破裂砂巖沖擊破壞特性研究

劉 洋，潘 康，周新貴

(1.建筑結構與地下工程安徽省重點實驗室(安徽建筑大學)，安徽 合肥 230601；2.安徽建筑大學 土木工程學院，安徽 合肥 230601；3.安徽宏源電力建設投資有限公司，安徽 合肥 250013)

交通隧道、水電地下廠房、礦產資源開采等地下工程施工過程中，工作面和巷道開挖引起周邊圍巖應力重新分布，導致工作面和巷道周邊一定范圍內的圍巖處于破壞狀態，成為斷續結構，破壞后的圍巖依然具有一定的承載能力，對支撐工作面和巷道穩定起著十分重要的作用。但是由于受爆破、地震等動力荷載作用，已開挖的處于穩定狀態的工作面和巷道周圍斷續破裂巖體仍然存在失穩的安全隱患[1]，因此，研究破裂巖體的沖擊破壞特性具有重要的工程實踐意義。

目前，國內外學者對完整巖石動態破壞特性進行了廣泛的研究并取得許多有價值的研究成果[2-3]，同時對含軟弱結構面巖體、斷續破裂巖體等動態破壞特性也開展了相關的探索。李夕兵等[4-7]分析研究了節理、裂隙對應力波傳播的影響；王林等[8-11]采用SHPB實驗裝置或伺服材料試驗機對模型預制裂隙試樣進行了動力學試驗研究；祝文化等[12]采用SHPB實驗裝置對爆破破裂影響區內的損傷巖體和爆破破裂影響區外的完整巖體進行了沖擊壓縮試驗研究；朱萬成等[13-16]采用數值計算方法對預制裂隙巖體、缺陷巖體等動力學特性進行數值模擬研究。上述研究成果對認識斷續破裂巖石動態破壞特征具有重要意義，但是不難發現，關于斷續破裂巖石的動態破壞特性主要采用模型預制裂隙和數值計算兩種方法，而真實斷續破裂巖石材料的動態破壞特性研究則鮮見報道。

本文通過對完整砂巖試樣進行靜態加載，在巖石應力剛過其峰值時進行卸載，從而形成峰后破裂砂巖試樣，然后采用SHPB實驗裝置對峰后破裂砂巖試樣進行單軸沖擊壓縮試驗，研究峰后破裂砂巖的沖擊破壞特性，為地下工程設計與施工提供參考。

1 試樣制備及試驗設備

1.1 試樣制備

在同一砂巖大塊上沿同方向鉆取?50mm的圓柱形試樣，制備完整砂巖試樣，如圖1(a)所示。為保證SHPB實驗時巖石試樣徑向方向上應力均勻，且考慮完整砂巖試樣需要在靜載試驗機上進行靜態加載制作峰后破裂砂巖試樣，按照巖石動力學試驗建議方法的要求試樣長徑比選為1，試樣兩端面不平行度和不垂直度均小于0.02mm[17]。

制作峰后破裂砂巖試樣時，采用MTS815巖石力學試驗系統對完整砂巖試樣進行單軸壓縮。加載初期采用應力控制，接近峰值時轉化為位移控制，以平穩越過峰值，在巖石應力越過其峰值時進行卸載，形成峰后破裂砂巖試樣，如圖1(b)所示。

破裂砂巖試樣外觀基本保持完整，但內部已遭受破壞，通過CT掃描可以推斷破裂砂巖內部裂隙形態如圖1(c)所示。

1.2 試驗設備

試驗采用桿徑為50mm的SHPB實驗裝置，如圖2所示。該實驗裝置的入射桿、透射桿、吸收桿和沖頭均采用40Cr合金鋼，密度為7810 kg/m3，縱波波速為5 400 m/s。發射腔內采用紡錘形沖頭以消除PC振蕩，實現恒應變率的半正弦應力波加載。數據采集采用CS-1D超動態應變儀和DL-750示波器。

