吳順川，孫 偉，成子橋

1) 北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083 2) 昆明理工大學(xué)國土資源工程學(xué)院，昆明 650093 3) 中電建路橋集團(tuán)有限公司，北京 100044

利用巴西圓盤劈裂試驗間接測定脆性材料抗拉強(qiáng)度自提出以來，得益于試樣制備簡單，采用常規(guī)壓縮試驗加載裝置，已被廣泛地應(yīng)用[1?2]. 即使在今天，在提出測試方法后的七十多年里，巴西劈裂試驗還沒有統(tǒng)一明確的標(biāo)準(zhǔn)方法. ASTM[3]建議采用平面與圓盤接觸，ISRM[4]建議采用非線荷載弧形夾與試樣接觸，中國的國家標(biāo)準(zhǔn)和行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[5?6]采用與加載板間放有直徑為1 mm鋼絲為墊條的線荷載與試樣接觸. 這三種不同的建議方法可以歸為兩大類：ISRM、ASTM建議方法屬于非線荷載（拋物線荷載、正弦荷載等），中國的國家標(biāo)準(zhǔn)和行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)建議方法屬于線荷載. 顯然后兩者加載裝置與試樣的接觸荷載方式存在很大不同.盡管采用了不同的試驗裝置，但建議的抗拉強(qiáng)度計算公式卻是一致的. Fairhurst[7]首次提出荷載條件對試驗結(jié)果有影響，在Hondros解的假定下采用Griffith準(zhǔn)則分析加載板邊緣對解析解的影響，發(fā)現(xiàn)增加接觸角度，起裂位置會偏離圓盤中心，并提出一個最優(yōu)接觸角度為2arctan(1/8). Erarslan和Williams[8]的研究表明加載裝置與試樣的接觸方式影響峰值荷載、起裂位置、應(yīng)力分布及I型斷裂韌度. 一些學(xué)者[9?10]報道了在試驗中觀察到巴西劈裂試驗試樣起裂位置經(jīng)常偏離中心，得出裂紋起裂和擴(kuò)展的應(yīng)力區(qū)域不同于連續(xù)、均質(zhì)、各向同性材料的結(jié)論. Markides和Kourkoulis[11]研究了不同的加載方式，包括線荷載、均布荷載、拋物線荷載及正弦荷載下的巴西破裂數(shù)值模型，指出上述不同荷載條件對圓盤主要區(qū)域應(yīng)力分布并不敏感，但在荷載與圓盤接觸附近存在差異. Garcia-Fernandez等[12]的研究指出加載板與圓盤接觸角度扮演著重要角色，不同的接觸角度對應(yīng)著不同的荷載直徑方向上的起裂位置，并得出為確保中心起裂應(yīng)該增大接觸角度的結(jié)論. 通過上述研究可以發(fā)現(xiàn)，巴西劈裂試驗結(jié)果容易受到試樣的不均質(zhì)性、加載速率、加載方式、試樣尺寸等多種因素的影響，導(dǎo)致圓盤應(yīng)力分布和起裂位置與理論設(shè)想存在較大差別.

1989年以來，聲發(fā)射監(jiān)測技術(shù)被用于速度場演化、震源位置反演、震源機(jī)制等方面，證明了其具有可行性[13?18]. Falls[18]和 Zhang 等[19]采用分布在圓盤前后表面或圓周的聲發(fā)射傳感器收集連續(xù)信號，用于確定巴西劈裂試驗試樣的聲發(fā)射事件時空演化及震源機(jī)制，用于評估試驗的合理性. 任會蘭等[20]和Zhang[21]等基于聲發(fā)射技術(shù)及矩張量理論研究了混凝土和頁巖宏觀抗拉破壞的細(xì)觀裂紋擴(kuò)展機(jī)制. 目前，采用聲發(fā)射技術(shù)研究巴西劈裂試驗破裂機(jī)制的研究依然很少. 基于此，本研究采用聲發(fā)射監(jiān)測技術(shù)研究低孔隙率砂巖在線/非線荷載條件下的圓盤試樣損傷三維演化及震源機(jī)制，并評估不同荷載條件對巴西劈裂試驗抗拉強(qiáng)度的影響，以試圖定量描述荷載接觸條件對巴西劈裂試驗的影響.

