• ISSN 1001-1455  CN 51-1148/O3
  • EI Compendex、CA收录
  • 力学类中文核心期刊
  • 中国科技核心期刊、CSCD统计源期刊
高级检索 E-mail Alert

循环加卸载损伤大理岩的动力学特性

蔚立元 朱子涵 孟庆彬 靖洪文 苏海健 何明

引用本文:
Citation:

循环加卸载损伤大理岩的动力学特性

    作者简介: 蔚立元(1982- ),男,博士,教授,博导,yuliyuan@cumt.edu.cn;
  • 中图分类号: O347.3

Dynamic characteristics of marble damaged by cyclic loading

  • CLC number: O347.3

  • 摘要: 利用MTS 815电液伺服岩石实验系统进行上限应力为80%、85%、90%、95%单轴抗压强度的大理岩单轴压缩循环加卸载实验,每种上限应力条件分别设置20、40、60、80次循环。再利用分离式Hopkinson压杆对损伤岩样进行动力学实验。分析了循环加卸载上限应力及循环次数对大理岩塑性应变的影响,揭示了大理岩动态力学参数和破碎吸收能随损伤变量的演化规律。实验结果表明:塑性应变与循环次数呈正相关,且上限应力越大,塑性应变趋于稳定所需的循环次数也会增大;动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量增加呈指数衰减;破碎吸能占比以损伤变量D=0.343为临界点分为两个阶段,D<0.343时,破碎吸能占比稳定在10%左右,数值约为13 J,当D>0.343时破碎吸能占比随损伤变量增加不断增大。研究结果可为岩体工程的设计、施工及支护参数的选取提供参考。
  • 图 1  大理岩8个等距横截面的CT图像

    Figure 1.  CT images of eight equidistant cross-sections

    图 2  MTS 815、SHPB实验系统

    Figure 2.  MTS 815 and SHPB testing systems

    图 3  单轴抗压强度曲线

    Figure 3.  Axial stress-axial strain curves

    图 4  大理岩损伤强度

    Figure 4.  Determination of the damage strength

    图 5  等荷载循环实验典型应力应变曲线

    Figure 5.  Stress-strain curves for cyclic loadingwith constant amplitude

    图 6  岩石在应力水平σ′处能量计算示意图

    Figure 6.  Schematic diagram of energy calculation at σ

    图 7  不同上限应力累积耗散能密度与循环次数关系曲线

    Figure 7.  Relation between cumulative dissipation energy density and number of cycles under different upper limit stress levels

    图 8  塑性应变与循环次数关系曲线

    Figure 8.  Relationship between plastic strain and number of cycles

    图 9  整形后的应变波

    Figure 9.  Strain waves after shaping

    图 10  动态应力应变曲线

    Figure 10.  Dynamic stress-strain curves

    图 11  动态抗压强度随上限应力变化规律

    Figure 11.  Relationship between dynamic compressive strength and upper limit stress

    图 12  动态弹性模量随上限应力变化规律

    Figure 12.  Relationship between dynamic elastic modulus and upper limit stress

    图 13  损伤变量与上限应力关系曲线

    Figure 13.  Relationship between damage variable and upper limit stress

    图 14  动态抗压强度随损伤变量演化过程

    Figure 14.  Relationship between dynamic compressive strength and damage variable

    图 15  动态弹性模量随损伤变量演化过程

    Figure 15.  Relationship between dynamic elastic modulus and damage variable

    图 16  能量分配随损伤变量演化规律

    Figure 16.  Evolution curves of energy under different damage variables

    图 17  破碎吸能随损伤变量演化规律

    Figure 17.  Relationship between WFD and damage variable

    表 1  等荷载循环加卸载试样

    Table 1.  Cyclic loading and unloading specimens under equal load

    σuls/σucs循环次数
    80604020
    80%T37T40T43T46
    T38T41T44T47
    T39T42T45T48
    85%T25T28T31T34
    T26T29T32T35
    T27T30T33T36
    90%T4 T1 T7 T10
    T5 T2 T8 T11
    T6 T3 T9 T12
    95%T13T16T19T22
    T14T17T20T23
    T15T18T21T24
    下载: 导出CSV

