貫通與半貫通紅砂巖試樣圓孔脹裂特征研究

吳睿，范祥,，曹校勇，鄧志穎

(1.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2.中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，陜西 西安 710075)

大部分巖體工程需要對(duì)巖石進(jìn)行破碎處理，隨著新施工工藝、新材料和新設(shè)備不斷涌現(xiàn)，許多先進(jìn)的破巖方法被應(yīng)用到工程實(shí)踐中，比如TBM破巖、靜態(tài)破碎、液壓脹裂、水壓致裂和激光破巖等。鉆孔脹裂法是一種較常見(jiàn)的破巖方法，由于其施工時(shí)無(wú)震動(dòng)沖擊、不產(chǎn)生廢氣粉塵，能在短時(shí)間內(nèi)使巖石脹裂，還能二次解體巖石，在效率、環(huán)保、經(jīng)濟(jì)和適用性等多個(gè)方面都具有明顯優(yōu)勢(shì)[1]，在隧道建設(shè)、石材開采和豎井開挖等諸多方面均有應(yīng)用，因此，研究鉆孔脹裂法破巖具有一定的工程意義。許多材料被用來(lái)開展各項(xiàng)破巖試驗(yàn)。由于混凝土試樣制作簡(jiǎn)易、原料易得，因此常作為試驗(yàn)材料，有學(xué)者為貼合實(shí)際，直接采用巖石進(jìn)行試驗(yàn)。夏毅敏等[2]研究了TBM對(duì)混凝土和不同巖石材料破碎效果，發(fā)現(xiàn)張拉破壞是滾刀破巖過(guò)程中裂紋萌生與擴(kuò)展的主要原因。蘇承東等[3]利用自制裝置研究了不同破碎巖樣的壓實(shí)特征，為巖石的二次解體提供了參考?；诓煌囼?yàn)材料，學(xué)者們采用了多種破巖方法研究了影響破巖效果的因素。程剛[4]運(yùn)用液壓脹裂法分析了巖石圍壓、鉆孔直徑和鉆孔邊距等因素對(duì)巖石脹裂效果的影響。GUO等[5]采用水壓致裂的方法對(duì)徑向鉆孔進(jìn)行破裂，并用有限元數(shù)值模擬分析了裂紋擴(kuò)展。在裂紋擴(kuò)展和分布規(guī)律方面，唐烈先等[6]采用物理試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析了靜態(tài)破碎下單孔的裂紋擴(kuò)展情況。馬少鵬等[7]借助自制的檢測(cè)系統(tǒng)分析了單軸壓縮下圓孔試樣的破壞結(jié)果。楊仁樹等[8]探究了靜態(tài)破碎劑膨脹作用下混凝土試樣的裂紋擴(kuò)展情況。張權(quán)等[9]分析了水平主應(yīng)力差和主、次裂紋傾角對(duì)裂紋起裂、擴(kuò)展及貫通的影響，并從細(xì)觀角度揭示了試樣的斷裂機(jī)理。鉆孔深度也會(huì)對(duì)脹裂時(shí)裂紋擴(kuò)展形式產(chǎn)生一定影響，是應(yīng)當(dāng)考慮的因素。龔秋明等[10]研究了不同貫入度對(duì)花崗巖破巖效率的影響。譚青等[11]建立了不同貫入度、巖體裂紋和切削力之間的聯(lián)系。不同加載速率下試樣脹裂破壞效果研究也有一定進(jìn)展[12?13]，ZHANG等[14]利用聲發(fā)射揭示了不同加載速率下巖石的破壞機(jī)理。CHEN等[15]分析了加載速率對(duì)復(fù)合巖-煤樣單軸抗壓強(qiáng)度及峰值荷載的影響。上述對(duì)影響裂紋擴(kuò)展形式因素的研究主要集中在材料、孔徑和加載速率等方面。巖樣的邊距、孔深和加載速率對(duì)鉆孔脹裂影響研究還有一定欠缺。為揭示這3種因素對(duì)鉆孔脹裂的影響效果，本文對(duì)2種孔深、2種加載速率和4種邊距的致密紅砂巖試樣進(jìn)行脹裂試驗(yàn)，分析了其破壞效果和裂紋擴(kuò)展形式，以期研究結(jié)果能為實(shí)際工程提供參考。

