巖石動載破壞的應(yīng)變能密度準則

巖石動載破壞的應(yīng)變能密度準則

1材料破壞準則人們提出了許多破壞模式來預(yù)測不同加載條件下各種材料的破壞，這為項目的建設(shè)奠定了基礎(chǔ)。目前在巖石力學(xué)領(lǐng)域中，對巖石在單獨承受靜載作用時破壞準則的研究已經(jīng)比較深透，對單獨承受動載作用時巖石破壞準則的研究也取得了一定進展[8,10,11,12,13,14,15,16,17,18,19,20,21]。理論和試驗都表明，巖石在承受動、靜載荷時，其力學(xué)特性和破壞規(guī)律有較大差異，巖石的破壞準則也是有差別的。事實上，在工程實踐中有相當一部分巖石，如礦巖的開挖，特別是深部采礦中，礦巖在承受動載荷作用之前，已經(jīng)處于一定的靜應(yīng)力或地應(yīng)力狀態(tài)之中。然而，動載荷對靜應(yīng)力作用下巖石破壞準則的影響的研究顯得相對不足，因此，這些巖石在動靜組合載荷作用下的破壞準則的研究應(yīng)該引起人們的足夠重視。到目前為止，對于受靜載荷作用的巖石在動載作用下的破壞準則的研究，僅知有少數(shù)學(xué)者利用動力三軸試驗機進行過加圍壓的巖石三向抗壓試驗，得到了一些與三向靜壓縮不同的結(jié)論；對于同一方向的動靜組合載荷加載的研究，或在此基礎(chǔ)上考慮不同圍壓影響的研究，才剛開始；對于動靜組合加載強度的專門研究則更為少見。目前巖石材料的低應(yīng)變率(ε<10-4/s)的破壞準則和高應(yīng)變率(ε&>102/s)破壞準則的試驗和理論分析較為廣泛，界于這兩者之間的中應(yīng)變率的破壞準則研究，卻受試驗條件和技術(shù)限制，顯得相對較少。此前所提出的破壞準則，其力學(xué)機制可能是不同的，且經(jīng)常是適用于特定材料的強度理論，或者說在某種條件下適用的理論，卻不適用于另一種條件。但一般來說，材料破壞準則可分為4大類：(1)應(yīng)力或應(yīng)變類破壞準則；(2)能量類破壞準則；(3)損傷類破壞準則；(4)經(jīng)驗類破壞準則。前述能量類破壞準則最先是由Huber開始研究的，正是他引入勢能的概念來定義材料的破壞。后來，F(xiàn)reudenthal(1950)和Gordon(1976)強調(diào)了采用能量破壞準則的重要性，并且注意到了彈性變形能和非彈性變形能的差別。盡管在Freudenthal之后又提出了幾種類型的能量破壞準則，但是，只有少數(shù)考慮了彈性變形能和非彈性變形能的不同，如Lemaitre和Chaboche(1990)。文基于連續(xù)介質(zhì)力學(xué)和不可逆熱力學(xué)分析了應(yīng)變能破壞準則的力學(xué)機制，認為應(yīng)變能破壞準則的臨界值與材料破壞之前的不可逆變形過程和外界條件有關(guān)，而不可逆變形過程主要是由于材料的非彈性變形、損傷和其他內(nèi)部耗散機制引起的。因此，當材料的破壞受耗散控制時，可采用耗散能量密度破壞準則來判斷材料的破壞，該準則主要適用于韌性破壞；如果在破壞之前的變形過程中，內(nèi)部耗散可忽略，此時可采用比彈性應(yīng)變能密度準則來判斷材料的破壞，該準則主要適用于脆性材料的破壞；對于動載作用下的材料破壞，則主要用塑性應(yīng)變能密度準則來判斷，但應(yīng)變率對準則的臨界值的影響還不清楚，有待進一步研究?？梢姡谶B續(xù)介質(zhì)力學(xué)和不可逆熱力學(xué)理論框架范圍內(nèi)，可以得到多種成功的破壞準則，這使材料應(yīng)變能破壞準則具有普遍意義。綜觀上述研究，都貫穿著一個思想：材料的破壞主要是由內(nèi)部耗散引起的，并且是不可逆的。至于有代表性的應(yīng)變能破壞準則——形狀改變比能理論(第四強度理論)，實踐證明，對于塑性材料，該理論主要適用于拉、壓性質(zhì)相同的情況，但對于三向等值拉伸卻無能為力；對于脆性材料，該理論主要適用于與三向壓應(yīng)力相近的情況。