MTS試驗(yàn)機(jī)巖石壓縮試驗(yàn)變形測(cè)量數(shù)據(jù)的選取方法研究*

靳一鼎 徐榮超 李日運(yùn) 王四巍 袁廣祥 李洪軍

(①華北水利水電大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，鄭州 450046，中國(guó))(②中國(guó)電建集團(tuán)北京勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100024，中國(guó))

0 引 言

巖石試驗(yàn)是巖石力學(xué)的基礎(chǔ)，是研究巖石力學(xué)與工程的重要手段之一(楊更社等，2001)。為了解巖石的基本力學(xué)性質(zhì)、獲取其力學(xué)參數(shù)，首先應(yīng)當(dāng)對(duì)巖石進(jìn)行力學(xué)強(qiáng)度試驗(yàn)。其中，巖石的抗壓強(qiáng)度是巖體穩(wěn)定性分析的重要力學(xué)參數(shù)，單軸和三軸壓縮試驗(yàn)是獲取巖石抗壓強(qiáng)度的主要方法，此外通過(guò)分析試驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以獲取其他描述巖石強(qiáng)度及變形特性的參數(shù)，如彈性模量、泊松比、應(yīng)力門(mén)檻值等。國(guó)際巖石力學(xué)和巖石工程學(xué)會(huì)(ISRM)在1979年和1983年對(duì)巖石單軸和三軸壓縮試驗(yàn)提出了詳細(xì)的測(cè)試方法(Bieniawski et al.，1979；Kovari et al.，1983)。隨著自動(dòng)化和電液伺服技術(shù)的成熟和廣泛應(yīng)用，運(yùn)用伺服控制方式進(jìn)行加載和電子計(jì)算機(jī)進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)采集已經(jīng)成為巖石力學(xué)室內(nèi)試驗(yàn)的主要手段(唐海燕等，2004；汪斌等，2010)。目前，MTS815型電液伺服巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)成為國(guó)內(nèi)外各大高校及科研院所巖石力學(xué)室內(nèi)試驗(yàn)使用較多的儀器設(shè)備，主要用于測(cè)試巖樣在不同應(yīng)力條件下的力學(xué)性質(zhì)。該系統(tǒng)具有整體剛度高、測(cè)試精度高、性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，此外還具備加載控制方式多樣化的特點(diǎn)，如采用軸向力、軸向變形、徑向變形等控制方式。侯振坤等(2015)、陳國(guó)慶等(2018)、王傳樂(lè)等(2018)和杜瑞鋒等(2019)均使用MTS815試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行巖石的單軸壓縮、三軸壓縮等各項(xiàng)試驗(yàn)。

在巖石的單軸、三軸壓縮試驗(yàn)中，采用不同加載控制方式得到的巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)不同。根據(jù)曲線的形態(tài)把應(yīng)力-應(yīng)變曲線分為Ⅰ類(lèi)和Ⅱ類(lèi)兩種曲線(Wawersik et al.，1970)(圖1)。通常而言，加載控制方式為軸向應(yīng)變控制時(shí)，得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線在應(yīng)變上是單調(diào)遞增的，即Ⅰ類(lèi)曲線。然而，當(dāng)巖石脆性較高時(shí)，在軸向應(yīng)變加載方式控制下，巖樣易在達(dá)到峰值強(qiáng)度后發(fā)生突然破壞，無(wú)法得到完整峰后曲線。但采用其他加載控制方式(Lockner et al.，1991；Fairhurst et al.，1999)獲得的Ⅱ類(lèi)曲線，試樣不會(huì)出現(xiàn)突然破壞的現(xiàn)象。一些學(xué)者對(duì)此進(jìn)行研究，陳紹杰等(2010)發(fā)現(xiàn)Ⅱ類(lèi)曲線本質(zhì)上是脆性巖石試件在壓縮破壞時(shí)的卸載過(guò)程中得到的，它的產(chǎn)生是有條件的。Wong et al.(2019)對(duì)Ⅱ類(lèi)曲線的發(fā)生機(jī)理及影響因素進(jìn)行了研究，認(rèn)為Ⅱ類(lèi)曲線的形狀取決于峰前階段彈性能與耗散能的比例，及峰后階段塑性變形或新裂紋的萌生和擴(kuò)展所消耗的能量，并提出了將徑向應(yīng)變作為控制變量來(lái)指導(dǎo)軸向荷載的施加以獲得完整的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖1 巖石單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線