1 試驗方法

1.1 試樣制備

為保證試樣的一致性，本研究所用的低孔隙率砂巖來自四川自貢地區(qū)，巴西圓盤試樣均取自同一巖塊，所用試樣沿同一方向鉆取. 主要由長石、石英、氧化鎂和黏土礦物組成，平均顆粒半徑約為0.1 mm，孔隙率約為6.5%，有關(guān)自貢砂巖的物理性質(zhì)描述見系列試驗[19, 22?23]. 試樣尺寸滿足 ISRM建議的試驗標(biāo)準(zhǔn)，即圓盤直徑等于50 mm，厚度為25 mm，直徑與平均晶粒尺寸之比大于 10∶1. 此外，選用的試樣保證兩端面不平整度誤差及直徑的誤差控制在±0.02 mm以內(nèi).

1.2 試驗裝置及過程

圖1（a）展示了傳感器的三維布置方式，巴西圓盤一個平面上布置4個Nano30聲發(fā)射傳感器，距離圓盤中心15 mm以90°等角分布. 另一面同樣布置4個Nano30聲發(fā)射傳感器，以90°等角分布，距離圓盤中心15 mm，與對面?zhèn)鞲衅麇e開45°，相當(dāng)于對面?zhèn)鞲衅黜槙r針旋轉(zhuǎn)45°. 試樣與傳感器接觸部位均勻涂抹耦合劑（硅脂），特制的夾具用于確保傳感器與試樣表面的接觸穩(wěn)定，以提高彈性波的傳遞及信號的接收. 非線荷載加載夾與試樣之間放置減摩片，以減少端部摩擦. 試驗前，分別對無應(yīng)力狀態(tài)下的線/非線荷載巴西圓盤試樣進(jìn)行2次波速測量，用于檢測傳感器與試樣表面的耦合情況，同時測量傳感器安裝精度及定位誤差的計算. 試驗中線/非線荷載以相同的荷載加載速率加載直至試樣破壞. GAW-2000型微機(jī)控制電液伺服剛性壓力試驗機(jī)的加載速率均為 30 N?s?1，保證其準(zhǔn)靜態(tài)加載.

圖1 加載裝置及聲發(fā)射信號采集流程. （a）兩種加載方式裝置；（b）聲發(fā)射采集系統(tǒng)原理；（c）聲發(fā)射采集系統(tǒng)實物圖Fig.1 Loading devices and acoustic emission signal acquisition setup:(a) two different loading devices; (b) schematic diagram of AE acquisition system;(c) photograph of AE acquisition system

1.3 聲發(fā)射數(shù)據(jù)采集

圖1（b）和圖1（c）展示了聲發(fā)射信號連續(xù)采集的流程及原理. 砂巖試樣中的微裂紋破裂及人工震源產(chǎn)生的擾動被試樣表面的Nano30傳感器監(jiān)測后，以電壓的形式傳輸給 100 kHz～1 MHz 帶通的PAD放大器單元. 信號被前置放大，增益值設(shè)定為30 dB. 而后信號傳輸?shù)絉ichter8連續(xù)采集系統(tǒng)，進(jìn)行信號連續(xù)采集，采集的數(shù)據(jù)被存儲到固態(tài)硬盤中. Richter8系統(tǒng)由Master-Slaver1組成，每個Richter可同步連續(xù)采集4個通道的數(shù)據(jù). 為測試傳感器安裝及定位精度，在加載前，由脈沖發(fā)生器接口單元PIU依次從傳感器S1到S8發(fā)射500 V脈沖. 500 V脈沖作為人工震源，剩余的7個傳感器作為接收器記錄信號.

