馬冬冬，馬芹永，袁 璞，姚兆明

(1. 安徽理工大學 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 土木建筑學院, 安徽 淮南 232001)

凍結黏土單軸與主動圍壓狀態(tài)SHPB試驗對比分析

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 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 土木建筑學院, 安徽 淮南 232001)

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

動力學；凍結黏土；SHPB；圍壓；動態(tài)抗壓強度

凍土的動力學性能是凍土力學的重要組成部分，主要研究動荷載作用下凍土的變形和強度特征及土體的穩(wěn)定性[1]。為提高施工速度，減輕勞動強度，在各類凍土工程中，使用如鉆爆法，盾構法等各種炸藥或機械掘進的方法進行凍結土體開挖[2]，其實質是凍土在各種動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、擴張，最終使凍土破碎，凍土沖擊破壞問題是多學科的交叉問題。動荷載作用下土體的力學響應與靜態(tài)和準靜態(tài)提供的試驗參數(shù)有很大區(qū)別，因此凍土的動態(tài)力學性能受到越來越多的關注和重視[3-4]。

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

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

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

1 凍結黏土試樣制備

土樣為取自山東濟寧某礦-174.2～-174.8 m處凍結黏土，采用重塑土進行試驗，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對SHPB試驗結果的影響，凍結黏土試樣長徑比為0.5[11]。每次取105.34 g土樣放入內徑50 mm、高度25 mm的擊實器中，分三層擊實，抹平后拆模放入-5 ℃和-15 ℃的低溫試驗箱中，凍結24 h后進行沖擊試驗。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試驗設計

2.1凍結黏土SHPB試驗方案

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

2.2SHPB試驗裝置和數(shù)據處理

試驗采用Ф50 mm變截面SHPB試驗裝置，見圖1，撞擊桿、入射桿和透射桿均采用同一種高強度合金鋼材料，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、進油管、出油管和底座組成，見圖2，試驗時將土樣放在入射桿和透射桿之間，手動施加圍壓，待讀數(shù)表上的圍壓值達到預定值后，關閉進油閥和出油閥，打開出氣開關，使撞擊桿以一定的沖擊速度撞擊入射桿，在入射桿中產生一個入射脈沖，當應力波傳播到土樣表面時會產生反射脈沖和透射脈沖，通過入射桿上的電阻應變片采集入射和反射脈沖，通過透射桿上的半導體應變片采集透射脈沖，入射桿和透射桿上的應變片與土樣的距離分別為1.2 m和0.3 m。

表2 凍結黏土SHPB試驗方案Tab.2 SHPB tests design for frozen clay

圖1 SHPB試驗裝置Fig.1 SHPB equipment

圖2 圍壓裝置Fig.2 Confining pressure device

由SHPB試驗中的兩個基本假定，將采集到的原始波形利用三波法進行數(shù)據處理[12]，得到試件的應力、應變和應變率。

3 凍結黏土SHPB試驗結果與分析

3.1試驗數(shù)據可靠性分析

圖3為單軸和主動圍壓狀態(tài)下試驗獲得的應變率時程曲線，可以看出，單軸和主動圍壓狀態(tài)下凍土的應變率時程曲線都有一段近似的平臺段，說明試驗可以實現(xiàn)恒應變率加載[13-14]，試驗數(shù)據具有可靠性。

圖3 凍結黏土受沖擊荷載時應變率時程曲線Fig.3 Strain rate-time curves of frozen clay in SHPB tests

3.2單軸狀態(tài)動態(tài)應力-應變曲線

圖4為單軸狀態(tài)下，凍結黏土在-5 ℃和-15 ℃時的動態(tài)應力-應變曲線。

圖4 凍結黏土動態(tài)單軸應力-應變曲線Fig.4 Dynamic stress-strain curves under uniaxial loading state of frozen clay

由圖4可知，溫度為-5 ℃，應變率為215 s-1時，凍結黏土的動態(tài)應力-應變曲線可分為4個階段，分別為壓密階段、彈性階段、塑性階段和緩慢應變軟化階段。壓密階段反映凍土試樣內部孔隙逐漸閉合，曲線呈上凹狀；彈性階段試樣內部孔隙進一步被壓密，應力-應變曲線呈線性關系；應力到達屈服點后進入塑性階段，凍土材料發(fā)生不可逆的塑性變形；塑性階段結束時達到峰值應力，之后應力并未迅速下降，而是在應變不斷增加的情況下仍能保持一定的承載能力，此階段為緩慢應變軟化階段。溫度為-15 ℃，應變率為210 s-1時，凍結黏土的動態(tài)應力-應變曲線可分為3個階段，分別為彈性階段、塑性階段和破壞階段，應力-應變曲線達到峰值應力后，隨著應變的繼續(xù)增加，應力迅速下降，進入破壞階段，與-5 ℃時相比，無壓密階段和緩慢應變軟化階段。

3.3主動圍壓狀態(tài)動態(tài)應力-應變曲線

圖5和圖6分別為主動圍壓狀態(tài)下，凍結黏土在-5 ℃和-15 ℃時的動態(tài)應力-應變曲線。

圖5 -5 ℃時主動圍壓凍結黏土動態(tài)應力-應變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of frozen clay under confining pressure state at -5 ℃

圖6 -15 ℃時主動圍壓凍結黏土動態(tài)應力-應變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of frozen clay under confining pressure state at -15 ℃

