不同试验条件和含水状态下花岗岩的声发射与破裂演化特征

张恒源; 郭佳奇; 孙飞跃; 石晓燕; 朱子辉

doi:10.11858/gywlxb.20220577

不同试验条件和含水状态下花岗岩的声发射与破裂演化特征

doi: 10.11858/gywlxb.20220577

1.
河南理工大学土木工程学院, 河南焦作　454000
2.
军事科学院国防工程研究院, 河南洛阳　471023

基金项目: 国家自然科学基金（52178388，51778215）；河南省自然科学基金（212300410146）；河南省科技攻关项目（212102310292）

详细信息

作者简介:
张恒源（1998－），男，硕士研究生，主要从事隧道与地下工程防灾减灾研究.E-mail：zhy983@163.com

通讯作者:
郭佳奇（1981－），男，博士，副教授，博士生导师，主要从事隧道与地下工程防灾减灾研究.E-mail：gjq519@163.com

中图分类号: O347; TU45
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出版历程
- 收稿日期: 2022-05-06
- 修回日期: 2022-05-30
- 录用日期: 2022-08-23
- 网络出版日期: 2022-11-04
- 刊出日期: 2022-12-05

Acoustic Emission and Fracture Evolution Characteristics of Granite under Different Testing and Moisture Conditions

1.
College of Civil Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454000, Henan, China
2.
Institute of Defense Engineering, AMS, PLA, Luoyang 471023, Henan, China

摘要

摘要: 为进一步揭示含水岩石破裂演化机制和裂纹扩展规律，开展了不同含水状态花岗岩的单轴压缩试验、巴西劈裂试验和直剪试验，得到了岩石在变形破坏过程中的力学、声学信息，结合声发射振铃计数和特征参数（RA）与平均频率（AF）的相对关系，厘清了含水花岗岩在不同试验条件下的微观破裂特征。结果表明：水对岩石的抗压、抗拉、抗剪强度以及弹性模量均有明显的弱化作用；不同试验条件下花岗岩的声发射信号存在明显差异，单轴压缩条件下声发射振铃计数在峰值应力点附近激增且信号活动主要出现在峰值应力点后，巴西劈裂条件下声发射振铃计数的整体波动相对较小，直剪试验条件下振铃计数激增现象比单轴压缩明显提前，呈阶梯式增长；单轴压缩条件下张拉裂纹数量呈现先减少再增加的趋势，而剪切裂纹始终在减少，直剪试验条件下剪切裂纹占主导作用，巴西劈裂条件下张拉裂纹占主导作用；不同试验条件下水对花岗岩剪切裂纹和张拉裂纹的影响机制类似，水会促进岩石内部张拉裂纹的发育而抑制剪切裂纹的发育。研究结果可为进一步探究工程围岩在不同应力场下的破裂特征提供一定的参考依据。
- 岩石力学 /
- 声发射 /
- 破裂演化 /
- 裂纹类型 /
- RA-AF值
Abstract: To reveal the fracture evolution mechanism and crack propagation law of water-bearing granite, uniaxial compression, Brazilian splitting and direct shear tests of granite with different water-bearing states were carried out. The mechanical and acoustic information of rock during deformation and failure were obtained. Combined with acoustic emission ringing count and the relationship between RA (ratio of rise time to amplitude) and AF (average frequency), the microscopic fracture characteristics of water-bearing granite under different test conditions were clarified. The results show that water has obvious weakening effect on the compressive strength, tensile strength, shear strength and elastic modulus of rock. There are significant differences in acoustic emission activities of granite under different test conditions. Under uniaxial compression, the ringing count of acoustic emission surges near the peak stress point and the signal activity mainly occurs after the peak stress point. Under Brazilian splitting condition, the overall fluctuation of the ringing count of acoustic emission is relatively small. Under direct shear test, the ringing count surges significantly earlier than that of uniaxial compression and increases in a stepwise manner. The influence mechanism of water on shear cracks and tensile cracks of granite under different test conditions is similar, that is, the presence of water increases the number of tensile cracks in the rock and reduces the number of shear cracks. In uniaxial compression, tensile cracks show a trend of decreasing first and then increasing, while shear cracks are always decreasing. Shear cracks play a leading role in the direct shear test, and tensile cracks play a leading role in the Brazilian splitting. The research results provide some reference for further study on the fracture characteristics of engineering surrounding rock under different stress conditions.
- rock mechanics /
- acoustic emission /
- fracture evolution /
- crack type /
- RA-AF value

