不同圍壓下天然巖石的三軸壓縮變形特性

不同圍壓下天然巖石的三軸壓縮變形特性

1模型試驗研究巖石作為一個復雜的工程介質(zhì)，其內(nèi)部由許多缺陷組成，如節(jié)理、裂縫和斷層。這些缺陷使巖漿巖的宏觀變形具有明顯的不均勻性、不連續(xù)性、各向異性和不彈性。而工程巖體似斷非斷，似連非連，呈現(xiàn)出斷續(xù)結(jié)構(gòu)特征。眾多研究實踐表明，工程巖體中所含節(jié)理、裂隙與斷層等的空間位置(如裂紋長度、裂紋傾角和巖橋長度等)都顯著影響其在外載作用下的力學特征，并進而對斷續(xù)結(jié)構(gòu)巖體的變形和強度特性產(chǎn)生影響。雖然單軸與雙軸壓縮下節(jié)理裂隙巖體力學特性在試驗、理論和數(shù)值研究方面均取得了一定成果[8,9,10,11,12,13,14,15,16,17,18,19,20,21]，但工程巖體實質(zhì)上多處于三向應力狀態(tài)下，因而研究不同圍壓下斷續(xù)預制裂紋巖石的變形和強度特性，對于保障裂隙巖體工程的穩(wěn)定與安全具有重要的理論價值和實踐意義。目前研究節(jié)理裂隙巖體力學特性通常采用如下2種試驗方法：(1)模型試驗。由于制作模型試樣相對容易實施，因而這種試驗方法為國內(nèi)外眾多學者[8,9,10,11,12,13,14,15,16]所采用。即將巖體的工程效應(如結(jié)構(gòu)特征和賦存環(huán)境等)統(tǒng)一到模型試驗中去，通過石膏、水泥砂漿、重晶石等與其他混合料按一定比例配制，并通過在模型試樣中摻入裂紋片(如云母和紙片等)和薄鋼片來預制和模擬張開和閉合裂隙，從而來研究斷續(xù)節(jié)理裂隙巖體的力學特性。(2)數(shù)值試驗。這種方法是近年來研究所采用的熱點。研究成果多集中采用東北大學巖石破裂與失穩(wěn)研究中心研制開發(fā)的巖石破裂過程分析系統(tǒng)RFPA2D，對單裂紋或多裂紋巖石試樣進行了數(shù)值模擬，并基于模擬結(jié)果來分析和探討裂紋對巖石力學特性的影響規(guī)律。盡管這種分析方法考慮了巖石材料的非均質(zhì)性，但實質(zhì)上其仍假定數(shù)值模型屬于平面應力或平面應變問題，因而與巖石材料真實的力學特性仍存在著一些差距。本文以粗晶大理巖為試驗研究對象，探討斷續(xù)預制裂紋巖樣的變形和強度特性。大理巖為一種典型的變質(zhì)巖，是由石灰?guī)r在高溫、高壓等外在環(huán)境條件下經(jīng)變質(zhì)而重新結(jié)晶形成的巖石，宏觀上結(jié)構(gòu)致密均勻，但細觀上黏聚力很弱，塑性變形較大，且非均質(zhì)性明顯。T.VonKarman最早在普通試驗機上得到不同圍壓下大理巖的應力–應變曲線。此后隨著一些重大巖石工程的興建，許多學者致力于對大理巖的三軸壓縮試驗研究，并在強度和變形特性等方面取得了許多重要研究成果。較為有代表性的有：W.R.Wawersik和C.Fairhurst在剛性試驗機上得到了大理巖的應力–應變曲線；J.T.Fredrich對方解石類大理巖在三軸壓縮下的力學特性進行了研究；盧應發(fā)等采用掃描電子顯微鏡對單軸壓縮下大理巖破壞機制進行了微細觀分析；金濟山等研究了山東掖縣大理巖在低圍壓與高圍壓下的殘余強度和超過峰值強度后的循環(huán)次數(shù)的關(guān)系；林卓英等從強度、變形和臨界應力狀態(tài)比三方面闡述了大理巖脆–延性轉(zhuǎn)化的基本力學特性；殷有泉等通過對房山大理巖進行循環(huán)加載試驗，研究了大理巖本構(gòu)關(guān)系；王平等采用超聲波測試、單軸壓縮試驗以及掃描電鏡等方法研究了大理巖微裂隙與力學特性間的關(guān)系；郭惠豐和傘桂蘭對錦屏一級水電站壩址區(qū)粗晶大理巖殘余強度與圍壓的關(guān)系進行了研究；徐松林等通過對大冶大理巖進行等圍壓三軸壓縮試驗，采用應變梯度和分叉理論系統(tǒng)地研究了大理巖的力學特性；尤明慶等采用伺服試驗機分別對4種晶粒大理巖的強度和變形特性進行了分析；楊圣奇等分析了三軸流變過程中大理巖的變形特性和破裂機制。但是這些研究都局限于對外表宏觀均質(zhì)大理巖的力學特性進行分析和探討，而沒有考慮真實巖石材料內(nèi)裂紋的作用，這主要是由于在真實巖石材料中預制裂紋較難實施的緣故。Y.P.Li等通過對長方體大理巖試樣中預留加工孔，研究了單軸壓縮下大理巖預制裂紋的擴展和搭接等問題，但并沒有分析其強度和變形特性，也沒有考慮圍壓的作用。