不同围压下天然岩石的三轴压缩变形特性

不同围压下天然岩石的三轴压缩变形特性

1模型试验研究岩石作为一个复杂的工程介质，其内部由许多缺陷组成，如节理、裂缝和断层。这些缺陷使岩浆岩的宏观变形具有明显的不均匀性、不连续性、各向异性和不弹性。而工程岩体似断非断，似连非连，呈现出断续结构特征。众多研究实践表明，工程岩体中所含节理、裂隙与断层等的空间位置(如裂纹长度、裂纹倾角和岩桥长度等)都显著影响其在外载作用下的力学特征，并进而对断续结构岩体的变形和强度特性产生影响。虽然单轴与双轴压缩下节理裂隙岩体力学特性在试验、理论和数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]，但工程岩体实质上多处于三向应力状态下，因而研究不同围压下断续预制裂纹岩石的变形和强度特性，对于保障裂隙岩体工程的稳定与安全具有重要的理论价值和实践意义。目前研究节理裂隙岩体力学特性通常采用如下2种试验方法：(1)模型试验。由于制作模型试样相对容易实施，因而这种试验方法为国内外众多学者[8,9,10,11,12,13,14,15,16]所采用。即将岩体的工程效应(如结构特征和赋存环境等)统一到模型试验中去，通过石膏、水泥砂浆、重晶石等与其他混合料按一定比例配制，并通过在模型试样中掺入裂纹片(如云母和纸片等)和薄钢片来预制和模拟张开和闭合裂隙，从而来研究断续节理裂隙岩体的力学特性。(2)数值试验。这种方法是近年来研究所采用的热点。研究成果多集中采用东北大学岩石破裂与失稳研究中心研制开发的岩石破裂过程分析系统RFPA2D，对单裂纹或多裂纹岩石试样进行了数值模拟，并基于模拟结果来分析和探讨裂纹对岩石力学特性的影响规律。尽管这种分析方法考虑了岩石材料的非均质性，但实质上其仍假定数值模型属于平面应力或平面应变问题，因而与岩石材料真实的力学特性仍存在着一些差距。本文以粗晶大理岩为试验研究对象，探讨断续预制裂纹岩样的变形和强度特性。大理岩为一种典型的变质岩，是由石灰岩在高温、高压等外在环境条件下经变质而重新结晶形成的岩石，宏观上结构致密均匀，但细观上黏聚力很弱，塑性变形较大，且非均质性明显。T.VonKarman最早在普通试验机上得到不同围压下大理岩的应力–应变曲线。此后随着一些重大岩石工程的兴建，许多学者致力于对大理岩的三轴压缩试验研究，并在强度和变形特性等方面取得了许多重要研究成果。较为有代表性的有：W.R.Wawersik和C.Fairhurst在刚性试验机上得到了大理岩的应力–应变曲线；J.T.Fredrich对方解石类大理岩在三轴压缩下的力学特性进行了研究；卢应发等采用扫描电子显微镜对单轴压缩下大理岩破坏机制进行了微细观分析；金济山等研究了山东掖县大理岩在低围压与高围压下的残余强度和超过峰值强度后的循环次数的关系；林卓英等从强度、变形和临界应力状态比三方面阐述了大理岩脆–延性转化的基本力学特性；殷有泉等通过对房山大理岩进行循环加载试验，研究了大理岩本构关系；王平等采用超声波测试、单轴压缩试验以及扫描电镜等方法研究了大理岩微裂隙与力学特性间的关系；郭惠丰和伞桂兰对锦屏一级水电站坝址区粗晶大理岩残余强度与围压的关系进行了研究；徐松林等通过对大冶大理岩进行等围压三轴压缩试验，采用应变梯度和分叉理论系统地研究了大理岩的力学特性；尤明庆等采用伺服试验机分别对4种晶粒大理岩的强度和变形特性进行了分析；杨圣奇等分析了三轴流变过程中大理岩的变形特性和破裂机制。但是这些研究都局限于对外表宏观均质大理岩的力学特性进行分析和探讨，而没有考虑真实岩石材料内裂纹的作用，这主要是由于在真实岩石材料中预制裂纹较难实施的缘故。Y.P.Li等通过对长方体大理岩试样中预留加工孔，研究了单轴压缩下大理岩预制裂纹的扩展和搭接等问题，但并没有分析其强度和变形特性，也没有考虑围压的作用。