一維動靜組合加載下復(fù)合巖樣動態(tài)力學特性試驗研究

杜超超， 溫 森,2， 孔慶梅,2

(1.河南大學 巖土與軌道交通工程研究所，河南 開封 475004；2.河南省軌道交通智能建造工程研究中心，河南 開封 475004)

近年來，國內(nèi)外越來越多的礦山進入深部開采狀態(tài)，深部巖石處在“三高一擾動”的復(fù)雜環(huán)境中，這種復(fù)雜的受力特點被認為是動靜組合加載問題[1-2]。隨著礦山采深的增加，深部巖石極易受擾動發(fā)生破壞，巖爆發(fā)生的頻率和程度也越來越嚴重，使深部巖石力學問題日益突出[3]。在我國深部交通工程、水利水電工程、核廢料處理等地下工程中，深部巖石力學問題的研究尤為重要。由于我國地質(zhì)復(fù)雜，在礦山、隧道、水利水電、地下交通等巖石工程中復(fù)合巖層尤為常見。復(fù)合巖層是由2種或多種巖性、物理力學屬性差異較大的層理組成，這種復(fù)雜的結(jié)構(gòu)構(gòu)造決定了其力學特性與均質(zhì)巖石相比更為復(fù)雜。開展復(fù)合巖層動靜組合加載下的力學特性研究對沖擊、爆破開挖、提高巷道掘進速度和防護等地下工程有重要意義。

針對深部巖石“高地應(yīng)力+動力擾動”這一工程難題，眾多專家學者在動靜組合加載方面進行了大量的研究。Feng等[4]利用MTS-793試驗系統(tǒng)，對含裂隙的巖石進行了動靜組合加載試驗，研究表明動靜組合下預(yù)應(yīng)力和應(yīng)變率對含裂隙巖石的強度、彈性模量和能量特性有顯著影響。李夕兵等[5]對SHPB裝置改造并實現(xiàn)了基于SHPB裝置的動靜組合加載試驗系統(tǒng)，對巖石的變形規(guī)律、強度特征、能量規(guī)律、破壞模式和巖爆發(fā)生機制進行了一系列的研究?；趧屿o組合加載SHPB試驗裝置，宮鳳強等[6]對砂巖進行了不同應(yīng)變率下4個軸壓水平的沖擊試驗，研究了軸壓比對砂巖沖擊強度的影響和能量的變化規(guī)律，解釋了入射能對“巖爆”的影響；牛勇等[7]研究了軸壓對紅砂巖動態(tài)抗壓強度、能量變化規(guī)律和破壞模式的影響。左宇軍等[8]利用自研制的二維動靜組合加載的試驗裝置，研究發(fā)現(xiàn)了靜載應(yīng)力對紅砂巖的破壞起主導(dǎo)作用。宮鳳強等[9]利用基于SHPB裝置的三維動靜組合加載試驗系統(tǒng)研究了圍壓和軸壓對砂巖力學特性的影響規(guī)律，證明了在沖擊過程中圍壓和軸壓對砂巖內(nèi)部裂紋的發(fā)生和擴展分別起著抑制和催生的作用。數(shù)值模擬方面，Zhu等[10]利用RFPA-Dynamic對巖石在動靜組合加載下的破壞過程進行了模擬，研究了軸壓對巖石強度增長的影響；Zhu等[11]利用RFPA建立巖石動靜組合加載SHPB數(shù)值系統(tǒng)，研究得出軸壓和側(cè)圍壓對巖石強度有顯著影響，巖石強度的增長速度隨K值(水平應(yīng)力和垂直應(yīng)力之比)的增大而增大。

不少學者對層狀復(fù)合巖體的巴西劈裂[12-13]、單軸壓縮[14-17]、三軸壓縮[18-19]、靜態(tài)力學數(shù)值模擬[20-24]方面研究較多。關(guān)于含有層理面巖石的動力學研究，Li等[25]采用SHPB試驗系統(tǒng)研究了層理傾角對層狀砂巖動力特性的影響規(guī)律。Qiu等[26]利用SHPB試驗裝置研究了層理角度對砂巖破壞模式的影響規(guī)律。在復(fù)合巖樣的沖擊動力學方面，楊仁樹等[27]利用SHPB試驗系統(tǒng)對由紅砂巖和灰砂巖“拼接”成的層狀復(fù)合巖體試樣進行2種沖擊速度下的壓縮試驗。Wen等[28]采用SHPB試驗系統(tǒng)研究了層狀復(fù)合巖體的動力特性，發(fā)現(xiàn)不同傾角的巖石可歸納為四種破壞模式。