鑒于此，本文通過在真實粗晶大理巖材料中預制含不同傾角的三維裂紋，從而制成斷續(xù)預制裂紋巖樣，然后采用伺服試驗機對斷續(xù)預制裂紋巖樣進行常規(guī)三軸壓縮試驗，研究不同圍壓下斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的變形和強度特性，分析不同圍壓下裂紋傾角對巖樣變形和強度特性的影響規(guī)律，為巖石工程設計和數(shù)值分析時斷續(xù)節(jié)理裂隙巖體變形和強度參數(shù)選取提供一定的參考依據(jù)。2試驗總結(jié)2.1巖樣加工和加工試驗用粗晶大理巖為白色，俗稱漢白玉，致密塊狀構(gòu)造(圖1)，宏觀均勻一致，礦物成分主要為方解石、白云石和菱鎂礦，平均密度在2.7g/cm3左右。粗晶大理巖粒徑為4～6mm，平均粒徑為5mm，重結(jié)晶程度高，較新鮮，縱波速度為4507m/s。制備巖樣時，為了避免各向異性對試驗結(jié)果的影響，沿同方向加工試樣。同時為保證試驗結(jié)果的真實性與可比性，試驗前對加工好的巖樣外觀進行仔細觀察，確定沒有明顯的節(jié)理及裂紋等弱面，以確保試驗巖樣之間宏觀上沒有明顯差異。巖樣按照國際巖石力學學會(ISRM)的要求，加工成φ50mm×100mm的標準圓柱形試樣。為了制作圖2所示的預制裂紋巖樣，其中裂紋長度為2a，裂紋傾角為α(α為裂紋與σ1方向所成的夾角)，巖橋傾角為β(β為裂紋內(nèi)部頂端連線與σ3方向所成的夾角)，裂紋間距為2b(裂紋(1)，(2)內(nèi)部頂端之間的距離)，采用高速電動切割機加工三維裂紋，切割輪片為0.3mm厚的超薄金剛石鋸片，制成的裂紋厚0.3～0.5mm。裂紋內(nèi)充填石膏，石膏強度參數(shù)如下：彈性模量E為1.2GPa，單軸抗壓強度σc為6MPa，泊松比ν為0.31。為了研究不同圍壓下裂紋傾角α對其變形和強度特性的影響規(guī)律，取裂紋長度2a為24mm，裂紋間距為33mm，裂紋傾角α分別為30°，45°和60°。制成的含2條對稱裂紋巖樣示意圖如圖3所示。2.2巖樣力學試驗試驗是在中國礦業(yè)大學巖控中心的MTS815.03伺服試驗機上進行的。該試驗系統(tǒng)具有三套獨立的閉環(huán)控制加載設備，可分別控制軸壓、圍壓和孔隙壓力，系統(tǒng)所能施加的最大軸向力為2700kN，最大圍壓為50MPa。試驗時，垂直方向采用1000kN的壓力傳感器，測試軸向載荷。同時分別采用5mm的位移傳感器測試巖樣的軸向和環(huán)向變形，其中環(huán)向變形的測量采用的是鏈式環(huán)向位移傳感器。具體試驗程序如下：首先用塑料薄膜將巖樣包裹好，以防止試驗過程中液壓油浸入巖樣內(nèi)，從而影響巖石力學試驗結(jié)果；其次在兩端加上與巖樣直徑匹配的鋼性墊塊，以減小端面摩擦對試驗結(jié)果的影響，同時調(diào)整好位移傳感器；然后將巖樣放進三軸壓力缸內(nèi)，對巖樣施加至預定圍壓，此時巖樣處于靜水壓力狀態(tài)；最后對巖樣施加軸向應力并使之失去承載能力而破壞。圍壓施加的速率為0.5MPa/s。本文斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖樣常規(guī)三軸壓縮試驗全過程采用位移控制方式，加載速率為0.002mm/s，數(shù)據(jù)采樣間隔為1sㄢ3試驗結(jié)果利用伺服試驗機獲得的不同圍壓下無裂紋和斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的軸向應力–軸向應變以及環(huán)向應變–軸向應變?nèi)糖€分別如圖4～10所示。3.1軸向應力–軸向應變關(guān)系為了檢驗本文試驗所用大理巖樣之間的差異程度，采用在加工好的試樣中隨機選取一組進行單軸壓縮試驗。圖4給出了來自巖塊A和B共6個完整試樣的單軸壓縮試驗結(jié)果。由圖可見，采自巖塊A的2個巖樣的單軸抗壓強度分別為76.2和70.9MPa，其平均值為73.55MPa，離散程度(定義為參數(shù)最大值、最小值之差與平均值的比值)為7.2%；而2個巖樣的彈性模量分別為44.46和46.12GPa，其平均值為45.29GPa，離散程度為3.7%。采自巖塊B的4個巖樣的單軸抗壓強度分別為64.96,63.92,63.27和64.96MPa，其平均值為64.27MPa，離散程度為1.3%；而4個巖樣的彈性模量分別為43.34,42.63,39.90和41.28GPa，其平均值為41.81GPa，離散程度為3.7%。由此可見，本文由同一巖塊加工的不同試樣之間的離散性較小，可用于進行對比試驗。