王 宇，翟 成，唐 偉，石克龍

（1.中國礦業(yè)大學安全工程學院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學煤礦瓦斯治理國家工程研究中心，江蘇 徐州 221116）

頁巖氣的開發(fā)和利用深刻影響世界能源格局，而頁巖儲層普遍埋藏較深且低孔低滲，必須進行壓裂改造形成復雜裂縫網絡[1]。水力壓裂是目前最主要的壓裂改造技術，而我國頁巖儲層普遍具有深層、致密、高應力差異的特點，水力縫網難以形成，且我國部分地區(qū)水資源短缺，這些均限制了頁巖氣開發(fā)與利用[2-3]。近年來一系列新型壓裂增產技術得到廣泛研究，甲烷原位燃爆壓裂技術主要利用頁巖儲層原位解吸的甲烷與投放的助燃劑協同燃爆，產生沖擊波與高溫、高壓氣體作用頁巖儲層，構建立體裂縫網絡[4-5]。與常規(guī)水力壓裂技術相比，燃爆壓裂技術在改造儲層的過程中不耗費大量水及壓裂液，節(jié)約資源，對環(huán)境影響??；燃爆瞬間激發(fā)的高能氣體作用于近井帶，可不受地應力的控制誘導多方位徑向裂縫起裂；同時，利用儲層原位解析的甲烷氣體進行致裂，無需火炸藥地上運輸、混合等過程，安全、經濟與環(huán)保優(yōu)勢明顯[6-10]。

為有效構建復雜裂縫網絡，提升致裂增產效果，學者們對燃爆壓裂技術進行系統(tǒng)優(yōu)化。在考慮沖擊能量分配的前提下，設計了多級脈沖原位燃爆壓裂工藝，通過多級多次投放助燃劑與儲層甲烷混合燃爆，形成不同峰值應力的循環(huán)沖擊載荷，利用燃爆沖擊波與爆破累積損傷效應協同致裂頁巖儲層，提高頁巖氣采收率[11]。但目前針對甲烷原位燃爆效應循環(huán)沖擊載荷作用下頁巖動態(tài)力學響應及損傷規(guī)律的研究成果鮮有報道。與燃爆應力波相比，燃爆產生的瞬時高溫對頁巖儲層的作用范圍較小、傳播速度較緩，近井筒區(qū)域產生的環(huán)境高溫難以作用于井筒中遠區(qū)頁巖儲層。因此，為簡化科學問題，忽略高溫對井筒中遠區(qū)儲層的損傷作用，將循環(huán)應力波視為誘導頁巖儲層大范圍損傷破壞的主要原因。燃爆壓裂的加載速率范圍為102～106MPa/s，持續(xù)時間為毫秒級，屬于中高速動態(tài)載荷[12-13]。分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar，SHPB）是研究中高速動態(tài)載荷范圍內材料動力學響應特征的重要實驗系統(tǒng)。學者們以多種脆性巖石材料為研究對象，進行了SHPB 單次沖擊實驗，發(fā)現試樣破壞形式主要有拉伸破壞和拉伸-剪切復合破壞，且試樣破碎程度隨加載速率的提升而加劇[14-16]；對動態(tài)應力-應變曲線進行深入分析，發(fā)現巖石材料的動態(tài)力學參數及能量耗散特征具有顯著的應變率相關性，峰值應力與能量吸收比均隨應變率的升高而增大[17-19]。然而，SHPB 單次沖擊無法反映多級脈沖燃爆壓裂所引起的循環(huán)爆炸應力波對頁巖儲層的累積損傷效應。

針對單次沖擊實驗的不足，多位學者研究了循環(huán)沖擊過程巖石的破壞模式、圍壓效應、動力學響應、能量耗散、損傷變量等的變化規(guī)律，發(fā)現試樣在無圍壓、軸向靜壓和三軸靜壓條件下，循環(huán)沖擊分別呈現張拉破壞、張剪破壞和拉剪破壞的破壞模式[20]；圍壓越大，試樣抵抗循環(huán)沖擊載荷的能力越強，軸壓為單軸抗壓強度的22%時，巖石抵抗循環(huán)沖擊載荷的能力最強[21]；試樣的峰值應力和彈性模量隨循環(huán)沖擊次數的增加逐漸降低，屈服應變有所增大[22]；隨循環(huán)沖擊次數的增加，試樣單位體積的吸收能呈現先緩慢增加后急劇增加的變化趨勢[23]；試樣從疲勞損傷到破壞基本遵循倒S 演化模型[24]。但是，目前針對頁巖在甲烷原位燃爆循環(huán)沖擊過程中的動力學響應特征及損傷演化的研究較少，且缺少循環(huán)沖擊過程能量分配對損傷效果影響的研究，無法為甲烷原位燃爆壓裂技術的理論研究與工藝設計提供支撐。