    表 2  不同上限应力及循环次数下波速

    Table 2.  Wave speed for different upper limit stress and number of cycles

    σuls/σucs循环次数平均波速/(km·s−1)损伤变量
    80%204.9510.124
    404.7740.186
    604.6050.242
    804.2880.343
    85%204.6390.231
    404.5130.273
    604.2880.343
    804.1170.395
    90%204.5130.273
    404.4010.308
    604.1780.377
    803.9890.432
    95%204.3620.320
    404.2880.343
    604.0830.405
    803.8440.472
    005.2910
    下载: 导出CSV
  • [1] 王刚, 李术才, 王书刚, 等. 节理岩体大型地下洞室群稳定性分析 [J]. 岩土力学, 2010, 29(1): 261–268.
    WANG Gang, LI Shucai, WANG Shugang, et al. Stability analysis of huge underground cavern group in jointed rockmass [J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 29(1): 261–268.
    [2] 王者超, 赵建纲, 李术才, 等. 循环荷载作用下花岗岩疲劳力学性质及其本构模型 [J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(9): 1888–1900. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.09.021
    WANG Zhechao, ZHAO Jiangang, LI Shucai, et al. Fatigue mechanical behavior of granite subject to cyclic load and its constitutive model [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(9): 1888–1900. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.09.021
    [3] 潘一山, 李忠华, 章梦涛. 我国冲击地压分布、类型、机理及防治研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2003, 22(11): 1844–1851. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.11.019
    PAN Yishan, LI Zhonghua, ZHANG Mengtao. Distribution, type, mechanism and prevention of rock brust in China [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2003, 22(11): 1844–1851. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.11.019
    [4] YU L, SU H, JING H, et al. Experimental study of the mechanical behavior of sandstone affected by blasting [J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2017, 93(3): 234–241.
    [5] 葛修润, 蒋宇, 卢允德, 等. 周期荷载作用下岩石疲劳变形特性试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2003, 22(10): 1581–1585. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.10.001
    GE Xiurun, JIANG Yu, LU Yunde, et al. Testing study on fatigue deformation law of rock under cyclic loading [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2003, 22(10): 1581–1585. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.10.001
    [6] 谢和平, 鞠杨, 黎立云. 基于能量耗散与释放原理的岩石强度与整体破坏准则 [J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(17): 3003–3010. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2005.17.001
    XIE Heping, JU Yang, LI Liyun. Criteria for strength and structural failure of rocks based on energy dissipation and energy release principles [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(17): 3003–3010. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2005.17.001
    [7] 张志镇, 高峰. 单轴压缩下红砂岩能量演化试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(5): 953–962. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.05.012
    ZHANG Zhizhen, GAO Feng. Experimental research on energy evolution of red sandstone samples under uniaxial compression [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(5): 953–962. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.05.012
    [8] 邓华锋, 胡玉, 李建林, 等. 循环荷载的频率和幅值对砂岩动力特性的影响 [J]. 岩土力学, 2017, 38(12): 3402–3409.
    DENG Huafeng, HU Yu, LI Jianlin, et al. Effects of frequency and amplitude of cyclic loading on the dynamic characteristics of sandstone [J]. Rock and Soil Mechanics, 2017, 38(12): 3402–3409.
    [9] 郭印同, 赵克烈, 孙冠华, 等. 周期荷载下盐岩的疲劳变形及损伤特性研究 [J]. 岩土力学, 2011, 32(5): 1353–1359. doi: 10.3969/j.issn.1000-7598.2011.05.012
    GUO Yintong, ZHAO Kelie, SUN Guanhua, et al. Experimental study of fatigue deformation and damage characteristics of salt rock under cyclic loading [J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(5): 1353–1359. doi: 10.3969/j.issn.1000-7598.2011.05.012
    [10] SHALEV E, LYAKHOVSKY V, QUGIER-SIMONINAUDREY A, et al. Inelastic compaction, dilation and hysteresis of sandstones under hydrostatic conditions [J]. Geophysical Journal International, 2014, 197(2): 920–925. doi: 10.1093/gji/ggu052
    [11] 周家文, 杨兴国, 符文熹, 等. 脆性岩石单轴循环加卸载试验及断裂损伤力学特性研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(6): 1172–1183.
    ZHOU Jiawen, YANG Xingguo, FU Wenxi, et al. Experimental test and fracture damage mechanical characteristics of brittle rock under uniaxial cyclic loading and unloading condition [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(6): 1172–1183.
    [12] 张媛, 许江, 杨红伟, 等. 循环荷载作用下围压对砂岩滞回环演化规律的影响 [J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(2): 320–326.
    ZHANG Yuan, XU Jiang, YANG Hongwei, et al. Effect of confining pressure on evolution law of hysteresis loop of sandstone under cyclic loading [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(2): 320–326.
    [13] 黎立云, 王荣新, 马旭, 等. 双向加压下岩石能量规律的试验研究 [J]. 煤炭学报, 2010, 35(12): 2033–2038.
    LI Liyun, WANG Rongxin, MA Xu, et al. Energy variety analysis of rock under biaxial compression [J]. Journal of China Coal Society, 2010, 35(12): 2033–2038.
    [14] 朱珍德, 孙林柱, 王明洋. 不同频率循环荷载作用下岩石尼比试验与变形破坏机制细观分析 [J]. 岩土力学, 2010, 31(增1): 8–12.
    ZHU Zhende, SUN Linzhu, WANG Mingyang. Experiment and mesomechanical analysis of deformation failure mechanism on rock under different frequency cyclic loadings [J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(S1): 8–12.
    [15] 章根德. 岩石对冲击载荷的动态响应 [J]. 爆炸与冲击, 1982, 2(2): 1–9.
    ZHANG Gende. Dynamic response of rock impulse loads [J]. Explosion and Shock Waves, 1982, 2(2): 1–9.
    [16] 黎立云, 徐志强, 谢和平, 等. 不同冲击速度下岩石破坏能量规律的实验研究 [J]. 煤炭学报, 2011, 36(12): 2007–2011.
    LI Liyun, XU Zhiqiang, XIE Heping, et al. Failure experimental study on energy laws of rock under differential dynamic impact velocities [J]. JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETY, 2011, 36(12): 2007–2011.
    [17] 刘红岩, 李俊峰, 裴小龙. 单轴压缩下断续节理岩体动态损伤本构模型 [J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(2): 316–323. DOI: 10.11883/bzycj-2016-0261.
    LIU Hongyan, LI Junfeng, PEI Xiaolong. A dynamic damage constitutive model for rock mass with intermittent joints [J]. Explosion and Shock Waves, 2018, 38(2): 316–323. DOI: 10.11883/bzycj-2016-0261.