以上關(guān)于動靜組合的研究主要集中在均質(zhì)巖石上；對復(fù)合巖石的研究主要集中在靜力學或者是一維沖擊試驗方面。對復(fù)合巖石的動靜組合相關(guān)的研究鮮有報道，鑒于此，在前人研究的基礎(chǔ)上利用動靜組合加載SHPB試驗系統(tǒng)，對層間力學特性相差較大的復(fù)合巖樣進行一維動靜組合加載試驗，研究不同沖擊氣壓下軸壓及巖層傾角?對其力學特性和破壞模式的影響。

1 一維動靜組合加載下復(fù)合巖樣沖擊破壞試驗

1.1 試樣制備

由于天然復(fù)合巖樣取樣困難，本研究采用水泥砂漿制作類復(fù)合巖石材料模擬自然界中的復(fù)合巖層。復(fù)合巖樣由兩種不同強度的砂漿材料A(模擬較硬巖)、B(模擬較軟巖)組成，兩種不同強度的砂漿膠結(jié)面模擬巖石的層理面。制作步驟如下:

(1) 材料準備：材料由普通硅酸鹽水泥、粒徑為0.075～0.315 mm的河砂和減水劑等組成。A材料采用C42.5普通硅酸鹽水泥，質(zhì)量配合比為P42.5水泥∶砂∶水=1∶0.67∶0.27，B材料采用C32.5普通硅酸鹽水泥，其質(zhì)量配合比為P32.5水泥∶砂∶水=1∶1.5∶0.38，并加入一定量的碳素墨水替代等量水以區(qū)別A材料。

(2) 試塊澆筑：在圖1(a)中模具箱進行分層循環(huán)澆筑，先澆筑2 cm A材料，對A材料進行毛面處理，如圖1(b)所示，以便其與B材料更好的黏結(jié)，間隔2個小時左右，澆筑第二層2 cm B材料，依次進行循環(huán)澆筑，直至將模具箱澆滿。

(3) 標準養(yǎng)護：澆筑完成后靜置24 h左右后拆模，然后將試塊放入恒溫恒濕的標準養(yǎng)護箱內(nèi)養(yǎng)護28 d；圖1(c)為養(yǎng)護28 d后的試塊。

(4) 試樣鉆取及切割：用巖石鉆機鉆取直徑50 mm的圓柱試樣，然后切割成試驗所需長度；不同傾角取芯如圖1(d)所示。

最終將鉆取、切割的試塊加工成3種不同尺寸的圓柱試樣：(1) 4種巖層傾角(0°、30°、60°、90°)的Ф50 mm×50 mm復(fù)合圓柱試樣，用于復(fù)合巖樣的靜態(tài)單軸壓縮和一維動靜組合試驗；(2) Ф50 mm×100 mm均質(zhì)圓柱試樣，用于單軸壓縮試驗；(3) Ф50 mm×25 mm均質(zhì)圓柱試樣，用于巴西劈裂試驗。利用打磨機將試樣端面進行打磨，使試樣兩端不平行度和不垂直度均小于0.02 mm。A、B材料的靜態(tài)物理力學參數(shù)如表1所示，復(fù)合巖樣的單軸抗壓強度如表2所示。一維動靜組合試驗的復(fù)合巖樣如圖2所示。

(a) 模具箱

(c) 養(yǎng)護完成的復(fù)合試塊

表1 A、B材料的物理力學參數(shù)

表2 復(fù)合巖樣的單軸抗壓強度

圖2 復(fù)合巖樣Fig.2 Composite rock samples

1.2 試驗系統(tǒng)