究其原因是該理論認為，單元體達到屈服或破壞的條件是：形狀改變比能密度值達到單向應(yīng)力狀態(tài)下單元體的形狀改變比能密度值，而不考慮體積變形能。這樣做是基于靜水壓力很大而材料并不過渡到破壞狀態(tài)的情況，亦即體積改變能的大小并不影響材料的破壞。但是在一定的外載作用下微裂紋的閉合又可能導(dǎo)致材料剛度的部分恢復(fù)，反映到體積變形上就是：體積的減小而不是體積的增加有利于單元體強度的提高。此外，從脆性材料和塑性材料在拉伸和壓縮時的性能比較來看，可以認為單元體承受壓縮的性能優(yōu)于其承受拉抻的性能。所以，反映靜水壓力的體積變形能在某些應(yīng)力狀態(tài)下的材料破壞中是不能忽略的。這也說明，材料破壞耗散理論的不可逆性在某些條件下應(yīng)該適當修正。因此，文提出用體積變形比能和形狀改變比能之和即應(yīng)變能密度作為材料破壞的準則。各種機械模型已成功應(yīng)用于巖石的本構(gòu)特性的研究，文利用簡單的機械模型建立了受靜載荷作用的巖石在動載作用下的本構(gòu)模型，利用該模型計算得到的本構(gòu)曲線與試驗結(jié)果具有較好的一致性，顯然巖石的本構(gòu)特性和破壞強度是緊密相連的。同時，應(yīng)用突變理論研究巖石的破壞強度是一條有效的途徑，然而處理巖石的沖擊失穩(wěn)破壞等動力穩(wěn)定性問題在數(shù)學(xué)上會遇到很大困難，所以通常采用準靜態(tài)的研究方法。雖然文應(yīng)用突變理論采用準靜態(tài)的研究方法研究了巖石受靜載荷時的破壞過程，但是應(yīng)用突變理論研究巖石在沖擊作用下的破壞相對較少，應(yīng)用突變理論研究受靜載的巖石在沖擊作用下的破壞強度更為少見。結(jié)構(gòu)的屈曲與巖石的破裂與失穩(wěn)有一定的相似性。在結(jié)構(gòu)的屈曲研究方面，文用經(jīng)典力學(xué)方法研究了靜力預(yù)加載結(jié)構(gòu)的沖擊屈曲問題；文用突變理論研究了有缺陷的簡單雙桿結(jié)構(gòu)的彈性屈曲問題，研究認為，在恒定幅值動載荷作用下，不考慮衰減時，只要適當確定動力平衡曲面的奇異集和相應(yīng)控制平面的分叉集，就可將靜態(tài)突變推廣到相應(yīng)的動態(tài)突變，并可求出結(jié)構(gòu)靜態(tài)屈曲和動態(tài)屈曲的臨界載荷；文分別建立了結(jié)構(gòu)的沖擊屈曲突變模型與靜力預(yù)加載結(jié)構(gòu)的沖擊屈曲突變模型。根據(jù)上述分析，本文將在文建立的受靜載荷作用的巖石在動載作用下的本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上提出應(yīng)變能密度破壞準則；同時，根據(jù)靜力預(yù)加載結(jié)構(gòu)的沖擊屈曲突變模型，建立靜加載巖石系統(tǒng)的沖擊破壞模型，進一步分析了動靜組合加載下巖石的破壞。2浮動組合加載本構(gòu)模型巖石作為地質(zhì)運動的產(chǎn)物，內(nèi)部存在大量的晶界、位錯、孔洞、微裂隙等裂紋源。在荷載作用下，其成核與擴展將使巖石材料內(nèi)部性質(zhì)不斷惡化，因而嚴重影響材料的宏觀力學(xué)性質(zhì)，表現(xiàn)為材料應(yīng)變軟化、剛度和強度劣化、直至宏觀斷裂破壞。如果動載荷為擾動，當一定強度的擾動作用于受靜載的巖石時，將產(chǎn)生2種效應(yīng)：(1)材料剛度的劣化。這表明在動力擾動下，巖石內(nèi)部的微裂隙在原來的基礎(chǔ)上繼續(xù)演化，擾動能量同時也產(chǎn)生耗散；(2)提高了擾動能量利用率。這主要是在動力擾動過程中靜應(yīng)力一直存在，使巖石中的一些不連續(xù)界面處于閉合狀態(tài)，使得本來常中止于此的裂紋重新擴展，在相同的擾動能量下可能產(chǎn)生更多的裂紋。