不同风化程度花岗岩的动态力学特性及抗侵彻性能

关键词：花岗岩；风化程度；动态力学特性；抗侵彻性能

花岗岩作为火成岩中分布最广的岩石，具有硬度大、强度高、抗侵彻性能优异等特点，被广泛用于构筑防护工程和军事设施[1-4]。一方面，由于岩石内部天然存在的节理、裂隙等微结构，使其具有更强的抗侵彻能力，但相关机理研究仍有待完善[5-7]；另一方面，由于受太阳辐射、水、大气以及微生物等环境作用（即风化作用）的影响，其矿物成分、内部结构都会发生一定变化，导致花岗岩的静态及动态力学性能会发生一定变化[8-9]。目前，考虑风化作用对花岗岩力学特性及抗侵彻性能影响方面的研究工作甚少[10]，无法满足侵彻战斗部毁伤威力评估及地下防护工程建设的需求。

岩石动态力学特性研究是揭示岩石破坏机理的重要方法，相关研究已有诸多报道。Hakalehto[11]研究了花岗岩、砂岩以及大理岩的动态力学特性，发现岩石动态屈服强度约为静态屈服强度的1.5～2.0倍；Basu等[12]通过单轴压缩、巴西劈裂及点荷载试验研究了花岗岩的破坏模式，分析了花岗岩的抗拉强度、点荷载强度与其破坏模式之间的关系；李传净[13]借助分离式霍普金森压杆（splitHopkinsonpressurebar，SHPB）研究了花岗岩在冲击作用下的力学特性及破坏形态；宋耀[14]通过动态加载装置开展了不同加载率条件下花岗岩的动态断裂和损伤演化机理的试验研究，验证了高加载率条件下岩石材料断裂破坏时能量的利用率会降低；刘鹏飞等[15]基于RMT-150B岩石力学系统研究了不同围压条件下花岗岩的破坏过程和能量演化规律，低围压下表现为典型劈裂破坏，高围压下表现为剪切破坏。此外，针对岩石力学性能受环境影响的研究也同步得到完善，李艳等[16]系统研究了20～1000℃的高温作用对花岗岩矿物成分、微观结构和冲击压缩强度的影响，发现超过阈值温度（阈值温度为600℃）时，花岗岩的力学性能会发生显著变化；赵宁等[17]通过试验发现酸性腐蚀后弱风化花岗岩的力学性能劣化明显；张翼宇[8]通过X射线衍射发现，随着风化程度增加，黑云母相对含量逐步减少至全部风化殆尽，在单轴压缩条件下，花岗岩峰值强度、弹性模量和纵波波速随风化程度的加深均呈现明显减小的趋势，破坏模式从脆性破坏向弱面剪切破坏转变；张文峰[18]对比了两组不同风化程度的花岗岩的强度特性及破坏特征，虽然两组花岗岩的破坏模式均为脆性破坏，但由于风化程度不同又存在一定的差别，即中风化组为脆性剪切破坏，而微风化组为脆性劈裂破坏。

∅∅由于目前岩石抗侵彻性能研究数据不足、机理不清、试验研究量测与表征不精细，严重制约了钻地武器与工程防护技术的进步。王政等[19]基于数值计算对比了弹体对岩石、混凝土和土的侵彻问题，发现在200～900m/s的中等速度以及超过1.5km/s的高速撞击下，靶体材料强度、密度及压缩性能参数对侵彻过载峰值、侵彻深度和孔径影响明显；张德志等[6]通过气炮试验开展了298～988m/s速度范围内卵形长杆弹侵彻花岗岩靶的系列试验，在相同侵彻速度下，花岗岩的侵彻深度明显小于混凝土和石灰岩的，且在900m/s的侵彻速度下，40GrNiMo弹体发生严重失稳；李干等[20-21]利用100mm/30mm二级轻气炮开展了1.2～2.4km/s着速范围内卵形长杆高强钢弹对花岗岩的侵彻效应试验，发现随着侵彻速度的增大，侵彻深度呈先线性增大后急剧减小再缓慢增大的三段式变化趋势，在1600m/s时达到最大侵深；李彦豪[22]利用二级轻气炮完成了钨合金长杆弹以1.60～3.88km/s的速度超高速撞击花岗岩靶的试验，对比了花岗岩靶和混凝土靶的弹坑特性，发现弹体在相近速度下对混凝土靶的毁伤效应明显高于对花岗岩靶的毁伤效应；聂铮玥等[23]基于30mm口径的滑膛火炮完成了速度约670m/s、着角小于5°的侵彻花岗岩试验，验证了KF模型及参数值的适用性；孙其然等[7]使用125mm口径的滑膛炮以约1000m/s的速度进行了两种不同壁厚结构弹侵彻花岗岩的试验，弹体均发生完全破碎且未能有效侵入岩石靶。

