不同風(fēng)化程度花崗巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性及抗侵徹性能

關(guān)鍵詞：花崗巖；風(fēng)化程度；動(dòng)態(tài)力學(xué)特性；抗侵徹性能

花崗巖作為火成巖中分布最廣的巖石，具有硬度大、強(qiáng)度高、抗侵徹性能優(yōu)異等特點(diǎn)，被廣泛用于構(gòu)筑防護(hù)工程和軍事設(shè)施[1-4]。一方面，由于巖石內(nèi)部天然存在的節(jié)理、裂隙等微結(jié)構(gòu)，使其具有更強(qiáng)的抗侵徹能力，但相關(guān)機(jī)理研究仍有待完善[5-7]；另一方面，由于受太陽輻射、水、大氣以及微生物等環(huán)境作用（即風(fēng)化作用）的影響，其礦物成分、內(nèi)部結(jié)構(gòu)都會(huì)發(fā)生一定變化，導(dǎo)致花崗巖的靜態(tài)及動(dòng)態(tài)力學(xué)性能會(huì)發(fā)生一定變化[8-9]。目前，考慮風(fēng)化作用對(duì)花崗巖力學(xué)特性及抗侵徹性能影響方面的研究工作甚少[10]，無法滿足侵徹戰(zhàn)斗部毀傷威力評(píng)估及地下防護(hù)工程建設(shè)的需求。

巖石動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究是揭示巖石破壞機(jī)理的重要方法，相關(guān)研究已有諸多報(bào)道。Hakalehto[11]研究了花崗巖、砂巖以及大理巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性，發(fā)現(xiàn)巖石動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度約為靜態(tài)屈服強(qiáng)度的1.5～2.0倍；Basu等[12]通過單軸壓縮、巴西劈裂及點(diǎn)荷載試驗(yàn)研究了花崗巖的破壞模式，分析了花崗巖的抗拉強(qiáng)度、點(diǎn)荷載強(qiáng)度與其破壞模式之間的關(guān)系；李傳凈[13]借助分離式霍普金森壓桿（splitHopkinsonpressurebar，SHPB）研究了花崗巖在沖擊作用下的力學(xué)特性及破壞形態(tài)；宋耀[14]通過動(dòng)態(tài)加載裝置開展了不同加載率條件下花崗巖的動(dòng)態(tài)斷裂和損傷演化機(jī)理的試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了高加載率條件下巖石材料斷裂破壞時(shí)能量的利用率會(huì)降低；劉鵬飛等[15]基于RMT-150B巖石力學(xué)系統(tǒng)研究了不同圍壓條件下花崗巖的破壞過程和能量演化規(guī)律，低圍壓下表現(xiàn)為典型劈裂破壞，高圍壓下表現(xiàn)為剪切破壞。此外，針對(duì)巖石力學(xué)性能受環(huán)境影響的研究也同步得到完善，李艷等[16]系統(tǒng)研究了20～1000℃的高溫作用對(duì)花崗巖礦物成分、微觀結(jié)構(gòu)和沖擊壓縮強(qiáng)度的影響，發(fā)現(xiàn)超過閾值溫度（閾值溫度為600℃）時(shí)，花崗巖的力學(xué)性能會(huì)發(fā)生顯著變化；趙寧等[17]通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)酸性腐蝕后弱風(fēng)化花崗巖的力學(xué)性能劣化明顯；張翼宇[8]通過X射線衍射發(fā)現(xiàn)，隨著風(fēng)化程度增加，黑云母相對(duì)含量逐步減少至全部風(fēng)化殆盡，在單軸壓縮條件下，花崗巖峰值強(qiáng)度、彈性模量和縱波波速隨風(fēng)化程度的加深均呈現(xiàn)明顯減小的趨勢(shì)，破壞模式從脆性破壞向弱面剪切破壞轉(zhuǎn)變；張文峰[18]對(duì)比了兩組不同風(fēng)化程度的花崗巖的強(qiáng)度特性及破壞特征，雖然兩組花崗巖的破壞模式均為脆性破壞，但由于風(fēng)化程度不同又存在一定的差別，即中風(fēng)化組為脆性剪切破壞，而微風(fēng)化組為脆性劈裂破壞。

