工程科学学报，第39卷，第9期：1295-1304,2017年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.9:1295-1304,September 2017 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2017.09.001:htp:/journals..usth.edu.cn 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 李夕兵，罗琳四，黎崇金 中南大学资源与安全工程学院，长沙410083 ☒通信作者，E-mail:csulinluol991@csu.edu.cm 摘要为了研究硬岩与软岩交界面方向对其破坏形式的影响，对含岩石-水泥砂浆（代替软岩）交界面的组合试样进行了 多组加载角度的巴西劈裂试验，获得了不同交界面方向的组合试样的“抗拉”强度，并利用颗粒流程序P℉C2”研究了交界面的 破坏机理.计算得到的“抗拉”强度随交界面与加载方向夹角的增大而增大.当交界面平行于加载方向时，沿交界面发生劈 裂破坏，计算得到的“抗拉”强度可认为是交界面的抗拉强度：当交界面与加载方向不平行时，发生更为复杂的拉一剪复合破 坏.此外，为了进一步分析交界面的抗拉强度对破坏形式的影响，采用提高水泥用量和增大交界面粗糙度两种方法增加交界 面的抗拉强度，并进行了一系列试验.试验得到了含交界面的巴西劈裂试验的典型破坏模式分布图，对更好地理解硬岩与软 岩交界面的破坏形式具有指导意义， 关键词岩石力学；岩石交界面；巴西劈裂；断裂形式 分类号TU458 Experimental study of directivity effect of rock interface under Brazilian splitting LI Xi-bing,LUO Lin,LI Chong-jin School of Resources and Safety Engineering,Central South University,Changsha 410083,China Corresponding author,E-mail:esulinluol991@csu.edu.cn ABSTRACT A series of Brazilian split tests on rock-cement interface considering the effect of interface orientations were conducted to investigate the influence of hard rock-soft rock interface direction on failure behavior.The tensile strength for different interface orientations was obtained and failure mechanism of the interface was analyzed by the particle flow code PFC2.The measured tensile strength increases as the interface-loading angle increases.The measured tensile strength can be considered to be equivalent to that of the interface if the interface orientation is parallel to the loading direction,because tensile failures occur along the interface.Mixed- mode failures occur if the interface is not parallel to the loading line.In addition,another series of Brazilian tests were conducted to investigate the influence of the interface tensile strength on failures by increasing the cement dosage and