前人研究多集中在花岗岩力学特性、破坏特征或针对某一种风化程度花岗岩的侵彻性能，鲜有研究不同风化程度的花岗岩强度特性以及风化对花岗岩抗侵彻性能影响的分析。基于此，本文中设置两组不同风化程度的花岗岩样品，系统研究不同风化程度下花岗岩的强度、破坏特性以及抗侵彻性能，为反岩石钻地武器设计和岩石防护工程建设提供理论支撑。

1花岗岩物理特性分析

本试验所用花岗岩取自山东济宁同一矿区，按《岩土工程勘察规范》的风化程度划分为中风化（A）和微风化（B）两组。为消除岩石非均质性的影响，岩样取自同一块岩石，根据国际岩石力学学会（ISRM）[24]建议的岩石试验尺寸加工成50mm×100mm、50mm×25mm的标准圆柱试样，并打磨端面使其表面平整度误差小于±0.02mm、平行度误差小于±0.05mm，加工完成后的花岗岩试样及X射线衍射（X-raydiffraction，XRD）频谱分析岩样矿物组成结果如图1所示。

从岩样表观来看，中风化岩样表面粗糙，含明显黄褐色的损伤区；而微风化岩样表面平整，无明显缺陷。借助岩石矿物特征衍射谱分析可知，两种花岗岩矿物组成基本相同，以钠长石、石英、微斜长石和黑云母四种矿物为主，钠长石、石英含量（A组53.8%和25.1%，B组50.4%和18.0%）则相对稳定，稍有波动，斜长石含量随风化加剧呈稳定减少趋势（A组19.5%、B组28.5%），黑云母相对含量也减少（A组1.7%、B组3.1%），与相关文献[22]的研究结果基本一致。

常温下不同风化程度花岗岩的基本物理力学参数如表1所示。微风化花岗岩较中风化花岗岩的体积密度略高，天然含水量和纵波波速略低，而孔隙率则明显要小（孔隙率是评价岩体内部损伤程度的重要参数）；此外，微风化花岗岩的纵波波速（均值2.405km/s，标准差0.0717）较中风化花岗岩的（均值2.483km/s，标准差0.1071）略低，说明微风化花岗岩内部裂隙发育水平较低，没有表现出明显的各向异性；而中风化花岗岩的内部裂隙已开始发育，具有一定的各向异性。

两种花岗岩细微观结构如图2所示。可以发现：中风化花岗岩试样表面比较粗糙，由细小颗粒包裹大粒径矿物，局部矿物颗粒为褐黄色，内部组织较为松散，风化明显；而微风化岩样表面较为光滑，没有明显的缺陷。

2力学性能试验方案

2.1静态力学试验

2.1.1静态单轴压缩试验

花岗岩静态单轴压缩试验在MTS816型电液伺服岩石力学试验系统上进行，静态单轴压缩试验如图3所示，试样尺寸为50mm×100mm。为避免因圆柱体试件端面与机械压头端部的摩擦效应对试验结果产生影响，试验前将试样两端面打磨光滑，涂抹凡士林进行光滑处理。试验时将标准花岗岩圆柱试样放置在试验机承压板中心，试样与承压板接触设置0.1kN的预接触力，而后加载方式设置为位移控制模式，直至试样破裂；为研究加载速率对两种花岗岩力学特征和破坏模式的影响，试验设置了三种相差较大的加载速率：1、10和50μm/s，每种工况重复3次。

