低溫/飽水耦合作用下紅砂巖靜動態II型斷裂特性試驗研究

謝凱迪, 邱艷宇, 邢灝喆

(陸軍工程大學 國防工程學院 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室,南京 210007)

隨著國際社會圍繞高海拔、極地等高寒地區疆域戰略合作與競爭的日益深入,高寒地區成為各國謀求競爭優勢的重要陣地,也成為國際關系博弈的新舞臺。在高寒地區修建隧道、洞庫等巖石工程是獲取戰略資源、拓展發展空間的必經之路。在高寒環境下,巖體結構中存在的大量天然節理、裂隙等地質構造同樣面臨著來自沖擊、爆炸等高應變率荷載的挑戰,其中一個挑戰便是由應力波引起的裂隙滑移失穩破壞。因此,低溫環境下巖石動態II型(面內剪切)斷裂力學性質的研究具有實際的工程意義。

相比于高溫下巖石動力學特性已有大量的研究成果,近年來低溫環境下巖石動力特性的研究正逐步引起國內外學者的關注。張歡等[1]對-10 ℃和-15 ℃兩個低溫自然含水狀態下的砂巖利用霍普金森桿裝置(split Hopkinson pressure bar,SHPB)進行了單軸抗壓試驗,發現隨著溫度降低,砂巖強度和彈性模量下降,應變軟化現象趨于明顯。然而Wang等[2]在-15 ℃下對煤樣的動態抗壓試驗中發現,低溫下煤的動態抗壓強度在任意應變率下,均大于室溫下的動態抗壓強度。楊陽等[3]進一步細化了SHPB試驗中的低溫梯度,結果顯示飽水凍結紅砂巖的動態強度隨溫度降低呈先增大后減小的趨勢,峰值應變則先減小后增大。Weng等[4]對含水粉砂巖在18 ℃～-50 ℃的環境溫度下開展了SHPB單軸抗壓試驗,同樣發現了隨著溫度降低動態強度先增大后減小的趨勢,并指出拐點在-30 ℃附近。王建國等[5]研究了低溫梯度(25 ℃～-40 ℃)對飽水花崗巖動態抗壓力學性能及破壞形態的影響,發現能量耗散值表征的損傷變量能夠較準確地反映不同低溫條件下,飽水花崗巖在動態沖擊作用下的宏觀破壞特征,并指出飽水花崗巖凍結后的強度不只受冰的劣化作用,低溫也會使其強度有所增加。Yang等[6]對比了紅砂巖、大理巖和花崗巖三種巖石在低溫條件下的動態力學特性。結果顯示砂巖動態強度對低溫敏感性最強,花崗巖最弱,證實了巖石的密度、孔隙率、礦物組成等微觀結構直接影響著巖石的低溫動態力學行為。除動態壓縮行為以外,Yang等[7]還利用SHPB巴西盤試驗加載了低溫處理后的砂巖,發現隨著溫度降低,動態抗拉強度先增大后減小,斷裂位置從黏土膠結面過渡為部分膠結面部分礦物顆粒。通過以上研究不難發現,以往低溫巖石的動態力學行為研究主要集中在巖石動態抗壓、抗拉強度方面,不同巖性和低溫下,巖石動態強度呈現出了多種形式的變化規律。然而在低溫下,巖石動態II型斷裂力學特性尚不明確。

目前,可利用SHPB對巖石材料進行的動態II型斷裂試驗方法,主要包括沖透剪切試驗(punch through shear, PTS)和短芯壓剪試驗(short core compression, SCC)。其中SCC試驗由于其試件制作簡單,且剪切斷裂面在試件表面可被觀測,自首次在靜態剪切試驗[8]提出以來,受到了更多研究者的青睞。Xu等[9]進一步通過數值模擬,觀察SCC剪切裂紋附近應力場分布并對比PTS試驗結果,證實了該方法的可靠性并給出了試樣尺寸以及預制裂縫位置和尺寸的建議方法。Zhang[10]在SHPB中利用SCC加載方法,開展了沖擊荷載下的剪切試驗,驗證了動態SCC試驗的應力平衡條件,并通過高速攝像確認了純剪破壞模式。

