三軸循環荷載下巖石動態特性參數研究

黃興建，付小敏，沈　忠，賓婷婷

（成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059）

三軸循環荷載下巖石動態特性參數研究

黃興建，付小敏，沈忠，賓婷婷

（成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059）

利用MTS815 Flex Test 40巖石力學試驗系統對粉砂質泥巖和泥質粉砂巖進行三軸循環荷載試驗。研究兩種巖石在三軸循環荷載作用下，動剪切模量和動泊松比參數的變化規律。結果表明：1）在相同軸向振動荷載和振動次數作用下，兩種巖石的動剪切模量隨著圍壓的增加呈現出先增加再減小的變化規律，動泊松比沒有明顯的變化規律。2）在相同圍壓和軸向振動荷載作用下，兩種巖石的動剪切模量隨著振動次數的增加呈現逐漸減小的變化規律，動泊松比呈現逐漸增加的變化規律。3）在相同圍壓和振動次數下，兩種巖石的動剪切模量與動泊松比隨著軸向振動荷載的增加都無明顯規律。試驗成果對研究巖土工程地基巖石的地震反應和邊坡工程的安全穩定性評價可提供參考依據。

粉砂質泥巖；泥質粉砂巖；三軸循環荷載；動剪切模量；動泊松比

0　引　言

近年來，地震成為我國最主要的自然災害之一。在油田開采前，進行地震后油田下巖芯的地震反應分析及巖體的穩定性評價工作至關重要，有必要對巖石動力學特性進行研究。目前巖石在單軸循環荷載下的研究已取得了很多成果。楊春和，劉建鋒等［1-3］關于巖石在單軸循環荷載下巖石的變形特性、阻尼參數、變形參數進行了研究，分析了循環荷載周次和動應力幅值對細砂巖的動彈性模量、動泊松比、阻尼比和阻尼系數的影響。葛修潤等［4］通過單軸循環荷載試驗，對巖石疲勞破壞和不可逆變形問題進行了研究，得出巖石的疲勞壽命主要由巖石本身結構、幅值荷載和荷載差決定；當應力水平達到某一“門檻值”后，循環周次增加將促使不可逆變形加速增長，最終導致整個試件破壞。周家文等［5］研究了單軸循環荷載下脆性巖石斷裂損傷力學特性，給出了一種根據應力-應變曲線計算損傷變量的方法。魏元龍等［6］對含天然裂隙脆性頁巖變形及破裂特征進行了研究，得出單軸循環荷載和裂隙對巖石屈服應力、破裂壓力和峰值強度的影響及裂隙頁巖的破壞模式主要呈拉剪貫通模式和拉貫通模式。張媛［7］研究了單軸循環荷載下巖石變形損傷及能量演化的試驗，結果表明隨著單軸循環周次的增加，巖石應力-應變滯回環曲線呈現由疏變密的特征，且殘余應變量逐漸減小并趨于穩定。馮春林等［8］研究了單軸循環荷載下巖石臨界荷載和疲勞強度的新方法，以全應力-應變曲線試驗為基礎，進行不同高，低應力水平疲勞試驗。結果表明，巖石的臨界強度不僅受巖石固有性質影響，而且受控于應力水平，特別是應力振幅。徐建光等［9］研究得出了單軸循環荷載下斷續裂隙試樣疲勞變形演化規律與完整巖石、完全離散的節理化巖體一致，均可劃分為初始變形、等速變形、加速變形3個階段，斷續裂隙巖體疲勞變形除受加載頻率及荷載水平的影響之外，還受到裂隙空間位置的明顯影響。所以目前對于巖石在單軸循環荷載下的力學參數和變形特性研究比較成熟。在三軸循環荷載下付小敏等［10］對巖石的變形及阻尼特性進行了研究，得出了相同軸向振動荷載作用下，動彈性模量和動阻尼比隨著圍壓的增加逐漸增加的變化趨勢，相同圍壓和軸向振動荷載下，動彈性模量隨振動周次的增加逐漸增加，動阻尼比與振次沒有明顯的變化規律。馬林建等［11］利用三軸試驗機進行不同荷載波形參數和不同圍壓下的鹽巖試驗的循環加、卸載試驗，分析了三向狀態下循環荷載作用對鹽巖變形、強度及損傷特性的影響。宮鳳強等［12］研究了圍壓、應變率與巖石的動態壓縮強度的變化規律。任浩楠等［13-14］探討了循環周次、圍壓以及不同應力狀態對大理巖阻尼比和阻尼系數、動彈性模量的影響。但是三軸循環荷載下，圍壓、動應力幅值、以及振動次數對于巖石的動剪切模量、動泊松比的影響還缺乏系統研究和探討。