??由于目前巖石抗侵徹性能研究數(shù)據(jù)不足、機(jī)理不清、試驗(yàn)研究量測(cè)與表征不精細(xì)，嚴(yán)重制約了鉆地武器與工程防護(hù)技術(shù)的進(jìn)步。王政等[19]基于數(shù)值計(jì)算對(duì)比了彈體對(duì)巖石、混凝土和土的侵徹問題，發(fā)現(xiàn)在200～900m/s的中等速度以及超過1.5km/s的高速撞擊下，靶體材料強(qiáng)度、密度及壓縮性能參數(shù)對(duì)侵徹過載峰值、侵徹深度和孔徑影響明顯；張德志等[6]通過氣炮試驗(yàn)開展了298～988m/s速度范圍內(nèi)卵形長桿彈侵徹花崗巖靶的系列試驗(yàn)，在相同侵徹速度下，花崗巖的侵徹深度明顯小于混凝土和石灰?guī)r的，且在900m/s的侵徹速度下，40GrNiMo彈體發(fā)生嚴(yán)重失穩(wěn)；李干等[20-21]利用100mm/30mm二級(jí)輕氣炮開展了1.2～2.4km/s著速范圍內(nèi)卵形長桿高強(qiáng)鋼彈對(duì)花崗巖的侵徹效應(yīng)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著侵徹速度的增大，侵徹深度呈先線性增大后急劇減小再緩慢增大的三段式變化趨勢(shì)，在1600m/s時(shí)達(dá)到最大侵深；李彥豪[22]利用二級(jí)輕氣炮完成了鎢合金長桿彈以1.60～3.88km/s的速度超高速撞擊花崗巖靶的試驗(yàn)，對(duì)比了花崗巖靶和混凝土靶的彈坑特性，發(fā)現(xiàn)彈體在相近速度下對(duì)混凝土靶的毀傷效應(yīng)明顯高于對(duì)花崗巖靶的毀傷效應(yīng)；聶錚玥等[23]基于30mm口徑的滑膛火炮完成了速度約670m/s、著角小于5°的侵徹花崗巖試驗(yàn)，驗(yàn)證了KF模型及參數(shù)值的適用性；孫其然等[7]使用125mm口徑的滑膛炮以約1000m/s的速度進(jìn)行了兩種不同壁厚結(jié)構(gòu)彈侵徹花崗巖的試驗(yàn)，彈體均發(fā)生完全破碎且未能有效侵入巖石靶。

前人研究多集中在花崗巖力學(xué)特性、破壞特征或針對(duì)某一種風(fēng)化程度花崗巖的侵徹性能，鮮有研究不同風(fēng)化程度的花崗巖強(qiáng)度特性以及風(fēng)化對(duì)花崗巖抗侵徹性能影響的分析?；诖?，本文中設(shè)置兩組不同風(fēng)化程度的花崗巖樣品，系統(tǒng)研究不同風(fēng)化程度下花崗巖的強(qiáng)度、破壞特性以及抗侵徹性能，為反巖石鉆地武器設(shè)計(jì)和巖石防護(hù)工程建設(shè)提供理論支撐。

1花崗巖物理特性分析

本試驗(yàn)所用花崗巖取自山東濟(jì)寧同一礦區(qū)，按《巖土工程勘察規(guī)范》的風(fēng)化程度劃分為中風(fēng)化（A）和微風(fēng)化（B）兩組。為消除巖石非均質(zhì)性的影響，巖樣取自同一塊巖石，根據(jù)國際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)（ISRM）[24]建議的巖石試驗(yàn)尺寸加工成50mm×100mm、50mm×25mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱試樣，并打磨端面使其表面平整度誤差小于±0.02mm、平行度誤差小于±0.05mm，加工完成后的花崗巖試樣及X射線衍射（X-raydiffraction，XRD）頻譜分析巖樣礦物組成結(jié)果如圖1所示。

