動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)研制及試驗(yàn)

文志杰，黃景，蔣宇靜，左宇軍，朱祝武，肖鵬

(1.山東科技大學(xué)礦山災(zāi)害預(yù)防控制省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，山東青島，266590；2.貴州大學(xué)礦業(yè)學(xué)院，貴州貴陽，550025)

隨著淺部煤炭資源的日益枯竭，煤炭開采逐步向深部轉(zhuǎn)移。礦山深部動(dòng)力災(zāi)害頻發(fā)，沖擊地壓是威脅煤礦安全生產(chǎn)的典型動(dòng)力災(zāi)害之一。深部煤巖體受覆巖長(zhǎng)期靜荷載以及工程爆破、堅(jiān)硬頂板斷裂、煤柱破壞失穩(wěn)、斷層活化等動(dòng)載擾動(dòng)耦合作用[1?4]，極易在工作面、回采巷道等位置發(fā)生整體破壞失穩(wěn)現(xiàn)象，具體表現(xiàn)為支護(hù)設(shè)備損毀、巷道變形嚴(yán)重等，因此，研究煤巖體在沖擊地壓作用下的宏觀、細(xì)觀破壞失穩(wěn)過程及其力學(xué)響應(yīng)對(duì)于進(jìn)一步揭示沖擊地壓發(fā)生機(jī)制具有十分重要的工程意義。傳統(tǒng)的巖石力學(xué)試驗(yàn)研究方法主要有依托INSTRON和MTS等試驗(yàn)機(jī)的靜態(tài)巖石力學(xué)方法以及SHPB、落錘、氣體炮等試驗(yàn)機(jī)的動(dòng)態(tài)巖石力學(xué)方法2 種[5?8]。何滿潮等[9]利用自主研發(fā)的深部巖爆過程實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，模擬深部高應(yīng)力條件下的花崗巖巖爆過程，得到了花崗巖的巖爆過程及破壞形式，并對(duì)巖爆強(qiáng)度進(jìn)行了分類；李夕兵等[10?11]采用自行研制的巖石動(dòng)靜組合加載實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)施加動(dòng)力擾動(dòng)載荷，并分析了巖石在動(dòng)靜組合加載條件下的本構(gòu)模型和破壞特征；王恩元等[12]研究了采場(chǎng)動(dòng)載應(yīng)力波產(chǎn)生機(jī)制及作用機(jī)理，發(fā)現(xiàn)動(dòng)載擾動(dòng)下沖擊地壓是靜載、動(dòng)載應(yīng)力波和煤巖體結(jié)構(gòu)耦合作用的結(jié)果；劉少虹[13]分析了一維動(dòng)靜加載下煤巖組合系統(tǒng)的破壞判據(jù)，認(rèn)為井下煤巖體結(jié)構(gòu)與動(dòng)靜載荷之間的相互作用是影響動(dòng)載誘發(fā)沖擊地壓演化過程的關(guān)鍵；左建平等[14]對(duì)循環(huán)荷載下煤巖組合體的力學(xué)特性及塑性滯回環(huán)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)力水平分級(jí)加卸載作用下煤巖組合體的殘余變形經(jīng)歷了先迅速降低而后增加的過程；QIAO 等[15]開展了剪切摩擦試驗(yàn)，探究了不同垂直應(yīng)力水平下摩擦耗散能演化規(guī)律；林大能等[16]借助超聲波波速研究了循環(huán)荷載下巖石損傷與沖擊次數(shù)和圍壓及荷載沖量的關(guān)系；黃正均等[17]對(duì)花崗巖進(jìn)行了動(dòng)態(tài)循環(huán)加、卸載試驗(yàn)，研究了體積應(yīng)變率的變化對(duì)巖石疲勞特性的影響；XU 等[18?19]利用SHPB分別對(duì)傾斜圓柱試樣和煤巖組合體進(jìn)行了不同應(yīng)變率和圍壓等條件下的壓剪動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)靜荷載和動(dòng)荷載對(duì)試件的組合強(qiáng)度具有重要影響；LI等[20]基于自主研制的動(dòng)靜組合加載系統(tǒng)再現(xiàn)了硬巖巖爆現(xiàn)象，并對(duì)巖石能量耗散模式和巖爆判據(jù)進(jìn)行了論證；李地元等[21]對(duì)含裂隙的圓柱形試樣進(jìn)行了6個(gè)典型軸壓水平和3個(gè)沖擊氣壓水平的動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)試樣能量吸收率隨軸壓增大整體呈先上升后下降的趨勢(shì)，隨著沖擊氣壓增加呈下降趨勢(shì)?？梢?，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)沖擊地壓產(chǎn)生機(jī)制及巖石受圍壓作用下的動(dòng)力沖擊、循環(huán)加卸載等進(jìn)行了大量研究，但對(duì)靜載作用下試驗(yàn)加載循環(huán)波形擾動(dòng)等煤巖體破壞能量演化規(guī)律研究較少。為此，本文作者主要介紹自主研發(fā)的動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)組成及其工作原理，同時(shí)，基于煤體自身強(qiáng)度低且節(jié)理裂隙發(fā)育、巖體與煤體在動(dòng)靜組合加載下?lián)p傷破裂過程具有一定相似性，選取甘肅華亭煤礦頂板砂巖進(jìn)行力學(xué)加載試驗(yàn)。在試驗(yàn)過程中借助聲發(fā)射系統(tǒng)等監(jiān)測(cè)手段，研究動(dòng)靜組合加載作用下巖體破裂過程與聲發(fā)射參數(shù)之間的相關(guān)性，以便為研究沖擊地壓致災(zāi)機(jī)理提供一種新的試驗(yàn)手段。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)由主機(jī)加載系統(tǒng)、液壓泵站系統(tǒng)、伺服控制系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖1所示。