鑒于以上研究現狀,本文利用電液伺服壓力試驗機和SHPB裝置分別對干燥室溫、飽水室溫、-40 ℃干燥凍結、-40 ℃飽水凍結四種工況下的紅砂巖進行準靜態SCC以及不同加載率下的動態SCC試驗。通過分析對比靜、動態以及動態范圍內不同加載率下的斷裂韌度、斷裂能等參數變化規律,研究低溫和水飽和耦合效應對紅砂巖II型斷裂力學特性的影響,根據試驗結果探討了二者作用機制。

1 試驗準備

1.1 SCC試樣加工

試驗所用紅砂巖取自云南西北地區,根據X射線衍射(X-ray diffraction,XRD)測試分析得知,該砂巖礦物成分主要包括石英(93%)和長石(6%)并伴有少量的泥質礦物。紅砂巖密度為2 240 kg/m3,縱波波速為2 164 m/s,單軸抗壓強度44.8 MPa,彈性模量6.4 GPa,抗拉強度2.5 MPa,I型斷裂韌度0.35 MPa·m0.5。

為了最大限度地減少試樣離散性引起的誤差,所有完整巖芯從同一巖塊沿相同方向利用50 mm內徑鉆芯套管取出。之后,將巖芯切割成100 mm和50 mm長度圓柱,分別用于準靜態和動態SCC試件切縫加工。圓柱端面用研磨機打磨,使得端面粗糙度小于0.05 mm,端面與試樣軸線垂直度偏差小于0.25°。為形成純剪破壞面,需對圓柱試樣預制兩條平行間隔的裂縫。研究表明,當預制裂紋間隔與試件長度之比為0.2時,斷裂模式為純剪破壞。因此,針對準靜態和動態SCC試件的長度,裂紋間隔分別取20 mm和10 mm,切口深度25mm,利用線切割技術控制裂紋寬度為1 mm,靜、動態SCC試件及其幾何尺寸如圖1所示。

圖1 SCC試件示意圖(mm)Fig.1 Schematic of SCC specimen(mm)

1.2 低溫凍結處理

由于含水狀態對巖石低溫凍結效應具有不可忽視的影響,本試驗對SCC試件采取了干燥室溫、飽水室溫、干燥凍結、飽水凍結共四種工況的處理。首先將所有試樣稱重后置于55 ℃恒溫烘箱中干燥處理24 h,以去除試件中自然狀態下含有的水分。將部分干燥處理后的試件浸入裝有蒸餾水的真空罐中負壓飽和48 h,得到飽水室溫試件,再次稱重后得到紅砂巖的平均飽和含水率為2.17%。最后,從每一組干燥和水飽和試件中各取部分試件置于-40 ℃恒溫低溫箱中48 h,從而得到干燥凍結、飽水凍結下的SCC試件。每種工況下設置3個靜態SCC試件,5～6個動態SCC試件。

1.3 加載裝置及量測技術

準靜態SCC試驗利用5 t電液伺服壓力試驗機加載,選取0.2 mm/min恒定位移速度進行加載直至試件斷裂破壞,如圖2所示。圖中紅砂巖表面白色為表面水分凝結成霜所致,整個加載至斷裂破壞過程約為2 min,處于試件內部的剪切面在破壞前可保持凍結狀態。

圖2 電液伺服壓力試驗機Fig.2 Electro-hydraulic servo universal testing machine

動態SCC試驗通過50 mm直徑SHPB進行,如圖3所示。SHPB桿件材料為60Cr2Mn高強度合金,縱波波速5 100 m/s,彈性模量233 GPa。每個試驗工況下,采取不同的發射氣壓以獲得多種加載率。為促進試件動態應力平衡,入射桿受沖擊端采用10 mm直徑、1 mm厚紫銅片作為整形器平緩入射波升壓曲線[11]。試件與桿件接觸端面涂抹二硫化鉬減少端面摩擦效應,同時增強應力波透射效果。數據采集儀采集入射桿與透射桿表面應變片記錄的入射波、反射波和透射波波形,采樣頻率為2 MHz/s。

試驗中利用Photron SA-Z高速相機對加載過程中試件變形進行記錄,幀率為30 萬幀/s。由于高速相機光源會產生一定熱量,實際操作中凍結試件需盡快放置于桿間,而后打開光源隨即進行沖擊。整個過程從取出試樣至沖擊完畢小于30 s。