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轴对称柱壳结构是战斗部件的典型代表，其在爆炸载荷下的变形和破坏问题一直是武器研究的热点之一^[1-10]。目前，对金属柱壳变形剪切的影响研究主要集中在不同材料的自身特性、显微组织和缺陷结构上^[11-17]，而表面加工介观状态对柱壳剪切带影响的研究相对较少。Nesterenko等^[18]首次通过厚壁圆筒（thick-walled-cylinder，TWC）装置研究了外爆下柱壳内剪切带的演化。而后，Nesterenko等^[19]和Meyers等^[20]先后对不锈钢和钛进行了TWC外爆实验，发现剪切带产生于柱壳内壁，并由内向外发展。黄西成^[21]经过理论分析得出，在外爆加载下柱壳的最大应力产生于柱壳的内表面。Yang等^[22]通过开展内表面预制缺口的TWC实验，发现内表面缺口能诱发剪切带优先形成，并对周围剪切带的形成产生屏蔽作用，表明内表面缺陷影响剪切带的形成和发展。任国武等^[23]通过钛合金柱壳内爆膨胀断裂实验研究发现，柱壳内壁率先诱发剪切带，剪切带由内向外贯穿，最终导致试样断裂。在爆炸载荷下，剪切带率先在柱壳内壁形核，柱壳内壁的表面加工介观状态会对剪切带产生重要影响，其中，内壁表面粗糙度如何影响剪切带行为以及影响规律如何仍有待探索。

随着计算技术的发展，有限元模拟在研究材料及结构的高速变形及断裂机理方面具有较明显的优势。与爆炸实验相比，有限元模拟有助于获得爆炸过程的详细数据和图像、理解其内在物理机制，常被用于爆炸冲击下材料及结构的变形、损伤和断裂等问题的研究^[24-33]。黄西成^[21]在外爆304不锈钢柱壳的数值模拟中发现，材料的初始微缺陷会诱发损伤，其随机分布会影响损伤演化，导致柱壳的非对称断裂。刘明涛等^[34-35]通过概率型材料本构实现了材料的不均匀性，由此模拟了金属柱壳在爆轰加载下的剪切断裂过程。Lovinger等^[36]在数值模拟中，将柱壳内壁正弦波边界作为表面缺陷，研究结果表明，只有当缺陷较大时，主剪切带才会影响周围的细小剪切带。以上研究主要通过调整材料参数来改变柱壳内表面的应力状态，并没有改变柱壳内表面材料的物理结构，柱壳内表面的粗糙度对其剪切行为影响的物理机制仍不清楚。45钢是一种优质的碳素结构钢，因调质处理后具有良好的综合力学性能而被广泛用于机械制造、交通运输和国防工业等领域，其在冲击载荷下的变形和断裂是人们非常关注的问题^{[12, 37-38]}。本研究通过制备具有不同表面粗糙度的45钢柱壳，采用TWC技术研究在爆炸载荷下45钢柱壳内表面粗糙度对其剪切带数量和轨迹的影响，并采用ANSYS/Workbench有限元软件对爆轰实验过程进行模拟，为理解柱壳在高应变率下剪切变形行为的物理图像和相关工程设计提供有价值的参考。

