董玉清，朱哲明，王蒙，周磊，應鵬

?

中低速沖擊載荷作用下SCT巖石試樣Ⅰ型裂紋的動態(tài)擴展行為

董玉清1, 2，朱哲明1, 2，王蒙1, 2，周磊1, 2，應鵬1, 2

(1. 四川大學 深地科學與工程教育部重點實驗室，四川 成都，610065；2. 四川大學 四川大學建筑與環(huán)境學院，四川 成都，610065)

為研究側開單裂紋三角形(SCT)巖石試樣的動態(tài)擴展行為和斷裂韌度，采用落錘沖擊實驗系統(tǒng)進行動態(tài)加載，通過裂紋擴展計(CPG)得到裂紋的斷裂時間和擴展速度；用有限差分軟件AUTODYN進行數(shù)值模擬，驗證實驗結果的可靠性；將實驗測量的載荷條件代入有限元軟件ABAQUS建立的數(shù)值模型中，得到動態(tài)應力強度因子時程曲線，通過普適函數(shù)修正后，利用斷裂時間得到動態(tài)斷裂韌度。研究結果表明：SCT試件構型能夠較好地應用于巖石動態(tài)擴展行為的研究；砂巖的擴展韌度與裂紋擴展速度呈負相關；數(shù)值模擬得到的裂紋擴展路徑與實驗結果基本一致，裂紋擴展速度不為常數(shù)；巖石裂紋動態(tài)擴展過程中可能存在止裂現(xiàn)象，止裂韌度大于擴展韌度，但與起裂韌度相差不大。

側開單裂紋三角形試件；動態(tài)起裂韌度；動態(tài)擴展韌度；落錘沖擊；數(shù)值模擬

巖石是一種典型的工程材料，其內(nèi)部存在大量的節(jié)理、裂隙等缺陷，研究巖石裂紋擴展規(guī)律具有重要意義。經(jīng)典斷裂力學理論基本能夠解釋巖石承受靜載荷作用時的破壞行為，但在實際工程中，巖石結構往往承受動載荷的作用，如地震、爆炸等，并且這些動載荷通常伴隨著巨大的破壞作用，嚴重影響了工程結構的穩(wěn)定性。在動載荷作用時，材料的慣性效應使得應力波的傳播十分復雜，經(jīng)典斷裂力學理論和測試方法并不適用[1]。分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar, SHPB)裝置的廣泛使用極大地促進了巖石斷裂動力學的實驗研究[2?4]。實驗?數(shù)值法[5?6]、應變片法[3, 7]和高速攝影法[8?10]是當前較為普遍的實驗方法。但這些研究大多都停留在裂紋的起裂階段，對裂紋的動態(tài)擴展行為和止裂現(xiàn)象并未進行深入研究。除此之外，SHPB裝置入射桿和透射桿的直徑限制了試件如中心直裂紋巴西圓盤(CSTFBD)[11]、巴西半圓盤(SCB)[12]等的尺寸。由于試件尺寸較小，導致應力波傳到邊界后又迅速回到裂紋尖端，形成復雜的應力場；同時小試件的裂紋擴展距離也較短，不利于研究裂紋擴展的全過程。采用落錘沖擊實驗裝置作為加載裝置，對試件尺寸的限制較小。潘峰等[13]利用落錘裝置對不同加載速率下特殊設計的三點彎曲梁的破壞進行了實驗研究；宋義敏等[14]同樣采用落錘實驗系 統(tǒng)，以數(shù)字散斑方法作為觀測方法，研究了花崗巖裂尖應力強度因子與預置裂紋長度之間的關系，但其都未對裂紋的動態(tài)擴展韌度進行相關研究。試件構型對巖石斷裂行為的研究有著至關重要的影響，大尺寸試件能夠減小邊界反射波對裂紋擴展的影響，從而更利于研究裂紋擴展的本質(zhì)特征。已有的試件構型如SCDC[15?16]，SCSC[17?18]和VB?SCSC[19]滿足大尺寸構型的基本要求，但并未得到廣泛認可。采用新試件構型即側開單裂紋三角形(single cleavage triangle，SCT)試件進行巖石的動態(tài)斷裂力學行為研究，除了能滿足大尺寸試件實驗的基本要求之外，還具有結構簡單、易于加工的特點。本文作者基于SHPB實驗原理，對SCT試件進行落錘沖擊試驗，研究SCT試件Ⅰ型裂紋的擴展規(guī)律；采用有限差分法軟件AUTODYN軟件進行數(shù)值模擬，分析裂紋擴展過程中的試件的應力變化；使用實驗?數(shù)值法得到巖石的動態(tài)起裂韌度和擴展韌度，并將實驗結果與數(shù)值模擬結果進行對比。

