沖擊載荷下運動裂紋與空孔相互作用的焦散線試驗研究

　　摘 要:為了研究含有圓形缺陷的半圓盤試件在不同沖擊速度下的斷裂特征,采用霍普金森桿加載系統和動態焦散線試驗系統,對半圓盤試進行了試驗研究。 結果表明:裂紋起裂前,焦散斑半徑出現跳躍情況,是入射桿的反復加載造成的;隨著沖擊速度的增加,裂紋穿過圓形缺陷的應力強度因子峰值有所增加,裂紋穿過圓形缺陷的擴展速度也增加明顯;隨著圓形缺陷半徑的增大, 裂紋在圓形缺陷處發生二次起裂時的應力強度因子變大。

　　關鍵詞:半圓盤;焦散線;裂紋擴展速度;應力強度因子;SHPB

　　駱浩浩; 張淵通; 左進京; 李成孝; 李煒煜礦業科學學報2021-12-01

　　巖石作為一種非連續、非均質性脆性材料,經常包含節理裂隙、孔洞等天然缺陷。 地下工程巖體中的巖石不僅承受來自重和構造應力等靜態載荷, 也承受著來自循環爆破、機械鑿巖等動態載荷。 而沖擊載荷下,含有裂紋缺陷巖體的靜態力學行為和動態力學行為差別較大。 巖石在動載荷作用下的應力波和裂紋之間的相互作用,常受到慣性效應、應變率效應等因素的影響。 研究含有裂紋缺陷的巖體在沖擊載荷下的力學行為,可為巖體的安全性評估提供參考。動態斷裂的試驗方法有動焦散試驗系統、動態光彈試驗系統、霍普金森桿試驗系統和掃描電鏡等。 Kobayashi 等[1]采用動態光彈對試件的瞬態斷裂過程進行了測試;楊仁樹、岳中文等[2-3] 采用動態焦散線試驗系統對有機玻璃的斷裂過程進行研究,指出空孔位置對裂紋擴展具有一定的導向作用;許鵬等[4] 研究了垂直層理對切縫藥包裂紋擴展的影響;郭東明等[5] 研究了爆炸載荷下臨近硐室裂紋擴展機理;李清等[6] 對含有偏置裂紋的半圓盤試件進行了研究;楊立云等[7] 討論了裂紋缺陷對裂紋起裂時間、擴展速度和應力強度因子的影響;李成孝等[8]研究了單側半圓盤Ⅰ型和Ⅰ-Ⅱ混合型裂紋擴展問題。

　　Chen 等[9]采用霍普金森桿對有機玻璃進行了動態拉伸和壓縮試驗,結果表明有機玻璃動態拉伸的破壞值低于靜態試驗值;張廷毅等[10] 進行了混凝土切口梁三點彎試驗,探討了水灰比、骨料最大粒徑對混凝土斷裂韌度的影響規律;王海軍等[11] 研究了三點彎脆性固體內裂紋擴展規律,發現內裂紋的存在極大地降低了試件的強度;左建平等[12] 采用掃描電鏡進行了偏置缺口玄武巖三點彎試驗, 指出裂紋在玄武巖表面、厚度方向上非線性擴展。動態斷裂過程的理論分析有很多, 姚學鋒等[13]研究了初始裂紋偏離梁中心線與梁長度一半之比與裂紋擴展行為的關系;Theocaris 等[14] 通過裂紋尖端應力分量表達式,提出了裂紋尖端焦散線形狀的理論計算公式;劉新榮等[15] 推導了巖石顆粒流細觀應力和應力強度因子的理論公式,建立了巖石斷裂韌度和強度參數之間的理論模型。 除了理論分析、室內試驗,數值模擬也是研究動態斷裂的有效方法。 徐文斌等[16] 采用 PFC 軟件研究了充填體不同偏置裂紋的斷裂特性,得出隨裂紋偏置比的增加,斷裂峰值荷載增大;賈敬輝等[17] 使用 RFPA2D-Dynamic 軟件對偏置裂紋的三點彎曲梁進行了數值模擬,得出當加載峰值確定時,均質度越高,裂紋臨界偏置的值越大。上述研究從理論分析、室內試驗和數值模擬等方面分析了裂紋動態斷裂特性,然而較少關注沖擊速度、缺陷尺寸對裂紋擴展過程的影響,且對缺陷體與運動裂紋之間的系統性研究不足。 本文結合動態焦散線和霍普金森試驗系統,控制氣壓獲得不同的入射桿沖擊速度,對運動裂紋與缺陷體的相互作用關系進行了研究。

