單軸壓縮試驗(yàn)端面摩擦效應(yīng)及損傷演化規(guī)律研究

李單林，劉廣建，賈瑞鋒，薛 飛，王康宇

( 紹興文理學(xué)院 土木工程學(xué)院 浙江省巖石力學(xué)與地質(zhì)災(zāi)害重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 紹興 312000 )

巖石是天然形成的具有不連續(xù)性、非均質(zhì)性和各向異性的材料，其內(nèi)部分布著大量的微結(jié)構(gòu)面。在巖石單軸動態(tài)壓縮試驗(yàn)中，試件與試驗(yàn)設(shè)備之間會存在摩擦約束作用。由于這種端面摩擦的存在，加載板會對試樣端面附近產(chǎn)生類似圍壓的效果，導(dǎo)致測得的抗壓強(qiáng)度與真實(shí)抗壓強(qiáng)度有所差異。許多學(xué)者開展了端面摩擦對巖石力學(xué)特性影響方面的研究。在端面摩擦對巖石尺寸效應(yīng)與形狀效應(yīng)的影響規(guī)律方面，倪紅梅[1]等認(rèn)為巖石強(qiáng)度的長度效應(yīng)是由于巖樣端面摩擦效應(yīng)所致，而并非來源于材料本身的非均質(zhì)性；楊圣奇[2]發(fā)現(xiàn)在端面摩擦作用下，尺寸大小會影響巖樣的強(qiáng)度峰后階段的變形破壞特性，大尺寸巖樣更易發(fā)生脆性破壞；劉廣建[3]通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)端面條件對試樣損傷的影響大于試樣的尺寸；尤明慶[4]通過三軸試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)花崗巖試樣尺度較小時端面摩擦可通過晶粒傳遞而引起高圍壓下強(qiáng)度的極端離散；宋良[5]等基于損傷力學(xué)建立考慮端面摩擦效應(yīng)的煤樣單軸壓縮尺寸本構(gòu)模型，發(fā)現(xiàn)煤樣抗壓強(qiáng)度隨高寬比的增加明顯減小；孫超[6]等通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)無端面摩擦?xí)r尺寸效應(yīng)消失，摩擦因數(shù)大于0.5時試樣強(qiáng)度基本保持穩(wěn)定，摩擦因數(shù)越大越易發(fā)生剪扭破壞；PENG J[7]等發(fā)現(xiàn)端面摩擦下，隨著寬高比的逐漸增大，模型中的應(yīng)力分布與微裂紋擴(kuò)展更均勻，增加了宏觀斷裂的可能性，導(dǎo)致巖石強(qiáng)度降低。根據(jù)以上研究可知，端面摩擦是試樣壓縮過程中存在尺寸效應(yīng)與形狀效應(yīng)的原因。

在端面摩擦的作用機(jī)理方面，周國林[8]等基于考慮巖石非均勻性及破壞局部化的強(qiáng)度準(zhǔn)則，發(fā)現(xiàn)端面摩擦效應(yīng)會導(dǎo)致試樣變形破壞局部化；康政[9]等通過研究不同端面摩擦下立方體與圓柱體試樣的單軸抗壓試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)端面摩擦約束了試樣端面附近橫向膨脹導(dǎo)致形狀效應(yīng)的產(chǎn)生；郭保華[10]運(yùn)用FLAC3D模擬發(fā)現(xiàn)端面高應(yīng)力區(qū)的位置隨端面摩擦增加由中心位置向端面周邊轉(zhuǎn)化；金瀏[11]等發(fā)現(xiàn)端面摩擦約束效應(yīng)改變了混凝土的單軸受力狀態(tài)及損傷分布，導(dǎo)致混凝土單軸抗壓強(qiáng)度提高；XU Y[12]等認(rèn)為真三軸試驗(yàn)中端面摩擦?xí)穰?效應(yīng)，巖石強(qiáng)度的任何增強(qiáng)都可以歸因于端面效應(yīng)；WANG H[13]等指出由于端面摩擦作用真三軸卸載試驗(yàn)產(chǎn)生了防止巖石樣本從加載板上滑動所需的附加剪應(yīng)力，這種附加剪切應(yīng)力對裂縫的幾何形狀有很大的影響；ZHANG S[14]等認(rèn)為端面效應(yīng)可以在3個方向上提供實(shí)質(zhì)性的約束，當(dāng)微裂紋開始發(fā)展時，會抑制新的裂紋萌生和擴(kuò)展，從而提高峰值強(qiáng)度。根據(jù)以上研究可知，端面摩擦?xí)s束試樣的變形破壞形式以及應(yīng)力分布形式。