1 SCT試件及落錘實驗裝置

1.1 試件構型

試件構型大小對研究巖石的動態(tài)起裂、擴展和止裂現(xiàn)象具有重要意義。已有研究大多集中于裂紋的起裂韌度，但也有不少研究者發(fā)現(xiàn)了止裂現(xiàn)象[16?20]。RAVI-CHANDAR等[20]認為止裂現(xiàn)象可能是試件邊界反射波和原來的應力波疊加所致。因此，為盡量減小邊界反射波對裂紋擴展的影響，試件應當足夠大。SCT試件示意圖如圖1所示。試件寬度為200 mm，高度為325 mm，開口為邊長為75 mm的等邊三角形，預制裂紋為30 mm，由1 mm厚的鋸條切割形成，并進行銳化處理。試件預留了足夠長的裂紋擴展距離，能夠盡量減小邊界反射波的對裂紋擴展的影響。

SCT試件選用隆昌青砂巖，隆昌青砂的彈性模量為15.9 GPa，泊松比為0.3，動態(tài)抗拉強度為30 MPa，密度為2 265 kg/m3，縱波波速為2 563 m/s，Rayleigh波速為1 338.13 m/s。壓縮波通過入射板加載到試件上，由于三角形開口的作用，在裂紋尖端產(chǎn)生拉伸應力，當拉伸應力超過巖石的動態(tài)抗拉強度時，裂紋開始擴展。為較好地反映試驗測試結果，盡量避免試驗的偶然性，本文準備了30個試件進行試驗。

圖1 SCT試件示意圖

1.2 落錘實驗裝置

實驗采用中低速沖擊落錘實驗裝置，如圖2所示。由圖2可知：裝置主體由落錘、入射板及透射板3部分組成。在落錘與入射板撞擊端粘貼黃銅片作為整形器，以減少高頻振蕩并延長加載時間；透射板底部與水泥阻尼器相接觸，將大部分應力波傳入大地，盡量消除反射波。

圖2 落錘沖擊實驗裝置

實驗開始前先將試件兩端涂抹黃油，然后置于入射板和透射板之間，避免局部摩擦導致試件產(chǎn)生彎折等失穩(wěn)破壞，并注意保持試件位置居中，保證受力均勻。在入射板和透射板上分別粘貼應變片，在裂紋尖端粘貼裂紋擴展計(crack propagation gauge，CPG)用于測量載荷以及裂紋擴展時間，實驗時落錘高度可由紅外線高度測量儀測量。當落錘自由落體沖擊入射板后，超動態(tài)應變儀將采集應變片和CPG的電壓信號，從而得到入射端和透射端載荷信息以及試件上裂紋的擴展時間。

落錘沖擊實驗裝置能夠滿足大尺寸試件的試驗要求，這對于研究巖石、混凝土等不均勻脆性材料的斷裂力學行為具有重要意義。大尺寸試件能夠盡可能避免試件因大直徑顆粒和裂紋等缺陷造成的試驗結果的不穩(wěn)定，同時還能給裂紋充分的擴展空間，有利于深入研究裂紋的動態(tài)擴展規(guī)律。