　　1 試驗原理及試驗系統

　　1. 1 試驗系統

　　試件表面受到力的作用時,裂紋尖端的光學性質發生變化,平行光透過試件形成焦散斑和焦散線。 焦散線系統成像原理如圖 1 所示。霍普金森桿試驗系統主要由子彈、紅外激光測速器、入射桿、透射桿、吸收桿和阻尼器組成。 本 試 驗 中 入 射 桿、 透 射 桿 的 直 徑 均 為 50 mm,長度分別為 2 000 mm、1 800 mm,縱波波速為 5 240 m / s。 為便于觀測半圓盤試件的動態斷裂過程,將動態焦散線試驗系統與霍普金森桿試驗系統垂直布置。 動態焦散線試驗系統包括激光光源、擴束鏡、場鏡、高速相機和計算機等裝置。 霍普金森桿作為半圓盤試件的動力加載方式,動態焦散線試驗作為動態斷裂過程的觀測手段,將這 2 種實驗系統結合起來,研究沖擊加載下的半圓盤試件的動態斷裂過程,試驗系統如圖 2 所示。

　　1. 2 應力強度因子

　　Ⅰ型裂紋焦散線曲線相對于裂紋是對稱的,Ⅰ 型和Ⅱ型混合模式下,焦散線曲線相對于裂紋呈現出非對稱性。 Beinert 等[18] 研究了焦散線在沖擊、爆炸等動態斷裂情況下的應用,裂紋尖端動態應力強度因子可以表示為 K d I = 2 2πF(v) 3g 5 / 2Z0 ctdeff D 5 / 2 max (1) 式中,K d I 為Ⅰ型裂紋尖端應力強度因子;F(v)為速度調節因子,取值 1;g 為數值因子,取值 3. 17;Z0 為試件與參考平面之間的距離,取值 800 mm;ct 為材料的光學應力常數,取值 0. 8×10 -10 m 2 / N;deff 為試件厚度,取值 5 mm;Dmax 為受沖擊試件預制裂紋尖端焦散斑最大半徑,mm。

　　1. 3 裂紋擴展速度

　　不同時刻的裂紋尖端位置為 L( t),某時刻裂紋擴展速度[19]可以表示為 V(t) = dL(t) dt ≈ L(t + 1) - L(t - 1) 2Δt (2) 式中,Δt 為高速相機采集的間隔時間;L( t-1) 、L ( t+1)分別為 t 時刻前、后兩幅焦散線圖片中裂紋尖端的位置。

　　2 試驗方案

　　試驗材料選用透明有機玻璃板(PMMA),通過發射氣壓控制入射桿的加載速度為 1. 2 ~ 2. 8 m/ s。半圓盤試件的半徑為 25 mm、厚度為 5 mm。 預制裂紋長度為 2 mm,2 個支撐點之間的距離為 40 mm。圖 3 為半圓盤試件的結構示意圖。 半圓形中央的圓形缺 陷 半 徑 依 次 為 1. 0 mm、 1. 5 mm、 2. 0 mm、 2. 5 mm、3. 0 mm。 相機型號為 Fastcam-SA5,本次拍攝選用 100 000 fps。 試件材料的力學參數見表 1。

