一、D-P準(zhǔn)則與巖石斷裂韌度K_(Ic),K_(II)c關(guān)系的研究（論文文獻(xiàn)綜述）
黃信鍇[1]（2021）在《自密實(shí)混凝土Ⅰ型斷裂力學(xué)性能與理論研究》文中提出自密實(shí)混凝土（Self-Compacting Concrete,SCC）是指其在自身重力作用下,在工程澆筑應(yīng)用中能夠流動(dòng)、密實(shí),輕松地穿過致密鋼筋間隙從而填充到模板角落中,并且不需要進(jìn)行人工附加振搗的混凝土。自密實(shí)混凝土近些年在建筑、市政及道路鐵路等方面的工程中得到了廣泛應(yīng)用,比如我國(guó)研發(fā)的高速鐵路CRTS Ⅲ型板式無(wú)砟軌道填充層材料就使用了 SCC材料。但是在實(shí)際工程應(yīng)用中,SCC內(nèi)部存在著天然裂隙,這些裂隙會(huì)隨著SCC承受外部荷載而逐漸擴(kuò)展,使得SCC承載能力降低以及建筑構(gòu)件使用壽命縮短。由于SCC材料跟鋼材等韌性材料不同,其是一種準(zhǔn)脆性材料,斷裂行為不能簡(jiǎn)單的應(yīng)用線彈性斷裂力學(xué)來(lái)考慮,因此對(duì)于研究SCC的非線性斷裂力學(xué)性能顯得尤為重要。為了研究SCC的Ⅰ型斷裂力學(xué)性能,本文共制作了 15組共45根跨中帶預(yù)制初始裂縫的SCC標(biāo)準(zhǔn)三點(diǎn)彎曲梁試件,其中預(yù)設(shè)4組初始縫高比:0.2、0.3、0.4、0.5;3組配合比中砂率變化:0.4、0.5、0.6;以及4組結(jié)構(gòu)幾何相似變尺寸試件（L×H×T）:440×100×100 mm3、520×120×100 mm3、600×140×100 mm3、680×160×100 mm3,將上述控制變量影響應(yīng)用到對(duì)自密實(shí)混凝土 Ⅰ型斷裂力學(xué)性能研究當(dāng)中。本文通過坍落度筒試驗(yàn)測(cè)量了 SCC拌合物的工作性能;又通過常規(guī)力學(xué)性能試驗(yàn)測(cè)量了 SCC標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的抗壓強(qiáng)度f(wàn)c以及劈裂抗拉強(qiáng)度f(wàn)ts;根據(jù)電測(cè)法（EM）相關(guān)原理,設(shè)計(jì)試驗(yàn)測(cè)量了 SCC標(biāo)準(zhǔn)試塊的彈性模量E;試驗(yàn)澆筑的預(yù)制裂縫試件采用三點(diǎn)彎加載（TPB）,通過電阻應(yīng)變片法（SGM）測(cè)量加載過程中試件承受的起裂荷載Pini和最大荷載Pmax;利用數(shù)字圖像相關(guān)法（DICM）測(cè)量試件裂縫張開口位移（CMOD）以及斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度（FPZ）;基于臨界距離理論（TCD）中的點(diǎn)法（PM）和線法（LM）研究了試件的名義斷裂韌度Kc以及斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度（FPZ）;基于斷裂極值理論（FET）研究了試件的起裂斷裂韌度KIini、失穩(wěn)斷裂韌度KIun以及試件的抗拉強(qiáng)度f(wàn)t。主要研究工作和結(jié)論如下:（1）試驗(yàn)對(duì)3種不同砂率配比的SCC拌合物進(jìn)行工作性能測(cè)試,試驗(yàn)結(jié)果表明:坍落擴(kuò)展度、坍落擴(kuò)展時(shí)間(T500)均隨著SCC配合比中砂率的增大而增大,且所測(cè)試驗(yàn)數(shù)據(jù)均符合規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)。對(duì)3種不同砂率配比的SCC拌合物進(jìn)行基礎(chǔ)力學(xué)性能測(cè)試,通過對(duì)其進(jìn)行抗壓試驗(yàn)、劈裂抗拉試驗(yàn),得出結(jié)論:隨著SCC配合比中砂率的增大,標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度值均逐漸減小。（2）根據(jù)電測(cè)法原理,設(shè)計(jì)了相關(guān)試驗(yàn)測(cè)量SCC的彈性模量,試驗(yàn)結(jié)果顯示:電測(cè)法測(cè)量的彈性模量隨著SCC配合比中砂率的增大而有小幅度的減小,且電測(cè)法測(cè)量結(jié)果和用SCC抗壓值通過規(guī)范公式轉(zhuǎn)化求得的彈性模量值接近。（3）采用電阻應(yīng)變片法測(cè)定了 SCC梁試件在承受加壓下的起裂荷載Pini和最大荷載值Pax,試驗(yàn)結(jié)果表明:Pini值大致等于Pax值的0.7～0.8;在控制單一變量不變的情況下,隨著試件初始縫高比的增大,起裂荷載值與最大荷載值均呈現(xiàn)減小趨勢(shì);起裂荷載值與最大荷載值隨著三點(diǎn)彎曲梁試件高度的增加而幾乎成線性增長(zhǎng),且Pini在梁高100～140 mm時(shí)的增速較梁高在140～160 mm的時(shí)候快,而Pmax也基本遵循這一規(guī)律;當(dāng)SCC配合比中砂率占比越高,試件起裂荷載和最大荷載大體上都呈現(xiàn)降低的趨勢(shì),且在初始縫高比在0.2～0.3的時(shí)候比較明顯,但是當(dāng)初始縫高比再增大時(shí),影響的作用趨勢(shì)就逐漸減緩。（4）通過DICM測(cè)量了三點(diǎn)彎曲梁試件在加載過程中的CMOD和FPZ。試驗(yàn)結(jié)果表明:控制其它變量,CMOD值隨著初始縫高比的增大而變大,但是其值隨SCC配比砂率的變化而呈現(xiàn)出的變化趨勢(shì)不明顯;FPZ值隨著初始縫高比的增加而減小,對(duì)于結(jié)構(gòu)幾何相似變尺寸試件來(lái)說(shuō),其值和試件高度呈現(xiàn)一定的正相關(guān),但是變化趨勢(shì)不是很明顯。（5）基于臨界距離理論推導(dǎo)計(jì)算的試件名義斷裂韌度值Kc介于由雙K斷裂準(zhǔn)則計(jì)算的起裂斷裂韌度KIcini和失穩(wěn)斷裂韌度KIcun之間,且對(duì)于結(jié)構(gòu)幾何相似變尺寸試件來(lái)說(shuō),由TCD計(jì)算的名義斷裂韌度隨著試件的高度值變化而變化,但由雙K斷裂準(zhǔn)則所計(jì)算的值則幾乎不受影響。（6）根據(jù)TCD中PM和LM方法推導(dǎo)計(jì)算得到的試件廣義臨界距離值,與由DICM測(cè)量得到的FPZ長(zhǎng)度值進(jìn)行對(duì)比分析,可得出:不同方法得到的FPZ的值都隨著試件初始縫高比的增大而減小,且由DICM測(cè)量的FPZ值的一半約等于由PM和LM計(jì)算所得值,表明可由TCD預(yù)估試件實(shí)際試驗(yàn)過程中的FPZ長(zhǎng)度值。（7）基于斷裂極值理論,同時(shí)結(jié)合SCC軟化曲線理論知識(shí)推導(dǎo)出試件的斷裂韌度計(jì)算公式,根據(jù)試驗(yàn)測(cè)量的最大荷載值Pmax作為唯一未知量,大大簡(jiǎn)化了傳統(tǒng)方法計(jì)算斷裂韌度值的積分工作量,將計(jì)算所得表征試件裂縫起裂和失穩(wěn)的斷裂韌度值KIini、Kiun與雙K斷裂準(zhǔn)則值、TCD計(jì)算的名義斷裂韌度值Kc做對(duì)比。發(fā)現(xiàn)由此法計(jì)算的KIini與KIun偏小于雙K值,說(shuō)明KIini與KIun值有很好的安全儲(chǔ)備空間。同時(shí),由TCD計(jì)算的Kc處于其它法則計(jì)算的值之間,且其值更接近雙K準(zhǔn)則計(jì)算的KIcini。（8）根據(jù)FET所需的兩個(gè)參數(shù)起裂荷載Pini和最大荷載Pax,推導(dǎo)得出試件抗拉強(qiáng)度f(wàn)’t的計(jì)算公式,不同砂率配比的試件通過此法計(jì)算的抗拉強(qiáng)度值波動(dòng)范圍在0.17MPa。且與由試件抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu通過規(guī)范公式計(jì)算的抗拉強(qiáng)度f(wàn)t進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn),其值比較接近、吻合度較高,說(shuō)明公式適用性較強(qiáng)。通過分析計(jì)算數(shù)據(jù)還可得出:控制單一變量,FET計(jì)算的抗拉強(qiáng)度f(wàn)t’隨著試件初始縫高比的增大而幾乎沒有變化;但是隨著試件高度的增加,其值存在一定的正相關(guān)變化趨勢(shì)。
靳松洋[2]（2021）在《壓剪加載狀態(tài)下壓實(shí)黏土斷裂破壞機(jī)制研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理土質(zhì)心墻堆石壩因其良好的變形協(xié)調(diào)能力被廣泛運(yùn)用于復(fù)雜地形條件,但其裂縫問題至今沒有很好解決。眾多研究表明,堆石壩黏土心墻常處于壓剪應(yīng)力狀態(tài),因此揭示壓實(shí)黏土的壓剪斷裂機(jī)制對(duì)解決心墻裂縫問題具有重要意義。鑒于此,本文采用室內(nèi)試驗(yàn)和理論分析相結(jié)合的手段,查明了裂縫傾角、無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度和試樣尺寸等對(duì)壓實(shí)黏土壓剪斷裂性狀的影響,揭示了壓實(shí)黏土的壓剪-張拉斷裂破壞機(jī)制,論文的主要工作和成果如下:（1）通過室內(nèi)試驗(yàn),從試樣的破壞模式和強(qiáng)度變形兩方面查明了裂縫傾角、無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度、試樣尺寸及裂縫張開度對(duì)非閉合裂縫斷裂性狀的影響。結(jié)果表明:不同裂縫傾角的試樣均有翼型張拉裂縫發(fā)育,試樣的起裂應(yīng)力、峰值應(yīng)力均隨裂縫傾角的增大呈先減小后增大的趨勢(shì);無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度對(duì)試樣斷裂性狀有較大影響。不同尺寸試樣破壞模式基本相似;試樣起裂應(yīng)力、起裂應(yīng)力比和峰值應(yīng)力及變形模量均隨張開度的增大呈逐漸減小的趨勢(shì)。（2）通過室內(nèi)試驗(yàn),查明了裂縫傾角、無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度及試樣尺寸對(duì)閉合裂縫斷裂性狀的影響。結(jié)果表明:試樣的起裂應(yīng)力、起裂應(yīng)力比、峰值應(yīng)力及變形模量均隨裂縫傾角的增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì);無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度較小時(shí)（2a/W=0.2）試樣僅有翼型張拉裂縫發(fā)育;其他情況翼型張拉裂縫和次生剪切裂縫均有發(fā)育。試樣起裂應(yīng)力、起裂應(yīng)力比和峰值應(yīng)力均隨無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度的增大呈逐漸減小的趨勢(shì);試樣起裂應(yīng)力、起裂應(yīng)力比、峰值應(yīng)力及變形模量均隨試樣尺寸的增大呈逐漸減小的趨勢(shì)。（3）指出了傳統(tǒng)理論無(wú)法解釋壓實(shí)黏土張拉斷裂機(jī)制,因此,基于考慮T應(yīng)力的閉合裂縫壓剪-張拉斷裂準(zhǔn)則,查明了側(cè)壓力系數(shù)λ、摩擦系數(shù)μ等因素對(duì)閉合裂縫尖端周向應(yīng)力的影響,并揭示了閉合裂縫壓剪-張拉起裂機(jī)理,表明了裂縫尖端臨界尺寸rc存在明顯的尺寸效應(yīng)。（4）基于考慮相對(duì)鈍化系數(shù)和T應(yīng)力的非閉合裂縫壓剪-張拉起裂準(zhǔn)則,查明了相對(duì)鈍化系數(shù)η和相對(duì)臨界尺寸α對(duì)非閉合裂縫尖端周向應(yīng)力的影響,揭示了非閉合裂縫壓剪-張拉斷裂機(jī)制。
