层理煤岩SHPB冲击破坏动态力学特性实验

解北京， 王新艳， 吕平洋

(中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京 100083)

层理煤岩SHPB冲击破坏动态力学特性实验

解北京， 王新艳， 吕平洋

(中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京 100083)

为了研究层理对煤岩动态力学破坏特征的影响，利用∅75mm大直径分离式霍普金森压杆(SHPB)动载实验装置，采用纺锤形子弹和超声波检测仪，开展层理原煤试样(垂直层理和水平层理取样)和均质性较好的砂岩试样冲击破坏动态力学特征对比实验。实验结果表明：①纺锤形子弹产生的近似半正弦波加载具有平缓应力波上升沿特征，更适合煤岩类脆性材料动载实验；②煤体层理使超声波垂直穿过时产生层理效应,导致波速严重衰减，试验中水平层理取样的原煤超声波波速约为垂直层理的2倍；③层理原煤和砂岩的动载破坏应力-应变曲线差异较大，层理特征是导致原煤具有较长塑性变形阶段和曲线波动性的重要因素；④砂岩的动态弹性模量比层理原煤试样大1个数量级，层理影响了煤岩冲击破坏动力学特性。

层理；煤岩冲击破坏；动态力学特性；动态弹性模量

在漫长的地质年代中，由于成煤物质的成分、结构构造、胶结物、颗粒大小等不同，使得煤层具体有典型的层理特征[1]。煤层是煤系地层中力学强度最低的岩层，层理的存在一定程度上破坏了煤的均匀性和连续性，改变了煤层受载荷作用下的应力分布[2-3]，也影响了瓦斯的渗流方向[4]。煤的力学性质中煤抗临界状态破坏和抗破碎成块、粉煤的能力是阻止煤岩动力灾害发生的重要因素[5]。煤矿井下掘进放炮等采掘过程以及发生煤岩动力灾害时等都会使煤岩体承受强烈的动载荷作用，研究层理煤岩动态力学性质和破坏形式对于煤矿安全生产有着重要的意义。

测试材料在较高应变率(101～103s-1)的应力应变行为通常采用分离式霍普金森压杆(Split Hopkinson Pressure Bar)装置[6]。近年来，国内大直径和改进型的SHPB技术在岩石和混凝土材料动态力学性能测试方面得到了广泛的应用[7-9]，煤冲击破坏动态力学性能测试也取得了一定的成果。单仁亮等[10-11]对云驾岭煤矿无烟煤冲击破坏动态力学特性展开研究，建立适合于应变率5～85 s-1的动态应力应变的线性黏弹性模型，并探讨了无烟煤的冲击压缩膨胀拉伸破裂机理。李成武等[12-13]进行了速度为 4.174～17.652 ms-1条件下的煤冲击破坏动力学特性研究，认为在一定应变率范围内，随着应变率的增加煤材料的动态响应由硬化向软化过渡，建立煤冲击破坏损伤体-黏弹性本构模型，并开展了基于 HJC模型的煤岩 SHPB 实验数值模拟。刘晓辉等[14]研究发现不同应变率下煤的破坏程度随应变率的增加逐渐升高，相应的耗能越大。李明等[15]研究认为高应变率下煤应力-应变曲线大致分为5个阶段：压密阶段、弹性变形阶段、微裂纹演化阶段、裂纹非稳定扩展阶段以及卸载阶段；应变率由68.666 s-1增加到79.751 s-1，煤破坏程度对应变率的敏感性最为显著。

煤岩是典型的非均质、各向异性、多孔隙脆性材料，内部存在着大量层理、节理、裂隙等不同尺度的微、宏观缺陷[16]。节理和层理性质对岩石动力学性能存在着显著的影响[17-18]。赵毅鑫等[19-20]开展了层理煤样动态拉伸破坏试验，认为抗拉强度随层理倾角波动变化；在冲击速度相近的情况下，层理与加载方向夹角相垂直时，样品的破坏应变相对较大，而应变率则最小。为开展层理对煤岩冲击压缩破坏力学特性的影响研究，本文利用大直径∅75 mm分离式霍普金森杆(SHPB)动载实验装置、采用特制的纺锤形子弹和ZBL-U510非金属超声检测仪，研究砂岩和层理原煤试样(水平、垂直层理取样)冲击破坏动态力学特征。