2 試驗結果及分析

2.1 低溫下砂巖靜態II型斷裂結果

圖4顯示了一組四種工況下的SCC試件準靜態剪應力-應變曲線,以及典型的試件破壞樣貌。豎直裂紋表明試件發生了純剪切破壞。曲線中應變為試件工程應變,剪應力由軸向壓應力除以剪切面面積換算得到,即

圖4 準靜態剪應力-應變曲線Fig.4 Quasi static shear stress-strain curve

τ=P/DC

(1)

式中:P為壓力機軸向壓應力;C為試件預制平行裂紋間距離;D為試件的直徑。從曲線峰值及其斜率可以得到相應工況下的抗剪強度、峰值剪應變以及剪切模量。將剪切強度代入式(2)即為紅砂巖的II型斷裂韌度,

(2)

式中:Ls為試件高度;τmax試件剪切強度;a為試件切口深度。上述靜力學結果平均值列于表1,II型斷裂韌度平均值繪于圖5。

表1 紅砂巖靜態剪切力學參數Tab.1 Basic shear parameters of red sandstone

圖5 四種工況下靜態II型斷裂韌度Fig.5 Static mode-II fracture toughness for four conditions

準靜態II型斷裂韌度方面,干燥室溫條件下紅砂巖斷裂韌度為0.74 MPa·m0.5,這一結果符合巖石II型斷裂韌度大于其I型斷裂韌度(0.35 MPa·m0.5)的規律。與飽和水對巖石抗壓和抗拉強度弱化效應[12]類似,含水紅砂巖II型斷裂韌度相比干燥條件下降了23%。而低溫凍結作用則使得凍結前無論是干燥或是水飽和的紅砂巖II型斷裂韌度得到增強,提升分別達到58%和36%。對于剪切模量而言,四種工況下的剪切模量大小規律與斷裂韌度規律一致。相同溫度條件下,試件的含水狀態都減弱了試件剪切模量。而僅考慮溫度條件時,無論是干燥或飽水狀態下,低溫作用又對抗剪模量起到了增強效果。峰值應變常用來表征巖石的延性,從圖4和表1可以看出,干燥室溫下應變達到4.43×10-3時即發生斷裂破壞,而低溫和水飽和作用都提升了峰值應變。從飽和室溫以及飽和凍結的峰值應變又可得出,含水因素對砂巖剪切應變的提升作用要明顯高于低溫因素,當含水與低溫凍結同時作用時,破壞時的峰值應變最高。

能量方面,斷裂前壓力機對紅砂巖試件做功

(3)

式中,As為試件橫截面積。其中部分功用于試件彈性應變能:

(4)

式中,Eu為紅砂巖的卸載模量,近似可用加載階段的彈性模量代替[13]。因此,用于紅砂巖II型斷裂的比表面能(下文簡稱斷裂能)為[14]

Uf=(W-We)/DC

(5)

四種工況下計算得到的斷裂能列于表1。不難看出, 除飽和室溫下II型斷裂所需能量減少了43%外,飽和凍結下斷裂能相對干燥室溫下基本保持不變,干燥凍結則使得斷裂能提升約20%。

2.2 低溫下砂巖動態II型斷裂結果

圖6顯示了某個干燥低溫試樣加載過程中一維應力波波形曲線。在動態試驗過程中,試件入射端應力(入射加反射)與透射端應力(透射)較好地重合,表明試件從加載直至斷裂過程中試件兩端應力平衡,確保動態試驗數據的有效性。需要注意的是,與常見SHPB試驗不同,SCC的動態試驗中透射波存在兩個波峰。前一個波峰為剪切斷裂發生時的峰值,后一個波峰為預制裂縫閉合后,試件形成整體進行壓縮而產生的峰值。

圖6 動態應力平衡Fig.6 Dynamic stress equilibrium

在滿足應力平衡條件下,根據一維波傳播原理,利用透射波代入式(6)計算得到試件的軸向力時程

P(t)=AEεT(t)

(6)

式中:A,E分別為SHPB的橫截面積和彈性模量;εT為桿中透射波應變。將軸向力時程以及動態SCC試件的幾何尺寸參數代入式(1)、式(2)可得到紅砂巖II型應力強度因子曲線(如圖7所示),曲線峰值以及曲線斜率的最大值,分別為動態II型斷裂韌度及加載率。