由圖5和圖6可知，主動圍壓狀態(tài)下，-5 ℃和-15 ℃時凍結黏土的動態(tài)應力-應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，凍結黏土峰值應力逐漸增加，但極限應變并未隨著主動圍壓的增加而改變，不同主動圍壓的應力-應變曲線表現(xiàn)出匯聚現(xiàn)象，匯聚點趨向于低圍壓狀態(tài)。

3.4單軸和主動圍壓狀態(tài)動態(tài)抗壓強度

取動態(tài)應力-應變曲線峰值應力作為凍結黏土的動態(tài)抗壓強度。不同凍結溫度和應變率時，單軸和主動圍壓狀態(tài)凍結黏土的動態(tài)抗壓強度見圖7。

圖7 單軸和主動圍壓狀態(tài)凍結黏土動態(tài)抗壓強度Fig.7 Dynamic compressive strength under uniaxial loading and confining pressure states of frozen clay

由圖7可知，在相同應變率和凍結溫度的條件下，主動圍壓狀態(tài)下凍結黏土的動態(tài)抗壓強度均高于無圍壓狀態(tài)，動態(tài)抗壓強度隨著主動圍壓的增加而增大，但不同溫度條件下的增加幅度有所不同，凍結溫度為-5 ℃、應變率為215 s-1時，主動圍壓為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa時的動態(tài)抗壓強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的主動圍壓后，動態(tài)抗壓強度增幅較大，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)在兩個方面[15-16]，首先，與無圍壓狀態(tài)相比，施加圍壓后會導致凍土變形過程中內部裂隙和孔洞的發(fā)展受到限制，顆粒之間的膠結作用得到一定程度的增強，宏觀上表現(xiàn)為凍土強度提高；但隨著圍壓的進一步增大，將會引起凍土內部冰發(fā)生壓融，導致未凍水含量增加和凍土內部微裂紋的擴展，從而降低凍土強度。對于-5 ℃時的凍結黏土，無圍壓狀態(tài)下動態(tài)抗壓強度僅有1.7 MPa，當圍壓施加到1.5 MPa時將會導致凍土內部損傷，造成凍土動強度增幅減小。溫度為-15 ℃、應變率為210 s-1時，主動圍壓為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa時的動態(tài)抗壓強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，動態(tài)抗壓強度增幅較小，當圍壓從1.0 MPa增大到1.5 MPa時，動態(tài)抗壓強度增幅較大。對于-15 ℃時的凍結黏土，由于其單軸抗壓強度較高，1.5 MPa以內的圍壓對其的影響主要體現(xiàn)在促進其強度增長方面，因此動態(tài)強度隨著圍壓的增加增幅較大。

在相同主動圍壓和相近應變率條件下，-15 ℃凍結黏土動態(tài)抗壓強度均大于-5 ℃，這是由于溫度的降低會導致凍土中未凍水含量降低，土顆粒的膠結強度變強，強度增大。

3.5主動圍壓狀態(tài)下應變率效應

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

圖8 主動圍壓狀態(tài)不同應變率動態(tài)應力-應變曲線Fig.8 Dynamic stress-strain curves with different strain rates under confining pressure state

圖9為凍結黏土動態(tài)抗壓強度與應變率的關系?？梢钥闯觯攦鼋Y溫度和圍壓相同的條件下，凍結黏土的動態(tài)抗壓強度均隨應變率的提高而增大，表明凍土是一種應變率敏感性材料。主動圍壓分別為0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa狀態(tài)下，凍結溫度為-5 ℃時，凍結黏土在265 s-1時的動態(tài)抗壓強度分別為170 s-1的1.56倍、1.40倍和1.25倍；凍結溫度為-15 ℃時，凍結黏土在245 s-1時的動態(tài)抗壓強度是160 s-1的1.26倍、1.38倍和1.24倍。

圖9 凍結黏土應變率與動態(tài)抗壓強度的關系Fig.9 Relation between dynamic compressive strength and strain rate of frozen clay

3.6凍結黏土SHPB破壞形態(tài)

單軸和主動圍壓狀態(tài)下凍結黏土SHPB破壞形態(tài)如圖10所示。單軸狀態(tài)下，溫度為-5 ℃時，呈塑性破壞，溫度為-15 ℃時，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、各向異性的四相復合體，由于冰的存在，導致凍土的物理力學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，土體內部顆粒之間黏結力變強，材料變脆，在高應變率下土體破壞形態(tài)由塑性轉變?yōu)榇嘈浴Ｖ鲃訃鷫籂顟B(tài)下，-5 ℃和-15 ℃時凍結黏土均無明顯破裂，這是由于主動圍壓的存在，凍結黏土試樣在破壞時內部裂紋擴展受到約束。

由圖10(a)中單軸加載條件下，-5 ℃時凍結黏土的破壞形態(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應力-應變曲線中后期階段的劃分尚有待進一步研究。

4 結 論

通過進行單軸和主動圍壓兩種狀態(tài)下凍結黏土的動態(tài)沖擊壓縮試驗，對比分析了兩種狀態(tài)下凍結黏土動態(tài)力學性能的變化規(guī)律，主要結論如下：

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

(a) -5 ℃、215 s-1時凍結黏土SHPB破壞形態(tài)

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

(2) 在相同應變率和凍結溫度的條件下，施加圍壓后會使凍土變形過程中內部裂隙和孔洞的發(fā)展受到限制，主動圍壓狀態(tài)下凍結黏土的動態(tài)抗壓強度均高于無圍壓狀態(tài)，動態(tài)抗壓強度隨著主動圍壓的增加而增大，當凍結溫度和主動圍壓相同的條件下，動態(tài)抗壓強度隨應變率的提高而增大。

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

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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

國家自然科學基金(50874003)；安徽理工大學研究生創(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