1 实验简介

1.1煤试件的制备

试验所用煤岩试件均由大块煤体和岩体加工而成，每个试样端面和圆周都进行磨床精密加工打磨，两端不平行度小于0.02 mm，圆周与端面的不垂直度小于0.02 mm[21]。实验试样共计12个，包括原煤试样6个(3个水平节理M1-M3、3个垂直节理M4-M6)和砂岩试样6个(Y1-Y6)。为了尽量减少试件的惯性效应和满足内部应力均匀化假设[22]，根据Davies等[23]所推荐的最佳长径比计算公式，将煤样制成直径75 mm，长40 mm，L/D=8/15的圆柱试样。实验时为了减少界面摩擦效应，在弹性杆与试件界面间涂抹凡士林润滑[24]。实验煤岩试样如图1所示。

1.2超声波波速测试实验

超声波具有方向性好、穿透能力强及易于获得较集中的声能等特点，且超声波在不同的介质中具有不同的传播速度，通过煤岩试件的超声波测试可以反映煤岩试件的内在特征[25]。利用ZBL-U510非金属超声检测仪对煤岩试样进行超声波波速测试，将发射换能器与接收换能器置于试样两端面中心处，使得发射换能器与接收换能器在同一水平线上进行测试，测试示意图和超声波检测仪实物图，如图2(a)、(b)所示。为了减少测试误差，每个煤岩试样测试三次取平均值，实验数据如表1所示。

(a)煤试样M1-M6

(b)砂岩试样Y1-Y6

(a)超声波测速示意图

(b)超声波检测仪

1.3煤岩试样冲击破坏实验

1.3.1 实验系统及装置

实验采用大直径∅75 mm分离式霍普金森杆，在中国矿业大学(北京)深部岩土力学与地下工程国家重点实验室完成。实验装置系统及子弹尺寸如图3所示。

SHPB实验系统包括：子弹、压杆、测速系统、超动态应变仪和数据存储处理系统，如图3(a)、(b)所示。本实验中压杆为直径为75 mm的钢质压杆，子弹为纺锤型。长期以来，SHPB实验大多采用矩形波加载法，即采用圆柱形子弹。矩形波在传播过程中会受到弥散效应的影响，产生明显的P-C(Pochhammer-Chree)振荡，且对于岩石、陶瓷等脆性材料来说极限应变很小，而矩形加载波的波形上升阶段太快，使得试件常常在波形上升阶段就会发生破坏，而此时试件内部尚未达到应力平衡，导致实验结果失真。为了避免上述试验缺点，本实验采用特制的纺锤形子弹总长540 mm，锥段比为310∶100∶130的异型双锥纺锤体子弹[26]，子弹具体尺寸如图3(c)所示。

(a)装置系统示意图

(b)实验装置图

(c)纺锤形子弹

试件编号冲击位置试件尺寸/D×L/(mm×mm)超声波波速/(km·s-1)ν/(m·s-1)ε·max/(s-1)破坏应变εb/‰峰值应力σmax/MPa混合动态弹性模量/GPa破坏情况M1水平⌀75×502．3533．47282．89⁃⁃⁃⁃3．970．60损伤M2水平⌀75×502．9884．467109．457．339．391．28粉碎M3水平⌀75×502．7345．289132．0314．6810．640．72粉碎M4垂直⌀75×501．2415．745136．307．9320．922．64粉碎M5垂直⌀75×501．1326．389159．5113．6818．981．39粉碎M6垂直⌀75×501．0426．870172．6213．2720．391．54粉碎Y1⁃⁃⁃⁃⌀75×502．9414．75871．80⁃⁃⁃⁃71．5216．04损伤Y2⁃⁃⁃⁃⌀75×502．9715．04188．20⁃⁃⁃⁃71．9610．58损伤Y3⁃⁃⁃⁃⌀75×503．0305．377101．108．9166．087．42破裂Y4⁃⁃⁃⁃⌀75×502．9716．167115．90⁃⁃⁃⁃94．9520．91损伤Y5⁃⁃⁃⁃⌀75×503．0306．504131．628．3274．578．96粉碎Y6⁃⁃⁃⁃⌀75×503．0627．165137．978．2194．3611．49粉碎