鉴于此，本文通过在真实粗晶大理岩材料中预制含不同倾角的三维裂纹，从而制成断续预制裂纹岩样，然后采用伺服试验机对断续预制裂纹岩样进行常规三轴压缩试验，研究不同围压下断续预制裂纹粗晶大理岩的变形和强度特性，分析不同围压下裂纹倾角对岩样变形和强度特性的影响规律，为岩石工程设计和数值分析时断续节理裂隙岩体变形和强度参数选取提供一定的参考依据。2试验总结2.1岩样加工和加工试验用粗晶大理岩为白色，俗称汉白玉，致密块状构造(图1)，宏观均匀一致，矿物成分主要为方解石、白云石和菱镁矿，平均密度在2.7g/cm3左右。粗晶大理岩粒径为4～6mm，平均粒径为5mm，重结晶程度高，较新鲜，纵波速度为4507m/s。制备岩样时，为了避免各向异性对试验结果的影响，沿同方向加工试样。同时为保证试验结果的真实性与可比性，试验前对加工好的岩样外观进行仔细观察，确定没有明显的节理及裂纹等弱面，以确保试验岩样之间宏观上没有明显差异。岩样按照国际岩石力学学会(ISRM)的要求，加工成φ50mm×100mm的标准圆柱形试样。为了制作图2所示的预制裂纹岩样，其中裂纹长度为2a，裂纹倾角为α(α为裂纹与σ1方向所成的夹角)，岩桥倾角为β(β为裂纹内部顶端连线与σ3方向所成的夹角)，裂纹间距为2b(裂纹(1)，(2)内部顶端之间的距离)，采用高速电动切割机加工三维裂纹，切割轮片为0.3mm厚的超薄金刚石锯片，制成的裂纹厚0.3～0.5mm。裂纹内充填石膏，石膏强度参数如下：弹性模量E为1.2GPa，单轴抗压强度σc为6MPa，泊松比ν为0.31。为了研究不同围压下裂纹倾角α对其变形和强度特性的影响规律，取裂纹长度2a为24mm，裂纹间距为33mm，裂纹倾角α分别为30°，45°和60°。制成的含2条对称裂纹岩样示意图如图3所示。2.2岩样力学试验试验是在中国矿业大学岩控中心的MTS815.03伺服试验机上进行的。该试验系统具有三套独立的闭环控制加载设备，可分别控制轴压、围压和孔隙压力，系统所能施加的最大轴向力为2700kN，最大围压为50MPa。试验时，垂直方向采用1000kN的压力传感器，测试轴向载荷。同时分别采用5mm的位移传感器测试岩样的轴向和环向变形，其中环向变形的测量采用的是链式环向位移传感器。具体试验程序如下：首先用塑料薄膜将岩样包裹好，以防止试验过程中液压油浸入岩样内，从而影响岩石力学试验结果；其次在两端加上与岩样直径匹配的钢性垫块，以减小端面摩擦对试验结果的影响，同时调整好位移传感器；然后将岩样放进三轴压力缸内，对岩样施加至预定围压，此时岩样处于静水压力状态；最后对岩样施加轴向应力并使之失去承载能力而破坏。围压施加的速率为0.5MPa/s。本文断续预制裂纹粗晶大理岩样常规三轴压缩试验全过程采用位移控制方式，加载速率为0.002mm/s，数据采样间隔为1sㄢ3试验结果利用伺服试验机获得的不同围压下无裂纹和断续预制裂纹粗晶大理岩的轴向应力–轴向应变以及环向应变–轴向应变全程曲线分别如图4～10所示。3.1轴向应力–轴向应变关系为了检验本文试验所用大理岩样之间的差异程度，采用在加工好的试样中随机选取一组进行单轴压缩试验。图4给出了来自岩块A和B共6个完整试样的单轴压缩试验结果。由图可见，采自岩块A的2个岩样的单轴抗压强度分别为76.2和70.9MPa，其平均值为73.55MPa，离散程度(定义为参数最大值、最小值之差与平均值的比值)为7.2%；而2个岩样的弹性模量分别为44.46和46.12GPa，其平均值为45.29GPa，离散程度为3.7%。采自岩块B的4个岩样的单轴抗压强度分别为64.96,63.92,63.27和64.96MPa，其平均值为64.27MPa，离散程度为1.3%；而4个岩样的弹性模量分别为43.34,42.63,39.90和41.28GPa，其平均值为41.81GPa，离散程度为3.7%。