采用MTS試驗(yàn)機(jī)完成單軸壓縮試驗(yàn)和三軸壓縮試驗(yàn)后，需要獲取并計(jì)算試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)得到完整的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。為了得到更為準(zhǔn)確的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，采用不同測(cè)量裝置對(duì)試樣在試驗(yàn)中的變形進(jìn)行測(cè)量。目前變形測(cè)量數(shù)據(jù)的獲取有3種途徑：LVDT、引伸計(jì)、壓板位移。不同測(cè)量方法獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)不同，試驗(yàn)研究者通常直接采用引伸計(jì)獲得的變形測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行應(yīng)力-應(yīng)變曲線的繪制、應(yīng)力門(mén)檻值的分析和變形參數(shù)的計(jì)算，如：鐘志彬等(2017)。然而引伸計(jì)獲得的變形數(shù)據(jù)能否代表巖石真實(shí)的變形特性需要開(kāi)展深入分析，目前國(guó)內(nèi)外已有文獻(xiàn)中未見(jiàn)此方面的報(bào)道。

本文采用MTS試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行巖石的單軸和三軸壓縮試驗(yàn)，系統(tǒng)分析壓板位移、LVDT、引伸計(jì)3種軸向變形測(cè)量方法得到的變形數(shù)據(jù)，對(duì)試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)進(jìn)行研究分析。同時(shí)，對(duì)不同測(cè)量方法下試樣的應(yīng)力門(mén)檻值(起裂強(qiáng)度σci、損傷強(qiáng)度σcd)及變形參數(shù)(彈性模量E、泊松比ν)的準(zhǔn)確性和適用性進(jìn)行探討。最后提出對(duì)MTS試驗(yàn)機(jī)巖石壓縮試驗(yàn)變形數(shù)據(jù)選取的建議。

1 試驗(yàn)設(shè)備與試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

本試驗(yàn)采用MTS815.04電液伺服巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行單軸和三軸壓縮試驗(yàn)。MTS試驗(yàn)機(jī)(圖2)可操控的控制方式包括：軸向力控制、軸向位移控制、內(nèi)置力傳感器力控制、軸向引伸計(jì)位移控制、徑向引伸計(jì)位移控制等。

圖2 MTS815三軸試驗(yàn)機(jī)

1.2 變形測(cè)量

MTS試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)巖樣軸向變形測(cè)量采用的裝置是引伸計(jì)(圖3)，引伸計(jì)測(cè)量范圍為50imm，安裝在試樣中部。即在試驗(yàn)過(guò)程中，采集巖樣中部50imm范圍內(nèi)的軸向變形，之后再除以標(biāo)距得到軸向應(yīng)變值。所以，通過(guò)引伸計(jì)測(cè)量得到的軸向應(yīng)變值并不包括標(biāo)距外試樣兩個(gè)端部的變形，嚴(yán)格講只是巖樣中間部分(50imm)的軸向應(yīng)變，而非整個(gè)試件的軸向變形。

圖3 安裝軸向引伸計(jì)的巖石試樣

徑向變形的測(cè)量采用鏈?zhǔn)揭煊?jì)，其原理是用一個(gè)內(nèi)置應(yīng)變規(guī)的插頭將圍裹試件的鏈條兩端卡緊，試件膨脹或收縮會(huì)引起應(yīng)變規(guī)電路兩端電壓線性變化，以此來(lái)量測(cè)試件直徑的變化量(唐海燕等，2004)。