1.3 裂紋擴展計及其工作原理

裂紋擴展計的型號為BKX3.5-10CY，由玻璃絲布基底和敏感柵絲2個部分組成，其中敏感柵絲由21根等長度但寬度不同的卡瑪銅薄片并聯(lián)，如圖3(a)所示。裂紋擴展計敏感柵總有效長度=44 mm，寬度= 10 mm，相鄰2根柵絲之間的間距0=2.2 mm。將裂紋擴展計沿著裂紋預計擴展路徑粘貼并保證第1根柵絲和裂紋尖端重合，當裂紋擴展時，敏感柵絲斷裂，裂紋擴展計的電阻發(fā)生變化，導致CPG兩端的電壓信號發(fā)生突變形成臺階信號。本文CPG的初始電阻為 3.5W，采用16 V恒壓電源提供電壓，數(shù)字示波器采集CPG在裂紋擴展過程中因柵絲斷裂引起的電壓臺階信號。為防止CPG因電流過大導致電路超過負荷，實驗電路中將CPG與1個C1=50W的電阻并聯(lián)，然后與1個C2=50W的電阻串聯(lián)，如圖3(b)所示。

(a) 裂紋擴展計；(b) 測試電路

2 SCT試件動態(tài)斷裂實驗

2.1 動態(tài)載荷

采用落錘沖擊實驗裝置進行沖擊實驗，加載高度可通過紅外線高度測量儀進行測量并調(diào)整，通過預實驗發(fā)現(xiàn)當測量高度為1.500~2.500 m時，實驗效果較好。在實驗過程中，超動態(tài)應變儀對入射板和透射板上應變片的電壓信號進行采集，并存儲在數(shù)字示波器中。實驗中電橋單臂測量輸出電壓0和應變之間的關系可表示為

式中：供橋電壓=2 V；靈敏度系數(shù)=2.1；超動態(tài)應變儀的增益系數(shù)1 000。

將超動態(tài)應變儀采集的電壓信號通過式(1)轉(zhuǎn)化為應變隨時間變化的曲線，使用Origin軟件對曲線進行降噪處理以消除實驗過程中外界環(huán)境中的聲波等對試驗數(shù)據(jù)的影響，最終得到入射端和透射端應變?時間曲線，如圖4所示(其中i為入射波，r為反射波，t為透射波)。根據(jù)一維彈性應力波假設，入射板對試件的載荷u為入射波和反射波的疊加，透射板對試件的載荷l可直接通過透射波得到，u和l計算公式 如下：

1—入射端；2—透射端。

式中：為鋁合金彈性模量；為入射板和透射板的橫截面積。

最終作用在試件上的載荷如圖5所示。圖5中的載荷歷史曲線將作為相應的載荷條件添加到數(shù)值模擬實驗中。

1—入射波+反射波(Pu)；2—透射波(Pl)；3—反射波；4—入射波。

2.2 動態(tài)起裂時間及CPG測試結果

圖7所示分別為試件18和試件28的CPG電壓信號及其對時間的導數(shù)。試件18和試件28落錘的高度分別為1.732 m和2.026 m。將CPG的電壓信號對時間求導，導數(shù)取得極值時即為對應柵絲的斷裂時間。相鄰柵絲之間距離為固定值2.2 mm，由此可以得到裂紋擴展速度隨擴展距離的變化，如圖8所示。結合圖7和圖8可知：試件18在裂紋擴展至第11根和第15根柵絲時都出現(xiàn)了較長時間的停滯，分別為73.52ms和108.28ms，很可能發(fā)生了止裂現(xiàn)象。

1—應變片；2—CPG。

(a) 試件18；(b) 試件28

1—試件18；2—試件28。

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型的建立

為了驗證試驗結果的合理性，本文作者采用AUTODYN軟件進行數(shù)值模擬分析。AUTODYN 是一款基于有限差分法的動態(tài)數(shù)值分析軟件，在巖石動力學研究方面已有廣泛應用[22?25]。

在數(shù)值模擬分析中，建立與落錘沖擊實驗相同尺寸的模型，模擬落錘從墜落撞擊入射板到試件裂紋擴展破壞的全過程。SCT試件材料參數(shù)在前面已給出，入射板和透射板相關參數(shù)與LY12CZ鋁合金的一致，落錘選用AUTODYN材料庫中STEEL4340材料模型，底部混凝土采用透射邊界以消除反射波的影響。