圖3為本次試驗采用的動靜組合加載SHPB試驗系統(tǒng)示意圖。該試驗系統(tǒng)由應(yīng)力波發(fā)生裝置、應(yīng)力傳遞機構(gòu)、軸壓加載裝置、高速攝像裝置和數(shù)據(jù)采集裝置組成。試驗過程中軸壓由透射桿端部的軸壓系統(tǒng)提供；通過粘貼在入射桿和透射桿上的應(yīng)變片收集應(yīng)變電信號，并利用示波器來完成相關(guān)試驗數(shù)據(jù)的處理工作。入射桿、透射桿直徑均為50 mm，采用異型沖頭使加載波為恒應(yīng)變率加載的半正弦波[29]。沖擊中可以安裝一臺15 000幀/秒的高速攝像機以捕捉試樣動態(tài)破壞過程。定義試樣巖層傾角為α，則應(yīng)力波傳播方向與層理夾β和α為互余關(guān)系，如圖4所示。一維動靜組合加載中試樣的受力示意圖如圖5所示，圖中Ps為軸向預(yù)加靜載，Pd為沖擊動載。

圖3 動靜組合加載SHPB試驗系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of the SHPB system

圖4 應(yīng)力波傳播方向與層理傾角α的示意圖Fig.4 Schematic diagram of stress wave propagation and α

圖5 試樣一維動靜組合加載狀態(tài)示意圖

1.3 試驗方法及結(jié)果

(1)

(2)

(3)

式中：Ae，Ce和Ee分別為壓桿的橫截面積，波速和彈性模量；As和Ls分別是試樣的橫截面積和長度。

圖6(a)是試樣0-2-5(編號規(guī)則：α-試樣所處的組-試樣在組中的編號)試驗中的典型半正弦應(yīng)力波電信號。利用三波法驗證試驗過程的應(yīng)力平衡狀態(tài)，如圖6(b)所示。圖中入射波與反射波的疊加曲線與透射波曲線表現(xiàn)為由不重合到重合再到不重合的變化，可以認為試樣在動態(tài)加載過程中處于應(yīng)力平衡狀態(tài)。

(a) 試樣0-2-5電信號圖

(b) 試樣0-2-5動態(tài)應(yīng)力平衡圖圖6 SHPB試驗系統(tǒng)的動態(tài)應(yīng)力平衡Fig.6 Dynamic equilibrium of SHPB

對復(fù)合巖樣進行一維動靜組合加載試驗，試驗考慮的因素包括巖層傾角、軸壓和沖擊氣壓。試驗采用0.5 MPa和0.9 MPa兩種沖擊氣壓以實現(xiàn)不同應(yīng)變率加載。軸壓等級依次為0、20%σs、40%σs、60%σs和80%σs，(σs為靜載下復(fù)合巖樣單軸抗壓強度)。由于復(fù)合巖樣不同于均質(zhì)巖樣，每種巖層傾角復(fù)合巖樣的σs均不相同，具體軸壓取值如表3所示。本次試驗的應(yīng)變率范圍為10～110 s-1，在同一沖擊氣壓、巖層傾角、軸壓的條件下進行一次沖擊試驗，共進行40次試驗，試驗結(jié)果如表4所示。

表3 軸壓取值表

2 試驗結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖7、8分別是復(fù)合巖樣在0.5 MPa和0.9 MPa沖擊氣壓下不同巖層傾角、軸壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。為了便于對比，圖7和圖8中的縱坐標最大刻度均設(shè)置為120 MPa。在0.5 MPa沖擊氣壓下，應(yīng)變率在10～60 s-1之間。從圖7可以看出，4種巖層傾角的應(yīng)力應(yīng)變曲線形狀有較大差異，但其峰值應(yīng)力隨著軸壓的增大均出現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。圖7(d)中，在軸壓為40%σs時，初始階段出現(xiàn)了略微的“下凹”(見局部放大圖)，說明此時發(fā)生了孔隙或微裂隙的閉合和壓密，這說明了在軸壓加載階段，試樣內(nèi)部的裂隙未被完全壓密，或者在軸壓的作用下又產(chǎn)生了新的裂隙，在沖擊初始階段被壓密。而同條件下其他軸壓的試樣未出現(xiàn)壓密階段，這可能是由于其試樣在軸壓加載階段內(nèi)部裂隙被完全壓密，同時未出現(xiàn)新的裂隙。圖7(a)、(b)、(d)中，即α=0°、30°、90°時不同軸壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線中均出現(xiàn)了“應(yīng)變回彈”現(xiàn)象，這是因為在動荷載的沖擊作用下發(fā)生了破裂失穩(wěn)現(xiàn)象，圖中給出了軸壓為40%σs時巖樣的破壞形態(tài)，巖樣沒有被完全沖擊為破碎狀態(tài)，因此在沖擊過程中一部分沖擊能量轉(zhuǎn)化成彈性能儲存在巖石內(nèi)部，在卸載階段又釋放出來。此時，當加載應(yīng)力小于巖石內(nèi)部儲存的彈性力時，便出現(xiàn)“應(yīng)變回彈”現(xiàn)象。在0.9 MPa沖擊氣壓下，應(yīng)變率在60～110 s-1，4種巖層傾角的應(yīng)力應(yīng)變曲線路徑大致相同。相對于沖擊氣壓為0.5 MPa時，此時獲得的應(yīng)變率較大，試驗試樣均沒有出現(xiàn)應(yīng)變回彈現(xiàn)象。這是因為在較高應(yīng)變率作用下巖樣被完全沖擊為碎塊，破碎的巖塊不具有承載力，應(yīng)變來不及回彈，巖樣破壞的能量全部來自沖擊動能。