總之，受靜載的巖石在動力擾動過程中，擾動應(yīng)力與靜應(yīng)力聯(lián)合作用，共同影響巖石內(nèi)部的損傷與破壞。文建立的動靜組合加載下巖石的本構(gòu)模型主要是基于如下基本觀點：(1)巖石單元同時具有統(tǒng)計損傷特性和粘性液體的特性，因而可以把巖石單元看成損傷體Da和粘缸ηb的組合體，即由損傷體Da1與粘缸ηb并聯(lián)再與損傷體Da2串聯(lián)，如圖1所示。(2)損傷體Da具有各向同性損傷特性，在損傷之前是線彈性的，平均彈性模量為E，強度服從參數(shù)為(m，α)的概率分布。損傷參數(shù)D按照巖石的受力狀態(tài)可表示為：一維加載時有式中：εa為損傷體的應(yīng)變。損傷體的本構(gòu)關(guān)系σa-εa可表示為式中：σa為損傷體的應(yīng)力。(3)粘缸沒有損傷特性，遵循的本構(gòu)關(guān)系為式中：εb為粘缸的應(yīng)變，σb為粘缸的應(yīng)力。(4)單元體在損傷之前是粘彈性體。上述以簡單的機械模型為基礎(chǔ)所建立的受靜載荷作用的巖石在動載作用下的本構(gòu)模型，即動靜組合加載本構(gòu)模型，反映了巖石彈性的變化，這與巖石的損傷相關(guān)，而所反映的巖石的粘性等非彈性并不考慮與損傷的耦合。但按照能量觀點，當巖石產(chǎn)生非彈性變形后，巖石所能承擔的非彈性變形能已大大降低，即巖石的本構(gòu)能已降低，這也是由于巖石微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化而引起巖石性能劣化的一種表現(xiàn)。正是由于巖石彈性的劣化和非彈性變形的產(chǎn)生才導(dǎo)致巖石強度的降低。此外，動靜組合加載本構(gòu)模型反映了巖土類材料的變形與強度不僅與所受應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)，而且與加載速率有關(guān)的性質(zhì)。所以，機械模型能夠反映材料單元體彈性的劣化和非彈性變形的產(chǎn)生以及加載速率的影響。3變形比能與形狀改變比能根據(jù)一維動靜組合加載下巖石的破壞機制，本文嘗試利用機械模型來初步反映動靜組合加載下巖石的破壞機理。受一維靜載荷作用的巖石在動載作用下的破壞試驗和分析表明，巖石破壞之前，損傷與非彈性變形并存；不同的受力狀態(tài)對巖石破壞的影響不同；巖石表現(xiàn)為脆性和韌性的混合破壞。因此，可認為體積變形比能和形狀改變比能都對巖石破壞產(chǎn)生影響，是引起巖石破壞的主要因素。亦即，無論什么應(yīng)力狀態(tài)，只要巖石單元體的應(yīng)變能密度達到一維受靜載荷作用的巖石在動載作用下相應(yīng)的應(yīng)力狀態(tài)時的極限值時，巖石就產(chǎn)生破壞。3.1應(yīng)變能密度的確定建立應(yīng)變能密度破壞準則的關(guān)鍵是要確定其臨界值?，F(xiàn)在文的基礎(chǔ)上，利用機械模型對受一維靜載荷作用的巖石在動載作用下破壞的應(yīng)變能密度的極限值進行確定。假設(shè)在中應(yīng)變率下，靜載能量和動載能量全部轉(zhuǎn)化為巖石單元組合體的應(yīng)變能，并忽略受載變形過程中的其他能量(如熱能)，根據(jù)能量守恒定律，單元組合體的能量等于各分體能量之和。為了簡單方便，進一步假設(shè)各分體質(zhì)量分別為1/3單位質(zhì)量，巖石單元組合體考慮損傷后的應(yīng)變能可由粘彈性體的應(yīng)變能根據(jù)Sidoroff等人提出的能量等效假設(shè)求得。巖石單元組合體先在靜載荷S作用下產(chǎn)生位移εs，再在與靜載荷同方向的動載荷σr(t)作用下，繼續(xù)產(chǎn)生位移εr(t)。令σ=S+σr(t)，ε=εs+εr(t)，則巖石單元組合體有微位移dε時，應(yīng)變能密度W在未考慮損傷時可表示為式中：εs為靜載荷S對應(yīng)的應(yīng)變，且εs=S/E1。