1.3.2 实验方法及原理

实验通过调整驱动气压，给予子弹不同的速度撞击入射杆，可以实现给煤岩试件施加不同强度的动载荷。子弹冲击速度由激光测速器测定，入射杆和透射杆上应变计记录的应变脉冲信号经超动态应变仪放大后由瞬态波形存储器采集存储，采样速率设定为1.25×107s-1，满足瞬态测试的要求[27]。

为避免应变片灵敏度误差和电阻误差的影响，在不加试件的情况下进行一次冲击标定试验，根据冲击速度v得到应变ε，再与超动态应变仪测量的电压值U对比，得电压-应变的比例关系：K=ε/U(K为标定系数)，通过实验测得K=0.000 194 792。根据K值的对应关系，结合冲击试件所对应的电压值，求出入射波、反射波、透射波的应变，然后根据简化的“三波公式”计算出试件中的应变率、应变和应力，并绘出试件不同应变率下的应力-应变曲线图，得出煤岩试样的动态力学性能[28]。简化的公式如下：

(1)

(2)

(3)

2 冲击破坏实验结果及分析

2.1实验测试信号特征及去噪

由于SHPB 测试信号具有高噪声、持时短、突变快的特点，需要将煤岩冲击破坏的测试信号采用希尔伯特-黄变换(HHT) 分析技术进行去噪处理。限于篇幅，仅以标定信号去噪结果为例说明滤波效果(如图4所示)，煤岩冲击破坏应力应变信号采用同样的处理方法不再赘述。图4(a)、(b)分别为标定实验(冲击速度为4.404 m/s)测到的入射波、反射波和透射波原始信号和去噪后的信号。从图4(a)可见，原始信号具有高频噪声特别是透射信号，需要进行去噪处理；入射杆中有一脉冲反射信号但数值较小，说明纺锤子弹与杆之间基本满足一维线性度要求。从图4(b)可见，滤波后的信号幅值几乎没有变化，高频噪声被很好的去除；纺锤形子弹产生了半正弦波加载，具有应力波上升沿平缓的特征(上升时间达110 μs以上)，更适合煤岩类脆性材料动载实验。

(a)原始标定信号

(b)去噪后标定信号

2.2测试数据统计

实验中钢质压杆的弹性模量E=206 000 MPa、波速C=5 060 ms-1、横截面积A=A0=1 406.25 πmm2，试件的横截面积As为1 406.25 πmm2，厚度L0为40 mm。共完成了12次冲击压缩，冲击速度(v)为3.472～7.165 ms-1，对所有的信号进行去噪处理后，利用式(1)～(3)计算，最终获得不同应变率下煤岩试样动态力学特性曲线(如图8所示)，详细实验数据如表1所示。

2.3层理煤岩超声波速度变化规律

如图5为煤岩试样的超声波波速对比，可见砂岩试样Y1～Y6超声波波速(2.941～3.062 km/s)略高于水平层理取样的原煤试样M1～M3(2.353～2.988 km/s)，远高于垂直层理原煤试样M4～M6(1.402～1.241 km/s)。试验中水平层理原煤试样超声波波速约为垂直层理取样的2倍。可见，由于层理面之间存在明显薄弱的胶结面，当超声波垂直穿过煤体层理面时波速会产生层理效应发生严重的衰减与文献[25]试验结论一致。

图5 煤岩试样的超声波波速

2.4冲击速度与加载应变率的关系

应变率表征试样变形破坏速度，将试验中不同冲击速度下煤岩试样加载最大应变率与冲击速度进行线性拟合，如图6所示。图6说明应变率的大小与冲击速度呈较好线性关系，随着子弹速度的增大，应变率增大，该结论表明实验测得的入射波与应力波传播基本理论具有较好一致性。

图6 冲击速度与最大应变率的关系

3 煤岩冲击破坏动态力学特征分析

图7为煤岩加载应变率时程曲线。由图7可知，不同的子弹度冲击条件下，煤岩试样均对应一段应变率平缓上升的曲线，说明特制的纺锤形子弹加载达到了初始压力上升平缓的目的，进行煤岩动态力学分析结论有一定的可靠性。

(a)原煤试样

(b)砂岩试样

3.1煤岩冲击破坏应力-应变曲线特征

图8为不同应变率下的煤岩试样的应力-应变曲线。

(a)砂岩试样

(b)原煤试样

由图8(a)可见，不同应变率下砂岩的应力-应变曲线过程大体相同，均具有较长的弹性上升阶段和较短的塑性变形阶段，试样达到应力极值后快速进入应变软化阶段。由图8(b)可见，层理煤样应力-应变曲线总体上均具有较短的弹性上升阶段和较长的塑性变形阶段。试样随着应变率的升高，整体上线弹性上升应力最大值逐渐变大，但应力上升阶段波动性较大。