    [18] 宫凤强, 陆道辉, 李夕兵, 等. 不同应变率下砂岩动态强度准则的试验研究 [J]. 岩土力学, 2013, 34(9): 2433–2441.
    GONG Fengqiang, LU Daohui, LI Xibing, et al. Experimental research of sandstone dynamic strength criterion under different strain rates [J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(9): 2433–2441.
    [19] 胡柳青, 李夕兵, 赵伏军. 冲击荷载作用下岩石破裂损伤的耗能规律 [J]. 岩石力学与工程学报, 2002, 21(增2): 2304–2308.
    Hu Liuqing, Li Xibing, Zhao Fujun. Study on energy consumption in fracture and damage of rock induced by impact loadings [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(S2): 2304–2308.
    [20] 刘军忠, 许金余, 吕晓聪, 等. 冲击压缩荷载下角闪岩的动态力学性能试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(10): 2113–2120. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.10.020
    LIU Junzhong, XU Jinyu, LYU Xiaocong, et al. 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. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.10.020
    [21] 李夕兵, 宫凤强, 高科, 等. 一维动静组合加载下岩石冲击破坏试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 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.
    [22] 汪斌, 朱杰兵, 严鹏, 等. 大理岩损伤强度的识别及基于损伤控制的参数演化规律 [J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(S2): 3968–3973.
    WANG Bin, ZHU Jiebing, YAN Peng, et al. Damage strength determination of marble and its parameters evaluation based on damage control test [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(S2): 3968–3973.
    [23] FREW D J, FORRESTAL M J, CHEN W. Pulse shaping techniques for testing brittle materials with a split Hopkinson pressure bar [J]. Experimental Mechanics, 2002, 42(1): 93–106. doi: 10.1007/BF02411056
    [24] 周子龙, 李夕兵, 岩小明. 岩石SHPB测试中试样恒应变率变形的加载条件 [J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(12): 2445–2452. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.12.009
    ZHOU Zilong, LI Xibing, YAN Xiaoming. Loading condition for specimen deformation at constant stain rate in SHPB test of rock [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(12): 2445–2452. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2009.12.009
    [25] 蔚立元, 李光雷, 苏海健, 等. 高温后无烟煤静动态压缩力学特性研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(11): 2712–2719.
    YU Liyuan, LI Guanglei, SU Haijian, et al. Experimental study on static and dynamic mechanical properties of anthracite after high temperature heating [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(11): 2712–2719.
    [26] 肖大武, 胡时胜. SHPB实验试件横截面积不匹配效应的研究 [J]. 爆炸与冲击, 2007, 27(1): 87–90. DOI: 10.11883/1001-1455(2007)01-0087-04.
    XIAO Dawu, HU Shisheng. Study of two-dimensional effect on SHPB experiment [J]. Explosion and Shock Waves, 2007, 27(1): 87–90. DOI: 10.11883/1001-1455(2007)01-0087-04.
    [27] 王礼立. 应力波基础 [M]. 北京: 国防工业出版社, 2005: 52−60.
    [28] ZHOU Y X, XIA K, LI X B, et al. Suggested methods for determining the dynamic strength parameters and mode-I fracture toughness of rock materials [J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2012, 49(1): 105–112.
    [29] 赵奎, 金解放, 王晓军, 等. 岩石声速与其损伤及声发射关系研究 [J]. 岩土力学, 2007, 28(10): 2105–2109. doi: 10.3969/j.issn.1000-7598.2007.10.019
    ZHAO Kui, JIN Jiefang, WANG Xiaojun, et al. Study on rock damage and acoustic emission based on ultrasonic velocity test of rock specimen under uniaxial compression [J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(10): 2105–2109. doi: 10.3969/j.issn.1000-7598.2007.10.019
    [30] ZHANG Z X, KOU S Q, YU J, et al. Effects of loading rate on rock fracture [J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2000, 37(5): 745–762.
    [31] 洪亮. 冲击荷载下岩石强度及破碎吸能耗特征的尺寸效应研究 [D]. 长沙: 中南大学, 2008.
  • [1] 谢恒吕振华 . 一种高强度钢的动态力学本构参数识别和数值模拟. 爆炸与冲击, 2011, 31(3): 279-284. doi: 10.11883/1001-1455(2011)03-0279-06
    [2] 张振王永刚 . 基于激光干涉测试技术的分离式Hopkinson压杆实验测试系统. 爆炸与冲击, 2018, 38(5): 1165-1171. doi: 10.11883/bzycj-2017-0116
    [3] 李伟谢和平王启智 . 大理岩动态劈裂拉伸的SHPB实验研究. 爆炸与冲击, 2006, 26(1): 12-20. doi: 10.11883/1001-1455(2006)01-0012-09
    [4] 刘明爽李玉龙陶亮徐绯成来飞 . 2D-C/SiC复合材料应变率相关的动态本构模型. 爆炸与冲击, 2008, 28(5): 421-426. doi: 10.11883/1001-1455(2008)05-0421-06
    [5] 高光发郭扬波 . 高强混凝土动态压缩试验分析. 爆炸与冲击, 2019, 39(3): 033103-1-033103-10. doi: 10.11883/bzycj-2017-0405
    [6] 胡俊巫绪涛 . 聚苯乙烯混凝土动态劈裂实验. 爆炸与冲击, 2011, 31(4): 402-406. doi: 10.11883/1001-1455(2011)04-0402-05
    [7] 胡英国卢文波陈明严鹏 . 岩体爆破近区临界损伤质点峰值震动速度的确定. 爆炸与冲击, 2015, 35(4): 547-556. doi: 10.11883/1001-1455(2015)04-0547-08
    [8] 丁圆圆杨黎明王礼立 . 泡沫铝材料动态本构参数的实验确定. 爆炸与冲击, 2015, 35(1): 1-8. doi: 10.11883/1001-1455(2015)01-0001-08
    [9] 闫蕊徐绯张岳青 . DSPH 方法的有效性验证及应用. 爆炸与冲击, 2013, 33(2): 133-139. doi: 10.11883/1001-1455(2013)02-0133-07
    [10] 韩会龙张新春王鹏 . 负泊松比蜂窝材料的动力学响应及能量吸收特性. 爆炸与冲击, 2019, 39(1): 013103-1-013103-11. doi: 10.11883/bzycj-2017-0281
    [11] . 岩石动力学简介. 爆炸与冲击, 2019, 39(8): 089101-1-089101-1. doi: 11883/bzycj-2019-0000
    [12] 徐松林王鹏飞赵坚胡时胜 . 基于三维Hopkinson杆的混凝土动态力学性能研究. 爆炸与冲击, 2017, 37(2): 180-185. doi: 10.11883/1001-1455(2017)02-0180-06
    [13] 唐礼忠刘涛王春陈源李地元韦永恒 . 动力荷载对围压卸载下岩石动态变形模量的影响. 爆炸与冲击, 2018, 38(6): 1353-1363. doi: 10.11883/bzycj-2017-0131
    [14] 聂海亮石霄鹏陈春杨李玉龙 . 单轴双向加载分离式霍普金森压杆的数据处理方法. 爆炸与冲击, 2018, 38(3): 517-524. doi: 10.11883/bzycj-2017-0361
    [15] 廖学燕沈兆武姚保学董树男马宏昊蒋耀港 . 含铝纤维复合炸药的能量输出和力学强度. 爆炸与冲击, 2010, 30(4): 424-428. doi: 10.11883/1001-1455(2010)04-0424-05
    [16] 张永亮朱大勇李永池姚华彦黄瑞源李煦阳 . 干燥和饱和混凝土动态力学特性及其机理. 爆炸与冲击, 2015, 35(6): 864-870. doi: 10.11883/1001-1455(2015)06-0864-07
    [17] 李晓照戚承志 . 基于裂纹扩展脆性岩石动力压缩力学特性研究. 爆炸与冲击, 2019, 39(8): 083101-1-083101-11. doi: 10.11883/bzycj-2019-0078
    [18] 孙朝翔鞠玉涛郑亚王蓬勃张君发 . 双基推进剂的高应变率力学特性及其含损伤ZWT本构. 爆炸与冲击, 2013, 33(5): 507-512. doi: 10.11883/1001-1455(2013)05-0507-06
    [19] 唐礼忠刘昌王春陈英毅申帆 . 频繁动力扰动对围压卸载中高储能岩体的动力学影响. 爆炸与冲击, 2019, 39(6): 065202-1-065202-11. doi: 10.11883/bzycj-2018-0137
    [20] 金解放李夕兵常军然陶伟邱灿 . 循环冲击作用下岩石应力应变曲线及应力波特性. 爆炸与冲击, 2013, 33(6): 613-619. doi: 10.11883/1001-1455(2013)06-0613-07
  • 加载中
图(17)表(2)
计量
  • 文章访问数:  66
  • HTML全文浏览量:  199
  • PDF下载量:  20
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-25
  • 录用日期:  2019-05-21
  • 刊出日期:  2019-08-01