由此可见，本文由同一岩块加工的不同试样之间的离散性较小，可用于进行对比试验。当然由于岩石材料的非均质性，不同岩样之间的少许差异对强度和变形曲线所产生的影响的确是存在的，从图4也可以明确这一点，这是无法避免的事实，且目前对这种差异难以做出确切估计。由图4还可以看出，由岩块B加工成的4个岩样轴向应力–轴向应变曲线具有明显的裂隙压密阶段，若不考虑加载初期的非线性变形，由同一岩块加工而成的试样的轴向应力–轴向应变曲线可近似重合，试样具有很好的整体变形特性。岩块A的力学参数稍高于岩块B，这主要是由于岩块之间的差异引起的。因此为了避免岩块的差异对强度和变形特性的影响，本文的断续预制裂纹试样均取自同一岩块A。与岩块A相比，粗晶大理岩块B的峰后变形更趋于延性和塑性特征。常规三轴压缩下完整粗晶大理岩块A的轴向应力–轴向应变曲线如图5所示，曲线附近的数字为围压值。由图可见，随着围压的增加，岩石的屈服应力(轴向应力–轴向应变曲线上开始偏离直线段的应力值)和峰值强度均逐渐增大。峰后从应变软化逐渐转化为理想塑性。当围压增大到某一数值时，岩石变形出现明显的屈服平台，呈现塑性流动，即岩石峰后表现为理想塑性，此时对应的围压称为转化围压。当围压低于转化围压时，岩石轴向应力–轴向应变曲线上有一峰值点(峰值强度)；当围压继续增大，高于转化围压时，岩石轴向应力–轴向应变曲线上不再出现峰值点，轴向应力–轴向应变关系呈单调增加趋势，岩石表现为应变硬化特性。本文完整粗晶大理岩块A的转化围压近似为30MPa，脆–延性转化点发生在：转化围压与单轴抗压强度的比值(ω=σ3/σ0)为0.41，临界状态应力比(λ=σ3/σ1)为0.19。围压为20MPa时，与21#岩样相比，5#岩样由于屈服应力之后宏观裂纹的出现致使包裹的塑料薄膜破裂，液压油浸入到试样中，一方面液压油的浸入降低了裂纹面之间的摩擦因数；另一方面由于液压油的浸入，改变了岩石内部的应力状态，很大程度上减小了破裂面的法向应力，从而造成摩擦强度的降低，这样就使得岩石峰后承载能力迅速弱化，岩样残余强度较低。图6为杨圣奇等通过RMT–150B岩石力学伺服试验机所获得的同类型粗晶大理岩块B的轴向应力–轴向应变全程曲线，图中峰后曲线的下降段是卸载的缘故。很显然，与图5岩样的全程曲线相比，同等围压下，粗晶大理岩块B的峰后变形更表现为延性和塑性特征。图6所示的粗晶大理岩块B的转化围压也为30MPa，其脆–延性转化点发生在：转化围压与单轴抗压强度的比值(ω=σ3/σ0)为0.47，临界状态应力比(λ=σ3/σ1)为0.17，这与图5所示粗晶大理岩块A发生的脆–延性转化条件差异不大。不同围压下含30°，45°和60°倾角裂纹的断续预制裂纹岩样的轴向应力–轴向应变全程曲线分别如图7(a)，(b)和(c)所示，曲线附近的数字为围压值。由图可见，随着围压的增加，岩石的屈服应力、峰值强度以及残余强度均逐渐增大。峰后也从应变软化逐渐向理想塑性转化，当围压达到转化围压30MPa时，岩样出现屈服平台，表现为明显的塑性流动。与图5所示的完整岩样轴向应力–轴向应变全程曲线相比，预制裂纹岩样的变形和强度特性明显不同(详见后文)，且差异性随着围压的不同而变化。低围压(σ3≤10MPa)时，预制裂纹对轴向应力–轴向应变全程曲线的影响较大，如图7(a)中的7#和8#岩样，图7(b)中的12#岩样以及图7(c)中的15#和16#岩样所示；而高围压(σ3>10MPa)时，预制裂纹的轴向应力–轴向应变全程曲线并没有出现较为突然的变化，岩石变形为缓慢连续的增加过程。关于此现象的机制将在后面做出解释。3.2围压环向变形特性粗晶大理岩样在轴向压缩破坏过程中，环向变形从侧面反映了岩石的屈服、弱化和破坏特征。目前对完整岩样的环向变形特性已经有了较多的研究成果，但是对断续预制裂纹岩样的环向变形尤其是峰值应力之后的环向变形研究较少。