圖1 動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of coupled static and dynamic cyclic loading test system

該試驗(yàn)系統(tǒng)基本工作原理為：通過伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)油泵中的液壓油進(jìn)入蓄能器，借助高頻響動(dòng)態(tài)伺服閥控制蓄能器內(nèi)液壓油輸送至動(dòng)力腔的流量，推動(dòng)動(dòng)力腔內(nèi)的雙活塞桿結(jié)構(gòu)軸向運(yùn)動(dòng)，從而帶動(dòng)作動(dòng)器對(duì)煤巖樣施加自定義動(dòng)靜組合軸向荷載。通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)反饋數(shù)據(jù)結(jié)果并自動(dòng)儲(chǔ)存至指定路徑。

主機(jī)加載系統(tǒng)主體結(jié)構(gòu)包括試驗(yàn)臺(tái)、油缸加載系統(tǒng)和數(shù)據(jù)反饋系統(tǒng)，如圖2所示。試驗(yàn)臺(tái)由龍門架、加載油缸作動(dòng)器、水平墊盤、位移傳感器等組成。龍門架采用框架鋼結(jié)構(gòu)形式，結(jié)構(gòu)面之間通過焊接成為統(tǒng)一整體，剛度和強(qiáng)度滿足剛性試驗(yàn)機(jī)要求，對(duì)油缸加載時(shí)載荷的反作用及部分結(jié)構(gòu)元件自重提供有效支撐作用，保證試驗(yàn)框架整體穩(wěn)定性。其中，墊盤上下表面中央均帶有特制凹槽，利用紡錘狀連接塊將墊盤聯(lián)結(jié)固定，以便根據(jù)試樣尺寸增減墊盤數(shù)量時(shí)保證其垂直方向?qū)χ胁p少端部效應(yīng)。

圖2 主機(jī)加載系統(tǒng)Fig.2 Host loading system

主機(jī)加載系統(tǒng)中靜力加載單元垂直荷載為0～800 kN，動(dòng)力加載單元最大垂直荷載為100 kN，作動(dòng)器最大行程達(dá)150 mm。靜荷載加載位移速率范圍為0.1～150.0 mm/min，動(dòng)荷載加載位移速率范圍為0.05～100.00 mm/min，位移控制穩(wěn)定時(shí)間為90 d，其測(cè)量控制精度達(dá)到示值的±0.5%。采用德敏哲磁制伸縮位移傳感器測(cè)量活塞位移，其量程達(dá)200 mm，精度達(dá)0.002 mm。試驗(yàn)臺(tái)配備可移動(dòng)式水平墊盤、防護(hù)玻璃板等，通過增減水平墊盤數(shù)量實(shí)現(xiàn)其對(duì)不同尺度試樣的適應(yīng)性，擴(kuò)大試驗(yàn)適用范圍。在準(zhǔn)備試驗(yàn)階段裝配防護(hù)玻璃板，能夠有效防止試樣突然破壞飛濺而對(duì)人員及設(shè)備造成傷害。

