馬冬冬，馬芹永，袁 璞，姚兆明

(1. 安徽理工大學(xué) 礦山地下工程教育部工程研究中心, 安徽 淮南 232001; 2. 安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院, 安徽 淮南 232001)

凍結(jié)黏土單軸與主動(dòng)圍壓狀態(tài)SHPB試驗(yàn)對比分析

馬冬冬1, 2，馬芹永1, 2，袁 璞1, 2，姚兆明1, 2

(1. 安徽理工大學(xué) 礦山地下工程教育部工程研究中心, 安徽 淮南 232001; 2. 安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院, 安徽 淮南 232001)

利用分離式Hopkinson壓桿試驗(yàn)裝置，進(jìn)行了凍結(jié)黏土在單軸與主動(dòng)圍壓兩種狀態(tài)下的動(dòng)態(tài)沖擊壓縮試驗(yàn)，對比分析了單軸與主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度和破壞模式。研究結(jié)果表明：單軸狀態(tài)下，溫度為-15 ℃時(shí)，動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為彈性階段、塑性階段和破壞階段；主動(dòng)圍壓狀態(tài)下，-5 ℃和-15 ℃的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為彈性階段、塑性階段和破壞階段。在相同應(yīng)變率和凍結(jié)溫度的條件下，主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度均高于無圍壓狀態(tài)，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨著主動(dòng)圍壓的增加而增大；當(dāng)凍結(jié)溫度和圍壓相同的條件下，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率的提高而增大；單軸狀態(tài)下，溫度為-5 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土呈塑性破壞，溫度為-15 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土呈脆性破壞。

動(dòng)力學(xué)；凍結(jié)黏土；SHPB；圍壓；動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度

凍土的動(dòng)力學(xué)性能是凍土力學(xué)的重要組成部分，主要研究動(dòng)荷載作用下凍土的變形和強(qiáng)度特征及土體的穩(wěn)定性[1]。為提高施工速度，減輕勞動(dòng)強(qiáng)度，在各類凍土工程中，使用如鉆爆法，盾構(gòu)法等各種炸藥或機(jī)械掘進(jìn)的方法進(jìn)行凍結(jié)土體開挖[2]，其實(shí)質(zhì)是凍土在各種動(dòng)荷載作用下的快速變形，致使凍土中的各種孔隙、裂紋不斷快速發(fā)展、擴(kuò)張，最終使凍土破碎，凍土沖擊破壞問題是多學(xué)科的交叉問題。動(dòng)荷載作用下土體的力學(xué)響應(yīng)與靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)提供的試驗(yàn)參數(shù)有很大區(qū)別，因此凍土的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能受到越來越多的關(guān)注和重視[3-4]。

分離式Hopkinson壓桿(Splitting Hopkinson Pressure Bar，SHPB)可用于測試材料的動(dòng)力學(xué)性能，很多國內(nèi)外學(xué)者將SHPB技術(shù)應(yīng)用到凍土材料方面的研究，國外如美國Sandia實(shí)驗(yàn)室研究了溫度和應(yīng)變率對凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響[5]。陳柏生等[6-7]研究了應(yīng)變率、溫度、含水率等參數(shù)對凍土動(dòng)態(tài)單軸沖擊壓縮性能的影響，并建立了動(dòng)態(tài)黏彈性損傷本構(gòu)模型。馬芹永等[8-9]對比分析了單軸和被動(dòng)圍壓兩種受力條件狀態(tài)下人工凍土的動(dòng)態(tài)破壞特征和強(qiáng)度特征。Xie等[10]在獲得凍土動(dòng)力學(xué)性能的基礎(chǔ)上，從能量的角度建立了凍土動(dòng)態(tài)本構(gòu)方程。

由于凍土在開挖之前已經(jīng)處于一定的應(yīng)力狀態(tài)，因此，研究圍壓狀態(tài)下凍土的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能與實(shí)際工程情況更相符，以往對凍土動(dòng)態(tài)力學(xué)方面的研究多為無圍壓或被動(dòng)圍壓狀態(tài)，而針對主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍土動(dòng)力學(xué)性能的研究較少。