當然由于巖石材料的非均質(zhì)性，不同巖樣之間的少許差異對強度和變形曲線所產(chǎn)生的影響的確是存在的，從圖4也可以明確這一點，這是無法避免的事實，且目前對這種差異難以做出確切估計。由圖4還可以看出，由巖塊B加工成的4個巖樣軸向應力–軸向應變曲線具有明顯的裂隙壓密階段，若不考慮加載初期的非線性變形，由同一巖塊加工而成的試樣的軸向應力–軸向應變曲線可近似重合，試樣具有很好的整體變形特性。巖塊A的力學參數(shù)稍高于巖塊B，這主要是由于巖塊之間的差異引起的。因此為了避免巖塊的差異對強度和變形特性的影響，本文的斷續(xù)預制裂紋試樣均取自同一巖塊A。與巖塊A相比，粗晶大理巖塊B的峰后變形更趨于延性和塑性特征。常規(guī)三軸壓縮下完整粗晶大理巖塊A的軸向應力–軸向應變曲線如圖5所示，曲線附近的數(shù)字為圍壓值。由圖可見，隨著圍壓的增加，巖石的屈服應力(軸向應力–軸向應變曲線上開始偏離直線段的應力值)和峰值強度均逐漸增大。峰后從應變軟化逐漸轉(zhuǎn)化為理想塑性。當圍壓增大到某一數(shù)值時，巖石變形出現(xiàn)明顯的屈服平臺，呈現(xiàn)塑性流動，即巖石峰后表現(xiàn)為理想塑性，此時對應的圍壓稱為轉(zhuǎn)化圍壓。當圍壓低于轉(zhuǎn)化圍壓時，巖石軸向應力–軸向應變曲線上有一峰值點(峰值強度)；當圍壓繼續(xù)增大，高于轉(zhuǎn)化圍壓時，巖石軸向應力–軸向應變曲線上不再出現(xiàn)峰值點，軸向應力–軸向應變關(guān)系呈單調(diào)增加趨勢，巖石表現(xiàn)為應變硬化特性。本文完整粗晶大理巖塊A的轉(zhuǎn)化圍壓近似為30MPa，脆–延性轉(zhuǎn)化點發(fā)生在：轉(zhuǎn)化圍壓與單軸抗壓強度的比值(ω=σ3/σ0)為0.41，臨界狀態(tài)應力比(λ=σ3/σ1)為0.19。圍壓為20MPa時，與21#巖樣相比，5#巖樣由于屈服應力之后宏觀裂紋的出現(xiàn)致使包裹的塑料薄膜破裂，液壓油浸入到試樣中，一方面液壓油的浸入降低了裂紋面之間的摩擦因數(shù)；另一方面由于液壓油的浸入，改變了巖石內(nèi)部的應力狀態(tài)，很大程度上減小了破裂面的法向應力，從而造成摩擦強度的降低，這樣就使得巖石峰后承載能力迅速弱化，巖樣殘余強度較低。圖6為楊圣奇等通過RMT–150B巖石力學伺服試驗機所獲得的同類型粗晶大理巖塊B的軸向應力–軸向應變?nèi)糖€，圖中峰后曲線的下降段是卸載的緣故。很顯然，與圖5巖樣的全程曲線相比，同等圍壓下，粗晶大理巖塊B的峰后變形更表現(xiàn)為延性和塑性特征。圖6所示的粗晶大理巖塊B的轉(zhuǎn)化圍壓也為30MPa，其脆–延性轉(zhuǎn)化點發(fā)生在：轉(zhuǎn)化圍壓與單軸抗壓強度的比值(ω=σ3/σ0)為0.47，臨界狀態(tài)應力比(λ=σ3/σ1)為0.17，這與圖5所示粗晶大理巖塊A發(fā)生的脆–延性轉(zhuǎn)化條件差異不大。不同圍壓下含30°，45°和60°傾角裂紋的斷續(xù)預制裂紋巖樣的軸向應力–軸向應變?nèi)糖€分別如圖7(a)，(b)和(c)所示，曲線附近的數(shù)字為圍壓值。由圖可見，隨著圍壓的增加，巖石的屈服應力、峰值強度以及殘余強度均逐漸增大。峰后也從應變軟化逐漸向理想塑性轉(zhuǎn)化，當圍壓達到轉(zhuǎn)化圍壓30MPa時，巖樣出現(xiàn)屈服平臺，表現(xiàn)為明顯的塑性流動。與圖5所示的完整巖樣軸向應力–軸向應變?nèi)糖€相比，預制裂紋巖樣的變形和強度特性明顯不同(詳見后文)，且差異性隨著圍壓的不同而變化。低圍壓(σ3≤10MPa)時，預制裂紋對軸向應力–軸向應變?nèi)糖€的影響較大，如圖7(a)中的7#和8#巖樣，圖7(b)中的12#巖樣以及圖7(c)中的15#和16#巖樣所示；而高圍壓(σ3>10MPa)時，預制裂紋的軸向應力–軸向應變?nèi)糖€并沒有出現(xiàn)較為突然的變化，巖石變形為緩慢連續(xù)的增加過程。關(guān)于此現(xiàn)象的機制將在后面做出解釋。3.2圍壓環(huán)向變形特性粗晶大理巖樣在軸向壓縮破壞過程中，環(huán)向變形從側(cè)面反映了巖石的屈服、弱化和破壞特征。目前對完整巖樣的環(huán)向變形特性已經(jīng)有了較多的研究成果，但是對斷續(xù)預制裂紋巖樣的環(huán)向變形尤其是峰值應力之后的環(huán)向變形研究較少。圖8給出了完整粗晶大理巖樣軸向壓縮破壞過程中(圖5)的環(huán)向應變?nèi)糖€，這里以側(cè)向膨脹為正值。由圖可見，環(huán)向變形經(jīng)歷了彈性變形、屈服、弱化和破壞4個階段。