(a) α=0°

(c) α=60°

表4 一維動靜組合復(fù)合巖樣沖擊試驗結(jié)果

(a) α=0°

2.2 動態(tài)彈模

由于在巖石動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線中平均模量難以確定，因此，以下以變形模量為指標進行對比。變形模量也稱割線模量，用E50表示，即

(4)

式中：E50為巖石的變形模量(GPa);σcd50為動態(tài)抗壓強度峰值50%時的應(yīng)力值(MPa);ε50為σcd50時的軸向應(yīng)變。

根據(jù)試驗結(jié)果計算不同加載條件下的動態(tài)變形模量，繪制不同巖層傾角下，其與軸壓的關(guān)系，如圖9所示。在0.5 MPa沖擊氣壓下，動態(tài)變形模量在α=0°時呈緩慢增加的趨勢，α=30°、60°時隨著軸壓的增大呈先增大后減小的趨勢，α=90°時隨軸壓的增大呈波動狀態(tài)，且α=30°、90°時在軸壓為20%σs下復(fù)合巖樣的動態(tài)變形模量較無軸壓時顯著增大，表明在該軸壓下試樣內(nèi)部裂隙得到閉合，此時抵抗變形能力最強。在0.9 MPa沖擊氣壓下，α=0°時動態(tài)變形模量曲線先增大后趨于平緩；α=30°、60°時動態(tài)變形模量曲線呈波動狀態(tài)；α=90°時呈先增大后減小趨勢，并且其動態(tài)變形模量在軸壓為0、20%σs、40%σs下較α=0°、30°、60°時顯著大。綜上，在兩種沖擊氣壓下，隨著軸壓增加，試樣的動態(tài)變形模量變化規(guī)律不統(tǒng)一，這與均質(zhì)試樣變形模量變化規(guī)律的研究結(jié)果有較大差異；但是軸壓20%σs時的動態(tài)彈性模量多數(shù)情況下為極值點，明顯大于相鄰軸壓對應(yīng)的動彈模。