3.2煤岩试样破坏特征

冲击载荷作用下煤岩试样存在相应程度的应变率敏感性[29]。图9为不同应变率冲击下下各个煤岩试样的破坏形态。

71．80s-188．20s-1101．10s-1115．90s-1131．62s-1137．97s-182．89s-1109．45s-1132．03s-1136．30s-1159．51s-1172．62s-1

图9 不同应变率下的煤岩试样破坏形态

Fig.9 Failure modes of coal and rock samples under different strain rates

由图9中砂岩试样破坏形态来看，在71.80 s-1～115.90 s-1应变率范围内，砂岩不破坏或者破坏程度较低，破坏后的试件呈块状劈裂结构，为张拉破坏。在131.62 s-1～137.97 s-1应变率范围内，随着应变率的升高，试件破碎块度随着应变率的提高而减小，破碎体数量显著增加。

由图9中原煤试样的破坏形态来看，在82.89 s-1～109.45 s-1应变率范围内，煤样不破坏或破坏程度低，存在与原试件等高的碎块；当应变率由132.03 s-1增大到172.62 s-1，煤样破碎产生的碎块体积越来越小；同时发现在应变率为132.03 s-1和136.30 s-1时，即使应变率十分接近，但破碎形态有很大差异，后者产生的小体积碎块数明显增多，分析原因是因层理不同，其所拥有的层理薄弱胶结面受力方向有很大不同，直接影响了试样破坏形态。

3.3煤岩动态抗压强度和破坏应变特征

峰值应力是材料在冲击破坏时的极限应力，可用来表征材料的承载能力。在动态压缩试验中，当材料破坏时，其峰值应力也称为动态抗压强度，因砂岩Y1、Y2和Y4试样未破坏，故其峰值应力幅值不是动态抗压强度值，不予考虑。图10(a)表示了煤岩试样动态抗压强度随应变率的变化。破坏应变是材料的基本力学特征之一，表征材料极限变形程度。破坏应变随应变率的变化图像，如图10(b)所示。

由图10(a)看出，在试验的应变率范围内，砂岩试样的动态抗压强度随应变率的增大而增大；水平层理原煤试样的动态抗压强度随应变率的增大有增加的趋势；垂直层理煤试样的峰值应力随应变率的变化不明显。砂岩试样的动态抗压强度远远大于原煤试样的动态抗压强度，由图9不同应变率下的煤岩试样破坏形态可以明显看出岩样破坏明显小于原煤试样。由图10(a)还可以看出垂直层理原煤试样的动态抗压强度略大于平行层理，但两者的加载应变率差别较大，具体原因还需要进一步试验分析。同样由图10(b)可见，砂岩和原煤试样的破坏应变随着冲击速度增加的变化规律不明显，这可能与层理、微裂隙等内部初始损伤不均匀有关系[30]。

(a)应变率与动态抗压强度的关系

(b)应变率与破坏应变的关系

3.4层理煤岩动态弹性模量变化特征

弹性模量是衡量材料刚度特征的重要参数，宏观层面可以用来表征材料抵抗变形的能力，微观上用来反映材料内部颗粒、晶体之间的结合方式及程度。动态弹性模量是变化反应了材料动载破坏的动力学特性,利用SHPB杆可以研究一定应变率条件下材料的动态弹性模量变化[31]。由于煤岩破坏前的应力-应变曲线为非线性，因此弹性模量的数值与选择的参考点有关。岩石、混凝土类材料应力-应变曲线在屈服应力以前可用粘弹性模型来模拟[32]，而煤的本构方程也可以用粘弹性模型来表征。在一维单轴应力σ(t)作用下，相应的应变响应为ε(t)，则动态弹性模量为Ed=σ(t)/ε(t)，也即任意时刻t的割线模量。对所测应力-应变达到应力极限前的曲线进行处理可以获得动态弹性模量，为了方便分析采用峰值应力与其对应的应变计算出的混合动态弹性模量值做比较，具体数值如表1所示。图11为应变率与混合动态弹性模量关系图。