在軸向應力–軸向應變?nèi)糖€屈服應力之前的裂隙壓密與彈性變形階段，巖樣的環(huán)向應變較小，與峰后的環(huán)向變形相比幾乎可以忽略不計；在變形局部化和應變軟化階段，巖樣的環(huán)向應變隨軸向應變而迅速增加，這主要是由于巖樣屈服應力之后的環(huán)向變形比軸向變形能更靈敏地反映材料內(nèi)部的屈服和弱化過程；但在殘余強度階段，隨著軸向應變的增加，巖樣環(huán)向應變近似成正線性關(guān)系增加，這主要是由于殘余強度階段巖樣依靠摩擦來承載軸向應力的緣故。由于圍壓的作用抑制了巖樣的側(cè)向膨脹，因而就整體而言，要達到相同的側(cè)向變形，圍壓較高的巖樣需要施加較大的軸向變形。而且對比圖中5#巖樣(浸油)和21#巖樣(無浸油)的環(huán)向變形曲線可以看出，在軸向應變4.3×10-3以前，兩者的環(huán)向變形曲線無明顯差異；但在軸向應變4.3×10-3以后，5#巖樣浸油的環(huán)向應變曲線較陡，這表明此時隨著軸向變形增加，環(huán)向變形發(fā)展較快。但當5#巖樣(浸油)進入殘余強度階段后，環(huán)向應變隨軸向應變增加的趨勢與21#巖樣大致相同。其中圍壓為20MPa時21#巖樣的環(huán)向應變–軸向應變曲線橫穿圍壓為5和10MPa的變形曲線，這主要是由于巖樣破裂形式的差異所致。圖9詳細給出了完整粗晶大理巖在不同圍壓下的破裂形式。由圖可見，完整粗晶大理巖在單軸壓縮下主控破裂面表現(xiàn)為單一斷面的剪切破壞，但由于粗晶大理巖晶粒尺度較大，較大的晶粒對裂紋擴展方向的影響也較大，因而其破壞面極不平整，裂紋沿曲折路徑擴展，局部仍存在明顯的劈裂張拉破壞；圍壓為5和10MPa時，巖樣表現(xiàn)為單一斷面的剪切破壞，其中圍壓為5MPa時巖樣局部出現(xiàn)劈裂破壞，主控破裂角與水平方向均大致成59°，且主控破裂面較為平整；圍壓為20MPa時浸油巖樣表現(xiàn)為Y型破壞，而無浸油巖樣沒有明顯的宏觀破壞面，只是在外表產(chǎn)生大量的滑移跡線，如圖中虛線所示；而圍壓為30MPa(轉(zhuǎn)化圍壓)時巖樣呈鼓狀，其主控剪切破裂面也不明顯，外表也很難見到明顯的滑移跡線。斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖軸向壓縮破壞過程中的環(huán)向應變?nèi)糖€如圖10所示。由圖可見，與完整巖樣的環(huán)向變形特性一樣，斷續(xù)預制裂紋巖樣的環(huán)向變形也同樣經(jīng)歷了彈性變形、屈服、弱化和破壞4個階段。斷續(xù)預制裂紋巖樣在軸向壓縮破壞過程中所表現(xiàn)出來的環(huán)向變形特性與完整巖樣差異并不大。在殘余強度階段，隨著軸向應變的增加，巖樣環(huán)向應變均呈正線性關(guān)系增加，其中含30°傾角的裂紋巖樣在圍壓為30MPa時環(huán)向變形曲線出現(xiàn)圖10(a)所示的平緩段A，這是由于巖樣在壓縮至軸向應變?yōu)?.9×10-2時，所對應的環(huán)向變形已經(jīng)達到鏈式環(huán)向位移傳感器的最大量程，此時圖中所顯示的環(huán)向變形曲線平緩段A并非巖石材料真實的力學特性。隨著圍壓的增加，斷續(xù)預制裂紋巖樣的環(huán)向變形曲線峰后更趨于緩慢漸近的變化過程，這主要是由于圍壓的存在抑制了巖樣的側(cè)向膨脹變形。4變形性能基于前述的完整和斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖全程曲線，下面進一步探討圍壓以及裂紋對粗晶大理巖楊氏模量以及峰值應變的影響規(guī)律。4.1無裂紋完整粗晶大理巖圍壓對媒體參數(shù)值的影響完整粗晶大理巖楊氏模量與圍壓之間的關(guān)系如圖11所示，這里的楊氏模量包括彈性模量ES(平均模量)和變形模量E50，其中ES是指巖石軸向應力–軸向應變曲線近似直線部分的斜率，E50是指巖石50%軸向應力處與原點連線的斜率。結(jié)果表明，巖樣單軸壓縮下的楊氏模量具有較大的離散性，最大可達10%，但在圍壓作用下巖樣的楊氏模量離散性相對較小，而且隨著圍壓的增加，巖石的彈性模量和變形模量的差異逐漸減小，這主要是由于裂隙在高圍壓作用下逐漸閉合所致。由圖11中的擬合曲線還可以發(fā)現(xiàn)，完整粗晶大理巖楊氏模量與圍壓之間的關(guān)系可以采用下式來表征：對于彈性模量而言，a,b和c值分別為-0.002,0.216和45.776，相關(guān)系數(shù)R=0.888；對于變形模量而言，a,b和c值分別為-0.008,0.216和45.776，相關(guān)系數(shù)R高達0.967。