1.3 壓縮試驗(yàn)方案

單軸壓縮試驗(yàn)采用的巖石試樣為大理巖、花崗巖和玄武巖。按照國(guó)際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)(ISRM)《巖石力學(xué)試驗(yàn)建議方法》(1982)制備標(biāo)準(zhǔn)試件尺寸為φ50imm×100imm圓柱形試樣，直徑和高度偏差小于0.2 mm，上下端面平整度誤差小于0.05 mm。試驗(yàn)采用軸向位移的控制方式，其加載速率為0.001 mm·s-1，實(shí)時(shí)記錄巖樣的軸向載荷、軸向位移和徑向位移。

三軸壓縮試驗(yàn)所采用的頁(yè)巖取自川渝地區(qū)志留系龍馬溪組。試樣制備規(guī)格同上文大理巖。為了得到頁(yè)巖的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線，試驗(yàn)中先施加圍壓，以3iMPa·min-1的速率加載到30iMPa；等圍壓穩(wěn)后，再施加軸向應(yīng)力，加載方式采用先以30ikN·min-1的速率加載至50ikN左右，再改為徑向位移控制，并以0.04 mm·min-1的速率繼續(xù)加載，目的是為了得到完整的峰后曲線。尹曉萌等(2017)在進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn)中也采用這種加載控制方法。需要說(shuō)明的是，本文三軸壓縮試驗(yàn)的數(shù)據(jù)來(lái)源于四川大學(xué)何柏等(2017)，所以本文三軸壓縮試驗(yàn)的加載速率與單軸壓縮試驗(yàn)的加載速率不同。

2 結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值前數(shù)據(jù)分析

根據(jù)軸向引伸計(jì)和壓板位移測(cè)量得到的變形數(shù)據(jù)計(jì)算出巖樣的軸向應(yīng)變，繪制大理巖在軸向位移控制下單軸壓縮試驗(yàn)的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線(圖4)。其中，壓板位移測(cè)量的方式為壓頭的軸向變形量除以整個(gè)巖樣的高度。從圖4中可以清楚看到，在峰前階段相同軸向應(yīng)力下壓板位移測(cè)量得出的軸向應(yīng)變明顯大于引伸計(jì)測(cè)量得出的軸向應(yīng)變，特別體現(xiàn)在兩條曲線峰值前的斜率上。經(jīng)過(guò)分析發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)中采用壓板位移的方法進(jìn)行變形測(cè)量時(shí)，記錄的位移值不僅包含巖樣的變形位移，同時(shí)將壓頭和墊塊在軸向壓力作用下的位移變形量及兩者之間接觸縫隙的位移量計(jì)算在內(nèi)，最終由壓板位移計(jì)算得出的軸向應(yīng)變與巖樣實(shí)際的軸向應(yīng)變相比要大一些。

圖4 大理巖軸向引伸計(jì)和壓板位移應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較

為了分析其他巖性的巖石在壓縮試驗(yàn)下應(yīng)力-應(yīng)變曲線是否存在同樣的現(xiàn)象，進(jìn)一步對(duì)花崗巖和玄武巖進(jìn)行試驗(yàn)研究。圖5和圖6分別表示為花崗巖和玄武巖在軸向位移控制下單軸壓縮試驗(yàn)的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖5和圖6可見(jiàn)，無(wú)論是花崗巖還是玄武巖，在峰前階段相同軸向應(yīng)力下壓板位移測(cè)量得出的軸向應(yīng)變均明顯大于引伸計(jì)測(cè)量得出的軸向應(yīng)變，這與大理巖在單軸壓縮試驗(yàn)下出現(xiàn)的情況相同。說(shuō)明巖性并不會(huì)對(duì)引伸計(jì)和壓板位移測(cè)量得到的結(jié)果造成其他偏差，不同巖性的巖石在單軸壓縮試驗(yàn)下壓板位移測(cè)量得到的軸向應(yīng)變都要比巖樣實(shí)際的軸向應(yīng)變要大。