　　3 試驗結果分析

　　3. 1 焦散線圖像分析

　　不同半徑的半圓盤試件依次編號為 r-1. 0、r1. 5、r-2. 0、r-2. 5、r-3. 0,以霍普金森桿為動態加載手段、動態焦散線為觀測手段,對 PMMA 的半圓盤試件進行動態破壞試驗,得到了裂紋起裂和裂紋擴展時的焦散線圖像(圖 4)。在入射桿沖擊載荷的作用下,半圓盤試件左側中間位置、2 個支撐點、直線型預制裂紋處的光學折射率首先發生變化,這是由于這幾處發生應力集中現象。 隨著時間推移,直線型預制裂紋尖端的焦散斑逐漸變大,圓形預制缺陷的左側也出現了焦散斑。 直線型預制裂紋的焦散斑半徑在變大的過程中,出現了變小又變大的情況,這種跳躍情況,可能是直線型預制裂紋尖端能量聚集的過程中入射桿多次加載導致。 圓形預制缺陷焦散斑的聚集并沒有導致裂紋從圓形缺陷處起裂,而是從直線型預制裂紋尖端開始起裂,直至試件完全斷裂。

　　3. 2 裂紋擴展速度分析

　　圖 5 所示為半圓盤的圓形缺陷半徑 1 mm 時, 不同入射桿速度的裂紋擴展速度變化曲線。 將入射桿剛開始接觸試件的時刻記為零時刻,隨著入射桿與半圓形試件的接觸,應力波迅速傳播到半圓形試件的裂紋尖端上,裂紋從半圓盤直線型預制裂紋處開始起裂。 運動裂紋穿過半圓盤試件可分為能量聚集、一次起裂、穿過圓孔和二次起裂 4 個階段。圖 5 缺陷半徑 1 mm 時裂紋二次起裂時的速度隨時間變化曲線 Fig. 5 When the defect radius is 1 mm,the speed of the second crack initiation varies with time (1) 能量聚集。 入射桿的沖擊載荷直接作用到半圓盤試件上,在直線型預制裂紋上聚積能量, 該階段裂紋未起裂。 (2) 一次起裂。 約 400 μs 時,裂紋開始起裂, 裂紋起裂速度迅速上升,隨后裂紋擴展速度略小于起裂速度;約 440 μs 時,試件一次起裂達到峰值速度。 一次起裂的峰值速度與入射桿沖擊速度正相關。 (3) 穿過圓孔。 約 780 μs 時,運動裂紋擴展至 1 mm 的圓形缺陷,裂紋擴展速度逐漸降為 0。 (4) 二次起裂。 約 900 μs 時,能量在圓形缺陷端部再次積聚,半圓盤試件二次起裂;約 960 μs 時,運動裂紋完全穿過半圓盤試件。 運動裂紋穿過圓形缺陷,二次起裂比一次起裂峰值速度高,且運動裂紋擴展速度急劇下降。分析結果表明:隨著入射桿沖擊速度的降低, 一次起裂、二次裂紋擴展的峰值速度也隨之下降, 但兩者的關系并不是線性關系,需要進一步地研究。

　　3. 3 動態應力強度因子分析

　　圖 6 表示了半圓形圓盤缺陷為 1 mm 時,不同入射桿沖擊速度下裂紋尖端應力強度因子 KⅠ隨時間變化關系曲線。

　　(1) 能量聚集。 入射桿的沖擊載荷作用下, 試件直線型預制裂紋尖端不斷積聚能量,隨時間的推移,應力強度因子先上升后下降,再小幅振蕩直至裂紋起裂,這種現象可能是入射桿多次加載導致。 (2) 一次起裂。 半圓盤試件開始沿著直線型預制尖端擴展,裂紋起裂時的應力強度因子表示起裂韌度,裂紋擴展時的應力強度因子表示擴展韌度。 約 400 μs 時,半圓盤試件開始一次起裂,隨著入射桿沖擊速度的下降,試件的起裂韌度有所下降。 裂紋起裂后,裂紋擴展過程中的應力強度因子有小幅下降,這說明裂紋起裂韌度大于擴展韌度。 (3) 穿過圓孔。 約 780 μs 時, 運動裂紋與 1 mm 圓形缺陷重合,裂紋尖端的應力強度因子降為0。 (4) 二次起裂。 約 900 μs 時,能量再次在圓形缺陷端部聚集,隨后裂紋尖端的應力強度因子迅速下降,直至試件完全斷裂。 二次起裂的斷裂韌度較一次起裂的高,可能是圓形裂紋的鈍化,需要聚集更大的能量,裂紋才能二次起裂。 二次起裂的斷裂韌度也隨入射桿沖擊速度的降低而降低。 在試件為半圓盤構件下,本文采用的霍普金森入射桿加載方式與文獻[20]采用的落錘三點彎曲加載方式對比,入射桿加載較落錘加載表現出 2 個特點:一是能量聚集過程較長;二是運動裂紋擴展速度更快。

