張奔，趙高峰

(天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

近年來(lái),地下空間不斷得到新的拓展和開(kāi)發(fā)，許多重大基礎(chǔ)設(shè)施,如地鐵、人防工程、核廢料處置庫(kù)等在地下相繼修建。長(zhǎng)期以來(lái)，人們對(duì)地下工程的抗震性能都持較為樂(lè)觀的態(tài)度，認(rèn)為地下工程抗震能力要遠(yuǎn)優(yōu)于地上結(jié)構(gòu)，然而，最近一些地震活動(dòng)導(dǎo)致的地下工程嚴(yán)重破壞乃至坍塌的案例[1]使人們開(kāi)始對(duì)地下工程在地震作用下的穩(wěn)定性進(jìn)行更深入的研究。與地面建筑以抗震設(shè)計(jì)為主不同，地下重大基礎(chǔ)設(shè)施多采用更為有效的隔震手段[2]。地震屬于振動(dòng)形式的一種，隔振技術(shù)主要通過(guò)有效的防護(hù)措施將建筑物和振動(dòng)環(huán)境進(jìn)行適當(dāng)隔離，通過(guò)降低能量的輸入保證建筑結(jié)構(gòu)在載荷沖擊過(guò)程中盡量保持正常狀態(tài)[3]。實(shí)際工程中,常采用在重要地下硐室旁開(kāi)挖輔助硐室的方式來(lái)隔離動(dòng)力災(zāi)害，通過(guò)鉆孔的方式來(lái)改變巖體的動(dòng)力學(xué)阻抗也是一種可行的隔震方式。

作為一種新型多功能材料,孔隙材料在能量吸收方面展現(xiàn)了良好的性能[4-8]，近年來(lái)備受關(guān)注。其中，類巖石孔隙材料由于質(zhì)量輕、耗能好、耐久性高等特點(diǎn)而被用于土建工程中，其吸能減振的機(jī)理受到了科研工作者的廣泛重視。王智等[9]對(duì)多孔混凝土的制備方法進(jìn)行探究，在保證孔隙率的條件下有效提高了混凝土的強(qiáng)度。黃勝等[10]、趙武勝等[11]將自制的泡沫混凝土作為西藏扎墨公路嘎隆拉隧道的隔震層進(jìn)行模擬計(jì)算，破壞區(qū)的范圍得到有效縮小，證明了孔隙材料保護(hù)隧道免遭地震波沖擊的良好性能。王代華等[12]對(duì)含有泡沫混凝土層的復(fù)合結(jié)構(gòu)在爆破中的能量狀態(tài)進(jìn)行模擬，結(jié)果顯示，孔隙結(jié)構(gòu)對(duì)于改變復(fù)合結(jié)構(gòu)中的能量分布效果明顯，能量穿過(guò)孔隙結(jié)構(gòu)后明顯衰減。劉海燕等[13]對(duì)泡沫混凝土高應(yīng)變率狀態(tài)下的吸能特征進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)探究，總結(jié)了泡沫混凝土在抗沖擊過(guò)程中的變形規(guī)律。葉燕華等[14]在空心砌塊墻體中分別注入、不注入泡沫混凝土,并反復(fù)加、卸壓，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，前者在載荷作用下抗剪強(qiáng)度和極限承載力得到提高，墻體破壞時(shí)裂紋擴(kuò)展分散、速度慢，顯示了優(yōu)良的抗倒塌性能。