根據(jù)能量守恒定律，應(yīng)變能密度W應(yīng)同時等于損傷體Da1、損傷體Da2和粘缸ηb所消耗的能量之和(見圖1)，即式中：等式右邊第1項為損傷體Da1產(chǎn)生變形ε1所消耗的能量，主要表征靜載荷作用的性質(zhì)；等式右邊第2項為損傷體Da2產(chǎn)生變形ε2所消耗的能量，主要表征動載荷作用的性質(zhì)(這兩項在考慮損傷時，可以表征巖石在動靜組合載荷作用下的損傷特性)；等式右邊第3項為巖石在動靜組合載荷作用下所消耗的塑性能，表征變形過程中的塑性特性。此時組合體中損傷體和粘缸的應(yīng)力及應(yīng)變滿足如下關(guān)系：在不考慮損傷時，同時考慮式(2)，(3)和(6)，則式(5)可以化為式中：E1a,Ea2分別為損傷體Da1和損傷體Da2未考慮損傷時的彈性模量。根據(jù)文，Ea1與靜載荷作用下的彈性模量值1E相近，Ea2與動靜組合加載時的彈性模量值E2相近。與式(4)對應(yīng)，同時考慮靜加載時σ&=ε&=0，則式(7)可化為假設(shè)動靜組合加載下的巖石的應(yīng)變率ε&與應(yīng)力加載速率σ&均為常數(shù)，則式(8)可化為按照前面的分析，巖石的損傷主要反映在彈性的損傷上，所以，反映塑性的粘缸不考慮損傷。將式(9)中的彈性模量以有效彈性模量代替，即可得到巖石單元組合體在受靜加載和動載過程中考慮損傷時的應(yīng)變能dW為按能量等效原理，應(yīng)有E～=1(-D)2，但在驗證中發(fā)現(xiàn)，其結(jié)果與實際相差較大，而取E～=1(-D)，結(jié)果卻與實際較接近，所以，本文采用E～=1(-D)。如果以動靜組合加載開始點為應(yīng)變0點，受靜載的巖石單元組合體在動載作用下的動力破壞強度定為σdc，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)棣與，此時的臨界損傷值為cD，則相應(yīng)的應(yīng)變能密度dW的極限值為cW，且式中：1D為靜載荷S對應(yīng)的損傷變量，可用下式表示為在通常情況下，動靜組合加載時的臨界損傷值可定為Dc=0.2～0.5；但對于純脆性損傷，則取Dc=0，或用下式表示：式(12)，(13)中的概率分布參數(shù)α和m可根據(jù)文所建立的本構(gòu)模型規(guī)定的方法確定，其值與本構(gòu)模型相同。式(11)中的粘性系數(shù)η與本構(gòu)模型中的意義相同，但大小不同。從式(11)可看出，巖石單元組合體在動靜組合加載下的應(yīng)變能密度的極限值cW，不僅與靜載荷大小和動載荷的性質(zhì)有關(guān)，還與巖石的性質(zhì)及其力學(xué)響應(yīng)有關(guān)，這與實際情況是一致的。對于式(11)的特例，如果S=0，則為單軸動載時的臨界值；如果σc=0，εc=0，σ&=ε&=0，且S為抗壓強度時，則為單軸靜載時的臨界值；如果，則為彈脆性破壞時的彈性應(yīng)變能。所以，式(11)反映的變形能密度既包含了脆性破壞的情況，又包含了韌性破壞的情況，可以進行巖石破壞的綜合判斷。3.2維浮動組合加載根據(jù)文所建立的本構(gòu)模型，受一維靜載作用的巖石在動載作用下的應(yīng)變能密度W在未考慮巖石損傷時可由式(4)并考慮式(2)求得式中：第1項為巖石只受靜載作用時的應(yīng)變能，第2項為巖石在動靜組合加載下的應(yīng)變能。根據(jù)前述方法，可得到組合體在一維動靜組合加載下考慮損傷時積聚的應(yīng)變能W1d為式中：為動靜組合加載時對應(yīng)的損傷變量。式(15)中W1d值的大小可用全應(yīng)力–應(yīng)變曲線的峰值應(yīng)力前的應(yīng)變能代替。根據(jù)假設(shè)，受一維靜載荷作用的巖石在動力擾動下，只要有巖石就產(chǎn)生破壞。4干預(yù)組合下巖石破壞的突變理論分析本文主要討論的動載荷是沖擊載荷的情況。