1. TWC实验及有限元模拟

1.1 样品及实验方法

本实验材料选择商业45钢棒材，其化学成分（质量分数）如表1所示。

表 1 45钢的化学成分

Table 1. Chemical composition of 45 steel %

C	Si	Mn	S	P	Ni	Cr	Cu	Fe
0.44	0.23	0.56	0.012	0.014	0.04	0.06	0.07	Rest

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将45钢棒材进行调质处理后，加工成内径为15 mm、外径为21 mm、长67 mm的圆管，将加工好的45钢圆管进行退火（550 ℃保温2 h），然后通过电火花线切割机采用不同的电参数对内表面进行切割，采用Marsurf M300C粗糙度仪测量内壁的粗糙度，结果如图1所示。其中：R_z表示轮廓中多个峰高和谷深的平均值之和，其值越大，表面轮廓中峰谷纵深越大；R_sm表示相邻轮廓峰谷单元的平均宽度，其值越小，表面轮廓中峰谷数量越多。图1(a)对应粗糙度较小的样品，R_z=5.8 μm，R_sm=455 μm，此时曲线整体较平整，峰高较小，峰谷间距较大；随着R_z逐渐增大到20.9 μm，R_sm依次减小到179 μm，曲线密集波动，峰高增大，峰谷间距缩小，如图1(e)所示。从图1(a)～图1(e)可以观察到内表面轮廓曲线大致呈现周期性变化，表面粗糙度越大的样品，曲线的峰高和谷深越大，峰谷数量越多，轮廓的峰谷单元平均宽度减小。

图 1 45钢样品的粗糙度轮廓线

Figure 1. Roughness contour line of 45 steel sample

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观察具有不同内表面粗糙度的45钢圆管横截面，如图2所示，可以看出：随着表面粗糙度的增大，表面轮廓峰谷的纵深差值不断增大，峰谷的宽度不断减小，峰谷的纵深差值和间距与图1中的轮廓曲线基本一致。

图 2 45钢圆管的表面形貌

Figure 2. Surface morphology of 45 steel cylindrical shells

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为了研究内表面粗糙度对45钢柱壳剪切带行为的影响，采用TWC实验技术对加工好的样品开展外爆加载实验。在圆管样品内外分别套上铜管作为制动管和驱动管，为减少应力波在管壁之间界面上反射，在圆管之间填充环氧树脂。外壳材料选用PVC管，在PVC管和驱动管及顶盖之间均匀填充炸药，炸药选取改性铵油炸药，炸药的密度为0.78 g/cm³，爆速为3.2 km/s。实验装置如图3所示，采用一端顶点起爆方式起爆，顶盖的斜坡设计是为了减少爆轰波对圆管轴向的加载，驱动管外炸药产生爆轰波，从而驱使铜管和45钢圆管向内坍塌发生塑性变形，诱发剪切带形成。实验装置的尺寸如表2所示。

表 2 实验装置的尺寸

Table 2. Size of experimental device

Component	Internal diameter/mm	Outer diameter/mm	Length/mm	Thickness/mm
Copper stopper	11	15	67	2
Specimen	15	21	67	3
Copper driver	21	25	67	2
Explosive	25	73		24

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图 3 TWC实验装置

Figure 3. Thick-walled cylinder experimental device

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为研究不同表面粗糙度对多重剪切带的自组织行为的影响，对爆炸后的样品进行回收。为了比较不同样品在相同应变下的剪切带行为，计算其等效应变ε_eff，即

${\varepsilon _{{\rm{eff}}}} = \frac{2}{{\sqrt 3 }}\ln {\frac{{{r_0}}}{{{r_{\text{f}}}}}}$

(1)

式中：r₀和 r_f分别为样品参考点的初始半径和最终半径。

对实验后的样品进行回收并切片，机械抛光后，用4%硝酸酒精溶液腐蚀，然后进行金相观察。通过测量实验后切片样品的内径，由式(1)计算等效应变，比较相同应变下不同样品的剪切带行为。

1.2 有限元数值模拟

在外爆加载下金属柱壳的坍塌过程中，由于径向爆轰速度比轴向高一个数量级，因此可以将滑移爆轰过程中圆管横截面近似为平面应变模型^{[12, 39]}，建立二维平面应变模型，见图4。模型中各部件材料尺寸均与实验一致，如表2所示。采用二维平面应变自适应网格，网格尺寸为30 μm，可以满足计算所需的精度要求，并且自适应网格能够较好地避免高应变率下材料变形计算过程中由网格破坏造成的计算不收敛导致的计算终止。部件之间的接触采用面-面无摩擦接触。