圖5 花崗巖軸向引伸計(jì)和壓板位移應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較

圖6 玄武巖軸向引伸計(jì)和壓板位移應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較

運(yùn)用MTS試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)時(shí)，受試驗(yàn)設(shè)備等因素影響，試驗(yàn)結(jié)果往往有所偏差。其中一個(gè)主要影響因素來(lái)自加壓過(guò)程中，巖樣上下兩個(gè)端面在受壓后會(huì)與壓頭產(chǎn)生摩擦力，導(dǎo)致試樣端部的應(yīng)力分布復(fù)雜且不均勻，特別是端部的剪應(yīng)力會(huì)阻止試樣在端部的徑向變形，造成巖樣的側(cè)面在不同高度下徑向變形不同(薛俊華等，2008；麥戈等，2013；侯宏濤等，2015)。因此，端部效應(yīng)對(duì)壓縮試驗(yàn)的變形結(jié)果影響巨大。當(dāng)采用引伸計(jì)進(jìn)行測(cè)量時(shí)，引伸計(jì)標(biāo)距測(cè)量的范圍(50imm)在巖樣中部，能夠有效避免巖樣兩側(cè)的端部效應(yīng)，得到的變形結(jié)果更加客觀準(zhǔn)確。此外，引伸計(jì)直接接觸試樣，可以測(cè)量試樣同一高度兩組不同位置的軸向變形，得到的試樣變形數(shù)據(jù)更為精準(zhǔn)。由此可得，峰值強(qiáng)度前試樣軸向應(yīng)變應(yīng)采用引伸計(jì)的測(cè)量結(jié)果。

圖7顯示了頁(yè)巖在30iMPa圍壓下3種測(cè)量方法(引伸計(jì)、LVDT、壓板位移)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。在三軸試驗(yàn)中，LVDT和壓板位移所測(cè)得的軸向應(yīng)變變化軌跡基本相同，LVDT測(cè)量得到軸向應(yīng)變與壓板位移測(cè)量得到的軸向應(yīng)變相比略小一些，兩種測(cè)量方法得到的軸向應(yīng)變都遠(yuǎn)大于引伸計(jì)測(cè)量所得的軸向應(yīng)變。這些發(fā)現(xiàn)與Munoz et al.(2016)在研究砂巖軸向應(yīng)變得到的結(jié)果一致。

圖7 頁(yè)巖三軸壓縮試驗(yàn)的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線的對(duì)比

由上述分析可知，在峰值強(qiáng)度前，與LVDT、壓板位移測(cè)量的變形結(jié)果相比，引伸計(jì)測(cè)量結(jié)果更為科學(xué)合理。

2.2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值后數(shù)據(jù)分析

在圖4大理巖單軸壓縮試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線中，當(dāng)軸向壓力達(dá)到峰值強(qiáng)度后，由引伸計(jì)測(cè)量得到的軸向應(yīng)變時(shí)而增大時(shí)而減小，顯然這樣的曲線不符合軸向位移控制方式的預(yù)期變化(采用軸向位移控制時(shí)，軸向應(yīng)變應(yīng)當(dāng)表現(xiàn)出持續(xù)增大的變化趨勢(shì))。

為了分析峰值強(qiáng)度后軸向應(yīng)變(引伸計(jì)測(cè)量結(jié)果)不規(guī)則變化的原因，本節(jié)分別分析引伸計(jì)測(cè)量的兩組軸向位移的變化趨勢(shì)，如圖8。由圖8可知，根據(jù)引伸計(jì)B得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，在曲線的峰后階段也出現(xiàn)了軸向應(yīng)變減小的現(xiàn)象，隨著應(yīng)力下降軸向應(yīng)變從正值變?yōu)樨?fù)值；而由引伸計(jì)A測(cè)得的數(shù)據(jù)，曲線上沒(méi)有發(fā)生類(lèi)似現(xiàn)象，盡管軸向應(yīng)變?cè)诜搴箅A段出現(xiàn)了不規(guī)則變化，大體上軸向應(yīng)變隨加載的進(jìn)行而繼續(xù)增大。由此可見(jiàn)，引伸計(jì)法得到的兩組變形數(shù)據(jù)在峰后階段并不相同，兩組數(shù)據(jù)的趨勢(shì)恰好相反，這也導(dǎo)致了圖4引伸計(jì)在峰后階段軸向應(yīng)變出現(xiàn)不規(guī)則變化。