2 試驗分析及結(jié)論

2.1 傳感器陣列及定位精度分析

試驗前對試樣進(jìn)行了2次無應(yīng)力狀態(tài)波速測量，以測量2為例，500 V高壓脈沖從S2發(fā)射，S1、S3～S8作為接收器接收信號，通過P波自動到時拾取而獲取到時時差，而后采用網(wǎng)格坍塌搜索算法進(jìn)行定位. 網(wǎng)格坍塌搜索算法是一種常用的定位算法，Geiger法僅適用于各向同性介質(zhì)易產(chǎn)生極大定位誤差，而單純形法迭代搜索最小殘差使其無法獲取全局最優(yōu)解. 網(wǎng)格坍塌搜索算法適用于非均質(zhì)性和各向異性速度模型，可獲得全局最優(yōu)解及產(chǎn)生較小的定位誤差[23]. 將兩組脈沖事件（人工震源）定位結(jié)果與已知傳感器位置進(jìn)行對比，非線荷載條件下的定位結(jié)果如圖2（a）所示. 兩種加載板條件下的結(jié)果表明定位誤差在北、東上的分量的絕對值均不超過 9 mm. 圖 2（b）給出了陣列分析工具和 L2 范數(shù)計算對假象坐標(biāo)點 (N,E,D) = (10 mm,0, 0)的定位殘差，定位殘差為0-3.08E-6之間，表明傳感器排布有很好的監(jiān)測效率. 綜合以上，可認(rèn)為本研究傳感器布設(shè)方式的定位精度較高，是合理可靠的.

圖2 傳感器三維定位殘差及主動震源定位結(jié)果. （a）主動震源定位結(jié)果及傳感器2波形信號；（b）定位殘差密度切片F(xiàn)ig.2 Misfit space density plane of 3D sensor array and active source locating result:(a) active source location result and the waveforms obtained through Survey 2; (b) density planes of misfit error

2.2 聲發(fā)射特征分析對比

圖3（a）展示了線荷載條件下巴西圓盤劈裂試驗聲發(fā)射特性，試驗過程一共采集了354 s連續(xù)聲發(fā)射波形信號. 采用觸發(fā)比率為0.5的拾取算法將連續(xù)聲發(fā)射信號進(jìn)行觸發(fā)處理，滿足不少于4個通道的波形存儲記錄204.8 μs的數(shù)據(jù). 一共1131個有效定位聲發(fā)射事件，其有效定位事件破裂震級三維分布及時空演化如圖4所示. 根據(jù)有效定位事件頻率的變化將線荷載試驗過程劃分為4個階段：階段1，有效定位事件有20個，頻率最低（不超過 1 s?1），破裂震級不超過?4.21. 階段 2 持續(xù)時間從 202.1992249 s至 304.9882426 s，一共有 412 個有效定位事件，隨時間不斷增加，階段末出現(xiàn)有效聲發(fā)射事件集中劇烈增加現(xiàn)象，最大頻率為48 s?1，破裂震級最大為?3.38. 圓盤起裂位于圓盤中心上、下約15 mm，且圓盤中心以上起裂面積大于圓盤以下. 階段3持續(xù)時間從306.1193752 s至334.8700203 s，一共有 265個有效聲發(fā)射定位事件，有效聲發(fā)射定位事件頻率隨時間分布較為均勻且相對較低（1～7 s?1），在階段末最大有效聲發(fā)射事件頻率劇增至 47 s?1，破裂震級最大為?2.78，位置基本與階段1相同，且圓盤中心以上更為集中.階段 4 持續(xù)時間從 336.0350351 s至 353.9187746 s，有434個有效定位事件，此階段開始有效定位事件頻率相對較低，約為 5 s?1，事件集中劇烈增加發(fā)生在階段末，為 234 s?1，破裂震級最大為?2.84. 位置主要集中在圓盤中心以上12 mm，且偏離中心位置.