試件劃分為36 300個四邊形網(wǎng)格單元，并對裂紋尖端部分的網(wǎng)格進行加密，以保證計算結果的準確性，提高計算效率。數(shù)值模型及其網(wǎng)格如圖9所示。在AUTODYN軟件模擬過程中，材料的本構模型可分為狀態(tài)方程、強度模型和失效模型這3個部分，其中狀態(tài)方程主要解決壓力帶來的體積變形問題。由于在整個落錘沖擊實驗過程中壓力和體積變形均比較小，因此，所有材料均采用適合小變形的線性狀態(tài)方程：

圖9 數(shù)值模型及其網(wǎng)格

3.2 數(shù)值模擬結果分析

可以根據(jù)相鄰高斯點的距離和破壞時間計算裂紋的擴展速度。在裂紋擴展路徑上設置高斯點監(jiān)測其最大主應力隨時間的變化，當裂紋擴展時，高斯點被破壞，最大主應力突然增大并迅速降為0 MPa，通過對最大主應力進行求導得出高斯點的破壞時間，由相鄰高斯點之間的距離和破壞時間可以計算其平均擴展速度。

裂紋擴展速度隨擴展距離的變化如圖12所示。由圖12可知：當裂紋分別擴展至140 mm和160 mm左右時，裂紋的擴展速度急劇減小，可能存在止裂現(xiàn)象。

時間/ms：(a) 0.717；(b) 0.767；(c) 0.899；(d) 1.019；(e) 實驗結果

(a) 高斯點1；(b) 高斯點20；(c) 高斯點50；(d) 高斯點112

圖12 裂紋擴展速度隨擴展距離的變化

4 動態(tài)斷裂韌度的計算方法

將實驗得到的載荷條件代入有限元軟件ABAQUS中進行計算，得到動態(tài)應力強度因子隨時間變化的曲線，并利用普適函數(shù)進行修正。

4.1 動態(tài)應力強度因子的修正

當裂紋高速擴展時，其應力強度因子與時間相關，較難使用理論算法計算。FREUND等[26]提出普適函數(shù)的概念，認為動態(tài)應力強度因子是普適函數(shù)與裂紋靜止時應力強度因子的乘積，即

式中：R為Rayleigh波波速；d為縱波波速。當裂紋擴展速度=0 m/s時，(0)=1，此時，動態(tài)應力強度因子不需要修正；當=R時，(R)=0，這說明當裂紋以Rayleigh波波速擴展時，動態(tài)應力強度因子為 0 MPa?m1/2。

實驗中，可以通過CPG相鄰柵絲之間的距離和斷裂時間來確定裂紋的擴展速度，而在靜止不擴展條件下，不同裂紋長度的應力強度因子則通過有限元軟件ABAQUS進行計算。

4.2 實驗?數(shù)值法確定動態(tài)斷裂韌度

采用ABAQUS進行數(shù)值模擬，SCT試件的ABAQUS網(wǎng)格和六節(jié)點三角形單元數(shù)值模型如圖13所示。將實驗測得的入射板和透射板上載荷條件轉(zhuǎn)化為應力邊界條件對試件上下兩端進行加載。試件模型劃分為八節(jié)點四邊形單元CPS8，裂紋尖端設置六節(jié)點三角形1/4奇異單元CPS6并進行加密。數(shù)值模擬時，裂紋的動態(tài)應力強度因子I與裂紋尖端面上點和點的位移可表述為[19]

圖13 SCT試件的ABAQUS網(wǎng)格和六節(jié)點三角形單元

式中：為彈性模量；為泊松比；為節(jié)點的水平位移；r和r分別為圖13中點和點與裂紋尖端的距離，r=4r。

針對不同裂紋長度建立相應ABAQUS數(shù)值模型可以得到不同裂紋長度的動態(tài)應力強度因子曲線，再通過CPG測得的各敏感柵絲的斷裂時間和相鄰柵絲之間的距離，可以計算出裂紋的擴展速度，將擴展速度代入式(5)和式(6)中得到修正后的動態(tài)應力強度因子曲線，最后根據(jù)各柵絲的斷裂時間尋找對應曲線上應力強度因子，即為該時間點的斷裂韌度。