潘鋮[3]（2021）在《煤矸石混凝土彈塑性本構(gòu)模型及損傷斷裂機(jī)理研究》文中指出煤矸石是煤炭開采過程中伴隨產(chǎn)生的固體廢棄物。由于煤矸石綜合利用率低、占地面積廣、堆存量多,對(duì)生態(tài)環(huán)境和生命安全造成了巨大危害。另一方面,國(guó)家不斷加大環(huán)保力度,限制天然骨料開采,導(dǎo)致混凝土原材料價(jià)格持續(xù)上漲,但混凝土市場(chǎng)需求卻持續(xù)穩(wěn)定。煤矸石在破碎再加工過程中內(nèi)部存在原生裂隙,微裂縫尖端在外力作用下產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,進(jìn)而擴(kuò)展延伸。因此,論文依托遼寧省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室“煤矸石資源化利用與節(jié)能建材”平臺(tái)建設(shè)資源,基于彈塑性力學(xué)、損傷力學(xué)、不可逆熱力學(xué)原理以及斷裂力學(xué),通過室內(nèi)試驗(yàn)、理論研究、機(jī)理分析和數(shù)值模擬的手段,對(duì)煤矸石混凝土在單軸和三軸作用下的力學(xué)性能以及斷裂性能進(jìn)行深入分析,推導(dǎo)煤矸石混凝土彈塑性損傷模型和裂縫尖端損傷斷裂模型,最終建立煤矸石混凝土彈塑性損傷模型,并對(duì)裂縫尖端擴(kuò)展機(jī)理進(jìn)行深入分析,可為煤矸石混凝土結(jié)構(gòu)安全性設(shè)計(jì)及實(shí)際工程應(yīng)用提供試驗(yàn)和理論依據(jù)。主要研究成果如下:（1）對(duì)比分析了煤矸石粗骨料和天然碎石粗骨料的細(xì)觀形貌特征、化學(xué)成分,以及物理力學(xué)性能;開展了煤矸石混凝土基本力學(xué)性能試驗(yàn),建立了不同煤矸石取代率的煤矸石混凝土基本力學(xué)性能指標(biāo)與普通混凝土間的關(guān)系,以及不同煤矸石取代率的煤矸石混凝土基本力學(xué)性能指標(biāo)間的理論關(guān)系式,為煤矸石混凝土損傷斷裂模型提供了模型參數(shù)。開展了煤矸石混凝土單軸循環(huán)受拉和受壓試驗(yàn),闡述了破壞過程和破壞形態(tài),獲取了煤矸石混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線,分析了塑性應(yīng)變與卸載點(diǎn)應(yīng)變間的關(guān)系以及應(yīng)力退化現(xiàn)象,確定了單軸循環(huán)受拉、受壓包絡(luò)線和卸載-再加載曲線,提出了單軸循環(huán)受拉采用直線式與折線式相結(jié)合,單軸循環(huán)受壓采用曲線式和折線式相結(jié)合,建立了能準(zhǔn)確描述煤矸石混凝土一維循環(huán)受拉和受壓的本構(gòu)關(guān)系。（2）通過對(duì)比煤矸石混凝土和普通混凝土界面結(jié)構(gòu)化學(xué)元素的分布、形貌特征,分析了煤矸石混凝土界面相互作用機(jī)理,建立了煤矸石混凝土界面結(jié)構(gòu)模型;針對(duì)煤矸石混凝土三軸力學(xué)行為下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,在D-P塑性勢(shì)函數(shù)的基礎(chǔ)上,引入強(qiáng)化參數(shù)K,建立了同時(shí)考慮偏應(yīng)力和靜水壓力的煤矸石混凝土Willam-Warnke五參數(shù)屈服模型,并采用累積塑性應(yīng)變?yōu)閮?nèi)變量,建立了不同取代率的煤矸石混凝土后繼屈服面及加載面的塑性應(yīng)力-應(yīng)變軟化法則,根據(jù)經(jīng)典塑性力學(xué)原理,建立了基于增量形式的煤矸石混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系。（3）根據(jù)煤矸石混凝土單軸和三軸力學(xué)性能,分析了煤矸石混凝土受力損傷機(jī)制。在不可逆熱力學(xué)原理、損傷力學(xué)、塑性力學(xué)的基礎(chǔ)上,推導(dǎo)出包含損傷和塑性應(yīng)變的煤矸石混凝土總彈塑性Helmholtz自由能,建立了不同煤矸石取代率的煤矸石混凝土彈塑性損傷本構(gòu)模型以及損傷內(nèi)變量的演化法則,分析了模型參數(shù)與煤矸石粗骨料摻量的關(guān)系,與三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證吻合度較高。結(jié)果表明,煤矸石粗骨料和圍壓可延緩煤矸石混凝土的初始損傷,發(fā)生損傷后,煤矸石粗骨料摻量越多,損傷速率越快,但圍壓越大卻可抑制損傷的發(fā)展速度。（4）開展不同煤矸石取代率的煤矸石混凝土三點(diǎn)彎曲斷裂性能試驗(yàn),分析了荷載-裂縫口張開位移曲線、荷載-撓度曲線、起裂荷載、極限荷載的變化規(guī)律,煤矸石粗骨料摻量越多,達(dá)到極限荷載時(shí)裂縫口張開位移和撓度力學(xué)性能指標(biāo)越小;基于三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)字圖象相關(guān)法（DIC法）用于測(cè)試煤矸石混凝土裂縫斷裂是可行的;基于DIC法分析了煤矸石混凝土裂縫擴(kuò)展機(jī)理,以及不同摻量煤矸石混凝土裂縫擴(kuò)展寬度變化規(guī)律;采用雙K斷裂模型,分析了煤矸石混凝土的起裂斷裂韌度、失穩(wěn)斷裂韌度、斷裂能、延性指數(shù)等斷裂參數(shù)隨煤矸石摻量的變化規(guī)律,為煤矸石混凝土損傷斷裂模型的建立提供了試驗(yàn)參數(shù)。（5）基于損傷力學(xué)和雙K斷裂模型,引入損傷尺度的概念,建立了煤矸石混凝土D-R損傷斷裂模型,采用起裂損傷閾值DIG判斷煤矸石混凝土裂縫是否發(fā)生擴(kuò)展,采用允許損傷尺度RIc判斷煤矸石混凝土是否發(fā)生破壞,能準(zhǔn)確反映出不同煤矸石取代率的煤矸石混凝土裂縫從細(xì)觀損傷擴(kuò)展到宏觀失穩(wěn)破壞的整個(gè)損傷演化過程?；跀嗔蚜W(xué)原理,分析了煤矸石混凝土損傷裂縫尖端的應(yīng)力場(chǎng)變化情況,推導(dǎo)出起裂損傷閾值,根據(jù)微裂縫擴(kuò)展區(qū)兩側(cè)的閉合力,計(jì)算出了煤矸石混凝土的斷裂區(qū)長(zhǎng)度;進(jìn)行了煤矸石混凝土三點(diǎn)彎曲數(shù)值模擬,驗(yàn)證了D-R損傷斷裂模型的合理性,能較好的反映出煤矸石混凝土裂縫尖端損傷演化規(guī)律。該論文有圖139幅,表23個(gè),參考文獻(xiàn)173篇。
韋漢[4]（2021）在《隧道工程聚能爆破破巖機(jī)理及參數(shù)優(yōu)化研究》文中指出近年來(lái),隨著我國(guó)隧道工程建設(shè)規(guī)模逐年增加,建設(shè)難度也逐漸增高,其中大部分巖質(zhì)隧道仍然采用礦山法施工。然而傳統(tǒng)礦山法經(jīng)常出現(xiàn)超欠挖問題,無(wú)法保證圍巖體的穩(wěn)定性。隧道聚能爆破具有減少圍巖擾動(dòng)、防止超欠挖、縮短工期和改善作業(yè)環(huán)境等優(yōu)點(diǎn),屬環(huán)保節(jié)能爆破技術(shù),應(yīng)用前景廣闊。研究聚能爆破破巖機(jī)理,解決理論滯后于工程實(shí)踐的問題,對(duì)指導(dǎo)工程應(yīng)用具有現(xiàn)實(shí)的意義。本文針對(duì)隧道工程聚能定向斷裂控制爆破存在的問題,通過數(shù)值模擬、理論分析、有機(jī)玻璃試驗(yàn)以及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用等手段,揭示聚能定向斷裂控制爆破機(jī)理并對(duì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。本文主要研究?jī)?nèi)容及結(jié)論如下:（1）本文先采用SPH數(shù)值手段與已有試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析,論證本文數(shù)值方法的有效性,然后分析橢圓雙極線型聚能爆破機(jī)理以及外殼和藥型罩對(duì)聚能射流的影響,再對(duì)藥型罩及外殼為紫銅和PVC的聚能藥包進(jìn)行錐角參數(shù)優(yōu)化,最后分析外殼形狀對(duì)射流速度的影響。結(jié)果表明:隨著外殼厚度增大,爆轟越穩(wěn)定,射流速度越大;隨著藥型罩厚度減小,爆生氣體減少對(duì)藥型罩做功,轉(zhuǎn)換為聚能射流動(dòng)能越多,射流速度越大,但厚度為0時(shí)未形成明顯的聚能效應(yīng);隨著錐角減小,裝藥面積減小,射流速度增大,但用于形成射流的藥型罩質(zhì)量下降;不同外殼形狀對(duì)射流影響不同,其中橢圓+直線型外殼和橢圓型外殼形成的射流速度基本一致,但前者相對(duì)后者節(jié)省藥量,此外兩者形成的射流速度相對(duì)直線型外殼的要小。（2）通過理論、試驗(yàn)和數(shù)值手段對(duì)聚能爆破破巖機(jī)理進(jìn)行分析。結(jié)果表明:聚能方向初始沖擊波載荷值明顯大于非聚能方向,峰值載荷作用時(shí)間早于非聚能方向;在聚能爆炸近區(qū)由于粉碎區(qū)消耗了大量的沖擊爆炸能,近區(qū)沖擊波衰減速率較快,中遠(yuǎn)區(qū)應(yīng)力波衰減速率較慢且爆炸載荷差別較小;非聚能方向由于反射壓縮波疊加效應(yīng)使得非聚能方向滯后于初始沖擊波出現(xiàn)第二次應(yīng)力峰值但數(shù)值相對(duì)初始沖擊波峰值較小。（3）以徑向、軸向不耦合系數(shù)和炸藥位置作為試驗(yàn)因素,以聚能方向裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度、聚能與非聚能方向裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度之比、聚能方向裂紋擴(kuò)展寬度、聚能與非聚能方向裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度之比為評(píng)價(jià)指標(biāo),建立三因素四水平的正交試驗(yàn),結(jié)合灰色關(guān)聯(lián)度對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析,得出單孔最優(yōu)裝藥參數(shù)組合為:炮孔直徑為90mm,軸向不耦合系數(shù)為1.25,炸藥的位置為底部開始。再基于數(shù)值模擬研究不同炮孔間距和光爆層厚度對(duì)爆破效果的影響,從而確定隧道爆破周邊眼最優(yōu)參數(shù)組合:炮孔間距為700mm,光爆層厚度為600mm,并將光爆層參數(shù)優(yōu)化結(jié)果應(yīng)用于興泉鐵路金井隧道爆破施工現(xiàn)場(chǎng)中。
李文文[5]（2021）在《交叉節(jié)理巖體相似材料模擬試驗(yàn)及損傷本構(gòu)模型研究》文中認(rèn)為交叉節(jié)理巖體廣泛分布于自然界的地質(zhì)體中,準(zhǔn)確認(rèn)識(shí)交叉節(jié)理巖體的強(qiáng)度和變形特性對(duì)相關(guān)巖體工程的安全穩(wěn)定至關(guān)重要。本文利用相似材料制作節(jié)理巖體試件,通過改變節(jié)理傾角和長(zhǎng)度模擬不同工況交叉節(jié)理巖體,開展不同工況交叉節(jié)理試件單軸壓縮試驗(yàn),試驗(yàn)過程采用數(shù)字圖像相關(guān)法（DIC）實(shí)時(shí)測(cè)量不同載荷下節(jié)理尖端附近全場(chǎng)應(yīng)變,對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分類比較,深入分析交叉節(jié)理巖體的力學(xué)特性和損傷演化行為;基于斷裂力學(xué)、能量理論及損傷力學(xué)相結(jié)合的方法,將巖體的細(xì)觀損傷和宏觀損傷根據(jù)Lemaitre應(yīng)變等價(jià)原理耦合成宏細(xì)觀復(fù)合損傷,構(gòu)建交叉節(jié)理巖體等效彈性模型;最后,對(duì)模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較分析,兩者吻合性較好,證明了模型的合理性。該模型的宏觀損傷變量同時(shí)考慮了交叉節(jié)理干涉效應(yīng)下巖體的初始損傷以及翼裂紋擴(kuò)展引起的附加損傷。主要研究成果如下:（1）在0～90°傾角之間單節(jié)理巖體強(qiáng)度先降低后增加,強(qiáng)度最低值在45°和60°之間,且0°節(jié)理面對(duì)巖體強(qiáng)度削弱程度較大,90°節(jié)理面對(duì)巖體強(qiáng)度和變形特性影響較小;（2）交叉節(jié)理的存在對(duì)巖體加載初始階段的變形模量影響較小,但相交節(jié)理間的干涉效應(yīng)對(duì)主節(jié)理尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子影響較大,從而使巖體的峰值強(qiáng)度具有顯著差異;（3）由于交叉節(jié)理間的干涉效應(yīng),同傾向交叉節(jié)理巖體的強(qiáng)度較兩條節(jié)理單獨(dú)存在時(shí)的強(qiáng)度值皆低,反傾向交叉節(jié)理巖體當(dāng)主次節(jié)理夾角靠近90°和大于90°時(shí)交叉節(jié)理巖體峰值強(qiáng)度較兩條節(jié)理單獨(dú)存在時(shí)高;（4）豎向節(jié)理面在受載時(shí)節(jié)理面產(chǎn)生張拉變形,豎向節(jié)理面的張開有利于傾斜節(jié)理面的協(xié)調(diào)變形,從而使得巖體抗壓強(qiáng)度相比傾斜節(jié)理面單獨(dú)存在時(shí)有所提高;（5）在交叉節(jié)理巖體出現(xiàn)損傷屏蔽的情況下,次節(jié)理長(zhǎng)度的增加能使交叉節(jié)理巖體的強(qiáng)度有所提高,但隨著次節(jié)理長(zhǎng)度的增加,次節(jié)理可發(fā)展為交叉節(jié)理巖體破壞的主節(jié)理,使得交叉節(jié)理巖體的強(qiáng)度相比主節(jié)理單獨(dú)存在時(shí)降低。