圖3 荷載、聲發(fā)射事件累計數(shù)及頻率與時間的關(guān)系. （a）線荷載；（b）非線荷載Fig.3 Variations of load, AE event accumulation and located AE rate with time:(a) linear load; (b) non-linear load

圖4 線荷載條件下聲發(fā)射事件破裂震級及時空演化. （a）破裂震級三維視圖；（b）不同階段有效聲發(fā)射事件增量（依據(jù)信噪比繪制）Fig.4 Located magnitude and spatial evolution of AE events for the linear load:(a) the located magnitude shown in the 3D model; (b) the effective AE increment at different stages (marker sizes are scaled by signal to noise ratio)

圖3（b）展示了非線荷載條件下巴西圓盤劈裂試驗聲發(fā)射特性，試驗過程中一共采集了484 s連續(xù)聲發(fā)射波形信號. 一共931個有效定位聲發(fā)射事件，其有效定位事件破裂震級三維分布及時空演化如圖5所示. 同樣，根據(jù)有效定位事件頻率的變化將線荷載劃分為4個階段：階段1，有效定位事件頻率最低（1 s?1），破裂震級為?4.41；階段 2 持續(xù)時間從 100.5892033 s至 371.9930491 s，一共有203個效定位事件，隨時間不斷增加階段末出現(xiàn)有效聲發(fā)射事件集中劇烈增加現(xiàn)象，最大頻率為21 s?1，破裂震級最大為?3.48. 巴西圓盤起裂位于圓盤中心以下約 12 mm；階段 3持續(xù)時間從 373.4738827 s至423.9923606 s，一共有71個有效聲發(fā)射定位事件，頻率隨時間先減小后出現(xiàn)劇烈增加，最大有效聲發(fā)射事件頻率由約 3 s?1劇增至 72 s?1，破裂震級最大為?3.24，位置與階段1相比稍微靠近圓盤中心；階段 4 持續(xù)時間從 425.0513716 s至 484.2164435 s，一共有654個有效聲發(fā)射定位事件，開始階段有效定位事件頻率相對較低，約為 2 s?1，事件集中劇烈增加發(fā)生在階段末，頻率為 289 s?1，破裂震級最大為?2.09. 整體來說，非線荷載條件下有效聲發(fā)射事件定位位置較為分散，但基本位于加載方向，與實驗結(jié)果較為一致.

通過對線/非線荷載條件下巴西劈裂試驗試樣損傷演化對比，可以得出以下結(jié)論：相同加載速率下，階段2～階段4的聲發(fā)射事件發(fā)生在不同的位置，均隨著荷載的增加，平均震級隨之增大. 聲發(fā)射信號的信噪比亦呈增大趨勢，表明裂紋破裂釋放的能量隨著試樣接近破裂越來越大. 線荷載條件下顯著減緩了圓盤損傷累計的時間和釋放能量的大小，使得微裂紋迅速成核、擴(kuò)展及貫通，達(dá)到破壞峰值強(qiáng)度后發(fā)生劇烈的脆性破壞. 非線荷載條件下巴西劈裂試驗起裂時刻早于線荷載，且裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段（階段2）時間較長，表明非線荷載方式可有效控制微裂紋的穩(wěn)定擴(kuò)展. 這種現(xiàn)象可以解釋為非線荷載條件下隨著接觸面積增大，使圓盤受力面積增大，減緩了應(yīng)力集中，使圓盤內(nèi)部微裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展.

采用三點法[24]計算了裂縫網(wǎng)絡(luò)的幾何形狀，所得的極分布被投影到下半球，密度高的區(qū)域表明存在優(yōu)先取向. 有效定位聲發(fā)射事件的極點密度如圖6所示，結(jié)果表明線/非線荷載巴西圓盤破裂面均在整體上近似垂直. 然而，線荷載條件下巴西圓盤破裂面的走向分布在W12°N至W15°S范圍內(nèi)，非線荷載條件下巴西圓盤破裂面的走向分布在W18°N至W20°S范圍內(nèi)，表明非線荷載破裂面的局部扭曲程度大于線荷載. 作為對比，非線荷載條件下得到的宏觀破裂面局部扭曲程度亦大于線荷載.