4.1受靜荷載作用下的突變試驗為運用突變理論研究加載系統(tǒng)的失穩(wěn)過程，取由試驗機和巖樣構(gòu)成加載系統(tǒng)。研究表明，在巖石的靜態(tài)失穩(wěn)破壞中，其靜態(tài)臨界載荷就是以巖石靜加載系統(tǒng)的勢能為勢函數(shù)的突變系統(tǒng)的分叉集。在巖石試樣承受階躍沖擊載荷作用時，本文采用文的結(jié)果，即以R(x)為勢函數(shù)的突變系統(tǒng)的分叉集對應(yīng)著巖石試樣失穩(wěn)破壞的臨界階躍載荷。R(x)的形式為式中：x為巖石試樣的廣義位移，V(x)為巖石加載系統(tǒng)的勢能。值得說明的是，從式(17)的推導(dǎo)過程看，對應(yīng)的載荷不一定是沖擊載荷，使介質(zhì)產(chǎn)生中應(yīng)變率的單調(diào)上升動載荷也能滿足式(17)的要求。對于靜加載巖石系統(tǒng)承受沖擊載荷，即一巖石試樣，首先承受一個靜載荷p的作用，然后再作用一個階躍載荷P。令x0表示在靜力p作用下的穩(wěn)定平衡位置(p這里顯然應(yīng)小于巖樣的靜態(tài)抗壓強度)，Vp(x)是靜力p作用下巖樣產(chǎn)生x位移時系統(tǒng)的勢能，Vp+P(x)，Vp+P(x0)分別是巖石加載系統(tǒng)在載荷(p+P)作用下分別產(chǎn)生x位移和x0位移時的勢能。根據(jù)文，受靜加載巖石系統(tǒng)在沖擊載荷作用下失穩(wěn)破壞的突變理論模型可表示為：在靜力p作用下的巖石加載系統(tǒng)沖擊失穩(wěn)破壞的臨界階躍載荷Pcr為作為勢函數(shù)的突變系統(tǒng)的分叉集，的形式為其中，式中：x=x0+z,z為沖擊載荷作用下試樣產(chǎn)生的位移；Q(x)為外力Q作用下巖樣靜態(tài)位移x的變化規(guī)律。顯然，當p=0時，x0=0，則式(18)退化為式(17)。4.21-靜加載巖石系統(tǒng)的影響損失理論分析現(xiàn)應(yīng)用上述靜加載巖石系統(tǒng)沖擊失穩(wěn)破壞的突變模型對一維靜加載巖石系統(tǒng)沖擊失穩(wěn)破壞進行分析。4.2.1靜加載突變系統(tǒng)的平衡面方程對于試驗機和巖樣構(gòu)成的加載系統(tǒng)，可建立如圖2所示的力學(xué)模型。對于截面面積為A，長為L的試樣，載荷Q與變形x的關(guān)系可表示為式中：λ為巖樣的初始剛度，且λ=EA/L;E為彈性模量；u0為荷載–變形曲線峰值荷載所對應(yīng)的變形值。系統(tǒng)的勢函數(shù)是系統(tǒng)的總能量為式中：k為試驗機的剛度，a為系統(tǒng)的全位移。如果靜載荷為p時，巖樣的位移為x0，則有如果在靜載荷p的同一方向施加一階躍載荷P，則在靜載荷p和階躍載荷P共同作用下的勢能可表示為則式(18)所示的用于確定臨界階躍載荷Pcr的突變系統(tǒng)的勢函數(shù)為該突變系統(tǒng)的平衡曲面為為了求得標準形式的平衡曲面方程，將式(26)在x=0處展開成冪級數(shù)，并截取至三次項，得到其中，令從而得到關(guān)于狀態(tài)變量為y控制變量為u,v的突變模型的標準形式平衡曲面方程：其中，按照突變理論，突變系統(tǒng)對應(yīng)的分叉集為從式(31)～(33)看，突變系統(tǒng)分叉集不僅包含了材料參數(shù)k，λ和u0，還包含了系統(tǒng)的全位移a，靜加載狀態(tài)參數(shù)p和x0。按照文可認為，有可能發(fā)生突變系統(tǒng)的分叉集不僅是由力學(xué)系統(tǒng)本身的性質(zhì)決定的，還與外部作用有關(guān)。這與巖石在靜載荷作用下失穩(wěn)破壞的情況是不同的，此時有可能發(fā)生突變的分叉集僅由力學(xué)系統(tǒng)的本身的性質(zhì)決定，與外部作用無關(guān)。