2.1.2静态三轴围压试验

花岗岩静态三轴围压试验在MTS815型电液伺服岩石力学试验系统上进行，试样尺寸为∅50mm×100mm；通过轴向应变控制系统对恒定水平围压条件下的岩石样品施加轴向应力，直至样品破坏，以获取岩石的基础力学参数。如图4所示，试验前利用直径50mm的刚性垫块将试样夹住固定，使其轴向保持一致；同时，用多层电工胶带和热塑膜密封样品，防止加压过程中液压油渗入污染岩样。为便于试样和变形监测设备的安装，正式加载前轴向施加0.5kN预应力固定岩样；而后将径向引伸计安装固定，其中轴向引伸计应保持水平、以保证试验过程受力均匀。试验时，放下油缸使岩样处于封闭空间中，随后对岩样施加预定围压；待围压稳定后，以3μm/s恒定轴向位移速率持续施加轴压，直至样品破裂。试验分别设置了5、10、20MPa三种不同围压，每种工况重复3次。

2.2SHPB动态试验

花岗岩动态单轴压缩试验利用直径为50mm的分离式霍普金森压杆试验装置开展，如图5所示，试验系统主要由子弹、入射杆、透射杆和吸收杆等组成。其中子弹长度为50cm，入射杆、透射杆长度均为3m；杆件弹性模量206GPa，密度7850kg/m3，纵波波速5190m/s。为减小矩形加载波在压杆中传播时的弥散效应、实现恒应变率加载，在子弹与入射杆之间加入直径10mm、厚约4mm的橡胶片进行整形；试验前，在花岗岩试样两端涂抹凡士林以降低端部摩擦效应对试验结果的影响，试验时通过动态应变仪将入射波、反射波以及透射波记录下来。试验分别设置了三种不同的加载气压：0.3、0.4、0.5MPa，每种工况重复3次。

基于一维线弹性波假定和应力均匀性假定，试样内应力波经过多次的透反射后，试样两端的应力趋于平衡；则试样的应变率、应变和应力采用如下公式计算[25]：

动态三轴压缩试验时，利用如图6所示的围压装置对花岗岩试样进行不同围压下的动态压缩试验，试验过程中，花岗岩试样围压分别设置5、10MPa两种，冲击气压为0.5MPa。

2.3侵彻花岗岩靶试验

侵彻试验系统由试验弹体、花岗岩靶、二级轻气炮装置以及高速摄像系统等组成。其中，试验弹体为实心结构，如图7所示，头部为尖卵形，卵形头部曲率比CRH为3，弹体直径d0为6.5mm，长度l0为32.5mm，长径比（l0/d0）为5，设计质量7.34g，材料为AerMet100超高强钢；花岗岩靶采用直径为300mm、厚度为500mm的圆柱形靶，靶体横向尺寸为试验弹体直径的46.15倍，同时靶板外围采用3mm厚的钢圈加固，可忽略靶板侧边界的影响。

二级轻气炮为发射装置，如图8所示，由压缩气炮（首级驱动）、弹体发射装置（二级驱动）、靶体和回收室等组成，二级轻气炮弹体发射段内径为6.5mm，属于满口径发射；采用高速相机对弹体侵靶姿态和速度进行拍摄，背景光源为激光。

如图9所示，该试验系统不仅能够确保弹体以预设速度垂直侵入目标靶，而且能够成功记录弹体飞行姿态及岩石靶表面飞溅现象，图像清晰。

2.4试验方案介绍

为探索不同风化程度花岗岩静态、动态力学特性以及抗侵彻性能，设计试验方案如表2所示。

3试验结果及分析

3.1静态力学试验

3.1.1单轴压缩强度

表3为两种花岗岩在三种加载速率下的单轴压缩强度 c、峰值应变、弹性模量Ec，微风化与中风化花岗岩的单轴压缩强度分别约为105、47MPa（加载速率为1μm/s时），由此说明风化作用对花岗岩静态压缩强度影响较大。