循环加卸载损伤大理岩的动力学特性

    作者简介:蔚立元(1982- ),男,博士,教授,博导,yuliyuan@cumt.edu.cn
  • 1. 中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室,江苏 徐州 221116
  • 2. 陆军工程大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室,江苏 南京 210007

摘要: 利用MTS 815电液伺服岩石实验系统进行上限应力为80%、85%、90%、95%单轴抗压强度的大理岩单轴压缩循环加卸载实验,每种上限应力条件分别设置20、40、60、80次循环。再利用分离式Hopkinson压杆对损伤岩样进行动力学实验。分析了循环加卸载上限应力及循环次数对大理岩塑性应变的影响,揭示了大理岩动态力学参数和破碎吸收能随损伤变量的演化规律。实验结果表明:塑性应变与循环次数呈正相关,且上限应力越大,塑性应变趋于稳定所需的循环次数也会增大;动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量增加呈指数衰减;破碎吸能占比以损伤变量D=0.343为临界点分为两个阶段,D<0.343时,破碎吸能占比稳定在10%左右,数值约为13 J,当D>0.343时破碎吸能占比随损伤变量增加不断增大。研究结果可为岩体工程的设计、施工及支护参数的选取提供参考。

English Abstract

  • 地下工程施工过程中围岩体不可避免地会受到循环载荷扰动,经循环荷载扰动围岩体的力学性能是决定围岩承载能力的重要因素。大量岩土工程实践表明,岩体(如地下洞室群[1])会受到多次开挖扰动等循环荷载作用,导致岩体承受的荷载作用形式是多次的、循环的。在循环荷载作用下,岩石的力学特性与静态荷载作用下有显著不同[2]。经循环荷载扰动的围岩体仍将面临冲击地压[3]、毗邻洞室爆破开挖[4]等动荷载威胁,因此研究经循环荷载损伤的岩体动态力学特性十分有意义。