采用Gutenberg-Richter關(guān)系式[25]表示震源與頻率的關(guān)系：

圖5 非線荷載條件下聲發(fā)射事件破裂震級及時空演化. （a）破裂震級三維視圖；（b）不同階段有效聲發(fā)射事件增量（依據(jù)信噪比繪制）Fig.5 Located magnitude and spatial evolution of AE events for the non-linear load:(a) the located magnitude shown in the 3D model; (b) the effective AE increment at different stages (marker sizes are scaled by signal to noise ratio)

圖6 微裂紋極點密度及宏觀破裂面模式. （a）線荷載；（b）非線荷載Fig.6 Stereonets of microcrack pole density and macroscopic fracture modes:(a) linear load; (b) non-linear load

式中，a為常數(shù)；b通常稱為b值，其變化規(guī)律可為前震提供先兆信息，是震級分布及能量釋放劇烈程度的重要指標(biāo)；N為不超過相對震級M的有效定位事件累計數(shù)；n為傳感器數(shù)量；di為第i個傳感器和震源之間的距離，m；WRMSi是第i個傳感器波形幅度的均方根；Wj是第i個傳感器的所有J個采樣點的第j個振幅點. 圖7展示了線/非線荷載聲發(fā)射事件累計次數(shù)lgN與相對震級M之間的關(guān)系. 線荷載條件下聲發(fā)射有效定位事件震級分布在?5.0～?2.78之間，震級M大于?4.0的聲發(fā)射事件占8.95%. 震級在?5.0～?4.50聲發(fā)射事件出現(xiàn)的次數(shù)最為集中，有效定位事件累計數(shù)呈遞減分布，當(dāng)向右端移動時，有效聲發(fā)射事件累計數(shù)驟然下降，且越來越低. 非線荷載條件下，聲發(fā)射有效定位事件震級分布在?4.99～?2.09之間，震級M大于?4.0的聲發(fā)射事件占36.3%. 有效定位事件累計數(shù)分布規(guī)律與線荷載條件下一致. 線荷載條件下，聲發(fā)射有效定位事件的累計頻數(shù)lgN與相對震級擬合直線方程為：

圖7 聲發(fā)射事件頻數(shù)、累計數(shù)與震級 M 的關(guān)系. （a）線荷載；（b）非線荷載Fig.7 Relationship between the frequency, cumulative number and magnitude M of AE events:(a) linear load; (b) non-linear load

式中，常數(shù)a為?4.0298，b值為 1.4955，R2=0.988. 此外，線性荷載條件下另一組砂巖巴西劈裂試驗的b值為1.3724[19]，兩組試驗的結(jié)果顯示了較好的一致性. 非線荷載條件下，聲發(fā)射有效定位事件的累計頻數(shù)lgN與相對震級擬合直線方程為：

常數(shù)a為?1.3110，b值為 0.9742，R2=0.980.

表1給出了線/非線荷載條件下巴西圓盤的聲發(fā)射特征結(jié)果，通過對比可以得出以下結(jié)論：相同加載速率下，線荷載較大震級事件較非線荷載少，b值較非線荷載要大. 震級分布結(jié)果表明線荷載條件能有效控制大震級聲發(fā)射事件的產(chǎn)生. 其原因可能是線荷載條件下施加面積較小，在小面積荷載條件下巴西圓盤邊緣產(chǎn)生了應(yīng)力集中，發(fā)生了局部剪切破裂而誘發(fā)圓盤的整體破裂.