图 4 表面粗糙度的二维模型

Figure 4. Two dimensional model of surface roughness

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在实际的表面粗糙度加工中，峰谷之间的纵向高度差和峰谷数量是难以精确控制的。因此，利用ANSYS/Workbench模拟45钢柱壳时，根据实际情况中柱壳的内表面粗糙度轮廓，采用模型对其进行简化，通过模型函数中变量的变化来表征表面粗糙度中相关参数的差异，具体如下

$R = {R_0} + {R_\textit{z}}\cos \left( {\frac{{\text{π }}}{2}nt} \right)$

(2)

式中：R₀为柱壳初始内径；t=360°，为柱壳角度位置参量；n为峰谷数。2πR₀/n即为表征表面粗糙度的峰谷单元的平均宽度。

用式(2)表征内表面的粗糙度变化时，通过改变R_z和n的大小模拟不同内表面粗糙度，表3列出了模拟中选取的表面粗糙度参数。

表 3 表面粗糙度模拟参数

Table 3. Simulation parameters of surface roughness

No.	R_z/μm	R_sm/μm
1	10	471, 235, 157
2	50	471, 235, 157

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选用Johnson-Cook本构模型^[40]作为材料的本构关系，其表达式如下

${\sigma _{{\rm{eff}}}} = \left( {A + B\varepsilon _{\text{p}}^n} \right)\left( {1 + C\ln {{\dot \varepsilon }^*}} \right)\left( {1 - {T^{*m}}} \right)$

(3)

式中：σ_eff为等效应力；ε_p为等效塑性应变； ${\dot \varepsilon ^*}$ = $\dot \varepsilon$ / ${\dot \varepsilon _0}$ 为无量纲应变率， $\dot \varepsilon$ 为塑性应变率， ${\dot \varepsilon _0}$ 为参考应变率；T ^*=(T−T_r)/(T_m−T_r)为无量纲温度，T_m为材料熔点，T_r为环境参考温度，T为材料环境温度；A、B、C、m和n均为材料参数。

与之对应，采用Johnson-Cook失效模型，表达式为

${\varepsilon _{\rm{f}}} = \left[ {{D_1} + {D_2}\exp ({D_3}{\sigma ^*})} \right]\left( {1 + {D_4}\ln {{\dot \varepsilon }^*}} \right){(1+D_5}{T^*)}$

(4)

式中：ε_f为失效应变；D₁、D₂、D₃、D₄、D₅为材料参数；σ^*≈p/σ_eff，p为压力。

表4和表5列出了45钢和无氧铜的Johnson-Cook本构模型和失效模型参数。

表 4 材料的Johnson-Cook本构模型参数^[41]

Table 4. Johnson-Cook constitutive parameters of materials^[41]

Material	A/MPa	B/MPa	C	n	m
45 steel	507	320	0.064	0.28	1.06
Oxygen free copper	90	292	0.025	0.31	1.09

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表 5 材料的Johnson-Cook失效模型参数

Table 5. Johnson-Cook failure parameters of materials

Material	D₁	D₂	D₃	D₄	D₅
45 steel	0.10	0.76	1.57	0.005	−0.84
Oxygen free copper	0.45	3.44	−2.12	0.002	1.09

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模拟中炸药选用TNT炸药，采用JWL状态方程描述。表6列出了JWL状态方程参数A_TNT、B_TNT、R₁、R₂、ω，此外，还列出了密度ρ、爆速D、爆压p_CJ和格尼能E。

表 6 TNT的JWL状态方程参数^[42]

Table 6. Parameters of JWL equation of state of TNT^[42]