巖石類材料以脆性為主，具有較高的強(qiáng)度，但抗變形能力很小?？紫兜囊雽?duì)巖石類材料特性改變非常大，能提高其隔振能力，但動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬中對(duì)剛性轉(zhuǎn)角大變形的分析一直比較困難，因?yàn)閿?shù)學(xué)上需要進(jìn)行近似處理。最近提出的四維離散彈簧元法(4D-LSM)通過(guò)四維空間的相互作用，一定程度上解決了這個(gè)問(wèn)題[15]，該方法可以較好地處理動(dòng)態(tài)大變形問(wèn)題。筆者先對(duì)4D-LSM用于單個(gè)巖石圓環(huán)模型的適用性進(jìn)行了驗(yàn)證；研究了單個(gè)巖環(huán)模型在不同條件下的破裂形態(tài)以及動(dòng)態(tài)變形和能量抵抗能力；對(duì)含有隨機(jī)孔隙結(jié)構(gòu)的巖環(huán)陣列模型的動(dòng)態(tài)能量吸收特性和尺寸效應(yīng)進(jìn)行了分析。

1 四維離散數(shù)值方法4D-LSM

1.1 模型簡(jiǎn)介

4D-LSM是在三維離散彈簧元法(DLSM)的基礎(chǔ)上發(fā)展的。在DLSM[16]中，模型由彈簧和離散球形顆粒連接構(gòu)成，顆粒之間的連接彈簧包括法向和切向兩個(gè)方向。DLSM使用相同的顆粒模型可以產(chǎn)生不同的晶格結(jié)構(gòu)，從而表征不同的宏觀力學(xué)行為。與傳統(tǒng)離散方法相比，DLSM無(wú)需宏觀參數(shù)校準(zhǔn)，自由度是離散單元法(DEM)的一半，且容易進(jìn)行并行處理。DLSM中切向彈簧根據(jù)局部應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算，具有旋轉(zhuǎn)不變性。4D-LSM[15]基于平行世界的概念，在DLSM的基礎(chǔ)上引入第四維度構(gòu)造“四維超薄膜”，通過(guò)三維模型與平行世界中的模型建立相互作用關(guān)系，有效解決了傳統(tǒng)LSM方法中的泊松比限制問(wèn)題，4D-LSM的原理圖見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。相對(duì)于經(jīng)典連續(xù)介質(zhì)力學(xué)，4D-LSM的離散性使其更適合模擬巖石或類巖石等非均質(zhì)材料的破壞問(wèn)題。

1.2 理論公式

與DLSM相比，4D-LSM的力和法向矢量具有4個(gè)分量。在4D-LSM中，代表三維相互作用的彈簧剛度(k3D)全部相同，而代表四維相互作用的彈簧剛度出現(xiàn)差異，差異特征由四維剛度比λ4D表征。為了獲得彈性的各向同性，四維相互作用中彈簧剛度通過(guò)式(1)進(jìn)行調(diào)整。

kα=kβ=4/3kγ=λ4Dk3D

(1)

式中：kα、kβ、kγ是特定的第四維剛度。組成模型的顆粒運(yùn)動(dòng)狀態(tài)滿足牛頓第二定律

(2)

Fij=kunnij

(3)

式中：Fij為從顆粒i到顆粒j的力；nij為從顆粒i到顆粒j的法向量；k為彈簧的剛度，un為彈簧的變形量，其計(jì)算式為

(4)

式中：x為顆粒當(dāng)前位置，x0為顆粒初始位置，|?|為獲取矢量的法線。法線方向計(jì)算式為

(5)

1.3 參數(shù)選取

四維離散彈簧模型被視為虛擬固體，其特征由兩個(gè)參數(shù)表征：彈簧剛度k和四維剛度比λ4D。對(duì)于λ4D，有式(6)所列多項(xiàng)式方程。

λ4D=-211.134 937 79v3+162.846 558 51v2-

55.424 497 19v+6.929 022 00

(6)

式中：v為泊松比。彈簧剛度k計(jì)算公式為

(7)

式中：V為模型的三維體積；E為彈性模量；li為第i個(gè)彈簧的長(zhǎng)度；η為泊松剛度比率，其計(jì)算式為

1.003 692 23

(8)