從巖樣表觀來看，中風(fēng)化巖樣表面粗糙，含明顯黃褐色的損傷區(qū)；而微風(fēng)化巖樣表面平整，無明顯缺陷。借助巖石礦物特征衍射譜分析可知，兩種花崗巖礦物組成基本相同，以鈉長石、石英、微斜長石和黑云母四種礦物為主，鈉長石、石英含量（A組53.8%和25.1%，B組50.4%和18.0%）則相對(duì)穩(wěn)定，稍有波動(dòng)，斜長石含量隨風(fēng)化加劇呈穩(wěn)定減少趨勢(shì)（A組19.5%、B組28.5%），黑云母相對(duì)含量也減少（A組1.7%、B組3.1%），與相關(guān)文獻(xiàn)[22]的研究結(jié)果基本一致。

常溫下不同風(fēng)化程度花崗巖的基本物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。微風(fēng)化花崗巖較中風(fēng)化花崗巖的體積密度略高，天然含水量和縱波波速略低，而孔隙率則明顯要?。紫堵适窃u(píng)價(jià)巖體內(nèi)部損傷程度的重要參數(shù)）；此外，微風(fēng)化花崗巖的縱波波速（均值2.405km/s，標(biāo)準(zhǔn)差0.0717）較中風(fēng)化花崗巖的（均值2.483km/s，標(biāo)準(zhǔn)差0.1071）略低，說明微風(fēng)化花崗巖內(nèi)部裂隙發(fā)育水平較低，沒有表現(xiàn)出明顯的各向異性；而中風(fēng)化花崗巖的內(nèi)部裂隙已開始發(fā)育，具有一定的各向異性。

兩種花崗巖細(xì)微觀結(jié)構(gòu)如圖2所示。可以發(fā)現(xiàn)：中風(fēng)化花崗巖試樣表面比較粗糙，由細(xì)小顆粒包裹大粒徑礦物，局部礦物顆粒為褐黃色，內(nèi)部組織較為松散，風(fēng)化明顯；而微風(fēng)化巖樣表面較為光滑，沒有明顯的缺陷。

2力學(xué)性能試驗(yàn)方案

2.1靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)

2.1.1靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)

花崗巖靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)在MTS816型電液伺服巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)如圖3所示，試樣尺寸為50mm×100mm。為避免因圓柱體試件端面與機(jī)械壓頭端部的摩擦效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響，試驗(yàn)前將試樣兩端面打磨光滑，涂抹凡士林進(jìn)行光滑處理。試驗(yàn)時(shí)將標(biāo)準(zhǔn)花崗巖圓柱試樣放置在試驗(yàn)機(jī)承壓板中心，試樣與承壓板接觸設(shè)置0.1kN的預(yù)接觸力，而后加載方式設(shè)置為位移控制模式，直至試樣破裂；為研究加載速率對(duì)兩種花崗巖力學(xué)特征和破壞模式的影響，試驗(yàn)設(shè)置了三種相差較大的加載速率：1、10和50μm/s，每種工況重復(fù)3次。

2.1.2靜態(tài)三軸圍壓試驗(yàn)

花崗巖靜態(tài)三軸圍壓試驗(yàn)在MTS815型電液伺服巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，試樣尺寸為?50mm×100mm；通過軸向應(yīng)變控制系統(tǒng)對(duì)恒定水平圍壓條件下的巖石樣品施加軸向應(yīng)力，直至樣品破壞，以獲取巖石的基礎(chǔ)力學(xué)參數(shù)。如圖4所示，試驗(yàn)前利用直徑50mm的剛性墊塊將試樣夾住固定，使其軸向保持一致；同時(shí)，用多層電工膠帶和熱塑膜密封樣品，防止加壓過程中液壓油滲入污染巖樣。為便于試樣和變形監(jiān)測(cè)設(shè)備的安裝，正式加載前軸向施加0.5kN預(yù)應(yīng)力固定巖樣；而后將徑向引伸計(jì)安裝固定，其中軸向引伸計(jì)應(yīng)保持水平、以保證試驗(yàn)過程受力均勻。試驗(yàn)時(shí)，放下油缸使巖樣處于封閉空間中，隨后對(duì)巖樣施加預(yù)定圍壓；待圍壓穩(wěn)定后，以3μm/s恒定軸向位移速率持續(xù)施加軸壓，直至樣品破裂。試驗(yàn)分別設(shè)置了5、10、20MPa三種不同圍壓，每種工況重復(fù)3次。

2.2SHPB動(dòng)態(tài)試驗(yàn)