为研究加载速率对岩石轴向压缩力学特性的影响，采用加载速率的对数形式对花岗岩单轴抗压强度和弹性模量测试数据进行拟合，结果如图10所示。可以看出，花岗岩单轴抗压强度和弹性模量均随加载速率的增大而增大，与文献[26]中将弹性模量视为应变率无关量的结果不同。此外，对比两种不同风化程度花岗岩单轴压缩试验结果发现，在较低加载速率下，微风化花岗岩抗压强度的应变率效应更加显著；两种花岗岩的弹性模量变化趋势有所不同，中风化花岗岩的弹性模量增量随应变率增大而增大，而微风化花岗岩弹性模量的增长逐渐趋于平稳。

图11为两种花岗岩试样在三种加载速率下的破坏形态。对比发现，微风化花岗岩的破坏形式以脆性破坏为主，有一个贯穿岩样的主要劈裂破坏面和许多局部剪切破坏面；而中风化花岗岩的破坏主要表现为弱面剪切破坏，压缩载荷作用下岩石内部弱面上的强度不足以支撑剪应力，因而发生了剪切滑移。可见，随着风化程度的加剧，花岗岩在单轴压缩载荷下的破坏模式从脆性破坏向弱剪切破坏转变，其本质依然是风化作用使得岩体内裂隙、孔洞不断发育，也侧面说明了裂隙是影响花岗岩物理力学性质的重要因素。

3.1.2三轴压缩强度

图12为花岗岩试样在不同围压下的轴向环向应力差与轴向应变、环向应变的关系曲线，从图中可以看出，两种岩样在常规静态三轴压缩过程中，应力-应变曲线的演化规律基本一致，三轴抗压强度都随着围压的增大而显著增大，由此初步推断出两种岩石的抗侵彻性能基本一致。花岗岩试样的全应力-应变曲线整体表现为压密阶段较短，而线弹性阶段较长，峰后残余阶段应力下降较快；围压越大，该表现越明显。随着三轴围压的逐渐增大，岩石破坏的峰值强度逐渐增大，峰值轴向应变点逐渐增大，岩石破坏的延性度逐渐增强。由于花岗岩属于质地坚硬型岩石，根据三轴加载应力-应变曲线求得的弹性模量基本一致，在三种围压下各类岩石的弹性模量并无明显变化。

如图13所示，在5、10、20MPa围压下，中风化花岗岩的平均抗压强度（或称压缩强度）分别为155.35、193.45、285.75MPa（较47MPa静压强度分别提高了230.50%、311.59%和508.00%），而微风化花岗岩的平均抗压强度分别为179.53、248.39、350.40MPa（较105MPa静压强度分别提高了70.98%、136.56%和233.70%），两种不同风化程度花岗岩的抗压强度差值分别为24.18MPa（5MPa围压）、54.94MPa（10MPa围压）和64.65MPa（20MPa围压）。

此外，根据库伦准则（Mohr-Coulombcriterion），轴向压缩强度σs与围压σ3的函数关系如下：

利用最小二乘法将花岗岩试样在不同围压下的试验结果（平均值）进行拟合，如图13所示。从图13可知，在5～20MPa围压范围内，相同围压条件下，与中风化岩石相比，微风化岩石试样的压缩强度更大；根据式（2）计算得到，微风化岩石与中风化岩石的内聚力C分别为19.2、18.4MPa（相差约4.1%），内摩擦角分别为56.7°和52.7°（相差约7.7%）。

花岗岩的三轴压缩破坏形态如图14所示。低围压作用时，岩石产生主裂隙和分支裂隙较多、纵横交织，以张拉性质破裂为主；随着三轴围压逐渐增大，在高围压束缚作用下，岩石多沿主裂隙破坏，分支裂隙较少，以剪切滑移破坏为主。

3.2SHPB动态力学试验

3.2.1SHPB动态单轴压缩强度

试验获取的不同加载条件下花岗岩单轴动态冲击压缩应力-应变曲线（σ-ε）如图15所示。不同工况下花岗岩试样的σ-ε曲线变化规律相近。在初始阶段，曲线略微向上弯曲，曲线斜率逐渐增大，这主要是由于试块内部孔隙在外荷载作用下发生闭合，但由于冲击速度远大于静载时的加载速率，因此，压密阶段表现不明显。进入弹性阶段后，试样的σ-ε曲线近似呈直线；在塑性阶段，曲线斜率逐渐减小，直至降为零，此时花岗岩试样的强度达到峰值；随后试样发生破坏，σ-ε曲线基本沿负斜率下降。