图8给出了完整粗晶大理岩样轴向压缩破坏过程中(图5)的环向应变全程曲线，这里以侧向膨胀为正值。由图可见，环向变形经历了弹性变形、屈服、弱化和破坏4个阶段。在轴向应力–轴向应变全程曲线屈服应力之前的裂隙压密与弹性变形阶段，岩样的环向应变较小，与峰后的环向变形相比几乎可以忽略不计；在变形局部化和应变软化阶段，岩样的环向应变随轴向应变而迅速增加，这主要是由于岩样屈服应力之后的环向变形比轴向变形能更灵敏地反映材料内部的屈服和弱化过程；但在残余强度阶段，随着轴向应变的增加，岩样环向应变近似成正线性关系增加，这主要是由于残余强度阶段岩样依靠摩擦来承载轴向应力的缘故。由于围压的作用抑制了岩样的侧向膨胀，因而就整体而言，要达到相同的侧向变形，围压较高的岩样需要施加较大的轴向变形。而且对比图中5#岩样(浸油)和21#岩样(无浸油)的环向变形曲线可以看出，在轴向应变4.3×10-3以前，两者的环向变形曲线无明显差异；但在轴向应变4.3×10-3以后，5#岩样浸油的环向应变曲线较陡，这表明此时随着轴向变形增加，环向变形发展较快。但当5#岩样(浸油)进入残余强度阶段后，环向应变随轴向应变增加的趋势与21#岩样大致相同。其中围压为20MPa时21#岩样的环向应变–轴向应变曲线横穿围压为5和10MPa的变形曲线，这主要是由于岩样破裂形式的差异所致。图9详细给出了完整粗晶大理岩在不同围压下的破裂形式。由图可见，完整粗晶大理岩在单轴压缩下主控破裂面表现为单一断面的剪切破坏，但由于粗晶大理岩晶粒尺度较大，较大的晶粒对裂纹扩展方向的影响也较大，因而其破坏面极不平整，裂纹沿曲折路径扩展，局部仍存在明显的劈裂张拉破坏；围压为5和10MPa时，岩样表现为单一断面的剪切破坏，其中围压为5MPa时岩样局部出现劈裂破坏，主控破裂角与水平方向均大致成59°，且主控破裂面较为平整；围压为20MPa时浸油岩样表现为Y型破坏，而无浸油岩样没有明显的宏观破坏面，只是在外表产生大量的滑移迹线，如图中虚线所示；而围压为30MPa(转化围压)时岩样呈鼓状，其主控剪切破裂面也不明显，外表也很难见到明显的滑移迹线。断续预制裂纹粗晶大理岩轴向压缩破坏过程中的环向应变全程曲线如图10所示。由图可见，与完整岩样的环向变形特性一样，断续预制裂纹岩样的环向变形也同样经历了弹性变形、屈服、弱化和破坏4个阶段。断续预制裂纹岩样在轴向压缩破坏过程中所表现出来的环向变形特性与完整岩样差异并不大。在残余强度阶段，随着轴向应变的增加，岩样环向应变均呈正线性关系增加，其中含30°倾角的裂纹岩样在围压为30MPa时环向变形曲线出现图10(a)所示的平缓段A，这是由于岩样在压缩至轴向应变为2.9×10-2时，所对应的环向变形已经达到链式环向位移传感器的最大量程，此时图中所显示的环向变形曲线平缓段A并非岩石材料真实的力学特性。随着围压的增加，断续预制裂纹岩样的环向变形曲线峰后更趋于缓慢渐近的变化过程，这主要是由于围压的存在抑制了岩样的侧向膨胀变形。4变形性能基于前述的完整和断续预制裂纹粗晶大理岩全程曲线，下面进一步探讨围压以及裂纹对粗晶大理岩杨氏模量以及峰值应变的影响规律。4.1无裂纹完整粗晶大理岩围压对媒体参数值的影响完整粗晶大理岩杨氏模量与围压之间的关系如图11所示，这里的杨氏模量包括弹性模量ES(平均模量)和变形模量E50，其中ES是指岩石轴向应力–轴向应变曲线近似直线部分的斜率，E50是指岩石50%轴向应力处与原点连线的斜率。结果表明，岩样单轴压缩下的杨氏模量具有较大的离散性，最大可达10%，但在围压作用下岩样的杨氏模量离散性相对较小，而且随着围压的增加，岩石的弹性模量和变形模量的差异逐渐减小，这主要是由于裂隙在高围压作用下逐渐闭合所致。