大理岩单轴压缩力学特性试验研究

大理岩单轴压缩力学特性试验研究

1大理岩岩样能量特征及其影响规律由于天然材料的原因和地质结构的影响，岩石的组织结构非常不均匀，而且内部存在许多天然缺陷。此外，这些缺陷的分布是随机的，因此可以被认为是一种非均质多相复合结构。在受到外界力作用下，弥散在岩石内部原有的微缺陷不断变化，新生微裂不断萌生、扩展，最后彼此贯通；随着应力或应变增加，岩石不断产生损伤，最终形成宏观裂缝，这将导致岩石最终失稳破坏。岩石变形破坏过程是能量的复杂转化过程，在岩石应力到达峰值强度前不断吸收外界的能量，而峰值后破坏则是能量不断释放的过程。也就是说，岩石的变形破坏过程实质上是能量耗散和释放的全过程。许多学者[3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]对岩样破坏过程的能量变化规律进行试验研究，并取得有价值的研究成果。如谢和平等研究岩石变形破坏过程中能量耗散、能量释放、岩石强度、整体破坏的内在联系，认为岩石的变形破坏过程实际上就是一个从局部耗散到局部破坏最终到整体灾变过程。尤明庆和华安增研究试样三轴加载后保持轴向变形恒定降低围压破坏过程中，岩样实际吸收能量与围压的关系。杨圣奇等研究不同尺度大理岩样单轴压缩变形破坏与能量特征的影响规律，分析围压对岩样三轴压缩变形破坏与能量的影响规律。喻勇等研究了花岗岩在三点弯曲断裂、劈裂拉伸、三轴压缩及单轴抗压不同加载方式下的能耗特征。彭瑞东等讨论试验系统弹性储能对岩石变形测量的影响。但是对岩样三轴压缩屈服变形完全卸载后再进行单轴压缩试验，对损伤岩样的变形、强度和破坏能与三轴压缩的围压、塑性变形量及能耗等之间关系尚不完全清楚。在不同围压条件下，首先对大理岩岩样进行压缩到不同塑性变形后完全卸载，然后对得到的损伤岩样再进行单轴压缩等一系列的试验。通过分析岩样不同围压条件下三轴压缩的塑性变形量、能耗与损伤岩样单轴压缩时的强度、平均模量以及能耗特征的变化规律，研究损伤岩样的变形、强度以及能耗特性，为研究工程岩体的力学特性提供一种新的思路，研究结果对实际工程岩体开挖卸载后的稳定性分析也有一定的参考价值。2大理岩样品在不同衬底压力下的三轴压缩试验2.1被压压下的变形试验试验所用大理岩来自河南省南阳市南召县采石场，主要矿物成分为方解石、白云石和菱镁矿，白色，粒径为0.5～1.0mm，未风化，均没有肉眼可见的明显缺陷，整体质地均匀，平均声波速度为3424m/s。岩样取自同一岩块，经钻、锯和磨工序加工成直径φ50mm、长度100mm的圆柱体，岩样两端的不平行度小于0.05mm。试验在RMT–150B岩石力学试验机上进行。首先把岩样放置在上、下垫块之间，垫块与岩样直径基本相同，然后将岩样连同上、下垫块采用双层乳胶套包裹，胶套端部用胶带缠紧，从而避免在压缩时岩样产生的塑性变形破坏过程中，高围压挤破乳胶套，使得高压油进入岩样内部而影响试验结果。围压分别选用5,10,20和40MPa，其中围压40MPa重复4个岩样；围压20MPa则重复6个岩样；5,10MPa各1个岩样。试验采用位移控制，轴向加载速率为0.005mm/s，围压加载速率为0.5MPa/s，采用5mm位移传感器测量轴向位移，1000kN力传感器测量轴向荷载。岩样安装在三轴筒内进行充油排气后，首先按静水压力条件逐步施加σ1=σ3至预定围压值，然后连续施加轴压直至岩样产生不同塑性变形，最后以相同的速率先卸轴向载荷，再将围压降低到0。图1所示为不同围压下大理岩岩样三轴压缩轴向应力–应变曲线(岩样X26,X27,X25和X13的围压为40MPa；岩样X32,X31,X30,X34,X28和X29的围压为20MPa；岩样X36的围压为10MPa；岩样X35的围压为5MPa；岩样X33的围压为0MPa)。