本文以山東濟(jì)寧某礦凍結(jié)黏土為研究對象，采用直徑50 mm的變截面SHPB試驗(yàn)裝置，對單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土試件進(jìn)行沖擊壓縮試驗(yàn)，將兩種狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行對比分析，為凍土工程中動(dòng)力學(xué)參數(shù)的選取提供試驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 凍結(jié)黏土試樣制備

土樣為取自山東濟(jì)寧某礦-174.2～-174.8 m處凍結(jié)黏土，采用重塑土進(jìn)行試驗(yàn)，首先將原狀土擊碎后放入105 ℃烘箱中烘12 h，然后使用2.5 mm篩網(wǎng)篩除大粒徑土顆粒，加入蒸餾水后均勻拌合，靜置24 h，使土樣各部分含水率均勻，重塑土含水率與原狀土相同，為19.01%。為消除試樣尺寸效應(yīng)對SHPB試驗(yàn)結(jié)果的影響，凍結(jié)黏土試樣長徑比為0.5[11]。每次取105.34 g土樣放入內(nèi)徑50 mm、高度25 mm的擊實(shí)器中，分三層擊實(shí)，抹平后拆模放入-5 ℃和-15 ℃的低溫試驗(yàn)箱中，凍結(jié)24 h后進(jìn)行沖擊試驗(yàn)。重塑土干密度為1.75 g/cm3，重塑黏土顆粒級配如表1所示。

表1 黏土顆粒級配Tab.1 Particle size distribution of clay mm

2 SHPB試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1凍結(jié)黏土SHPB試驗(yàn)方案

凍結(jié)黏土SHPB試驗(yàn)方案如表2所示，其中，主動(dòng)圍壓0 MPa代表單軸狀態(tài)。

2.2SHPB試驗(yàn)裝置和數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)采用Ф50 mm變截面SHPB試驗(yàn)裝置，見圖1，撞擊桿、入射桿和透射桿均采用同一種高強(qiáng)度合金鋼材料，撞擊桿長度為0.6 m，入射桿和透射桿長度分別為2.4 m和1.2 m。圍壓裝置主要由油缸、進(jìn)油管、出油管和底座組成，見圖2，試驗(yàn)時(shí)將土樣放在入射桿和透射桿之間，手動(dòng)施加圍壓，待讀數(shù)表上的圍壓值達(dá)到預(yù)定值后，關(guān)閉進(jìn)油閥和出油閥，打開出氣開關(guān)，使撞擊桿以一定的沖擊速度撞擊入射桿，在入射桿中產(chǎn)生一個(gè)入射脈沖，當(dāng)應(yīng)力波傳播到土樣表面時(shí)會(huì)產(chǎn)生反射脈沖和透射脈沖，通過入射桿上的電阻應(yīng)變片采集入射和反射脈沖，通過透射桿上的半導(dǎo)體應(yīng)變片采集透射脈沖，入射桿和透射桿上的應(yīng)變片與土樣的距離分別為1.2 m和0.3 m。

表2 凍結(jié)黏土SHPB試驗(yàn)方案Tab.2 SHPB tests design for frozen clay

圖1 SHPB試驗(yàn)裝置Fig.1 SHPB equipment

圖2 圍壓裝置Fig.2 Confining pressure device

由SHPB試驗(yàn)中的兩個(gè)基本假定，將采集到的原始波形利用三波法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理[12]，得到試件的應(yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變率。

3 凍結(jié)黏土SHPB試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1試驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠性分析

圖3為單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)下試驗(yàn)獲得的應(yīng)變率時(shí)程曲線，可以看出，單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍土的應(yīng)變率時(shí)程曲線都有一段近似的平臺段，說明試驗(yàn)可以實(shí)現(xiàn)恒應(yīng)變率加載[13-14]，試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有可靠性。