圖8 軸向引伸計(jì)A、B的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較

結(jié)合圖9進(jìn)一步分析引伸計(jì)獲得的軸向變形減小的原因。巖樣在達(dá)到峰值強(qiáng)度后，大理巖會(huì)發(fā)生宏觀斷裂，巖樣被貫穿的裂隙面分為兩個(gè)單獨(dú)的巖塊，此時(shí)引伸計(jì)測(cè)量的數(shù)據(jù)變?yōu)閹r塊的變形，而并非試樣整體的軸向變形。對(duì)于巖塊而言，軸向應(yīng)力的跌落意味著卸載，峰值后的軸向應(yīng)力要小于峰值強(qiáng)度，因而巖塊的變形量會(huì)減小，即引伸計(jì)測(cè)得的數(shù)據(jù)呈現(xiàn)減小的變化趨勢(shì)。由此可見(jiàn)，峰值強(qiáng)度后引伸計(jì)測(cè)得的軸向變形不能代表試樣真實(shí)的變形量。

圖9 巖樣破壞及LVDT安裝示意圖

為了得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線在峰值應(yīng)力后準(zhǔn)確的軸向應(yīng)變值，建議在試驗(yàn)機(jī)固定壓頭上安裝LVDT位移傳感器進(jìn)行測(cè)量，如圖9所示。LVDT測(cè)量的數(shù)據(jù)為試樣整體的變形值，并不包含壓頭或墊塊的變形量。同時(shí)，LVDT傳感器有著良好的環(huán)境適應(yīng)性，可以在高油壓、高溫條件下穩(wěn)定工作(劉曉宇，2015)，滿足三軸壓縮試驗(yàn)的要求。通過(guò)LVDT傳感器測(cè)量得到的峰值應(yīng)力后軸向應(yīng)變的數(shù)值更符合整個(gè)巖樣在破壞后真實(shí)的變形情況。

如果試驗(yàn)設(shè)備無(wú)法滿足安裝LVDT傳感器，則可以采用壓板位移測(cè)量得到的變形數(shù)據(jù)表示峰后階段的軸向應(yīng)變。理論上來(lái)說(shuō)，壓板位移包含了壓頭以及墊塊本身的壓縮變形、及兩者之間接觸縫隙的位移量，然而峰值強(qiáng)度后，在軸向應(yīng)力發(fā)生顯著跌落時(shí)，壓頭以及墊塊在軸向壓力的作用下變形量已經(jīng)非常微小，兩者之間的縫隙已被壓實(shí)，可以忽略不計(jì)。由圖7中曲線在峰值應(yīng)力后的圖像可以看出，壓板位移的軸向應(yīng)變同LVDT測(cè)量得到的軸向應(yīng)變十分接近，壓板位移在峰后階段獲取的數(shù)據(jù)也可表明巖樣的真實(shí)軸向位移。

基于上述研究，引伸計(jì)測(cè)量的變形數(shù)據(jù)在應(yīng)力-應(yīng)變曲線的峰后階段不可取。為了得到曲線在峰值應(yīng)力后良好的軸向應(yīng)變值，建議在試驗(yàn)機(jī)安裝LVDT傳感器，通過(guò)LVDT傳感器測(cè)量得到的峰值強(qiáng)度后的變形數(shù)據(jù)可以清楚表明試樣的軸向變形量。當(dāng)條件不允許安裝LVDT傳感器，可以采用壓板位移測(cè)量的變形數(shù)據(jù)來(lái)代替。