roughening the rock surface. Based on the results,a diagram of the failure mode distribution marked with the typical failure patterns from the Brazilian test results for the rock-cement interface was developed.These findings provide a better understanding of the failure modes of the hard rock-soft rock interface. KEY WORDS rock mechanics;rock interface;Brazilian split;fracture modes 在开采矿石的过程中，人为的开挖扰动除了造成 失稳破坏得到了众多学者的关注.Yan等)利用 矿岩本身的破坏之外，还会对被开挖矿层所处位置的 SHPB装置开展了动态巴西劈裂试验，研究了凝灰岩 顶底板造成一定影响，进而造成矿石与围岩的整体失 与玄武岩交界面的动态拉伸特性.左建平等2-)采用 稳破坏.因此，近年来将矿岩作为组合体研究其整体 TS815对煤岩组合体进行了单轴和三轴压缩试验， 收稿日期：2016-11-17 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2016Y℉C0600706):中南大学中央高校基本科研业务费专项基金资助项目(2017s166)
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期:1295鄄鄄1304,2017 年 9 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 9: 1295鄄鄄1304, September 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 09. 001; http: / / journals. ustb. edu. cn 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 李夕兵, 罗 琳苣 , 黎崇金 中南大学资源与安全工程学院, 长沙 410083 苣通信作者, E鄄mail: csulinluo1991@ csu. edu. cn 摘 要 为了研究硬岩与软岩交界面方向对其破坏形式的影响,对含岩石鄄鄄水泥砂浆(代替软岩)交界面的组合试样进行了 多组加载角度的巴西劈裂试验,获得了不同交界面方向的组合试样的“抗拉冶强度,并利用颗粒流程序 PFC 2D研究了交界面的 破坏机理. 计算得到的“抗拉冶强度随交界面与加载方向夹角的增大而增大. 当交界面平行于加载方向时,沿交界面发生劈 裂破坏,计算得到的“抗拉冶强度可认为是交界面的抗拉强度;当交界面与加载方向不平行时,发生更为复杂的拉―剪复合破 坏. 此外,为了进一步分析交界面的抗拉强度对破坏形式的影响,采用提高水泥用量和增大交界面粗糙度两种方法增加交界 面的抗拉强度,并进行了一系列试验. 试验得到了含交界面的巴西劈裂试验的典型破坏模式分布图,对更好地理解硬岩与软 岩交界面的破坏形式具有指导意义. 关键词 岩石力学; 岩石交界面; 巴西劈裂; 断裂形式 分类号 TU458 Experimental study of directivity effect of rock interface under Brazilian splitting LI Xi鄄bing, LUO Lin 苣 , LI Chong鄄jin School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China 苣Corresponding author, E鄄mail: csulinluo1991@ csu. edu. cn ABSTRACT A series of Brazilian split tests on rock鄄鄄cement interface considering the effect of interface orientations were conducted to investigate the influence