徐攀[6]（2020）在《C40自密實(shí)混凝土Ⅱ型及復(fù)合型斷裂性能試驗(yàn)研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理自密實(shí)混凝土（Self-Compacting Concrete,簡(jiǎn)稱SCC）因其具有良好的工作性能而受到重視,尤其是作為CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道的板下充填材料而聞名,但在制備與使用過程中不可避免的存在裂縫,由于裂縫的存在使得SCC的承載能力與使用壽命受到影響,因此對(duì)SCC進(jìn)行斷裂性能研究及抗裂性能設(shè)計(jì)具有重要意義。為了研究SCC的II型斷裂韌度以及復(fù)合型斷裂性能,本文設(shè)計(jì)了強(qiáng)度為C40的SCC,采用半對(duì)稱加載試驗(yàn)研究SCC的II型斷裂韌度,試件設(shè)計(jì)尺寸為200 mm×200 mm×100 mm,分為單邊切口試件、雙邊切口試件及無(wú)切口試件,單邊切口試件設(shè)四種縫高比,分別為0.1,0.2,0.3,0.4;雙邊切口試件設(shè)三種縫高比,分別為0.1,0.2,0.3,每種縫高比澆筑3個(gè)試件,另外澆筑三個(gè)無(wú)切口試件。同時(shí)采用三點(diǎn)彎曲偏心加載試驗(yàn)研究SCC的復(fù)合型斷裂性能,試件尺寸為400 mm×400 mm×100 mm,設(shè)四種縫高比,分別為0.1,0.2,0.3,0.4,每種縫高比澆筑15個(gè)試件,設(shè)置五種偏心加載距離,分別為0 mm,20 mm,40mm,60 mm,80 mm。采用數(shù)字圖像相關(guān)方法（Digital Image Correlation Method,簡(jiǎn)稱DICM）研究了SCC試件的裂縫口張開位移（Crack Mouth Opening Displacement,簡(jiǎn)稱CMOD）、裂縫尖端滑移位移（Crack Tip Slipping Displacement,簡(jiǎn)稱CTSD）以及斷裂過程區(qū)（Fracture Process Zone,簡(jiǎn)稱FPZ）,結(jié)合有限元軟件ABAQUS模擬計(jì)算半對(duì)稱加載試件的應(yīng)力強(qiáng)度因子K以及模擬計(jì)算了三點(diǎn)彎曲偏心加載試件的形狀因子與T應(yīng)力,采用廣義最大切向應(yīng)力（Generalized Maximum Tangential Stress,簡(jiǎn)稱GMTS）準(zhǔn)則及其他相關(guān)理論預(yù)測(cè)了三點(diǎn)彎曲偏心加載試驗(yàn)結(jié)果,主要研究結(jié)論如下:（1）無(wú)論是單邊切口試件還是雙邊切口試件,CMOD與CTSD都隨著縫高比的增大而增大,對(duì)于同一試件,無(wú)論單邊切口還是雙邊切口,其CTSD均大于CMOD;而對(duì)于同一縫高比的試件,雙邊切口試件的CMOD與CTSD均大于單邊切口試件的CMOD與CTSD;（2）對(duì)于同一偏心加載距離的試件,隨著縫高比的增大,三點(diǎn)彎曲偏心加載試件的CMOD逐漸增大,CTSD也隨著增大,最大荷載時(shí)刻的FPZ逐漸減小;而對(duì)于同一縫高比的試件,隨著偏心加載距離的增大,三點(diǎn)彎曲偏心加載試件的CMOD與CTSD均減小,最大荷載時(shí)刻的FPZ逐漸增大;（3）通過有限元軟件ABAQUS模擬計(jì)算半對(duì)稱加載試件的應(yīng)力強(qiáng)度因子K,并與理論計(jì)算的II型斷裂韌度進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)理論計(jì)算值與模擬計(jì)算值較吻合,最大相對(duì)誤差為7.7%,最小相對(duì)誤差為0.5%,獲得SCC的II型斷裂韌度為1.94 MPa m1 2;（4）利用有限元軟件ABAQUS模擬計(jì)算了三點(diǎn)彎曲偏心加載試件的形狀因子及T應(yīng)力,對(duì)于同一偏心加載距離的試件,形狀因子IY、形狀因子YII及T應(yīng)力均隨著縫高比的增加而增加;同時(shí),對(duì)于同一縫高比的試件,隨著偏心加載距離的增加,形狀因子IY逐漸減小,而形狀因子YII先增加,在b=40 mm時(shí)達(dá)到最大,而后逐漸減小,T應(yīng)力逐漸增加;（5）將GMTS準(zhǔn)則及最大切向應(yīng)力（Maximum Tangential Stress,簡(jiǎn)稱MTS）準(zhǔn)則、最小應(yīng)變能密度因子（Minimum Strain Energy Density Factor,簡(jiǎn)稱SED）準(zhǔn)則、最大能量釋放率(Maximum Energy Release Rate,簡(jiǎn)寫Gerr)準(zhǔn)則得到的復(fù)合系數(shù)（Mixing Factor,簡(jiǎn)寫Me）-斷裂角（Fracture Initiation Angle,簡(jiǎn)寫?0）理論曲線及(KII KIc)-(KI KIc)斷裂曲線預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值進(jìn)行比較,在Me=0.8時(shí),GMTS準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的斷裂角與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的斷裂角相對(duì)誤差絕對(duì)值為1.2%,MTS準(zhǔn)則、SED準(zhǔn)則、Gerr準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的斷裂角與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的斷裂角相對(duì)誤差絕對(duì)值分別為14.4%、17.2%、20.8%,說(shuō)明GMTS準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的斷裂角相較于其他理論預(yù)測(cè)的精度高;同時(shí),GMTS準(zhǔn)則預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值(KII KI（28）0.2)的相對(duì)誤差絕對(duì)值為2.0%,MTS準(zhǔn)則、SED準(zhǔn)則、Gerr準(zhǔn)則預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值(KII KI（28）0.2)的相對(duì)誤差絕對(duì)值分別為45.4%、5.6%、6.2%;可以分析到,GMTS準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的應(yīng)力強(qiáng)度因子相較于其他準(zhǔn)則的預(yù)測(cè)值精度較高。說(shuō)明GMTS準(zhǔn)則研究自密實(shí)混凝土I/II復(fù)合型斷裂具有較高的精度。
楊健鋒[7]（2019）在《煤體黏聚裂紋本構(gòu)方程研究及其在壓裂工程中的應(yīng)用》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理煤層氣作為一種重要的清潔能源,近年來(lái)得到了廣泛的關(guān)注,水力壓裂是提高煤層氣采收率的主要技術(shù)手段,煤層中水力壓裂裂紋擴(kuò)展行為將直接影響到煤層氣的開采效果,因而需要對(duì)煤的斷裂行為進(jìn)行深入研究。線彈性斷裂力學(xué)作為一種十分成功的斷裂理論框架,已被廣泛地應(yīng)用于表征固體材料中的裂紋擴(kuò)展行為。對(duì)于線彈性巖石斷裂力學(xué)來(lái)說(shuō),巖石一般被簡(jiǎn)化為線彈性脆性材料,相對(duì)于固體材料試件尺寸,其裂紋尖端前斷裂過程區(qū)范圍很小,可以被忽略。但另一方面,煤的破壞形式通常表現(xiàn)為準(zhǔn)脆性破壞,即其應(yīng)力峰值后存在明顯的應(yīng)變軟化區(qū)。對(duì)于這種準(zhǔn)脆性材料,其斷裂過程區(qū)尺寸范圍相對(duì)較大,且會(huì)對(duì)材料的斷裂行為產(chǎn)生很大的影響。因此,線彈性斷裂理論已不再適用于對(duì)煤體中裂紋擴(kuò)展行為的研究。而黏聚力模型被證明是一種有效的理論工具,能夠描述準(zhǔn)脆性材料斷裂過程區(qū)中的非線性斷裂行為。在該理論模型中,固體材料裂紋尖端前斷裂過程區(qū)被簡(jiǎn)化為一條閉合的裂紋或閉合的裂紋面（分別對(duì)應(yīng)二維及三維情況）,其中斷裂過程區(qū)內(nèi)的非線性斷裂行為通過黏聚力與上下裂紋面相對(duì)位移之間的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行表征。在本研究中,通過物理實(shí)驗(yàn)建立了不同煤階煤的I型及I/II混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程。同時(shí),將所建立的黏聚裂紋本構(gòu)方程引入到煤體壓裂裂紋擴(kuò)展數(shù)值計(jì)算模型中,對(duì)煤體壓裂裂紋擴(kuò)展進(jìn)行數(shù)值模擬。此外,對(duì)不同煤階煤體進(jìn)行了物理壓裂實(shí)驗(yàn),并將壓裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果與基于黏聚力模型的壓裂數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。主要研究?jī)?nèi)容及結(jié)論如下:（1）通過對(duì)煤體圓盤形試件緊湊拉伸DC（T）實(shí)驗(yàn)確立了不同煤階煤的I型黏聚裂紋本構(gòu)方程。對(duì)于煤的I型黏聚裂紋緊湊拉伸DC（T）實(shí)驗(yàn),隨著煤試件煤階的升高,其初始剛度及峰值載荷逐漸升高,最大張開位移逐漸減小,實(shí)驗(yàn)峰后軟化階段載荷與裂紋尖端張開位移曲線趨于線性變化,且破壞形式逐漸趨于脆性破壞;同時(shí),隨著煤化程度的提高,煤DC（T）試件的平均I型斷裂能逐漸降低,斷裂能實(shí)驗(yàn)結(jié)果變異系數(shù)值不斷增加。對(duì)于較低階煤試件來(lái)說(shuō),煤試件中I型裂紋擴(kuò)展路徑更加曲折,且斷裂面粗糙度系數(shù)數(shù)值相對(duì)較大。更為重要的是,由黏聚裂紋應(yīng)力場(chǎng)及位移場(chǎng)關(guān)系推導(dǎo)得到的I型黏聚裂紋本構(gòu)關(guān)系的一般形式Karihaloo多項(xiàng)式本構(gòu)方程,對(duì)于五種不同煤階煤軟化曲線的擬合度最高,且能夠?qū)ζ溥M(jìn)行統(tǒng)一表征,因而被確定為不同煤體的I型黏聚裂紋本構(gòu)方程。此外,通過對(duì)不同煤階煤進(jìn)行的I型單邊缺口梁三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)及與之相對(duì)應(yīng)的數(shù)值模擬,驗(yàn)證了通過上述實(shí)驗(yàn)所建立的Karihaloo多項(xiàng)式黏聚裂紋本構(gòu)方程對(duì)描述煤體中I型裂紋擴(kuò)展行為的適用性。（2）通過對(duì)煤DC（T）試件的緊湊拉伸實(shí)驗(yàn)與煤PTS試件剪切貫穿實(shí)驗(yàn)建立了不同煤階煤基于PPR勢(shì)能函數(shù)的I/II混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程。對(duì)于煤II型黏聚裂紋的PTS試件剪切貫穿實(shí)驗(yàn),隨著煤試件煤階的升高,其初始剛度及峰值載荷逐漸升高,且最大裂紋切向位移逐漸減小,同時(shí)II型黏聚裂紋斷裂能逐漸降低。此外,對(duì)不同煤階煤進(jìn)行了I/II混合型單邊切口梁三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)及與之對(duì)應(yīng)的引入上述I/II混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程的數(shù)值模擬,驗(yàn)證了通過上述實(shí)驗(yàn)所建立的基于PPR勢(shì)能函數(shù)的I/II混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程對(duì)表征煤體中I/II混合型裂紋擴(kuò)展行為的適用性。（3）對(duì)不同煤階煤,其中包括弱粘煤、肥煤及無(wú)煙煤,進(jìn)行了水力壓裂物理實(shí)驗(yàn)。同時(shí),對(duì)不同煤階煤進(jìn)行了液態(tài)CO2及超臨界態(tài)CO2無(wú)水壓裂實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:煤試件煤階越高,其水力壓裂實(shí)驗(yàn)中臨界起裂壓力值越大;同時(shí),起裂時(shí)間逐漸縮短。與水力壓裂相比,煤體無(wú)水壓裂的起裂壓力值有明顯降低;其中超臨界態(tài)CO2壓裂的起裂壓力最低,相較于水力壓裂的起裂壓力值,肥煤、無(wú)煙煤及泥巖的超臨界態(tài)CO2壓裂的起裂壓力分別降低了30.42%、33.95%及35.68%。經(jīng)過無(wú)水壓裂的煤巖試件,其裂紋數(shù)量明顯增多,對(duì)于超臨界態(tài)CO2壓裂后的煤巖試件,其中形成了相互交錯(cuò)的裂隙網(wǎng)絡(luò)。（4）基于黏聚力模型對(duì)不同煤階煤進(jìn)行了水力壓裂數(shù)值模擬,其中黏聚力模型中的黏聚裂紋本構(gòu)關(guān)系采用本研究中通過實(shí)驗(yàn)所建立的煤體黏聚裂紋本構(gòu)方程,模擬結(jié)果表明,采用黏聚力模型建立的數(shù)值模擬結(jié)果與水力壓裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符合,而基于線彈性斷裂理論進(jìn)行的煤體水力壓裂數(shù)值模擬結(jié)果與水力壓裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在較大偏差。這說(shuō)明黏聚力模型相比傳統(tǒng)線彈性斷裂理論更適合于研究煤體水力壓裂裂紋擴(kuò)展。此外,通過零厚度黏聚型單元方法實(shí)現(xiàn)了不同流體壓裂煤層的多裂紋擴(kuò)展數(shù)值模擬。
楊振生[8]（2019）在《含水巖石邊界裂紋起裂判據(jù)研究》文中認(rèn)為西部生態(tài)環(huán)境脆弱,水資源量缺乏。地下工程中工程擾動(dòng)會(huì)對(duì)隔水巖層造成不可逆的損傷。工程擾動(dòng)結(jié)束后,隔水巖層的穩(wěn)定性對(duì)于保持水資源不流失至關(guān)重要。本文依據(jù)已有研究,考慮水環(huán)境中水對(duì)巖石賦存條件的改變情況,綜合考慮膨脹、摩擦等因素,提出了壓剪應(yīng)力狀態(tài)下巖石邊界裂紋的擴(kuò)展判據(jù),并利用物理實(shí)驗(yàn)加以驗(yàn)證。主要工作內(nèi)容包括:結(jié)合巖石D-P破壞準(zhǔn)則和裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng),推導(dǎo)了巖石斷裂韌度的計(jì)算公式。制備了干燥、自然狀態(tài)、含水率2.3%、含水率2.5%以及自然飽和狀態(tài)的巖石試樣并進(jìn)行斷裂韌度測(cè)試試驗(yàn)和巖石剪切試驗(yàn)。根據(jù)剪切試驗(yàn)和最大周向應(yīng)力準(zhǔn)則,確定了巖石斷裂韌度計(jì)算中各參數(shù)的選取方式,為工程應(yīng)用提供參考。利用STCA法測(cè)試了不同含水狀態(tài)巖石的I-II復(fù)合型斷裂韌度,對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。根據(jù)實(shí)際情況,將裂紋區(qū)分為張開型以及閉合型。以復(fù)變函數(shù)方法為理論基礎(chǔ),綜合考慮裂紋尖端膨脹等因素,推導(dǎo)了兩種形式巖石含水邊界裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算公式。同時(shí),結(jié)合壓剪裂紋斷裂的經(jīng)驗(yàn)公式得到了含水邊界裂紋的起裂判據(jù)。采用不同飽和狀態(tài)含邊界裂紋巖樣進(jìn)行了壓剪實(shí)驗(yàn),對(duì)壓剪邊界裂紋起裂判據(jù)的計(jì)算結(jié)果加以驗(yàn)證。并使用自制側(cè)壓加載裝置,分析了水平側(cè)壓對(duì)邊界裂紋擴(kuò)展的影響規(guī)律,進(jìn)一步驗(yàn)證了裂紋起裂判據(jù)的準(zhǔn)確性。針對(duì)裂紋幾何參數(shù)、含水條件等巖石含水邊界裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響因素進(jìn)行參數(shù)化分析,得到了各參數(shù)對(duì)裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響規(guī)律。分析了壓剪系數(shù)隨裂紋幾何參數(shù)的變化規(guī)律。
