岩体由块状岩石和结构面共同组成，是一种经受过变形、遭受过破坏，具有多种不连续结构面的地质体^[1]。由于结构面的存在，岩体和岩石之间的力学特性存在很大的差异。节理作为一种普遍存在的结构面，通常会导致岩体整体强度的降低^[2]，岩体强度一般介于岩石强度与节理强度之间，在岩体的破坏过程中，结构面，特别是节理，起着至关重要的控制作用。迄今为止，已有大量研究集中于探究岩体在静态或准静态荷载作用下的力学性质^[3-4]。然而，在实际情况中，岩体经常受到如爆破和频繁微小地震等连续动力扰动的影响^[5-7]。因此，研究节理岩体在循环动荷载作用下的动态力学和断裂行为变得尤为重要，这对于加强矿山开采、地下工程开挖中的岩体工程防护以及理解断层破裂过程具有重要意义。

在静态或准静态荷载下，节理岩体的力学性质和破坏模式已经通过理论分析、室内试验和数值模拟方法得到了广泛研究。研究表明，节理岩体的强度和变形特性与诸如节理倾角、条数、间距、排距、和粗糙度等节理参数以及节理充填物性质有着密切的关联^[8-9]。近年来，节理岩体的动态力学性质也受到了广泛关注。在理论分析方面，刘红岩等^[10]在Taylor-Chen-Kuszmaul（TCK）模型的基础上，基于断裂和损伤理论提出了考虑节理3类参数的断续节理岩体动态损伤本构模型，计算结果表明节理的存在会降低岩体的动态弹性模量及峰值强度。邓正定等^[11]基于复合损伤理论，通过对广义Bingham模型进行改进，构建了不同应变率条件下节理岩体的动态本构模型。刘红岩等^[12]采用组合模型法建立了考虑节理剪切强度的贯通节理岩体动态损伤本构模型，发现随着节理倾角的改变，贯通节理岩体将发生岩块张拉或剪切破坏、沿节理面的剪切破坏及上述2种破坏模式的复合破坏。在数值模拟方面，颗粒离散元法和连续-离散耦合法已成功应用于模拟节理岩体的SHPB（split Hopkinson pressure bar）试验中^[13-15]。在室内试验方面，分离式霍普金森杆或Kolsky杆已成为研究岩石材料的动态力学性质最为经典的一种试验设备^[16]。刘红岩等^[17]采用相似材料模型，利用SHPB研究了不同节理倾角、节理贯通度、节理条数、载荷应变率、节理充填物厚度、节理充填物类型和试件长径比等工况下的节理动态强度和破坏模式，发现对于单节理岩体而言，节理倾角对其强度和破坏特征具有更大的影响。王建国等^[18]研究了节理倾角对应力波穿越节理面时的波动特性和能量传递及耗散的影响，发现在入射能相近的情况下，试件的反射能占比、透射能占比和耗散能占比均随着节理倾角的改变而改变。李地元等^[19]开展了含预制裂隙大理岩SHPB动态力学破坏特性试验，研究了端部裂隙形态对岩石动态力学特性以及裂纹扩展的影响，发现大理岩的裂纹总是从裂隙尖端或附近起裂并沿加载方向扩展并贯通。张人凡等^[20]进行了修正侧开单裂纹半孔板的动态冲击试验，利用分形理论修正了黑砂岩的动态强度因子，并计算了其动态断裂韧度。目前的研究^[21-23]已表明，岩石或节理岩体的强度通常随着应变率的提高而增大。在高应变率条件下，节理岩体的动态破坏总是呈X形或半X形的破坏模式，而与节理倾角的关系不大^[24-28]。