A_TNT/GPa	B_TNT/GPa	R₁	R₂	ω	E/(GJ·m⁻³)	p_CJ/GPa	ρ/(g·cm⁻³)	D/(km·s⁻¹)
371.2	3.231	4.51	0.95	0.3	7.0	21	1.63	6.93

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2. 实验及模拟结果

2.1 实验结果分析

图5为爆炸后等效应变ε_eff分别为0.73±0.01和1.22±0.01时样品的宏观图像。图5(a)表明，当柱壳的塑性变形较小时，内表面有少许“刺状”出现，预示着剪切带短小，将其称为剪切带成核阶段。随着应变增大，柱壳内表面变形明显，如图5(b)所示，内表面产生大量明显的“倒钩”，同时剪切带逐渐向外扩展，开始出现少量裂纹，称其为剪切带扩展阶段。通过金相观察，记录样品截面上所有剪切带的形貌、数量及位置，绘制成剪切带分布图，如图6所示。

图 5 不同应变下柱壳截面的宏观图像

Figure 5. Macro picture of cylinder cross section under different strains

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图 6 不同表面粗糙度样品的剪切带分布（ε_eff=0.73±0.01）

Figure 6. Distribution of shear band of samples with different roughnesses (ε_eff=0.73±0.01)

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图6(a)～图6(e)显示了等效应变为0.73±0.01，柱壳内表面R_z分别为5.8、9.7、13.8、17.3、20.9 μm时样品的剪切带分布，可以看出，剪切带数量分别为36、43、46、51、57，即剪切带数量随着粗糙度的增大而增加。结合图1、图2和图6，可以发现：粗糙度明显影响外爆载荷下柱壳中剪切带的成核位置；当R_sm减小时，表面轮廓总峰谷数量增加，在爆炸载荷作用下，柱壳的最大剪切应力产生于内壁，而内壁表面的峰谷会促使应力集中，使其成为剪切带潜在的成核点，从而诱发更多的剪切带形成。

图7(a)～图7(e)显示了等效应变为1.22±0.01，柱壳内表面R_z分别为5.8、9.7、13.8、17.3、20.9 μm时样品的剪切带分布，与之对应的剪切带数量分别为66、74、83、88、93。可以看出，该阶段的剪切带数量较其成核阶段（ε_eff=0.73±0.01）多，部分剪切带发展较快，其长度明显比周围剪切带长度大得多，长剪切带之间夹着多条短小的剪切带。当表面粗糙度增大时，柱壳中长剪切带的数量增加，短剪切带变得更短，剪切带长度的差异增大，屏蔽效应增强，并且部分剪切带出现单旋现象。分析该实验现象可知：当R_sm减小时，样品内表面轮廓的峰谷总数增多，致使剪切带的成核数量增多；柱壳内壁表面R_z的增大和R_sm的减小都会增大表面应力的集中程度，诱使某些剪切带率先成核并扩展，增强对周围剪切带的屏蔽效应，压制其周围剪切带发展，使其一直处于短小形态。因此，形成了剪切带长短差异增大和部分单旋的现象。

图 7 不同表面粗糙度样品的剪切带分布（ε_eff=1.22±0.01）

Figure 7. Distribution of shear band in samples with different roughnesses (ε_eff =1.22±0.01)

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2.2 模拟结果分析

为了进一步理解外爆加载下表面粗糙度对45钢柱壳剪切带行为影响的物理机制，对该过程进行了有限元模拟，以期提供有价值的参考。图8为R_z=10.0 μm，R_sm分别为471、235和157 μm时45钢柱壳在ε_eff =0.66时的等效塑性应变云图。图8(a)中，剪切带处在成核期，少量剪切带发展；图8(b)和图8(c)中，剪切带开始发展，随着R_sm的减小，剪切带数量增多。整体来看，图8中的剪切带都处于早期阶段，没有完全发展，剪切带只出现在样品的内壁，与图6所示的实验结果一致。