2.3 動態(tài)強度

圖10為復(fù)合巖樣在不同沖擊氣壓下動態(tài)強度隨軸壓的變化規(guī)律。整體來看，在2種沖擊氣壓下隨著軸壓的增大，4種不同傾角的復(fù)合巖樣動態(tài)強度呈先增大后減小的趨勢(沖擊氣壓0.9 MPa，α=30°、60°,動強度隨軸壓增加呈波動變化狀態(tài))，并且在軸壓為20%σs時達到最大，軸壓為80%σs時最小。這說明適當大小的軸壓能夠促使復(fù)合巖樣內(nèi)部裂紋的閉合，在沖擊階段起著抑制裂紋擴展的作用，提高動態(tài) 強度；隨著軸壓的逐步增加，復(fù)合巖樣在沖擊階段前就發(fā)生了內(nèi)部損傷，產(chǎn)生新的裂紋，并逐步貫通，導(dǎo)致復(fù)合巖樣的承載力下降，動態(tài)強度下降。α=60°時，0.5 MPa沖擊氣壓下，除了20%σs軸壓外，其余4個軸壓水平的動態(tài)強度最大值與最小值相差4.92 MPa；0.9 MPa沖擊氣壓下，80%σs軸壓時復(fù)合巖樣的動態(tài)強度最大，但與20%σs軸壓時的動態(tài)強度相差4.47%，該沖擊氣壓下最大動態(tài)強度和最小動態(tài)強度相差13.59%，說明在沖擊氣壓為0.9 MPa、α=60°時，軸壓對復(fù)合巖樣動態(tài)強度影響較小。由于僅開展了上述兩個沖擊氣壓水平下的試驗，其它沖擊氣壓下的情況仍需要進一步驗證。通過對比不同傾角的動態(tài)強度，α=60°對應(yīng)的動態(tài)強度明顯小于其它傾角，這和Wen等研究結(jié)果一致?？傮w而言，無論沖擊氣壓是0.5 MPa，還是0.9 MPa，20%σs軸壓對應(yīng)的動強度最大，表明此時的軸壓對提高試樣的動強度最有利。

(a) 0.5 MPa沖擊氣壓

(b) 0.9 MPa沖擊氣壓圖9 動態(tài)變形模量隨軸壓的變化關(guān)系Fig.9 Variation of dynamic deformation modulus withaxial compression

2.4 能量耗散規(guī)律

圖11為復(fù)合巖樣單位體積吸收能(SEa)隨軸壓的變化關(guān)系圖。由圖11可知，隨著軸壓的增大，復(fù)合巖樣的單位體積吸收能總體呈減小趨勢，不同軸壓下單位體積吸收能之間有較大差異。與有關(guān)學者在均質(zhì)試樣方面得出的隨軸壓增大單位體積吸收能先增大后減小的規(guī)律；及在含裂隙試樣[33]方面得出的隨軸壓增大單位體積吸收能先小幅提升然后減小的規(guī)律有所差異。在α=60°，沖擊氣壓為0.5 MPa、軸壓為80%σs時，和沖擊氣壓為0.9 MPa、軸壓為40%σs、60%σs、80%σs時出現(xiàn)了單位體積釋放能的現(xiàn)象。出現(xiàn)這一現(xiàn)象原因推斷為：在無軸壓或軸壓較小時，復(fù)合巖樣內(nèi)部儲存的能量較小，破壞的大部分能量由沖擊動能提供，所以復(fù)合巖樣表現(xiàn)為吸收能量狀態(tài)。隨著軸壓逐漸增加，復(fù)合巖樣內(nèi)部儲存的能量逐漸增大，內(nèi)部裂紋被激活并迅速擴展，發(fā)生細微破壞，并且由于α=60°時巖樣自身強度較低，此時稍有擾動下便會導(dǎo)致復(fù)合巖樣失穩(wěn)，內(nèi)部儲存的大量能量會突然釋放出來，并且釋放的能量遠遠大于擾動產(chǎn)生的能量，此時復(fù)合巖樣破壞的能量大部分來自內(nèi)部的能量，因此單位體積吸收能出現(xiàn)負值。這與深部高應(yīng)力狀態(tài)下的巖體發(fā)生巖爆釋放能量類似，從宮鳳強[34]的研究中也驗證了此結(jié)果。

(a) α=0°

(a) 0.5 MPa沖擊氣壓

(b) 0.9 MPa沖擊氣壓圖11 單位體積吸收能隨軸壓的變化關(guān)系

為判斷復(fù)合巖樣隨軸壓變化吸收能量的能力，引入能量吸收率η[35]。

(5)

式中：WL，WI分別為試樣吸收能和入射能。

通過計算得到不同軸壓下的能量吸收率，其與軸壓的關(guān)系如圖12所示?？梢钥闯?，除α=0°之外，其余各傾角的能量吸收率隨軸壓的增大總體呈減小趨勢，與圖11的變化規(guī)律基本一致。圖12中，α=60°時，隨著軸壓的增大，能量吸收率逐漸減小，并變?yōu)樨撝?，這也進一步驗證了隨著軸壓的增大，試樣由吸收能量到釋放能量的變化過程。