本文中，首先基于SHPB 實驗系統(tǒng)對頁巖試樣開展不同沖擊氣壓循環(huán)沖擊實驗，分析頁巖的動力學特征參數隨沖擊氣壓及循環(huán)沖擊次數的變化規(guī)律，并利用基于Weibull 分布的統(tǒng)計損傷本構模型表征試樣累計損傷度；其次，在控制入射總能量恒定的前提下，對頁巖進行不同沖擊氣壓梯度的循環(huán)沖擊實驗，并基于能量耗散理論表征試樣的損傷程度；以期實驗結果能夠對多級燃爆壓裂過程中頁巖儲層力學特性的演化研究及燃爆壓裂的工藝設計提供理論支撐。

1 試樣制備與實驗方法

1.1 頁巖試樣

研究對象為新鮮露頭的黑色泥頁巖，試樣均勻且完整性較好，層理明顯，取樣地點及試樣制備如圖1所示。

圖1 取樣位置及試樣制備Fig.1 Sampling location and specimen preparation

SHPB 實驗中脆性巖石材料長徑比在0.5～0.6 時能夠得到較為完整的應力-應變曲線[25]，因此設置試樣長徑比為0.5，將巖體加工成 ? 50 mm×25 mm 的圓盤試樣。頁巖具有明顯的層理，其對試樣動力學特性有較大影響[26]。實驗中均采用垂直層理且無明顯裂紋缺陷的頁巖試樣，端部打磨至平整度小于0.02 mm，側面平整度達到0.3 mm。實驗前對試樣進行超聲波檢測，剔除異常試樣，從而保證試樣力學性質基本相同，最終共選取30 塊頁巖試樣。對頁巖試樣進行基本的物理力學參數測定，結果如表1 所示。

表1 頁巖試樣基本物理力學參數Table 1 Basic physical and mechanical parameters of the shale specimens

1.2 循環(huán)沖擊實驗系統(tǒng)

采用直徑50 mm 的SHPB 實驗系統(tǒng)與配套的圍壓加載裝置，實驗系統(tǒng)如圖2 所示。子彈、入射桿及透射桿均采用高強度合金鋼，長度分別為500、3000 和3 000 mm，彈性模量、密度和泊松比分別為210 GPa、7 800 kg/m3和0.25，彈性縱波波速為5188 m/s。

圖2 圍壓SHPB 實驗系統(tǒng)Fig.2 SHPB experimental system with confining pressure

1.3 實驗方案

為研究頁巖在循環(huán)沖擊過程中的動力學響應以及能量耗散特征，分析不同循環(huán)沖擊速率對試樣動態(tài)力學參數的影響規(guī)律以及循環(huán)沖擊能量分配對試樣損傷效果的影響，分別進行等幅循環(huán)沖擊實驗以及不同氣壓梯度循環(huán)沖擊實驗。

1.3.1 循環(huán)沖擊預實驗

為避免試樣一次性沖擊破壞，保證能夠進行循環(huán)加載，需要進行預沖擊實驗。通過調節(jié)SHPB 實驗系統(tǒng)中釋放高壓氣體推動子彈沖擊入射桿的氣室壓力（下文簡稱沖擊氣壓），從而確定該批頁巖試樣循環(huán)沖擊的臨界沖擊氣壓。具體步驟如下：首先，固定子彈在發(fā)射膛中位置不變，改變沖擊氣壓對試樣進行單次動態(tài)沖擊；其次，觀察沖擊后試樣的破壞形態(tài)，若試樣未發(fā)生整體性破壞，則再次進行動態(tài)沖擊，并對二次沖擊所得的應力波形進行應力平衡檢驗。最終從以下兩方面確定的臨界狀態(tài)：(1)試樣在單次沖擊邊緣剝落但無整體性破壞；(2)二次沖擊試樣應力波形仍滿足應力均勻性假定。正式實驗中均以低于臨界值的沖擊氣壓進行循環(huán)加載。