梁鑫[9]（2019）在《巖石水/氣壓裂分形破裂機(jī)理與分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)研究》文中研究說(shuō)明我國(guó)非常規(guī)天然氣儲(chǔ)量豐富,其高效開采對(duì)于我國(guó)能源結(jié)構(gòu)改善和可持續(xù)發(fā)展具有重要意義。裂隙系統(tǒng)在非常規(guī)天然氣開采中扮演重要角色,其廣泛觸及儲(chǔ)層巖石的水力壓裂過程以及地下能源氣體的滲流擴(kuò)散過程。然而,由于裂隙幾何形態(tài)迂曲不規(guī)則、具有分形效應(yīng),目前對(duì)巖石水力壓裂造縫機(jī)制的認(rèn)識(shí)以及對(duì)地下能源氣體滲流擴(kuò)散過程的認(rèn)識(shí)尚不全面。為進(jìn)一步在考慮裂隙分形效應(yīng)下揭示儲(chǔ)層巖石水力誘導(dǎo)裂紋的啟裂擴(kuò)展機(jī)理,并探究流體在分形裂隙網(wǎng)絡(luò)中的滲流擴(kuò)散演化規(guī)律,本文綜合運(yùn)用試驗(yàn)研究、理論分析和數(shù)值仿真等手段,開展了不同儲(chǔ)層巖石的水/氣壓裂試驗(yàn);建立了巖石水/氣壓裂分形裂紋啟裂擴(kuò)展新準(zhǔn)則;完成了巖石裂隙網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的表征、分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)模型的構(gòu)建以及流體在不同拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)中運(yùn)移的滲透性評(píng)價(jià);探究了廣義分?jǐn)?shù)階算子下流體反常擴(kuò)散模型的求解方法。主要研究結(jié)果如下:（1）通過對(duì)不同儲(chǔ)層巖石進(jìn)行水力和N2壓裂室內(nèi)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),N2壓裂下巖石的壓裂效果比水力壓裂好。主要表現(xiàn)在N2壓裂下巖石的破裂壓力較小,產(chǎn)生的宏觀誘導(dǎo)裂紋隙跡線分形維數(shù)較大,且誘導(dǎo)的微觀裂紋多以穿晶斷裂模式擴(kuò)展。此外,普遍的近似對(duì)稱雙翼縱貫單裂紋破裂形態(tài)表明,巖石在水/氣壓裂下主要以張拉破壞為主。（2）針對(duì)當(dāng)前微觀分形斷裂模型下的巖石水力壓裂裂紋啟裂準(zhǔn)則局限性,基于分形裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的修正式提出了考慮裂紋分形效應(yīng)的巖石水力壓裂裂紋啟裂新準(zhǔn)則。此外,從分形裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)與能量密度場(chǎng)出發(fā)建立了考慮裂紋分形效應(yīng)的巖石水力壓裂裂紋擴(kuò)展方向判斷新準(zhǔn)則,并討論了裂紋分形維數(shù)對(duì)擴(kuò)展方向角的影響。結(jié)果顯示裂紋分形維數(shù)主要對(duì)水力誘導(dǎo)的Ⅱ型或Ⅰ-Ⅱ混合型分形裂紋的擴(kuò)展方向有影響,且平面應(yīng)力條件下的影響程度比平面應(yīng)變大。（3）考慮巖石水/氣壓裂的流-固耦合作用,在提出的巖石水力壓裂分形裂紋啟裂新準(zhǔn)則下基于COMSOL 3.5 with MATLAB 7.0二次開發(fā)實(shí)現(xiàn)了不同巖石水/氣壓裂破壓力的數(shù)值求解。通過對(duì)比不同巖石破裂壓力的數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果,發(fā)現(xiàn)兩者之間偏差均小于20%,驗(yàn)證了新準(zhǔn)則的有效性。同時(shí),通過進(jìn)一步地求解不同分形維數(shù)下巖石水/氣壓裂的破裂壓力發(fā)現(xiàn),忽略裂紋的實(shí)際分形維數(shù)會(huì)造成對(duì)巖石破裂壓力的預(yù)測(cè)偏大,偏差均超過50%。該結(jié)果表明在實(shí)際水力壓裂設(shè)計(jì)中裂紋的分形效應(yīng)不可忽視。（4）通過數(shù)值仿真探究了不同工程因素和地質(zhì)因素對(duì)巖石水/氣壓裂破裂壓力的影響。其中,在一定范圍內(nèi),巖石初始滲透率越大或壓裂液粘度越小,巖石破裂壓力越小,且當(dāng)巖石初始滲透率低于某一臨界值或壓裂液粘度高于某一臨界值時(shí),由裂紋分形維數(shù)引起的巖石破裂壓力偏差程度變大。此外,總的來(lái)看巖石Biot系數(shù)的增大或壓裂液加載速率的減小會(huì)降低巖石破裂壓力,但其影響程度均受巖石初始滲透率和壓裂液粘度大小的制約。（5）揭示了巖石裂隙網(wǎng)絡(luò)的連接拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)具有局部聚類的特征,呈現(xiàn)出典型的復(fù)雜網(wǎng)絡(luò)“小世界”性質(zhì)。在此基礎(chǔ)上,通過考慮裂隙網(wǎng)絡(luò)的平均聚類系數(shù)和裂隙分形維數(shù),對(duì)ADFNE開源程序進(jìn)行二次開發(fā)實(shí)現(xiàn)了分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)模型的構(gòu)建,并結(jié)合LBM數(shù)值仿真對(duì)不同拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)模型滲透性進(jìn)行了評(píng)價(jià)。結(jié)果表明裂隙網(wǎng)絡(luò)平均聚類系數(shù)越大,其滲透性越好;而裂紋分形維數(shù)越大,分形裂隙網(wǎng)絡(luò)滲透性越差。（6）基于Wiman廣義分?jǐn)?shù)階新算子,從理論上描述了流體的時(shí)間分?jǐn)?shù)階反常擴(kuò)散模型,并通過Laplace變換和泰勒級(jí)數(shù)展開獲得了其在特殊初始條件和邊界條件下的解析級(jí)數(shù)解。該論文有圖108幅,表14個(gè),參考文獻(xiàn)184篇。
李玉琳[10]（2019）在《龍馬溪組層狀頁(yè)巖宏細(xì)觀破壞行為及模型研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理本文通過實(shí)驗(yàn)、模擬和理論的綜合方法對(duì)不同層理龍馬溪頁(yè)巖的宏觀和細(xì)觀破壞行為進(jìn)行了深入研究,獲得了抗壓強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、斷裂能等參數(shù)的變化規(guī)律;研究了預(yù)制缺口與層理夾角對(duì)頁(yè)巖裂紋的萌生、擴(kuò)展直至破斷的影響規(guī)律;建立了頁(yè)巖的彈性模量與層理面傾角的關(guān)系式及頁(yè)巖劈裂破壞的強(qiáng)度公式。所獲結(jié)論可為頁(yè)巖氣安全、高效開采提供一定的理論依據(jù)和實(shí)踐指導(dǎo)。本文所獲主要結(jié)論如下:（1）基于準(zhǔn)靜載和不同應(yīng)變率下、不同層理龍馬溪頁(yè)巖的宏觀破壞行為,得到了頁(yè)巖的抗壓強(qiáng)度、彈性模量、泊松比隨層理傾角變化的演變規(guī)律,揭示了層理角度導(dǎo)致破壞模式的轉(zhuǎn)變機(jī)理,并討論了低應(yīng)變率下層狀頁(yè)巖的強(qiáng)度及破壞模式變化規(guī)律。①在準(zhǔn)靜載和不同應(yīng)變率下,層狀頁(yè)巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線會(huì)經(jīng)歷壓密、彈性、屈服和破壞四個(gè)階段;隨著層理面與預(yù)制缺口夾角增加,頁(yè)巖抗壓強(qiáng)度和彈性模量呈“U”形變化,泊松比則先減小后增加,其中夾角約45°時(shí)頁(yè)巖的抗壓強(qiáng)度和彈性模量都最低。②頁(yè)巖的破壞模式明顯受層理面傾角影響:0°～15°時(shí),頁(yè)巖的破壞模式主要表現(xiàn)為劈裂破壞;15°～30°時(shí),頁(yè)巖亦是以劈裂破壞為主,但剪切破壞也逐漸在發(fā)揮作用;45-60°時(shí),頁(yè)巖呈現(xiàn)出明顯的剪切破壞,且此時(shí)的剪切破壞作用效應(yīng)達(dá)到了最大;60°～90°,剪切破壞作用效應(yīng)減弱,劈裂破壞作用效應(yīng)加強(qiáng)。③應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)頁(yè)巖的破壞存在顯著影響:當(dāng)應(yīng)變率由2.5×106/s增到2.5×104/s,層理面傾角為0°、30°、90°的頁(yè)巖抗壓強(qiáng)度均出現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì),且變化幅度較大;但層理傾角60°時(shí)頁(yè)巖的抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加呈現(xiàn)出不同的變化趨勢(shì)。④不同加載條件下頁(yè)巖多以劈裂破壞為主,2.5×10-5/s時(shí)頁(yè)巖內(nèi)部有剪切破壞,隨著應(yīng)變率的進(jìn)一步降低,剪切機(jī)制也越來(lái)越明顯。當(dāng)正應(yīng)力與層理面夾角為60°時(shí),頁(yè)巖的剪切破壞是主要破壞機(jī)制。結(jié)合最大剪應(yīng)力發(fā)生在45°的結(jié)構(gòu)弱面上,我們認(rèn)為當(dāng)層理面與正應(yīng)力夾角為45-60°時(shí),頁(yè)巖的層理面對(duì)其破壞機(jī)制的影響很大,在頁(yè)巖水力壓裂開發(fā)過程中需要考慮這一重大影響因素。（2）對(duì)不同層理角度頁(yè)巖靜態(tài)細(xì)觀三點(diǎn)彎曲破壞實(shí)驗(yàn),獲得了預(yù)制缺口與層理夾角對(duì)頁(yè)巖裂紋的萌生、擴(kuò)展直至破斷的影響規(guī)律。①隨著層理面與預(yù)制缺口夾角的增加,頁(yè)巖的峰值破壞荷載、彈性模量和斷裂能等力學(xué)參數(shù)也逐漸增大。②頁(yè)巖破壞通常由主裂紋控制,主裂紋通常有支裂紋;由于頁(yè)巖礦物顆粒較小,所以主裂紋的擴(kuò)展路徑總體較為平滑。③三點(diǎn)彎曲載荷-位移曲線表明,頁(yè)巖破壞表現(xiàn)出明顯的脆性特征;其破裂產(chǎn)生的主裂紋的擴(kuò)展路徑通常是隨機(jī)的。當(dāng)主裂紋擴(kuò)展遇到層理裂縫時(shí),裂紋會(huì)發(fā)生止裂、轉(zhuǎn)向、沿裂縫擴(kuò)展和穿過裂縫繼續(xù)擴(kuò)展四種方式,具體由所受到的應(yīng)力及頁(yè)巖基質(zhì)材料和裂紋體共同決定。（3）基于實(shí)驗(yàn)計(jì)算了不同層理角度頁(yè)巖的斷裂韌性、分析了頁(yè)巖的斷口形貌及破壞機(jī)理,并對(duì)不同條件下的三點(diǎn)彎曲破壞進(jìn)行了模擬研究。①細(xì)觀頁(yè)巖在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)中,隨著層理角度的增加,頁(yè)巖的斷裂韌度會(huì)逐漸增大,同一層理角度下不同頁(yè)巖試件的斷裂韌度具有一定的離散性。②頁(yè)巖斷口形貌觀測(cè)表明,三點(diǎn)彎曲破壞之后,頁(yè)巖的主要微觀斷口類型有:波浪形斷口、鱗片狀斷口、層理面斷口、沿層狀結(jié)構(gòu)面撕裂斷口、穿層狀結(jié)構(gòu)面撕裂斷口、微觀裂縫開裂斷口等,這與頁(yè)巖材料及加載應(yīng)力位移邊界條件相關(guān)。③頁(yè)巖微細(xì)觀破壞模式主要以沿顆粒破壞、穿顆粒破壞和復(fù)合破壞為主,破壞機(jī)理主要為張拉破壞和剪切破壞。④頁(yè)巖在破裂過程中,裂紋擴(kuò)展以一條主裂紋為主,主裂紋周邊有分支裂紋,主裂紋的路徑通常較為平滑,分叉裂紋一般出現(xiàn)在主裂紋邊緣具有的原始裂縫的弱結(jié)構(gòu)面處。頁(yè)巖主裂紋的擴(kuò)展路徑有一定隨機(jī)性,原始層理裂縫對(duì)試樣裂紋主擴(kuò)展的影響是局部的,主要與彎曲應(yīng)力競(jìng)爭(zhēng),兩者的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制決定了裂紋的最終擴(kuò)展路徑。加載速率越大,頁(yè)巖裂紋擴(kuò)展速率越快,分支裂紋也相應(yīng)增加。在頁(yè)巖開發(fā)的水力壓裂過程中,水力壓裂的沖擊速率越大,產(chǎn)生的分支裂縫也越多,越有利于形成頁(yè)巖氣的運(yùn)移通道。⑤計(jì)算獲得Ⅰ型頁(yè)巖斷裂韌度KIC為0.736MPa.m0.5。隨著缺口角度的增大,KⅠ先上升后下降;隨著缺口角度增加,Ⅱ型應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅡ先由缺口角度增大逐漸上升,當(dāng)缺口角度達(dá)到45°時(shí),KⅡ趨于平穩(wěn);T應(yīng)力是一種裂紋尖端平行于裂紋方向的應(yīng)力,在Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型斷裂向Ⅱ型斷裂轉(zhuǎn)變過程中,T應(yīng)力在逐漸增大。（4）建立頁(yè)巖的彈性模量與層理面傾角的關(guān)系式及頁(yè)巖劈裂破壞的強(qiáng)度公式。