應(yīng)用式(13)，(28)，(31)～(33)可得P的臨界值為其中，4.2.2預(yù)加靜載荷的計算以上結(jié)果難以直接看出預(yù)靜載荷變化對臨界載荷的影響，為了數(shù)值計算方便，取如下計算參數(shù)：(1)試樣為紅砂巖，其參數(shù)為：(2)根據(jù)文，試驗機的剛度k要載荷達到一定值時才是常數(shù)。由于下節(jié)介紹的試驗所加載荷都較小，采用類比的方法，可取k=1×109N/m。(3)試驗機的全位移a為試樣破壞時的總位移與試驗機的變形之和，如果不考慮試驗機的變形，取a為試樣破壞時的總位移。根據(jù)上述原則，由式(34)～(39)可得預(yù)加靜載荷與理論臨界載荷Pcr的關(guān)系見表1。表1中，靜載荷所對應(yīng)的初始位移x0為近似計算數(shù)據(jù)，全位移a為x0與動載產(chǎn)生的位移(試驗數(shù)據(jù))z之和。從表1看，理論臨界載荷Pcr隨預(yù)加靜載荷p的增大而減小。5試驗證實5.1測試5.1.1試件的研磨處理本試驗選用完整性和均勻性相對較好的中等強度的紅砂巖，根據(jù)常規(guī)力學(xué)性能測試要求制作標準試件，即50mm×50mm×100mm的長方體。并對試件的兩端進行了仔細研磨，不平行度和不垂直度均小于0.02mm，達到國際標準的技術(shù)要求；試件表面光滑，沒有明顯缺陷。試件的平均體積密度為1.94g/cm3，平均單軸抗壓強度為11.88MPa。5.1.2試驗儀器和平臺試驗在Instron1342型電液伺服材料試驗機上進行，壓力傳感器的最大載荷為±250kN，具有模擬控制和計算機控制2種控制方式，除了靜態(tài)加載外，還能完成正弦波、三角波和方波等幅信號和隨機信號的低周疲勞加載，進行各種常規(guī)力學(xué)性能和斷裂參數(shù)的測試。試驗中應(yīng)用低頻疲勞試驗控制軟件SAX來模擬巖石材料的動態(tài)應(yīng)力波加載，采用江蘇省東華測試技術(shù)開發(fā)有限公司生產(chǎn)的DH–5932數(shù)據(jù)采集記錄分析儀以及DH–3840可編程應(yīng)變放大器實行動態(tài)數(shù)據(jù)采集與記錄。該系統(tǒng)包括以A/D轉(zhuǎn)換器為核心的數(shù)據(jù)采集記錄儀，以控制、記錄和分析為目的的微型計算機以及相應(yīng)的控制軟件和分析軟件。可用于各種電壓信號的采集、存貯、顯示和處理。5.1.3鋼墊片的加載所有試件的測試，均采用連續(xù)加載方式由計算機自動控制，計算機軟件的操作在Windows98中文視窗下進行。量測數(shù)據(jù)實行實時同步連續(xù)采樣、存貯，整個過程由計算機自動、完整地記錄試件受力與變形的全過程。本試驗采用載荷控制方式。試驗步驟如下：(1)將試件放在試驗機的工作平臺上，上下各放置一塊50mm×50mm×10mm規(guī)格的鋼墊片；(2)試驗參數(shù)設(shè)置：加載波形為正弦波，周期數(shù)為1，幅值按超過試件的估計強度值設(shè)置為100kN；這樣的設(shè)置與疲勞試驗有很大的區(qū)別，疲勞試驗要求周期數(shù)大、幅值小(不能超過試件強度)。然后選擇加荷頻率(2Hz)和數(shù)據(jù)采樣頻率，因為是動態(tài)試驗，采樣頻率為5kHz。最后設(shè)置極限保護以保障設(shè)備安全。(3)利用微調(diào)先在試件上分別施加所要求的靜載(0,5,10或15kN，對應(yīng)的應(yīng)力為0,2,4或6MPa)，然后輸入動態(tài)加載指令，將試件一次性壓壞。靜載應(yīng)力S=12MPa的試驗結(jié)果是另外一種紅砂巖試樣按上述程序試驗所得。5.2比較試驗結(jié)果和理論結(jié)果的分析5.2.1密度對全應(yīng)變能的影響把峰值應(yīng)力前的應(yīng)變能定義為從動靜載荷共同作用時開始至達到巖石峰值載荷時為止這一段時間內(nèi)損耗的能量，試驗全變形能為峰值應(yīng)力前的應(yīng)變能與