　　動態能量釋放率反映出裂紋擴展過程中克服擴展阻力的能力。 文獻[21]從能量角度分析,裂紋尖端臨界斷裂能釋放率與動態起裂韌度之間的關系為 GIc = (K d Ic) 2 / Ed (3) 式中,GIc 為能量釋放率;K d Ic 為動態斷裂韌度;Ed 為彈性模量。通過式(3) 可計算裂紋擴展過程中一次起裂和二次起裂的能量釋放率。 裂紋擴展過程中的能量釋放率隨著沖擊速度的降低而降低,這說明能量釋放率隨入射桿沖擊速度的變化規律與斷裂韌度保持一致。

　　3. 4 空孔直徑和沖擊速度對裂紋擴展的影響

　　圖 7 表示不同入射速度及不同孔徑下裂紋二次起裂時的 K d Ⅰ值。 具體數據見表 2。

　　(1) 相同入射桿沖擊速度下,不同半徑的圓形缺陷對運動裂紋擴展的影響。 當入射桿沖擊速度為 v1 = 2. 7 m / s 時,隨著圓形缺陷半徑的增大,運動裂紋穿過圓形缺陷二次起裂的應力強度因子隨之增大,這是因為圓形缺陷的不斷增大,缺陷端部越來越鈍化,也就是圓形缺陷端部的曲率越來越小, 需要更多的能量才能從圓形缺陷處二次起裂。 (2) 相同圓形缺陷半徑下,不同入射桿沖擊速度對運動裂紋擴展的影響。 當圓形缺陷半徑為 1. 5 mm 時,隨著入射桿沖擊速度的提高,裂紋穿過圓形缺陷二次起裂的應力強度因子也有相應增加, 這說明含有圓形缺陷半圓盤的動態強度有所提高。這種現象在巖石材料中較為常見。

　　文獻[22] 研究得出,巖石動態強度隨應變率的增大而增大,兩者之間近似呈冪函數關系;文獻 [23]研究表明,巖石的起裂峰值應力隨應變率的增加而增加。 本文采用動態焦散線試驗對半圓盤試件的動態斷裂特征進行研究,分析了裂紋尖端應力場變化特征,未對入射桿、透射桿的應變信號進行采集,僅考慮入射桿沖擊速度對裂紋擴展特征的影響。 今后應從應變率角度對運動裂紋的斷裂特征進行深入的研究。

　　4 結 論

　　(1) 入射桿沖擊半圓盤試件的過程中,裂紋起裂前,能量在直線型預制裂紋尖端積聚過程中,焦散斑直徑出現了變小又變大的情況,這是入射桿反復加載導致的。 (2) 不同的入射桿沖擊速度穿過半徑為 1 mm 圓形缺陷時,二次起裂穿過缺陷的峰值速度高于一次起裂,且二次起裂的峰值速度隨入射桿沖擊速度的降低而降低。 (3) 圓形缺陷半徑相同的條件下,隨著入射桿沖擊速度的增大,運動裂紋穿過圓形缺陷出現應力集中現象,二次起裂的應力強度因子隨之提高,這說明含有圓形缺陷半圓盤的動態強度隨入射桿的沖擊速度增加而增加,這與巖石材料的應變率效應一致。