由图11中的拟合曲线还可以发现，完整粗晶大理岩杨氏模量与围压之间的关系可以采用下式来表征：对于弹性模量而言，a,b和c值分别为-0.002,0.216和45.776，相关系数R=0.888；对于变形模量而言，a,b和c值分别为-0.008,0.216和45.776，相关系数R高达0.967。而且岩样变形模量对围压的敏感程度高于弹性模量，这主要是由于岩样变形模量受压缩初期的非线性变形影响较大的缘故。岩石是一种复杂的工程地质材料，具有明显的非均质性、各向异性和不连续性等特点。本文的完整粗晶大理岩结构均匀致密，在线性阶段进行多次的轴向加卸载，其平均模量(弹性模量)没有明显的变化，因而完整粗晶大理岩的弹性模量表示了材料的变形性质，在一定范围内具有弹性变形特性，与应力状态和加载历史无关。围压增大，岩石应力峰值附近的塑性变形也增大，因而围压与峰值应变之间必然存在某种相关关系。粗晶大理岩的峰值应变与围压的关系如图12所示。图中的峰值轴向应变和峰值环向应变分别是指岩样在达到峰值强度时所对应的轴向应变和环向应变值。由图可见，无裂纹完整粗晶大理岩样峰值应变随着围压的增大而增大，两者显著成正线性关系。对峰值轴向应变ε1c而言，可用ε1c=1.998+0.062σ3表示，相关系数R高达0.998；而对峰值环向应变ε3c而言，可以用ε3c=0.463+.0092σ3表示，相关系数R高达0.987，这里参与回归的数据不包括图中所示的浸油岩样所对应的峰值应变。同等围压下，峰值环向应变的数值显然小于峰值轴向应变，且随着围压的增加，两者之间的差异趋于减小；但峰值环向应变对围压的敏感程度高于峰值轴向应变，两者影响系数相差1.48倍。需要特别指出的是，同等围压下，岩样(5#)浸油后所测得的峰值轴向应变ε1c(2.745×10-3)和峰值环向应变ε3c(1.015×10-3)比无浸油岩样(21#)对应的ε1c(3.195×10-3)和ε3c(2.152×10-3)分别要低14%和53%，因而岩样过屈服应力浸油之后测试的峰值应变偏低，不能表征岩石材料的变形特性。4.2围压对断续预制裂纹岩样杨氏模量的影响表1中列出了不同围压下断续预制裂纹粗晶大理岩的变形参数，各参数物理意义与前述等同。由表中数据不难看出，断续预制裂纹岩样的杨氏模量以及峰值应变和围压之间的关系较为复杂，且随裂纹倾角而变化。与完整岩样不同的是，断续预制裂纹岩样的杨氏模量并不再随围压而呈增加趋势，而表现出非线性复杂的变化关系，譬如裂纹倾角α为30°时，随着围压的增大，岩样的杨氏模量经历了一个先增大而后减小的非线性变化关系；而裂纹倾角α为45°的岩样杨氏模量却出现了先减小后增大的非线性变化关系。随着围压的增加，断续预制裂纹岩样的弹性模量和变形模量的差异逐渐减小，这主要是由于裂隙在高围压作用下逐渐闭合所致。同等围压下，断续预制裂纹岩样的弹性模量以及变形模量的最大值仍小于完整岩样的最小值，这主要是由于岩石材料具有明显的非均质性，预制裂纹的存在使得岩石内部的滑移界面增加，因而轴向压缩过程中的滑移量也将增大，从而使得杨氏模量降低。图13给出了断续预制裂纹粗晶大理岩峰值应变与围压之间的关系。很显然，断续预制裂纹分布对峰值应变与围压之间的关系曲线有着很大的影响。与图12所示的无裂纹完整岩样不同，尽管整体而言，随着围压的增加，断续预置裂纹岩样峰值应变仍呈增加趋势，但是峰值应变与围压之间不能再用正线性关系来表征，这反映预制裂纹对岩样峰值应变影响较大。然而峰值环向应变对围压的敏感程度仍然高于峰值轴向应变。5内摩擦因数和内摩擦角Coulomb准则是岩土工程中应用最广泛的强度理论之一。Coulomb准则，即黏聚力c和内摩擦因数µ=tanϕ(ϕ为内摩擦角)可用来解释岩石的强度特征。该准则在以最大轴向应力σs，σ3表示时，可写成σs=M+Nσ3，简记为Q(M,N)，表征一个给定岩样能够承载的最大轴向应力σs与围压σ3成线性关系，分别为式中：M和N均为强度准则参数。