近年来，研究者们越来越关注岩石材料在循环冲击荷载作用下的动态力学性质，并开展了多种试验，包括循环冲击试验^[29-30]、耦合轴压-循环冲击试验^[31]和耦合三轴围压-循环冲击试验^[32]。在没有轴压或围压的情况下，根据不同的应变率条件，完整岩石在受到冲击荷载时会表现出不同的力学行为。Li等^[33]发现在中等应变率下，一些大的断裂主导了试件的破坏行为。Xia等^[34]认为在较低应变率下（～70 s⁻¹），动态压缩会使岩石内的裂纹稍有扩展，变形仅包含少量的永久变形，而在高应变率下，岩石的变形机制为从试样两端开始的压碎。Zhou等^[35]认为岩石试件存在一个临界疲劳冲击应力，当循环冲击应力低于此应力时试件几乎没有损伤发生。Li等^[36]则认为花岗岩试件在冲击应力下的力学行为分为2种等级，一种表现为轻微劈裂或劈裂，另一种则是当应变率超过粉化阈值时，试件转化为普遍粉化状态。Aben等^[37]则根据应力-应变率-应变曲线归纳总结了岩石在冲击荷载下的3种不同的力学行为。首先，如果加载率低于损伤阈值，试件会完全回弹，此时岩石材料的损伤几乎可以忽略。其次，当加载率高于损伤阈值但低于粉化阈值时，岩石材料在卸载阶段会表现出较大的应变回弹。在这种情况下，岩石宏观状态可能包括保持完整、剥落或动态断裂。最后，若加载率超过粉化阈值，岩石材料受冲击后会发生破碎甚至粉化。在循环冲击荷载（加载率高于损伤阈值但低于粉化阈值）作用下，完整岩石会首先被压密，随后不断产生损伤，其力学性质逐渐弱化，导致粉化阈值降低^[38]。目前，仅有少数学者对节理岩体在循环冲击载荷作用下的动态力学行为进行了试验研究。Han等^[31]和Zhou等^[39]在对单节理岩体的循环冲击试验中发现，在没有轴压的情况下，翼裂纹对试件的破坏起主要作用。Liu等^[40]开展了多节理岩体的循环冲击试验，分析了试件的宏观和微观破坏机理。然而，当前的研究中多集中于分析轴压对单节理岩体在循环冲击作用下力学行为的影响，对无轴压或围压条件下单节理岩体动态力学行为的归纳总结及损伤演化研究尚为缺乏。

在露天矿山开采过程中，边坡岩体会遭受循环往复的爆破冲击荷载作用，目前的研究多集中于循环冲击作用下完整岩石的动态力学行为，对单节理岩体在循环冲击荷载下的力学行为研究不足。为此，开展一系列循环冲击试验，探讨循环冲击作用下单节理岩体的动态力学和断裂行为以及累积损伤效应，讨论完整岩石、单节理岩体和多节理岩体在循环冲击作用下的破坏机理，以期加深岩体在循环动荷载作用下的力学和断裂行为的认识，为提高经常遭受循环动荷载扰动的工程岩体的稳定性提供帮助。

1.   试　验

1.1   试件

试验材料为来自中国山东省某矿山的辉长岩，对岩石试件切片在偏光显微镜下进行观察（图1），可以看到该试件主要由斜长石（矿物含量约65%）、单斜辉石（矿物含量约30%）和石英（矿物含量<5%）3种矿物相组成，矿物颗粒尺寸最大为1 mm。对直径为50 mm、高度为100 mm的圆柱形试件进行无侧限单轴压缩试验，对直径为50 mm、高度为25 mm的圆柱形试件进行巴西劈裂试验，得到辉长岩的密度为2870 kg/m³，波速为4700 m/s，弹性模量为14.56 GPa，泊松比为0.26，单轴压缩强度为173.86 MPa，巴西劈裂强度为5.52 MPa。

图  1  辉长岩试件切片的偏光显微镜照片

Figure  1.  Polarizing microscope photo of the gabbro specimen section

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将质量均匀、完整性良好的块体加工成尺寸为如图2(a)所示的60 mm×45 mm×20 mm （长×宽×厚）的完整块体，加载方向从左到右，单个节理长度2a = 10 mm，α为节理倾角。单节理辉长岩试件如图2(b)～(f)所示，共制备了5组试件，每组3个试件。试件命名惯例为单节理辉长岩（single joint gabbro, SJG）-倾角-编号，如SJG-0-2，指0°节理倾角、编号为2的试件。最后，将试件表面抛光至粗糙度小于0.02 mm。另外，将人为预先添加的缺陷定义为节理，而将由于冲击载荷在试件中形成的新缺陷定义为裂纹。