而且?guī)r樣變形模量對圍壓的敏感程度高于彈性模量，這主要是由于巖樣變形模量受壓縮初期的非線性變形影響較大的緣故。巖石是一種復雜的工程地質(zhì)材料，具有明顯的非均質(zhì)性、各向異性和不連續(xù)性等特點。本文的完整粗晶大理巖結(jié)構(gòu)均勻致密，在線性階段進行多次的軸向加卸載，其平均模量(彈性模量)沒有明顯的變化，因而完整粗晶大理巖的彈性模量表示了材料的變形性質(zhì)，在一定范圍內(nèi)具有彈性變形特性，與應力狀態(tài)和加載歷史無關(guān)。圍壓增大，巖石應力峰值附近的塑性變形也增大，因而圍壓與峰值應變之間必然存在某種相關(guān)關(guān)系。粗晶大理巖的峰值應變與圍壓的關(guān)系如圖12所示。圖中的峰值軸向應變和峰值環(huán)向應變分別是指巖樣在達到峰值強度時所對應的軸向應變和環(huán)向應變值。由圖可見，無裂紋完整粗晶大理巖樣峰值應變隨著圍壓的增大而增大，兩者顯著成正線性關(guān)系。對峰值軸向應變ε1c而言，可用ε1c=1.998+0.062σ3表示，相關(guān)系數(shù)R高達0.998；而對峰值環(huán)向應變ε3c而言，可以用ε3c=0.463+.0092σ3表示，相關(guān)系數(shù)R高達0.987，這里參與回歸的數(shù)據(jù)不包括圖中所示的浸油巖樣所對應的峰值應變。同等圍壓下，峰值環(huán)向應變的數(shù)值顯然小于峰值軸向應變，且隨著圍壓的增加，兩者之間的差異趨于減??；但峰值環(huán)向應變對圍壓的敏感程度高于峰值軸向應變，兩者影響系數(shù)相差1.48倍。需要特別指出的是，同等圍壓下，巖樣(5#)浸油后所測得的峰值軸向應變ε1c(2.745×10-3)和峰值環(huán)向應變ε3c(1.015×10-3)比無浸油巖樣(21#)對應的ε1c(3.195×10-3)和ε3c(2.152×10-3)分別要低14%和53%，因而巖樣過屈服應力浸油之后測試的峰值應變偏低，不能表征巖石材料的變形特性。4.2圍壓對斷續(xù)預制裂紋巖樣楊氏模量的影響表1中列出了不同圍壓下斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的變形參數(shù)，各參數(shù)物理意義與前述等同。由表中數(shù)據(jù)不難看出，斷續(xù)預制裂紋巖樣的楊氏模量以及峰值應變和圍壓之間的關(guān)系較為復雜，且隨裂紋傾角而變化。與完整巖樣不同的是，斷續(xù)預制裂紋巖樣的楊氏模量并不再隨圍壓而呈增加趨勢，而表現(xiàn)出非線性復雜的變化關(guān)系，譬如裂紋傾角α為30°時，隨著圍壓的增大，巖樣的楊氏模量經(jīng)歷了一個先增大而后減小的非線性變化關(guān)系；而裂紋傾角α為45°的巖樣楊氏模量卻出現(xiàn)了先減小后增大的非線性變化關(guān)系。隨著圍壓的增加，斷續(xù)預制裂紋巖樣的彈性模量和變形模量的差異逐漸減小，這主要是由于裂隙在高圍壓作用下逐漸閉合所致。同等圍壓下，斷續(xù)預制裂紋巖樣的彈性模量以及變形模量的最大值仍小于完整巖樣的最小值，這主要是由于巖石材料具有明顯的非均質(zhì)性，預制裂紋的存在使得巖石內(nèi)部的滑移界面增加，因而軸向壓縮過程中的滑移量也將增大，從而使得楊氏模量降低。圖13給出了斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖峰值應變與圍壓之間的關(guān)系。很顯然，斷續(xù)預制裂紋分布對峰值應變與圍壓之間的關(guān)系曲線有著很大的影響。與圖12所示的無裂紋完整巖樣不同，盡管整體而言，隨著圍壓的增加，斷續(xù)預置裂紋巖樣峰值應變?nèi)猿试黾于厔?，但是峰值應變與圍壓之間不能再用正線性關(guān)系來表征，這反映預制裂紋對巖樣峰值應變影響較大。然而峰值環(huán)向應變對圍壓的敏感程度仍然高于峰值軸向應變。5內(nèi)摩擦因數(shù)和內(nèi)摩擦角Coulomb準則是巖土工程中應用最廣泛的強度理論之一。Coulomb準則，即黏聚力c和內(nèi)摩擦因數(shù)μ=tan?(?為內(nèi)摩擦角)可用來解釋巖石的強度特征。該準則在以最大軸向應力σs，σ3表示時，可寫成σs=M+Nσ3，簡記為Q(M,N)，表征一個給定巖樣能夠承載的最大軸向應力σs與圍壓σ3成線性關(guān)系，分別為式中：M和N均為強度準則參數(shù)。5.1粗晶大理巖塊的強度參數(shù)圖14是完整粗晶大理巖的最大軸向應力σs與圍壓的關(guān)系，表2列出了不同處理方式所得峰值強度參數(shù)。