花崗巖動(dòng)態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)利用直徑為50mm的分離式霍普金森壓桿試驗(yàn)裝置開展，如圖5所示，試驗(yàn)系統(tǒng)主要由子彈、入射桿、透射桿和吸收桿等組成。其中子彈長度為50cm，入射桿、透射桿長度均為3m；桿件彈性模量206GPa，密度7850kg/m3，縱波波速5190m/s。為減小矩形加載波在壓桿中傳播時(shí)的彌散效應(yīng)、實(shí)現(xiàn)恒應(yīng)變率加載，在子彈與入射桿之間加入直徑10mm、厚約4mm的橡膠片進(jìn)行整形；試驗(yàn)前，在花崗巖試樣兩端涂抹凡士林以降低端部摩擦效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，試驗(yàn)時(shí)通過動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀將入射波、反射波以及透射波記錄下來。試驗(yàn)分別設(shè)置了三種不同的加載氣壓：0.3、0.4、0.5MPa，每種工況重復(fù)3次。

基于一維線彈性波假定和應(yīng)力均勻性假定，試樣內(nèi)應(yīng)力波經(jīng)過多次的透反射后，試樣兩端的應(yīng)力趨于平衡；則試樣的應(yīng)變率、應(yīng)變和應(yīng)力采用如下公式計(jì)算[25]：

動(dòng)態(tài)三軸壓縮試驗(yàn)時(shí)，利用如圖6所示的圍壓裝置對(duì)花崗巖試樣進(jìn)行不同圍壓下的動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)，試驗(yàn)過程中，花崗巖試樣圍壓分別設(shè)置5、10MPa兩種，沖擊氣壓為0.5MPa。

2.3侵徹花崗巖靶試驗(yàn)

侵徹試驗(yàn)系統(tǒng)由試驗(yàn)彈體、花崗巖靶、二級(jí)輕氣炮裝置以及高速攝像系統(tǒng)等組成。其中，試驗(yàn)彈體為實(shí)心結(jié)構(gòu)，如圖7所示，頭部為尖卵形，卵形頭部曲率比CRH為3，彈體直徑d0為6.5mm，長度l0為32.5mm，長徑比（l0/d0）為5，設(shè)計(jì)質(zhì)量7.34g，材料為AerMet100超高強(qiáng)鋼；花崗巖靶采用直徑為300mm、厚度為500mm的圓柱形靶，靶體橫向尺寸為試驗(yàn)彈體直徑的46.15倍，同時(shí)靶板外圍采用3mm厚的鋼圈加固，可忽略靶板側(cè)邊界的影響。

二級(jí)輕氣炮為發(fā)射裝置，如圖8所示，由壓縮氣炮（首級(jí)驅(qū)動(dòng)）、彈體發(fā)射裝置（二級(jí)驅(qū)動(dòng)）、靶體和回收室等組成，二級(jí)輕氣炮彈體發(fā)射段內(nèi)徑為6.5mm，屬于滿口徑發(fā)射；采用高速相機(jī)對(duì)彈體侵靶姿態(tài)和速度進(jìn)行拍攝，背景光源為激光。

如圖9所示，該試驗(yàn)系統(tǒng)不僅能夠確保彈體以預(yù)設(shè)速度垂直侵入目標(biāo)靶，而且能夠成功記錄彈體飛行姿態(tài)及巖石靶表面飛濺現(xiàn)象，圖像清晰。

2.4試驗(yàn)方案介紹

為探索不同風(fēng)化程度花崗巖靜態(tài)、動(dòng)態(tài)力學(xué)特性以及抗侵徹性能，設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案如表2所示。

3試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)

3.1.1單軸壓縮強(qiáng)度

表3為兩種花崗巖在三種加載速率下的單軸壓縮強(qiáng)度 c、峰值應(yīng)變、彈性模量Ec，微風(fēng)化與中風(fēng)化花崗巖的單軸壓縮強(qiáng)度分別約為105、47MPa（加載速率為1μm/s時(shí)），由此說明風(fēng)化作用對(duì)花崗巖靜態(tài)壓縮強(qiáng)度影響較大。