of hard rock鄄鄄 soft rock interface direction on failure behavior. The tensile strength for different interface orientations was obtained and failure mechanism of the interface was analyzed by the particle flow code PFC 2D . The measured tensile strength increases as the interface鄄鄄loading angle increases. The measured tensile strength can be considered to be equivalent to that of the interface if the interface orientation is parallel to the loading direction, because tensile failures occur along the interface. Mixed鄄 mode failures occur if the interface is not parallel to the loading line. In addition, another series of Brazilian tests were conducted to investigate the influence of the interface tensile strength on failures by increasing the cement dosage and roughening the rock surface. Based on the results, a diagram of the failure mode distribution marked with the typical failure patterns from the Brazilian test results for the rock鄄鄄 cement interface was developed. These findings provide a better understanding of the failure modes of the hard rock鄄鄄soft rock interface. KEY WORDS rock mechanics; rock interface; Brazilian split; fracture modes 收稿日期: 2016鄄鄄11鄄鄄17 基金项目: 国家重点研发计划资助项目(2016YFC0600706);中南大学中央高校基本科研业务费专项基金资助项目(2017zzts166) 在开采矿石的过程中,人为的开挖扰动除了造成 矿岩本身的破坏之外,还会对被开挖矿层所处位置的 顶底板造成一定影响,进而造成矿石与围岩的整体失 稳破坏. 因此,近年来将矿岩作为组合体研究其整体 失稳 破 坏 得 到 了 众 多 学 者 的 关 注. Yan 等[1] 利 用 SHPB 装置开展了动态巴西劈裂试验,研究了凝灰岩 与玄武岩交界面的动态拉伸特性. 左建平等[2鄄鄄3] 采用 MTS 815 对煤岩组合体进行了单轴和三轴压缩试验
·1296· 工程科学学报，第39卷，第9期 研究了煤岩组合体的破坏特性和力学行为，并利用声 性.刘恺德等[]和刘晓辉等[]研究了煤岩的不同层 发射监测系统对煤岩组合体的单轴试验过程进行了声 理方向对抗拉强度的影响. 发射监测.众所周知，作为岩体中的薄弱面，岩石的交 岩体中岩石交界面的方向效应使岩体呈现了一定 界面不仅会降低岩体的力学强度，水也易从交界面渗 的各向异性，然而针对岩石交界面的方向与岩体破坏 入，导致岩体的破坏往往发生在岩石交界面上.因此， 形式之间关系的研究仍比较少.进行岩石交界面方向 研究岩石交界面的破坏特性对工程的安全性分析与评 效应的研究是当前一个崭新的研究思路.本文利用巴 价具有重要作用. 西劈裂试验研究了岩石交界面的方向对岩体破坏形式 与直接拉伸试验相比较，巴西劈裂试验是一个简 的影响，观察、总结了巴西盘的抗拉强度和破坏形态， 单、间接测试岩石或者类岩石材料拉伸特性的方法. 