1 紅砂巖圓孔脹裂試驗(yàn)

在實(shí)際工程中對(duì)巖石進(jìn)行二次解體或孤石破碎等處理時(shí)，可利用巖石抗拉強(qiáng)度較低的特性，采取鉆孔機(jī)器在巖石上鉆孔，利用脹裂設(shè)備施壓使巖石由內(nèi)往外脹裂，達(dá)到預(yù)期破巖效果。

本試驗(yàn)?zāi)M實(shí)際工程中小塊巖石的脹裂處理。預(yù)先在試樣中心鉆孔，再利用自制的脹裂裝置從上部加載脹裂巖石。如圖1所示，脹裂裝置由兩側(cè)楔塊和底座楔塊2部分組成，底座楔塊有2種尺寸，分別為長(zhǎng)×寬×高=80 mm×80 mm×10 mm和長(zhǎng)×寬×高=50 mm×50 mm×10 mm，兩側(cè)楔塊內(nèi)表面是角度為5°的斜平面，外表面是直徑20 mm的圓弧面，與鉆孔直徑保持一致，其他兩側(cè)均是水平面，以便留出部分空間，將脹裂裝置放入鉆孔中。

1.1 試樣制備

所有試樣均采取優(yōu)質(zhì)的致密紅砂巖制作，試樣構(gòu)造如圖2所示，試樣具體尺寸及數(shù)量見(jiàn)表1。如圖3所示，在所有試樣上表面鉆孔的兩側(cè)粘貼應(yīng)變片，由于脹裂主要產(chǎn)生沿長(zhǎng)度方向的張拉裂縫，因此，應(yīng)變片長(zhǎng)邊和試樣短邊方向垂直，主要測(cè)試試樣長(zhǎng)度方向的應(yīng)變，應(yīng)變片均采用BX120-20AA型號(hào)，其柵長(zhǎng)×柵寬=20 mm×3 mm。

圖2 紅砂巖試樣Fig.2 Diagram of red sandstone sample

圖3 應(yīng)變片位置Fig.3 Position drawing of strain gauges

表1 試樣具體尺寸Table 1 Specific size of samples

1.2 脹裂試驗(yàn)

如圖4(a)所示，在貫通試樣上下各放一個(gè)脹裂裝置，利用剛性伺服試驗(yàn)機(jī)施加荷載，可近似等同于上下同時(shí)加載的方式使試樣脹裂破壞。如圖4(b)所示，將脹裂裝置放在半貫通試樣上方，可近似等同于單向加載方式使試樣脹裂破壞。如圖5所示，兩側(cè)楔塊下端附著在試樣上表面，而底座楔塊的尖端部分與兩側(cè)楔塊接觸，當(dāng)剛性伺服機(jī)施加軸向荷載后，底座楔塊在軸向荷載作用下向下運(yùn)動(dòng)，借助脹裂裝置產(chǎn)生向兩側(cè)的內(nèi)脹力，從而實(shí)現(xiàn)脹裂，孔內(nèi)脹力主要沿試樣的寬度方向。

圖4 試樣加載Fig.4 Loading of samples

圖5 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Diagram of system structure

第1組試驗(yàn)設(shè)定邊距為變量，同一孔深下，4種邊距試樣均以0.8 mm/min進(jìn)行加載。第2組試驗(yàn)設(shè)定孔深為變量，同一邊距下，2種孔深試樣以0.8 mm/min進(jìn)行加載。第3組試驗(yàn)設(shè)定加載速率為變量，均采取貫通試樣，加載速率分別設(shè)為0.4 mm/min和0.8 mm/min。試驗(yàn)時(shí)先使剛性伺服試驗(yàn)機(jī)與脹裂裝置完全接觸，再采用預(yù)定的速率進(jìn)行加載。試驗(yàn)過(guò)程中利用應(yīng)變箱采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，同時(shí)觀察記錄試樣脹裂時(shí)的裂紋擴(kuò)展情況。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 不同邊距對(duì)脹裂效果的影響