本文利用三軸循環荷載試驗，分析探討了圍壓、軸向振動荷載、振動次數對巖石的動剪切模量和動泊松比的影響，為巖石動態力學特性參數研究提供參考。

圖1　粉砂質泥巖

圖2　泥質粉砂巖

圖3　MTS815 Flex40巖石力學試驗系統

1　試驗測試

1.1試驗樣品

試樣微風化粉砂質泥巖，取自一擬建構筑工程地基，取樣深度約為30m，為了保證試樣天然含水量不變，試樣按照工程巖體試驗方法標準［15］制作，采用切割機和磨石機對鉆孔巖芯進行干加工，試樣尺寸為65mm×130mm，圖1是選擇的18個粉砂質泥巖試樣及編號，天然總平均密度為2.54g/cm3。圖2是取自同一地區的18個泥質粉砂巖，試樣及編號，平均密度為2.55g/cm3。

1.2試驗設備

利用美國生產的MTS815 Flex40程控伺服巖石剛性試驗機（見圖3）進行測試。該系統具有加載框架剛度大、計算機伺服循環控制穩定、傳感器測試精度高等特點，試驗機軸向最大施加荷載3000 kN，圍壓最大值為100MPa，振動頻率達5Hz，振動波形可為正弦波、余弦波、三角波、方形波、斜波、隨機波。

1.3試驗方法

由于粉砂質泥巖取樣深度較淺，故施加1，2，3MPa三級圍壓對巖樣進行3組試驗，每組試驗個數6個，且每組施加不同的軸向振動荷載（通過施加不同振動荷載，求出軸向臨界破壞荷載）。泥質粉砂巖以同樣方式分為3組進行試驗。振動波形采用正弦波，頻率為1Hz，振動周次到2000次或試樣在某一軸向振動荷載下破壞則停止試驗。具體試驗過程如下：

1）防油處理

利用焊塑槍將熱縮管套在試件表面，使試件在液壓缸中完全與油隔離，調整試樣并安裝環向引伸計后放到三軸壓力室底座中央。

2）施加圍壓和軸向靜態荷載

根據巖石的取樣深度，給試件施加預定圍壓σ3，通過分析其受力特點及動應力大小，確定試件軸向加壓的初始靜荷載應力值：σ=σ3+σs。加載方式采用荷載控制，加載速度為軸向荷載15 kN/min，當軸向應力達到σ時停止加載。

3）施加動荷載

保持圍壓不變，以軸向應力σ為振動中心值，給試件施加幅值為σd，頻率為1Hz的軸向振動荷載，直到試件變形穩定或破壞。試驗時取σs=σd，加載方式如圖4所示。

2　試驗結果分析

通過對粉砂質泥巖與泥質粉砂巖進行加載試驗可得出兩種巖石在某一圍壓下的軸向臨界破壞荷載如表1所示。當巖石在側向均等壓力下，施加低于軸向臨界破壞荷載的等幅周期循環荷載作用時，由于巖石為非理想彈性體，巖石在每一級動應力作用下，動應力σd與相應動應變εd的曲線在時間上并不完全對應，二者之間存在一定的時間差，使得一個循環周次的動應力和動應變曲線形成一個滯回環。卸載段曲線不沿原加載段曲線返回，卸載段低于加載段，從巖石循環加載應力-應變曲線中，曲線與橫坐標圍成的部分面積，可反映外荷載對試樣所做的功和卸載時巖石釋放的彈性能。滯回環的平均斜率可反映動彈性模量Ed的大小。通過動應力-應變曲線（見圖5），根據式（1）、式（2）可求得動彈性模量Ed與動泊松比μd的值。根據動剪切模量與動彈性模量和動泊松比的關系，利用式（3）求出動剪切模量的值。

圖4　理論加載曲線

表1　不同圍壓下的軸向臨界破壞荷載　MPa

圖5　動應力-應變滯回環

式中：σdmax——滯回環軸向最大動應力；

εdmax——滯回環軸向最大動應變；

εdmin——滯回環軸向最小動應變；

εtmax——εdmax對應的環向最大動應變；

εtmin——εdmin對應的環向最小動應變；

G——動剪切模量。

圖6是粉砂質泥巖在22 MPa軸向振動壓力下對應的動應力-應變曲線及滯回環示例。結合圖6，選擇每一圍壓下試樣分別振動10，20，30，100，500，1 000，2 000次對應的動應力-應變關系曲線圖，通過式（1）～式（3）計算每一個試樣的動剪切模量和動泊松比，結果如表2～表5所示。