两种花岗岩试样在无围压条件下的动态峰值强度、动态割线模量Ed随平均应变率变化的规律如图16所示。从图16（a）中可以看出，两组花岗岩试样的动态峰值强度均表现出明显的应变率效应，即随着应变率的增大，花岗岩试样的动态峰值强度逐渐增大。利用幂函数对花岗岩试样的动态峰值应力和应变率关系进行拟合（其中，m和n为待拟合参数），中风化与微风化花岗岩试样的拟合参数n分别为0.282和0.471，说明微风化花岗岩试样的应变率敏感性要超过中风化花岗岩。此外，在相同冲击气压作用下，微风化花岗岩试样的动态峰值强度明显高于中风化花岗岩试样；当冲击气压为0.3MPa时，中风化与微风化花岗岩试样的平均动态峰值强度分别为175.55、202.63MPa，较静压强度分别提升273.50%和92.98%。

由于花岗岩峰前应力-应变曲线具有非线性，采用花岗岩应力-应变曲线中上升段中对应峰值强度40%和60%处两点连线的斜率作为花岗岩试样的动态割线模量Ed。两种花岗岩试样的动态割线模量随平均应变率变化的规律如图16（b）所示。从图中可以看出，随着应变率的增大，两种花岗岩试样的动态割线模量呈现出不同的变化趋势：中风化花岗岩动态割线模量的应变率效应不明显，其动态割线模量在13.65～15.15GPa之间；而微风化花岗岩试样却表现出明显的率效应，平均动态割线模量随着应变率的增大而显著增大。此外，微风化花岗岩试样的动态割线模量明显高于中风化花岗岩的，与动态峰值强度规律一致；原因可能是微风化花岗岩试样的结构更致密，因此，其动态力学特性更明显。

3.2.2SHPB动态三轴压缩强度

探究不同围压（5、10MPa）下花岗岩的动态压缩力学特性。两种花岗岩在0.5MPa冲击气压下的应力-应变曲线如图17所示，围压作用下花岗岩试样出现应力回弹现象，是由于围压限制了花岗岩试样的侧向位移，使得花岗岩试样由单向应力状态转变为三向应力状态。随着围压的增大，花岗岩试样的动态峰值应力均呈线性增大的趋势。在10MPa围压下，中风化花岗岩和微风化花岗岩试样的平均动态峰值强度依次为333.74、402.62MPa，比无围压条件下分别增加了45.37%和28.64%；故中风化花岗岩对围压的作用更敏感，即花岗岩强度越高，围压增强效应越弱。

根据库伦准则，轴向压缩强度σs与围压σ3的函数关系如图18所示。分析可知，在围压0～10MPa范围内，相同围压条件下，与中风化岩石相比，微风化岩石试样的压缩强度更大；根据式（2）计算得到，微风化岩石与中风化岩石的内聚力C分别为51.8、38.2MPa（相差约36%），内摩擦角分别为53.1°和54.4°（相差约2.5%）。

不同围压下花岗岩试样的动态破坏形貌如图19所示。可以看出，随着围压的增大，花岗岩试样的破坏程度呈下降趋势；无围压时，花岗岩试样的破碎块体呈小颗粒状，当围压为10MPa时，两种花岗岩试样破碎后仍有较大碎块。

3.3侵彻性能试验

弹体高速侵彻花岗岩靶的有效试验为7发，初始速度范围为873～1040m/s，结果见表4。从高速相机拍摄的弹体运动轨迹来看，符合弹体垂直着靶条件；根据侵彻试验后回收的弹体情况来看，弹体侵彻前后形状保持不变，仅有微量的磨蚀现象，可认为符合刚性侵彻特征。