圖14所示為應力強度因子隨時間的變化。以試件18為例，起裂時裂紋長度為30 mm，擴展速度為 0 m/s，動態(tài)應力強度因子不需要進行修正。在ABAQUS中建立相應數(shù)值模型，得到動態(tài)應力強度因子曲線(見圖14(a))。CPG測得的起裂時間為306.25ms，在應力強度因子曲線上找到對應時間點的動態(tài)應力強度因子即為起裂韌度，為9.66 MPa?m1/2。

擴展韌度可以通過相同的方法進行求解。如當裂紋擴展至第10根絲時，裂紋長度為49.8 mm，建立相應的數(shù)值模型，得到動態(tài)應力強度因子曲線如圖14(b)所示(虛線部分)。根據(jù)試件18的CPG信號可知第10根絲和第11根絲的斷裂時間分別為342.61ms和347.17ms，而柵絲之間距離為2.2 mm，由此得到裂紋的擴展速度為482.46 m/s，代入式(6)得到()=0.710 7。修正后的動態(tài)應力強度因子曲線如圖14(b)所示(實線部分)。第10根絲斷裂時刻(342.61ms)對應的修正后的應力強度因子即為該時刻的擴展韌度，為 6.61 MPa?m1/2。

在CPG測量范圍內(nèi)總共可以確定20個數(shù)值模型求解斷裂韌度(最后1根絲的擴展速度無法確定)，得到裂紋擴展過程中的斷裂韌度隨擴展距離變化，如圖15所示。當裂紋擴展至第11根絲和第12根絲之 間、第15根絲和第16根絲之間時，擴展速度明顯減小，分別為29.9 m/s 和 20.3 m/s，遠低于裂紋的平均擴展速度150.73 m/s，對應的擴展韌度分別為 9.21 MPa?m1/2和8.84 MPa?m1/2，可能為止裂韌度。由此可見，裂紋的起裂韌度和止裂韌度均高于擴展韌度，但起裂韌度與止裂韌度相差不大。圖16所示為動態(tài)斷裂韌度與裂紋擴展速度之間的關系。從圖16可以看出：在裂紋擴展過程中，裂紋的擴展韌度和擴展速度成反比。

(a) 起裂韌度的應力強度因子曲線； (b) 擴展韌度的應力強度因子曲線

1—試件18；2—試件28。

圖16 動態(tài)斷裂韌度與裂紋擴展速度的關系

5 結論

1) SCT構型能夠較好地用于研究青砂在中低速沖擊載荷作用下裂紋擴展的全過程，其構型簡單，易于制作，邊界效應小。

2) 裂紋的擴展速度不是一個常數(shù)。

3) 運用普適函數(shù)修正應力強度因子，求解擴展韌度，得出砂巖材料的斷裂韌度和擴展速度呈負相關。

4) 起裂韌度和止裂韌度均高于擴展韌度，但起裂韌度和止裂韌度兩者差別不大。

[1] BA?ANT Z P, CANER F C. Impact comminution of solids due to local kinetic energy of high shear strain rate: I. Continuum theory and turbulence analogy[J]. Journal of the Mechanics & Physics of Solids, 2014, 64: 223?235.

[2] CHAKRABORTY T, MISHRA S, LOUKUS J, et al. Characterization of three Himalayan rocks using a split Hopkinson pressure bar[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2016, 85: 112?118.

[3] JIANG Fengchun, VECCHIO K S. Hopkinson bar loaded fracture experimental technique: a critical review of dynamic fracture toughness tests[J]. Applied Mechanics Reviews, 2009, 62(6): 1469?1474.