液壓泵站系統(tǒng)分為靜力加載和動(dòng)力加載2個(gè)部分，組成結(jié)構(gòu)主要包括液壓泵、壓力指示器、儲(chǔ)能器等，通過油壓加載法為試驗(yàn)提供動(dòng)力支撐。

伺服控制與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由高精度閉環(huán)伺服控制單元、壓力傳感器、磁致位移傳感器組成閉環(huán)控制系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)多種應(yīng)力路徑中的應(yīng)力和位移精準(zhǔn)監(jiān)測(cè)采集。采集系統(tǒng)主要包括壓頭位移、軸向應(yīng)力數(shù)據(jù)采集，并通過配套軟件進(jìn)行伺服控制。軸向應(yīng)力通過壓力傳感器監(jiān)測(cè)并實(shí)時(shí)反饋記錄，動(dòng)力擾動(dòng)波形頻率及振幅和周期等參數(shù)可自定義設(shè)置，該系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)包括正弦波、矩形波、自定義波形在內(nèi)的復(fù)合波形加載，其中自定義波形可根據(jù)需要自主設(shè)計(jì)應(yīng)力、位移加載路徑波形。這些擾動(dòng)波形頻率范圍為0.01～10.00 Hz，軟件界面可實(shí)時(shí)顯示試驗(yàn)過程中軸向、位移隨時(shí)間變化規(guī)律，并實(shí)時(shí)儲(chǔ)存到指定數(shù)據(jù)庫。

為檢驗(yàn)試驗(yàn)機(jī)的精度及運(yùn)行穩(wěn)定性，分別利用島津AG-X250 電子萬能試驗(yàn)機(jī)和動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)同批養(yǎng)護(hù)完畢的類巖材料標(biāo)準(zhǔn)試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，其中島津AG-X250 電子試驗(yàn)機(jī)的最大載荷可達(dá)250 kN，精度為±0.1%。加載速率均設(shè)置為1 kN/s，試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。從圖3可知：這2 種試驗(yàn)機(jī)測(cè)得的全應(yīng)力?應(yīng)變曲線(彈性模量、峰值強(qiáng)度等參數(shù))基本一致，動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)獲得的峰值強(qiáng)度略大于島津AGX250 電子萬能試驗(yàn)機(jī)獲得的峰值強(qiáng)度，這可能與試樣自身材料差異有關(guān)，從而驗(yàn)證了動(dòng)靜組合循環(huán)加載試驗(yàn)系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性。

圖3 應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.3 Relationship between stress and strain

試驗(yàn)?zāi)M某一埋深下的煤巖柱在上覆巖層長(zhǎng)期靜荷載作用下，受工程爆破、堅(jiān)硬頂板斷裂或者斷層滑移等產(chǎn)生的動(dòng)力擾動(dòng)疊加影響所誘發(fā)的沖擊地壓等災(zāi)害。地下巖體垂直應(yīng)力σ1可表示為σ1=γH(其中，γ為上覆巖層的平均容重，此處取25 kN/m3；H為巖體深度)。根據(jù)上述公式計(jì)算得到本次試驗(yàn)7.5 MPa和15.0 MPa靜荷載模擬埋深分別為300 m和600 m時(shí)巖體承受的垂直應(yīng)力，取正弦波動(dòng)荷載12～48 MPa模擬不同強(qiáng)度爆破應(yīng)力波或斷層滑移傳遞至巖石的擾動(dòng)影響。巖體動(dòng)靜組合加載示意圖如圖4所示(其中，Ps為靜荷載，Pd為動(dòng)荷載)。

圖4 巖體動(dòng)靜組合加載示意圖Fig.4 Schematic diagram of rock mass under coupled static and dynamic cyclic loading