2 巖石圓環(huán)模型計(jì)算驗(yàn)證

2.1 計(jì)算模型

建立半徑R為50 mm、厚度T為50 mm的圓盤，組成圓盤的球形顆粒直徑為1 mm。探究4D-LSM對(duì)于研究圓環(huán)劈裂的適用性，以10 mm為一個(gè)梯度，在圓盤模型中分別挖去半徑為10、20、30 mm的同心圓孔，如圖1所示。用參數(shù)δ來(lái)表征內(nèi)外徑之比，即δ=r/R(δ=0、0.2、0.4、0.6)。模型彈性模量、泊松比、密度的設(shè)置參考卡拉拉大理石，系統(tǒng)具體輸入?yún)?shù)如表1所示。

圖1 不同孔徑比的圓環(huán)模型和破壞模式Fig.1 Rock ring models with different hole- diameter ratios and failure

彈性模量/GPa泊松比密度/(kg·m-3)彈簧抗拉伸長(zhǎng)量/μm時(shí)間步長(zhǎng)/s阻尼490.193 0000.1411×10-70.3

因巴西圓盤劈裂實(shí)驗(yàn)中加載端存在應(yīng)力集中問(wèn)題，有學(xué)者對(duì)試樣進(jìn)行改進(jìn)[17]，將加載端打磨成兩個(gè)相互平行的平面，使線載荷轉(zhuǎn)化為面載荷，有效地保證了圓盤試樣的中間起裂。對(duì)于4D-LSM模擬劈裂問(wèn)題，模型采用速度控制的加載方式，速度作用在模型最上層顆粒面和最底層顆粒面，加載角度φ為16.1°。對(duì)所有模型最上層的顆粒面設(shè)置大小為4 mm/s的垂直向下速度；最底層顆粒面沿垂直方向速度設(shè)為0，表示對(duì)模型的底端的固定。

2.2 驗(yàn)證

將δ=0時(shí)的圓盤模型考慮成圓環(huán)模型的特殊情況。由圖1可知，當(dāng)δ值為0、0.2時(shí)，模型表現(xiàn)出單一的縱向拉伸破壞，試樣破壞成兩部分；δ值等于0.4、0.6時(shí)，模型同時(shí)表現(xiàn)出縱向和橫向拉伸破壞，模型破壞成4部分。這表明，隨著δ值的增大，模型破壞裂紋數(shù)量表現(xiàn)出增多的趨勢(shì)。由圖1可知，通過(guò)4D-LSM模擬巖石圓環(huán)模型的加載，得到的破壞形態(tài)與前人[18-19]得出的物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。

將模型加載峰值載荷除去πRL進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理，即抗拉強(qiáng)度σt=Pmax/πRL。為對(duì)4D-LSM求解的圓環(huán)模型的抗拉強(qiáng)度與現(xiàn)有文獻(xiàn)中的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，將各試樣的σt除去δ=0時(shí)的σt，進(jìn)行歸一化處理。圖2為歸一化處理后的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[18]、FEM/DEM模擬數(shù)據(jù)[20]以及4D-LSM模擬數(shù)據(jù)和擬合曲線，由圖2可知數(shù)據(jù)相差不大。4D-LSM數(shù)據(jù)擬合曲線的公式為

σt=1.022 7e-3.924 0δ，R2=0.998 2

(9)

巖環(huán)模型隨著孔徑比δ的增加抗拉強(qiáng)度呈指數(shù)下降的趨勢(shì)，δ對(duì)模型抗拉強(qiáng)度的影響隨著δ的增加逐漸減弱。擬合曲線有效驗(yàn)證了尤明慶等[21]指出的巖環(huán)劈裂載荷隨內(nèi)徑增加而呈現(xiàn)出指數(shù)下降的結(jié)論。通過(guò)破壞形態(tài)、模擬數(shù)據(jù)兩方面證實(shí)了4D-LSM對(duì)于研究巖石圓環(huán)力學(xué)特性的可行性。