很顯然，利用線性關(guān)系Q(M,N)來表征峰值強度和圍壓之間的關(guān)系是合適的，其相關(guān)系數(shù)接近于1.0。由圖14可見，對粗晶大理巖塊A的所有完整試樣(含單軸)進行回歸，結(jié)果為Q(76.88MPa,2.67)，相關(guān)系數(shù)R為0.990，由此計算得到的黏聚力為23.52MPa，內(nèi)摩擦角為27.1°；對粗晶大理巖塊B的所有完整試樣(含單軸)進行回歸，結(jié)果為Q(64.59MPa,3.66)，相關(guān)系數(shù)R=1.000，由此計算得到的黏聚力為16.88MPa，內(nèi)摩擦角為34.8°。由此可見，巖塊不同，其強度參數(shù)也存在著較大的差異性。為了減小巖塊差異對強度參數(shù)的影響，利用Coulomb準則對所有粗晶大理巖塊A和B的所有試樣(含單軸)進行聯(lián)合回歸(如圖14中直線所示)，可以得到據(jù)此計算得到的黏聚力c=19.15MPa，內(nèi)摩擦因數(shù)μ=0.62，內(nèi)摩擦角?=arctanμ=31.8°，因而破壞斷面傾角，即破裂面的法向與試樣軸向的夾角α=60.9°，與巖樣實際破裂角59°(σ3≤10MPa)大致相當。從表2中所列數(shù)據(jù)也不難看出，粗晶大理巖塊A的強度參數(shù)M=83.29MPa(無單軸)，高于其單軸壓縮強度73.55MPa(平均值)約11.7%；而粗晶大理巖塊B的強度參數(shù)M=65.27MPa(無單軸)，高于其單軸壓縮強度62.66MPa(平均值)約4%。這表明，巖樣單軸壓縮完全剪切破壞所對應的強度高于巖樣實際單軸壓縮破壞的強度。參數(shù)N表示圍壓對軸向承載能力的影響，若將巖樣單軸壓縮強度參與回歸分析，則由于巖樣實際單軸壓縮強度比Coulomb準則中強度參數(shù)M偏低，回歸直線會更靠近單軸壓縮強度，M將減小，N將增大，從而夸大圍壓的作用。完整粗晶大理巖的峰值強度及殘余強度和圍壓的關(guān)系如圖15所示。顯然，殘余強度對圍壓的敏感程度高于峰值強度。巖樣進入殘余強度階段，低圍壓時巖樣已形成貫穿的宏觀斷裂，而高圍壓時巖樣無明顯宏觀破壞面，依靠晶粒間的摩擦來承載，試樣內(nèi)基本上均表現(xiàn)為兩部分的摩擦作用，此時黏聚力c較低。由殘余強度計算得到的黏聚力c=2.37MPa，內(nèi)摩擦角?=41.9°。由此可知，由殘余強度計算得到的黏聚力c顯著低于由峰值強度計算得到的數(shù)值23.52MPa，由此求得的內(nèi)摩擦角?高于由峰值強度計算得到的數(shù)值27.1°約35.3%。圖中兩條直線形成一個交點，交點的峰值強度和殘余強度對應相等，即在交點處巖石呈理想塑性狀態(tài)，因此這個交點實質(zhì)上就是粗晶大理巖的脆–延性轉(zhuǎn)化點，對應的圍壓即為轉(zhuǎn)化圍壓。低于此圍壓的軸向應力–軸向應變關(guān)系出現(xiàn)應變軟化現(xiàn)象，高于此圍壓的軸向應力–軸向應變關(guān)系出現(xiàn)硬化現(xiàn)象。據(jù)此可以確定粗晶大理巖的轉(zhuǎn)化圍壓約為30MPa。另外從圖中還可看出，巖樣浸油后峰值強度與無浸油巖樣差異很小，兩者僅相差0.9MPa；但巖樣浸油后的殘余強度僅為29.1MPa(以最大主應力計算)，比無浸油巖樣的殘余強度115MPa要低85.9MPa，這主要是由于巖樣進入應變軟化階段后，Y型宏觀裂紋面的形成致使液壓油逐漸直至完全浸入其中，使得試樣承載斷面迅速弱化的緣故。5.2斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的聚合反應斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的最大軸向應力σs與圍壓的關(guān)系如圖16所示，表3中列出了不同傾角裂紋巖樣的峰值強度參數(shù)。表中也給出了無裂紋完整巖樣進行聯(lián)合回歸所得到的峰值強度參數(shù)，以與斷續(xù)預制裂紋巖樣進行對比分析。由表3和圖16可以看出裂紋傾角對粗晶大理巖峰值強度參數(shù)的影響規(guī)律。與完整巖樣相比，斷續(xù)預制裂紋巖樣單軸壓縮強度參數(shù)是否參與強度回歸分析，對其峰值強度參數(shù)結(jié)果影響較大，其黏聚力的影響最大可達56%(α=60°)，內(nèi)摩擦角的影響最大可達20%(α=60°)。這主要是由于低圍壓(σ3≤10MPa)時，預制裂紋顯著降低了巖樣的峰值強度；但在高圍壓(σ3>10MPa)時，預制裂紋對巖樣的峰值強度影響甚微。