圖3 凍結(jié)黏土受沖擊荷載時(shí)應(yīng)變率時(shí)程曲線Fig.3 Strain rate-time curves of frozen clay in SHPB tests

3.2單軸狀態(tài)動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖4為單軸狀態(tài)下，凍結(jié)黏土在-5 ℃和-15 ℃時(shí)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖4 凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Dynamic stress-strain curves under uniaxial loading state of frozen clay

由圖4可知，溫度為-5 ℃，應(yīng)變率為215 s-1時(shí)，凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為4個(gè)階段，分別為壓密階段、彈性階段、塑性階段和緩慢應(yīng)變軟化階段。壓密階段反映凍土試樣內(nèi)部孔隙逐漸閉合，曲線呈上凹狀；彈性階段試樣內(nèi)部孔隙進(jìn)一步被壓密，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性關(guān)系；應(yīng)力到達(dá)屈服點(diǎn)后進(jìn)入塑性階段，凍土材料發(fā)生不可逆的塑性變形；塑性階段結(jié)束時(shí)達(dá)到峰值應(yīng)力，之后應(yīng)力并未迅速下降，而是在應(yīng)變不斷增加的情況下仍能保持一定的承載能力，此階段為緩慢應(yīng)變軟化階段。溫度為-15 ℃，應(yīng)變率為210 s-1時(shí)，凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為3個(gè)階段，分別為彈性階段、塑性階段和破壞階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線達(dá)到峰值應(yīng)力后，隨著應(yīng)變的繼續(xù)增加，應(yīng)力迅速下降，進(jìn)入破壞階段，與-5 ℃時(shí)相比，無壓密階段和緩慢應(yīng)變軟化階段。

3.3主動(dòng)圍壓狀態(tài)動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖5和圖6分別為主動(dòng)圍壓狀態(tài)下，凍結(jié)黏土在-5 ℃和-15 ℃時(shí)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖5 -5 ℃時(shí)主動(dòng)圍壓凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of frozen clay under confining pressure state at -5 ℃

圖6 -15 ℃時(shí)主動(dòng)圍壓凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of frozen clay under confining pressure state at -15 ℃

由圖5和圖6可知，主動(dòng)圍壓狀態(tài)下，-5 ℃和-15 ℃時(shí)凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線均可分為彈性階段、塑性階段和破壞階段。隨著圍壓的增大，凍結(jié)黏土峰值應(yīng)力逐漸增加，但極限應(yīng)變并未隨著主動(dòng)圍壓的增加而改變，不同主動(dòng)圍壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)出匯聚現(xiàn)象，匯聚點(diǎn)趨向于低圍壓狀態(tài)。

3.4單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度

取動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值應(yīng)力作為凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度。不同凍結(jié)溫度和應(yīng)變率時(shí)，單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度見圖7。

圖7 單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度Fig.7 Dynamic compressive strength under uniaxial loading and confining pressure states of frozen clay