表2　粉砂質泥巖在不同圍壓、不同動應力的動剪切模量計算表

表3　泥質粉砂巖在不同圍壓、不同動應力的動剪切模量計算表

表4　粉砂質泥巖在不同圍壓、不同動應力的動泊松比計算表

表5　泥質粉砂巖在不同圍壓、不同動應力的動泊松比計算表

圖6　粉砂質泥巖在22MPa軸壓下的動應力-應變曲線及滯回環示例

圖7　粉砂質泥巖在22MPa振動荷載下對應不同圍壓的動剪切模量、動泊松比與振動次數曲線圖

圖8　泥質粉砂巖在15MPa振動荷載下對應不同圍壓的動剪切模量、動泊松比與振動次數曲線圖

2.1動剪切模量分析

從表2可以看出粉砂質泥巖在相同軸向振動荷載（22 MPa）和振次下，隨著圍壓從1 MPa增加到3 MPa，動剪切模量呈現先增加再減小的趨勢，2MPa達到最大平均值2.77GPa，變化情況如圖7（a）所示。

從表中還可以看出，粉砂質泥巖在相同圍壓和軸向振動荷載下，隨著振次的增加，動剪切模量逐漸減小，減幅在3%～20%之間。這是由于隨著振動次數的增加，雖然巖樣在振動荷載作用下，內部空隙越來越小，巖石越來越密實，表現的越來越穩定，但是試樣在擾動作用下仍然有剪切變形存在，而剪應力此時可認為不變，故動剪切模量逐漸減小。并且粉砂質泥巖在相同圍壓和振次下，隨著軸向振動荷載的增加，動剪切模量無明顯規律。

從表3可以看出泥質粉砂巖在3種相同分析情況下，動剪切模量變化規律與粉砂質泥巖一樣。動剪切模量變化情況如圖8（a）所示。

2.2動泊松比分析

從表4可以看出粉砂質泥巖在相同軸向振動荷載（22 MPa）和振次下，隨著圍壓從1 MPa增加到3MPa，動泊松比呈現先減小再增加的趨勢，2MPa達到最小平均值0.103，但變幅不大，在0.008～0.026之間波動，變化情況如圖7（b）所示。

從表4可以看出粉砂質泥巖在相同圍壓和軸向振動荷載下，隨著振次的增加，動泊松比呈逐漸增加的趨勢，增幅在16%～31%之間。這是由于隨著振動次數的增加，巖石內部空隙越加密實，所以在振動后期變形幾乎穩定，但環向約束相對軸向約束更弱，所以導致環向變形相對大于軸向變形，從而使動泊松比有所增加。

從表中還可以看出粉砂質泥巖在相同圍壓和振次下，隨著軸向振動荷載的增加，動泊松比無明顯規律。

從表5可以看出泥質粉砂巖除了在相同軸向振動荷載（15 MPa）和振次下，隨著圍壓從1 MPa增加到3MPa，動泊松比變化情況與粉砂質泥巖不同，變化情況如圖8（b）所示。其余兩種分析情況，動泊松比變化規律與粉砂質泥巖相同。

3　結束語

本次試驗進行了不同條件下巖石的三軸循環荷載試驗，得出了試驗圍壓、軸向振動荷載、振動次數對巖石動剪切模量和動泊松比的影響規律。得出的主要結論：

1）巖石在相同軸向振動荷載和振次下，隨著圍壓的增加，動剪切模量呈現出先增加再減小的趨勢。

2）試驗中若保持試樣圍壓和軸向振動荷載不變，隨著振動次數的增加，巖石的動剪切模量逐漸減小，而動泊松比逐漸增加。

3）巖石在相同圍壓和振次下，隨著軸向振動荷載增加，巖石的動剪切模量和動泊松比都無明顯規律。

4）巖石在試驗中，由于用熱縮管隔油，熱縮管對試樣起到了一定約束作用，所以試件在變形過程中還要克服熱縮管的約束力，故試驗結果還存在一定偏差性，具體偏差值值得進一步研究。

5）巖石的三軸循環荷載試驗表明，對巖石的動態力學特性研究，除了設計合理的試驗研究方案，巖石本身在動態作用下的變形復雜性對試驗的研究結果也有很大影響。對巖石的動剪切模量和動泊松比的研究，可以一定程度判斷巖石內部空隙的變化狀態，對實際工程中巖體震后的地震反應分析和邊坡工程安全穩定性評價提供借鑒。

［1］楊春和，馬洪嶺，劉建鋒.循環加、卸載下鹽巖變形特性試驗研究［J］.巖土力學，2009（12）：3562.