二、D-P準(zhǔn)則與巖石斷裂韌度K_(Ic),K_(II)c關(guān)系的研究（論文開題報(bào)告）
（1）論文研究背景及目的
此處內(nèi)容要求：
首先簡(jiǎn)單簡(jiǎn)介論文所研究問題的基本概念和背景，再而簡(jiǎn)單明了地指出論文所要研究解決的具體問題，并提出你的論文準(zhǔn)備的觀點(diǎn)或解決方法。
寫法范例：
本文主要提出一款精簡(jiǎn)64位RISC處理器存儲(chǔ)管理單元結(jié)構(gòu)并詳細(xì)分析其設(shè)計(jì)過程。在該MMU結(jié)構(gòu)中,TLB采用叁個(gè)分離的TLB,TLB采用基于內(nèi)容查找的相聯(lián)存儲(chǔ)器并行查找,支持粗粒度為64KB和細(xì)粒度為4KB兩種頁(yè)面大小,采用多級(jí)分層頁(yè)表結(jié)構(gòu)映射地址空間,并詳細(xì)論述了四級(jí)頁(yè)表轉(zhuǎn)換過程,TLB結(jié)構(gòu)組織等。該MMU結(jié)構(gòu)將作為該處理器存儲(chǔ)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)的一個(gè)重要組成部分。
（2）本文研究方法
調(diào)查法：該方法是有目的、有系統(tǒng)的搜集有關(guān)研究對(duì)象的具體信息。
觀察法：用自己的感官和輔助工具直接觀察研究對(duì)象從而得到有關(guān)信息。
實(shí)驗(yàn)法：通過主支變革、控制研究對(duì)象來(lái)發(fā)現(xiàn)與確認(rèn)事物間的因果關(guān)系。
文獻(xiàn)研究法：通過調(diào)查文獻(xiàn)來(lái)獲得資料，從而全面的、正確的了解掌握研究方法。
實(shí)證研究法：依據(jù)現(xiàn)有的科學(xué)理論和實(shí)踐的需要提出設(shè)計(jì)。
定性分析法：對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行“質(zhì)”的方面的研究，這個(gè)方法需要計(jì)算的數(shù)據(jù)較少。
定量分析法：通過具體的數(shù)字，使人們對(duì)研究對(duì)象的認(rèn)識(shí)進(jìn)一步精確化。
跨學(xué)科研究法：運(yùn)用多學(xué)科的理論、方法和成果從整體上對(duì)某一課題進(jìn)行研究。
功能分析法：這是社會(huì)科學(xué)用來(lái)分析社會(huì)現(xiàn)象的一種方法，從某一功能出發(fā)研究多個(gè)方面的影響。
模擬法：通過創(chuàng)設(shè)一個(gè)與原型相似的模型來(lái)間接研究原型某種特性的一種形容方法。
三、D-P準(zhǔn)則與巖石斷裂韌度K_(Ic),K_(II)c關(guān)系的研究（論文提綱范文）
（1）自密實(shí)混凝土Ⅰ型斷裂力學(xué)性能與理論研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 主要符號(hào)說(shuō)明 |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 課題研究背景及意義 |
| 1.2 自密實(shí)混凝土國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 自密實(shí)混凝土與普通混凝土對(duì)比優(yōu)點(diǎn) |
| 1.2.2 自密實(shí)混凝土基本力學(xué)性能與斷裂特性已有成果 |
| 1.3 線彈性斷裂力學(xué)的發(fā)展及研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 線彈性斷裂力學(xué)的發(fā)展過程 |
| 1.3.2 線彈性斷裂力學(xué)用于混凝土材料斷裂分析的局限與改進(jìn) |
| 1.4 線彈性斷裂力學(xué)用于混凝土斷裂分析最新理論簡(jiǎn)介 |
| 1.4.1 臨界距離理論研究現(xiàn)狀 |
| 1.4.2 斷裂極值理論研究現(xiàn)狀 |
| 1.5 本文主要研究?jī)?nèi)容 |
| 第二章 含直裂縫自密實(shí)混凝土試件澆筑及試驗(yàn)方案 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 實(shí)驗(yàn)前期準(zhǔn)備 |
| 2.2.1 前期原材料準(zhǔn)備 |
| 2.2.2 SCC配合比設(shè)計(jì) |
| 2.3 自密實(shí)混凝土配制過程及工作性能測(cè)試 |
| 2.3.1 SCC配制過程 |
| 2.3.2 SCC工作性能測(cè)試 |
| 2.4 SCC試件基本力學(xué)性能試驗(yàn) |
| 2.4.1 抗壓強(qiáng)度試驗(yàn) |
| 2.4.2 劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn) |
| 2.4.3 彈性模量測(cè)試試驗(yàn) |
| 2.5 實(shí)驗(yàn)概況 |
| 2.5.1 試件制作尺寸及加載方式 |
| 2.5.2 試件養(yǎng)護(hù)處理 |
| 2.5.3 應(yīng)變片粘貼方法 |
| 2.5.4 試驗(yàn)裝置 |
| 2.5.5 試驗(yàn)過程設(shè)計(jì) |
| 2.6 數(shù)字圖像相關(guān)法簡(jiǎn)介 |
| 2.6.1 相關(guān)原理介紹 |
| 2.6.2 數(shù)字圖像法測(cè)量設(shè)備 |
| 2.6.3 試件散斑處理 |
| 2.7 本章小結(jié) |
| 第三章 混凝土三點(diǎn)彎斷裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 梁試件起裂荷載和最大荷載的確定 |
| 3.2.1 應(yīng)變片法測(cè)量荷載基本原理 |
| 3.2.2 三點(diǎn)彎試件測(cè)量荷載試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 3.3 試驗(yàn)控制變量對(duì)起裂荷載與最大荷載的影響 |
| 3.3.1 預(yù)制裂縫深度和試件高度對(duì)梁起裂荷載和最大荷載的影響 |
| 3.3.2 SCC配合比中砂率對(duì)梁試件起裂荷載和最大荷載的影響 |
| 3.4 數(shù)字圖像相關(guān)方法研究自密實(shí)混凝土斷裂過程區(qū) |
| 3.4.1 DICM測(cè)量裂縫張開口位移值 |
| 3.4.2 DICM測(cè)量斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度值 |
| 3.4.3 軟件計(jì)算結(jié)果分析 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 第四章 基于臨界距離理論斷裂參數(shù)研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 臨界距離理論概述 |
| 4.2.1 點(diǎn)法法則簡(jiǎn)介 |
| 4.2.2 線法法則簡(jiǎn)介 |
| 4.3 試件斷裂韌度求解 |
| 4.3.1 TCD法則求解名義斷裂韌度 |
| 4.3.2 雙K斷裂準(zhǔn)則求解斷裂韌度 |
| 4.3.3 斷裂韌度計(jì)算結(jié)果分析 |
| 4.4 試件斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度求解 |
| 4.4.1 TCD法則求解廣義臨界距離 |
| 4.4.2 臨界距離計(jì)算結(jié)果分析 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第五章 基于斷裂極值理論的力學(xué)性能研究 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 斷裂極值理論概述 |
| 5.2.1 核心公式簡(jiǎn)介 |
| 5.2.2 自密實(shí)混凝土軟化本構(gòu)關(guān)系 |
| 5.3 FET求解試件斷裂韌度 |
| 5.3.1 斷裂韌度公式推導(dǎo) |
| 5.3.2 斷裂韌度計(jì)算結(jié)果分析 |
| 5.4 FET求解試件抗拉強(qiáng)度 |
| 5.4.1 抗拉強(qiáng)度公式推導(dǎo) |
| 5.4.2 抗拉強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果分析 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 第六章 總結(jié)與展望 |
| 6.1 總結(jié) |
| 6.2 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 個(gè)人簡(jiǎn)歷 在讀期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文 |
| 致謝 |
（2）壓剪加載狀態(tài)下壓實(shí)黏土斷裂破壞機(jī)制研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 問題的提出 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 裂縫類型和斷裂模式分類 |
| 1.2.2 二維裂紋擴(kuò)展研究 |
| 1.2.3 土體斷裂研究 |
| 1.3 研究?jī)?nèi)容及技術(shù)路線 |
| 1.3.1 本文主要研究?jī)?nèi)容 |
| 1.3.2 技術(shù)路線 |
| 第二章 含中心裂縫壓實(shí)黏土壓剪斷裂試驗(yàn)方法 |
| 2.1 概述 |
| 2.2 土料基本力學(xué)特性 |
| 2.2.1 抗剪強(qiáng)度參數(shù)測(cè)試 |
| 2.2.2 抗拉強(qiáng)度測(cè)試 |
| 2.2.3 斷裂韌度測(cè)試 |
| 2.3 試樣制備 |
| 2.3.1 試樣制備模具 |
| 2.3.2 試樣制備方法 |
| 2.4 試驗(yàn)設(shè)備 |
| 2.5 試驗(yàn)原理 |
| 2.6 試驗(yàn)方案 |
| 2.6.1 非閉合裂縫壓剪斷裂試驗(yàn)方案 |
| 2.6.2 閉合裂縫壓剪斷裂試驗(yàn)方案 |
| 第三章 含非閉合裂縫壓實(shí)黏土壓剪斷裂試驗(yàn)研究 |
| 3.1 概述 |
| 3.2 裂縫傾角對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 3.2.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 3.2.2 應(yīng)力變形分析 |
| 3.3 無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 3.3.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 3.3.2 應(yīng)力變形分析 |
| 3.4 試樣尺寸對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 3.4.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 3.4.2 應(yīng)力變形分析 |
| 3.5 張開度對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 3.5.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 3.5.2 應(yīng)力變形分析 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第四章 含閉合裂縫壓實(shí)黏土壓剪斷裂試驗(yàn)研究 |
| 4.1 概述 |
| 4.2 裂縫傾角對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 4.2.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 4.2.2 應(yīng)力變形分析 |
| 4.2.3 試驗(yàn)值與滑動(dòng)裂紋模型理論值對(duì)比分析 |
| 4.3 無(wú)量綱裂縫長(zhǎng)度對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 4.3.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 4.3.2 應(yīng)力變形分析 |
| 4.4 試樣尺寸對(duì)斷裂性狀的影響 |
| 4.4.1 裂縫擴(kuò)展過程分析 |
| 4.4.2 應(yīng)力變形分析 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第五章 壓實(shí)黏土壓剪作用下斷裂準(zhǔn)則及斷裂機(jī)制研究 |
| 5.1 概述 |
| 5.2 閉合裂縫壓剪-張拉斷裂機(jī)制 |
| 5.2.1 傳統(tǒng)理論準(zhǔn)則及其局限性 |
| 5.2.2 考慮T應(yīng)力的閉合裂縫壓剪-張拉起裂準(zhǔn)則 |
| 5.2.3 考慮T應(yīng)力的壓剪閉合裂縫尖端周向應(yīng)力分布 |
| 5.2.4 壓剪閉合裂縫張拉起裂機(jī)理 |