利用線性關(guān)系Q(M,N)可以很好地表征斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖峰值強度和圍壓之間的關(guān)系。對粗晶大理巖的所有完整試樣(無單軸)進行聯(lián)合回歸，結(jié)果為Q(71.90MPa,3.08)，相關(guān)系數(shù)R=0.975，由此計算得到的黏聚力為20.48MPa，內(nèi)摩擦角為30.7°；對α=30°的斷續(xù)預制裂紋巖樣(無單軸)進行回歸，結(jié)果為Q(49.67MPa,3.43)，相關(guān)系數(shù)R=0.995，由此計算得到的黏聚力為13.41MPa，內(nèi)摩擦角為33.3°；對α=45°的斷續(xù)預制裂紋巖樣(無單軸)進行回歸，結(jié)果為Q(58.30MPa,3.21)，相關(guān)系數(shù)R=1.000，由此計算得到的黏聚力為16.27MPa，內(nèi)摩擦角為31.7°；而對α=60°的斷續(xù)預制裂紋巖樣(無單軸)進行回歸，結(jié)果為Q(61.0MPa,3.18)，相關(guān)系數(shù)R=1.000，由此計算得到的黏聚力為17.10MPa，內(nèi)摩擦角為31.4°。由此可見，斷續(xù)預制裂紋巖樣峰值強度對圍壓的敏感程度高于完整巖樣，斷續(xù)預制裂紋的存在使得巖樣峰值強度參數(shù)M將減小，N將增大，由此得到的黏聚力c將減小，而內(nèi)摩擦角?將增大；而且在單軸抗壓強度不參與回歸的情況下，隨著裂紋傾角α的增大，巖樣峰值強度參數(shù)M將增大，N將減小，由此得到的黏聚力c將增大，而內(nèi)摩擦角?將減小。表4和圖17分別給出了斷續(xù)預制裂紋粗晶大理巖的殘余強度參數(shù)和殘余強度分析。由此可見，裂紋對巖樣的殘余強度影響不大。除單軸壓縮下的殘余強度偏低外，其他圍壓下的殘余強度數(shù)值均在以Coulomb準則對不包括單軸的所有試樣進行聯(lián)合回歸后得到的殘余強度線附近。斷續(xù)預制裂紋巖樣殘余強度對圍壓的敏感性也高于峰值強度，由此計算得到的黏聚力c顯著低于由峰值強度計算得到的數(shù)值，而求得的內(nèi)摩擦角?高于由峰值強度計算得到的數(shù)值。預制裂紋對巖樣殘余強度參數(shù)影響不是很大，這表明依靠裂隙之間的摩擦來承載的軸向應力與預制裂紋分布關(guān)系不大。6反復拉拔時斷續(xù)預制裂紋巖樣強度和膠質(zhì)材料強度的變化規(guī)律基于前述的定量分析可知，斷續(xù)預制裂紋顯著影響粗晶大理巖的變形和強度參數(shù)，這里對裂紋影響巖樣變形和強度特性的機制進行討論。圖18給出了單軸壓縮和圍壓為10MPa時裂紋傾角對粗晶大理巖樣軸向承載能力的影響曲線，為了參考，圖中也分別給出了對應圍壓的無裂紋完整巖樣全程曲線。圖19給出了單軸壓縮和圍壓為10MPa時裂紋傾角對粗晶大理巖破裂形式的影響規(guī)律。由圖18(a)和圖19(a)可見，單軸壓縮時，α=30°的巖樣峰值應力附近出現(xiàn)一小段明顯的屈服平臺，這主要是由于當試樣達到峰值強度的70%左右，2條預制裂紋沿裂紋內(nèi)部頂端出現(xiàn)翼裂紋(圖19(a))，并沿著最大主應力σ1方向往上、下生長，而粗晶大理巖晶粒尺度較大，材料組成成分對力的傳遞速率和自身變形的差異，使得裂紋擴展路線呈曲折發(fā)展。巖樣在達到峰值強度附近時，預制裂紋的滑移以及主生翼裂紋擴展導致巖石內(nèi)部出現(xiàn)不均勻應力場逐漸調(diào)整的過程，其宏觀表現(xiàn)即為峰值應力處出現(xiàn)塑性流動。α=45°的巖樣，2條預制裂紋沿內(nèi)部頂端之間出現(xiàn)剪切貫通模式(圖19(a))，整個巖樣上下兩端完全脫開，巖樣在達到峰值強度17.2MPa之后的軸向承載能力迅速跌落至0，完全不能承載。而與α=45°不同的是，α=60°的巖樣在預制裂紋出現(xiàn)剪切貫通模式(圖19(a))以后，巖樣在達到第1次極大值強度18.7MPa之后的承載能力并未降至0，而在3MPa左右(對應的軸向應變?yōu)?.34×10-3)，此時巖樣處于自鎖狀態(tài)，而后隨著軸向變形的增加，裂紋面發(fā)生咬合，巖樣承載的軸向應力又開始緩慢逐漸上升，不過由于此時巖樣內(nèi)部承載結(jié)構(gòu)已經(jīng)出現(xiàn)明顯損傷，因而再加載時巖樣彈性模量(10.54GPa)明顯低于第1次加載時的彈性模量20.29GPa，但卻可承受較高軸向應力(第2次峰值強度為36.6MPa)。