在图1(a)中，除围压40MPa压缩的岩样X27,X26,X25和X13进入屈服阶段再继续压缩到不同塑性变形的试验结果外，作为对比，也给出了围压分别在20,10和5MPa围压下的岩样X38,X36,X35以及单轴压缩的完整岩样X33的试验结果。从图1(a)中可以看出，在围压40MPa下，4个岩样均明显进入屈服阶段，除岩样X27没有达到极限承载能力外，其余岩样X26,X25和X13均达到极限承载能力，出现明显屈服平台，其强度分别为290.0,287.2和294.6MPa，且岩样X13压缩变形至2.9mm已过峰值，卸载前承载能力已经有所下降。在围压10MPa下，岩样X36压缩变形至0.88mm也已过峰值，卸载前应力开始明显跌落。图1(b)为岩样X32,X31,X30,X34,X28和X29在围压20MPa下分别压缩不同塑性变形后到完全卸载的应力–应变曲线。除岩样X32尚未达到其承载极限，其余岩样均达到极限承载能力，同样也出现明显屈服平台，强度为215.0～230.0MPa。由于岩样本身的非均质性，试验结果离散程度在3.1%以内是可以接受的。在围压20MPa下，岩样X29轴向变形已达到1.43mm，超过峰值。卸载前承载能力同样已有所下降。可以看出，岩样的承载能力和屈服塑性变形随围压的增加而逐渐增大，表明大理岩具有明显的脆性–延性转化特征，即低围压表现其脆性特征，高围压时表现出延性特征，当围压增加到一定范围后时，应力–应变曲线出现屈服平台，也就是说岩样塑性变形持续增加而承载力基本保持不变，变形过程中裂隙是通过摩擦力承载的。2.2没有达到峰值强度的岩样图2为上述三轴压缩试验岩样峰值强度与围压的关系(上述岩样中不包括没有达到峰值强度的岩样X27和X32)。由图2可以看出，就岩样的承载能力与围压的关系的变化趋势而言，承载能力随围压的增加而提高，两者近似线性关系，强度与围压的变化趋势随围压的增大有所变缓。2.3局部构造模型岩石是不同矿物的集合体，其内部含有裂隙和孔隙等缺陷，属于非均质、非弹性材料。岩样在三轴压缩的过程中，宏观轴向变形是由承载结构骨架的弹性变形、裂隙的滑移和孔隙的闭合三部分组成的。弹性变形卸载后是可以立即恢复，在屈服之前的塑性变形包含裂隙的闭合以及微小滑移，体现为岩石初始压缩时的非线性变形，只影响岩石的变形模量，对平均变形模量没有作用。在围压作用下，压缩时的裂隙通常在静水压力加载时就已经闭合，轴向压密过程显现不明显。在低围压作用时，岩样进入屈服阶段，岩样的塑性变形具有局部化特征，并非均匀分布，因而岩样屈服弱化过程宏观裂隙滑移是在应力恒定或不断跌落过程中产生的，在卸载时该变形量一般不能迅速恢复。由图1(a)可以看出，岩样达到屈服应力前，其轴向塑性变形很小，此时岩石主要发生弹性变形；进入屈服阶段时，随着围压的增大，屈服变形逐渐增大。这可以理解：低围压时强度低的材料首先屈服破坏，而由围压提供的摩擦力还不能抑制裂隙的滑移，产生塑性变形。随着围压的增高，轴向应力在屈服过程中持续增加，由围压和轴向应力共同提供正应力，使得裂隙摩擦力承载能力超过材料的黏聚力，抑制裂隙的滑移。其岩样内部材料强度高的也会逐步屈服，继而产生新的裂隙，从而产生多个断面相继产生屈服，塑性变形持续增加，使岩样在轴向压缩过程中出现屈服平台。也就是承载能力大致保持恒定而塑性变形持续增加，屈服变形过程中裂隙是通过摩擦力承载的。从进入屈服平台的岩样破坏形态可以发现具有交叉网格状滑移迹线，且围压越高，滑移迹线越密。由此可知，多个破裂面的塑性滑移是出现屈服平台的必要条件。