图 8 R_z=10.0 μm时具有不同表面粗糙度峰谷单元平均宽度的45钢柱壳的等效塑性应变云图（ε_eff=0.66）

Figure 8. Equivalent plastic strain nephogram of 45 steel cylindrical shell with different average widths of peak valley element (R_sm) of surface roughnesses at R_z=10.0 μm (ε_eff=0.66)

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图9为R_z=50.0 μm，R_sm分别为471、235、157 μm，ε_eff=0.66时45钢柱壳的等效塑性应变云图。当R_sm减小时，图9(a)、图9(b)和图9(c)中剪切带数量依次增加，并且图9(c)中长剪切带周围开始出现短小剪切带。另外，图9(a)中剪切带大多数呈现“两两相交”之势，而图9(b)和图9(c)中剪切带却没有出现该现象，部分剪切带朝着同一方向发展。随着R_sm不断地减小，剪切带的数量不断增加，同时短小的剪切带也增多，说明屏蔽效应增强。由图8和图9可知， R_z增大、R_sm减小，会促进剪切带的成核和扩展，剪切带数量增加，剪切带扩展的屏蔽效应增强。这与图6(c)、图6(d)和图6(e)所示的实验结果一致，部分长剪切带夹着短小剪切带，大部分短小剪切带方向一致，个别短小剪切带呈相交趋势。

图 9 R_z=50.0 μm时具有不同表面粗糙度峰谷单元平均宽度的45钢柱壳等效塑性应变云图（ε_eff=0.66）

Figure 9. Equivalent plastic strain nephogram of 45 steel cylindrical shell with different average widths of peak valley element (R_sm ) of surface roughnesses at R_z=50.0 μm (ε_eff=0.66)

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图10为ε_eff =1.15，R_z=10.0 μm，R_sm分别为471、235、157 μm时45钢柱壳的等效塑性应变云图。此时，剪切带处于扩展阶段，大部分接近柱壳外壁，少数贯穿柱壳壁。图10(a)中，剪切带整体呈蛛网状，相互交错；图10(b)中，开始出现少量剪切带方向一致的单旋现象；图10(c)中，单旋现象较图10(b)中更加明显。

图 10 R_z=10.0 μm时具有不同表面粗糙度峰谷单元平均宽度的45钢柱壳的等效塑性应变云图（ε_eff=1.15）

Figure 10. Equivalent plastic strain nephogram of 45 steel cylindrical shell with different average widths of peak valley element (R_sm ) of surface roughnesses at R_z=10.0 μm (ε_eff=1.15)

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图11为ε_eff=1.15，R_z=50.0 μm，R_sm分别为471、235、157 μm时45钢柱壳的等效塑性应变云图。3个样品中大部分剪切带都已贯穿柱壳壁。图11(a)中的剪切带“蛛网”比图10(a)明显，R_z的增大促进了剪切带的发展。图11(c)比图11(b)中的单旋现象更明显，这是因为随着R_sm的减小，剪切带之间的屏蔽效应增强，某个最大剪切应力方向（如45°方向）的剪切带形成后，屏蔽了另外一个最大剪切应力方向（如135°方向）的剪切带扩展，剪切带更易发展成单旋现象。综合图7、图10和图11可以看出，随着R_sm减小，剪切带成核数量增加。当R_sm较大时，成核点的间距较大，每个成核阶段的剪切带都能吸收能量进而发展演化，如模拟结果图10(a)、图11(a)和实验结果图7(a)所示，剪切带长度的差异不明显。随着R_sm减小，图10(b)、图10(c)、图11(b)、图11(c)与图7(b)～图7(e)的现象较为一致，剪切带成核数量增加导致剪切带间距减小，剪切带之间的相互影响增强，部分成核剪切带率先成核生长，对相邻的剪切带产生屏蔽作用，抑制了一些生长缓慢的剪切带，增强了形成单旋剪切带的趋势。

图 11 R_z=50.0 μm时具有不同表面粗糙度峰谷单元平均宽度的45钢柱壳的等效塑性应变云图（ε_eff =1.15）

Figure 11. Equivalent plastic strain nephogram of 45 steel cylindrical shell with different average widths of peak valley element (R_sm) of surface roughnesses at R_z=50.0 μm (ε_eff=1.15)

