(jù)，二者也反映了煤巖的力學(xué)性質(zhì)及破壞前后能量的聚積與耗散情況。根據(jù)GB/T 25217.2—2010《沖擊地壓測定、監(jiān)測與防治方法—第2 部分：煤的沖擊傾向性分類及指數(shù)的測定方法》對煤巖的判定標(biāo)準(zhǔn)，對于干燥狀態(tài)煤樣和飽水狀態(tài)煤樣，單軸抗壓強(qiáng)度及沖擊能量指數(shù)的沖擊傾向性判定均由強(qiáng)沖擊傾向轉(zhuǎn)變?yōu)槿鯖_擊傾向，且飽水狀態(tài)相對于自然狀態(tài)煤樣平均單軸抗壓強(qiáng)度和沖擊能量指數(shù)分別下降了6.71%和58.59%，說明含水率越高對煤巖沖擊傾向性的弱化作用越顯著。結(jié)合不同含水狀態(tài)煤樣的破壞形式，也可以看出水分對煤沖擊傾向性的弱化具有促進(jìn)作用。采用煤層注水提高煤層含水率，可以有效降低煤層的沖擊傾向性。

5 結(jié) 論

1）含水率的增加使煤樣初始壓密階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段應(yīng)變量在全應(yīng)力-應(yīng)變過程總應(yīng)變量的占比增大，彈性變形階段的占比減小，煤樣由脆性破壞向延性破壞轉(zhuǎn)變。

2）煤樣力學(xué)性能隨含水率的增加顯著降低，自然煤樣和飽水煤樣的平均單軸抗壓強(qiáng)度較干燥煤樣分別減小了30.67%和35.32%。

3）隨著含水率增加，煤樣的動態(tài)破壞時間延長，峰前積聚變形能減小、峰后破壞耗散能增大，自然煤樣和飽水煤樣較干燥煤樣的動態(tài)破壞時間分別增加了696.3%和3714.81%，沖擊能量指數(shù)分別下降了66.36%和86.07%，沖擊能量速度指數(shù)分別下降了95.77%和99.63%。

4）含水率增加使煤樣由劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐?，在破壞時崩落的碎塊粒徑變大，碎塊數(shù)量減少，破壞聲響減弱。