圖2 抗拉強(qiáng)度與孔徑比擬合曲線圖 (實(shí)驗(yàn)和FEM/DEM模擬數(shù)據(jù)來(lái)源于文獻(xiàn)[18，20])Fig.2 Fitting curve of tensile strength and hole-diameter ratio(Experimental and FEM/DEM simulation

3 巖石圓環(huán)的耗能規(guī)律

3.1 厚度與外直徑之比

將模型厚度T與外直徑D的比值定義為w，即w=T/D，選取δ=0.6的模型，通過(guò)設(shè)置不同厚度值，探究w(w=0.25、0.50、0.75、1.00)對(duì)模擬結(jié)果的影響，如圖3所示。對(duì)孔隙率n、均質(zhì)度m、顆粒間彈簧抗拉伸長(zhǎng)量u3個(gè)因素以δ=0.6、w=0.50的圓環(huán)模型為基礎(chǔ)進(jìn)行研究。

圓環(huán)破壞的載荷-加載點(diǎn)位移曲線中,峰值載荷對(duì)應(yīng)的位移值為模型的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力；在動(dòng)態(tài)載荷的作用下，破壞后吸收的能量為模型的動(dòng)態(tài)能量抵抗能力，數(shù)值等于載荷-加載點(diǎn)位移曲線中開(kāi)始加載到峰值載荷的曲線段與橫坐標(biāo)軸圍成圖形的面積。因該曲線段接近直線，圖形近似看成三角形，則模型的動(dòng)態(tài)能量抵抗能力計(jì)算式為

Q=Pmax×z/2

(10)

式中：Q為動(dòng)態(tài)能量抵抗能力；z為動(dòng)態(tài)變形抵抗能力。

圖3 不同厚徑比的計(jì)算模型和破壞模式Fig.3 Computational models with different thickness- diameter ratios and failure

由圖4(a)可知，不同w值模型的峰值載荷差異較大，但整理數(shù)據(jù)后發(fā)現(xiàn)，圓環(huán)模型抗拉強(qiáng)度并未因?yàn)槟Ｐ秃穸炔煌霈F(xiàn)太大變化，均值為0.230 0 MPa。這表明厚度的增加對(duì)于抗拉強(qiáng)度不會(huì)帶來(lái)較大的影響。模型的峰值載荷與模型厚度在一定范圍內(nèi)成正比例關(guān)系，可以通過(guò)調(diào)節(jié)厚度的大小對(duì)模型峰值載荷進(jìn)行調(diào)整。隨著w值的改變，動(dòng)態(tài)變形抵抗能力在均值13.360 0 μm上下波動(dòng)，而能量抵抗能力與w值呈正比例關(guān)系，函數(shù)表達(dá)式分別為

z=13.360 0

(11)

Q=24.251 0w，R2=0.999 9

(12)

圖4 不同厚徑比計(jì)算模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.4 Numerical simulation results of computational models with different thickness-diameter

3.2 孔隙率

巖石中各類孔洞、裂隙的總體積與巖石總體積的比值稱為巖石的孔隙率[22]。分別生成孔隙率為0.05、0.10、0.15、0.20的模型，研究孔隙率對(duì)圓環(huán)劈裂的影響，如圖5所示。從圖6(b)中可知，隨著孔隙率的增加，抗拉強(qiáng)度呈二次函數(shù)下降，擬合曲線為

σt=1.574 1n2-0.869 5n+0.238 5，

R2=0.999 8

(13)

對(duì)圓環(huán)模型的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力與孔隙率的關(guān)系進(jìn)行擬合，如圖6(c)、(d)所示，圓環(huán)模型抵抗變形的能力與動(dòng)態(tài)能量抵抗能力隨著孔隙率的增加分別呈冪函數(shù)和對(duì)數(shù)關(guān)系下降，表達(dá)式分別為

z=9.211 4n-0.086 0，R2=0.997 4

(14)

Q=-2.908 0lnn+0.622 9，R2=0.999 9

(15)