如圖6(a)所示，貫通試樣軸向負(fù)荷-位移曲線的初始階段，增加幅度較大，這可能是采用預(yù)先接觸再進(jìn)行加載的原因。4種邊距貫通試樣的軸向負(fù)荷隨位移增長(zhǎng)幅度和變化趨勢(shì)整體上較一致，近似呈線性變化。如圖6(b)所示，半貫通試樣軸向負(fù)荷-位移曲線前半段有明顯的凹陷，后半段上升速率增大，基本呈線性增長(zhǎng)，4種邊距下變化規(guī)律基本一致，曲線變化幅度較貫通試樣更大。半貫通試樣破壞前主要分為2個(gè)階段，第1階段，試樣上半部分開始產(chǎn)生變形，逐漸形成裂隙，再貫通成為裂紋，但裂紋還未擴(kuò)展至下端；第2階段，裂紋擴(kuò)展至下端，下端開始產(chǎn)生變形。因此，試樣曲線前半段出現(xiàn)2段不同斜率段。而半貫通試樣下部未完全貫通，不直接承受內(nèi)脹力，上下半部分存在膠結(jié)作用，限制上部發(fā)生變形，不同邊距試樣僅連接面積大小有區(qū)別，對(duì)膠結(jié)作用影響較小。另外，試樣均為半貫通狀態(tài)，邊距對(duì)其剛度影響較小，而剛度是使試樣產(chǎn)生單位位移所需的荷載，因此，4條曲線直線段斜率近似相等。2種加載速率的軸向負(fù)荷?位移曲線變化趨勢(shì)基本一致，無(wú)較大差異，但0.4 mm/min試樣曲線比0.8 mm/min更光滑(見(jiàn)圖6(c))，表明0.4 mm/min速率下，其試樣變形更穩(wěn)定。

圖6 不同邊距的軸向負(fù)荷-位移曲線Fig.6 Axial load-displacement curves of different edge distances

如圖7所示，2類試樣的破壞時(shí)間均隨邊距增加而增長(zhǎng)，基本呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。隨著邊距的增加，0.8 mm/min速率下半貫通與貫通試樣破壞時(shí)間的增長(zhǎng)幅度均較小，表明邊距對(duì)其影響較小。隨著邊距的增加，0.4 mm/min速率下貫通試樣的破壞時(shí)間增長(zhǎng)幅度較大，邊距從10 mm增加至40 mm時(shí)，破壞時(shí)間增加了114.9%，表明邊距增長(zhǎng)顯著降低了試樣的破巖速率。相比之下，0.8 mm/min速率下貫通試樣的破壞時(shí)間只增加了50.4%，表明速率增大能顯著地縮短不同邊距貫通試樣的破壞時(shí)間，提高破巖速率。其主要原因是0.4 mm/min速率下微裂隙產(chǎn)生速率較慢，破壞主要沿主裂紋發(fā)生；同時(shí)，紅砂巖試樣脹裂主要是發(fā)生脆性破壞，根據(jù)文獻(xiàn)[16]的研究，加載速率增加，巖石脆性也增加，故0.8 mm/min速率下貫通試樣破壞所需時(shí)間顯著減少。