為研究加載速率對(duì)巖石軸向壓縮力學(xué)特性的影響，采用加載速率的對(duì)數(shù)形式對(duì)花崗巖單軸抗壓強(qiáng)度和彈性模量測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖10所示?？梢钥闯觯◢弾r單軸抗壓強(qiáng)度和彈性模量均隨加載速率的增大而增大，與文獻(xiàn)[26]中將彈性模量視為應(yīng)變率無關(guān)量的結(jié)果不同。此外，對(duì)比兩種不同風(fēng)化程度花崗巖單軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在較低加載速率下，微風(fēng)化花崗巖抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)更加顯著；兩種花崗巖的彈性模量變化趨勢(shì)有所不同，中風(fēng)化花崗巖的彈性模量增量隨應(yīng)變率增大而增大，而微風(fēng)化花崗巖彈性模量的增長逐漸趨于平穩(wěn)。

圖11為兩種花崗巖試樣在三種加載速率下的破壞形態(tài)。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，微風(fēng)化花崗巖的破壞形式以脆性破壞為主，有一個(gè)貫穿巖樣的主要劈裂破壞面和許多局部剪切破壞面；而中風(fēng)化花崗巖的破壞主要表現(xiàn)為弱面剪切破壞，壓縮載荷作用下巖石內(nèi)部弱面上的強(qiáng)度不足以支撐剪應(yīng)力，因而發(fā)生了剪切滑移?？梢?，隨著風(fēng)化程度的加劇，花崗巖在單軸壓縮載荷下的破壞模式從脆性破壞向弱剪切破壞轉(zhuǎn)變，其本質(zhì)依然是風(fēng)化作用使得巖體內(nèi)裂隙、孔洞不斷發(fā)育，也側(cè)面說明了裂隙是影響花崗巖物理力學(xué)性質(zhì)的重要因素。

3.1.2三軸壓縮強(qiáng)度

圖12為花崗巖試樣在不同圍壓下的軸向環(huán)向應(yīng)力差與軸向應(yīng)變、環(huán)向應(yīng)變的關(guān)系曲線，從圖中可以看出，兩種巖樣在常規(guī)靜態(tài)三軸壓縮過程中，應(yīng)力-應(yīng)變曲線的演化規(guī)律基本一致，三軸抗壓強(qiáng)度都隨著圍壓的增大而顯著增大，由此初步推斷出兩種巖石的抗侵徹性能基本一致。花崗巖試樣的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線整體表現(xiàn)為壓密階段較短，而線彈性階段較長，峰后殘余階段應(yīng)力下降較快；圍壓越大，該表現(xiàn)越明顯。隨著三軸圍壓的逐漸增大，巖石破壞的峰值強(qiáng)度逐漸增大，峰值軸向應(yīng)變點(diǎn)逐漸增大，巖石破壞的延性度逐漸增強(qiáng)。由于花崗巖屬于質(zhì)地堅(jiān)硬型巖石，根據(jù)三軸加載應(yīng)力-應(yīng)變曲線求得的彈性模量基本一致，在三種圍壓下各類巖石的彈性模量并無明顯變化。

如圖13所示，在5、10、20MPa圍壓下，中風(fēng)化花崗巖的平均抗壓強(qiáng)度（或稱壓縮強(qiáng)度）分別為155.35、193.45、285.75MPa（較47MPa靜壓強(qiáng)度分別提高了230.50%、311.59%和508.00%），而微風(fēng)化花崗巖的平均抗壓強(qiáng)度分別為179.53、248.39、350.40MPa（較105MPa靜壓強(qiáng)度分別提高了70.98%、136.56%和233.70%），兩種不同風(fēng)化程度花崗巖的抗壓強(qiáng)度差值分別為24.18MPa（5MPa圍壓）、54.94MPa（10MPa圍壓）和64.65MPa（20MPa圍壓）。

此外，根據(jù)庫倫準(zhǔn)則（Mohr-Coulombcriterion），軸向壓縮強(qiáng)度σs與圍壓σ3的函數(shù)關(guān)系如下：