1.2 試樣制備

試驗(yàn)所用試樣為甘肅華亭煤礦頂板砂巖，呈灰黑色，中—細(xì)粒結(jié)構(gòu)，表面色澤均勻，無明顯結(jié)構(gòu)缺陷，如圖5所示。從同一巖塊鉆芯取樣，制作成直徑為50 mm、高度為100 mm的32個(gè)標(biāo)準(zhǔn)圓柱形試樣，根據(jù)國(guó)際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)(ISRM)標(biāo)準(zhǔn)的技術(shù)要求，利用砂紙對(duì)試樣的兩端面打磨，使其不平行度和不垂直度均小于0.02 mm，將其分為常規(guī)單軸壓縮試驗(yàn)、7.5 MPa靜荷載和15.0 MPa靜荷載共3 組，編號(hào)分別為R0-1～R0-8，R1-1～R1-12和R2-1～R2-12，自然視密度為2 521～2 595 kg/m3，平均值為2 558 kg/m3，平均單軸抗壓強(qiáng)度為30.07 MPa。為減少試樣自身物理力學(xué)性質(zhì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果帶來誤差，利用美國(guó)物理聲學(xué)PAC(physical acoustic corporation)公司的Sensor HighwayⅡ聲發(fā)射裝置對(duì)試樣進(jìn)行波速測(cè)定，篩選波速相近的試樣進(jìn)行試驗(yàn)。

圖5 典型試樣照片F(xiàn)ig.5 Typical samples

1.3 試驗(yàn)步驟

本研究中試驗(yàn)分為2個(gè)階段進(jìn)行：第一階段進(jìn)行常規(guī)單軸壓縮試驗(yàn)，加載方式按位移控制，速率為0.004 mm/s；第二階段開展動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)，進(jìn)行不同靜荷載σs和動(dòng)荷載σd波形振幅下的循環(huán)加載試驗(yàn)，探討靜荷載對(duì)巖體力學(xué)特征擾動(dòng)的能量演化影響，加載示意如圖6所示。

圖6 巖體動(dòng)靜組合加載路徑示意圖Fig.6 Schematic diagram of coupled static and dynamic cyclic loading path

試驗(yàn)裝置操作步驟如下。

1)根據(jù)試樣尺寸確定水平墊盤的數(shù)量。為了盡可能減小傳感器探頭與試樣端面間摩擦對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，在巖體和壓頭接觸位置均勻涂抹耦合劑，將聲發(fā)射探頭對(duì)稱黏附在試樣高度中點(diǎn)位置，一組2個(gè)，通過斷鉛試驗(yàn)測(cè)定探頭狀態(tài)，聲發(fā)射系統(tǒng)門檻值設(shè)為43 dB，采樣頻率設(shè)為1 MHz，每個(gè)通道對(duì)應(yīng)1 個(gè)獨(dú)立的聲發(fā)射探頭和前置放大器，信號(hào)放大器的放大倍數(shù)為40 倍。試驗(yàn)開始前對(duì)傳感器進(jìn)行斷鉛耦合測(cè)試，確保各探頭幅值信號(hào)在90 dB以上。

2)將試樣放置在壓頭和水平墊盤居中位置，通過電腦控制移動(dòng)壓頭使其對(duì)試樣施加1 MPa的預(yù)加載應(yīng)力，調(diào)整小變形傳感器位置使其應(yīng)變?yōu)?。

3)編程靜力加載參數(shù)?？紤]到試驗(yàn)機(jī)量程及靜荷載保持的穩(wěn)定性，采用位移控制加載速度為4 μm/s施加靜荷載，加載至7.5 MPa和15.0 MPa(即平均單軸壓縮強(qiáng)度的25%和50%)后，施加頻率為5 Hz，周期N為100次，峰值分別為12，24，36和48 MPa的正弦波荷載。

4)正弦波荷載施加完畢后以4 μm/s 的速度繼續(xù)加載直至試樣破壞，通過伺服控制與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)記錄整個(gè)試驗(yàn)過程。

2 試驗(yàn)分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

表1所示為具體試驗(yàn)方案。定義試樣的組合強(qiáng)度為經(jīng)歷不同靜荷載和動(dòng)荷載水平作用后到達(dá)的峰值強(qiáng)度。由表1可知：?jiǎn)屋S壓縮試驗(yàn)峰值強(qiáng)度均值為30.07 MPa，7.5 MPa 靜荷載水平組合強(qiáng)度均值33.72 MPa，比單軸壓縮試驗(yàn)強(qiáng)度增加12.14%，組合強(qiáng)度增幅不明顯；15.0 MPa 靜荷載水平組合強(qiáng)度均值為40.31 MPa，比單軸壓縮試驗(yàn)強(qiáng)度增加34.05%，組合強(qiáng)度增幅顯著。