并利用颗粒流程序PFC2D(partical flow code in2 dimen- 自从Hondrost)于1959年提出径向加载下巴西盘的应 sios)研究了不同交界面-加载方向夹角影响下的破 力分布的理论公式后，巴西劈裂方法便不断发展. 坏机制 2012年，Li和Wong)对巴西劈裂试验的应用进行了 1试验条件 回顾，总结了巴西劈裂试验的发展历程.发展的初期 主要集中在巴西试验的有效性[]以及与其他测量拉伸 1.1试样准备 强度方法的比较[).自从巴西劈裂试验被国际岩石力 考虑到岩石交界面较难加工，本文仅考虑硬岩 学学会推荐为间接拉伸测试方法后[]，巴西试验得到 与软岩交界面的方向效应，并且采用水泥砂浆代替 了进一步发展.为了改善巴西试验加载处的应力集中 软岩，硬岩采用花岗岩.首先，在花岗岩岩块上用 现象，王启智等[9-]提出了平台巴西试验的方法.宫 钻具钻取岩芯，采用切割机切割打磨芯样，制成花 凤强和李夕兵[)基于微积分原理，结合理论解，推导 岗岩圆盘，如图1(a)所示.花岗岩圆盘表面光滑， 出了岩石拉伸模量和总位移变形量之间的关系式. 上、下表面的平行度控制在0.5mm以内，表面的平 Zhou等[]也将巴西劈裂试验方法扩展至动态加载条 面度控制在0.1mm以内.然后，采用水刀切割花 件下，得到了花岗岩的动态拉伸特性.许多学者也利 岗岩岩样，将花岗岩圆盘一分为二，如图1(b)所 用巴西劈裂试验对岩石各向异性的特性开展了研究. 示.最后，进行水泥砂浆部分的制作，制作过程在 其中，Istvan等)对横观各向同性岩石的抗拉强度做 实验室内完成，如图2.先将花岗岩试样放入钢模 了研究.Tavallali和Vervoort研究了层状砂岩的层 的半边，再将水泥砂浆倒入钢模的另外半边，振捣 理方向对破坏的影响。谭鑫等56)也通过巴西劈裂试 拌匀，24h后拆模放入恒温恒湿箱养护.28d后取 验和离散单元法模拟研究了考虑层理构造的非均质片 出试样进行巴西劈裂试验，见图1（℃），画线方向为 麻岩的破坏特性.刘运思等]考虑了板岩的各向异 加载方向. (a) 图1试样准备.(a)花岗岩：(b)水刀切割后的半花岗岩：(c)组合试样 Fig.I Preparation of specimens:(a)granite;(b)half-granite by water-jetting;(c)composed specimen b y 图2制作交界面.(a)模具；(b)放入花岗岩：(c)倒入水泥砂浆 Fig.2 Preparation of interfaces:(a)mould;(b)mould with granite;(c)mould with granite and cement mortar
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 研究了煤岩组合体的破坏特性和力学行为,并利用声 发射监测系统对煤岩组合体的单轴试验过程进行了声 发射监测. 众所周知,作为岩体中的薄弱面,岩石的交 界面不仅会降低岩体的力学强度,水也易从交界面渗 入,导致岩体的破坏往往发生在岩石交界面上. 因此, 研究岩石交界面的破坏特性对工程的安全性分析与评 价具有重要作用. 与直接拉伸试验相比较,巴西劈裂试验是一个简 单、间接测试岩石或者类岩石材料拉伸特性的方法. 自从 Hondros [4]于 1959 年提出径向加载下巴西盘的应 力分布的理论公式后,巴西劈裂方法便不断发展. 2012 年,Li 和 Wong [5] 对巴西劈裂试验的应用进行了 回顾,总结了巴西劈裂试验的发展历程. 发展的初期 主要集中在巴西试验的有效性[6]以及与其他测量拉伸 强度方法的比较[7] . 自从巴西劈裂试验被国际岩石力 学学会推荐为间接拉伸测试方法后[8] ,巴西试验得到 了进一步发展. 为了改善巴西试验加载处的应力集中 现象,王启智等[9鄄鄄10] 提出了平台巴西试验的方法. 宫 凤强和李夕兵[11] 基于微积分原理,结合理论解,推导 出了岩石拉伸模量和总位移变形量之间的关系式. Zhou 等[12]也将巴西劈裂试验方法扩展至动态加载条 件下,得到了花岗岩的动态拉伸特性. 许多学者也利 用巴西劈裂试验对岩石各向异性的特性开展了研究. 其中,Istvan 等[13]对横观各向同性岩石的抗拉强度做 了研究. Tavallali 和 Vervoort [14] 研究了层状砂岩的层 理方向对破坏的影响. 