鄂西炭質頁巖動態拉伸力學特性試驗研究*

張湘平

(1.中鐵十八局集團有限公司,天津 300222;2.天津大學,天津 300192)

自然界中沉積巖在地表分布甚廣,約占我國陸地面積的70%左右,代表有頁巖、板巖、片巖等,由于其具有明顯的層理結構,其宏觀力學特性受到層理結構面的控制,具有較強的各向異性力學特征[1,2]?，F階段,關于層狀巖石壓縮力學特性的各向異性的研究開展的較為充分[3-5],而對于巖石介質這種典型的脆性材料而言,其抗拉強度遠低于其抗壓強度。在層狀巖石地層爆破開挖過程中,爆破開挖輪廓面的成型質量主要受周邊孔(光爆孔或預裂孔)之間爆生裂紋貫通效果的控制,而周邊孔之間動態裂紋擴展規律與層狀巖石的動態抗拉強度密切相關,因此開展其動態拉伸力學特性的研究對于層狀巖石地層周邊孔爆破參數的優化設計具有重要的理論意義和實用價值[6]。

目前,針對層狀巖石靜態拉伸力學特性,國內外相關學者開展了大量的研究工作。Vervoort等和Cho等研究了片巖、片麻巖、頁巖、板巖等多種層狀巖石的拉伸強度和破壞形態隨層理角度的變化規律[7,8]。葉海旺等以貴州銅仁層理板巖為對象[9],對不同夾角板巖開展了微觀結構觀測和靜態巴西劈裂試驗,研究了層理對板巖的強度特性和破壞模式的影響特征。侯鵬等以重慶龍馬溪組黑色頁巖為試樣[10],對其進行了不同層理角度的巴西劈裂試驗,研究了頁巖抗拉強度和破壞形態的各向異性特征,分析了其變形破壞過程中的吸收能變化規律。王輝等開展了層狀頁巖巴西劈裂試驗[11],結合高速照相機和聲發射監測裝置研究了頁巖試樣破斷機理以及破斷強度的影響因素。楊志鵬等對7組不同傾角下的頁巖試樣進行了巴西劈裂和聲發射測試[12],研究了頁巖橫觀各向同性性質對劈裂強度及破壞模式的影響。張樹文等通過巴西劈裂試驗、聲發射測試以及3DEC 數值模擬[13],對不同層理角度龍馬溪組頁巖拉伸破壞模式進行了對比分析。杜夢萍等采用數字圖像相關技術(DIC)[14],開展了不同層理傾角條件下頁巖的巴西圓盤劈裂載荷下的破壞過程試驗,研究不同層理方向炭質頁巖微裂縫起裂時間、空間位置和擴展規律及其破裂機制。班宇鑫等通過對黑色頁巖試件進行巴西劈裂試驗[15],同時結合數字圖像相關技術(DIC)和聲發射技術(AE),建立聲發射功率譜頻帶特征與頁巖試件微損傷機制的對應關系,并對裂縫形態進行定量評價。

相對于靜態拉伸力學特性,關于層狀巖石動態拉伸力學特性的研究尚不夠深入,現有的研究大多集中于較為均質材料的動態拉伸力學特性,未考慮各向異性的影響[16,17]。李地元等基于分離式霍普金森壓桿(SHPB)試驗平臺[18],開展了5種不同層理面傾角層狀砂巖試樣沖擊壓縮和沖擊劈裂拉伸試驗,研究了層理面傾角對層狀砂巖動態抗壓和抗拉強度、破壞模式及能量吸收特性的影響規律。劉運思等基于SHPB 系統和RMT-150C巖石壓力機[19],分析了層狀板巖拉伸強度和破壞模式隨加載率和層理面與加載方向不同夾角變化的規律研究,研究了層狀板巖動靜拉伸力學特性。

基于此,針對鄭萬高鐵湖北段蘇家巖隧道炭質頁巖段圍巖,利用分離式霍普金森壓桿裝置(SHPB),借助高速攝像及數字圖像相關技術(DIC),開展0°、30°、45°、60°和90°五種不同沖擊角度β(沖擊加載方向與試樣層理面夾角)下炭質頁巖動態巴西劈裂試驗,每個沖擊角度工況采用0.1 MPa、0.2 MPa及0.3 MPa共3種沖擊氣壓進行動態加載來達到不同沖擊速率,以研究沖擊角度和沖擊速度對炭質頁巖動態抗拉強度及動態拉伸破壞模式的影響規律。