圖2 霍普金森壓桿實驗裝置

2 試驗結果與分析

2.1 峰后破裂砂巖試驗結果

峰后破裂砂巖試驗結果如表1所示，從表中可以看出：不同應變率下峰后破裂砂巖變形模量是離散的，這可能是因為峰后破裂砂巖本身存在因靜態壓縮形成的隨機裂紋，裂紋對外部沖擊的反應不同導致變形模量不同。

表1 峰后破裂砂巖沖擊試驗結果

2.2 應力-應變曲線

不同應變率下峰后破裂砂巖和完整砂巖應力-應變曲線如圖3所示，從中可以看出：峰后破裂砂巖應力-應變曲線與完整巖石應力-應變曲線相類似，當應變率較小時，峰后曲線出現反彈的現象，隨著應變率的增大，峰后曲線反彈的現象逐漸減少。

圖3 不同應變率下砂巖應力-應變曲線

為更好地了解沖擊荷載作用下砂巖應力-應變曲線，選取一條曲線進行分析，圖4為典型應力-應變曲線。

圖4 典型應力-應變曲線

從圖4中可以看出典型應力-應變曲線大致可以分為以下幾個階段：

1)OA段：該段曲線與靜態應力-應變曲線初始段不同，未表現出下凹型。加載初期，應力急劇增加，內部裂紋來不及貫通，巖石初始彈性模量較大。

2)AB段：該段應力-應變曲線與靜態時微裂紋擴展階段相似，內部裂紋增多，導致彈性模量降低。

3)BC段：該段應力-應變曲線與靜態時非彈性變形破壞階段相似，裂紋在沖擊荷載作用下不斷破裂發展，導致彈性模量降低，直至巖石試樣破壞，C點為巖石試樣的峰值強度。

4)CD段：試樣到達峰值強度，內部遭受破壞，大量新的裂紋產生、擴展、匯合，裂紋快速發展，試樣破壞，導致試樣承載能力迅速降低。

5)DE段：試樣破壞，承載能力下降，但是并未完全失去承載力，當加載應力小于巖石殘余承載能力時，試樣變形出現反彈，應變減小。

對于DE段，當應變率足夠大時，應力加載階段導致試樣完全破碎，沒有殘余承載能力時，則不會出現變形反彈，應變減小的現象。

同時，從圖3(b)中不難發現應變率為105/s(試樣5-3)和118/s(試樣5-4)的試樣應力-應變曲線與其他試樣的曲線有些差異。加載初始階段與靜態加載初始段一樣的下凹型，可能是因為峰后破裂砂巖存在裂紋，沖擊加載初期，裂紋首先被壓密閉合，與巖石靜態加載初期試樣內部原有缺陷、微裂紋被壓密閉合類似，因此，出現下凹型曲線。

與試樣5-3與5-4相比，承受更低應變率沖擊的試樣應力-應變曲線也未呈現下凹型初始段，這可能是因為試樣5-3與5-4峰后卸載點強度(峰后破裂砂巖制備時，越過峰值后卸載點的強度)相比較其他試樣更低，試樣破壞更加嚴重，裂紋張開度更大。即使承受更大應變率的沖擊荷載，裂紋首先被壓密閉合，而其他試樣破壞較小，承受沖擊荷載時，裂紋來不及閉合，因此，曲線未出現下凹型初始段。

2.3 動態強度

沖擊荷載作用下巖石強度得到提高已經取得了學術與工程界的共識，峰后破裂砂巖與完整砂巖動態強度-應變率的關系曲線如圖5所示。

圖5 動態強度-應變率關系曲線

由圖5可知：在試驗所處的應變率范圍內，完整砂巖的動態強度隨著應變率的增大而增大，表現出明顯的應變率效應。峰后破裂砂巖動態強度試驗結果比較離散，但總體還是隨著應變率的提高而增大，特別是應變率為151/s的試樣動態強度增幅明顯。