由图11可知，砂岩的动态弹性模量比层理原煤试样大1个数量级。砂岩试样的动态弹性模量随着加载应变率的增大先减小后增大，而具有层理的原煤试样随应变率的增大动态弹性模量变化很小，表现出较强的塑性变化。层理的存在影响试样的动力学特性。

图11 应变率与混合动态弹性模量关系图

4 结 论

(1)∅75 mm大直径分离式霍普金森压杆(SHPB)煤岩动载实验中采用纺锤形子弹产生的近似半正弦波加载具有平缓应力波上升沿特征(上升时间达110 μs以上)，更适合煤岩类脆性材料动载实验。

(2)超声波测速实验表明，煤体层理使超声波垂直穿过时产生层理效应导致波速严重衰减，试验中水平层理取样的原煤超声波波速约为垂直层理的2倍；

(3)层理原煤和砂岩的动载破坏应力-应变曲线差异较大，砂岩试样应力-应变曲线均具有较长的弹性上升阶段和较短的塑性变形阶段，达到应力极值后快速进入应变软化阶段；而层理煤样应力-应变曲线总体上均具有较短的弹性上升阶段和较长的塑性变形阶段。层理特征是导致原煤具有较长塑性变形阶段和曲线波动性的重要因素。

(4)砂岩的动态弹性模量比层理原煤试样大1个数量级。砂岩试样的动态弹性模量随着加载应变率的增大先减小后增大，而具有层理的原煤试样随应变率的增大动态弹性模量变化很小，具有较大塑性变形。层理的存在影响试样的动力学特性。

[1] LAUBACH S E, MARRETT R A, OLSON J E, et al. Characteristics and origins of coal cleat: a review[J]. International Journal of Coal Geology, 1998(35): 175-207．

[2] BENNETT J G. Broken coal[J]．International Journal of Fuel, 1936(10): 22-39.

[3] 赵明鹏. 煤层节理及其工程地质意义[J]. 工程地质学报，2001， 9(2)：152-157.

ZHAO Mingpeng. Coal bed joints and their engineering-geological significance[J]. Journal of Engineering Geology, 2001, 9(2): 152-157.

[4] 邓博知，康向涛，李星，等. 不同层理方向对原煤变形计渗流特性的影响[J]. 煤炭学报，2015，40(4)： 888-894.

DENG Bozhi, KANG Xiangtao, LI Xing, et al. Effect of different bedding directions on coal deformation and permeability characteristics[J]. Journal of China Coal Society, 2015, 40(4): 888-894．

[5] 解北京. 煤冲击破坏动力学特性及磁场变化特征实验研究[D]. 北京：中国矿业大学, 2013.

[6] 卢芳云，陈荣，林玉亮，等著. 霍普金森杆实验技术[M]. 北京：科学出版社，2013：1-2

[7] 李夕兵，著. 岩石动力学基础与应用[M]. 北京：科学出版社，2014：176-217，80-91

[8] 陶俊林，著. SHPB系统实验技术研究[M]. 北京：科学出版社，2014：114-127

[9] 王宇涛，刘殿书，李胜林，等. 基于∅75 mm SHPB系统的高温混凝土动态性能研究[J]. 振动与冲击，2014，33(17)：12-17

WANG Yutao, LIU Dianshu, LI Shenglin, et al. Dynamic performance of concrete based on a ∅75 mm SHPB system under high temperature[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(17): 12-17.

[10] 单仁亮， 程瑞强， 高文蛟． 云驾岭煤矿无烟煤的动态本构模型研究[J]．岩石力学与工程学报， 2006， 25(11)：2258-2263

SHAN Renliang， CHENG Ruiqiang， GAO Wenjiao． Study on dynamic constitutive model of anthracite of Yunjialing Coal Mine[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(11): 2258-2263．

[11] 高文蛟，单仁亮，苏永强．无烟煤单轴冲击动态强度理论[J]. 爆炸与冲击，2013,33(3)：297-302.

GAO Wenjiao, SHAN Renliang, SU Yongqiang. Theoretical research on dynamic strength of anthracite under uniaxial impact[J]. Explosion and Shock Waves, 2013, 33(3): 297-302.

[12] 李成武，解北京，杨威，等．煤冲击破坏过程中的近距离瞬变磁场变化特征研究[J]. 岩石力学与工程学报，2012，31(5)：973-981.