谭鑫等[15鄄鄄16]也通过巴西劈裂试 验和离散单元法模拟研究了考虑层理构造的非均质片 麻岩的破坏特性. 刘运思等[17] 考虑了板岩的各向异 性. 刘恺德等[18]和刘晓辉等[19] 研究了煤岩的不同层 理方向对抗拉强度的影响. 岩体中岩石交界面的方向效应使岩体呈现了一定 的各向异性,然而针对岩石交界面的方向与岩体破坏 形式之间关系的研究仍比较少. 进行岩石交界面方向 效应的研究是当前一个崭新的研究思路. 本文利用巴 西劈裂试验研究了岩石交界面的方向对岩体破坏形式 的影响,观察、总结了巴西盘的抗拉强度和破坏形态, 并利用颗粒流程序 PFC 2D (partical flow code in 2 dimen鄄 sions)研究了不同交界面鄄鄄 加载方向夹角影响下的破 坏机制. 1 试验条件 1郾 1 试样准备 考虑到岩石交界面较难加工,本文仅考虑硬岩 与软岩交界面的方向效应,并且采用水泥砂浆代替 软岩,硬岩采用花岗岩. 首先,在花岗岩岩块上用 钻具钻取岩芯,采用切割机切割打磨芯样,制成花 岗岩圆盘,如图 1 ( a) 所示. 花岗岩圆盘表面光滑, 上、下表面的平行度控制在 0郾 5 mm 以内,表面的平 面度控制在 0郾 1 mm 以内. 然后,采用水刀切割花 岗岩岩样,将花岗岩圆盘 一 分 为 二,如 图 1 ( b) 所 示. 最后,进行水泥砂浆部分的制作,制作过程在 实验室内完成,如图 2. 先将花岗岩试样放入钢模 的半边,再将水泥砂浆倒入钢模的另外半边,振捣 拌匀,24 h 后拆模放入恒温恒湿箱养护. 28 d 后取 出试样进行巴西劈裂试验,见图 1 ( c) ,画线方向为 加载方向. 图 1 试样准备. (a)花岗岩;(b)水刀切割后的半花岗岩;(c)组合试样 Fig. 1 Preparation of specimens: (a) granite; (b) half鄄granite by water鄄jetting; (c) composed specimen 图 2 制作交界面. (a)模具; (b)放入花岗岩; (c)倒入水泥砂浆 Fig. 2 Preparation of interfaces: (a) mould; (b) mould with granite; (c) mould with granite and cement mortar ·1296·
李夕兵等：考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 ·1297· 1.2试验方法及设备 表1组合试样劈裂试验计算“抗拉”强度 采用中南大学力学测试中心的MTS Insight岩石 Table 1 Calculated"tensile strength"of composed specimen dise from 力学测试系统进行巴西劈裂试验.MTS Insight岩石力 Brazilian split tests 学测试系统采用全伺服控制，最大加载力可达30kN, 8 “强度”/MPa 平均值“强 变异系 标准差 试验采用位移控制，位移速度控制为0.5mm·min. (°) 试样1试样2试样3 度"/MPa 数/% 试验过程中通过改变岩石一水泥砂浆交界面与加载方 0 0.9480.6820.734 0.788±0.200.115 15 向的夹角日来研究不同交界面方向对破坏机制的影 0.9590.5720.5170.683±0.300.241 35 响，加载示意图如图3,0分别取0°，15°，30°，45°，60°， 300.5480.9700.776 0.765±0.400.211 28 75°和90°.根据加载变化，共设7组试验，每组测试3 45 0.6530.7340.797 0.728±0.100.072 10 个试样.圆盘试样在弧形加载机具下加载至发生 60 2.6892.6582.785 2.711±0.100.066 2 破坏. 75 2.0882.8252.933 2.615±0.500.46018 90 2.4172.5602.9172.631±0.300.258 10 3.3 3.0 。试样强度 2.7 。