单轴压缩岩样X3的峰值变形为0.45mm，而在围压40MPa下岩样X13的峰值变形达到2.16mm，峰值变形提高4倍，可见岩样峰值变形随围压的提高而增大。2.4轴压缩试验结果能量耗散是岩石变形破坏的本质属性，它反映了岩石内部微缺陷的不断闭合、新生裂隙发展演化、材料强度不断弱化并最终丧失的过程。因此能量耗散与岩样内部损伤和材料强度丧失直接相关，能量耗散能够反映材料原始强度衰减的程度。岩样受载变形破坏的过程实质就是能量耗散和能量释放的全过程。加载过程实际上是试验机对岩样不断做功的过程中，岩样的环向变形同时也是对液压油做功。将静水压力加载过程对岩样的做功记为0W，轴向压缩过程中载荷对岩样所做总功记为1W，岩样的环向变形对液压油做功记为2W，岩样变形破坏过程实际消耗的功为W，则有式中：F1,F3分别为轴向和侧向载荷；u1,u3分别为轴向和侧向位移；D,L分别为岩样的直径和长度；σ1，σ3分别为轴向应力和围压；ε1为轴向应变；1μ，μ2分别为屈服前、后的泊松比；E为平均模量；εa，εc分别为岩样屈服前和最终纵向应变。需要说明的是，RMT–150B试验系统三轴压缩试验不具有环向变形测试功能，因此无法得到环向变形。即使能安装环向应变测量装置，但由于岩样上、下端与垫块的摩擦效应，岩样长度方向各处环向变形并非均匀变形，同样也无法得到整个试样的环向变形，仍需要进行某种估算。因此，在进行能量计算过程中采用近似估算方式，由于岩样在整个压缩过程的环向变形与应力的关系成非线性变化，环向变形与轴向变形的比值并非常数。在进行能量数据时采用分段线性简化处理，屈服前泊松比值取0.25，屈服后泊松比值则取0.50来估算环向变形，尽管这样处理可能带来误差。由于围压为极限应力的1/10～1/6，其泊松比值可分别取0.25和0.50，按式(3)计算的环向变形对油做功2W只是试验机对岩样做功1W的10%左右，简化处理带来的误差不会太大。图3为岩样X13在围压40MPa下三轴压缩过程中应力、能量与应变的关系。作为对比，同时也给出单轴压缩岩样X33的试验结果。由图3可知，三轴压缩加载过程中，在围压40MPa作用下应力–应变曲线的压密阶段变得不明显，屈服点A之前表现出良好线弹性特征，此阶段岩样消耗的能量与变形成非线性关系，且耗能量较少。进入屈服阶段(AB)岩样逐渐破坏。由于围压较高，由破坏面上的正应力增加使得摩擦力承载能力超过材料的黏聚力，并抑制裂隙的滑移，从而形成多个裂隙同时滑移产生较大的塑性变形，岩样将需要耗散较多能量。耗散能量也主要是用于内部材料之间塑性滑移做功，该过程能量的消耗与变形成良好线性关系。卸载阶段BC，由于轴向载荷的不断减小，其内部强度高的材料将产生弹性恢复，表现出岩样对试验机做功的过程，能量随弹性恢复不断减小。作为对比，单轴压缩岩样X33破坏时消耗能量47.7J，而在围压40MPa下岩样X13屈服前消耗的能量为155.5J，屈服破坏卸载后消耗能量达到1133.2J，克服裂隙摩擦滑移变形所耗能是屈服破坏耗能的7倍，是单轴压缩岩样X33的破坏耗能的23.8倍，充分表明岩样吸收的能量主要耗散于内部裂隙摩擦滑移，而产生破裂面所耗能量较小。图4是图1岩样三轴压缩过程中耗能与塑性变形的关系。由图4可以看出，岩样破坏所需能量与塑性变形具有良好的线性关系：围压越高，岩样的塑性越大，塑性变形越大耗能就越大，也就是说三轴压缩时要使岩样破坏需要消耗更多的能量。3损伤岩样能耗特征岩石是典型的非均质材料，在构造应力和工程开挖卸荷等作用下将产生大量的弱面及裂隙等结构，其力学性质与室内完好岩样存在较大差异。