1.3.2 等幅循環(huán)沖擊實驗

設置5 組不同的循環(huán)沖擊氣壓，每組沖擊氣壓下取3 個試樣進行3 次重復實驗，并對試樣逐一編號，如表2 所示。循環(huán)加載過程中持續(xù)沖擊直至試樣整體性破壞；實驗后對試樣破壞形態(tài)進行拍攝，并利用三波法獲得試樣應力-應變曲線。

表2 恒壓沖擊實驗設計Table 2 Design of constant pressure impact experiments

1.3.3 不同氣壓梯度循環(huán)沖擊實驗

為研究不同循環(huán)沖擊能量分配對試樣損傷效果的影響，進行控制沖擊總入射能恒定的不同氣壓梯度循環(huán)沖擊實驗。首先，對沖擊入射總能量進行控制。由于霍普金森桿實驗系統(tǒng)中，子彈撞擊入射桿的能量通過沖擊氣壓進行調節(jié)，且子彈撞擊過程持續(xù)時間較短，可近似視為勻速運動，則子彈沖擊入射能EI僅與作用在子彈發(fā)射端面的沖擊氣壓p成正比。本實驗通過控制循環(huán)沖擊過程的總沖擊氣壓psum恒定，可近似實現循環(huán)沖擊過程總入射能恒定。為模擬頁巖儲層中巖石的軸向和徑向受限條件，同時避免試樣因未完成全部循環(huán)沖擊時已發(fā)生整體性破壞，從而破壞應力均勻性假定，對實驗試樣設置圍壓1 MPa，軸壓1 MPa，最大沖擊氣壓1.2 MPa。預實驗表明，此條件下試樣循環(huán)沖擊5 次不發(fā)生整體性破壞。設置5 組不同的循環(huán)沖擊氣壓梯度，每組沖擊氣壓梯度下取3 個試樣進行3 次重復實驗，并對試樣逐一編號，實驗設置如表3 所示。

表3 不同氣壓梯度循環(huán)沖擊實驗設計Table 3 Design of variable-pressure impact experiments

2 實驗結果對比分析

2.1 循環(huán)沖擊頁巖動力學響應及損傷特性

2.1.1 試樣破壞形態(tài)及臨界破壞次數

圖3 為等幅循環(huán)沖擊頁巖試樣的破壞形式，隨沖擊氣壓升高，試樣逐漸由整體破壞轉變?yōu)榉鬯樾云茐?。觀察破裂面無明顯摩擦痕跡，可知試樣沖擊壓縮過程中由于泊松效應產生橫向拉伸破壞。隨著循環(huán)沖擊氣壓的升高，試樣的裂隙結構趨于復雜，由0.4 MPa 時的單一主裂縫逐漸轉變?yōu)?.2 MPa 時沿軸向和徑向的復雜裂縫網絡。

圖3 不同沖擊氣壓頁巖破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of shale under different impact air pressures

繪制試樣臨界循環(huán)沖擊次數隨沖擊氣壓的散點圖如圖4 所示，圖中縱坐標n定義為試樣經歷循環(huán)沖擊的次數。去除2 個異常數據點后對散點進行線性擬合，R2為0.8458，擬合效果較好，可見隨沖擊氣壓的升高，試樣臨界循環(huán)沖擊次數呈線性減小趨勢。分析原因為低速沖擊試樣損傷逐漸累積，抵抗沖擊載荷能力隨循環(huán)沖擊次數的增加逐漸降低，最終沖擊峰值應力達到試樣抗壓強度而破壞；高速沖擊過程峰值應力更易達到試樣動態(tài)抗壓強度，導致臨界沖擊次數減少。

圖4 沖擊氣壓-循環(huán)沖擊次數統(tǒng)計圖Fig.4 Relationship between impact pressure and critical cycle impact times