| 5.3 非閉合裂縫壓剪-張拉斷裂機(jī)制 |
| 5.3.1 考慮相對(duì)鈍化系數(shù)和T應(yīng)力的壓剪-張拉起裂準(zhǔn)則 |
| 5.3.2 壓剪非閉合裂縫尖端周向應(yīng)力分布規(guī)律 |
| 5.3.3 壓剪非閉合裂縫張拉起裂機(jī)理 |
| 5.4 本章小結(jié) |
| 第六章 結(jié)論與展望 |
| 6.1 主要結(jié)論 |
| 6.2 展望 |
| 致謝 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀學(xué)位期間取得的研究成果 |
（3）煤矸石混凝土彈塑性本構(gòu)模型及損傷斷裂機(jī)理研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| abstract |
| 變量注釋表 |
| 1 緒論 |
| 1.1 研究背景及研究意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 本文主要研究?jī)?nèi)容 |
| 1.4 研究方法 |
| 1.5 技術(shù)路線 |
| 2 煤矸石混凝土單軸力學(xué)性能及一維本構(gòu)關(guān)系 |
| 2.1 煤矸石細(xì)觀結(jié)構(gòu)與物理化學(xué)指標(biāo) |
| 2.2 煤矸石混凝土配合比設(shè)計(jì) |
| 2.3 煤矸石混凝土單軸受拉、受壓力學(xué)性能試驗(yàn) |
| 2.4 煤矸石混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 2.5 煤矸石混凝土一維循環(huán)受拉、受壓本構(gòu)模型 |
| 2.6 煤矸石混凝土一維循環(huán)拉壓本構(gòu)模型驗(yàn)證 |
| 2.7 本章小結(jié) |
| 3 煤矸石混凝土三軸力學(xué)性能及彈塑性本構(gòu)關(guān)系 |
| 3.1 煤矸石混凝土三軸壓縮試驗(yàn) |
| 3.2 煤矸石混凝土三軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果與分析 |
| 3.3 煤矸石混凝土界面結(jié)構(gòu)特征 |
| 3.4 煤矸石混凝土彈塑性本構(gòu)關(guān)系 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 煤矸石混凝土彈塑性損傷本構(gòu)模型 |
| 4.1 煤矸石混凝土損傷機(jī)制 |
| 4.2 煤矸石混凝土彈塑性損傷本構(gòu)模型建立 |
| 4.3 煤矸石混凝土彈塑性損傷模型驗(yàn)證 |
| 4.4 本章小結(jié) |
| 5 煤矸石混凝土損傷斷裂試驗(yàn)研究 |
| 5.1 數(shù)字圖像相關(guān)法原理 |
| 5.2 煤矸石混凝土損傷斷裂試驗(yàn) |
| 5.3 煤矸石混凝土損傷斷裂試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 5.4 煤矸石混凝土斷裂參數(shù)計(jì)算與分析 |
| 5.5 煤矸石混凝土損傷斷裂散斑試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 5.6 本章小結(jié) |
| 6 煤矸石混凝土損傷斷裂模型與機(jī)理研究 |
| 6.1 煤矸石混凝土D-R損傷斷裂模型 |
| 6.2 煤矸石混凝土裂縫尖端應(yīng)力場(chǎng)分析 |
| 6.3 煤矸石混凝土微裂縫生成區(qū)建立 |
| 6.4 煤矸石混凝土起裂損傷閾值確定 |
| 6.5 煤矸石混凝土斷裂過程區(qū)建立 |
| 6.6 煤矸石混凝土數(shù)值分析 |
| 6.7 本章小結(jié) |
| 7 結(jié)論與展望 |
| 7.1 結(jié)論 |
| 7.2 創(chuàng)新點(diǎn) |
| 7.3 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 查新結(jié)論 |
| 作者簡(jiǎn)歷 |
| 學(xué)位論文數(shù)據(jù)集 |
（4）隧道工程聚能爆破破巖機(jī)理及參數(shù)優(yōu)化研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 研究背景及意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 切槽爆破技術(shù) |
| 1.2.2 切縫爆破技術(shù) |
| 1.2.3 聚能爆破技術(shù) |
| 1.3 研究?jī)?nèi)容及技術(shù)路線 |
| 1.3.1 研究?jī)?nèi)容 |
| 1.3.2 技術(shù)路線 |
| 第二章 聚能裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究 |
| 2.1 炸藥爆轟理論基礎(chǔ) |
| 2.1.1 C-J爆轟模型 |
| 2.1.2 ZND爆轟模型 |
| 2.2 數(shù)值算法簡(jiǎn)介 |
| 2.2.1 顯式算法基礎(chǔ)理論 |
| 2.2.2 爆炸模擬算法簡(jiǎn)介 |
| 2.3 模型驗(yàn)證及機(jī)理數(shù)值分析 |
| 2.3.1 材料本構(gòu)參數(shù) |
| 2.3.2 模型驗(yàn)證 |
| 2.3.3 聚能機(jī)理數(shù)值分析 |
| 2.4 結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化分析 |
| 2.4.1 外殼及藥型罩分析 |
| 2.4.2 錐角優(yōu)化分析 |
| 2.4.3 外殼形狀分析 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第三章 聚能爆破破巖機(jī)理分析 |
| 3.1 巖體爆破機(jī)制 |
| 3.1.1 爆破破巖機(jī)制 |
| 3.1.2 不同條件巖體爆炸作用 |
| 3.2 聚能爆破載荷作用 |
| 3.2.1 聚能響應(yīng)機(jī)制 |
| 3.2.2 爆炸載荷作用 |
| 3.2.3 原巖應(yīng)力作用 |
| 3.2.4 耦合應(yīng)力作用 |
| 3.3 裂紋擴(kuò)展理論分析 |
| 3.3.1 沖擊波作用裂紋擴(kuò)展 |
| 3.3.2 應(yīng)力波作用裂紋擴(kuò)展 |
| 3.3.3 爆生氣體作用裂紋擴(kuò)展 |
| 3.4 聚能爆破試驗(yàn)分析 |
| 3.4.1 試驗(yàn)描述 |
| 3.4.2 測(cè)試系統(tǒng)簡(jiǎn)介 |
| 3.4.3 試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 3.5 聚能爆破數(shù)值分析 |
| 3.5.1 數(shù)值模型 |
| 3.5.2 數(shù)值結(jié)果分析 |
| 3.5.3 對(duì)比分析 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第四章 聚能爆破炮孔多參數(shù)優(yōu)化及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用 |
| 4.1 優(yōu)化方法簡(jiǎn)介 |
| 4.1.1 灰色關(guān)聯(lián)度 |
| 4.1.2 熵值賦權(quán)法 |
| 4.1.3 賦權(quán)后的灰色關(guān)聯(lián)度 |
| 4.2 單孔聚能爆破參數(shù)優(yōu)化 |
| 4.2.1 試驗(yàn)因素及評(píng)價(jià)指標(biāo) |
| 4.2.2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì) |
| 4.2.3 關(guān)聯(lián)度計(jì)算 |
| 4.2.4 對(duì)比分析 |
| 4.3 雙孔聚能爆破參數(shù)優(yōu)化 |
| 4.3.1 計(jì)算模型 |
| 4.3.2 光爆層分析 |
| 4.4 工程應(yīng)用 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第五章 結(jié)論與展望 |
| 5.1 研究結(jié)論 |
| 5.2 研究展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 攻讀學(xué)位期間發(fā)表的學(xué)術(shù)成果 |
（5）交叉節(jié)理巖體相似材料模擬試驗(yàn)及損傷本構(gòu)模型研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 研究背景及研究意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 巖體力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)研究 |
| 1.2.2 巖體數(shù)值模擬研究 |
| 1.2.3 巖體本構(gòu)模型研究 |
| 1.3 研究評(píng)述 |
| 1.4 研究?jī)?nèi)容及技術(shù)路線 |
| 1.4.1 研究?jī)?nèi)容 |
| 1.4.2 技術(shù)路線 |
| 第二章 交叉節(jié)理巖體相似模擬試驗(yàn)方案 |
| 2.1 試驗(yàn)工況 |
| 2.2 試件制作 |
| 2.2.1 模型材料 |
| 2.2.2 制作步驟 |
| 2.3 加載方案 |
| 2.3.1 試驗(yàn)設(shè)備 |
| 2.3.2 加載過程 |
| 2.3.3 觀測(cè)方法 |
| 2.4 本章小結(jié) |
| 第三章 交叉節(jié)理巖體相似模擬試驗(yàn)研究 |
| 3.1 交叉節(jié)理巖體強(qiáng)度與變形分析 |
| 3.1.1 單節(jié)理巖體強(qiáng)度與變形分析 |
| 3.1.2 等長(zhǎng)交叉節(jié)理巖體強(qiáng)度與變形分析 |
| 3.1.3 不等長(zhǎng)交叉節(jié)理巖體強(qiáng)度與變形分析 |
| 3.2 相交節(jié)理干涉效應(yīng)分析 |
| 3.2.1 相交節(jié)理角度對(duì)巖體強(qiáng)度和變形的影響規(guī)律 |
| 3.2.2 相交節(jié)理長(zhǎng)度對(duì)巖體強(qiáng)度和變形的影響規(guī)律 |
| 3.3 交叉節(jié)理巖體破壞模式 |
| 3.3.1 完整巖體破壞模式 |
| 3.3.2 單節(jié)理巖體破壞模式 |
| 3.3.3 等長(zhǎng)交叉節(jié)理巖體破壞模式 |
| 3.3.4 不等長(zhǎng)交叉節(jié)理巖體破壞模式 |
| 3.4 基于DIC的交叉節(jié)理巖體損傷演化分析 |
| 3.4.1 完整巖體DIC分析 |
| 3.4.2 單節(jié)理巖體損傷演化過程 |
| 3.4.3 交叉節(jié)理巖體DIC損傷分析 |
| 3.4.4 豎向節(jié)理面對(duì)交叉節(jié)理巖體強(qiáng)度影響機(jī)制分析 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 第四章 交叉節(jié)理巖體本構(gòu)模型 |
| 4.1 相關(guān)理論 |
| 4.1.1 斷裂力學(xué)相關(guān)理論 |
| 4.1.2 損傷力學(xué)相關(guān)理論 |
| 4.2 考慮巖體宏細(xì)觀損傷的節(jié)理巖體等效模型 |
| 4.3 交叉節(jié)理巖體宏觀損傷演化的能量機(jī)制 |
| 4.3.1 起裂前交叉節(jié)理間相互影響下的能量機(jī)制 |
| 4.3.2 單節(jié)理起裂條件下巖體宏觀損傷演化機(jī)制 |
| 4.3.3 雙節(jié)理起裂條件下巖體宏觀損傷演化機(jī)制 |
| 4.4 交叉節(jié)理巖體宏細(xì)觀損傷本構(gòu)模型 |
| 4.5 本構(gòu)模型驗(yàn)證及討論 |
| 4.5.1 交叉節(jié)理巖體相似材料試驗(yàn)驗(yàn)證 |
| 4.5.2 節(jié)理干涉效應(yīng)對(duì)尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響 |
| 4.5.3 節(jié)理干涉效應(yīng)對(duì)巖體初始損傷的影響 |
| 4.5.4 交叉節(jié)理干涉效應(yīng)對(duì)巖體變形特性的影響 |
| 4.6 本章小結(jié) |
| 第五章 結(jié)論與展望 |
| 5.1 主要結(jié)論 |
| 5.2 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 攻讀學(xué)位期間的研究成果 |
（6）C40自密實(shí)混凝土Ⅱ型及復(fù)合型斷裂性能試驗(yàn)研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 主要符號(hào)說(shuō)明 |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 研究背景及意義 |
| 1.2 自密實(shí)混凝土的國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 混凝土斷裂力學(xué)的研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 Ⅱ型斷裂的研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.2 Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型斷裂的研究現(xiàn)狀 |
| 1.4 本文研究?jī)?nèi)容 |
| 第二章 含直裂縫C40自密實(shí)混凝土試件制作及測(cè)試方案 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 試驗(yàn)概況 |
| 2.2.1 C40自密實(shí)混凝土試件制作 |
| 2.2.2 試件尺寸與加載方式 |