圖5 不同孔隙率的計(jì)算模型和破壞模式Fig.5 Computational models with different porosities

圖6 不同孔隙率計(jì)算模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.6 Numerical simulation results of computational

3.3 非均質(zhì)性

由于巖石礦物組成成分、粒徑以及分布方式的不同，再加上裂隙、節(jié)理、孔隙等結(jié)構(gòu)的存在，導(dǎo)致自然界中巖石具有非均質(zhì)的特性。在4D-LSM系統(tǒng)中，模型材料的均質(zhì)性符合韋布爾分布函數(shù)，用參數(shù)m表征材料的均質(zhì)度，m值越大均質(zhì)度越高。對(duì)圓環(huán)模型m值分別設(shè)置為5、10、20、30進(jìn)行圓環(huán)劈裂實(shí)驗(yàn)，如圖7所示。載荷-加載點(diǎn)位移曲線如圖8(a)所示，峰值載荷隨均質(zhì)度的增加逐漸增大?？估瓘?qiáng)度與均質(zhì)度的擬合式為

σt=0.024 1lnm+0.135 5，R2=0.976 9

(16)

模型的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力隨著m值的增加分別呈對(duì)數(shù)關(guān)系增加，表達(dá)式分別為

z=1.561 7lnm+7.205 0，R2=0.981 4

(17)

Q=2.244 4 lnm+2.998 9，R2=0.980 0

(18)

圖7 不同均質(zhì)度的計(jì)算模型和破壞模式Fig.7 Computational models with different homogeneity

圖8 不同均質(zhì)度計(jì)算模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.8 Numerical simulation results of computational models with different homogeneity

3.4 脆性小變形破壞

將圓環(huán)模型顆粒間彈簧抗拉伸長(zhǎng)量u分別設(shè)為0.10、0.15、0.20、0.30 μm，進(jìn)一步探究脆性階段圓環(huán)破壞與u的關(guān)系。圓環(huán)模型載荷-加載點(diǎn)位移曲線如圖9(a)所示，4條曲線表現(xiàn)出了極高的相似性，說(shuō)明顆粒間彈簧抗拉伸長(zhǎng)量的改變對(duì)載荷-加載點(diǎn)位移曲線的走勢(shì)影響不大?？估瓘?qiáng)度與顆粒間彈簧抗拉伸長(zhǎng)量的擬合線如圖9(b)所示，直線方程為

σt=16.555 0u，R2=0.998 9

(19)

模型的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力隨著u值的增加分別呈正比例函數(shù)和二次函數(shù)關(guān)系增加，表達(dá)式分別為

z=95.046 0u，R2=1.000 0

(20)

Q=571.800 0u2+16.453 0u-1.214 8，

R2=0.999 9

(21)

圖9 不同彈簧抗拉伸長(zhǎng)量的計(jì)算模型數(shù) 值計(jì)算結(jié)果(小變形階段)Fig.9 Numerical simulation results of computational models with different spring tensile elongations (the stage of small deformation)

3.5 大變形破壞

將u分別設(shè)為0.04、0.08、0.12、0.16 mm，對(duì)圓環(huán)模型大變形階段的破壞模式和耗能特征進(jìn)行研究，如圖10所示。結(jié)果表明，大變形階段圓環(huán)模型抗拉強(qiáng)度擬合曲線區(qū)別于小變形階段的正比例函數(shù)，更接近二次函數(shù)，函數(shù)關(guān)系式為

σt=-2 050.900 0u2+1 776.800 0u-4.222 2，

R2=0.999 8

(22)

大變形階段圓環(huán)模型動(dòng)態(tài)變形抵抗能力與小變形階段正比例函數(shù)相比也轉(zhuǎn)化為冪函數(shù)關(guān)系，擬合公式為

z=114.430 0u1.048 0，R2=0.999 9

(23)