在端面摩擦對巖石破壞形式的影響方面，許 江[15]等發(fā)現(xiàn)端面摩擦對巖石破裂過程中的聲發(fā)射特征影響顯著，端面摩擦對脆性巖石的作用尤為明顯；劉繼國、王學(xué)濱、麥戈[16-18]等通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)單軸壓縮過程中，端面摩擦因數(shù)越大，對試樣端面處的側(cè)向約束越強(qiáng)，使試樣呈現(xiàn)出X形的破壞形態(tài)；CHEN J[19]等發(fā)現(xiàn)由于端面摩擦引起的應(yīng)力和應(yīng)變場強(qiáng)烈的非均勻性極大地影響了試樣的破壞模式，端面效應(yīng)會顯著增加巖石的強(qiáng)度。根據(jù)以上研究可知，端面摩擦?xí)饓嚎s過程試樣破壞形式的改變。

上述研究集中在端面摩擦與尺寸效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)制的關(guān)系、端面摩擦的作用機(jī)理與對巖石破壞形式的影響等方面。單軸壓縮試驗(yàn)時，端面摩擦效應(yīng)對試樣變形破壞的影響會因試樣的性質(zhì)與尺寸不同而產(chǎn)生變化，因此本文開展了對不同端面摩擦下不同巖性巖石的損傷演化規(guī)律及尺寸效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)理的研究，并從應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系、宏細(xì)觀破壞規(guī)律、應(yīng)力分布規(guī)律等方面進(jìn)行了系統(tǒng)的分析。

1 單軸壓縮數(shù)值模擬試驗(yàn)

1.1 模型建立

本文運(yùn)用基于塊體離散元法的數(shù)值模擬軟件UDEC，模擬單軸壓縮試驗(yàn)過程中端面摩擦對不同巖性巖石單軸抗壓強(qiáng)度以及損傷演化規(guī)律的影響機(jī)制。首先，建立50 mm×100 mm的試樣模型，采用UDEC-Trigon模型將試樣塊體劃分成若干個離散的三角形塊體，如圖1所示。將塊體設(shè)置為各向同性的彈性模型，節(jié)理面設(shè)置為庫侖滑移模型。通過上下加載板對試樣進(jìn)行固定和加載，加載板的力學(xué)參數(shù)設(shè)置為鋼板的參數(shù)。將下加載板x方向和y方向的速度設(shè)為0，使下加載板固定；將上加載板x方向速度設(shè)置為0，限制上加載板水平方向的位移，y方向速度設(shè)置為0.05 m/s，時間步長為3×10-7s/步，計算加載速率相當(dāng)于1.5×10-8s/步。

圖1 UDEC試樣模型及監(jiān)測點(diǎn)布設(shè) Fig. 1 UDEC sample model and layout of monitoring points

通過改變上下加載板與試樣接觸處的摩擦因數(shù)，研究端面摩擦效應(yīng)對試樣強(qiáng)度的影響。根據(jù)上下加載板與試樣的接觸屬性選取不同的內(nèi)摩擦角，并根據(jù)公式μ=tanφ求得相應(yīng)的摩擦因數(shù)，分別選取7種摩擦因數(shù)，即μ=0，0.1，0.2，0.3，0.4，0.5，1.0，進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。在下加載板與試樣接觸的位置設(shè)置9個監(jiān)測點(diǎn)，每個監(jiān)測點(diǎn)之間距離為5 mm，用于應(yīng)力監(jiān)測。