(a) 0.5 MPa沖擊氣壓

(b) 0.9 MPa沖擊氣壓圖12 能量吸收率隨軸壓的變化關(guān)系Fig.12 Relationship between energy absorption rate andaxial pressure

2.5 一維動靜組合加載下復(fù)合巖樣破壞過程分析

在復(fù)合巖樣一維動靜組合加載過程中，利用高速攝像機記錄復(fù)合巖樣的破壞過程。圖13為沖擊氣壓為0.5 MPa、α=30°時采集的試樣裂紋擴展和破壞過程。為了更加清楚的識別裂紋擴展情況，對試樣的破壞照片進行裂紋擴展素描圖，其中虛線和實線分別表示層理面和裂紋位置，實線的寬度表示裂紋的寬度。由于高速攝像對40%σs軸壓時試樣的破裂過程未采集完整，因此圖13中缺失。

對于復(fù)合巖樣一維沖擊的破壞模式研究，Wen等進行了大量的試驗并進行了詳細的分析。在其研究成果基礎(chǔ)上，對復(fù)合巖樣一維動靜組合加載的破壞過程分析如下。

(1) 圖13(a)是復(fù)合巖樣軸壓為0時的破壞過程，首先在試樣上部邊緣出現(xiàn)一條與加載方向平行并穿越層理面的拉伸裂紋，然后出現(xiàn)沿層理面的剪切裂紋，并伴隨部分次生裂紋。隨著裂紋持續(xù)發(fā)展，裂紋寬度逐漸加粗，最終導(dǎo)致復(fù)合巖樣沿裂紋發(fā)生拉伸和剪切組合破壞，層理面起到了控制作用。

(2) 圖13(b)是軸壓為20%σs時的破壞過程，可以看出在加載初期試樣中的裂紋由多數(shù)穿越層理面的拉剪組合裂紋、少數(shù)沿層理面的剪切裂紋和一些次生裂紋組成，而后裂紋持續(xù)延伸并貫通，裂紋寬度逐漸加粗，最終導(dǎo)致試樣破壞。在破壞過程中B材料中的裂紋數(shù)目較A材料多，A材料基本為拉伸裂紋，B材料多數(shù)為拉剪組合裂紋。

(3) 圖13(c)是軸壓為60%σs時的破壞過程。裂紋在左端和右上端分別出現(xiàn)沿加載方向的拉伸裂紋和沿層理面的剪切裂紋，隨著加載的持續(xù)，在右端也出現(xiàn)沿加載方向的拉伸裂紋，并且剪切裂紋在B材料中逐漸擴展貫通，拉剪組合裂紋均在B材料中，B材料中的裂紋數(shù)量顯著多于A材料中的，B材料的破壞控制試樣的破壞。

(a) 0軸壓

(b) 20%σs軸壓

(c) 60%σs軸壓

(d) 80%σs軸壓圖13 復(fù)合巖樣在不同軸壓下的破壞過程(沖擊氣壓為0.5 MPa、α=30°)Fig.13 Process of dynamic failure for composite rock samples (Impact pressure=0.5 MPa、α=30°)

(4) 圖13(d)是軸壓為80%σs時的破壞過程。加載初期，試樣內(nèi)部裂紋明顯多于其它軸壓時。在加載過程中，出現(xiàn)大量沿加載方向穿過層理面的拉伸裂紋，少數(shù)沿層理面的剪切裂紋和一些次生裂紋，而后裂紋迅速加粗貫通，導(dǎo)致復(fù)合巖樣破壞。B材料中拉剪組合裂紋多于A材料。