為了更好地研究應變率對峰后破裂砂巖動態強度的影響，采用巖石動態強度增幅系數(峰后破裂砂巖動態強度相比較于其靜態壓縮峰后卸載點強度的差值與峰后卸載點強度的比值)來代替動態強度進行分析。不同應變率下峰后破裂砂巖動態強度增幅系數如圖6所示。

圖6 動態強度增幅系數-應變率關系曲線

從圖6可以看出：應變率為82/s和83/s的峰后破裂砂巖動態強度增幅系數小于10%，應變率98/s～130/s范圍內峰后破裂砂巖動態強度增幅系數介于20%～33%之間，而應變率為151/s時增幅系數為59.4%，分析動態強度增幅系數逐漸增大的原因，可能是因為應變率低時，沖擊入射能主要用于裂紋的擴展，加劇了破裂砂巖的損傷，導致巖石承載能力增加較慢，而高應變率時，沖擊壓縮時裂紋擴展速度比巖石承載能力增加速度低，因此，峰后破裂砂巖強度增幅較大。

2.4 峰值應變

不同應變率下峰后破裂砂巖和完整砂巖峰值應變與應變率的關系曲線如圖7所示。

圖7 峰值應變-應變率關系曲線

由圖7可以看出：在試驗所處的應變率范圍內，峰后破裂砂巖和完整砂巖峰值應變均隨著應變率的增大而增大，這與沖擊強度也隨應變率變化的規律是一致的；且相近應變率下，峰后破裂砂巖峰值應變大于完整砂巖峰值應變。

2.5 破壞模式

圖8 完整砂巖破壞形態圖

圖8為單軸沖擊荷載作用下完整砂巖破壞形態圖，從中可以看出：完整砂巖破裂面平行于試樣軸向方向，破裂面表面未出現摩擦滑移的痕跡，且原始裂紋部位破壞程度更嚴重。典型碎塊兩端大小相近，破碎塊度較為規整，破裂面有些凸凹不平，這是因為巖石破壞時，晶體和膠結物質張裂分離的結果[18]；破裂面表面無巖粉分布，說明無摩擦滑移，由此可以推斷完整砂巖破壞模式為劈裂破壞。

圖9為單軸沖擊荷載作用下峰后破裂砂巖破壞形態圖，從中可以看出：峰后破裂砂巖破壞形態與完整砂巖破壞形態相同，破裂面平行于試樣軸向方向，且破裂面表面未出現摩擦滑移的痕跡。但是，部分碎塊的形狀與完整砂巖破壞碎塊的形狀有所不同，峰后破裂砂巖典型破裂碎塊成錐狀，這可能是因為峰后破裂砂巖內部含有因靜態加載形成的潛在剪切面，在沖擊荷載作用下破裂面沿著剪切面繼續擴展；而破裂面表面無巖粉分布，表明未發生摩擦滑移現象，由此可以推斷峰后破裂砂巖破壞模式也是劈裂破壞，且已有裂紋影響破裂面擴展方向。

圖9 峰后破裂砂巖破壞形態圖

3 結論

采用SHPB實驗裝置對峰后破裂砂巖進行單軸沖擊試驗，研究峰后破裂砂巖沖擊破壞特性，得到以下主要結論：

1)與完整巖石實驗結果相比，由于受靜態加載產生的裂紋的影響，峰后破裂砂巖變形模量比較離散；且導致部分內部破裂嚴重的峰后破裂砂巖應力-應變曲線初始階段出現下凹現象。

2)峰后破裂砂巖動態強度和峰值應變隨著應變率的增大而增大，且相近應變率下破裂砂巖動態強度低于完整砂巖動態強度。

3)單軸沖擊荷載作用下峰后破裂砂巖為劈裂破壞，但受原始裂紋的影響，裂紋擴展沿原始裂紋方向發展，且原始裂紋部位破壞程度更嚴重。

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