2.1.2 試樣動態(tài)應力-應變曲線

圖5 為不同循環(huán)沖擊氣壓下試樣典型循環(huán)沖擊應力-應變曲線，由圖5 分析可知，試樣動態(tài)應力-應變曲線變化規(guī)律基本相同，均經歷短暫壓密階段、彈性變形階段、塑性變形階段以及峰后卸載階段，且頁巖循環(huán)沖擊峰后階段均出現不同程度的應變回彈現象。這是由于試樣受沖擊載荷未完全破壞，沖擊過程積累的彈性應變能釋放，導致試樣應變隨沖擊應力的卸載而逐漸減小[14-15]。隨沖擊氣壓升高，試樣平均動態(tài)抗壓強度整體呈上升趨勢，應變率效應顯著。

圖5 不同沖擊氣壓循環(huán)沖擊頁巖應力-應變曲線Fig.5 Variation of stress-strain curves of shale with times of cyclic impact under different impact air pressures

試樣動力學參數隨循環(huán)沖擊次數呈現出一定的變化規(guī)律：二次循環(huán)沖擊的極限應變顯著低于首次沖擊，動態(tài)彈性模量則更大，表明首次沖擊主要起到壓密作用，二次沖擊時試樣抵抗變形的能力提高，且強度高于原始試樣；末次沖擊峰值應力略有降低，降幅超過10%，極限應變顯著增加，這是由于隨著循環(huán)沖擊進行，頁巖試樣內部損傷度不斷提高，裂紋不斷萌生、擴展，導致試樣承載能力下降，末次沖擊過程試樣承載能力顯著降低。

2.1.3 循環(huán)沖擊頁巖損傷特性

采用損傷力學中的元件法描述頁巖微元體受沖擊載荷作用下的力學行為，采用基于Weibull 分布的統(tǒng)計損傷模型，微元體視為損傷體與黏性體的并聯組合體，損傷微元體模型的本構方程如下[27]：

式中：σ 為應力，E為動態(tài)彈性模量，ε 為應變，F為微元體強度的分布變量，η 為黏性系數，F0為Weibull分布參數，m為Weibull 分布參數。

根據統(tǒng)計損傷理論，微元體強度服從統(tǒng)計規(guī)律，因此隨著巖石承載不斷增加，微元體將逐步破壞。假定巖石材料破壞由微元體引起，且加載到某一載荷f時，已發(fā)生破壞的微元體數目為Nf，巖石總微元體個數為N，則定義損傷變量D為[28]：

且?guī)r石損傷體失效服從Weibull 分布，P(F)為其概率密度函數，即：

觀察上式得，損傷度D僅為應變ε 的函數，因此可根據應力-應變曲線峰值點(σmax, εmax)、試樣實時應變率dε/dt以及巖石材料的參數E、η 和α0確定F0與m，進而確立D隨應變ε 的變化規(guī)律。

為研究試樣沖擊破壞過程的統(tǒng)計損傷度D與應力-應變曲線的對應關系以及不同沖擊氣壓下損傷度變化規(guī)律，對4 組單次沖擊破壞試樣的應力-應變曲線與應變-損傷曲線進行繪制，如圖6 所示。由圖可知，開始階段試樣損傷度提高緩慢。這是由于試樣承受的載荷小于試樣的彈性極限，產生的形變均可恢復，因此損傷變量極小。隨應變增大，試樣進入微裂紋穩(wěn)定擴展階段，損傷度逐漸提高，當巖石達到臨界破壞狀態(tài)時，試樣內部微裂紋擴展貫通，應變迅速增大，損傷加劇，損傷度曲線斜率增大。

圖6 一次沖擊破壞試樣應力-應變曲線及應變損傷曲線Fig.6 Stress-strain curves and damage-strain curves of specimens failed after a single impact

對比1 MPa 單次沖擊與1.2 MPa 單次沖擊的2 組實驗損傷度曲線可知，試樣4-2 的最大應變?yōu)?.010，對應最大損傷度為0.311；試樣4-3 的最大應變?yōu)?.007，對應最大損傷度為0.222，相同應變率條件下試樣4-2 的損傷度明顯大于試樣4-3 的。這證明了損傷本構模型中極限應變與損傷度的正相關。橫向對比試樣4-2 與試樣5-2 可得，試樣4-2 的最大應變?yōu)?.010，對應最大損傷度為0.311；試樣5-2 的最大應變?yōu)?.011，對應最大損傷度為0.451，兩者極限應變差異不大，但試樣5-2 損傷度明顯大于試樣4-2，這驗證了試樣損傷度也與試樣應變率呈正相關性。通過觀察模型可知，損傷度數值也與巖石試樣的成分與結構有關。因此，該損傷模型雖然通過統(tǒng)計損傷理論進行數值計算得到，但實際也反映了材料本身特性對損傷程度的影響規(guī)律，驗證了模型的合理性[29]。