[4] ZHANG Qianbing, ZHAO Jian. A Review of dynamic experimental techniques and mechanical behaviour of rock materials[J]. Rock Mechanics & Rock Engineering, 2014, 47(4): 1411?1478.

[5] WANG Qizhi, YANG Jingrui, ZHANG Caigui, et al. Sequential determination of dynamic initiation and propagation toughness of rock using an experimental–numerical–analytical method[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2015, 141: 78?94.

[6] HAERI H, SHAHRIAR K, MARJI M F, et al. Experimental and numerical study of crack propagation and coalescence in pre-cracked rock-like disks[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2014, 67(4): 20?28.

[7] BERTRAM A, KALTHOFF J F. Crack propagation toughness of rock for the range of low to very high crack speeds[J]. Key Engineering Materials, 2003, 251/252: 423?430.

[8] ZHANG Q B, ZHAO J. Determination of mechanical properties and full-field strain measurements of rock material under dynamic loads[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2013, 60: 423?439.

[9] LEE D, TIPPUR H, BOGERT P. Dynamic fracture of graphite/epoxy composites stiffened by buffer strips: An experimental study[J]. Composite Structures, 2012, 94(12): 3538?3545.

[10] AVACHAT S, ZHOU Min. High-speed digital imaging and computational modeling of dynamic failure in composite structures subjected to underwater impulsive loads[J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 77: 147?165.

[11] 汪坤, 王啟智. 中心直裂紋平臺巴西圓盤復合型動態(tài)斷裂實驗研究[J]. 實驗力學, 2008, 23(5): 417?426. WANG Kun, WANG Qizhi. Experimental study of mixed mode dynamic fracture for cracked straight through flattened brazilian disc[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2008, 23(5): 417?426.

[12] CHEN Rong, XIA Kaiwen, DAI Feng, et al.Determination of dynamic fracture parameters using a semi-circular bend technique in split Hopkinson pressure bar testing[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2009, 76(9): 1268?1276.

[13] 潘峰, 黨發(fā)寧, 焦凱, 等. 沖擊荷載作用下不均勻脆性材料動態(tài)彎拉強度提高機制研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2015, 34(增刊2): 3948?3955. PAN Feng, DANG Faning, JIAO Kai, et al. Mechanism on enhancement of dynamic flexural tensile strength for nonuniform brittle materials under impact loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(Suppl.2): 3948?3955.

[14] 宋義敏, 何愛軍, 王澤軍, 等. 沖擊載荷作用下巖石動態(tài)斷裂試驗研究[J]. 巖土力學, 2015, 36(4): 965?970. SONG Yimin, HE Aijun, WANG Zejun, et al. Experiment study of the dynamic fractures of rock under impact loading[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(4): 965?970.

[15] 楊井瑞, 張財貴, 周妍, 等. 用SCDC試樣測試巖石動態(tài)斷裂韌度的新方法[J]. 巖石力學與工程學報, 2015, 34(2): 279?292. YANG Jingrui, ZHANG Caigui, ZHOU Yan, et al. A new method for determing dynamic fracture toughness of rock using SCDC specimens[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(2): 279?292.

[16] 張財貴, 曹富, 李煉, 等. 采用壓縮單裂紋圓孔板確定巖石動態(tài)起裂、擴展和止裂韌度[J]. 力學學報, 2016, 48(3): 624?635. ZHANG Caigui, CAO Fu, LI Lian, et al. Determination of dynamic fracture initiation, propagation, and arrest toughness of rock using SCDC specimen[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2016, 48(3): 624?635.

[17] WANG Meng, ZHU Zheming, DONG Yuqing, et al. Study of mixed-mode Ⅰ/Ⅱ fractures using single cleavage semicircle compression specimens under impacting loads[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2017, 177: 33?44.

[18] 王蒙, 朱哲明, 謝軍. 巖石Ⅰ?Ⅱ復合型裂紋動態(tài)擴展SHPB實驗及數(shù)值模擬研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2015, 34(12): 2474?2485.WANG Meng, ZHU Zheming, XIE Jun. Experimental and numerical studies of the mixed-mode Ⅰand Ⅱ crack propagation under dynamic loading using SPHB[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(12): 2474?2485.