表1 線/非線荷載條件下聲發(fā)射特征對比Table 1 Comparison of acoustic emission characteristics under linear/non-linear loading

2.3 震源機(jī)制反演

采用Knopoff 和Randal[26]提出的矩張量反演方法分析線/非線荷載過程中微裂紋破裂機(jī)制，將矩張量分解為各向同性部分（ISO）、純雙力偶（DC）和補(bǔ)償線性矢量偶極成分（CLVD）. 其中ISO部分可表示理想爆炸源或內(nèi)縮源，DC成分可代表剪切破裂或者斷層的相對錯動機(jī)制，CLVD成分為補(bǔ)償體積變化在平行于最大主應(yīng)力的平面內(nèi)產(chǎn)生的質(zhì)點運動[27]，矩張量各分量成分占比采用PISO、PDC和PCLVD表示，公式計算如下：

式中，trace(m)為 3×3 矩陣的跡；λi為矩張量的特征值；ε為衡量CLVD成分相對于DC成分大小的參數(shù)：

圖8（a）給出了線荷載條件下AE事件的矩張量分解的成分比例統(tǒng)計分析結(jié)果用以定量分析破裂類型. ISO、DC和CLVD成分比例分別主要分布在?60%～70%、?100%～100%和?100%～100%之間.依據(jù)Ohtsu[28]提出的判斷破裂類型的方法，張拉破裂、剪切破裂及混合型破裂占比分別為47.76%、24.79%及 27.35%. 圖8（b）給出了非線荷載條件下，ISO、DC和CLVD成分分別主要分布在?55%～55%、?100%～100%和?100%～100%之間. 依據(jù)Ohtsu的破裂類型的判斷方法，張拉破裂、剪切破裂及混合型破裂占比分別為48.92%、23.09%及28.03%.

圖8 矩張量成分占比. （a）線荷載；（b）非線荷載Fig.8 Percentage of component of moment tensor components for the linear load:(a) linear load; (b) non-linear load

為進(jìn)一步揭露震源機(jī)制，采用沙灘球表示單個震源破裂方位，以便直觀地展示三維坐標(biāo)系下巖石破裂方位（走向、傾角）等震源機(jī)制解[29?31]. 從線荷載條件下巴西劈裂試驗的有效聲發(fā)射定位事件選取震級最大的5個事件進(jìn)行矩張量分解，計算的破裂方位用沙灘球表示，如圖9（a）所示. DC成分對于理解試樣斷裂過程起著重要的作用，DC成分百分比最小為?55.8%，最大為45%. 其中2個的震源機(jī)制為剪切破壞（Majority DC），其余3個為非剪切破壞（Majority non-DC）. 非線荷載條件下巴西劈裂試驗的最大的5個有效定位事件的分解結(jié)果如圖9（b）所示. DC成分百分比最小為?87.3%，最大為46.5%. 其中，3個的震源機(jī)制為剪切破壞（Majority DC），其余 2個為非剪切破壞（Majority non-DC）.

表2展示了線/非線荷載條件下巴西圓盤的震源機(jī)制結(jié)果，通過對比分析可以得出如下結(jié)論，線/非線荷載條件下巴西劈裂試驗微裂紋破裂主要由張拉及剪切兩種破裂形式. 值得注意的是，其張拉破裂、剪切破裂所占比例接近，這是前人所沒有揭示的. 破裂的機(jī)制均可以解釋為近似平行于荷載方向上的張拉裂紋的萌生、擴(kuò)展及貫通.

3 起裂位置及評估抗拉強(qiáng)度的討論

許多 研 究學(xué) 者[8, 11, 32?33]報道 了 巖石 或 類 巖 石材料巴西劈裂試驗起裂位置偏離中心的現(xiàn)象，即便對平面加載裝置進(jìn)行了很多改進(jìn)，如弧形加載夾、墊條加載等，但巴西圓盤起裂位置偏離中心的現(xiàn)象仍然常常發(fā)生. 本研究中，線荷載條件下，低孔隙率砂巖圓盤試樣的起裂位置位于圓盤中心上方15 mm左右，而非線荷載條件下，起裂位置在圓盤中心下方12 mm左右，兩者不同階段聲發(fā)射事件發(fā)生在不同的位置. 線/非線性條件下，巴西圓盤試樣的起裂位置均不在圓盤中心，與二維理論假定存在較大出入. 巴西破裂試驗圓盤假定的二維受力條件實際是三維的，并且荷載條件對圓盤起裂位置影響顯著，隨著荷載接觸面積的增大巴西圓盤起裂位置向圓心位置靠近，這與Garcia-Fernandez等[12]的研究結(jié)論一致.