為研究試樣損傷度隨循環(huán)沖擊次數的變化規(guī)律，繪制循環(huán)沖擊破壞試樣5-1 的應力-應變曲線與應變-損傷曲線，結果分別如圖7(a)和(b)所示。需要說明的是，為直觀表示損傷-應變曲線和應力-應變曲線與循環(huán)沖擊次數的變化關系，朱晶晶等[30]忽略前次沖擊的累積損傷作用，將經歷前一次循環(huán)沖擊的試樣視為另一個完整試樣，基于此方法研究了循環(huán)沖擊破壞試樣的損傷度隨沖擊次數的變化規(guī)律。由圖7中各次循環(huán)沖擊過程應力-應變和損傷-應變對應曲線可知，第二次沖擊的損傷產生時間明顯先于首次沖擊，這是因為首次沖擊對試樣具有壓密作用，導致第二次沖擊過程試樣應變較小，進入非線性變形階段即損傷段時對應的應變值也較小，但第二次沖擊的總損傷高于首次沖擊，表明該組實驗中第二次沖擊產生了更好的損傷效果；試樣5-1 經歷前三次循環(huán)沖擊產生損傷但未完全破壞，在最后一次沖擊過程中，損傷度最終趨近于1，且曲線末端斜率減小，這是由于試樣內部微裂紋完全貫通，發(fā)生粉碎性破壞，損傷度達到最大值。

圖7 試樣5-1 循環(huán)沖擊應力-應變曲線及應變損傷曲線Fig.7 Stress-strain and damage-strain curves of specimen 5-1 under cyclic impact

由于循環(huán)沖擊過程的試樣損傷度均應建立在前一次沖擊已損傷試樣的基礎之上，因此需要采用下述公式計算累積損傷變量[30]：

式中：為第n次循環(huán)沖擊的累積損傷變量；D1為首次沖擊后的損傷變量；為第n?1 次循環(huán)沖擊的累積損傷變量。計算5 組沖擊氣壓循環(huán)沖擊的典型試樣的累積損傷值并繪制圖8。由圖8 可知，不同循環(huán)沖擊載荷下頁巖的累計損傷度均隨循環(huán)沖擊次數的增加而增加，但累計損傷度的增加趨勢有所不同：0.4 和0.6 MPa 累計損傷度曲線呈現下凹形，即隨循環(huán)沖擊的進行，損傷增長幅值逐漸減小，可見當沖擊氣壓較低時，試樣損傷是逐漸累積直至破壞的過程，試樣力學性能在沖擊載荷作用下持續(xù)劣化；0.8 和1.2 MPa 兩組的損傷度隨循環(huán)沖擊次數的增加呈現上凹趨勢，損傷增長速率逐漸加快，且最后一次沖擊產生較大的損傷增量，這表明沖擊氣壓較高時，試樣抵抗變形能力隨循環(huán)沖擊次數的升高而逐漸降低，巖性逐漸劣化，抵抗變形能力持續(xù)下降，且最終破壞時呈現更明顯的脆性特征，試樣產生較為粉碎的破壞形式。

圖8 不同載荷下試樣損傷隨循環(huán)沖擊次數變化曲線Fig.8 Variation of specimen damage with cyclic impact times under different loads

2.2 不同沖擊氣壓梯度循環(huán)沖擊頁巖動力學響應及能量耗散特征

分析循環(huán)沖擊過程中試樣吸收能可直觀反映試樣損傷程度，本實驗主要研究總入射能相同條件下，不同循環(huán)沖擊入射能分配對試樣損傷劣化效果的影響。SHPB 實驗中，入射波、反射波和透射波攜帶的能量EI、ER和ET可由下式求得：

式中：σI(t)、σR(t)和σT(t)分別為入射應力、反射應力和透射應力隨時間的變化關系式；A為桿件的橫截面積；c0為桿件縱波波速；E0為桿件密度ρ 與c0平方的乘積。