综合表3～4分析可知，相比于中风化花岗岩的单轴静压强度（约47MPa），微风化花岗岩的单轴静压强度（约105MPa）提高了123.4%；但其对应的弹体侵靶深度却相差极小，在1000m/s速度下侵彻深度仅减小了约1.83%，900m/s速度下仅减小了约1.27%。因此，对于花岗岩类介质材料，单轴静压强度不能单独作为评价其抗侵彻性能的力学指标，与文献[27]中通过SPSS（statisticalproductandservicesolution）软件对参数交互效应计算结果一致，残余应力强度指数和孔隙压实时，压力对侵彻深度的影响超过单轴抗压强度的影响。

图20为典型花岗岩靶撞击面的破坏情况，弹坑整体呈漏斗开坑区+弹体侵入隧道区的组合形态，弹体尾端面基本与漏斗开坑区齐平、未出现明显的侵彻弹道区；同时，在弹体周围出现明显的压碎区域，呈白色密实粉末状（夹杂少量黑色颗粒）、约为弹径的5～8倍。

图21为文献[6，20，28-34]与本文试验结果的对比，可以看出，弹体高速侵彻40MPa及以下的混凝土效果较好，无量纲侵深（即侵彻深度与弹体长度之比，H/l0）高达6～12倍弹长；而侵彻花岗岩的效果较差，最多约3倍弹长，且受岩石强度的影响不大。1000m/s速度下弹体侵彻35MPa混凝土的侵深高达8～9倍弹长，侵彻60MPa混凝土的侵深约为4倍弹长，侵彻120MPa或160MPa高性能混凝土的侵深约2.8倍弹长，而侵彻微/中风化花岗岩（105、47MPa）的侵深仅1.6倍弹长。

综合花岗岩物理特性、力学性能、侵彻深度及靶标破坏形貌分析，因花岗岩孔隙率小（约1%～2%，而普通混凝土约10%、高性能混凝土约5%、超高性能混凝土约3%），不易压实，且压实后体积变化较小，故动态压缩作用下压密阶段不明显，难以出现扩容现象；弹体高速侵彻岩石过程中，受压轴产生压缩应变时，另外两个侧向轴方向会产生拉伸应变，因动强度效应与挤压作用耦合，使得花岗岩抗侵彻性能极强。一方面，不同于混凝土通过早期裂纹不断发展释放即可实现破坏，花岗岩需在接近峰值应力时才出现裂纹，产生破坏，且应变率效应明显，动抗压强度较大；另一方面，花岗岩孔隙率低，弹体在已破碎的密实岩石颗粒内运动挤压作用明显，而通过力学性能试验发现，花岗岩对围压作用敏感，围压作用将使花岗岩破碎程度下降，进一步增强岩石的抗侵彻性能。两种不同风化程度花岗岩的侵彻深度相近，而围压作用下两种花岗岩的抗压强度也接近，由此初步说明侵彻过程的围压作用是影响岩石抗侵彻性能的关键。

4结论

通过对不同风化程度花岗岩物理特性研究、不同围压下的静态和动态压缩性能试验，以及抗侵彻性能进行分析，得到以下主要结论。

（1）在低加载速率下，风化作用使得岩石内部裂隙、孔洞不断发育，对花岗岩强度影响较大，且应变率效应降低，破坏模式从脆性破坏向弱剪切破坏转变；而在三轴围压作用下，两种花岗岩应力-应变曲线的演化规律基本一致，岩石抗压强度随围压增大而显著提升，压密阶段较短，线弹性阶段较长，峰后残余阶段应力下降较快，风化作用影响降低。

（2）在冲击加载作用下，岩石破坏的压密阶段表现不明显，微风化花岗岩结构致密，应变率效应更明显；三轴围压动态强度较无围压条件显著增强，且中风化花岗岩对围压作用更敏感；随着围压增大，花岗岩试样的破坏程度呈下降趋势。

（3）花岗岩抗侵彻性能强，孔隙率小，动强度效应与围压作用显著，在一定风化程度范围内，风化作用引起的花岗岩抗侵彻性能差异较小，单轴抗压强度指标无法直接表征其抗侵彻性能；高速侵彻条件下，侵彻花岗岩的无量纲侵深不超过3倍弹长，无明显侵彻弹道区，弹体周围出现明显的压碎区、呈白色密实粉末状，约为弹径的5～8倍。