圖7 紅砂巖試樣破壞時(shí)間Fig.7 Failure time of red sandstone samples

半貫通試樣邊距從10 mm增加至20 mm時(shí)，破壞時(shí)間曲線增加速率較小，僅為14.9%，而邊距從20 mm增加至40 mm時(shí)，破壞時(shí)間曲線增加速率變大，分別為28.9%(20 mm至30 mm時(shí))和37.2%(30 mm至40 mm時(shí))，表明邊距增大會(huì)顯著增加其破壞時(shí)間。甚至當(dāng)邊距為40 mm時(shí)，半貫通試樣超過(guò)了同等加載速率下貫通試樣的脹裂時(shí)間。對(duì)比發(fā)現(xiàn)0.4 mm/min與0.8 mm/min下貫通試樣所需破壞時(shí)間的比值越來(lái)越大，由邊距為10 mm時(shí)的1.63，增加至邊距為40 mm時(shí)的2.36。表明邊距增大擴(kuò)大了2種加載速率下破壞時(shí)間的差距。

試驗(yàn)的4組峰值荷載測(cè)試值和平均值如圖8(a)所示，不同邊距貫通試樣的峰值荷載整體增長(zhǎng)幅度相對(duì)較小。峰值荷載的增加速率隨邊距增加逐漸減緩，波動(dòng)幅度較小。半貫通試樣的峰值荷載變化幅度相對(duì)較大，曲線整體近似呈線性增長(zhǎng)，增加速率較為穩(wěn)定，無(wú)明顯變緩趨勢(shì)。邊距從10 mm增加至40 mm時(shí)，半貫通試樣峰值荷載增加了8.73 kN，而貫通試樣峰值荷載只增加了2.80 kN，表明邊距增大對(duì)半貫通試樣的峰值荷載影響更顯著。同一邊距下，貫通試樣的峰值荷載遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于半貫通試樣，約為其1/3，表明半貫通試樣的脹裂所需克服的阻力更大，比貫通試樣更難破壞。強(qiáng)度是指試樣抵抗變形和開裂的能力，由于半貫通試樣下半部分對(duì)上半部分的膠結(jié)作用，限制了鉆孔下部巖石的變形和開裂。同時(shí)，下半部分未貫通，未直接受力，其試樣整體性更好。因此，半貫通試樣的強(qiáng)度比貫通試樣高，從而脹裂同一邊距下的半貫通試樣所需荷載更大，即半貫通試樣的峰值荷載更大。

圖8 不同邊距試樣的峰值荷載和破壞位移Fig.8 Comparisons of peak load and failure displacement at different edge distances

破壞位移是指試樣達(dá)到峰值荷載時(shí)所產(chǎn)生的位移量。如圖8(b)所示，半貫通試樣的邊距與破壞位移曲線前半段基本呈線性變化，但邊距從30 mm增至40 mm時(shí)，破壞位移增加速率變大，使曲線后半段出現(xiàn)小幅度凹陷。在邊距由20 mm增至30 mm的過(guò)程，貫通試樣的破壞位移數(shù)值變化微小，但貫通試樣的整體波動(dòng)幅度大。當(dāng)邊距小于40 mm時(shí)，貫通試樣的破壞位移大于半貫通試樣，破壞位移差值最大為0.48 mm，表明貫通試樣發(fā)生脹裂產(chǎn)生更大的軸向變形。由于半貫通試樣上下部的膠結(jié)作用，其強(qiáng)度大于同一邊距下的貫通試樣，所以其抵抗變形的能力更強(qiáng)。同時(shí)，半貫通試樣的裂紋是由上部往下部擴(kuò)展，而貫通試樣是上下同時(shí)開裂，因此，其破壞位移小于貫通試樣的破壞位移。

如圖9所示，隨著軸向負(fù)荷-位移曲線上升，應(yīng)變數(shù)值也增加，貫通試樣左右兩側(cè)的局部應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)情況基本一致，曲線末端增長(zhǎng)速率變化幅度增大，部分曲線呈拋物線增長(zhǎng)。邊距在10 mm至30 mm之間時(shí)，2種速率下局部應(yīng)變?cè)黾铀俾屎蛿?shù)值較為接近，邊距為40 mm時(shí)，曲線末段增加幅度較大，兩端應(yīng)變數(shù)值差異較小。隨著邊距的增大，試樣抵抗變形的能力增加，脹裂時(shí)其局部應(yīng)變數(shù)值增加，進(jìn)一步表明邊距的增加加強(qiáng)了試樣抵抗開裂能力。