一平均值 2.4 2.1 1.5 图3不同交界面方向的圆盘加载示意图 0.9 Fig.3 Sketch of dise with different interface directions under load- 06 ings 0.3 0 15 3045607590 2试验结果 交界面加载角，(9 图4不同方向下的圆盘试件抗拉强度 2.1“抗拉”强度 Fig.4 Tensile strength of disc samples with different orientations 组合试样的“抗拉”强度采用Hondros[)建立的解 析方法进行计算，“抗拉”强度表示为： 试验“抗拉强度”具有显著地影响.也就是说，交界面 2P 的方向效应使得岩体整体的强度呈现一定的各向异 0,-Df (1) 性.0从0°增大到90°的过程中，当15°≤0≤45时“抗 式中：σ，为抗拉强度，1为试样长度（厚度），D为直径， 拉”强度较稳定，约为0.5~1.0MPa.“抗拉”强度在角 P为试样破坏载荷. 度0=60时发生突变，从0.728增加到2.711MPa.最 花岗岩的抗拉强度为7.78MPa,水泥砂浆的抗拉 大拉伸强度为2.8~2.9MPa,出现在交界面方向与加 强度为1.327MPa.不同交界面方向下的平均“拉伸强 载方向呈75°和90°的情况下.其原因是：如图5所示， 度”见表1.当0=0时，试样沿交界面发生拉伸破坏， 0从0°变化到90°过程中，圆盘的破坏由纯拉伸破坏逐 此时的强度可认为是交界面的抗拉强度，为0.788 渐变化为复杂的拉一剪复合破坏. MPa.“拉伸强度”随0的变化趋势见图4.这里的“拉 2.2破坏形式 伸强度”指的是试样失去承载能力时的圆盘试样中心 当交界面与加载方向夹角0=0°（图5(a))时，断 的最大拉伸力.图5显示了典型的破坏形式.从图5 裂形式和经典巴西试验的情况类似.竖向裂纹通过试 中破坏的试样可以看出，并不是所有的破坏都通过试 样中心沿加载方向发展，即沿交界面发生拉伸断裂. 样中心，这与基于平面应力的弹性解析解中所假定的 与经典试验的中心起裂不同，裂纹最初在上部加载端 圆盘中心起裂不符.也就是说，表1中所计算的“抗拉 附近（图5(a)中的点1）萌发，沿着图中箭头方向往另 强度”并不是真的抗拉强度.因此，此处拉伸强度加上 一加载端（图5(a)中的点2）发展，最终贯穿整个试 引号. 样.这可能是因为试样由岩石和水泥砂浆两部分制 从图4中可以看出，使用解析方法计算的不同方 成，不是经典试验中假设的均质的试样.峰值应力大 向下的交界面的巴西劈裂试验“抗拉强度”具有一定 约为0.788MPa,拉伸裂纹沿着交界面发展（拉伸应力 的离散性，并且也可以看出，夹角0的变化对巴西劈裂 达到交界面的拉伸强度).因此，此组加载情况下计算
李夕兵等: 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 1郾 2 试验方法及设备 采用中南大学力学测试中心的 MTS Insight 岩石 力学测试系统进行巴西劈裂试验. MTS Insight 岩石力 学测试系统采用全伺服控制,最大加载力可达 30 kN, 试验采用位移控制,位移速度控制为 0郾 5 mm·min - 1 . 试验过程中通过改变岩石―水泥砂浆交界面与加载方 向的夹角 兹 来研究不同交界面方向对破坏机制的影 响,加载示意图如图 3,兹 分别取 0毅,15毅,30毅,45毅,60毅, 75毅和 90毅. 根据加载变化,共设 7 组试验,每组测试 3 个试样. 圆盘试样在弧形加载机具下加载至发生 破坏. 图 3 不同交界面方向的圆盘加载示意图 Fig. 3 Sketch of disc with different interface directions under load鄄 ings 2 试验结果 2郾 1 “抗拉冶强度 组合试样的“抗拉冶强度采用 Hondros [4] 建立的解 析方法进行计算,“抗拉冶强度表示为: 滓t = 2P 仔Dt . (1) 式中:滓t 为抗拉强度,t 为试样长度(厚度),D 为直径, P 为试样破坏载荷. 花岗岩的抗拉强度为 7郾 78 MPa,水泥砂浆的抗拉 强度为 1郾 327 MPa. 不同交界面方向下的平均“拉伸强 度冶见表 1. 当 兹 = 0毅时,试样沿交界面发生拉伸破坏, 此时的强度可认为是交界面的抗拉强度,为 0郾 788 MPa. “拉伸强度冶随 兹 的变化趋势见图 4. 这里的“拉 伸强度冶指的是试样失去承载能力时的圆盘试样中心 的最大拉伸力. 图 5 显示了典型的破坏形式. 从图 5 中破坏的试样可以看出,并不是所有的破坏都通过试 样中心,这与基于平面应力的弹性解析解中所假定的 圆盘中心起裂不符. 