    以往的研究表明,影响岩石疲劳寿命的主要因素是周期荷载的上限应力和幅值[5]。谢和平等[6]从能量的角度出发,认为岩石的变形破坏过程实际上就是一个从局部损耗到局部破坏最终到整体灾变过程。张志镇等[7]通过4种加载速率对红砂岩试件进行单轴不断增加荷载循环加、卸载实验,得到能量的演化及转化规律。邓华锋等[8]探讨频率和幅值变化对加卸载过程中动弹性模量、阻尼比和阻尼系数等动力参数的影响。郭印同等[9]通过实验得出提高上限应力值和平均应力值,盐岩初始轴向变形和循环轴向变形的比率都会提高,疲劳破坏时的总循环次数显著减小。Shalev等[10]分析了体积应变、体积模量和加、卸载过程中的滞回效应及幅值的关系。周家文等[11]利用砂岩的循环加卸载实验得到了利用应力应变曲线计算损伤变量的方法。张媛等[12]对砂岩进行循环荷载作用下不同围压时的三轴压缩实验,得到循环荷载作用下围压对砂岩滞回环演化规律。黎立云等[13]通过对岩石试件进行了竖向循环加卸载直至破坏的双向压缩实验,得出破坏时的总吸收能、总耗散能和总弹性应变能;朱珍德等[14]利用细观图像实验得到频率与岩石断口细观裂纹总数目、面积及分形维数关系。以上研究可以分为两大类,一类是研究不同加载速率、不同偏应力、不同围压等因素对滞回曲线、能量、损伤等参数的影响,一类是研究疲劳寿命与上限应力等因素的关系,得到了一些有益的结论。

    爆破等冲击荷载直接威胁地下工程的安全[4],章根德[15]通过霍普金森压杆研究岩石的动态响应,还分析讨论了影响动态强度的一些因素。黎立云等[16]对砂岩试件进行了动态霍普金森杆冲击破坏实验和静态加压破坏实验,对于动态冲击实验,得到了不同冲击速度下岩石试件破坏时的总吸收能、总耗散能。刘红岩等[17]讨论了节理参数及载荷应变率等对岩体动态力学特性的影响,得到了岩体动态峰值强度及弹性模量则随着节理法向及切向刚度的增大分别减小或增大。宫凤强等[18]分别利用RMT-150C和分离式霍普金森压杆试验系统对砂岩进行了不同应变率下的单轴压缩、三轴压缩和拉伸实验,给出了不同应变率范围内动态Mohr-Coulomb准则和动态Hoek-Brown准则的具体表达形式。胡柳青等[19]研究了冲击荷载作用下岩石破裂损伤的耗能规律。刘军忠等[20]得到了动态抗压强度、强度增强因子、比能量吸收与平均应变率之间的关系。李夕兵等[21]研究了动静组合加载条件下岩石的力学特性与破坏模式。这些研究主要集中于率效应、节理对岩石力学行为的影响及率效应对冲击过程中能量分配的影响。

    实际上地下工程的开挖,受循环荷载扰动后的损伤岩体力学性能是决定工程安全的重要因素,但对循环荷载损伤大理岩的动力学性质的研究鲜有报道。本文中在上述研究的基础上,通过设置循环荷载上限应力和循环次数,得到不同损伤变量的大理岩岩样。通过损伤岩样动力学实验,揭示损伤变量对大理岩动力学参数及能量分配的影响。

    • 实验所用白色大理岩取自中国云南,所含矿物成分及其含量通过X射线衍射获得:主要由CaO(33.4%)、MgO(19.1%)和SiO2(11.5%)组成。此外,还检测到其他矿物杂质,例如Fe2O3(0.16%)和Al2O3(0.16%)。试样密度和孔隙率分别为2.810 g/cm3和0.596%。

      所取大理岩的CT扫描如图1所示,从图中可以看出每个CT图像中所有像素的平均CT数(CTa)没有显著差异,并且标准差(CTsd)非常小(在100 Hu内)。因此,所选大理石的均质性和完整性较好。考虑到岩样损伤后要采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)装置进行冲击实验,圆柱形试样的高径比定为1∶1,均为50 mm。加工精度符合相关规定,并保持自然风干状态。岩样共计51块,包括测定静单轴抗压强度试样U01~U03,以及等荷载循环加卸载试样T01~T48(见表1)。

      图  1  大理岩8个等距横截面的CT图像

      Figure 1.  CT images of eight equidistant cross-sections

      σuls/σucs循环次数
      80604020
      80%T37T40T43T46
      T38T41T44T47
      T39T42T45T48
      85%T25T28T31T34
      T26T29T32T35
      T27T30T33T36
      90%T4 T1 T7 T10
      T5 T2 T8 T11
      T6 T3 T9 T12
      95%T13T16T19T22
      T14T17T20T23
      T15T18T21T24

      表 1  等荷载循环加卸载试样

      Table 1.  Cyclic loading and unloading specimens under equal load

    • 实验分为两部分,单轴等荷载循环加卸载损伤实验和冲击实验。

      循环损伤实验:实验设备采用MTS 815,试样两端涂抹凡士林以减小端部效应对实验的影响。本次实验第一次循环加载段采用加载速率为1 kN/s的线性加载,加载到上限应力处采用频率为0.2 Hz的正弦波进行加载,直到达到设计的循环次数。上限应力(σuls)分别设置为单轴抗压强度(σucs)的80%、85%、90%及95%。