1 炭質頁巖動態巴西劈裂試驗方案

1.1 巖石動態巴西劈裂試驗原理

現階段,巖石類材料抗拉強度主要采用間接法測試,其中以巴西劈裂試驗為主。同時,動態巴西劈裂試驗與靜態巴西劈裂試驗原理類似,一般采用SHPB等動力加載裝置開展,基于SHPB裝置的炭質頁巖巴西劈裂試驗原理如圖1所示。

圖1中SHPB裝置入射桿和透射桿直徑為D、橫截面積為Ae、彈性模量為E、彈性波速為c0,試樣的直徑和高度為DS和L。試驗過程中入射桿測得的入射應變波和反射應變波分別為εi(t)和εr(t),透射桿測得透射應變波為εr(t)。結合靜力加載巴西劈裂試驗原理,假設動力加載過程中試樣承受最大荷載為Pmax(t),得到基于SHPB裝置的炭質頁巖動態抗拉強度為[20]

(1)

若入射桿和透射桿直徑與試樣直徑相等,則上式簡化如下

(2)

1.2 試樣制備及試驗方案

通過對鄭萬高鐵湖北段蘇家巖隧道大塊炭質頁巖巖樣進行鉆芯取樣,同時控制鉆取角度,保證鉆取方向與層理面平行,并通過切割、打磨制備出層理角度為90°頁巖試樣。加工后的試樣長度L為25 mm,直徑DS為50 mm,兩端不平整度小于0.05 mm,端面垂直度小于0.25°,以滿足《巖石動力特性試驗規程》規定的試樣精度需求[21]。

將制備好的頁巖試樣放置于入射桿及透射桿之間,動力加載過程中試樣的受力示意圖如圖2(a)所示,其中平面B為荷載施加平面,與入射桿和透射桿軸線平行。通過沿著軸線旋轉試樣不同角度,使得試樣層理面與動力荷載P所在平面B的夾角分別為0°、30°、45°、60°和90°,為便于后續分析,定義該夾角為沖擊角度β,其中沖擊角度β=0°時炭質頁巖動態巴西劈裂試驗圖如圖2(b)所示。

圖2 不同沖擊角度炭質頁巖動態巴西劈裂試驗Fig. 2 Dynamic Brazilian splitting test of carbonaceous shale with different impact angles

具體試驗步驟如下:首先,將頁巖巖樣放置于入射桿及透射桿之間,并涂抹少量凡士林于試件和桿端面接觸處,再稍用力夾緊入射桿和透射桿之間的試件,保證試件徑向軸線與兩桿軸線在同一條直線上;其次,每個沖擊角度工況采用0.1 MPa、0.2 MPa及0.3 MPa共3種沖擊氣壓進行加載,以實現不同加載速率,且每個沖擊氣壓重復3次,其中1次對頁巖試樣表面進行噴斑處理,散斑大小、密度以及不規則度等均應滿足數字圖像相關法(DIC)計算要求。同時在試驗過程中均采用Phantom v 1612型高速攝像機記錄頁巖試樣動態拉伸破壞過程,采集幀率為100 000 fps;最后,基于入射桿及透射桿上所黏貼的應變片,采用動態應變儀采集入射應變波及透射應變波時程曲線,同時通過高速攝像機記錄炭質頁巖試樣動態破壞過程,以分析頁巖動態拉伸破壞力學特征。

2 炭質頁巖動態抗拉強度特征

2.1 動態巴西劈裂試驗應力平衡分析

為驗證動態巴西劈裂試驗過程中頁巖試樣兩端所承受的動態載荷是否達到平衡,以滿足霍普金森壓桿試驗基本假設。選取典型沖擊氣壓下頁巖試樣兩端入射桿以及透射桿所采集的應變電壓信號波形,如下圖3所示。由圖3可見,經過紫銅片整形后,入射波形狀類似正弦波,波形上升沿平緩光滑,使得試樣內部有充足時間達到應力平衡狀態,同時可以發現入射波和反射波疊加后與透射波的波形基本一致,表明試驗在動態劈裂過程中試樣內應力已達到了平衡。

圖3 典型炭質頁巖試樣動態巴西劈裂試驗應力平衡驗證Fig. 3 Verification of dynamic stress balance of typical carbonaceous shale specimen in dynamic Brazil splitting test