也就是说,表 1 中所计算的“抗拉 强度冶并不是真的抗拉强度. 因此,此处拉伸强度加上 引号. 从图 4 中可以看出,使用解析方法计算的不同方 向下的交界面的巴西劈裂试验“抗拉强度冶 具有一定 的离散性,并且也可以看出,夹角 兹 的变化对巴西劈裂 表 1 组合试样劈裂试验计算“抗拉冶强度 Table 1 Calculated “tensile strength冶 of composed specimen disc from Brazilian split tests 兹 / (毅) “强度冶 / MPa 试样 1 试样 2 试样 3 平均值“强 度冶 / MPa 标准差 变异系 数/ % 0 0郾 948 0郾 682 0郾 734 0郾 788 依 0郾 20 0郾 115 15 15 0郾 959 0郾 572 0郾 517 0郾 683 依 0郾 30 0郾 241 35 30 0郾 548 0郾 970 0郾 776 0郾 765 依 0郾 40 0郾 211 28 45 0郾 653 0郾 734 0郾 797 0郾 728 依 0郾 10 0郾 072 10 60 2郾 689 2郾 658 2郾 785 2郾 711 依 0郾 10 0郾 066 2 75 2郾 088 2郾 825 2郾 933 2郾 615 依 0郾 50 0郾 460 18 90 2郾 417 2郾 560 2郾 917 2郾 631 依 0郾 30 0郾 258 10 图 4 不同方向下的圆盘试件抗拉强度 Fig. 4 Tensile strength of disc samples with different orientations 试验“抗拉强度冶具有显著地影响. 也就是说,交界面 的方向效应使得岩体整体的强度呈现一定的各向异 性. 兹 从 0毅增大到 90毅的过程中,当 15毅臆兹臆45毅时“抗 拉冶强度较稳定,约为0郾 5 ~ 1郾 0 MPa. “抗拉冶强度在角 度 兹 = 60毅时发生突变,从 0郾 728 增加到 2郾 711 MPa. 最 大拉伸强度为 2郾 8 ~ 2郾 9 MPa,出现在交界面方向与加 载方向呈 75毅和 90毅的情况下. 其原因是:如图 5 所示, 兹 从 0毅变化到 90毅过程中,圆盘的破坏由纯拉伸破坏逐 渐变化为复杂的拉―剪复合破坏. 2郾 2 破坏形式 当交界面与加载方向夹角 兹 = 0毅(图 5( a))时,断 裂形式和经典巴西试验的情况类似. 竖向裂纹通过试 样中心沿加载方向发展,即沿交界面发生拉伸断裂. 与经典试验的中心起裂不同,裂纹最初在上部加载端 附近(图 5(a)中的点 1)萌发,沿着图中箭头方向往另 一加载端(图 5 ( a) 中的点 2) 发展,最终贯穿整个试 样. 这可能是因为试样由岩石和水泥砂浆两部分制 成,不是经典试验中假设的均质的试样. 峰值应力大 约为 0郾 788 MPa,拉伸裂纹沿着交界面发展(拉伸应力 达到交界面的拉伸强度). 因此,此组加载情况下计算 ·1297·
·1298· 工程科学学报，第39卷，第9期 图5不同方向下的圆盘破坏试件.(a)0=0°：(b)0=15°；(c)9=30°：(d)6=45°：(e)0=60°：()9=75°：(g)0=90° Fig.5 Fracture patterns of discs with different orientations:(a)8=0°；(b)8=15°；(c)8=30°；(d)0=45°；(e)8=60°；(f)8=75°；(g)8= 90° 的“抗拉强度”可以认为是岩石一水泥砂浆的交界面 拉伸破坏.当0=75°和90°（图5(）、(g))时，除了水 的抗拉强度. 泥砂浆中发生拉伸破坏，岩石内也发生拉伸破坏.此 图5中(b)、(c)、(d)(0=15°，30°，45)显示了典 时，拉伸裂纹萌发在试样中心附近的岩石和水泥砂 型的沿单一交界面的断裂.当加载盘持续对圆盘施加 浆内. 荷载时，光滑交界面首先产生滑移现象，继而产生微小 3数值模拟 裂纹，并扩展成宏观裂纹，最终表现为一条沿交界面方 向的主裂纹贯穿整个试样.虽然主裂纹穿过试样中 3.1数值模型的建立 心，但是并没有在试样中心产生沿加载方向的拉伸裂 为进一步探究岩石一水泥砂浆交界面的破坏机 纹.与岩石和水泥砂浆的拉伸强度相比，交界面强度 理，采用颗粒流程序P℉C2对巴西劈裂试验进行了模 较低，在达到岩石、水泥砂浆的拉伸强度之前，首先在 拟.P℉C2D既可以直接模拟圆形颗粒的运动与相互作 交界面上发生破坏.