綜上所述，可以得出在一維動靜組合加載，沖擊氣壓0.5 MPa、α=30°條件下，拉伸裂紋主要出現(xiàn)在A材料中，拉剪組合裂紋主要出現(xiàn)在B材料中，剪切裂紋主要出現(xiàn)在層理面。由應(yīng)力波的傳播規(guī)律可知，應(yīng)力波在界面處會產(chǎn)生反射波和透射波。復(fù)合巖樣內(nèi)部的層理面和裂隙界面都可以看做“節(jié)理界面”，這些節(jié)理界面的存在會導(dǎo)致能量的耗散和波的衰減[36]，節(jié)理界面的接觸面積比和粗糙程度對應(yīng)力波的衰減和耗散都有不小的影響[37-38]。應(yīng)力波在“節(jié)理界面”產(chǎn)生的反、透射子波可能與入射波產(chǎn)生疊加，使試樣內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)更加復(fù)雜。當節(jié)理界面與加載方向垂直時，應(yīng)力波會在這些界面反射為拉伸波，驅(qū)動“節(jié)理”的擴張，導(dǎo)致試樣承載力下降。當合適大小的軸壓存在時，會促使“節(jié)理”閉合，應(yīng)力波可以無反射傳遞，應(yīng)力波的衰減和耗散可以大大減小；當軸壓過大，會促進試樣內(nèi)部裂隙的產(chǎn)生和擴展，“節(jié)理界面”增多，應(yīng)力波的衰減和耗散增加。由圖13可知，隨著軸壓的增大，B材料中的裂紋比A材料中的產(chǎn)生的更快、擴展的更迅速，應(yīng)力波在B材料中的耗散遠大于A材料。由此可見，層理面及軸壓對試樣的破壞有控制作用，隨著軸壓的增大，層理面的控制作用減小，材料強度對試樣破壞模式的影響增大。

圖14為0.5 MPa沖擊氣壓、α=60°時復(fù)合巖樣一維動靜組合加載下的破壞形態(tài)。由圖14可知，強度低的B材料破碎程度顯著大于A材料，試樣沿層理面發(fā)生剪切破壞(0軸壓較為直觀)。由此可見，層理面及材料B對試樣的破壞有控制作用，進一步驗證了上述高速攝像及分析的結(jié)論。進一步分析圖14可知，隨著軸壓的增大，破裂碎塊不斷增多，破碎的塊度更細小。圖14(c)、(d)、(e)可以看出，破裂碎塊多為不規(guī)則片狀，中間厚，周邊薄，與巖爆特征相似，這也說明了在較高軸壓的作用下，試樣內(nèi)部已經(jīng)發(fā)生損傷，在沖擊荷載作用下發(fā)生失穩(wěn)，內(nèi)部儲存的能量吸收較小的入射能便可使試樣破碎，這也驗證了圖12(a)中α=60°時能量吸收率隨軸壓的增大逐漸減小并變?yōu)樨撝档淖兓?guī)律。

(a) 0軸壓

(c) 40%σs軸壓

(e) 80%σs軸壓圖14 0.5 MPa沖擊氣壓下復(fù)合巖樣破壞形態(tài)

3 結(jié) 論

(1) 軸壓對復(fù)合巖樣的動態(tài)變形模量和動態(tài)強度有明顯的影響。在兩種沖擊氣壓下，隨著軸壓增加，試樣的動態(tài)變形模量變化規(guī)律不統(tǒng)一；但是20%σs軸壓時的動態(tài)彈性模量多數(shù)情況下為極值點，明顯大于相鄰軸壓對應(yīng)的動彈模。復(fù)合巖樣的動態(tài)強度隨軸壓的增大整體呈先增大后減小的趨勢，總體而言，在0.5 MPa和0.9 MPa沖擊氣壓下，20%σs軸壓對應(yīng)的動態(tài)強度最大，表明此時的軸壓對提高試樣的動強度最有利。

(2) 在復(fù)合巖樣的一維動靜組合加載過程中，單位體積吸收能隨軸壓的增大總體呈減小趨勢，在α=60°時出現(xiàn)單位體積釋放能現(xiàn)象。除α=0°之外，其余各傾角的能量吸收率隨軸壓的增大總體呈減小趨勢，其與單位體積吸收能變化規(guī)律基本一致。

(3) 一維動靜組合加載下，復(fù)合巖樣以拉伸和剪切組合破壞為主。隨著軸壓的增加，復(fù)合巖樣的破壞破碎程度越來越嚴重，破壞的碎塊越細小。層理面和強度低的B材料對復(fù)合巖樣的破壞有控制作用。

(4) 一維動靜組合加載下，復(fù)合巖樣在應(yīng)力應(yīng)變曲線、動彈模量、動態(tài)強度和單位體積吸收能方面表現(xiàn)出的動態(tài)力學特性規(guī)律與均質(zhì)試樣以及含裂隙試樣有顯著差異。