與小變形階段相比大變形階段圓環(huán)模型的動(dòng)態(tài)能量抵抗能力表現(xiàn)出了相同的二次函數(shù)規(guī)律，函數(shù)表達(dá)式為

Q=481.670 0u2+20.356 0u-0.648 5，

R2=0.999 6

(24)

圖11為大變形階段(u=0.16 mm)圓環(huán)模型破壞過(guò)程圖。通過(guò)對(duì)u的設(shè)置提高模型變形量，以對(duì)圓環(huán)的大變形破壞過(guò)程進(jìn)行模擬，研究發(fā)現(xiàn)，與脆性小變形階段相比，不僅圓環(huán)模型動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力增加，圓環(huán)模型的破壞模式也發(fā)生根本轉(zhuǎn)變：從小變形階段破壞成4部分，演變成僅縱向發(fā)生拉伸破壞。

圖10 不同彈簧抗拉伸長(zhǎng)量的計(jì)算模型數(shù)值 計(jì)算結(jié)果(大變形階段)Fig.10 Numerical simulation results of computational models with different spring tensile elongations (the stage of large deformation)

圖11 大變形破壞過(guò)程圖Fig.11 The failure process of model in large

3.6 巖環(huán)組合體

以δ=0.6、w=0.5、n=0.15的圓環(huán)模型為單元，分別建立N×N(N=1、2、3、4)的圓環(huán)陣列模型，如圖12所示，通過(guò)N對(duì)組合體模型尺度進(jìn)行表征。對(duì)模型抗變形能力進(jìn)行研究，對(duì)比不同組合體模型的載荷-加載點(diǎn)位移曲線發(fā)現(xiàn)，隨著N的增加，圓環(huán)陣列模型的峰值載荷也逐漸變大，但第2峰值載荷與第1峰值載荷相比逐漸弱化。圓環(huán)陣列模型的第1峰值載荷Pmax與N呈正比例函數(shù)關(guān)系，表達(dá)式為

Pmax=1.135 6N，R2=0.999 9

(25)

對(duì)巖環(huán)組合體模型的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力進(jìn)行分析，如圖13(c)、(d)所示，發(fā)現(xiàn)巖環(huán)組合體的變形抵抗能力隨著N的增加呈正比例增加，而動(dòng)態(tài)變形抵抗能力與N呈冪函數(shù)關(guān)系。函數(shù)表達(dá)式分別為

z=10.748 0N，R2=0.999 8

(26)

Q=6.176 9N1.990 2，R2=1.000 0

(27)

對(duì)組成陣列材料圓環(huán)單元的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力進(jìn)行分析，如圖13(e)、(f)所示。圓環(huán)單元的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力和動(dòng)態(tài)能量抵抗能力隨著N的變化基本沒(méi)有改變。單位圓環(huán)的變形抵抗能力均值為10.799 0 μm，能量抵抗能力均值為6.129 3×10-3J,可知圓環(huán)單元在能量吸收方面幾乎不受陣列模型尺度的影響。

圖12 不同尺度的巖環(huán)組合體計(jì)算模型和破壞模式Fig.12 Rock ring combined computational models with different scales failure

圖13 不同尺度巖環(huán)組合體計(jì)算模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.13 Numerical simulation results of rock ring combined computational models with different

4 討論

根據(jù)不同因素下巖石圓環(huán)模型的破裂形態(tài)可知，孔隙率、非均質(zhì)度均能引起圓環(huán)模型裂紋擴(kuò)展形態(tài)的改變，但總體來(lái)說(shuō)豎向裂紋差異較小，橫向裂紋大體在圓環(huán)腰部水平線附近上下浮動(dòng)；厚徑比對(duì)裂紋擴(kuò)展有一定影響，主要表現(xiàn)為橫向次生裂紋的數(shù)量差異。通過(guò)對(duì)孔隙度或均質(zhì)度設(shè)置合理的參數(shù)，圓環(huán)模型破壞形態(tài)表現(xiàn)出了較規(guī)則的“四扇葉形”，如圖5、圖7所示，與前人實(shí)驗(yàn)中所得破壞形式吻合[18-19，23]。由此可見(jiàn)，通過(guò)對(duì)圓環(huán)模型的均質(zhì)度或孔隙率設(shè)置合理的參數(shù)，4D-LSM可以對(duì)巖石圓環(huán)模型的破壞模式進(jìn)行良好的再現(xiàn)。