［2］劉建鋒，徐進，李青松，等.循環荷載下巖石阻尼參數測試的試驗研究［J］.巖石力學與工程學報，2010（5）：1036-1041.

［3］劉建鋒，謝和平，徐進，等.循環荷載下巖石變形參數和阻尼參數探討［J］.巖石力學與工程學報，2012（4）：770-777.

［4］葛修潤，盧應發.循環荷載作用下巖石疲勞破壞和不可逆變形問題的探討［J］.巖土工程學報，1992（3）：56-60.

［5］周家文，楊興國，符文熹，等.脆性巖石單軸循環加卸載試驗及斷裂損傷力學特性研究［J］.巖石力學與工程學報，2010（6）：1172-1183.

［6］魏元龍，楊春和，郭印同，等.單軸循環荷載下含天然裂隙脆性頁巖變形及破裂特征試驗研究［J］.巖土力學，2015（6）：1649-1658.

［7］張媛.循環荷載條件下巖石變形損傷及能量演化的實驗研究［D］.重慶：重慶大學，2011.

［8］馮春林，畢忠偉，吳永豐，等.循環荷載下巖石臨界強度的測定［J］.金屬礦山，2011（2）：13-16.

［9］徐建光，張平，李寧.循環荷載下斷續裂隙巖體的變形特性［J］.巖土工程學報，2008（6）：802-806.

［10］付小敏，熊魂，王從顏，等.三軸循環荷載下巖石的變形及阻尼特性試驗研究［J］.中國測試，2015，41（2）：1-4.

［11］馬林建，劉新宇，許宏發，等.循環荷載作用下鹽巖三軸變形和強度特性試驗研究［J］.巖石力學與工程學報，2013（4）：849-856.

［12］宮鳳強，李夕兵，劉希靈.三軸SHPB加載下砂巖力學特性及破壞模式試驗研究［J］.振動與沖擊，2012（8）：29-32.

［13］任浩楠，徐進，聶明，等.三軸循環荷載下大理巖阻尼參數的試驗研究［J］.長江科學院院報，2011（11）：72-76.

［14］聶明，徐進，任浩楠，等.大理巖阻尼參數與動彈性參數的動三軸試驗研究［J］.巖石力學與工程學報，2011（S2）：3989-3994.

［15］工程巖體試驗方法標準：GB 50266—1999［S］.北京：中國標準出版社，1999.

（編輯：李妮）

Study on dynamic characteristic parameters of rock under triaxial cyclic loading

HUANG Xingjian，FU Xiaomin，SHEN Zhong，BIN Tingting
（State Key Laboratory of Geohazard Prevention and Geoenvironment Protection，Chengdu University of Technology，Chengdu 610059，China）

MTS815 Flex Test 40 rock mechanics test equipment is used for triaxial cyclic loading tests to silty mudstone and argillaceous siltstone to study the changing laws of their dynamic shear modulus and dynamic Poisson's ratio under triaxial cyclic loading.Results show that：1）Under the same axial vibrating load and number of vibration，the dynamic shear modulus of the two rocks increases first and then decreases as the confining pressure increases，while the dynamic Poisson's ratio does not show any obvious changes.2）Under the same confining pressure and axial vibrating load，the dynamic shear modulus of the two rocks gradual decreases as the number of vibration increases，while the dynamic Poisson's ratio gradually increases.3）Under the same confining pressure and number of vibration，the dynamic shear modulus and dynamic Poisson's ratio of the two rocks do not show any obvious lawsas the axial vibrating load increases.The results provide reference for further study on seismic response of geotechnical engineering foundation rocks and evaluation on safety and stability of slope engineering.

siltymudstone；argillaceoussiltstone；three axial cyclic loading；dynamicshear modulus；dynamic Poisson's ratio

A

1674-5124（2016）07-0117-06

10.11857/j.issn.1674-5124.2016.07.024

2016-02-03；

2016-03-18

國家自然科學基金項目（41272321）

黃興建（1991-），男，四川遂寧市人，碩士研究生，專業方向為巖土工程。

付小敏（1963-），女，四川綿陽市人，研究員，主要從事巖石室內試驗研究。