1.2 力學(xué)參數(shù)選取

本試驗(yàn)以煤、泥巖、砂巖為研究對象，通過采用試件尺寸為50 mm×100 mm單軸壓縮試驗(yàn)和試件直徑為50 mm的巴西劈裂試驗(yàn)進(jìn)行節(jié)理細(xì)觀力學(xué)參數(shù)校正。

根據(jù)巖石材料的彈性模量和泊松比計算出巖石塊體的體積模量和剪切模量。塊體體積模量和剪切模量的計算公式為

式中，K為體積模量；E為彈性模量；ν為泊松比；G為剪切模量。

節(jié)理法向和切向剛度的力學(xué)計算應(yīng)小于10倍節(jié)理毗鄰單元的等效剛度。節(jié)理的法向剛度kn和切向剛度ks的計算公式為

式中，ΔZmin為毗鄰節(jié)理單元在法線方向的最小寬度，根據(jù)命令GEN edgeV中定義的三角形單元最大邊長V值選??；ks/kn的取值用泊松比來校準(zhǔn)。

通過以上方法對煤、泥巖、砂巖試樣進(jìn)行校正，并利用單軸壓縮試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行耦合，如圖2所示，UDEC數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)結(jié)果耦合性較強(qiáng)，說明利用以上方法獲得塊體與節(jié)理力學(xué)參數(shù)是可行的。

圖2 單軸壓縮試驗(yàn)( UDEC與實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)對比 ) Fig. 2 Uniaxial compression test( comparison of UDEC and laboratory tests )

計算整理得到模型的塊體和節(jié)理力學(xué)參數(shù)見表1，2[20-21]。

表1 塊體力學(xué)參數(shù) Table 1 Mechanical parameters of block

表2 節(jié)理力學(xué)參數(shù) Table 2 Mechanical parameters of joints

2 結(jié)果分析

2.1 不同巖性試樣的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律及變形破壞特征

單軸壓縮試驗(yàn)中，由于試樣端面與加載板存在一定的摩擦，會引起試樣抗壓強(qiáng)度的改變。相關(guān)研究表明試樣長徑比大于2.0時，可有效減小試樣受端面摩擦引起的尺寸效應(yīng)的影響[5-6]。因此，為研究不同巖性試樣的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律，采用尺寸為50 mm×100 mm的試樣，繪制50 mm×100 mm的煤、泥巖、砂巖試樣在不同端面摩擦作用下應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線，如圖3所示。其中，由圖3( a )，( b )可見，煤和泥巖在不同端面摩擦作用下呈現(xiàn)出較相似的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律。在彈性變形階段，隨著端面摩擦因數(shù)的增加，試樣的彈性模量沒有明顯變化，峰值強(qiáng)度有一定的下降；峰后階段，峰后強(qiáng)度下降速度變緩，煤和泥巖均表現(xiàn)出從應(yīng)變硬化向塑性變形轉(zhuǎn)化的特點(diǎn)。由圖3( c )可見，隨著端面摩擦因數(shù)的增加，砂巖破壞規(guī)律呈現(xiàn)由彈脆性破壞向塑性破壞轉(zhuǎn)化的特點(diǎn)，達(dá)到峰值所需的應(yīng)變逐漸增加，峰值強(qiáng)度有明顯的提高，峰值強(qiáng)度與殘余強(qiáng)度之間的差距逐漸減小，說明在端面摩擦的作用下，砂巖由應(yīng)變軟化向應(yīng)變硬化轉(zhuǎn)化。

圖3 不同端面摩擦因數(shù)下試樣應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系曲線 Fig. 3 Stress strain curves of specimens with different end friction coefficients