圖9 2種加載速率下貫通試樣的局部應(yīng)變Fig.9 Local strains of the perforated samples under two loading rates

試樣左右兩端應(yīng)變數(shù)值和變化幅度有部分不同，表明其左右兩端變形存在一定差異。綜合以上分析，隨著邊距增加，2種加載速率試樣的局部應(yīng)變差異逐步明顯，表明邊距增加對(duì)2種加載速率下貫通試樣變形影響擴(kuò)大。

2.2 不同孔深對(duì)脹裂效果的影響

如圖10(a)所示，試樣達(dá)到峰值荷載時(shí)，大部分半貫通試樣的破壞只在一側(cè)產(chǎn)生明顯裂紋，另一側(cè)產(chǎn)生的裂紋不明顯或未產(chǎn)生裂紋。對(duì)于出現(xiàn)2條裂紋的情況，裂紋擴(kuò)展并不規(guī)則，不同于貫通試樣產(chǎn)生的水平對(duì)稱裂紋，而是呈一上一下分布，裂紋距離上表面水平對(duì)稱軸約8～10 mm。其中也有少數(shù)試樣直接脹開成2塊。而且，大部分裂紋未完全貫穿至試樣底部，裂紋延伸到底部時(shí)已經(jīng)很微弱，并不明顯，脹裂效果較差(見(jiàn)圖10(b))。而大部分貫通試樣加載后直接脹裂成2塊，出現(xiàn)垂直于應(yīng)變片走向的2條張拉裂紋，裂紋較水平對(duì)稱，并且完全貫穿孔深至試樣底部，上表面裂紋較深(見(jiàn)圖10(c))，而下表面裂紋較淺(見(jiàn)圖10(d))，相比半貫通試樣的脹裂效果更佳。其原因主要是一方面由于半貫通試樣下半部分未完全貫通，加之半貫通試樣下方膠結(jié)作用，限制其產(chǎn)生變形，其裂紋擴(kuò)展的隨機(jī)性更高；另一方面由于半貫通試樣下半部分未直接受力，導(dǎo)致試樣出現(xiàn)裂紋未完全貫通和裂紋不明顯的現(xiàn)象。綜合分析，貫通試樣的破巖效果更佳且裂紋較水平對(duì)稱，而半貫通試樣脹裂產(chǎn)生的裂紋不具有對(duì)稱性。

圖10 脹裂后紅砂巖試樣Fig.10 Diagram of dilatated red sandstone samples

如圖11所示，半貫通試樣的局部應(yīng)變曲線前半段增加幅度較小，末端增長(zhǎng)快，整體變化幅度較大，而且半貫通試樣的局部應(yīng)變數(shù)值比貫通試樣更大，進(jìn)一步說(shuō)明半貫通試樣比貫通試樣發(fā)生脹裂需要更大的變形。主要原因是貫通試樣下端無(wú)約束，容易產(chǎn)生變形，而半貫通試樣下端未貫通，整體性較好，對(duì)上端變形存在約束，因此，其局部應(yīng)變比半貫通小。半貫通試樣兩端應(yīng)變數(shù)值較接近，曲線出現(xiàn)部分重疊，說(shuō)明半貫通試樣兩端變形相近。