2.2 炭質頁巖動態抗拉強度分析

基于炭質頁巖動態巴西劈裂試驗中所采集的入射波、反射波及透射波時程曲線,結合式(2),計算出5種沖擊角度β以及3種沖擊氣壓下炭質頁巖動態抗拉強度平均值,列于表1所示。

表1 炭質頁巖動態巴西劈裂試驗結果Table 1 Dynamic Brazilian splitting test results of carbonaceous shale

由表1可知,相同沖擊氣壓下,壓桿子彈的沖擊速度較為接近,沖擊氣壓分別為0.1 MPa、0.2 MPa和0.3 MPa時,沖擊速度平均值對應為5.89 m/s、8.13 m/s和10.57 m/s。同時可以發現在相同沖擊氣壓下,當沖擊角度為90°時,炭質頁巖動態抗拉強度整體最大,當沖擊角度為0°、45°、60°次之,而當沖擊角度為30°時最小。為直觀分析炭質頁巖動態抗拉強度的變化規律,整理出不同沖擊速度和沖擊角度下頁巖動態強度,如圖4所示。

圖4 不同沖擊角度炭質頁巖動態抗拉強度變化規律Fig. 4 Variation of dynamic tensile strength of carbonaceous shale with different impact angles

由圖4可見,不同沖擊速度下,隨著沖擊角度增加炭質頁巖動態抗拉強度整體呈現出先減小后增大的趨勢,沖擊角度為30°時頁巖動態抗拉強度最小,沖擊角度為90°時動態抗拉強度最大。當沖擊角度從0°增加至30°時,頁巖動態抗拉強度緩慢減小,沖擊角度繼續增加至45°時動態抗拉強度略微提升,而當沖擊角度從45°增加至90°時,頁巖動態抗拉強度急劇增加。同時基于圖4可以發現隨著沖擊速度增加,不同沖擊角度炭質頁巖動態抗拉強度均相應增大。為定量研究沖擊速度與頁巖動態抗拉強度之間的關系,將沖擊角度分別為0°、30°、45°、60°和90°時,不同沖擊速度下炭質動態抗拉強度整理如圖5所示,同時在圖中標注了不同沖擊角度炭質頁巖動態抗拉強度與沖擊速度之間的線性擬合方程和相關系數。

圖5 炭質頁巖動態抗拉強度與沖擊速度的關系Fig. 5 Relationship between dynamic tensile strength and impact velocity of carbonaceous shale

由圖5中不同沖擊角度下炭質頁巖動態抗拉強度與沖擊速度的擬合曲線可知,在本文所包含的沖擊速度范圍內,頁巖動態抗拉強度與沖擊速度具有顯著的線性關系。當沖擊角度為0°、30°、45°和60°時,擬合曲線斜率較小,表明頁巖動態抗拉強度對沖擊速度敏感度較低,隨著沖擊速度增加動態抗拉強度的提升不明顯。而當沖擊角度為90°時,頁巖動態抗拉強度對沖擊速度敏感度較高,且動態抗拉強度隨沖擊速度增加有明顯的上升。結合圖4和圖5可知,炭質頁巖動態抗拉強度不僅隨著沖擊速度的增大而增加,而且具有顯著的各向異性特征。為定量分析炭質頁巖動態抗拉強度各向異性程度,定義頁巖動態抗拉強度各向異性系數N為某個平均沖擊速度下不同沖擊角度頁巖動態抗拉強度最大值與最小值的比值,基于此將不同平均沖擊速度下炭質頁巖動態抗拉強度各向異性系數繪制如圖6。

圖6 炭質頁巖動態抗拉強度各向異性系數Fig. 6 Anisotropy coefficient of dynamic tensile strength of carbonaceous shale

由圖6可知,不同平均沖擊速度下炭質頁巖動態抗拉強度各向異性系數在1.88至2.04范圍內,參照文獻[22]內頁巖各向異性程度分級表,本文所研究炭質頁巖動態抗拉強度表現出中低程度的各向異性。同時可以發現,隨著沖擊速度增加頁巖動態抗拉強度各向異性系數降低,表明其各向異性程度也隨之降低。