5.1粗晶大理岩块的强度参数图14是完整粗晶大理岩的最大轴向应力σs与围压的关系，表2列出了不同处理方式所得峰值强度参数。很显然，利用线性关系Q(M,N)来表征峰值强度和围压之间的关系是合适的，其相关系数接近于1.0。由图14可见，对粗晶大理岩块A的所有完整试样(含单轴)进行回归，结果为Q(76.88MPa,2.67)，相关系数R为0.990，由此计算得到的黏聚力为23.52MPa，内摩擦角为27.1°；对粗晶大理岩块B的所有完整试样(含单轴)进行回归，结果为Q(64.59MPa,3.66)，相关系数R=1.000，由此计算得到的黏聚力为16.88MPa，内摩擦角为34.8°。由此可见，岩块不同，其强度参数也存在着较大的差异性。为了减小岩块差异对强度参数的影响，利用Coulomb准则对所有粗晶大理岩块A和B的所有试样(含单轴)进行联合回归(如图14中直线所示)，可以得到据此计算得到的黏聚力c=19.15MPa，内摩擦因数µ=0.62，内摩擦角ϕ=arctanµ=31.8°，因而破坏断面倾角，即破裂面的法向与试样轴向的夹角α=60.9°，与岩样实际破裂角59°(σ3≤10MPa)大致相当。从表2中所列数据也不难看出，粗晶大理岩块A的强度参数M=83.29MPa(无单轴)，高于其单轴压缩强度73.55MPa(平均值)约11.7%；而粗晶大理岩块B的强度参数M=65.27MPa(无单轴)，高于其单轴压缩强度62.66MPa(平均值)约4%。这表明，岩样单轴压缩完全剪切破坏所对应的强度高于岩样实际单轴压缩破坏的强度。参数N表示围压对轴向承载能力的影响，若将岩样单轴压缩强度参与回归分析，则由于岩样实际单轴压缩强度比Coulomb准则中强度参数M偏低，回归直线会更靠近单轴压缩强度，M将减小，N将增大，从而夸大围压的作用。完整粗晶大理岩的峰值强度及残余强度和围压的关系如图15所示。显然，残余强度对围压的敏感程度高于峰值强度。岩样进入残余强度阶段，低围压时岩样已形成贯穿的宏观断裂，而高围压时岩样无明显宏观破坏面，依靠晶粒间的摩擦来承载，试样内基本上均表现为两部分的摩擦作用，此时黏聚力c较低。由残余强度计算得到的黏聚力c=2.37MPa，内摩擦角ϕ=41.9°。由此可知，由残余强度计算得到的黏聚力c显著低于由峰值强度计算得到的数值23.52MPa，由此求得的内摩擦角ϕ高于由峰值强度计算得到的数值27.1°约35.3%。图中两条直线形成一个交点，交点的峰值强度和残余强度对应相等，即在交点处岩石呈理想塑性状态，因此这个交点实质上就是粗晶大理岩的脆–延性转化点，对应的围压即为转化围压。低于此围压的轴向应力–轴向应变关系出现应变软化现象，高于此围压的轴向应力–轴向应变关系出现硬化现象。据此可以确定粗晶大理岩的转化围压约为30MPa。另外从图中还可看出，岩样浸油后峰值强度与无浸油岩样差异很小，两者仅相差0.9MPa；但岩样浸油后的残余强度仅为29.1MPa(以最大主应力计算)，比无浸油岩样的残余强度115MPa要低85.9MPa，这主要是由于岩样进入应变软化阶段后，Y型宏观裂纹面的形成致使液压油逐渐直至完全浸入其中，使得试样承载断面迅速弱化的缘故。5.2断续预制裂纹粗晶大理岩的聚合反应断续预制裂纹粗晶大理岩的最大轴向应力σs与围压的关系如图16所示，表3中列出了不同倾角裂纹岩样的峰值强度参数。表中也给出了无裂纹完整岩样进行联合回归所得到的峰值强度参数，以与断续预制裂纹岩样进行对比分析。由表3和图16可以看出裂纹倾角对粗晶大理岩峰值强度参数的影响规律。与完整岩样相比，断续预制裂纹岩样单轴压缩强度参数是否参与强度回归分析，对其峰值强度参数结果影响较大，其黏聚力的影响最大可达56%(α=60°)，内摩擦角的影响最大可达20%(α=60°)。这主要是由于低围压(σ3≤10MPa)时，预制裂纹显著降低了岩样的峰值强度；但在高围压(σ3>10MPa)时，预制裂纹对岩样的峰值强度影响甚微。