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图12(a)和图12(b)为具有相同R_sm、不同R_z的柱壳内表面的剪切应力分布云图。可以看出，最大剪切应力出现在峰谷单元中靠近谷底两侧45°和135°方向，且粗糙度大的样品，最大剪切应力大。具有相同R_sm、不同R_z的单元几何结构如图12(c)表示，可以将柱壳内表面粗糙度形成的谷底看作表面为半椭圆的裂纹，R_z的变化改变了半椭圆裂纹的切口深度。采用线弹性力学中的断裂力学方法，对切口尖端附近区域的应力场进行定性分析，可以得出该区域内任意一点剪切应力分量τ的表达式

图 12 表面粗糙度对柱壳内表面剪切应力的影响（R_sm=157 μm）

Figure 12. Effect of surface roughness on internal surface shear stress of cylindrical shell (R_sm=157 μm)

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$\tau {\text{ = }}\frac{{\sigma \sqrt {{\text{π}}{R_{{\textit{z}}}}} }}{{\sqrt {{{2\text{π} }}\gamma } }}{\text{cos}}\,\frac{\theta }{{\text{2}}}\,{\text{sin}}\,\frac{\theta }{{\text{2}}}\,{\text{cos}}\,\frac{{{\text{3}}\theta }}{{\text{2}}}$

(5)

式中：σ为距离尖端足够远处的均匀拉伸应力，θ为τ与径向的夹角。

图12(d)为45°方向柱壳内表面无量纲最大剪切应力随R_z的变化曲线。随着R_z的增加，无量纲最大剪切应力增大，更易诱发剪切带的成核与扩展。

图13(a)和图13(b)为具有相同R_z、不同R_sm柱壳的剪切应力分布云图。从图13(a)和图13(b)中可以看出，最大剪切应力同样出现在峰谷单元中靠近谷底两侧的45°和135°方向，且R_sm小的样品，最大剪切应力大。具有不同R_sm、相同R_z的单元几何结构如图13(c)所示，可以将表面粗糙度形成的谷底看作表面为半椭圆的裂纹，R_sm的变化则改变了半椭圆裂纹的切口宽度。同样地，基于断裂力学方法，切口尖端附近区域内任意一点的剪切应力分量可用式(5)描述。此时，在相同的R_z下，随着R_sm的减小，式(5)中的θ增大。为了考察R_sm对金属柱壳中剪切带行为的影响，基于式(5)获得了R_z=50.0 μm时无量纲剪切应力τ/σ随θ的变化曲线，如图13(d)所示。随着θ的增大，无量纲剪切应力增大，即无量纲剪切应力随着R_sm的减小而增大，较小的R_sm更易诱发剪切带的成核与扩展。

图 13 表面粗糙度峰谷单元平均宽度对柱壳内表面剪切应力的影响（R_z=50.0 μm）

Figure 13. Effect of surface roughness peak valley element average width on internal surface shear stress of cylindrical shell (R_z=50.0 μm)

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图12和图13表明，在相同的外爆加载条件下，表面粗糙度的增大以及峰谷单元平均宽度的减小都将导致柱壳内表面剪切应力增大，共同促使柱壳中剪切带的成核与扩展，即柱壳剪切带行为受其内表面粗糙度的影响显著，实验、模拟与理论分析结果一致。

3. 结　论

利用线切割加工技术，获得了具有不同表面粗糙度的45钢圆管，采用外爆加载下的TWC实验技术，结合实验观察、统计分析和有限元模拟，得出如下结论：

(1) 柱壳内表面表征粗糙度的峰谷纵深（R_z）的增大促进了剪切带的成核与扩展，R_z由5.8 μm增大到20.9 μm时，剪切带的数量和最大长度随R_z的增大而增大，剪切带长度差异随R_z的增大而加速增大；