图  2  单节理辉长岩试件的几何示意图和照片

Figure  2.  Geometric schematic and photos of single-jointed gabbro specimens

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1.2   试验系统

利用改进的SHPB进行循环冲击试验，SHPB系统由气压装置、撞击杆、入射杆、透射杆、吸收杆和动态数据采集装置组成，如图3所示。所有杆都采用40Cr钢，弹性模量为210 GPa，密度为7800 kg/m³，撞击杆长300 mm，入射杆长2200 mm，透射杆长1400 mm，杆的直径为50 mm。在入射杆和透射杆的中间位置粘贴应变片，以记录试验过程中的入射波、反射波和透射波。选择直径20 mm、厚度1 mm的紫铜片作为波形整形器。另外，在试验开始之前，对SHPB装置进行空杆撞击，以检查两杆对接的完好性。

图  3  SHPB试验系统

Figure  3.  An SHPB test system

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在试验过程中，将试件放置在入射杆和透射杆之间。为了减小摩擦效应，将凡士林均匀涂抹于试件的两端。由于材料的波阻抗不同，应力波会在杆与试件的交界面处发生透射和反射。在试验过程中，必须满足应力平衡假设，即试件内部和两端的应力应变必须一致。考虑到循环冲击作用下试件内部存在节理和裂纹以及试验过程中发生的多次压实损伤会影响应力波的传播，因此利用应变仪监测到的数据来验证应力平衡是评估试验结果有效性的关键。

三波法是通过将入射波、反射波和透射波的起始时间平移到试件端面，检查入射波和反射波的总和是否与透射波相匹配来验证应力平衡。力平衡因子法是通过计算试件两端的力F_i和F_t以及力平衡因子f来验证这一点：

式中：${\varepsilon }_{\rm{i}}$、${\mathrm{\varepsilon }}_{\rm{r}}$和${\mathrm{\varepsilon }}_{\rm{t}}$分别为入射应变、反射应变和透射应变，${A}_{\rm{b}}$为杆的横截面积，${E}_{\rm{b}}$为杆的弹性模量。当f<0.1时，试件达到了应力平衡^[41-43]。图4～7为不同工况下试件动应力平衡试验结果，其中In为入射波，Re为反射波，Tr为透射波。采用三波法和力平衡因子法，分别选取4组不同节理倾角的试件的试验结果进行验证。结果表明，单节理岩体在循环冲击过程中能够很好地实现应力平衡，从而保证了试验结果的有效性。

图  4  试件SJG-0-3第2次冲击应力平衡验证

Figure  4.  Stress equilibrium verification of specimen SJG-0-3 under the second impact

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图  5  试件SJG-45-1第3次冲击应力平衡验证

Figure  5.  Stress equilibrium verification of specimen SJG-45-1 under the third impact

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图  6  试件SJG-60-3第7次冲击应力平衡验证

Figure  6.  Stress equilibrium verification of specimen SJG-60-3 under the seventh impact

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图  7  试件SJG-90-1第14次冲击应力平衡验证

Figure  7.  Stress equilibrium verification of specimen SJG-90-1 under the fourteenth impact

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在满足SHPB试验的弹性一维应力波假定和应力均匀性假定之后，将应变片监测到的数据平移到试件端部，可以利用三波法计算得到试件的应变${\mathrm{\varepsilon }}_{\mathrm{s}}$、应变率$\dot{{\mathrm{\varepsilon }}_{\mathrm{s}}}$和应力${\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{s}}$：

式中：${c}_{\mathrm{b}}$为杆的波速，${L}_{\mathrm{s}}$为试件的长度，${A}_{\mathrm{s}}$为试件的横截面积，$\tau$为应力波作用于试件的时间。