2.3 強(qiáng)度及變形參數(shù)分析

巖石的起裂強(qiáng)度(σci)、損傷強(qiáng)度(σcd)兩個(gè)材料參數(shù)對(duì)巖石內(nèi)部裂縫擴(kuò)展機(jī)制和強(qiáng)度破壞機(jī)制分析具有重要的意義(周輝等，2014)。彈性模量E和泊松比ν是表征巖石變形特性的重要指標(biāo)。

由2.1節(jié)中的分析可知，峰值強(qiáng)度前應(yīng)采用引伸計(jì)測(cè)量的變形數(shù)據(jù)計(jì)算軸向應(yīng)變，若采用LVDT、壓板位移兩種方法計(jì)算得到的數(shù)據(jù)則存在一定偏差。通過(guò)計(jì)算3種測(cè)量方法下?lián)p傷強(qiáng)度(σcd)、起裂強(qiáng)度(σci)、彈性模量E和泊松比ν，分析LVDT、壓板位移與引伸計(jì)測(cè)量數(shù)據(jù)之間的誤差，如表1所示。

表1 頁(yè)巖三軸壓縮試驗(yàn)3種測(cè)量方法下的強(qiáng)度及變形參數(shù)統(tǒng)計(jì)表

其中，起裂強(qiáng)度σci通過(guò)式(1)～式(3)計(jì)算裂紋體積應(yīng)變?chǔ)舦c來(lái)確定(張曉平等，2011)：

(1)

εv=ΔV/V≈εaxial+2εlateral

(2)

εvc=εv-εve

(3)

式中：ΔV，Velastic分別表示為巖樣體積和巖樣彈性體積；ε、εlateral、εve和εv分別為軸向應(yīng)變、徑向應(yīng)變、彈性體積應(yīng)變和總體積應(yīng)變。起裂強(qiáng)度所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力為裂隙體積應(yīng)變將要開(kāi)始增加時(shí)的軸向應(yīng)力。損傷強(qiáng)度σcd對(duì)應(yīng)的應(yīng)力為體積應(yīng)變曲線拐點(diǎn)時(shí)的軸向應(yīng)力(周輝等，2014)。彈性模量和泊松比采用應(yīng)力-應(yīng)變曲線線彈性階段的數(shù)據(jù)計(jì)算(胡廣等，2016)。

根據(jù)表1可以看出，3種方法對(duì)應(yīng)的損傷強(qiáng)度非常接近，這表明通過(guò)LVDT、壓板位移兩種測(cè)量方法定位體積應(yīng)變的拐點(diǎn)誤差不大。相反，對(duì)于起裂強(qiáng)度測(cè)量的數(shù)值則相差甚遠(yuǎn)，其中，壓板位移測(cè)得的起裂強(qiáng)度值要比引伸計(jì)測(cè)得的起裂強(qiáng)度值大40iMPa，LVDT測(cè)得的起裂強(qiáng)度值要比引伸計(jì)測(cè)得的起裂強(qiáng)度值大20iMPa。這說(shuō)明通過(guò)LVDT或壓板位移計(jì)算裂紋體積應(yīng)變得到的起裂強(qiáng)度很難保證其精確度。

由壓板位移和LVDT計(jì)算得到的彈性模量十分相近，但相比引伸計(jì)計(jì)算得出的彈性模量要小40%，兩者測(cè)量的結(jié)果都存在較大誤差。引伸計(jì)測(cè)量巖樣中部變形，這一部分的變形比較均勻，計(jì)算得到的彈性模量更加客觀準(zhǔn)確。這一結(jié)果同樣適用于泊松比，由壓板位移或LVDT算出的泊松比和引伸計(jì)計(jì)算得出的泊松比相差30%左右，計(jì)算結(jié)果存在一定偏差。