(2) 柱壳内表面表征粗糙度的相邻轮廓峰谷单元的平均宽度（R_sm）减小同样促进剪切带的成核与扩展，R_sm由455 μm减小到179 μm时，剪切带的数量随R_sm减小而增加，剪切带间的相互作用增强；

(3) 柱壳最大剪切应力产生于表面粗糙度峰谷单元中谷底两侧的45°和135°方向，R_z由5 μm增大到50 μm以及R_sm由471 μm减小到157 μm的过程中柱壳内表面的剪切应力均增大，共同促使柱壳中剪切带的成核与扩展。

图 1 试验条件

Figure 1. Test condition

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图 2 不同试验条件下花岗岩的应力-应变曲线

Figure 2. Stress-strain curves of granite under different test conditions

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图 3 裂隙体积应变法确定岩石特征应力示意图

Figure 3. Diagram of determining rock characteristic stress by fracture volume strain method

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图 4 不同试验条件下水对强度的影响

Figure 4. Influence of water on strength under different test conditions

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图 5 弹性模量随含水率的变化

Figure 5. Variations of elastic modulus with water content

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图 6 声发射波形特征参数

Figure 6. Characteristic parameters of acoustic emission waveform

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图 7 单轴压缩下不同含水状态花岗岩的声发射特征

Figure 7. Acoustic emission characteristics of granite with different water-bearing states under uniaxial compression

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图 8 巴西劈裂试验下不同含水状态花岗岩的声发射特征

Figure 8. Acoustic emission characteristics of granite with different water-bearing states under Brazilian splitting test

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图 9 直剪试验下不同含水状态花岗岩的声发射特征

Figure 9. Acoustic emission characteristics of granite with different water-bearing states under direct shear test

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图 10 RA-AF信号分布散点图和密度图

Figure 10. Distribution and density of RA-AF signals

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图 11 RA-AF信号裂纹类型分类标准

Figure 11. Classification standard of RA-AF signal crack types

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图 12 单轴压缩下的RA-AF分布

Figure 12. RA-AF distribution under uniaxial compression

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图 13 单轴压缩下各个变形阶段的RA-AF分布

Figure 13. RA-AF distribution of each deformation stage under uniaxial compression

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图 14 巴西劈裂下的RA-AF分布

Figure 14. RA-AF distribution under Brazilian splitting

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图 15 直剪试验下的RA-AF分布

Figure 15. RA-AF distribution under direct shear test

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表 1 试验分组方案

Table 1. Test grouping scheme

Sample	Test mode	State	Diameter/mm	Height/mm	Mass/g
H-D-1	Uniaxial compression	Saturated	49.90	99.75	544.47
H-D-2		Nature	50.57	100.33	544.60
H-D-3		Dry	50.06	99.48	533.25
H-B-1	Brazilian splitting	Saturated	49.58	30.53	164.54
H-B-2		Nature	50.15	32.08	163.16
H-B-3		Dry	50.01	30.48	163.01
H-Z-1	Direct shear	Saturated	50.07	100.36	542.86
H-Z-2		Nature	50.18	100.28	545.67
H-Z-3		Dry	50.19	101.29	541.30

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表 2 单轴压缩试验条件下不同含水状态花岗岩的特征应力

Table 2. Characteristic stress of granite with different water-bearing states under uniaxial compression

Sample	σ_cc/MPa	σ_ci/MPa	σ_cd/MPa	σ_ucs/MPa	$\dfrac{ {\sigma{_ {\text{cc} } } } }{ {\sigma {_{\text{ucs} } } } }\Big{/}$ %	$\dfrac{ {\sigma{_ {\text{ci} } } } }{ {\sigma{_ {\text{ucs} } } } } \Big{/}$ %	$\dfrac{ {\sigma{_ {\text{cd} } } } }{ {\sigma{_ {\text{ucs} } } } }\Big{/}$ %
H-D-1	19.745	55.802	98.716	130.209	15.164	42.856	75.814
H-D-2	22.853	64.697	110.453	154.987	14.745	41.743	71.266
H-D-3	24.574	72.417	133.319	194.710	12.621	37.192	68.471

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