表1 試驗(yàn)方案Table 1 Testing program

2.2 單軸壓縮破壞過程損傷特征

試樣常規(guī)單軸壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖7所示。從圖7可見：試樣在單軸壓縮過程表現(xiàn)出良好線性特征，屈服階段不明顯，到達(dá)應(yīng)力峰值后出現(xiàn)瞬間跌落的現(xiàn)象，如試樣R0-1和R0-5表現(xiàn)出完整性和彈脆性等特征；天然巖樣內(nèi)部存在裂隙、孔洞，力學(xué)性質(zhì)存在一定程度差異；隨著軸向荷載不斷增加，聲發(fā)射振鈴數(shù)和能量釋放也呈現(xiàn)一定規(guī)律和明顯的階段性；單軸壓縮試驗(yàn)應(yīng)力?應(yīng)變曲線分為微裂隙壓密階段(Ⅰ)、彈性階段(Ⅱ)、屈服階段(Ⅲ)和峰后破壞(Ⅳ)共4個(gè)階段。

圖7 常規(guī)單軸壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.7 Stress?strain curves of uniaxial compression

單軸壓縮試驗(yàn)試樣聲發(fā)射事件數(shù)和應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系如圖8所示。由圖8可見：

圖8 單軸壓縮試驗(yàn)試樣聲發(fā)射事件數(shù)和應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.8 Relationship among AE events and stress and strain under uniaxial compression

1)微裂隙壓密階段試樣內(nèi)部微缺陷閉合，顆粒被壓縮，應(yīng)力?應(yīng)變曲線上凹，基本無能量釋放。

2)試樣內(nèi)部原生裂紋、孔洞被壓密后，加載進(jìn)入彈性變形階段，曲線近似直線，試樣內(nèi)部原有微裂隙開始擴(kuò)展，壓密階段儲(chǔ)存的部分應(yīng)變能在此過程得到耗散，振鈴數(shù)量隨荷載不斷施加近似均勻增加，聲發(fā)射事件數(shù)緩慢增長(zhǎng)(其原因是部分新生裂隙萌生、發(fā)育，部分應(yīng)變能得到釋放)。

3)當(dāng)試樣加載至屈服階段時(shí)，試樣內(nèi)部在前期荷載作用下儲(chǔ)存的能量得到充分釋放，表現(xiàn)為原有和新生微裂隙均發(fā)生大面積貫通，內(nèi)部裂紋開始擴(kuò)展，聲發(fā)射振鈴數(shù)達(dá)到峰值，試樣產(chǎn)生塑性破壞。

4)加載進(jìn)入峰后階段后，試樣內(nèi)部主要裂隙相互貫通，產(chǎn)生宏觀主裂紋，試樣整體失穩(wěn)、破壞，失去承載能力；常規(guī)單軸壓縮試驗(yàn)中部分試樣到達(dá)峰值強(qiáng)度后應(yīng)力隨應(yīng)變?cè)黾映霈F(xiàn)多次波動(dòng)，這是因?yàn)榧虞d導(dǎo)致原先發(fā)育的裂隙被充填、壓縮，試樣承載能力得到一定程度恢復(fù)，但當(dāng)加載超過裂紋強(qiáng)度極限后下降。

2.3 動(dòng)靜組合加載過程損傷特征

不同動(dòng)靜組合加載試樣應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖9所示。從圖9可見：由于試樣本身存在微小孔洞和裂隙，故在初始加載時(shí)試樣均出現(xiàn)明顯壓密階段，壓密階段曲線呈上彎形；隨后進(jìn)入彈性階段，在此階段對(duì)其施加動(dòng)力波形擾動(dòng)，保證在動(dòng)力循環(huán)擾動(dòng)作用過程中不超過試樣的組合強(qiáng)度。通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)不同動(dòng)力擾動(dòng)振幅的應(yīng)力?應(yīng)變曲線具有一定規(guī)律性；隨著動(dòng)力擾動(dòng)循環(huán)次數(shù)增加，其循環(huán)過程中應(yīng)力?應(yīng)變曲線出現(xiàn)尖葉狀滯回環(huán)，滯回環(huán)面積代表循環(huán)擾動(dòng)過程中能量的損失耗散量；隨著循環(huán)次數(shù)持續(xù)增加，滯回環(huán)面積逐漸減小，說明在循環(huán)擾動(dòng)開始階段試樣內(nèi)部新生裂隙得到一定程度的壓密、閉合，試樣承載能力得到一定程度恢復(fù)，試樣內(nèi)部能量耗散逐漸減少；但隨著擾動(dòng)次數(shù)繼續(xù)增加，原有裂紋尖端附近拉應(yīng)力超過其破壞強(qiáng)度，試樣損傷的不可逆變形越大，巖體組合強(qiáng)度越低。