2.   试验结果与分析

2.1   冲击次数

为了确保每次冲击的入射应力保持一致，在每次冲击前都将子弹放回相同的初始位置，并均匀涂抹润滑油。这样在气压一致的情况下，入射应力峰值的差值均在10 MPa内。在进行冲击试验之前，需要设置合理的冲击气压，使试件能够承受多次冲击后再发生破坏。Li等^[25]的试验结果表明，当节理倾角为0°和30°时，单节理岩体的动态峰值强度最小。另外，通过设计与试验试件相同尺寸的SHPB数值模拟试验，同样发现当节理倾角为0°和30°时试件的动态峰值强度最小。因此，首先利用节理倾角为0°和30°的试件进行确定循环冲击荷载大小的测试试验，试验结果如表1所示。从表1可以看出，在0.12 MPa的气压下，节理倾角为0°的试件在受到7次冲击后发生劈裂破坏，节理倾角为30°的试件在经历20次冲击后未发生破坏。因此，将气压设置为0.13 MPa，并继续试验。在这一气压下，试件SJG-0-2和SJG-0-3在分别经历2次和3次冲击后发生了劈裂破坏。试件SJG-30-2和SJG-30-3在分别经历5次和4次冲击后发生了劈裂破坏。试件SJG-45-1、SJG-45-2和SJG-45-3在分别经历6次、3次和7次冲击后发生了劈裂破坏。试件SJG-60-1、SJG-60-2和SJG-60-3在分别经历7次、8次和8次冲击后发生了劈裂破坏。试件SJG-90-1、SJG-90-2和SJG-90-3在分别经历14次、15次和10次冲击后发生了劈裂破坏。

表  1  试验结果

Table  1.  Experimental results

试件	气压/MPa	平均入射应力/MPa	最终状态		试件	气压/MPa	平均入射应力/MPa	冲击次数	最终状态
SJG-0-1	0.12	249	劈裂		SJG-60-1	0.13	275	7	劈裂
SJG-0-2	0.13	275	劈裂		SJG-60-2	0.13	275	8	劈裂
SJG-0-3	0.13	275	劈裂		SJG-60-3	0.13	275	8	劈裂
SJG-30-1	0.12	249	未破坏		SJG-90-1	0.13	275	14	劈裂
SJG-30-2	0.13	275	劈裂		SJG-90-2	0.13	275	15	劈裂
SJG-30-3	0.13	275	劈裂		SJG-90-3	0.13	275	10	劈裂
SJG-45-1	0.13	275	劈裂		完整岩体	0.13	275	50	未破坏
SJG-45-2	0.13	275	劈裂
SJG-45-3	0.13	275	劈裂

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以上结果表明，单节理辉长岩试件在循环冲击作用下的破坏模式为劈裂，节理倾角显著影响试件在循环冲击下的抗冲击能力，试件可承受的冲击次数随节理倾角的增大而增加。

2.2   动态力学性质

考虑到试验结果的离散性，选取循环冲击作用下单节理岩体试件SJG 0-3、SJG-30-2、SJG-45-1、SJG-60-3和SJG-90-1的动态应力-应变曲线为代表进行后续的分析，如图8～12所示。可以看出，试件在循环冲击过程中的峰值应力均明显小于入射应力275 MPa。与常规SHPB试验的应力-应变曲线不同，在循环冲击荷载作用下，试件在冲击作用结束后均出现了明显的应变回弹现象。这主要是由于，在低应力冲击作用下，试件主要以弹性变形为主。对于完整试件，在经历50次冲击后，试件未发生破坏，说明峰值冲击应力275 MPa不足以导致试件中的微裂隙或者微孔洞被激活、贯通。但是对于单节理试件，裂纹会从预先添加的宏观节理处萌生，在随后的每一次冲击作用中，裂纹会逐渐扩展，直至试件最终断裂。循环冲击载荷下的应力-应变曲线表明，在每次冲击开始时，试件在低应力水平下积累了显著的应变，曲线呈凹向上的形状。这可能有2个原因，一是较低的应力允许试件在加载过程中有更多的微裂隙压实和节理闭合阶段，二是试件端部的凡士林压实和封闭空气的影响。在临近破坏前的几次冲击中，试件的动弹性模量不断降低，且峰值应变和极限应变呈增大的趋势。这是由于，在经历循环冲击后，试件内出现了大量的微裂纹和微孔隙，试件的损伤接近使试件破坏的程度，在达到峰值应力前会积累更大的应变，从应力-应变曲线上反映为曲线的向前推移现象。但这种现象从一开始时的变化规律是呈波动式变化的，这是因为，低应力的冲击会导致试件内同时发生裂隙的闭合以及萌生，使得试件的应力-应变曲线的变化无规律可言。图13为试件的峰值应力与冲击次数的关系曲线，可以看出，在循环冲击作用下，单节理岩体试件的峰值应力总体上呈下降的趋势，但并不随着冲击次数的增加而单调下降。这表明，试件在受到冲击作用后，同时出现了微孔隙压密后强度增强和宏观节理裂纹扩展后试件损伤的现象。