由圖7可知，在相同應(yīng)變率和凍結(jié)溫度的條件下，主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度均高于無圍壓狀態(tài)，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨著主動(dòng)圍壓的增加而增大，但不同溫度條件下的增加幅度有所不同，凍結(jié)溫度為-5 ℃、應(yīng)變率為215 s-1時(shí)，主動(dòng)圍壓為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa時(shí)的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度分別為無圍壓狀態(tài)下的142%、152%和170%。在凍土試樣周圍施加0.5 MPa的主動(dòng)圍壓后，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度增幅較大，但隨著圍壓的增大，其增幅減小。分析可知，圍壓對凍土的影響主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面[15-16]，首先，與無圍壓狀態(tài)相比，施加圍壓后會(huì)導(dǎo)致凍土變形過程中內(nèi)部裂隙和孔洞的發(fā)展受到限制，顆粒之間的膠結(jié)作用得到一定程度的增強(qiáng)，宏觀上表現(xiàn)為凍土強(qiáng)度提高；但隨著圍壓的進(jìn)一步增大，將會(huì)引起凍土內(nèi)部冰發(fā)生壓融，導(dǎo)致未凍水含量增加和凍土內(nèi)部微裂紋的擴(kuò)展，從而降低凍土強(qiáng)度。對于-5 ℃時(shí)的凍結(jié)黏土，無圍壓狀態(tài)下動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度僅有1.7 MPa，當(dāng)圍壓施加到1.5 MPa時(shí)將會(huì)導(dǎo)致凍土內(nèi)部損傷，造成凍土動(dòng)強(qiáng)度增幅減小。溫度為-15 ℃、應(yīng)變率為210 s-1時(shí)，主動(dòng)圍壓為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa時(shí)的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度分別為無圍壓狀態(tài)下的108%、121%和161%，可以看出，圍壓在1.0 MPa以下時(shí)，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度增幅較小，當(dāng)圍壓從1.0 MPa增大到1.5 MPa時(shí)，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度增幅較大。對于-15 ℃時(shí)的凍結(jié)黏土，由于其單軸抗壓強(qiáng)度較高，1.5 MPa以內(nèi)的圍壓對其的影響主要體現(xiàn)在促進(jìn)其強(qiáng)度增長方面，因此動(dòng)態(tài)強(qiáng)度隨著圍壓的增加增幅較大。

在相同主動(dòng)圍壓和相近應(yīng)變率條件下，-15 ℃凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度均大于-5 ℃，這是由于溫度的降低會(huì)導(dǎo)致凍土中未凍水含量降低，土顆粒的膠結(jié)強(qiáng)度變強(qiáng)，強(qiáng)度增大。

3.5主動(dòng)圍壓狀態(tài)下應(yīng)變率效應(yīng)

圖8為溫度為-5 ℃，主動(dòng)圍壓為1.0 MPa時(shí)，不同應(yīng)變率條件下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖8可知，溫度相同時(shí)，主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土的峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變均隨應(yīng)變率的增加而增大。

圖8 主動(dòng)圍壓狀態(tài)不同應(yīng)變率動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Dynamic stress-strain curves with different strain rates under confining pressure state

圖9為凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系。可以看出，當(dāng)凍結(jié)溫度和圍壓相同的條件下，凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度均隨應(yīng)變率的提高而增大，表明凍土是一種應(yīng)變率敏感性材料。主動(dòng)圍壓分別為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa狀態(tài)下，凍結(jié)溫度為-5 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土在265 s-1時(shí)的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度分別為170 s-1的1.56倍、1.40倍和1.25倍；凍結(jié)溫度為-15 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土在245 s-1時(shí)的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度是160 s-1的1.26倍、1.38倍和1.24倍。

圖9 凍結(jié)黏土應(yīng)變率與動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度的關(guān)系Fig.9 Relation between dynamic compressive strength and strain rate of frozen clay

3.6凍結(jié)黏土SHPB破壞形態(tài)

單軸和主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土SHPB破壞形態(tài)如圖10所示。單軸狀態(tài)下，溫度為-5 ℃時(shí)，呈塑性破壞，溫度為-15 ℃時(shí)，呈脆性破壞。凍土是一種由固體顆粒、冰、液態(tài)水和氣體組成的非均質(zhì)、各向異性的四相復(fù)合體，由于冰的存在，導(dǎo)致凍土的物理力學(xué)性能和未凍土相比有很大差異[18-19]，隨著溫度的降低，未凍水含量減小，土體內(nèi)部顆粒之間黏結(jié)力變強(qiáng)，材料變脆，在高應(yīng)變率下土體破壞形態(tài)由塑性轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈?。主?dòng)圍壓狀態(tài)下，-5 ℃和-15 ℃時(shí)凍結(jié)黏土均無明顯破裂，這是由于主動(dòng)圍壓的存在，凍結(jié)黏土試樣在破壞時(shí)內(nèi)部裂紋擴(kuò)展受到約束。