3 炭質頁巖動態拉伸破壞模式

相比于傳統基于電測法只能測試物體的局部應變信息,光學全場測量的方法能夠彌補其不足,能獲取試件表面整體的變形信息,進行更為直觀的力學分析。其中數字圖像相關法(DIC)作為非接觸式光學測量系統技術,用于物體表面全場位移、應變的測量和分析,并得到待測物表面應變場數據測量結果?；诖?將DIC技術運用于炭質頁巖動態巴西劈裂試驗中,以直觀觀測頁巖試件表面動應變的分布情況,來研究炭質頁巖動態拉伸破壞模式。

試驗中頁巖試樣動態拉伸破壞都在加載后500 μs內結束,基于表面散斑處理后的炭質頁巖試樣動態劈裂破壞高速攝像視頻,通過DIC分析軟件得到試樣表面動態應變場的演化過程。由于DIC分析軟件計算精度受到的影響因素較多,例如高速攝像視頻清晰度、試樣表面散斑處理均勻程度等等,因此試樣表面動態應變場數據具體的數值僅做參考,但其分布規律仍可以作為研究炭質頁巖動態拉伸破壞機理的依據。整理出不同沖擊角度?和平均沖擊速度下,表面散斑處理后的炭質頁巖試樣動態拉伸破壞裂紋貫通時刻的實物圖和DIC處理后試樣圖像,列于表2所示。

由表2可見,沖擊角度和沖擊速度對于炭質頁巖動態拉伸破壞模式有較大的影響。其中,沖擊角度為0°時頁巖試樣中部出現多條與加載方向平行的動態拉伸裂紋,形成一條明顯的拉伸破碎帶,同時結合DIC圖像可知,隨著沖擊速度增加,頁巖動應變集中部位由入射端過渡到透射端,最后沿著入射端至透射端連線近似均勻分布,該沖擊角度下炭質頁巖呈現出沿層理面拉伸破壞特征。

當沖擊角度為30°時,頁巖試樣均表現為沿著層理面的拉伸和剪切綜合破壞,沖擊速度較小時,試樣僅上部出現沿層理面單條動態拉剪裂紋,而隨著沖擊速度增大試樣上部和下部均出現沿層理面動態拉剪裂紋,當沖擊速度較大時試樣中部出現沿層理面方向的拉剪破碎帶。

沖擊角度為45°時,炭質頁巖動態破壞模式與沖擊角度為30°時較為接近,區別在于隨著沖擊速度增加,試樣中部未出現拉剪破碎帶,且下端還出現沿層理面和頁巖基質內的拉剪裂紋;當沖擊角度為60°時,在較小的沖擊速度下炭質頁巖試樣沿著層理面發生拉剪破壞,隨著沖擊速度增加頁巖試樣發生沿層理面和頁巖基質內的拉剪破壞,而當沖擊速度持續增加,頁巖基質內發生的拉伸破壞則占據了主導,同時破裂面也不再沿層理面延伸; 角度為90°時,沖擊速度同樣對炭質頁巖試樣動態拉伸破壞特征具有較大的影響,在較小沖擊速度下試樣局部發生沿層理面和頁巖基質內的拉剪破壞,而隨著沖擊速度增加,試樣主要發生頁巖基質內沿著加載方向的拉伸破壞。

4 結論

基于SHPB裝置對炭質頁巖試樣開展了不同沖擊角度的動態巴西劈裂試驗,結合高速攝影及DIC分析,研究了沖擊角度和沖擊速度對炭質頁巖動態抗拉強度及動態拉伸破壞模式的影響機制,得到的結果如下:

(1)不同沖擊速度下,隨著沖擊角度增加炭質頁巖動態抗拉強度均呈現出先減小后增大的趨勢,沖擊角度為30°時頁巖動態抗拉強度最小,沖擊角度為90°時動態抗拉強度最大,表明炭質頁巖動態抗拉強度具有顯著的各向異性特征,且體現出中低程度的各向異性。

(2)隨著沖擊速度增加,炭質頁巖動態抗拉強度均相應增大,動態抗拉強度與沖擊速度具有顯著的線性關系,且隨著沖擊速度增加頁巖動態抗拉強度各向異性程度也隨之降低。

(3)沖擊角度和沖擊速度對于炭質頁巖動態拉伸破壞模式有較大的影響,當時沖擊角度和沖擊速度發生改變時,頁巖動態拉伸破壞模式同樣呈現出各向異性特征。