利用最小二乘法將花崗巖試樣在不同圍壓下的試驗(yàn)結(jié)果（平均值）進(jìn)行擬合，如圖13所示。從圖13可知，在5～20MPa圍壓范圍內(nèi)，相同圍壓條件下，與中風(fēng)化巖石相比，微風(fēng)化巖石試樣的壓縮強(qiáng)度更大；根據(jù)式（2）計(jì)算得到，微風(fēng)化巖石與中風(fēng)化巖石的內(nèi)聚力C分別為19.2、18.4MPa（相差約4.1%），內(nèi)摩擦角分別為56.7°和52.7°（相差約7.7%）。

花崗巖的三軸壓縮破壞形態(tài)如圖14所示。低圍壓作用時(shí)，巖石產(chǎn)生主裂隙和分支裂隙較多、縱橫交織，以張拉性質(zhì)破裂為主；隨著三軸圍壓逐漸增大，在高圍壓束縛作用下，巖石多沿主裂隙破壞，分支裂隙較少，以剪切滑移破壞為主。

3.2SHPB動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)

3.2.1SHPB動(dòng)態(tài)單軸壓縮強(qiáng)度

試驗(yàn)獲取的不同加載條件下花崗巖單軸動(dòng)態(tài)沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線（σ-ε）如圖15所示。不同工況下花崗巖試樣的σ-ε曲線變化規(guī)律相近。在初始階段，曲線略微向上彎曲，曲線斜率逐漸增大，這主要是由于試塊內(nèi)部孔隙在外荷載作用下發(fā)生閉合，但由于沖擊速度遠(yuǎn)大于靜載時(shí)的加載速率，因此，壓密階段表現(xiàn)不明顯。進(jìn)入彈性階段后，試樣的σ-ε曲線近似呈直線；在塑性階段，曲線斜率逐漸減小，直至降為零，此時(shí)花崗巖試樣的強(qiáng)度達(dá)到峰值；隨后試樣發(fā)生破壞，σ-ε曲線基本沿負(fù)斜率下降。

兩種花崗巖試樣在無圍壓條件下的動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度、動(dòng)態(tài)割線模量Ed隨平均應(yīng)變率變化的規(guī)律如圖16所示。從圖16（a）中可以看出，兩組花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度均表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，即隨著應(yīng)變率的增大，花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度逐漸增大。利用冪函數(shù)對(duì)花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)力和應(yīng)變率關(guān)系進(jìn)行擬合（其中，m和n為待擬合參數(shù)），中風(fēng)化與微風(fēng)化花崗巖試樣的擬合參數(shù)n分別為0.282和0.471，說明微風(fēng)化花崗巖試樣的應(yīng)變率敏感性要超過中風(fēng)化花崗巖。此外，在相同沖擊氣壓作用下，微風(fēng)化花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度明顯高于中風(fēng)化花崗巖試樣；當(dāng)沖擊氣壓為0.3MPa時(shí)，中風(fēng)化與微風(fēng)化花崗巖試樣的平均動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度分別為175.55、202.63MPa，較靜壓強(qiáng)度分別提升273.50%和92.98%。

由于花崗巖峰前應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有非線性，采用花崗巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線中上升段中對(duì)應(yīng)峰值強(qiáng)度40%和60%處兩點(diǎn)連線的斜率作為花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)割線模量Ed。兩種花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)割線模量隨平均應(yīng)變率變化的規(guī)律如圖16（b）所示。從圖中可以看出，隨著應(yīng)變率的增大，兩種花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)割線模量呈現(xiàn)出不同的變化趨勢(shì)：中風(fēng)化花崗巖動(dòng)態(tài)割線模量的應(yīng)變率效應(yīng)不明顯，其動(dòng)態(tài)割線模量在13.65～15.15GPa之間；而微風(fēng)化花崗巖試樣卻表現(xiàn)出明顯的率效應(yīng)，平均動(dòng)態(tài)割線模量隨著應(yīng)變率的增大而顯著增大。此外，微風(fēng)化花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)割線模量明顯高于中風(fēng)化花崗巖的，與動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度規(guī)律一致；原因可能是微風(fēng)化花崗巖試樣的結(jié)構(gòu)更致密，因此，其動(dòng)態(tài)力學(xué)特性更明顯。