根據能量守恒定律并忽略沖擊過程的能量耗散、桿件與試樣接觸面的摩擦耗能以及圍壓所做的彈性功，試樣吸收能ES可用以下公式表示：

試樣吸收能ES一般可細分為巖石碎片動能及巖石塑性變形及裂紋擴展耗能兩部分，且實驗過程中由于圍壓套筒的約束作用以及入射能合理選擇，試樣未發(fā)生明顯破壞，僅有少量邊緣剝落，無巖石碎片動能，故ES約等于巖石損傷耗能。為定量衡量試樣損傷，采用能量吸收比η 描述試樣吸收能量的能力，即吸收能與入射能的比值，公式如下：

對循環(huán)沖擊過程的總入射能控制情況進行統(tǒng)計驗證，得到不同沖擊氣壓梯度循環(huán)沖擊實驗5 組共15 個試樣的總入射能統(tǒng)計柱狀圖如圖9 所示。

圖9 各試樣循環(huán)沖擊總入射能統(tǒng)計柱狀圖Fig.9 Statistical histogram of total incident energy of cyclic impact for each rock specimen

入射能量出現差異的原因包括子彈每次入射在發(fā)射膛內位置略有不同、入射桿端面整形片吸收能量的能力不同以及沖擊氣壓加壓裝置對氣壓的調控存在系統(tǒng)誤差等。對控制總入射能過程中產生的誤差進行分析，首先計算每組實驗內3 組試樣總入射能的標準偏差，組別6～10中試樣分別為15.41、18.15、21.17、25.35 和31.69 J，平均值為22.35 J；其次計算全部試樣總入射能的標準偏差為44.99 J，約為組內標準偏差的2 倍；觀察圖9 可知，組別7 內試樣的總入射能高于其他組別，因此排除組別7，計算其余試樣總入射能的標準偏差，結果為20.88 J，與組內標準偏差吻合程度良好。綜上可以得出以下兩點結論：首先，每組實驗內3 個試樣的總入射能控制良好；其次，除組別7 外，全部試樣的總入射能控制良好。分析使得組別7 總入射能產生誤差的原因，主要是由于氣壓加載裝置不穩(wěn)定或氣瓶更換導致加壓速率過快，略微超出實驗預設氣壓。整體而言，各組試樣的入射總能量在均值796.22 J 上下浮動且最大浮動不超過10%，不同沖擊氣壓梯度試樣間的總入射能差異性不顯著，基本滿足控制入射能量條件。

2.2.1 試樣動態(tài)應力-應變曲線

圖10 為不同沖擊氣壓梯度下循環(huán)沖擊頁巖所得到的應力-應變曲線，沖擊氣壓梯度分別為Δ=?0.1,0.2, 0.1, 0.2, 0 MPa。可以看出，以不同梯度循環(huán)沖擊試樣，峰值應力與沖擊氣壓呈現出明顯的正相關關系：Δ=?0.1, ?0.2 MPa 組別的平均峰值應力降幅分別為9.12 和18.66 MPa，Δ=0.1, 0.2 MPa 組別的平均峰值應力增幅分別為11.03 和27.16 MPa，Δ=0 MPa 組別的峰值應力保持在平均值約為125.80 MPa。試樣動態(tài)彈性模量隨沖擊氣壓的變化并不顯著。

圖10 不同沖擊氣壓梯度循環(huán)沖擊頁巖應力-應變曲線Fig.10 Variation of stress-strain curves of shale under different impact air pressure gradients

2.2.2 不同沖擊氣壓梯度循環(huán)沖擊頁巖試樣能量耗散特征

繪制不同沖擊氣壓梯度實驗的能量吸收比與循環(huán)沖擊次數的散點圖及擬合曲線，如圖11 所示：恒定循環(huán)沖擊氣壓為0.8 MPa 時，能量吸收比基本保持穩(wěn)定，擬合曲線斜率近似為0；升壓沖擊過程中，頁巖試樣能量吸收比隨沖擊氣壓升高和沖擊次數的增加而升高，且能量吸收比變化趨勢與沖擊氣壓梯度成正相關關系，沖擊氣壓梯度為0.2 MPa 時的能量吸收比變化率明顯高于0.1 MPa 時的，這是由于循環(huán)沖擊過程中，高沖擊氣壓誘導試樣產生較大損傷，試樣產生更多的裂紋萌生與擴展過程，吸收能占入射能的比值增大，且沖擊氣壓越高，能量吸收比越大[31]；降壓沖擊過程能量吸收比隨沖擊氣壓降低和循環(huán)沖擊次數的增加而降低，原理與升壓沖擊相同，不再贅述。