图  8  试件SJG-0-3的动态应力-应变曲线

Figure  8.  Dynamical stress-strain curves of specimen SJG-0-3

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图  9  试件SJG-30-2的动态应力-应变曲线

Figure  9.  Dynamical stress-strain curves of specimen SJG-30-2

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图  10  试件SJG-45-1的动态应力-应变曲线

Figure  10.  Dynamical stress-strain curves of specimen SJG-45-1

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图  11  试件SJG-60-3的动态应力-应变曲线

Figure  11.  Dynamical stress-strain curves of specimen SJG-60-3

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图  12  试件SJG-90-1的动态应力-应变曲线

Figure  12.  Dynamical stress-strain curves of specimen SJG-90-1

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图  13  循环冲击作用下单节理岩体试件的峰值应力与冲击次数的关系

Figure  13.  Relationship between peak stress and impact number of single-jointed gabbro specimens under cyclic impact

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2.3   能量与损伤演化

在SHPB试验中，能量系统主要可以分为入射能${E}_{\mathrm{i}}$、反射能${E}_{\mathrm{r}}$、透射能${E}_{\mathrm{t}}$和耗散能${E}_{\mathrm{d}}$，耗散能主要分为试件内微缺陷压密和新裂纹萌生的能量、动能、热能和声能等。通过分析这些能量，可以更深入地理解循环冲击过程中试件的动态力学行为。各部分能量的计算公式分别为：

式中：${\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{i}}$、${\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{r}}$和${\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{t}}$分别为入射应力、反射应力和透射应力。值得注意的是，在低应力冲击下，应力波在${\tau }_{1}$时刻到达杆与试件的接触面时会产生一段拉伸应力波的反射，试件出现应变回弹后又会出现一段压缩应力波，因此将反射能分为两部分计算。

Liu等^[40]根据应力、应变和应变率随时间的变化关系，将循环冲击荷载作用下岩体的力学行为分为2类，图14显示了Class Ⅱ-ⅰ和Class Ⅱ-ⅱ等2种类型的能量时程曲线。Class Ⅱ-ⅰ指岩体在受冲击后具有较大的应变回弹行为，并且由于试件未发生整体断裂，其透射能的占比显著大于耗散能和反射能。Class Ⅱ-ⅱ指岩体在受冲击后具有很小的应变回弹行为。在Class Ⅱ-ⅰ和Class Ⅱ-ⅱ类型下，应变在入射能较低时便开始增大，这是因为低应力导致的试件内的微缺陷压密和弹性应变能的累积，另外凡士林的压实和封闭在其中的空气同样可能对此造成影响。图14(a)为SJG-60-3在第1次冲击作用时的应变和能量时程曲线，首先从图11可以看出，试件在第1次冲击中达到峰值应力后应变迅速回弹。在图14(a)中，在217.5 μs时尽管入射能仍在增加，但已不足以使试件继续变形，应变率变为负值，应变开始回弹，以弹性应变能的形式储存在试件内的一部分耗散能随后被传递给入射杆和透射杆，导致耗散能和反射能降低，透射能增加，用于试件断裂或损伤的耗散能在能量体系中占据最小的比例。如图14(b)所示，从能量角度上讲，应变在达到最大值后，只有很少的弹性应变能传入入射杆和透射杆，各部分能量最终趋于稳定，而用于试件断裂或损伤的耗散能则要大于透射能。2种类型下能量的明显差别在于透射能，当试件未发生整体断裂时，大部分能量通过试件传入透射杆，透射能占比较大，而试件发生完全断裂后，能量无法再通过试件传递，透射能的占比最小。

图  14  试件SJG-60-3的能量、应变率和应变随时间的变化

Figure  14.  Energy-, strain-, and strain rate-time history curves of specimen SJG-60-3