| 2.2.3 應(yīng)變片的布置 |
| 2.2.4 測(cè)試方案與試驗(yàn)過程 |
| 2.3 數(shù)字圖像相關(guān)方法簡(jiǎn)介 |
| 2.3.1 基本原理 |
| 2.3.2 試件表面散斑處理 |
| 2.3.3 數(shù)字圖像相關(guān)方法測(cè)量設(shè)備 |
| 2.4 本章小結(jié) |
| 第三章 Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型斷裂試驗(yàn)結(jié)果分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 三點(diǎn)彎曲偏心加載的試件數(shù)據(jù)處理 |
| 3.2.1 起裂荷載的確定 |
| 3.3 控制因素對(duì)起裂荷載與最大荷載的影響 |
| 3.3.1 縫高比對(duì)起裂荷載與最大荷載的影響 |
| 3.3.2 偏心加載距離對(duì)起裂荷載與最大荷載的影響 |
| 3.4 數(shù)字圖像相關(guān)方法研究自密實(shí)混凝土斷裂過程區(qū) |
| 3.4.1 斷裂過程區(qū)尖端的定義 |
| 3.4.2 斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度、裂縫口張開位移與裂縫尖端滑移位移 |
| 3.4.3 2D-Vic軟件位移分析計(jì)算結(jié)果 |
| 3.4.4 最大荷載時(shí)刻斷裂過程區(qū)長(zhǎng)度 |
| 3.5 縫高比及偏心加載距離對(duì)斷裂參數(shù)的影響 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第四章 Ⅱ型斷裂試驗(yàn)結(jié)果與理論分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 半對(duì)稱加載試驗(yàn)結(jié)果 |
| 4.2.1 試件載荷-位移曲線及載荷-時(shí)間曲線 |
| 4.2.2 縫高比及切口方式對(duì)半對(duì)稱加載的試件最大荷載的影響 |
| 4.2.3 縫高比對(duì)裂縫口張開位移及裂縫尖端滑移位移的影響 |
| 4.3 Ⅱ型斷裂韌度理論分析 |
| 4.4 ABAQUS模擬計(jì)算半對(duì)稱加載試件的應(yīng)力強(qiáng)度因子 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 第五章 基于廣義最大切向應(yīng)力準(zhǔn)則的Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型斷裂預(yù)測(cè) |
| 5.1 引言 |
| 5.2 Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型斷裂理論 |
| 5.2.1 最大切向應(yīng)力理論 |
| 5.2.2 廣義最大切向應(yīng)力準(zhǔn)則 |
| 5.2.3 其他相關(guān)復(fù)合型斷裂理論 |
| 5.3 ABAQUS模擬計(jì)算形狀因子及T應(yīng)力 |
| 5.3.1 縫高比對(duì)形狀因子及T應(yīng)力的影響 |
| 5.3.2 偏心加載距離對(duì)形狀因子及T應(yīng)力的影響 |
| 5.4 Ⅰ/Ⅱ復(fù)合型理論分析結(jié)果 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 第六章 結(jié)論與展望 |
| 6.1 結(jié)論 |
| 6.2 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 個(gè)人簡(jiǎn)歷在讀期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文 |
| 致謝 |
（7）煤體黏聚裂紋本構(gòu)方程研究及其在壓裂工程中的應(yīng)用（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 緒論 |
| 1.1 水壓致裂裂紋擴(kuò)展研究現(xiàn)狀 |
| 1.1.1 水力壓裂開采煤層氣研究背景及意義 |
| 1.1.2 水壓致裂裂紋擴(kuò)展物理實(shí)驗(yàn)研究現(xiàn)狀 |
| 1.1.3 水壓致裂理論模型及數(shù)值模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.1.4 無(wú)水壓裂國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2 基于線彈性斷裂理論巖石裂紋擴(kuò)展研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 巖石斷裂力學(xué)研究基礎(chǔ) |
| 1.2.2 巖石斷裂韌度國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 黏聚力模型研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 黏聚力模型(CZM)基本概念 |
| 1.3.2 Ⅰ型黏聚裂紋本構(gòu)方程國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.3 Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.4 基于黏聚力模型的水力壓裂裂紋擴(kuò)展數(shù)值模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.4 本課題研究的目的及意義 |
| 1.5 本課題主要研究?jī)?nèi)容及方法 |
| 第二章 煤體圓盤形緊湊拉伸實(shí)驗(yàn)與Ⅰ型黏聚力模型的建立 |
| 2.1 不同煤階煤圓盤形緊湊拉伸(DC(T))實(shí)驗(yàn) |
| 2.1.1 圓盤形緊湊拉伸實(shí)驗(yàn)方法 |
| 2.1.2 實(shí)驗(yàn)試件及實(shí)驗(yàn)過程 |
| 2.1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析 |
| 2.2 煤體Ⅰ型黏聚裂紋本構(gòu)方程 |
| 2.2.1 不同煤階煤Ⅰ型裂紋軟化曲線 |
| 2.2.2 不同煤階煤Ⅰ型黏聚裂紋本構(gòu)方程的建立 |
| 2.2.3 不同煤階煤DC(T)試件中裂紋擴(kuò)展特征 |
| 2.3 煤體Ⅰ型黏聚裂紋本構(gòu)方程的適用性驗(yàn)證 |
| 2.3.1 不同煤階煤Ⅰ型單邊缺口梁三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn) |
| 2.3.2 基于黏聚力模型的Ⅰ型單邊缺口梁數(shù)值模擬 |
| 2.3.3 基于線彈性斷裂理論的Ⅰ型單邊缺口梁數(shù)值模擬 |
| 2.4 尺寸效應(yīng)對(duì)煤體裂紋擴(kuò)展的影響 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 第三章 煤體剪切貫穿實(shí)驗(yàn)與Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚力模型的建立 |
| 3.1 基于PPR勢(shì)能函數(shù)的Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚力模型 |
| 3.2 不同煤階煤剪切貫穿(PTS)實(shí)驗(yàn) |
| 3.2.1 剪切貫穿實(shí)驗(yàn)方法 |
| 3.2.2 實(shí)驗(yàn)試件及實(shí)驗(yàn)過程 |
| 3.2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析 |
| 3.3 煤體Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程 |
| 3.3.1 不同煤階煤Ⅰ/Ⅱ混合型裂紋軟化曲線 |
| 3.3.2 不同煤階煤Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程的確立 |
| 3.4 煤斷裂韌度值測(cè)試 |
| 3.4.1 半圓盤三點(diǎn)彎曲(SCB)試件及試驗(yàn)方法 |
| 3.4.2 實(shí)驗(yàn)過程及實(shí)驗(yàn)結(jié)果 |
| 3.4.3 修正的最大切應(yīng)力(MMTS)理論 |
| 3.5 煤體Ⅰ/Ⅱ混合型黏聚裂紋本構(gòu)方程的適用性驗(yàn)證 |
| 3.5.1 不同煤階煤Ⅰ/Ⅱ混合型單邊缺口梁三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn) |
| 3.5.2 基于黏聚力模型的Ⅰ/Ⅱ混合型單邊缺口梁數(shù)值模擬 |
| 3.5.3 基于線彈性斷裂理論的Ⅰ/Ⅱ混合型單邊缺口梁數(shù)值模擬 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第四章 煤體壓裂裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn) |
| 4.1 實(shí)驗(yàn)方法及實(shí)驗(yàn)過程 |
| 4.1.1 實(shí)驗(yàn)裝置 |
| 4.1.2 煤巖壓裂試件制備 |
| 4.2 不同煤階煤水力壓裂實(shí)驗(yàn) |
| 4.2.1 水力壓裂實(shí)驗(yàn)過程 |
| 4.2.2 水力壓裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果 |
| 4.3 不同煤階煤無(wú)水壓裂實(shí)驗(yàn) |
| 4.3.1 無(wú)水壓裂實(shí)驗(yàn)過程 |
| 4.3.2 無(wú)水壓裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果 |
| 4.4 本章小結(jié) |
| 第五章 基于黏聚力模型煤體壓裂裂紋擴(kuò)展數(shù)值模擬 |
| 5.1 基于黏聚力模型煤體水力壓裂模型的建立 |
| 5.1.1 煤體多孔介質(zhì)骨架變形方程 |
| 5.1.2 煤體多孔介質(zhì)孔隙滲流及裂隙滲流方程 |
| 5.1.3 煤體黏聚裂紋本構(gòu)方程 |
| 5.2 基于黏聚力模型不同階煤體水力壓裂數(shù)值模擬 |
| 5.2.1 不同階煤體水力壓裂數(shù)值模型 |
| 5.2.2 不同階煤體水力壓裂數(shù)值模擬結(jié)果 |
| 5.3 基于線彈性斷裂理論煤體水力壓裂數(shù)值模擬 |
| 5.3.1 基于線彈性斷裂理論煤體水力壓裂數(shù)值模型 |
| 5.3.2 水力壓裂數(shù)值模擬結(jié)果 |
| 5.4 不同流體壓裂煤層多裂紋擴(kuò)展數(shù)值模擬 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 第六章 結(jié)論與展望 |
| 6.1 本論文主要完成的工作 |
| 6.2 主要研究結(jié)論 |
| 6.3 不足與展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 攻讀學(xué)位期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文及參與項(xiàng)目 |
| 博士學(xué)位論文獨(dú)創(chuàng)性說(shuō)明 |
（8）含水巖石邊界裂紋起裂判據(jù)研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| abstract |
| 變量注釋表 |
| 1 緒論 |
| 1.1 工程背景和研究意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 研究?jī)?nèi)容及技術(shù)路線 |
| 1.4 本章小結(jié) |
| 2 含水巖石的斷裂韌度分析 |
| 2.1 巖石斷裂韌度的理論計(jì)算 |
| 2.2 斷裂韌度計(jì)算中參數(shù)確定 |
| 2.3 巖石斷裂韌度的實(shí)驗(yàn)測(cè)量 |
| 2.4 斷裂韌度計(jì)算的影響因素分析 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 3 含水條件壓剪裂紋斷裂分析 |
| 3.1 斷裂力學(xué)基本理論 |
| 3.2 壓剪傾斜邊界裂紋的斷裂分析 |
| 3.3 巖石壓剪斷裂物理實(shí)驗(yàn) |
| 3.4 不同側(cè)壓下巖石壓剪實(shí)驗(yàn) |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 含水巖石壓剪斷裂的影響因素分析 |
| 4.1 裂紋傾角對(duì)裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響 |
| 4.2 裂紋面摩擦系數(shù)對(duì)裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響 |
| 4.3 裂紋長(zhǎng)度對(duì)裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響 |
| 4.4 裂紋傾角與摩擦系數(shù)對(duì)壓剪系數(shù)的影響 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 5 結(jié)論與展望 |
| 5.1 結(jié)論 |
| 5.2 展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 作者簡(jiǎn)歷 |
| 學(xué)位論文數(shù)據(jù)集 |
（9）巖石水/氣壓裂分形破裂機(jī)理與分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| abstract |
| 變量注釋表 |
| 1 緒論 |