利用线性关系Q(M,N)可以很好地表征断续预制裂纹粗晶大理岩峰值强度和围压之间的关系。对粗晶大理岩的所有完整试样(无单轴)进行联合回归，结果为Q(71.90MPa,3.08)，相关系数R=0.975，由此计算得到的黏聚力为20.48MPa，内摩擦角为30.7°；对α=30°的断续预制裂纹岩样(无单轴)进行回归，结果为Q(49.67MPa,3.43)，相关系数R=0.995，由此计算得到的黏聚力为13.41MPa，内摩擦角为33.3°；对α=45°的断续预制裂纹岩样(无单轴)进行回归，结果为Q(58.30MPa,3.21)，相关系数R=1.000，由此计算得到的黏聚力为16.27MPa，内摩擦角为31.7°；而对α=60°的断续预制裂纹岩样(无单轴)进行回归，结果为Q(61.0MPa,3.18)，相关系数R=1.000，由此计算得到的黏聚力为17.10MPa，内摩擦角为31.4°。由此可见，断续预制裂纹岩样峰值强度对围压的敏感程度高于完整岩样，断续预制裂纹的存在使得岩样峰值强度参数M将减小，N将增大，由此得到的黏聚力c将减小，而内摩擦角ϕ将增大；而且在单轴抗压强度不参与回归的情况下，随着裂纹倾角α的增大，岩样峰值强度参数M将增大，N将减小，由此得到的黏聚力c将增大，而内摩擦角ϕ将减小。表4和图17分别给出了断续预制裂纹粗晶大理岩的残余强度参数和残余强度分析。由此可见，裂纹对岩样的残余强度影响不大。除单轴压缩下的残余强度偏低外，其他围压下的残余强度数值均在以Coulomb准则对不包括单轴的所有试样进行联合回归后得到的残余强度线附近。断续预制裂纹岩样残余强度对围压的敏感性也高于峰值强度，由此计算得到的黏聚力c显著低于由峰值强度计算得到的数值，而求得的内摩擦角ϕ高于由峰值强度计算得到的数值。预制裂纹对岩样残余强度参数影响不是很大，这表明依靠裂隙之间的摩擦来承载的轴向应力与预制裂纹分布关系不大。6反复拉拔时断续预制裂纹岩样强度和胶质材料强度的变化规律基于前述的定量分析可知，断续预制裂纹显著影响粗晶大理岩的变形和强度参数，这里对裂纹影响岩样变形和强度特性的机制进行讨论。图18给出了单轴压缩和围压为10MPa时裂纹倾角对粗晶大理岩样轴向承载能力的影响曲线，为了参考，图中也分别给出了对应围压的无裂纹完整岩样全程曲线。图19给出了单轴压缩和围压为10MPa时裂纹倾角对粗晶大理岩破裂形式的影响规律。由图18(a)和图19(a)可见，单轴压缩时，α=30°的岩样峰值应力附近出现一小段明显的屈服平台，这主要是由于当试样达到峰值强度的70%左右，2条预制裂纹沿裂纹内部顶端出现翼裂纹(图19(a))，并沿着最大主应力σ1方向往上、下生长，而粗晶大理岩晶粒尺度较大，材料组成成分对力的传递速率和自身变形的差异，使得裂纹扩展路线呈曲折发展。岩样在达到峰值强度附近时，预制裂纹的滑移以及主生翼裂纹扩展导致岩石内部出现不均匀应力场逐渐调整的过程，其宏观表现即为峰值应力处出现塑性流动。α=45°的岩样，2条预制裂纹沿内部顶端之间出现剪切贯通模式(图19(a))，整个岩样上下两端完全脱开，岩样在达到峰值强度17.2MPa之后的轴向承载能力迅速跌落至0，完全不能承载。而与α=45°不同的是，α=60°的岩样在预制裂纹出现剪切贯通模式(图19(a))以后，岩样在达到第1次极大值强度18.7MPa之后的承载能力并未降至0，而在3MPa左右(对应的轴向应变为1.34×10-3)，此时岩样处于自锁状态，而后随着轴向变形的增加，裂纹面发生咬合，岩样承载的轴向应力又开始缓慢逐渐上升，不过由于此时岩样内部承载结构已经出现明显损伤，因而再加载时岩样弹性模量(10.54GPa)明显低于第1次加载时的弹性模量20.29GPa，但却可承受较高轴向应力(第2次峰值强度为36.6MPa)。