      冲击实验:采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)实验系统进行单轴冲击实验。该系统子弹、入射杆、透射杆的直径均为75 mm,长度依次为0.6、5和3 m。经现场调试,冲击气压设定为0.14 MPa,子弹速度4 m/s左右,实验设备如图2所示。

      图  2  MTS 815、SHPB实验系统

      Figure 2.  MTS 815 and SHPB testing systems

    • 单轴抗压强度曲线如图3所示,U01~U03单轴抗压强度分别为76、80、67 MPa,平均单轴抗压强度取74 MPa。本文中损伤强度(σcd)采用体积应变曲线的体积应变(εv)最大点对应的应力值[22],如图4所示。为了防止岩样循环过程中发生破坏,最大上限应力设置为单轴抗压强度的95%(70 MPa),为了获取损伤效果较好的岩样,最小上限应力取单轴抗压强度的80%(59 MPa,高于图4所得的损伤强度)。

      图  3  单轴抗压强度曲线

      Figure 3.  Axial stress-axial strain curves

      图  4  大理岩损伤强度

      Figure 4.  Determination of the damage strength

      典型单轴循环加卸载应力应变曲线如图5所示。由图5可知,加载曲线与卸载曲线不重合,形成滞回环并且随着循环次数的增加,应力应变滞回环向应变增大的方向发展。发展趋势由疏到密,最终趋于重合,与文献[12]的结论一致。

      图  5  等荷载循环实验典型应力应变曲线

      Figure 5.  Stress-strain curves for cyclic loadingwith constant amplitude

    • 岩石在变形直至破坏过程中,会伴随能量的耗散和释放。由能量守恒定律可知,假设此物理过程中与外界没有热交换,计算公式如下[6]

      $ \quad\quad\;\;\;\quad\quad\quad\quad\quad U = {U_{\rm{e}}} + {U_{\rm{d}}} \quad\quad\quad\;\quad\quad\quad\quad\quad(1)\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad$

      式中:U为输入能,即外界对试样所做的功;Ud为耗散能,即加载过程中耗散的能量,主要用于岩石的内部损伤和塑性变形;Ue为弹性应变能,即加载过程中储存在岩石试样内部的能量,卸载阶段会释放出去。其中能量密度计算公式如下:

      $ \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{u_{\rm{i}}} = \displaystyle\int\nolimits_0^{\varepsilon '} {{\sigma _{\rm{i}}}{\rm d}{\varepsilon _{\rm{i}}}} }\\ {{u_{{\rm{i,d}}}} = \displaystyle\int\nolimits_0^{\varepsilon '} {{\sigma _{\rm{i}}}{\rm d}{\varepsilon _{\rm{i}}}} - \displaystyle\int\nolimits_{\varepsilon '}^{\varepsilon ''} {{\sigma _{\rm{i}}}{\rm d}{\varepsilon _{\rm{i}}}} }\\ {{u_{{\rm{i,e}}}} = \displaystyle\int\nolimits_{\varepsilon '}^{\varepsilon ''} {{\sigma _{\rm{i}}}{\rm d}{\varepsilon _{\rm{i}}}} } \end{array}} \right. $

      式中:ε′为卸载应力σ′处所对应的应变;ε″为应力卸载到0处所对应的应变,即塑性应变。

      图6所示为岩石在应力水平σ′处的加卸载应力应变曲线。循环加卸载实验过程中(以60次循环为例)耗散能密度如图7所示。

      图  6  岩石在应力水平σ′处能量计算示意图

      Figure 6.  Schematic diagram of energy calculation at σ

      图  7  不同上限应力累积耗散能密度与循环次数关系曲线

      Figure 7.  Relation between cumulative dissipation energy density and number of cycles under different upper limit stress levels

      当加载到应力水平σ′时,输入能密度为ui,可由该应力点处加载曲线与横坐标的面积确定;耗散能密度为ui,d,可由该应力点处加载曲线与卸载曲线之间的面积确定;弹性应变能密度为ui,e,可由卸载曲线与横坐标轴之间的面积确定[7]

      图7可知,累积耗散能密度随循环次数的增加呈线性增加,上限应力越大累积耗散能密度增长速率越大。

    • 塑性应变为不可逆应变,即总应变与弹性应变的差值,如下式所示[11]

      $ \quad\quad\quad\quad\varepsilon ''(i) = \varepsilon '(i) - {\varepsilon _{\rm{e}}}(i)\quad\quad\;\;\;\quad\quad\quad\quad(3)\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad $

      式中:ε″为塑性应变,ε′为卸载应力σ′处应变即总应变,εe(i)为弹性应变。

      根据公式(3)得到塑性应变均值随上限应力和循环次数的演化规律,计算结果如图8所示。由图8可知,同等上限应力水平下,随着循环次数的增加,塑性应变先快速增大,后缓慢增加,最后趋于稳定,且趋于稳定所需的循环次数与上限应力呈正相关。原因是随循环次数增加,滞回环最终趋于重合,即耗散能趋近于0,此时继续加卸载,试样不会产生新的塑性变形,即塑性应变最终会稳定在一定数值,而上限应力越大,累积耗散能密度越大,岩样内部损伤和塑性变形也会增大,如图57所示。