| 1.1 研究背景及意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀與不足 |
| 1.3 研究?jī)?nèi)容與創(chuàng)新點(diǎn) |
| 1.4 研究方案與技術(shù)路線 |
| 2 水/氣壓裂下儲(chǔ)層巖石分形破裂試驗(yàn)研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 水、氣壓裂試驗(yàn)準(zhǔn)備 |
| 2.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析 |
| 2.4 本章小結(jié) |
| 3 巖石水力壓裂分形破裂準(zhǔn)則研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 微觀分形斷裂模型下的巖石水力壓裂CIC局限性分析 |
| 3.3 巖石水力壓裂分形裂紋啟裂新準(zhǔn)則 |
| 3.4 巖石水力壓裂分形裂紋擴(kuò)展方向新準(zhǔn)則 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 巖石水力壓裂分形裂紋啟裂新準(zhǔn)則的驗(yàn)證 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 巖石斷裂韌度修正實(shí)驗(yàn)研究 |
| 4.3 巖石水/氣壓裂軸對(duì)稱流-固耦合數(shù)學(xué)模型 |
| 4.4 巖石水/氣壓裂分形啟裂準(zhǔn)則驗(yàn)證 |
| 4.5 巖石水/N_ 壓裂破裂差異性機(jī)理分析 |
| 4.6 裂紋分形維數(shù)對(duì)水/N2 壓裂巖石破裂壓力的影響分析 |
| 4.7 本章小結(jié) |
| 5 巖石水/氣壓裂破裂壓力參數(shù)敏感性分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 巖石水/氣壓裂破裂壓力單參因素敏感性分析 |
| 5.3 巖石水/氣壓裂破裂壓力雙參因素敏感性分析 |
| 5.4 本章小結(jié) |
| 6 分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 巖石二維裂隙網(wǎng)絡(luò)連接拓?fù)涮卣鞣治?/td> |
| 6.3 分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)模型生成與滲透性分析 |
| 6.4 本章小結(jié) |
| 7 Wiman型廣義分?jǐn)?shù)階算子下的一維反常擴(kuò)散模型 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 Mittag-Leffler(ML)函數(shù)與Wiman型廣義分?jǐn)?shù)階算子 |
| 7.3 一維TFDMs與其級(jí)數(shù)解 |
| 7.4 本章小結(jié) |
| 8 主要結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 作者簡(jiǎn)歷 |
| 學(xué)位論文數(shù)據(jù)集 |
（10）龍馬溪組層狀頁(yè)巖宏細(xì)觀破壞行為及模型研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 緒論 |
| 1.1 研究背景與意義 |
| 1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 巖石宏細(xì)微破壞機(jī)理研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.2 巖石斷裂韌性研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.3 巖石破壞本構(gòu)關(guān)系研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.4 巖石時(shí)間效應(yīng)研究現(xiàn)狀研究現(xiàn)狀 |
| 1.2.5 巖石破壞數(shù)值模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.3 論文研究?jī)?nèi)容與研究方法 |
| 1.3.1 主要研究?jī)?nèi)容 |
| 1.3.2 研究方法與技術(shù)路線 |
| 2 彭水地區(qū)龍馬溪組頁(yè)巖地質(zhì)概況 |
| 2.1 彭水頁(yè)巖氣區(qū)位置概況 |
| 2.2 彭水龍馬溪沉積環(huán)境特征 |
| 2.3 彭水頁(yè)巖氣區(qū)域地層 |
| 2.4 彭水頁(yè)巖氣區(qū)地質(zhì)構(gòu)造及演化特征研究 |
| 2.5 本章小結(jié) |
| 3 不同加載條件下龍馬溪頁(yè)巖宏觀破壞行為研究 |
| 3.1 試驗(yàn)介紹 |
| 3.1.1 頁(yè)巖取樣 |
| 3.1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng) |
| 3.1.3 試驗(yàn)簡(jiǎn)介 |
| 3.2 不同層理角度下頁(yè)巖準(zhǔn)靜加載破壞行為 |
| 3.2.1 0°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.2 15°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.3 30°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.4 45°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.5 60°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.6 75°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.2.7 90°頁(yè)巖的破壞模式及應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.3 不同層理角度頁(yè)巖力學(xué)參數(shù)分析 |
| 3.3.1 不同層理角度頁(yè)巖的抗壓強(qiáng)度 |
| 3.3.2 不同層理角度頁(yè)巖彈性模量的各向異性分析 |
| 3.3.3 不同層理角度頁(yè)巖泊松比的各向異性分析 |
| 3.4 不同加載應(yīng)變率下頁(yè)巖相應(yīng)試驗(yàn)研究 |
| 3.4.1 動(dòng)載試驗(yàn)方案 |
| 3.4.2 不同應(yīng)變率下的頁(yè)巖破壞特征分析 |
| 3.4.3 不同應(yīng)變率下不同層理頁(yè)巖的應(yīng)力-應(yīng)變曲線 |
| 3.4.4 不同應(yīng)變率下的頁(yè)巖力學(xué)特性分析 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 不同層理頁(yè)巖的三點(diǎn)彎曲細(xì)觀破壞實(shí)驗(yàn)及分析 |
| 4.1 實(shí)驗(yàn)介紹 |
| 4.1.1 細(xì)觀頁(yè)巖介紹 |
| 4.1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及加載模式 |
| 4.2 龍馬溪頁(yè)巖礦物組成和結(jié)構(gòu)特征 |
| 4.3 不同層理角度頁(yè)巖的細(xì)觀實(shí)驗(yàn)研究 |
| 4.3.1 頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲典型實(shí)驗(yàn)介紹 |
| 4.3.2 0°頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞行為及載荷-位移曲線 |
| 4.3.3 30°頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞行為及載荷-位移曲線 |
| 4.3.4 45°頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞行為及載荷-位移曲線 |
| 4.3.5 60°頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞行為及載荷-位移曲線 |
| 4.3.6 90°頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞行為及載荷-位移曲線 |
| 4.4 不同層理角度頁(yè)巖裂紋擴(kuò)展路徑研究 |
| 4.5 不同層理角度頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲強(qiáng)度參數(shù) |
| 4.5.1 不同層理角度頁(yè)巖峰值載荷及平均峰值載荷 |
| 4.5.2 不同層理角度頁(yè)巖的彈性模量 |
| 4.5.3 不同層理角度頁(yè)巖的表面斷裂能 |
| 4.6 本章小結(jié) |
| 5 不同層理頁(yè)巖的細(xì)觀斷裂韌性及模擬分析 |
| 5.1 不同層理角度頁(yè)巖的斷裂機(jī)理及斷裂韌性 |
| 5.1.1 裂紋的分類及對(duì)強(qiáng)度的影響 |
| 5.1.2 三點(diǎn)彎曲頁(yè)巖應(yīng)力強(qiáng)度因子 |
| 5.1.3 不同層理角度頁(yè)巖的斷裂韌性 |
| 5.1.4 頁(yè)巖斷口形貌及斷裂機(jī)理 |
| 5.1.5 頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞模式和破壞機(jī)理 |
| 5.2 頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲數(shù)值模擬分析 |
| 5.2.1 RFPA~(2D)軟件介紹 |
| 5.2.2 數(shù)值模型的建立及模型參數(shù) |
| 5.2.3 模擬方案及加載模式 |
| 5.3 不同層理角度頁(yè)巖三點(diǎn)彎曲破壞模擬 |
| 5.3.1 60°試樣三點(diǎn)彎曲破壞過程及聲發(fā)射時(shí)空演化規(guī)律 |
| 5.3.2 60°試樣三點(diǎn)彎曲裂紋擴(kuò)展路徑 |
| 5.3.3 加載速率對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響 |
| 5.4 Ⅰ/Ⅱ復(fù)合應(yīng)力強(qiáng)度因子分析及頁(yè)巖斷裂韌性研究 |
| 5.4.1 應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算基本原理 |
| 5.4.2 三點(diǎn)彎曲有限元模型建立 |
| 5.4.3 頁(yè)巖Ⅰ/Ⅱ復(fù)合斷裂韌度模擬分析 |
| 5.5 本章小結(jié) |
| 6 龍馬溪頁(yè)巖橫觀各向同性本構(gòu)方程和破壞準(zhǔn)則研究 |
| 6.1 頁(yè)巖橫觀各向同性本構(gòu)方程 |
| 6.1.1 經(jīng)典各向異性彈性本構(gòu)模型 |
| 6.1.2 橫觀各向同性頁(yè)巖本構(gòu)模型 |
| 6.1.3 龍馬溪組頁(yè)巖本構(gòu)方程參數(shù)確定 |
| 6.2 層理面擴(kuò)展貫通破壞的斷裂力學(xué)分析 |
| 6.2.1 巖石斷裂力學(xué)基本理論 |
| 6.2.2 層理面擴(kuò)展貫通機(jī)理分析 |
| 6.3 層狀頁(yè)巖單軸壓縮破壞準(zhǔn)則研究 |
| 6.4 基于能量釋放與能量耗散的頁(yè)巖劈裂破壞能量模型 |
| 6.5 本章小結(jié) |
| 7 結(jié)論與展望 |
| 7.1 本文主要研究?jī)?nèi)容及結(jié)論 |
| 7.2 本文主要?jiǎng)?chuàng)新性研究成果 |
| 7.3 下一步工作的展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 致謝 |
| 作者簡(jiǎn)介 |
四、D-P準(zhǔn)則與巖石斷裂韌度K_(Ic),K_(II)c關(guān)系的研究（論文參考文獻(xiàn)）
- [1]自密實(shí)混凝土Ⅰ型斷裂力學(xué)性能與理論研究[D]. 黃信鍇. 華東交通大學(xué), 2021
- [2]壓剪加載狀態(tài)下壓實(shí)黏土斷裂破壞機(jī)制研究[D]. 靳松洋. 重慶交通大學(xué), 2021
- [3]煤矸石混凝土彈塑性本構(gòu)模型及損傷斷裂機(jī)理研究[D]. 潘鋮. 遼寧工程技術(shù)大學(xué), 2021
- [4]隧道工程聚能爆破破巖機(jī)理及參數(shù)優(yōu)化研究[D]. 韋漢. 廣西大學(xué), 2021(12)
- [5]交叉節(jié)理巖體相似材料模擬試驗(yàn)及損傷本構(gòu)模型研究[D]. 李文文. 江西理工大學(xué), 2021(01)
- [6]C40自密實(shí)混凝土Ⅱ型及復(fù)合型斷裂性能試驗(yàn)研究[D]. 徐攀. 華東交通大學(xué), 2020(06)
- [7]煤體黏聚裂紋本構(gòu)方程研究及其在壓裂工程中的應(yīng)用[D]. 楊健鋒. 太原理工大學(xué), 2019
- [8]含水巖石邊界裂紋起裂判據(jù)研究[D]. 楊振生. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2019(09)
- [9]巖石水/氣壓裂分形破裂機(jī)理與分形離散裂隙網(wǎng)絡(luò)研究[D]. 梁鑫. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2019
- [10]龍馬溪組層狀頁(yè)巖宏細(xì)觀破壞行為及模型研究[D]. 李玉琳. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京), 2019
標(biāo)簽：煤矸石論文; 應(yīng)力強(qiáng)度因子論文; 混凝土裂縫論文; 應(yīng)力集中論文; 應(yīng)力狀態(tài)論文;