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当试件中存在节理时，冲击荷载产生的能量不足以使试件中的完整部分产生破坏，但是足以导致破裂由节理尖端萌生并逐渐扩展，这导致试件在循环冲击过程中即使没有发生劈裂或断裂破坏，在荷载结束后仍然存在一定的残余应变和耗散能。根据式(4)，此时的耗散能为用于试件内新裂纹的萌生和扩展的能量，即使试件产生损伤的能量。因此，将损伤变量D定义为^[30]：

式中：$n$为当前循环冲击的次数，$N$为循环冲击的总次数，${W}_{\mathrm{d},i}$为当前循环冲击次数下的累积耗散能，${W}_{\mathrm{i},i}$为总的累积入射能。

损伤变量随冲击次数的变化如图15所示，可以看到，单节理岩体在循环冲击荷载作用下的损伤累积近似线性增大。根据拟合曲线的斜率得到，损伤的增幅随着节理倾角的增大而减小，即在相同冲击应力作用下，节理倾角越大，试件的损伤越小。另外，当单节理岩体的累积损伤变量大于0.21时，在下一次冲击时试件会断裂。

图  15  由能量计算得到的损伤变量与冲击次数的关系

Figure  15.  Relationship between damage variable calculated by energy and impact number

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3.   破坏机理的讨论

Aben等^[37]将岩石材料在冲击荷载作用下的力学行为分为3类：(1)表现为加载应力远低于试件的静态/准静态峰值强度，应力-应变曲线存在明显的应变回弹；(2)表现为试件的动态峰值应力远低于施加的入射峰值应力，应力-应变曲线和第(1)类相似，存在应变回弹现象，其破坏模式多为动态断裂；(3)应力-应变曲线中应变率不存在负值，试件的破坏模式多为粉碎状。在高应变率加载下，节理岩体的力学行为符合第(3)类应力-应变曲线特征，其破坏模式与节理参数无关，节理处的剪切裂纹会先于拉伸裂纹出现，并作为主导裂纹形成X形或半X形剪切带，导致试件破坏。这是由于，在冲击荷载作用下，当应力波到达时，节理处的应力状态首先是压应力，应力波通过后再形成拉应力，若应力波幅值足够大，则会使起裂点处的剪切应力迅速提高至较高水平，并诱发剪切裂纹的产生，同时抑制张拉裂纹的产生。同时，若加载速率足够高，节理尖端处萌生的裂纹来不及扩展，试件内的其他缺陷同样会被激活，岩石材料的破坏由整体的损伤导致而不是由节理尖端处萌生的裂纹的扩展和贯通导致。

在低加载率的循环冲击作用下，对于完整岩石，Wang等^[44]的研究表明，试件的峰值应力通常先升高后降低。这是因为，循环冲击会使完整岩石试件内的微观缺陷先以被压密为主，试件内的弹性应变能逐渐累积，试件的弹性模量和峰值应力逐次升高。冲击次数的增加，会使完整岩石试件内的微观缺陷转化为以被激活为主，导致弹性应变能迅速释放。完整岩石不存在宏观缺陷，因此每次被激活的缺陷呈概率分布^[45]，导致试件的弹性模量和峰值应力连续降低。而当试件已经存在节理等宏观缺陷时，低应力冲击加载可能同时导致微观缺陷压密和节理尖端处的裂纹萌生，直接导致了节理岩体的动态力学响应并不严格随着冲击次数的增加而单调发展的现象。

循环冲击荷载作用下单节理岩体和多节理岩体的破坏模式如表2所示，循环冲击荷载作用下节理岩体的力学行为符合第(2)类应力-应变曲线特征，破坏模式多为劈裂。由表2可知，与高应变率条件下不同，在低应力循环冲击中，当入射应力到达试件中的张开型节理处时，其压剪应力不足以使起裂点处产生剪切裂纹，由于岩石抗拉强度远低于抗压强度，随后的张拉应力会使试件在起裂点处产生拉伸裂纹，并沿着加载方向扩展，最终导致试件产生劈裂破坏。

表  2  节理岩体试件的破坏模式

Table  2.  Failure modes of jointed gabbro specimens

α/(°)	单节理岩体	多节理岩体[40]		α/(°)	单节理岩体	多节理岩体[40]
0				60
30				90
45

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节理面的正应力为：

式中：σ为作用在节理面上的应力，t为加载时间。由此计算得到节理面正应力随节理倾角的变化见图16，可以看出，随着节理倾角的增大，试件中节理面上的正应力随之降低。应力强度因子K的一般表达式为：