[19] WANG Xiaomeng, ZHU Zheming, WANG Meng et.al. Study of rock dynamic fracture toughness by using VB-SCSC specimens under medium-low speed impacts[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2017, 181: 52?64.

[20] RAVI-CHANDAR K, KNAUSS W G. An experimental investigation into dynamic fracture: Ⅰ. Crack initiation and arrest[J]. International Journal of Fracture, 1984, 25(4): 247?262.

[21] 劉德順, 李夕兵. 沖擊機械系統(tǒng)動力學[M]. 北京: 科學出版社, 1999: 40-42. LIU Deshun, LI Xibing. Mechanical impact dynamics[M]. Beijing: Science Press, 1999: 40-42.

[22] ZHU Zheming, Mohanty B, XIE Heping. Numerical investigation of blasting-induced crack initiation and propagation in rocks[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2007, 44(3): 412?424.

[23] ZHU Zheming, XIE Heping, MOHANTY B. Numerical investigation of blasting-induced damage in cylindrical rocks[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2008, 45(2): 111?121.

[24] ZHU Zheming. Numerical prediction of crater blasting and bench blasting[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2009, 46(6): 1088?1096.

[25] ZHU Zheming, WANG Chao, KANG Jiming, et al. Study on the mechanism of zonal disintegration around an excavation[J].International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2014, 67: 88?95.

[26] FREUND L B, HUTCHINSON J W. Dynamic fracture mechanics[J]. Journal of Applied Mechanics, 1992, 59(1): 245.

[27] RAVI-CHANDAR K. Dynamic fracture[M]. London, UK: Elsevier, 2004: 49?69.

(編輯 伍錦花)

Mode I crack dynamic propagation behavior of SCT specimens under medium-low speed impact load

DONG Yuqing1, 2, ZHU Zheming1, 2, WANG Meng1, 2, ZHOU Lei1, 2, YING Peng1, 2

(1. Key Laboratory of Deep Underground Science and Engineering of Ministry of Education, Sichuan University, Chengdu 610065, China； 2. School of Architecture and Environment, Sichuan University, Chengdu 610065, China)

In order to study crack dynamic propagation behavior and rock fracture toughness, single cleavage triangle (SCT) specimens were used. By using these specimens and a drop weight test system, impact experiments were performed, and the crack propagation velocity and the fracture time were measured by crack propagation gauges(CPG). In order to examine the effectiveness of the experiment results, finite difference numerical models were established by using AUTODYN. Finite element code ABAQUS was used to calculate crack dynamic stress intensity factors(SIF) based on numerical models and the measured loading curves, and the curve of crack dynamic SIF versus time was obtained. The fracture toughness was determined according to the correction universal function and the fracture time measured by CPG. The results show that the SCT specimen is suitable for the study of crack dynamic propagation behavior and fracture toughness. Propagation toughness decreases with the increase of the crack propagation velocity. The crack propagation paths obtained from numerical simulation are basically the same with those of the test results, and the crack propagation speed is not a constant. In the process of crack propagation, crack arrest may happen, in which arrest toughness is higher than crack propagation toughness, and the difference between the initiation toughness and arrest toughness is slight.

single cleavage triangle(SCT) specimen; dynamic initiation toughness; dynamic propagation toughness; drop weight impact; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.11.024

TU 45

A

1672?7207(2018)11?2821?10

2017?12?26；

2018?02?28

國家自然科學基金資助項目(11672194，11702181)；四川省安全監(jiān)管局安全生產(chǎn)科技項目(aj20170515161307); 四川省科技計劃項目(2018JZ0036) (Projects(11672194, 11702181) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (aj20170515161307) supported by Safety Production Science and Technology Program of Sichuan Administration of Work Safety; Project(2018JZ0036) supported by Science and Technology of Sichuan Province)

朱哲明，教授，博士生導師，從事巖石力學與采礦工程的研究；E-mail: zhemingzhu@hotmail.com