2.3 不同加載速率的影響

如圖12(a)所示，2種加載速率下，貫通試樣峰值荷載隨邊距增加的變化趨勢(shì)基本一致。邊距從10 mm到20 mm時(shí)，加載速率的變化對(duì)試樣的峰值荷載影響很小。邊距從20 mm到40 mm時(shí)，加載速率的變化對(duì)試樣的峰值荷載影響逐漸增大，峰值荷載差值逐漸增大，最大差值為0.39 kN左右，表明邊距對(duì)0.8 mm/min貫通試樣峰值荷載影響大。原因是0.4 mm/min速率下，裂紋擴(kuò)展有充分的時(shí)間，試樣的微裂隙向主裂紋靠近，產(chǎn)生貫通性的主裂紋而破壞；但在0.8 mm/min速率下，試樣內(nèi)部膠結(jié)在軸向荷載作用下失效，微裂隙在脹裂力下朝可能方向擴(kuò)展，微裂隙無(wú)法與主裂紋迅速連接，形成貫通裂紋，而是多條微裂隙連接，形成貫通裂紋[17]，因此0.8 mm/min速率下試樣破壞所需的峰值荷載更大。

圖12 不同加載速率下的峰值荷載和破壞位移Fig.12 Comparison of peak loads and failure displacements at different loading rates

如圖12(b)所示，2種加載速率下，貫通試樣破壞位移波動(dòng)幅度較大，波動(dòng)范圍在1.5～3.3 mm之間。邊距為30 mm和40 mm時(shí)，0.4 mm/min下試樣破壞位移超過(guò)0.8 mm/min的破壞位移。邊距從20 mm到30 mm時(shí)，0.8 mm/min下試樣破壞位移增長(zhǎng)速率逐漸減小。邊距為10 mm和20 mm時(shí)，兩者破壞位移數(shù)值差距較小，而后，兩者破壞位移數(shù)值差距增大，表明隨著邊距的增加，對(duì)2種速率貫通試樣的破壞位移影響增大。其主要原因是邊距增大，試樣抵抗開裂能力增強(qiáng)，所需破壞位移也變大。

如圖13所示，2種加載速率貫通試樣的裂紋基本都貫穿至底面，但0.4 mm/min試樣的裂紋相對(duì)較淺，裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度低于0.8 mm/min的試樣；不同于0.4 mm/min試樣的對(duì)稱裂紋，0.8 mm/min試樣的裂紋連線與水平線之間存在一定角度，范圍在5°～8°之間，表明加載速率改變會(huì)影響裂紋擴(kuò)展情況。

圖13 不同加載速率下試樣的破壞Fig.13 Failure of samples with different loading rate

0.4 mm/min速率下，裂紋擴(kuò)展較慢，試樣微裂紋與主裂紋逐漸相通，產(chǎn)生貫通性的主裂紋而破壞，但在0.8 mm/min速率下，試樣脆性更強(qiáng)，僅產(chǎn)生較小變形就破壞。加之微裂隙在脹裂力下朝可能方向擴(kuò)展，破壞隨機(jī)性更大，因此，0.8 mm/min速率下試樣裂紋擴(kuò)展與0.4 mm/min有差異。

3 結(jié)論

1)對(duì)比邊距為10，20，30和40 mm試樣的軸向負(fù)荷?位移曲線，發(fā)現(xiàn)貫通試樣和半貫通試樣的變化規(guī)律基本一致，邊距對(duì)貫通試樣的脹裂效果影響較大。

2)不同邊距下，半貫通峰值荷載約為貫通的3倍，半貫通試樣產(chǎn)生不均勻?qū)ΨQ裂紋，延伸到試樣底部時(shí)較微弱，貫通試樣脹裂破壞相比半貫通試樣更穩(wěn)定可控，裂紋擴(kuò)展規(guī)律性更強(qiáng)。

3)隨著邊距的增加，加載速率為0.4 mm/min和0.8 mm/min時(shí)對(duì)貫通試樣破壞位移差值的影響逐步增大，0.8 mm/min所需破壞位移更小，加載速率為0.4 mm/min和0.8 mm/min時(shí)對(duì)試樣峰值荷載的影響較小。

4)試樣的局部應(yīng)變數(shù)據(jù)表明半貫通試樣比貫通試樣更難產(chǎn)生變形，2種加載速率之間的局部應(yīng)變數(shù)值差距不明顯，變化規(guī)律差異較小。