由圖10(a)中單軸加載條件下，-5 ℃時(shí)凍結(jié)黏土的破壞形態(tài)可知，在加載后期，土樣的橫截面積大于桿的橫截面積，因此圖4應(yīng)力-應(yīng)變曲線中后期階段的劃分尚有待進(jìn)一步研究。

4 結(jié) 論

通過進(jìn)行單軸和主動(dòng)圍壓兩種狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)沖擊壓縮試驗(yàn)，對比分析了兩種狀態(tài)下凍結(jié)黏土動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的變化規(guī)律，主要結(jié)論如下：

(1) 單軸狀態(tài)下，溫度為-15 ℃，應(yīng)變率為210 s-1時(shí)，動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為彈性階段、塑性階段和破壞階段。主動(dòng)圍壓狀態(tài)下，-5 ℃和-15 ℃時(shí)凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為彈性階段，塑性階段和破壞階段。隨著主動(dòng)圍壓的增大，凍結(jié)黏土峰值應(yīng)力逐漸增加，但極限應(yīng)變并未隨著主動(dòng)圍壓的增加而改變。

(a) -5 ℃、215 s-1時(shí)凍結(jié)黏土SHPB破壞形態(tài)

(b) -15 ℃、210 s-1時(shí)凍結(jié)黏土SHPB破壞形態(tài)
圖10 凍結(jié)黏土SHPB破壞形態(tài)
Fig.10 Failure mode of frozen clay in SHPB tests

(2) 在相同應(yīng)變率和凍結(jié)溫度的條件下，施加圍壓后會(huì)使凍土變形過程中內(nèi)部裂隙和孔洞的發(fā)展受到限制，主動(dòng)圍壓狀態(tài)下凍結(jié)黏土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度均高于無圍壓狀態(tài)，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨著主動(dòng)圍壓的增加而增大，當(dāng)凍結(jié)溫度和主動(dòng)圍壓相同的條件下，動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率的提高而增大。

(3) 單軸狀態(tài)下，溫度為-5 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土呈塑性破壞，隨著溫度的降低，未凍水含量減小，土體內(nèi)部顆粒之間黏結(jié)力變強(qiáng)，材料變脆，溫度為-15 ℃時(shí)，凍結(jié)黏土呈脆性破壞。

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ComparisonanalysisandSHPBtestsonartificialfrozenclayinuniaxialloadandconfiningpressurestates

MA Dongdong1, 2, MA Qinyong1, 2, YUAN Pu1, 2, YAO Zhaoming1, 2

(1. Engineering Research Center of Underground Mine Construction, Ministry of Education, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China; 2. School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China)

Dynamic impact tests on artificial frozen clay in uniaxial loading and confining pressure states were carried out by using the splitting Hopkinson pressure bar(SHPB) equipment. The dynamic stress-strain curves, the dynamic compressive strength and failure modes of artificial frozen clay under the two experiment conditions were analyzed. The results show that in the uniaxial loading state at -15 ℃, the dynamic stress-strain curves can be divided into three stages: elastic stage, plastic stage and failure stage. In the confining pressure state at -5 ℃ and -15 ℃, the dynamic stress-strain curves can be divided into three stages: elastic stage, plastic stage and failure stage. At the same strain rate and freezing temperature, the dynamic compressive strength in the confining pressure state is larger than that in the uniaxial loading state, and it exhibits a positive sensitivity between the confining pressure and strain rate. In the uniaxial loading state, the failure modes are plastic failure and brittle failure for artificial frozen clay at -5 ℃ and -15 ℃, respectively.

dynamic mechanics; artificial frozen clay; splitting Hopkinson pressure bar(SHPB); confining pressure; dynamic compressive strength

P642.14

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.19.039

國家自然科學(xué)基金(50874003)；安徽理工大學(xué)研究生創(chuàng)新基金(2017CX1001)

2016-05-20 修改稿收到日期：2016-08-08

馬冬冬 男，博士生，1991年生

馬芹永 男，博士，教授，1964年生