單軸壓縮試驗(yàn)過程中試樣的強(qiáng)度與其變形破壞形式有很大關(guān)系。因此，分別選取端面摩擦因數(shù)μ=0和μ=1時煤和砂巖試樣的破壞云圖，分別代表無端面摩擦和高端面摩擦?xí)r的狀態(tài)，從宏觀角度對2組試樣在端面摩擦作用下的破壞形式進(jìn)行分析。如圖4所示，煤試樣在無端面摩擦?xí)r，裂縫沿試樣兩端斜向貫通形成明顯的X狀剪切帶，試樣側(cè)向變形較均勻；在高端面摩擦下，端面對試樣形成明顯的約束作用，試樣端面附近的破壞減少，試樣變形集中在試樣中部和兩側(cè)，體積擴(kuò)容現(xiàn)象增加。砂巖試樣在無端面摩擦?xí)r，試樣在軸向力的作用下，沿加載板端面產(chǎn)生均勻的側(cè)向變形，呈現(xiàn)出明顯的劈裂破壞特征；在高端面摩擦下，拉伸裂縫的擴(kuò)展被限制，試樣的破裂特征由整體劈裂破壞向剪切和劈裂破壞組合轉(zhuǎn)變。

圖4 有無端面摩擦下煤與砂巖試樣動態(tài)破裂云圖 Fig. 4 Dynamic fracture nephogram of coal and sandstone samples with or without end friction

2.2 不同巖性試樣的裂縫擴(kuò)展規(guī)律

單軸壓縮試驗(yàn)中試樣的損傷演化規(guī)律與裂縫擴(kuò)展之間存在一定的耦合關(guān)系[22]。因此，通過利用Fish語言監(jiān)測剪切裂縫和拉伸裂縫，對多因素影響下試樣的損傷演化規(guī)律進(jìn)行研究，并以軸向應(yīng)變?yōu)闄M坐標(biāo)繪制軸向應(yīng)力與剪切裂縫、拉伸裂縫演化規(guī)律的關(guān)系圖，如圖5所示。彈性變形階段，以剪切裂縫的萌生擴(kuò)展為主，剪切裂縫數(shù)量達(dá)到峰值后迅速下降，隨后拉伸裂縫大量出現(xiàn)，裂縫的萌生擴(kuò)展與應(yīng)力波動存在對應(yīng)關(guān)系，反映了試樣達(dá)到承載極限時通過裂縫擴(kuò)展的方式卸壓。根據(jù)實(shí)時監(jiān)測裂縫變化的情況，可發(fā)現(xiàn)部分出現(xiàn)過剪切裂縫的位置有拉伸裂縫的萌生，說明單軸壓縮過程中試樣呈現(xiàn)剪切破壞向拉伸破壞轉(zhuǎn)化的特點(diǎn)。

圖5 無端面摩擦?xí)r砂巖試樣中分段剪切和拉伸 裂縫的演化規(guī)律 Fig. 5 Evolution law of segmented shear and tensile fractures in sandstone samples without end friction

為了探究累計裂縫與應(yīng)力應(yīng)變的關(guān)系，分別累加剪切裂縫和拉伸裂縫的數(shù)目，并以累計剪切裂縫與拉伸裂縫之和作為累計損傷，如圖6所示。根據(jù)累計損傷曲線，可以確定其與應(yīng)力應(yīng)變曲線相對應(yīng)的起裂點(diǎn)、損傷點(diǎn)、峰值點(diǎn)，從而得出起裂應(yīng)力 ciσ、損傷應(yīng)力 cdσ、峰值應(yīng)力 cσ與累計損傷的關(guān)系。以裂縫首次出現(xiàn)的點(diǎn)作為起裂點(diǎn)( 黃點(diǎn) )，以累計損傷曲線上斜率最大的點(diǎn)作為損傷點(diǎn)( 橙點(diǎn) )，以峰值應(yīng)力點(diǎn)作為峰值點(diǎn)( 紫點(diǎn) )。起裂點(diǎn)標(biāo)志著試樣內(nèi)部裂縫開始萌生，損傷點(diǎn)代表試樣內(nèi)部裂縫數(shù)量增長速度最快的時刻，峰值點(diǎn)意味著試樣內(nèi)部裂縫積累到一定程度時卸壓，累計剪切裂縫曲線斜率減小，逐漸趨于平緩，累計拉伸裂縫曲線呈線性增長至殘余應(yīng)力后增速減緩，說明峰值以后試樣的破壞由剪切破壞向拉伸破壞轉(zhuǎn)變，此試樣整體呈拉-剪共同破壞。