因此单轴压缩时，断续预制裂纹岩样峰值强度以及弹性模量与裂纹倾角密切相关，其最大轴向承载能力取决于2条预制裂纹内部顶端的扩展模式以及晶粒间的摩擦滑移。而由图18(b)和19(b)可见，围压σ3=10MPa时，与完整岩样的峰值强度相比，断续预制裂纹岩样的峰值强度明显偏低，但残余强度相差不大。α=30°的岩样在A处出现了应力跌落，局部放大如图中框所示，这主要是由于预制裂纹(1)，(2)出现少许滑移，而且在预制裂纹(2)的内部顶端出现沿最大主应力方向的拉裂纹，但由于围压的作用，预制裂纹的滑移量较小，在经历了应力分布的调整后，随着轴向变形的增加，岩样承载能力又开始迅速增大。α=45°和α=60°的岩样轴向承载能力分别在B和C处出现了转折，这主要是由于围压为10MPa时，岩样预制裂纹出现闭合，可以通过摩擦来承载很高的轴向应力，但随着轴向变形的增加，在预制裂纹尖端会出现不均匀应力场的分布，B和C处出现的转折即为不均匀应力场调整的过程。从图中明显可看出，在不均匀应力场调整以后，曲线斜率又迅速上升，岩样弹性模量又开始增加，略小于转折前岩样的弹性模量，如α=45°的岩样转折前、后的弹性模量分别为16.07和12.05GPa。图中峰前转折点的出现显著影响岩样的杨氏模量和峰值应变，但是对其强度影响不大，这也是引起图13中断续预制裂纹岩样峰值应变与围压之间成非线性关系的重要因素。而且A,B和C处峰前开始出现转折所对应的应力分别为57.7,41.8和19.2MPa，这表明随着裂纹倾角α的增加，岩样出现转折点的应力水平趋于减小。对完整粗晶大理岩而言，岩样内部各处材料强度处处不等。低围压时，强度低的材料在岩石屈服过程中，首先达到其承载极限而屈服弱化产生塑性变形；强度高的材料在岩石达到应力峰值时，随着轴向承载能力的降低，由于未达到其承载极限而处于卸载状态，岩样内材料的塑性变形没有趋于均匀化，因而随着轴向承载能力的降低，岩样进一步发生的塑性变形将集中在那些已经承担了大部分变形的低强度材料上，从而形成变形的局部化，岩石表现为应变软化特性。而高围压时，随着承载能力的增大，岩样内强度较低的材料首先达到承载极限而屈服弱化，产生塑性变形；随后岩石的承载能力随着变形的增加而增大，要使岩样破坏就必须持续增大轴向应力，从而岩样内部强度较高的材料也会达到其承载极限而屈服破坏产生塑性变形。于是岩样内材料的屈服弱化变形将趋于均匀化，此时岩样产生的塑性变形也将增加，峰值强度附近明显出现屈服平台。而达到转化围压时，整个岩样内的材料都屈服，岩石产生塑性流动，由脆性转化为延性。但是对断续预制裂纹岩样而言，低围压时，由于岩石中矿物晶粒和微缺陷的随机分布，当受到外载作用时，各组成成分本身的变形和对力的传递速率存在差异，从而引起了岩石内部应力场的不均匀分布，岩样在预制裂纹(1)，(2)的内部顶端出现主生拉裂纹，此后随着轴向变形的增加，主生拉裂纹将会近似沿最大主应力方向延伸，在岩样达到应力峰值时，随着轴向承载能力的降低，岩样内其他部位材料将处于卸载状态，塑性变形没有趋于均匀化，岩样进一步发生的塑性变形将集中在预制裂纹的滑移和主生拉裂纹的扩展上，从而形成变形局部化，岩石表现为应变软化特性。而高围压时，图20给出了围压为30MPa时裂纹倾角对粗晶大理岩轴向承载能力的影响，图21给出了其断续预制裂纹岩样的破坏形式的影响。由图可见，岩样破坏以后呈鼓状，其主控破裂面不很明显，但在外表可以清楚看到由于晶粒间的摩擦所产生的滑移迹线，预制裂纹(1)，(2)的内部顶端在α=30°时张拉裂纹不很明显，但在预制裂纹尖端附近可见到少量翼裂纹扩展；在α=45°时出现了剪裂纹，但并没有贯通；而在α=60°时滑移迹线直接穿透预制裂纹扩展。由于预制裂纹在静水压力30MPa时就已经闭合，因而在轴向压缩加载时断续预制裂纹岩样的弹性模量差异不大，最大在2GPa左右。岩样在进入塑性流动