從圖9還可以看出：隨著循環(huán)次數(shù)增加，滯回環(huán)曲線“由疏變密”，究其原因是在最初循環(huán)加載階段有較大的殘余應(yīng)變量，部分能量被耗散，隨后保持在較低水平；隨著循環(huán)次數(shù)增加，滯回環(huán)越來越密集；當(dāng)荷載超過巖體組合強(qiáng)度時(shí)，試樣內(nèi)裂隙發(fā)育充分，單位時(shí)間內(nèi)耗散能釋放量達(dá)到峰值，巖石發(fā)生失穩(wěn)破壞。

圖9 不同動(dòng)靜組合加載路徑典型應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.9 Stress?strain curves of different coupled static and dynamic loading paths

靜荷載為7.5 MPa和15.0 MPa 時(shí)的應(yīng)力?應(yīng)變曲線分別如圖10和圖11所示。由圖10和圖11可知：試樣動(dòng)靜組合加載全應(yīng)力?應(yīng)變過程的聲發(fā)射事件數(shù)?時(shí)間曲線可分為緩慢增長(zhǎng)階段、急速增長(zhǎng)階段、相對(duì)穩(wěn)定階段和瞬時(shí)釋放4個(gè)階段。在緩慢增長(zhǎng)階段，振鈴計(jì)數(shù)隨著動(dòng)力擾動(dòng)幅值增加而緩慢增加，聲發(fā)射振鈴數(shù)(即超過門檻值信號(hào)的震蕩次數(shù))大多在2×104次以下，沒有明顯變化(這是因?yàn)檩^低應(yīng)力作用不足以形成新微裂紋，只是試樣內(nèi)部某些原始微裂紋閉合和粗糙面咬合)；當(dāng)對(duì)試樣施加動(dòng)靜組合循環(huán)加載時(shí)，事件累計(jì)數(shù)增長(zhǎng)加快，釋放的聲發(fā)射信號(hào)更強(qiáng)，這是由于荷載發(fā)生突變時(shí)，循環(huán)次數(shù)對(duì)試樣力學(xué)性質(zhì)具有循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)，試樣內(nèi)部微紋擴(kuò)展速率增加，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)按倍數(shù)級(jí)增加，循環(huán)擾動(dòng)過程中聲發(fā)射事件數(shù)隨循環(huán)次數(shù)增加逐漸減少。

圖10 靜荷載為7.5 MPa時(shí)的應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.10 Stress?strain curves of specimens at 7.5 MPa static loading level

圖11 靜荷載為15.0 MPa時(shí)的應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.11 Stress?strain curves of specimens at 15.0 MPa static loading level

2.4 強(qiáng)度參數(shù)的動(dòng)力擾動(dòng)效應(yīng)分析

應(yīng)變是衡量巖石變形特性的重要指標(biāo)。動(dòng)荷載與峰值應(yīng)變關(guān)系如圖12所示。從圖12可見：在同一靜荷載水平下，試樣峰值應(yīng)變隨動(dòng)力擾動(dòng)荷載增加先減小后增加，曲線整體呈“U”型發(fā)展趨勢(shì)，試樣在較低動(dòng)荷載水平下的峰值應(yīng)變較單軸壓縮試驗(yàn)有所增加。這是因?yàn)檩^低動(dòng)荷載水平擾動(dòng)不足以形成新微裂紋，只能使試樣內(nèi)部裂隙得到一定程度閉合，抵抗變形能力增強(qiáng)，并且15.0 MPa靜荷載條件下的應(yīng)變變化要比7.5 MPa荷載條件下的應(yīng)變變化早，說明靜荷載水平對(duì)峰值應(yīng)變影響顯著。

圖12 動(dòng)荷載與峰值應(yīng)變的關(guān)系Fig.12 Relationship between dynamic loading and peak strain