圖6 無端面摩擦?xí)r砂巖試樣中累計剪切、拉伸裂縫 和累計損傷的演化規(guī)律 Fig. 6 Evolution of cumulative shear，tensile cracks and cumulative damage in sandstone samples without end friction

根據(jù)不同端面摩擦因數(shù)下3種巖性試樣的累計損傷曲線與應(yīng)力應(yīng)變曲線繪制3種巖性試樣的起裂應(yīng)力、損傷應(yīng)力、峰值應(yīng)力與端面摩擦因數(shù)的關(guān)系圖，如圖7所示。隨端面摩擦因數(shù)增加，煤和泥巖試樣的起裂應(yīng)力、損傷應(yīng)力、峰值應(yīng)力略有降低，說明端面摩擦對煤和泥巖試樣的起裂應(yīng)力、損傷應(yīng)力、峰值應(yīng)力的影響程度均較弱。對于砂巖試樣，端面摩擦對砂巖試樣的起裂應(yīng)力影響較?。浑S端面摩擦因數(shù)增加，砂巖試樣的損傷應(yīng)力呈減小趨勢，說明端面摩擦?xí)乖嚇犹崆斑_(dá)到損傷點(diǎn)；砂巖試樣的峰值應(yīng)力明顯增加。

圖7 不同端面摩擦因數(shù)下不同巖性試樣應(yīng)力 指標(biāo)點(diǎn)變化規(guī)律 Fig. 7 Variation law of stress index points of different lithology samples under different end friction coefficient

煤和泥巖試樣在端面摩擦因數(shù)μ≥0.2時，以及砂巖試樣在端面摩擦因數(shù)μ≥0.5時，峰值應(yīng)力基本保持不變。說明端面摩擦的影響存在閾值，一定程度上端面摩擦?xí)岣咴嚇拥目箟簭?qiáng)度，超過一定范圍后則影響不再變化，其中煤和泥巖試樣的端面摩擦因數(shù)閾值為0.2，砂巖為0.5。

為了探究端面摩擦與試樣裂縫萌生擴(kuò)展規(guī)律的關(guān)系，利用Fish語言定位起裂應(yīng)力、損傷應(yīng)力、峰值應(yīng)力、殘余應(yīng)力出現(xiàn)的時刻，選取砂巖試樣在端面摩擦因數(shù)為μ＝0和μ＝1時，4種應(yīng)力狀態(tài)下的剪切裂縫與拉伸裂縫圖，代表端面無摩擦與高摩擦狀態(tài)下裂縫的擴(kuò)展規(guī)律，如圖8所示。無端面摩擦狀態(tài)下，起裂階段剪切裂縫處于萌生擴(kuò)展的臨界狀態(tài)，損傷階段剪切裂縫迅速擴(kuò)展，拉伸裂縫開始萌生，峰值階段剪切裂縫明顯多于拉伸裂縫，說明峰值階段之前以剪切破壞為主，而殘余應(yīng)力階段，剪切裂縫減少，拉伸裂縫增加，試樣內(nèi)部裂縫貫通，宏觀呈劈裂破壞。高端面摩擦狀態(tài)下，同樣以剪切裂縫出現(xiàn)標(biāo)志進(jìn)入起裂階段，且起裂位置與無端面摩擦?xí)r相近，說明試樣起裂主要受節(jié)理控制，與端面摩擦關(guān)系較?。粨p傷階段，剪切裂縫增加，拉伸裂 縫萌生，剪切裂縫在端面附近呈三角形空白區(qū)，說明損傷階段端面附近剪切裂縫受到抑制；峰值階段，剪切裂縫集中在試樣軸向中部位置，端面附 近與兩側(cè)較少，拉伸裂縫集中在試樣軸向兩側(cè)，拉伸裂縫在端面附近呈三角形空白區(qū)，說明峰值階 段端面摩擦抑制了剪切裂縫與拉伸裂縫的擴(kuò)展；峰后階段，剪切裂縫減少，拉伸裂縫增加，端面位置 拉伸裂縫較少，整體裂縫貫通。對比有無端面摩 擦?xí)r的狀態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，由于端面摩擦的存在，剪切裂縫與拉伸裂縫由沿節(jié)理較均勻地萌生擴(kuò)展，朝 剪切裂縫向試樣軸向中部集中、拉伸裂縫向試樣軸向兩側(cè)集中的現(xiàn)象轉(zhuǎn)變，裂縫擴(kuò)展的范圍受到明 顯地限制，在端面附近形成“三角形抑制區(qū)”，解釋了隨著端面摩擦因數(shù)的增加，試樣強(qiáng)度提高的原因。