線荷載條件下巴西劈裂試驗的破裂峰值荷載為 11.10 kN，非線荷載條件下為 15.02 kN. 此外，還分別進(jìn)行了3組無聲發(fā)射監(jiān)測的線荷載條件下的巴西劈裂試驗，其峰值荷載的均值為9.96 kN；非線荷載條件下的巴西劈裂試驗，其峰值荷載的均值為14.67 kN[19]. 兩者的峰值荷載存在差異，非線荷載條件下，巴西劈裂峰值荷載大于線荷載條件，這與Komurlu和Kesimal[34]及Erarslan等[35]的研究結(jié)論一致. 本研究中，聲發(fā)射事件均分布在圓盤非中心位置，也從聲發(fā)射角度表明兩種加載裝置的荷載條件并不能保證巴西圓盤中心起裂，荷載接觸面積應(yīng)比ISRM建議的標(biāo)準(zhǔn)巴西破裂試驗大，以進(jìn)一步減弱圓盤與加載裝置接觸部位的應(yīng)力集中現(xiàn)象，這與前人[8, 36]的試驗觀察和數(shù)值分析結(jié)果一致.因此，由于巴西圓盤非中心起裂，可以推測其峰值荷載計算得到的抗拉強(qiáng)度可能要比真實值低.

4 結(jié)論

本文采用聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)，監(jiān)測低孔隙率砂巖巴西圓盤在線/非線荷載條件下破壞過程中的聲發(fā)射事件數(shù)量、能量特征、破裂機(jī)制等，從聲波信號上探索相同加載速率下不同荷載條件試樣三維損傷演化及震源機(jī)制的異同點，具體結(jié)論如下：

圖9 震級最大的 5 個聲發(fā)射事件震源機(jī)制解. （a）線荷載；（b）非線荷載Fig.9 Focal mechanism solutions of the five AE events with the largest magnitude:(a) linear load; (b) non-linear load

表2 線/非線荷載條件下震源機(jī)制對比Table 2 Comparison of focal mechanisms under linear/non-linear loads

（1）線/非線荷載條件下，低孔隙率砂巖圓盤試樣在相同加載速率下均為非中心起裂，兩者不同階段聲發(fā)射事件發(fā)生在不同的位置. 隨著試樣荷載的增加，信噪比和平均震級均隨之增大，裂紋破裂釋放的能量隨之增大. 特別是峰值附近，聲發(fā)射事件異常活躍，聲發(fā)射累計數(shù)及頻率呈跳躍式增長.

（2）圓盤所受荷載面積顯著影響損傷累計的時間和釋放能量的大小. 非線荷載較線荷載條件，其圓盤所受荷載面積逐漸增大，增加了損傷累計的時間和聲發(fā)射事件的劇烈程度，有效地控制了裂紋的穩(wěn)定擴(kuò)展，使得最終貫通發(fā)生的脆性破裂更劇烈. 圓盤接觸面積的變化，減弱了荷載接觸附近區(qū)域的應(yīng)力集中現(xiàn)象，從這個角度來說，非線荷載獲取抗拉強(qiáng)度的方法更為合理.

（3）線/非線荷載條件下各向同性部分（ISO）、純雙力偶（DC）和補(bǔ)償線性矢量偶極成分（CLVD）的頻率百分比，以及微裂紋破裂的主要類型所占比例對荷載條件并不敏感，兩者破裂的機(jī)制均可以解釋為近似平行于荷載方向上的張拉裂紋的萌生、擴(kuò)展及貫通.