由此可見(jiàn)，對(duì)比起裂強(qiáng)度、損傷強(qiáng)度、彈性模量和泊松比的數(shù)據(jù)結(jié)果，壓板位移和LVDT計(jì)算得到的數(shù)據(jù)存在一定的誤差，建議使用引伸計(jì)測(cè)得的強(qiáng)度和變形參數(shù)。

3 討 論

采用軸向位移加載控制方式下引伸計(jì)測(cè)量得出的應(yīng)力-應(yīng)變曲線形狀與Ⅱ類(lèi)曲線的形狀相似，通常會(huì)被誤認(rèn)為這種曲線屬于Ⅱ類(lèi)曲線(如圖4應(yīng)力-應(yīng)變曲線所示)。經(jīng)過(guò)分析，由于引伸計(jì)測(cè)得的曲線在峰后階段出現(xiàn)了軸向應(yīng)變減小的現(xiàn)象(如圖8引伸計(jì)B所示)，峰值強(qiáng)度后的數(shù)據(jù)不能反映巖樣的真實(shí)軸向變形。本文的三軸壓縮試驗(yàn)采取的控制方式為徑向變形加載控制，引伸計(jì)測(cè)得的曲線符合巖石的Ⅱ類(lèi)曲線。對(duì)比兩類(lèi)控制方式得到曲線可以看出，采用軸向控制方式無(wú)法得到Ⅱ類(lèi)曲線只能得到Ⅰ類(lèi)曲線，Ⅱ類(lèi)曲線只有采用徑向變形控制方式獲取。這與Wong et al.(2019)研究的結(jié)果相同，巖石Ⅱ類(lèi)曲線的產(chǎn)生，不僅與巖體本身固有的性質(zhì)，同時(shí)與巖樣的加載控制方式有關(guān)。關(guān)于巖石Ⅱ類(lèi)曲線產(chǎn)生的原因，除了加載控制方式的影響因素外，MTS試驗(yàn)機(jī)測(cè)試系統(tǒng)的剛度、試樣的高徑比、加載時(shí)的速率、包括巖石本身的性質(zhì)都對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的形態(tài)有著不可忽略的影響(戴罡，2015；Vogler et al.，2016；Wong et al.，2019)。

4 結(jié) 論

本文主要通過(guò)MTS試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行巖石的單軸和三軸壓縮試驗(yàn)，對(duì)比引伸計(jì)、壓板位移和LVDT 3種方式測(cè)量得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，分析了3種不同測(cè)量方法的結(jié)果對(duì)巖樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)、強(qiáng)度和變形參數(shù)的影響。本文得出的主要結(jié)論如下：

(1)巖樣在峰值強(qiáng)度前的軸向應(yīng)變應(yīng)采用引伸計(jì)測(cè)量得到的變形數(shù)據(jù)。壓板位移和LVDT測(cè)量得到的軸向變形、計(jì)算得到的應(yīng)力門(mén)檻值(起裂強(qiáng)度σci、損傷強(qiáng)度σcd)和變形參數(shù)(彈性模量E、泊松比ν)存在較大誤差。

(2)采用引伸計(jì)測(cè)量得到的軸向應(yīng)變?cè)谶_(dá)到峰值強(qiáng)度后會(huì)出現(xiàn)隨著加載而逐步減小的現(xiàn)象，這與采用軸向變形控制方式的預(yù)期結(jié)果不符，容易被誤認(rèn)為屬于Ⅱ類(lèi)曲線。

(3)建議在MTS試驗(yàn)機(jī)固定壓頭端安裝LVDT傳感器，采用LVDT測(cè)量得到的軸向變形計(jì)算峰值強(qiáng)度后的軸向應(yīng)變。當(dāng)條件不允許安裝LVDT傳感器時(shí)，根據(jù)本文三軸壓縮試驗(yàn)得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線，壓板位移與LVDT在峰值應(yīng)力后的曲線基本相同，可采用壓板位移測(cè)量的數(shù)據(jù)來(lái)表示巖樣在峰值強(qiáng)度后的變形。