圖8 砂巖試樣中剪切和拉伸裂縫的演化規(guī)律( 紅色為剪切裂縫，藍(lán)色為拉伸裂縫 ) Fig. 8 Evolution of shear and tensile fractures in sandstone samples( red for shear cracks，blue for tensile cracks )

2.3 不同高寬比試樣的應(yīng)力應(yīng)變及應(yīng)力分布規(guī)律

根據(jù)上述結(jié)果可知，端面摩擦的影響主要集中在端面附近區(qū)域，形成“三角形裂縫抑制區(qū)”，抑制區(qū)的存在會引起周圍應(yīng)力分布的改變且影響范圍有限，因此端面摩擦效應(yīng)對強(qiáng)度的影響與試樣的高寬比存在一定關(guān)系。通過保持寬度不變，改變試樣高度，從應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系與應(yīng)力分布規(guī)律的角度進(jìn)一步研究端面摩擦效應(yīng)。在砂巖50 mm×100 mm試樣的基礎(chǔ)上，改變高度，采用50 mm×50 mm，50 mm×150 mm兩種尺寸，與7種端面摩擦因數(shù)組合形成14種情況，繪制應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線，如圖9所示。在端面摩擦的作用下，50 mm×50 mm砂巖試樣塑性變形階段明顯延長，峰值應(yīng)力極大提高，50 mm×150 mm砂巖試樣在各個階段的應(yīng)力狀態(tài)都沒有明顯的差異。

圖9 不同端面摩擦因數(shù)下不同高寬比砂巖試樣 應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系曲線 Fig. 9 Stress strain curves of sandstone samples with different aspect ratios under different end friction coefficients

選取3種不同高寬比試樣在端面摩擦因數(shù)為μ=0，0.1，0.3，1.0時峰值時刻的軸向應(yīng)力云圖，分別代表在端面無摩擦、低摩擦、中摩擦、高摩擦狀態(tài)下的峰值軸向應(yīng)力變化狀況，如圖10所示。其中50 mm×50 mm試樣隨著端面摩擦的增加，應(yīng)力由均布狀態(tài)向試樣中部集中，端面摩擦越大，集中力越高，且由于試樣高寬比較小，端面摩擦使試樣軸向變形與側(cè)向變形都受到了極大的限制，在試樣軸向中部形成了局部應(yīng)力集中帶，產(chǎn)生了類似圍壓的作用效果。50 mm×100 mm試樣隨著端面摩擦的增加，應(yīng)力由均布向試樣中心位置集中，集中力明顯增大，形成局部應(yīng)力集中帶。50 mm×150 mm試樣在4種端面摩擦因數(shù)下，無明顯區(qū)別，試樣整體應(yīng)力水平相近。以上情況說明，端面摩擦對應(yīng)力分布的影響主要在端面附近存在，限制了壓縮過程中試樣端面附近的軸向與側(cè)向變形。當(dāng)試樣高寬比較小時，端面摩擦?xí)乖嚇觾啥藰?gòu)成的應(yīng)力集中帶交叉貫通，產(chǎn)生類似圍壓的作用，導(dǎo)致試樣強(qiáng)度明顯提高；當(dāng)試樣高寬比較大時，端面摩擦引起的應(yīng)力集中帶的區(qū)域在整個試樣中的占比減小，試樣在遠(yuǎn)離端面的位置產(chǎn)生破壞，因此端面摩擦對高寬比較大的試樣的影響較小，驗(yàn)證了前人認(rèn)為試樣高寬比大于2.0～2.5即可規(guī)避端面摩擦影響的觀點(diǎn)。