LI Chengwu, XIE Beijing, YANG Wei, et al. Characteristics of transient magnetic nearby field in process of coal impact damage[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(5): 973-981.

[13] 付玉凯，解北京，王启飞. 煤的动态力学本构模型[J]. 煤炭学报，2013, 38(10)：1769-1774.

FU Yukai, XIE Beijing, WANG Qifei. Dynamic mechanical constitutive model of the coal[J]. Journal of China Coal Society, 2013, 38(10): 1769-1774.

[14] 刘晓辉，张茹，刘建锋．不同应变率下煤岩冲击动力试验研究[J]. 煤炭学报，2012，37(9):1528-1534．

LIU Xiaohui， ZHANG Ru， LIU Jianfeng． Dynamic test study of coal rock under different strain rates[J]． Journal of China Coal Society, 2012，37(9):1528-1534．

[15] 李明，茅献彪，曹丽丽，等. 高应变率下煤力学特性试验研究[J]. 采矿与安全工程学报，2015，32(2)：317-324.

LI Ming, MAO Xianbiao, CAO Lili, et al. Experimental study on mechanical properties of coal under high strain rate[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2015, 32(2): 317-324.

[16] 李成武，解北京，杨威，等. 基于HHT法的煤冲击破坏 SHPB 测试信号去噪[J]. 煤炭学报，2012,37(11)：1796-1802.

LI Chengwu, XIE Beijing, YANG Wei, et al. Coal impact damage SHPB testing de-noising based on HHT method[J]. Journal of China Coal Society, 2012, 37(11): 1796-1802.

[17] 杨仁树，王茂源，杨阳，等. 充填材料对节理岩石动力学性能影响的模拟试验[J]. 振动与冲击，2016,35(12)：125-131.

YANG Renshu, WANG Maoyuan, YANG Yang, et al. Simulation material experiment on the dynamic mechanical properties of jointed rock affected by joint-filling material[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(12): 125-131.

[18] 王建国，高全臣，陆华，等. 分层介质冲击响应的SHPB实验研究[J]. 振动与冲击，2015，34(9)：192-212.

WANG Jianguo, GAO Quanchen, LU Hua, et al. Impact response tests of layered medium with SHPB[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(9): 192-212.

[19] 赵毅鑫，龚爽，黄亚琼．冲击载荷下煤样动态拉伸劈裂能量耗散特征实验[J]．煤炭学报，2015， 40(10)：2320-2326.

ZHAO Yixin, GONG Shuang, HUANG Yaqiong．Experimental study on energy dissipation characteristics of coal samples under impact loading[J]．Journal of China Coal Society, 2015, 40(10): 2320-2326．

[20] 赵毅鑫，肖汉，黄亚琼. 霍普金森杆冲击加载煤样巴西圆盘劈裂试验研究[J]．煤炭学报，2014， 39(2)：286-291

ZHAO Yixin， XIAO Han， HUANG Yaqiong． Dynamic split tensile test of Brazilian disc of coal withsplit Hopkinson pressure barloading[J]. Journal of China Coal Society, 2014, 39(2): 286-291．

[21] 李胜林，刘殿书，李祥龙，等. ∅75 mm分离式霍普金森压杆试件长度效应的实验研究[J]. 中国矿业大学学报，2010，39(1)：93-97.

LI Shenglin, LIU Dianshu, LI Xianglong, et al. The effect of specimen length in ∅75 mm split Hopkinson pressure bar experiment. Journal of China University of Mining & Technology, 2010, 39(1): 93-97.

[22] 陶俊林, 陈裕泽, 田常津，等. SHPB系统圆柱形试件的惯性效应分析[J]. 固体力学学报，2005， 26(1)：107-110.

TAO Junlin, CHEN Yuze, TIAN Changjin, et al. Analysis of the inertial effect of the cylindrical specimen in SHPB system[J]. Acta Mechanica Solida Sinica, 2005, 26(1): 107-110.

[23] DAVIES E D H，HUNTER S C. The dynamic compression testing of solids by the method of the split Hopkins on pressure bar[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids，1963，11：155-179.

[24] 冯明德，彭艳菊，刘永强，等. SHPB实验技术研究[J]. 地球物理学进展, 2006, 21(1):273-278.