3.2.2SHPB動(dòng)態(tài)三軸壓縮強(qiáng)度

探究不同圍壓（5、10MPa）下花崗巖的動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)特性。兩種花崗巖在0.5MPa沖擊氣壓下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖17所示，圍壓作用下花崗巖試樣出現(xiàn)應(yīng)力回彈現(xiàn)象，是由于圍壓限制了花崗巖試樣的側(cè)向位移，使得花崗巖試樣由單向應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槿驊?yīng)力狀態(tài)。隨著圍壓的增大，花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)力均呈線性增大的趨勢(shì)。在10MPa圍壓下，中風(fēng)化花崗巖和微風(fēng)化花崗巖試樣的平均動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度依次為333.74、402.62MPa，比無圍壓條件下分別增加了45.37%和28.64%；故中風(fēng)化花崗巖對(duì)圍壓的作用更敏感，即花崗巖強(qiáng)度越高，圍壓增強(qiáng)效應(yīng)越弱。

根據(jù)庫倫準(zhǔn)則，軸向壓縮強(qiáng)度σs與圍壓σ3的函數(shù)關(guān)系如圖18所示。分析可知，在圍壓0～10MPa范圍內(nèi)，相同圍壓條件下，與中風(fēng)化巖石相比，微風(fēng)化巖石試樣的壓縮強(qiáng)度更大；根據(jù)式（2）計(jì)算得到，微風(fēng)化巖石與中風(fēng)化巖石的內(nèi)聚力C分別為51.8、38.2MPa（相差約36%），內(nèi)摩擦角分別為53.1°和54.4°（相差約2.5%）。

不同圍壓下花崗巖試樣的動(dòng)態(tài)破壞形貌如圖19所示。可以看出，隨著圍壓的增大，花崗巖試樣的破壞程度呈下降趨勢(shì)；無圍壓時(shí)，花崗巖試樣的破碎塊體呈小顆粒狀，當(dāng)圍壓為10MPa時(shí)，兩種花崗巖試樣破碎后仍有較大碎塊。

3.3侵徹性能試驗(yàn)

彈體高速侵徹花崗巖靶的有效試驗(yàn)為7發(fā)，初始速度范圍為873～1040m/s，結(jié)果見表4。從高速相機(jī)拍攝的彈體運(yùn)動(dòng)軌跡來看，符合彈體垂直著靶條件；根據(jù)侵徹試驗(yàn)后回收的彈體情況來看，彈體侵徹前后形狀保持不變，僅有微量的磨蝕現(xiàn)象，可認(rèn)為符合剛性侵徹特征。

綜合表3～4分析可知，相比于中風(fēng)化花崗巖的單軸靜壓強(qiáng)度（約47MPa），微風(fēng)化花崗巖的單軸靜壓強(qiáng)度（約105MPa）提高了123.4%；但其對(duì)應(yīng)的彈體侵靶深度卻相差極小，在1000m/s速度下侵徹深度僅減小了約1.83%，900m/s速度下僅減小了約1.27%。因此，對(duì)于花崗巖類介質(zhì)材料，單軸靜壓強(qiáng)度不能單獨(dú)作為評(píng)價(jià)其抗侵徹性能的力學(xué)指標(biāo)，與文獻(xiàn)[27]中通過SPSS（statisticalproductandservicesolution）軟件對(duì)參數(shù)交互效應(yīng)計(jì)算結(jié)果一致，殘余應(yīng)力強(qiáng)度指數(shù)和孔隙壓實(shí)時(shí)，壓力對(duì)侵徹深度的影響超過單軸抗壓強(qiáng)度的影響。

圖20為典型花崗巖靶撞擊面的破壞情況，彈坑整體呈漏斗開坑區(qū)+彈體侵入隧道區(qū)的組合形態(tài)，彈體尾端面基本與漏斗開坑區(qū)齊平、未出現(xiàn)明顯的侵徹彈道區(qū)；同時(shí)，在彈體周圍出現(xiàn)明顯的壓碎區(qū)域，呈白色密實(shí)粉末狀（夾雜少量黑色顆粒）、約為彈徑的5～8倍。

圖21為文獻(xiàn)[6，20，28-34]與本文試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可以看出，彈體高速侵徹40MPa及以下的混凝土效果較好，無量綱侵深（即侵徹深度與彈體長度之比，H/l0）高達(dá)6～12倍彈長；而侵徹花崗巖的效果較差，最多約3倍彈長，且受巖石強(qiáng)度的影響不大。1000m/s速度下彈體侵徹35MPa混凝土的侵深高達(dá)8～9倍彈長，侵徹60MPa混凝土的侵深約為4倍彈長，侵徹120MPa或160MPa高性能混凝土的侵深約2.8倍彈長，而侵徹微/中風(fēng)化花崗巖（105、47MPa）的侵深僅1.6倍彈長。