圖11 能量吸收比隨循環(huán)沖擊次數的變化曲線Fig.11 Relationship between the nergy absorption ratios and the times of cyclic impact

圖12 統(tǒng)計了不同沖擊氣壓梯度下每個試樣的總能量吸收比，用以反映試樣在整體循環(huán)沖擊過程中損傷劣化的程度?？梢钥闯鲈嚇拥目偰芰课毡瘸尸F顯著的變化規(guī)律：降壓沖擊組（Δ=?0.2 MPa 和Δ=?0.1 MPa）以及升壓沖擊組（Δ=0.2 MPa 和Δ=0.1 MPa 組）的總能量吸收比均大于恒壓沖擊組（Δ=0），且氣壓梯度的絕對值與總能量吸收比呈正相關性。圖12 可直觀反映平均總能量吸收比與沖擊氣壓梯度有顯著正相關性，這是由于為巖石材料能量吸收比隨應變率的升高而呈現斜率增大的升高趨勢[32]，因此較高沖擊氣壓下產生更高的吸收能，使總吸收能顯著增加。由此可見，合理分配循環(huán)沖擊入射能量有助于提升頁巖儲層損傷效果。

圖12 各頁巖試樣能量吸收比統(tǒng)計圖Fig.12 Statistical chart of energy absorption ratios of shale specimens

綜上所述，改變循環(huán)沖擊氣壓幅值與循環(huán)沖擊氣壓梯度對頁巖試樣的破裂形態(tài)、動力學響應、損傷效果和能量耗散特征均具有顯著影響?；谝陨蠈嶒灲Y論，為提升頁巖儲層甲烷原位燃爆壓裂工藝的致裂效果、構建復雜裂縫網絡，從而提升頁巖氣井采收率，可以采取的措施包括：(1)通過優(yōu)選助燃劑、補注甲烷等方式，提升原位燃爆產生的峰值沖擊載荷；(2)通過多次投放助燃劑循環(huán)燃爆，產生循環(huán)沖擊沖擊載荷，誘導爆源中區(qū)的頁巖儲層發(fā)生疲勞破壞；(3)通過控制助燃劑注入量或優(yōu)化助燃劑-甲烷配比，控制產生不同沖擊梯度的循環(huán)燃爆沖擊載荷，提高爆源中區(qū)頁巖儲層對燃爆應力波的能量吸收比，促進頁巖儲層的損傷發(fā)育，提高致裂增透效果。

3 結 論

基于SHPB 實驗系統(tǒng)開展了不同沖擊氣壓和不同沖擊氣壓梯度的循環(huán)沖擊實驗，深入分析不同循環(huán)沖擊條件下頁巖試樣的動力學響應特征；基于Weibull 分布的統(tǒng)計損傷模型表征頁巖循環(huán)沖擊過程的累計損傷度，并對不同沖擊氣壓梯度循環(huán)沖擊頁巖試樣的能量耗散特征進行分析，主要結論如下。

(1)頁巖試樣等幅循環(huán)沖擊實驗表明，動態(tài)峰值應力、極限應變均隨沖擊氣壓的升高而增大；試樣循環(huán)沖擊過程臨界破壞次數隨沖擊氣壓的升高而降低，呈現出先壓密、后損傷的力學響應規(guī)律。

(2)試樣最大損傷度與極限應變正相關，且隨沖擊載荷的提升而增加；分析不同循環(huán)沖擊氣壓下損傷度隨循環(huán)沖擊次數的變化關系可得，沖擊氣壓較低時，試樣損傷逐漸累積直至破壞，沖擊氣壓較高時，試樣抵抗變形能力隨循環(huán)沖擊次數的增多而逐漸降低，力學性質逐漸劣化，最終呈現更明顯的脆性破壞特征。

(3) 總入射能相同時，負梯度沖擊和正梯度沖擊下頁巖試樣的能量吸收比均大于恒壓沖擊的，且氣壓梯度的絕對值與能量吸收比呈現正相關性，|Δ|=0.2 MPa 時的平均能量吸收比均大于|Δ|=0.1 MPa 時的平均能量吸收比，證明合理設置循環(huán)沖擊載荷能夠有效提升頁巖損傷效果。