FENG Mingde, PENG Yanju, LIU Yongqiang, et al. Study on SHPB technique[J]. Progress in Geophysics, 2006, 21(1): 273-278.

[25] 徐晓炼，张茹，戴峰，等. 煤岩特性对超声波速影响的试验研究[J]. 煤炭学报, 2015, 40(4):793-800.

XU Xiaolian, ZHANG Ru, DAI Feng, et al. Effect of coal and rock characteristics on ultrasonic velocity[J]. Journal of China Coal Society, 2015, 40(4): 793-800.

[26] 杨阳. 低温作用下岩石动态力学性能实验研究[D]. 北京：中国矿业大学, 2016.

[27] CHEN W W, SONG B. Split Hopkinson (Kolsky) Bar Design, Testing and Applications[M]. London: Springer Science Business Media, 2011: 7-17.

[28] 宋力, 胡时胜. SHPB数据处理中的二波法与三波法[J]. 爆炸与冲击，2005，25(4)：368-373.

SONG Li, HU Shisheng. Two-wave and three-wave method in SHPB data processing[J]. Explosion and Shock Waves, 2005, 25(4): 368-373.

[29] 刘石，许金余，刘军忠，等．绢云母石英片岩和砂岩的SHPB试验研究[J]．岩石力学与工程学报，2011，30(9): 1864-1871．

LIU Shi, XU Jinyu, LIU Junzhong, et al. SHPB experimental study of sericite-quartz schist and sandstone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(9): 1864-1871.

[30] 解北京, 崔永国, 王金贵. 煤冲击破坏力学特性试验研究[J]. 煤矿安全，2013，44(11):18-21.

XIE Beijing, CUI Yongguo, WANG Jingui. Experimental study on mechanics properties of coal impact damage[J].Safety in Coal Mines, 2013, 44(11): 18-21.

[31] 王强，王通，于长滨，等. 用分段式霍普金森压杆对水泥石动态弹性模量和破碎吸收能的实验研究[J]. 地震工程与工振动，2006,26(2)：92-95.

WANG Qiang, WANG Tong, YU Changbin, et al. Experimental research on dynamic modulus of elasticity and breaking absorbed energy of cement rock by SHPB[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2006, 26(2): 92-95.

[32] 郑永来，夏颂佑，周澄. 岩土类材料的动弹性模量机理[J]. 振动与冲击，1997,16(2)：56-61.

ZHENG Yonglai, XIA Songyou, ZHOU Cheng. Mechanism of dynamic elastic modulus of geotechnical materials[J]. Journal of Vibration and Shock, 1997, 16(2): 56-61.

DynamicpropertiesofbeddingcoalandrockandtheSHPBtestingforitsimpactdamage

XIEBeijing,WANGXinyan,LÜPingyang

(China University of Mining & Technology (Beijing), College of Resources & Safety Engineering, Beijing,100083, China)

In order to study the influence of bedding on the dynamic failure characteristics of coal and rock, the impact experiments on bedding coal samples (vertical bedding and horizontal bedding sampling) and sandstone samples with good homogeneity were conducted by using a ∅75 mm large diameter split Hopkinson pressure bar (SHPB) dynamic load test device, with the combined use of spindle bullets and ultrasonic detector. The experimental results show that: the approximate half sine wave generated by the spindle bullet has the rising edge feature of a gentle stress wave, which is more suitable for dynamic load tests on the brittle material of coal rock; ultrasonic wave passing vertically through the coal bedding surface will produce serious attenuation effect, leading the ultrasonic wave velocity of passing through the horizontal bedding coal samples to be 2 times of that passing through the samples under vertical stratification sampling; there are great differences between the dynamic load stress-strain curves of bedding coal and sandstone, and the bedding is an important factor for the coal to have a long plastic deformation stage and the curvel volatility; the dynamic elastic modulus ratio of sandstone is 1 order of magnitude greater than that of bedding coal, and the bedding has an obvious effect on the impact damage properties of coal and rock.

bedding; coal and rock impact damage; dynamic mechanical properties; dynamic elastic modulus

X936

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.21.018

国家自然科学青年基金(51404277)；国家自然科学基金(51274206)；中央高校基本科研业务费专项资金(2014QZ05)；中国矿业大学(北京)本科生创新训练(K201501028)

2016-08-16 修改稿收到日期：2016-12-22

解北京 男，博士，讲师，1984年11月生