動(dòng)荷載與組合強(qiáng)度的關(guān)系如圖13所示。從圖13可見：試樣的組合強(qiáng)度與動(dòng)荷載水平不呈正相關(guān)關(guān)系，其中在動(dòng)荷載24 MPa 水平以下，試樣的組合強(qiáng)度變化不顯著；但當(dāng)動(dòng)荷載增加至36 MPa時(shí)，2組試樣組合強(qiáng)度均顯著增加，15.0 MPa靜荷載組合強(qiáng)度增加50.48%，7.5 MPa靜荷載組合強(qiáng)度增加77.34%；當(dāng)動(dòng)荷載增加至48 MPa時(shí)，組合強(qiáng)度均降低。可見試樣在同一靜荷載水平下組合強(qiáng)度隨動(dòng)荷載變化存在最大值。

圖13 動(dòng)荷載與組合強(qiáng)度的關(guān)系Fig.13 Relationship between dynamic loading and combined strength

2.5 破壞特征

不同靜荷載水平下試樣破壞模式相似，故本文僅選取靜荷載7.5 MPa顯示試樣破壞形態(tài)。動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)后試樣典型破壞形態(tài)如圖14所示。從圖14可見：

圖14 典型試樣破壞形態(tài)Fig.14 Typical failure behaviors of specimens with different dynamic loadings

1)當(dāng)施加動(dòng)荷載為12 MPa 時(shí)，破壞模式為典型剪切破壞；動(dòng)荷載擾動(dòng)較低時(shí)對(duì)試樣影響程度較小，破壞特征與單軸壓縮試驗(yàn)的破壞特征類似，破壞宏觀裂紋自試樣頂端向下形成剪切面，隨著應(yīng)力增大逐漸貫穿弱面，形成折線型剪切破壞。

2)當(dāng)施加動(dòng)荷載為24 MPa 時(shí)，破壞模式為張拉破壞。裂紋擴(kuò)展形式受動(dòng)荷載擾動(dòng)影響顯著，宏觀裂紋數(shù)量明顯增加。裂紋受拉應(yīng)力作用擴(kuò)展消耗部分應(yīng)變能，當(dāng)試樣到達(dá)組合強(qiáng)度后，隨著裂紋萌生，試樣承載能力瞬時(shí)降低。

3)當(dāng)施加動(dòng)荷載為36～48 MPa 時(shí)，破壞模式為沿層理面的剪切滑移和軸向劈裂復(fù)合破壞。試樣破裂后內(nèi)部形成類圓錐體結(jié)構(gòu)，該錐形結(jié)構(gòu)造成試樣峰值破壞后承載能力呈階梯狀下降。

在動(dòng)靜組合加載條件下，試樣破壞模式隨動(dòng)荷載從12 MPa增加到48 MPa的過程中由剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺埨茐?，最后轉(zhuǎn)變?yōu)檠貙永砻娴募羟谢坪洼S向劈裂復(fù)合破壞，其破壞模式與動(dòng)荷載水平密切相關(guān)。

3 結(jié)論

1)所研制的動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)系統(tǒng)可模擬真實(shí)巖石在靜荷載下受動(dòng)力擾動(dòng)耦合環(huán)境，可對(duì)標(biāo)準(zhǔn)煤巖體試樣和各種非標(biāo)準(zhǔn)試樣進(jìn)行單軸、蠕變、動(dòng)靜組合加載和循環(huán)加卸載等多種形式應(yīng)力加載路徑組合試驗(yàn)，對(duì)于研究煤巖體在動(dòng)靜組合加載過程中的破壞損傷演化規(guī)律具有指導(dǎo)意義，為沖擊地壓發(fā)生機(jī)理研究提供了一種試驗(yàn)手段。

2)巖體的承載能力隨動(dòng)荷載水平呈非線性關(guān)系，而巖體峰值應(yīng)變隨動(dòng)荷載水平提高先減小后增加，曲線整體呈“U”形發(fā)展趨勢(shì)。在全應(yīng)力應(yīng)變過程中能量經(jīng)歷了緩慢增長(zhǎng)階段、急速增長(zhǎng)階段，相對(duì)穩(wěn)定階段和瞬時(shí)釋放4個(gè)階段，其破壞特征隨振幅增加由剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺埨茐?，最后轉(zhuǎn)變?yōu)檠貙永砻娴募羟谢坪洼S向劈裂復(fù)合破壞。