因此單軸壓縮時，斷續(xù)預制裂紋巖樣峰值強度以及彈性模量與裂紋傾角密切相關(guān)，其最大軸向承載能力取決于2條預制裂紋內(nèi)部頂端的擴展模式以及晶粒間的摩擦滑移。而由圖18(b)和19(b)可見，圍壓σ3=10MPa時，與完整巖樣的峰值強度相比，斷續(xù)預制裂紋巖樣的峰值強度明顯偏低，但殘余強度相差不大。α=30°的巖樣在A處出現(xiàn)了應力跌落，局部放大如圖中框所示，這主要是由于預制裂紋(1)，(2)出現(xiàn)少許滑移，而且在預制裂紋(2)的內(nèi)部頂端出現(xiàn)沿最大主應力方向的拉裂紋，但由于圍壓的作用，預制裂紋的滑移量較小，在經(jīng)歷了應力分布的調(diào)整后，隨著軸向變形的增加，巖樣承載能力又開始迅速增大。α=45°和α=60°的巖樣軸向承載能力分別在B和C處出現(xiàn)了轉(zhuǎn)折，這主要是由于圍壓為10MPa時，巖樣預制裂紋出現(xiàn)閉合，可以通過摩擦來承載很高的軸向應力，但隨著軸向變形的增加，在預制裂紋尖端會出現(xiàn)不均勻應力場的分布，B和C處出現(xiàn)的轉(zhuǎn)折即為不均勻應力場調(diào)整的過程。從圖中明顯可看出，在不均勻應力場調(diào)整以后，曲線斜率又迅速上升，巖樣彈性模量又開始增加，略小于轉(zhuǎn)折前巖樣的彈性模量，如α=45°的巖樣轉(zhuǎn)折前、后的彈性模量分別為16.07和12.05GPa。圖中峰前轉(zhuǎn)折點的出現(xiàn)顯著影響巖樣的楊氏模量和峰值應變，但是對其強度影響不大，這也是引起圖13中斷續(xù)預制裂紋巖樣峰值應變與圍壓之間成非線性關(guān)系的重要因素。而且A,B和C處峰前開始出現(xiàn)轉(zhuǎn)折所對應的應力分別為57.7,41.8和19.2MPa，這表明隨著裂紋傾角α的增加，巖樣出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點的應力水平趨于減小。對完整粗晶大理巖而言，巖樣內(nèi)部各處材料強度處處不等。低圍壓時，強度低的材料在巖石屈服過程中，首先達到其承載極限而屈服弱化產(chǎn)生塑性變形；強度高的材料在巖石達到應力峰值時，隨著軸向承載能力的降低，由于未達到其承載極限而處于卸載狀態(tài)，巖樣內(nèi)材料的塑性變形沒有趨于均勻化，因而隨著軸向承載能力的降低，巖樣進一步發(fā)生的塑性變形將集中在那些已經(jīng)承擔了大部分變形的低強度材料上，從而形成變形的局部化，巖石表現(xiàn)為應變軟化特性。而高圍壓時，隨著承載能力的增大，巖樣內(nèi)強度較低的材料首先達到承載極限而屈服弱化，產(chǎn)生塑性變形；隨后巖石的承載能力隨著變形的增加而增大，要使巖樣破壞就必須持續(xù)增大軸向應力，從而巖樣內(nèi)部強度較高的材料也會達到其承載極限而屈服破壞產(chǎn)生塑性變形。于是巖樣內(nèi)材料的屈服弱化變形將趨于均勻化，此時巖樣產(chǎn)生的塑性變形也將增加，峰值強度附近明顯出現(xiàn)屈服平臺。而達到轉(zhuǎn)化圍壓時，整個巖樣內(nèi)的材料都屈服，巖石產(chǎn)生塑性流動，由脆性轉(zhuǎn)化為延性。但是對斷續(xù)預制裂紋巖樣而言，低圍壓時，由于巖石中礦物晶粒和微缺陷的隨機分布，當受到外載作用時，各組成成分本身的變形和對力的傳遞速率存在差異，從而引起了巖石內(nèi)部應力場的不均勻分布，巖樣在預制裂紋(1)，(2)的內(nèi)部頂端出現(xiàn)主生拉裂紋，此后隨著軸向變形的增加，主生拉裂紋將會近似沿最大主應力方向延伸，在巖樣達到應力峰值時，隨著軸向承載能力的降低，巖樣內(nèi)其他部位材料將處于卸載狀態(tài)，塑性變形沒有趨于均勻化，巖樣進一步發(fā)生的塑性變形將集中在預制裂紋的滑移和主生拉裂紋的擴展上，從而形成變形局部化，巖石表現(xiàn)為應變軟化特性。而高圍壓時，圖20給出了圍壓為30MPa時裂紋傾角對粗晶大理巖軸向承載能力的影響，圖21給出了其斷續(xù)預制裂紋巖樣的破壞形式的影響。由圖可見，巖樣破壞以后呈鼓狀，其主控破裂面不很明顯，但在外表可以清楚看到由于晶粒間的摩擦所產(chǎn)生的滑移跡線，預制裂紋(1)，(2)的內(nèi)部頂端在α=30°時張拉裂紋不很明顯，但在預制裂紋尖端附近可見到少量翼裂紋擴展；在α=45°時出現(xiàn)了剪裂紋，但并沒有貫通；而在α=60°時滑移跡線直接穿透預制裂紋擴展。由于預制裂紋在靜水壓力30MPa時就已經(jīng)閉合，因而在軸向壓縮加載時斷續(xù)預制裂紋巖樣的彈性模量差異不大，最大在2GPa左右。巖樣在進入塑性流動