圖10 不同寬高比砂巖試樣在不同端面摩擦下軸向應(yīng)力云圖 Fig. 10 Axial stress nephogram of sandstone samples with different aspect ratios under different end friction

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

通過室內(nèi)試驗(yàn)，在部分試樣端面涂抹凡士林進(jìn)行減摩處理，驗(yàn)證低摩擦和常規(guī)摩擦下試樣的強(qiáng)度與破壞規(guī)律，與數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果對比。借助萬能材料試驗(yàn)機(jī)，對進(jìn)行與未進(jìn)行減摩處理的50 mm× 100 mm煤試樣、50 mm×100 mm砂巖試樣、50 mm×50 mm砂巖試樣分別進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，結(jié)果如圖11所示。低摩擦下50 mm×100 mm煤樣較常規(guī)摩擦下的強(qiáng)度略高，低摩擦下50 mm×100 mm砂巖試樣強(qiáng)度明顯低于常規(guī)摩擦下的強(qiáng)度，低摩擦下50 mm× 50 mm砂巖試樣強(qiáng)度明顯低于常規(guī)摩擦下的強(qiáng)度，且強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于50 mm×100 mm的砂巖試樣。從試驗(yàn)結(jié)果可知，不同端面摩擦下試樣強(qiáng)度的高低取決于試樣的破壞形式。其中煤的主要破壞形式為剪切破壞，砂巖為劈裂破壞，采取減摩措施后，煤破壞形式轉(zhuǎn)化為拉-剪共同破壞或劈裂破壞，砂巖因端面約束處的作用減小，更易發(fā)生劈裂破壞。因此，有端面摩擦?xí)r，煤的強(qiáng)度下降，砂巖強(qiáng)度提高。對比50 mm×50 mm與50 mm×100 mm砂巖試樣的試驗(yàn)結(jié)果可知，端面摩擦效應(yīng)對高寬比較小的試樣強(qiáng)度影響更加顯著。

圖11 室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)試樣應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線 Fig. 11 Stress strain curves of specimen in laboratory uniaxial compression test

4 結(jié) 論

( 1 ) 端面摩擦的約束作用會導(dǎo)致試樣的破壞形式由沿端面劈裂破壞向剪切破壞或拉-剪共同破壞轉(zhuǎn)變，試樣的延性增加。由于試樣巖性的不同，試樣細(xì)觀的抗剪與抗拉能力有所差異，因此在有無端面摩擦作用時會表現(xiàn)出不同的破壞形式。端面摩擦使煤與泥巖由拉-剪共同破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)變，砂巖由劈裂破壞向拉-剪共同破壞轉(zhuǎn)變。

( 2 ) 隨著端面摩擦因數(shù)的增加，巖石試件的力學(xué)特性與變形破壞形式會發(fā)生明顯改變，但是當(dāng)端面摩擦因數(shù)超過一定的數(shù)值時，巖石試件的變化會趨于穩(wěn)定，因此端面摩擦因數(shù)存在一定的閾值，其中50 mm×100 mm的試樣，煤、泥巖、砂巖的閾值分別為0.2，0.2，0.5。對于不同巖性和不同高寬比的試樣，閾值會呈現(xiàn)一定的變化規(guī)律，試樣的巖性越強(qiáng)，高寬比越小時，閾值則越大。

( 3 ) 在單軸壓縮過程中，由于端面摩擦的作用，試樣端面附近會形成“裂縫三角形抑制區(qū)”，受抑制區(qū)域能承載的應(yīng)力明顯提高，形成應(yīng)力集中帶，且不易發(fā)生破裂，因此，當(dāng)試樣高寬比減小時，“裂縫三角形抑制區(qū)”覆蓋試樣的比重增加，解釋了端面摩擦對高寬比越小的試樣強(qiáng)度影響越大的原因。

因此，在室內(nèi)試驗(yàn)中，在試樣巖性較強(qiáng)或高寬比較小的情況下，要盡量采取減摩措施，以免端面摩擦對試驗(yàn)結(jié)果的影響過大。