有必要在实验室内对裂隙岩样(损伤岩样)的强度、变形和能量特征进行研究，为实际工程岩体的力学特性提供一种新的研究思路，分析结果对实际工程开挖卸载后的岩体稳定性分析提供参考依据。将上述完整岩样在不同围压下，由三轴压缩到不同塑性变形后直至完全卸载，得到损伤岩样再进行单轴压缩试验。由于三轴压缩时造成岩样存在不同程度损伤，内部分布不同新生裂隙，使其强度和变形与完整岩样存在差异。图5所示为损伤岩样再进行单轴压缩的试验结果。作为对比，同时也给出单轴压缩完整岩样X33的试验结果，在图5(a)中，岩样X36和X13在三轴压缩过程中塑性变形量过大，且卸载时应力已过峰值应力开始跌落，使得单轴压缩的强度明显偏低。其他岩样与完整岩样X33相比，强度和平均模量均明显偏低。尽管岩样X27,X26,X25和X13在围压40MPa下的承载能力大致相同，但是由于三轴压缩时产生的塑性变形量不同，造成岩样的损伤程度也将有所不同，其强度和平均模量均有不同程度的降低。图5(b)为图1(b)中所得到损伤岩样再进行单轴压缩的试验结果，与图5(a)中40MPa下三轴压缩过后损伤岩样的强度、变性特征大致相同。损伤岩样再进行单轴压缩时，弱化区域附近塑性变形描述损伤破坏过程不尽合理，特别是岩样破坏承载力降低的过程中，塑性变形增加的同时弹性变形却不断恢复，为了更好地描述岩样屈服弱化过程，采用塑性变形比较合理，可表示为若以塑性变形Us重新处理图5中损伤岩样的应力–应变曲线，可以得到损伤岩样轴向应力与塑性变形之间的关系，如图6所示。对于损伤岩样而言，压密阶段具有较大的塑性变形，这是由于损伤岩样内部裂隙闭合引起的，岩样之间塑性变形差异不明显，但是压密阶段应力水平基本相同，也就是说，不管损伤岩样的裂隙分布特征如何，只要应力达到一定值后，裂隙就基本闭合。尽管损伤岩样有多条网状滑移迹线，但再压缩过峰后屈服弱化规律大致相同，损伤岩样弱化过程中承载能力的降低与塑性变形的增加近似成线性关系；或者说损伤岩样原有滑移迹线方向的扩展，而最终破裂角大于滑移迹线的倾角。图7为上述损伤岩样单轴压缩耗能与三轴压缩耗能的关系。由图7可以看出，与完整岩样X33相比，其损伤岩样耗能明显减少。除岩样X36外，就变化趋势而言，损伤岩样单轴压缩所消耗的能量随三轴压缩消耗能量的增加而降低，且围压越低这种变化趋势越明显。这与岩样在三轴压缩过程中裂隙分布特征有关，围压低时，岩样屈服产生的裂隙局部化特征明显，随着围压的增高，屈服过程形成多个损伤面，裂隙分布趋于均匀化，各损伤面的损伤程度大致相同，承载能力基本相同，多个截面的滑移消耗能量相对越多。图8所示为上述损伤岩样单轴压缩强度σ1与平均弹性模量E的关系。需要说明的是，平均模量指损伤岩样应力–应变曲线直线段的斜率，且由图8可以看出，损伤岩样强度与平均模量基本上成线性关系，可用虎克关系σs=ε0E来进行回归。由图5(a)和(b)可以看出，损伤岩样单轴压缩的强度和变形特征与其损伤程度有关，且损伤程度与围压大小、塑性变形量有关。由图5(a)和(b)还可以看出，各损伤岩样的峰值强度以及达到峰值时的变形都是不同的，但岩样达到峰值强度时岩石材料的弹性应变大致相同。这就是说，不管损伤岩样内裂隙多少、分布情况以及滑移扩展是如何发生的，只有岩石材料弹性应变达到ε0时，岩样才达到峰值强度，或者说，尽管损伤岩样内有许多裂隙，但存在一个完整的承载结构，该承载结构在弹性应变达到ε0时开始弱化。加载过程中裂隙是通过摩擦力承载的，其变形达到材料的弹性变形极限时，岩样才达到峰值应力，其结果与有关裂隙砂岩的试验结果基本一致。图9是上述损伤岩样单轴压缩强度、平均弹性模量与三轴压缩塑性变形量的关系。除个别岩样在围压下压缩达到承载极限，进入屈服弱化阶段而