圖7 II型動態斷裂斷裂韌度與加載率Fig.7 Dynamic mode-II fracture toughness and loading rate

四種工況下紅砂巖動態II型斷裂加載率及其對應的斷裂韌度列于表2并繪于圖8。從圖8可知,無論溫度和含水條件如何,II型斷裂韌度都具有加載率增強效應,且兩者間呈現出較好的線性關系。四種工況的斷裂韌度與加載率擬合直線如式(7)所示,線性相關系數均大于90%。

表2 紅砂巖動態II型斷裂韌度Tab.2 Basic shear parameters of red sandstone

圖8 動態II型斷裂韌度-加載率關系Fig.8 Dynamic mode-II fracture toughness versus loading rate

(7)

擬合直線斜率體現斷裂韌度的加載率敏感性。飽和室溫下的紅砂巖斷裂韌度率敏感度最高,而干燥凍結、干燥室溫、飽和凍結紅砂巖的斷裂韌度率敏感性幾乎相同,說明砂巖抗剪能力的率相關性主要由組分中的液相主導。根據式(7),在相同的動態加載率下,飽和室溫下紅砂巖的動態II型斷裂韌度最低。無論干燥或飽和狀態下,凍結試樣的II型斷裂韌度皆大于室溫試件。因此,與準靜態II型斷裂相似,低溫效應相較含水狀態而言,對動態斷裂韌度更具主導作用。不同的是,飽和凍結的斷裂韌度在動態條件下超過了干燥凍結,兩者相比干燥室溫下斷裂韌度分別提高28%和18%。由于飽和室溫下的紅砂巖斷裂韌度率敏感度最高,意味著隨著加載率的進一步提升,飽和室溫與其他三種工況下的斷裂韌度差距將逐步縮小。例如在92±2 MPa·m0.5/s加載率下,飽和室溫的斷裂韌度已達到干燥室溫斷裂韌度的95%,而這一比例在靜態時僅為77%。

動態增強因子(dynamic increase factor, DIF)定義為動態II型斷裂韌度與準靜態II型斷裂韌度之比[15],用以研究動態荷載對巖石II型斷裂韌度的提升。從表2和圖9可知,動態增強因子與加載率近似呈線性增長關系,且即便在加載率低于40 MPa·m0.5/s的條件下,各種工況的動態斷裂韌度也超過了靜態的1.5倍以上。四種工況相對而言,具有較高斷裂韌度的干燥凍結紅砂巖的DIF反而最小。當加載率超過70 MPa·m0.5/s后,室溫條件下的DIF均大于凍結試件,其中又以飽和室溫的動態斷裂韌度相對靜態提升最為明顯,如加載率為95.5 MPa·m0.5/s時,動態斷裂韌度為靜態下的4.88倍。因此,凍結作用提升了紅砂巖的靜、動態斷裂韌度,但是低溫也抑制了動態荷載對斷裂韌度的提升能力。

圖9 動態增強因子-加載率關系Fig.9 DIF versus loading rate

能量耗散方面,動態SCC試件吸收的能量WA為桿中入射能WI減去反射能WR與透射能WT,計算公式

(8)

WA(t)=WI-WR-WT

(9)

式中:A,E分別為SHPB的橫截面積和彈性模量;C為桿中應力波傳播速度;εI為桿中入射波應變;εR為桿中反射波應變;εT為桿中反射波應變。

動態試驗中,試件斷裂后的碎塊還存在一定的動能。利用高速攝像對斷裂發生時試件水平速度進行追蹤,發現即便在最高加載率下,試件碎塊速度小于0.5 m/s。意味著剪切斷裂時,試件碎塊動能小于0.025 J,在吸收能中的占比小于5%。因此,近似認為斷裂總耗能約等于吸收能,斷裂能為吸收能除以剪切面積,其值繪于圖10。不同含水和低溫組合下的II型靜、動態斷裂能與加載率近似呈指數函數關系,這與巖石I型斷裂韌度與裂紋開展速度之間的關系相類似[16]。從斷裂耗能的角度來看,水減弱了誘發斷裂所需的能量,但是含水下的凍結又提升了斷裂耗能,使之與干燥室溫、干燥凍紅砂巖斷裂所需能量近似相等。因此,砂巖內部構成為礦物骨料或者骨料與冰的混合固體時,其動態斷裂能差別不大。