      图  8  塑性应变与循环次数关系曲线

      Figure 8.  Relationship between plastic strain and number of cycles

    • 为消除矩形波加载带来的弥散效应,需进行入射波整形[23-24],本次实验入射波波形整形器选用直径10 mm、厚2 mm的橡胶片[25]。经整形器整形后应变波如图9所示,由图9可知波形整形效果较好。损伤试样动弹性模量远远小于杆件的弹性模量,因此忽略了试件横截面积的不匹配引起的二维效应[26]。利用三波法计算出应变率均值为48.69 s−1,标准差为8.43 s−1,可以认为恒应变率加载,忽略应变率对本次实验的影响。

      图  9  整形后的应变波

      Figure 9.  Strain waves after shaping

      本文中应力应变关系采用三波法[27]计算,动态弹性模量采用ISRM推荐的计算方法[28]

    • 实验所得动态应力应变曲线如图10所示。由图10可知,试样承受循环加卸载的上限应力和循环次数不同,动态强度和破坏应变的差异性更为显著。试样所受循环次数越多、上限应力越大,其强度越低,破坏应变明显偏大。这是由于循环次数和上限应力的差异造成岩样内部微裂隙发育情况不尽相同,循环次数越多、上限应力越大,岩样内部微裂隙越多造成的。

      图  10  动态应力应变曲线

      Figure 10.  Dynamic stress-strain curves

      动态强度与上限应力、循环次数之间的关系分别如图1112所示。由图11可以看出,动态强度随循环加卸载上限应力的增加呈负相关,可以划分为两个阶段:σuls/σucs=0.80~0.85的快速下降阶段及σuls/σucs=0.85~0.95的缓慢下降阶段。从图12可知,动弹性模量随上限应力变化规律与动态抗压强度随上限应力变化规律类似,动弹性模量随上限应力的变化也呈现出2个阶段:σuls/σucs=0.80~0.85的快速下降段和σuls/σucs=0.85~0.95的缓慢下降段。

      图  11  动态抗压强度随上限应力变化规律

      Figure 11.  Relationship between dynamic compressive strength and upper limit stress

      图  12  动态弹性模量随上限应力变化规律

      Figure 12.  Relationship between dynamic elastic modulus and upper limit stress

    • 上文分析了循环加卸载实验上限应力、循环次数对大理岩动力学性质的影响,得到了动态抗压强度、动态弹性模量随循环加卸载上限应力、循环次数的变化规律。循环加卸载实验中上限应力和循环次数对大理岩的影响,从本质上来说是对大理岩造成了不同程度损伤。损伤变量定义如下[29]

      $ \;\;\quad\quad\quad\quad\quad\quad D = 1 - {\left( {\frac{{{v_{\rm{r}}}}}{{{v_0}}}} \right)^2}\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad(4)\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad $

      式中:D为损伤变量,vr为受损岩石中的波速,v0为原始岩石中的波速。本文中通过康科瑞NM–4A非金属超声检测分析仪测得各个岩样的波速,如表2所示。

      σuls/σucs循环次数平均波速/(km·s−1)损伤变量
      80%204.9510.124
      404.7740.186
      604.6050.242
      804.2880.343
      85%204.6390.231
      404.5130.273
      604.2880.343
      804.1170.395
      90%204.5130.273
      404.4010.308
      604.1780.377
      803.9890.432
      95%204.3620.320
      404.2880.343
      604.0830.405
      803.8440.472
      005.2910

      表 2  不同上限应力及循环次数下波速

      Table 2.  Wave speed for different upper limit stress and number of cycles

      分析表2可知,上限应力越大(或循环次数越多),损伤岩样的波速越小,表明岩样的损伤越大,内部微裂隙越多。损伤变量随上限应力演化情况如图13所示。

      图  13  损伤变量与上限应力关系曲线

      Figure 13.  Relationship between damage variable and upper limit stress

      图13可知,同等循环次数下,上限应力越大,损伤变量随着上限应力的增加而增大。由上文可知累积耗散能密度与上限应力(循环次数)呈正相关,因此损伤变量也随着上限应力(循环次数)的增大而增大。

      损伤变量增量随上限应力的增大而减小,这可能是由于岩石材料承受的上限应力达到损伤强度时,材料内部产生大量的微裂隙,当微裂隙达到一定数量时,上限应力的增大并不能使岩样内部裂隙数量持续快速增加。

      动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量的演化过程如图1415所示。

      图  14  动态抗压强度随损伤变量演化过程

      Figure 14.  Relationship between dynamic compressive strength and damage variable

      图  15  动态弹性模量随损伤变量演化过程

      Figure 15.  Relationship between dynamic elastic modulus and damage variable

      本文中采用指数函数拟合,可以更好地拟合损伤变量为1时试样失去承载能力、动态强度和动弹性模量趋近于0的情况。由图1415可知,动态抗压强度和动态弹性模量均随损伤变量的增加呈指数衰减。这主要是由于随着损伤变量的增加,内部微裂隙数目越多,岩样劣化越严重,在同一冲击气压下必然导致动态抗压强度的衰减。动弹性模量主要表征了岩样的轴向抗变形能力,破坏应变是其主导因素之一,从图10可以看出,损伤变量越大破坏应变越大,这也从另一方面验证了动态弹性模量随损伤变量增加而降低。