綜合花崗巖物理特性、力學(xué)性能、侵徹深度及靶標(biāo)破壞形貌分析，因花崗巖孔隙率?。s1%～2%，而普通混凝土約10%、高性能混凝土約5%、超高性能混凝土約3%），不易壓實(shí)，且壓實(shí)后體積變化較小，故動(dòng)態(tài)壓縮作用下壓密階段不明顯，難以出現(xiàn)擴(kuò)容現(xiàn)象；彈體高速侵徹巖石過程中，受壓軸產(chǎn)生壓縮應(yīng)變時(shí)，另外兩個(gè)側(cè)向軸方向會(huì)產(chǎn)生拉伸應(yīng)變，因動(dòng)強(qiáng)度效應(yīng)與擠壓作用耦合，使得花崗巖抗侵徹性能極強(qiáng)。一方面，不同于混凝土通過早期裂紋不斷發(fā)展釋放即可實(shí)現(xiàn)破壞，花崗巖需在接近峰值應(yīng)力時(shí)才出現(xiàn)裂紋，產(chǎn)生破壞，且應(yīng)變率效應(yīng)明顯，動(dòng)抗壓強(qiáng)度較大；另一方面，花崗巖孔隙率低，彈體在已破碎的密實(shí)巖石顆粒內(nèi)運(yùn)動(dòng)擠壓作用明顯，而通過力學(xué)性能試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，花崗巖對(duì)圍壓作用敏感，圍壓作用將使花崗巖破碎程度下降，進(jìn)一步增強(qiáng)巖石的抗侵徹性能。兩種不同風(fēng)化程度花崗巖的侵徹深度相近，而圍壓作用下兩種花崗巖的抗壓強(qiáng)度也接近，由此初步說明侵徹過程的圍壓作用是影響巖石抗侵徹性能的關(guān)鍵。

4結(jié)論

通過對(duì)不同風(fēng)化程度花崗巖物理特性研究、不同圍壓下的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)壓縮性能試驗(yàn)，以及抗侵徹性能進(jìn)行分析，得到以下主要結(jié)論。

（1）在低加載速率下，風(fēng)化作用使得巖石內(nèi)部裂隙、孔洞不斷發(fā)育，對(duì)花崗巖強(qiáng)度影響較大，且應(yīng)變率效應(yīng)降低，破壞模式從脆性破壞向弱剪切破壞轉(zhuǎn)變；而在三軸圍壓作用下，兩種花崗巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線的演化規(guī)律基本一致，巖石抗壓強(qiáng)度隨圍壓增大而顯著提升，壓密階段較短，線彈性階段較長，峰后殘余階段應(yīng)力下降較快，風(fēng)化作用影響降低。

（2）在沖擊加載作用下，巖石破壞的壓密階段表現(xiàn)不明顯，微風(fēng)化花崗巖結(jié)構(gòu)致密，應(yīng)變率效應(yīng)更明顯；三軸圍壓動(dòng)態(tài)強(qiáng)度較無圍壓條件顯著增強(qiáng)，且中風(fēng)化花崗巖對(duì)圍壓作用更敏感；隨著圍壓增大，花崗巖試樣的破壞程度呈下降趨勢(shì)。

（3）花崗巖抗侵徹性能強(qiáng)，孔隙率小，動(dòng)強(qiáng)度效應(yīng)與圍壓作用顯著，在一定風(fēng)化程度范圍內(nèi)，風(fēng)化作用引起的花崗巖抗侵徹性能差異較小，單軸抗壓強(qiáng)度指標(biāo)無法直接表征其抗侵徹性能；高速侵徹條件下，侵徹花崗巖的無量綱侵深不超過3倍彈長，無明顯侵徹彈道區(qū)，彈體周圍出現(xiàn)明顯的壓碎區(qū)、呈白色密實(shí)粉末狀，約為彈徑的5～8倍。