圓環(huán)模型厚度的增加并不會(huì)帶來(lái)抗拉強(qiáng)度和變形抵抗能力的增加，但能量抵抗能力隨著w值呈正比例增長(zhǎng)?？紫堵实脑黾訒?huì)導(dǎo)致圓環(huán)模型抗拉強(qiáng)度、變形抵抗能力與能量抵抗能力的不同規(guī)律下降，但總體而言，對(duì)變形抵抗能力影響幅值較小，抗拉強(qiáng)度、能量抵抗能力降低幅值較大?？估瓘?qiáng)度、變形抵抗能力、能量抵抗能力隨著模型均質(zhì)度的增加而出現(xiàn)不同規(guī)律增大，由此可知，非均質(zhì)性是影響巖石強(qiáng)度的一個(gè)重要因素，通過(guò)均質(zhì)度的提高可以有效改善圓環(huán)模型的隔振性能。與小變形階段抗拉強(qiáng)度與變形抵抗能力的線性增長(zhǎng)相比，大變形階段得到了非線性的規(guī)律和不同于現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)和數(shù)值的破壞結(jié)果。由此可知，當(dāng)對(duì)類巖石材料(如混凝土等)通過(guò)加強(qiáng)材料韌性如添加納米材料進(jìn)行改性時(shí)，其對(duì)應(yīng)圓環(huán)模型的耗能與抗變形能力將會(huì)有大的提升，破壞模式與脆性階段相比也將表現(xiàn)出較大差異。

巖環(huán)組合體模型破壞形式主要表現(xiàn)為45°斜向破壞帶貫穿模型，導(dǎo)致模型喪失承載能力。組合體模型雖然總體上承受壓力，但本質(zhì)上仍表現(xiàn)出圓環(huán)單元的受拉破壞，圓環(huán)單元破壞成4部分。不同尺度組合體模型中，各圓環(huán)單元表現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)，但圓環(huán)單元的變形特征和耗能規(guī)律卻與單個(gè)圓環(huán)受載荷作用時(shí)表現(xiàn)一致。由此可見(jiàn)，對(duì)巖環(huán)組合體的耗能規(guī)律可以通過(guò)單個(gè)圓環(huán)進(jìn)行較好的表征?；谝陨咸攸c(diǎn)，當(dāng)通過(guò)增加孔隙對(duì)隔振超材料進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，可先對(duì)單個(gè)圓環(huán)著手研究。

5 結(jié)論

1)4D-LSM用于分析巖石圓環(huán)破壞的適用性得到驗(yàn)證。模擬結(jié)果表明，圓環(huán)試樣的的破壞形態(tài)由多個(gè)因素相互耦合共同作用而成。非均質(zhì)性、孔隙率對(duì)圓環(huán)模型的破壞形式有著重要影響。

2)分別擬合得出了抗拉強(qiáng)度、動(dòng)態(tài)變形抵抗能力、動(dòng)態(tài)能量抵抗能力與厚徑比、孔隙率、非均質(zhì)度、顆粒間彈簧抗拉伸長(zhǎng)量的函數(shù)關(guān)系式?？偨Y(jié)了圓環(huán)模型不同因素的抗變形特征和耗能規(guī)律。

3)N×N巖石圓環(huán)陣列模型的承載強(qiáng)度與N呈正比例關(guān)系，組合體模型中圓環(huán)單元的動(dòng)態(tài)變形抵抗能力與動(dòng)態(tài)能量抵抗能力不受陣列模型尺度的影響。