    • 冲击实验中,入射波、反射波和透射波包含的能量依次为WIWRWT,试样吸收能量为WLWL主要为由三部分构成:(1)破碎耗能WFD,主要用于产生新的断裂表面和裂纹扩展等;(2)碎块弹射的动能WK;(3)其他能量WO,主要指以其他如热能等各种形式耗散的能量。其中被耗散的能量很小可以忽略,且碎块弹射速度的测定非常困难,因此WK的确定也存在一定难度。Zhang等[30]利用高速相机对SHPB实验中岩石碎块的速度进行测定,WK约占WL的5.05%,因此本文的研究中,岩石的破碎吸能WFD的计算直接以岩石总吸收能来近似替代[31]。计算公式如下:

      $ \left\{ \begin{aligned} &{W_{\rm{I}}} = \frac{{{A_0}{c_0}}}{E}\int {\sigma _{\rm{I}}^2} {\rm d}t = {A_0}{c_0}E\int {\varepsilon _{\rm{I}}^2} {\rm d}t\\ &{W_{\rm{R}}} = \frac{{{A_0}{c_0}}}{E}\int {\sigma _{\rm{R}}^2} {\rm d}t = {A_0}{c_0}E\int {\varepsilon _{\rm{R}}^2} {\rm d}t\\ &{W_{\rm{T}}} = \frac{{{A_0}{c_0}}}{E}\int {\sigma _{\rm{T}}^2} {\rm d}t = {A_0}{c_0}E\int {\varepsilon _{\rm{T}}^2} {\rm d}t\\ &{W_{\rm{L}}} = {W_{{\rm{FD}}}} = {W_{\rm{I}}} - ({W_{\rm{R}}} + {W_{\rm{T}}}) \end{aligned} \right. $

      式中:σIσRσT分别对应于压杆上的入射波、反射波和透射波的应力;c0E为压杆中声波传播速度和弹性模量;A0为压杆横截面积。计算结果如图1617所示。

      图  16  能量分配随损伤变量演化规律

      Figure 16.  Evolution curves of energy under different damage variables

      图  17  破碎吸能随损伤变量演化规律

      Figure 17.  Relationship between WFD and damage variable

      图16可知,当D<0.343时,透射能占比大于反射能占比,且随着损伤增加,透射能占比呈现出降低的趋势而反射能占比则不断增加,破碎耗能占比稳定在10%左右;而D>0.343时,透射能占比小于反射能,透射能占比持续降低反射能占比不断增加,而破碎耗能占比情况与D<0.343时完全不同,出现占比增大的趋势。这可以通过一维应力波理论进行解释,根据一维应力波理论得到的试样应变和应力如式(6)所示:

      $ \left\{ \begin{aligned} &\varepsilon \left( t \right) = - \frac{{2{c_0}}}{L}\int {{\varepsilon _{\rm{R}}}{\rm d}t} \\ &\sigma \left( t \right) = \frac{{{A_0}}}{{{A_{\rm{s}}}}}E{\varepsilon _{\rm{T}}} \end{aligned} \right. $

      式中:ASA0为试件和压杆横截面积,L为试件长度。

      由式(6)可知,反射波决定了试件的应变变化,透射波能够反映岩石试件中的平均应力变化情况。结合图10可得随损伤变量的增加,损伤大理岩破坏应变显著增大,而动态强度有所降低,因此反射波与损伤变量呈正相关而透射波随损伤变量增加不断减小。

      图17可知,在冲击载荷下,随着岩石损伤变量的增加,破碎吸能分为两个阶段,稳定阶段和增长阶段,临界损伤变量D=0.343;当D<0.343时,破碎吸能稳定在13 J左右,而D>0.343时,破碎吸能随着损伤变量增加持续增加。这是因为岩石破坏过程中的能量耗散特性与其内部损伤特征有十分密切的联系,裂纹的繁衍、扩展和贯通每一阶段都要从外部吸收能量,而且是不可逆的能量耗散过程。当D<0.343时,岩样内部的微裂隙较少导致岩样能量吸收较少;当D>0.343时,岩样内部微裂隙较多,因此在实验过程中容易吸收更多的能量用于内部微裂隙的扩展和贯通。

      由于实验手段的限制,本次实验忽略了碎块弹射动能,因此当D>0.343时,碎块弹射动能是否是引起试样总吸收能增加的因素以及随损伤变量增加碎块弹射动能的演化规律仍然需要进一步的研究。

    • 对大理岩进行了4级上限应力、4种循环次数的等荷载循环加卸载实验,得到了48块不同损伤程度的大理岩试样,并对循环加卸载损伤岩样开展了SHPB冲击动力学实验,得到了如下主要结论:

      (1)相同上限应力下,随着循环次数的增加,塑性应变逐渐增大。上限应力越大,塑性应变趋于稳定所需的循环次数也会增大。

      (2)动态抗压强度、动态弹性模量随上限应力σuls的变化呈现出两个变化阶段:(80%~85% )σucs的快速下降段和(85%~95% )σucs的缓慢下降段。

      (3)损伤变量随上限应力、塑性应变增加呈非线性增加,损伤变量增量随着上限应力、塑性应变的增大而减小。动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量增大呈指数衰减。

      (4)当D<0.343时,反射能占比随损伤变量增加逐渐增大,透射能不断衰减,但透射能占比大于反射能占比,破碎吸能占比在10%上下浮动,其数值约为13 J;当D>0.343时,反射能和破碎吸能占比逐渐增加,透射能不断衰减,此时透射能占比小于反射能。碎块弹射动能随损伤变量的演化规律仍然需要进一步的研究。

      感谢陆军军官学院姜锡权教授对SHPB实验给予的悉心指导与热情帮助。

参考文献 (31)

目录

    /

    返回文章
    返回