图  16  节理表面正应力与节理倾角的关系

Figure  16.  Relationship between normal stress of joint surface and joint inclination angle

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式中：Y为边界修正因子，a为节理半长。

由式(10)~(11)可知，试件节理端应力强度因子随节理倾角的增大而减小，冲击荷载引起的裂纹扩展和损伤随节理倾角的增大而减弱，试件的抗冲击能力增强。

对于单节理岩体和多节理岩体而言，裂纹总会在节理中部或节理尖端发育，这与节理倾角没有关系。裂纹均沿加载方向发展，与已有节理相连并贯穿整个试件，试件的破坏主要是由拉应力引起的张拉裂纹逐渐扩展并与节理相互贯通造成的。与完整岩石试件不同，节理岩体在较低的应变率条件下，新的裂纹可能只会在节理岩体试件内最大的缺陷处萌生，翼裂纹先沿着Ⅰ型应力强度因子最大的方向扩展，并最终以有限的速度沿着最大压缩主应力的方向扩展。能量输入不足使裂纹的发展受到抑制，因此裂纹贯通成为试件断裂前的一个关键环节，这导致了单节理岩体与多节理岩体在破坏模式与抗冲击能力上的区别。对于单节理岩体，裂纹总是从节理处萌生，在循环冲击作用下沿着单一的发展路径即平行于加载方向扩展，亦或是在冲击作用下进一步的张开，单节理岩体的抗冲击能力也随着节理倾角的增加而增大。而对于多节理岩体，虽然裂纹同样总是从节理处萌生，但是裂纹在扩展路径上是否能使多条节理之间互相贯通影响了试件最终的破坏模式和抗冲击能力。以节理倾角为60°和90°的试件为例，一般而言，当节理倾角为90°时，即节理与作用力的方向平行时，试件上的应力分布更加均匀，在静态或准静态加载下试件的强度和破坏模式接近于无节理岩体^{[9, 46]}。本文试验结果也表明节理倾角为90°时，单节理岩体试件的抗冲击能力最高。但是对于多节理岩体，Liu等^[40]的试验结果表明当节理倾角为60°时，裂纹在平行于加载方向的扩展路径中无法使节理间相互贯通，这就导致了节理倾角为60°的多节理岩体试件相较于节理倾角为90°的试件能承受更多次数的冲击作用。

4.   结　论

利用分离式霍普金森压杆对单节理辉长岩试件进行了一系列的循环冲击试验，从试件可承受冲击的次数、应力平衡、应力-应变关系、能量和损伤演化的角度研究了循环冲击对不同节理倾角试件的动态力学性质的影响，获得的主要结论如下。

(1)单节理岩体试件在循环冲击试验中可以很好地实现应力平衡，从而保证了试验结果的有效性。节理倾角显著影响试件在循环冲击下的抗冲击能力，试件可承受的冲击次数随节理倾角的增大而增加。试件在循环冲击过程中的峰值应力均明显低于入射应力，在冲击作用结束后均出现了明显的应变回弹现象。试件的峰值应力总体上呈下降的趋势，但并不随着冲击次数的增加而单调下降。

(2)当试件未发生整体断裂时，大部分能量通过试件传入透射杆，透射能占比较大，而试件发生完全断裂后，能量无法再通过试件传递，透射能的占比最小。试件在循环冲击荷载作用下的损伤累积近似线性增大，损伤的增幅随着节理倾角的增大而减小，累积损伤变量大于0.21时，在下一次冲击时试件会断裂。

(3)在循环冲击荷载作用下，节理岩体内的压剪应力不足以产生剪切裂纹，裂纹由拉应力引起，并同时出现微缺陷的压密和宏观缺陷尖端张拉裂纹的萌生，裂纹以有限的速度沿着最大压缩主应力的方向扩展，最终贯穿试件导致试件发生劈裂破坏。而完整岩石内先出现微缺陷的压密，随后微裂纹以概率分布的形式被激活，最终导致试件破坏。