圖10 II型斷裂能-加載率曲線Fig.10 Mode-II fracture energy versus loading rate curve

3 討 論

3.1 飽和水對巖石II型斷裂韌度的影響

在靜、動態斷裂試驗中,飽和室溫紅砂巖的II型斷裂韌度均低于其余三種工況。一方面,孔隙中的自由水不能承受剪切力,無法增加試件整體的抗剪強度;另一方面,石英物理水解與化學劣化[17]的耦合效應導致巖石礦物骨架抗剪強度損失,造成室溫下飽和紅砂巖的II型斷裂韌度顯著降低。

但是在動態剪切斷裂中,飽和室溫紅砂巖斷裂韌度率敏感度和動態增強因子均高于其他三種工況,說明動態荷載范圍內,自由水與砂巖骨架聯動,提升了剪切斷裂韌度的率效應,其機制主要來源于自由水的黏性效應[18]和彎月面效應[19]。

3.2 低溫對干燥巖石II型斷裂韌度的影響

在零度以下時,干燥砂巖閉合孔隙中殘留的水分將被凍結。作為固體,冰可以承擔部分抗剪能力,并且可以連接并收緊相鄰的顆粒,起到粘合劑的作用。此外低溫使礦物顆粒收縮,使得基質間更加緊密,增強了抵抗變形的能力,這些都造成干燥凍結紅砂巖II型斷裂韌度的提升。

3.3 水飽和及低溫對巖石II型斷裂韌度的耦合效應

當飽和試件暴露于零下溫度時,巖石II型斷裂韌度的影響機制較為復雜。一方面,凍結前水弱化效應和凍結后冰的膨脹將施加孔隙壓力,導致孔隙損傷,使巖石骨架惡化,造成巖石損傷;另一方面,冰的固結抗剪和基質連接效應又起到了巖石斷裂韌度增強效應。

從結果來看,靜態加載條件下,低溫增強效應使得飽和凍結斷裂韌度大于室溫飽和下的紅砂巖,但該增強效應仍不足以完全補償水弱化引起的II型斷裂韌度損失,從而導致飽和凍結試樣的準靜態II型斷裂韌度低于干燥凍結試樣。當加載率來到動態范圍后,冰的動態抗剪能力受率效應影響從而提升,凍結的韌度增強效應抵消并超過凍結前水弱化作用,使得飽和凍結下的紅砂巖具備了最高的動態II型斷裂韌度。

3.4 水-低溫耦合效應對巖石工程的啟示

本研究表明,含水巖石的靜態、動態抗剪能力都有所降低,因此對不同類型的巖石而言,其含水能力強弱將直接影響弱化程度。凍結造成剪切斷裂韌度的提升均適用于干燥或飽和紅砂巖,意味著無論巖石的吸水性如何,處于低溫環境下時,其靜、動態抗剪能力將得到提升,這有利于巖石工程抵抗外力造成的剪切破壞。然而需要注意的是,這一結果僅能針對長期處于凍結條件下的巖石工程。當巖石工程所在環境存在零度以上溫度時,將發生凍融作用,凍融循環下巖石抗剪切靜、動態斷裂的分析有賴于未來進一步研究。

4 結 論

為深入研究低溫、水飽和耦合效應對紅砂巖II型斷裂韌度的影響,對干燥室溫、飽水室溫、-40 ℃干燥凍結和-40 ℃飽水凍結四種工況下的紅砂巖開展了準靜態和動態SCC試驗,得到以下主要結論:

(1)靜、動態加載條件下,水飽和作用都弱化了紅砂巖II型斷裂韌度,而凍結作用則使得紅砂巖靜、動態II型斷裂韌度顯著提升。準靜態加載時,干燥凍結試樣II型斷裂韌度最高,動態加載范圍內,飽和凍結試樣II型斷裂韌度超越干燥凍結試樣。

(2)動態剪切中,四種工況下的II型斷裂韌度與加載率之間呈現線性增長關系。巖石孔隙中自由水對加載率敏感度有促進作用,凍結則抑制了動態荷載對斷裂韌度的提升能力。飽和室溫紅砂巖斷裂韌度率敏感度和動態增強因子均高于凍結與干燥室溫紅砂巖。

(3)不同含水和溫度組合下的II型靜、動態斷裂能與加載率近似呈指數函數關系。水減弱了誘發斷裂所需能量,但是當紅砂巖組分皆為固相時,動態斷裂能并未因凍結而明顯改變。