因此，此组测得的峰值应力与岩 用问题，也可以通过两个或者多个颗粒与其直接相 石、水泥砂浆的抗拉强度无关，而与交界面强度存在一 邻的颗粒连接形成任意形状的组合体来模拟块体结 定的数值关系. 构问题[2].在P℉C2D中，颗粒之间的黏结有两种基本 当0=60°，75°，90时，随着0的增大，沿着交界面 模型：接触黏结模型和平行黏结模型，平行黏结刚度 更适用于模拟硬岩类材料[].因此，本文采用平行 产生破坏越来越难，不再只是沿着单一交界面发生破 黏结模型. 坏，而呈现为一个更为复杂的破坏模式.如图5(e), 如图6所示，对中50mm×100mm的花岗岩和水泥 首先在试样中心附近的水泥砂浆内起裂，沿加载方向 a 出现可观的拉伸裂纹1，几乎同时交界面上发生滑移， 继而交界面两端都扩张成裂纹2并迅速传播.沿交界 面右端的裂纹2与加载方向的拉伸裂纹1首先贯通， 另一端的裂纹2与加载方向的拉伸裂纹1接近贯通的 时候，裂纹2不再继续沿交界面转而向加载方向的拉 伸裂纹1发展，形成裂纹3，最终形成如图5(e)所示的 一些弯曲的宏观裂纹.交界面上的裂纹不再继续沿交 界面而是转向加载方向发展，可能是因为岩桥的作用， 两裂纹之间更容易贯通.这种复杂的破坏形式既沿着 交界面发生，也发生在水泥砂浆或岩石中.当0=60° 图6花岗岩(a)和水泥砂浆(b)的单轴压缩试验 时，除了交界面的破坏，还有水泥砂浆内沿加载方向的 Fig.6 Uniaxial compression test of granite (a)and cement mortar (b)
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 图 5 不同方向下的圆盘破坏试件 郾 (a)兹 = 0毅; (b)兹 = 15毅; (c)兹 = 30毅; (d)兹 = 45毅;(e)兹 = 60毅;(f)兹 = 75毅;(g)兹 = 90毅 Fig. 5 Fracture patterns of discs with different orientations: (a)兹 = 0毅; (b)兹 = 15毅; ( c) 兹 = 30毅; (d) 兹 = 45毅;( e) 兹 = 60毅;( f) 兹 = 75毅;( g) 兹 = 90毅 的“抗拉强度冶 可以认为是岩石―水泥砂浆的交界面 的抗拉强度. 图 5 中(b)、(c)、(d)(兹 = 15毅,30毅,45毅)显示了典 型的沿单一交界面的断裂. 当加载盘持续对圆盘施加 荷载时,光滑交界面首先产生滑移现象,继而产生微小 裂纹,并扩展成宏观裂纹,最终表现为一条沿交界面方 向的主裂纹贯穿整个试样. 虽然主裂纹穿过试样中 心,但是并没有在试样中心产生沿加载方向的拉伸裂 纹. 与岩石和水泥砂浆的拉伸强度相比,交界面强度 较低,在达到岩石、水泥砂浆的拉伸强度之前,首先在 交界面上发生破坏. 因此,此组测得的峰值应力与岩 石、水泥砂浆的抗拉强度无关,而与交界面强度存在一 定的数值关系. 当 兹 = 60毅,75毅,90毅时,随着 兹 的增大,沿着交界面 产生破坏越来越难,不再只是沿着单一交界面发生破 坏,而呈现为一个更为复杂的破坏模式. 如图 5( e), 首先在试样中心附近的水泥砂浆内起裂,沿加载方向 出现可观的拉伸裂纹 1,几乎同时交界面上发生滑移, 继而交界面两端都扩张成裂纹 2 并迅速传播. 沿交界 面右端的裂纹 2 与加载方向的拉伸裂纹 1 首先贯通, 另一端的裂纹 2 与加载方向的拉伸裂纹 1 接近贯通的 时候,裂纹 2 不再继续沿交界面转而向加载方向的拉 伸裂纹 1 发展,形成裂纹 3,最终形成如图 5(e)所示的 一些弯曲的宏观裂纹. 交界面上的裂纹不再继续沿交 界面而是转向加载方向发展,可能是因为岩桥的作用, 两裂纹之间更容易贯通. 这种复杂的破坏形式既沿着 交界面发生,也发生在水泥砂浆或岩石中. 当 兹 = 60毅 时,除了交界面的破坏,还有水泥砂浆内沿加载方向的 拉伸破坏. 当 兹 = 75毅和 90毅(图 5( f)、( g))时,除了水 泥砂浆中发生拉伸破坏,岩石内也发生拉伸破坏. 此 时,拉伸裂纹萌发在试样中心附近的岩石和水泥砂 浆内. 3 数值模拟 3郾 1 数值模型的建立 为进一步探究岩石―水泥砂浆交界面的破坏机 理,采用颗粒流程序 PFC 2D对巴西劈裂试验进行了模 拟. PFC 2D既可以直接模拟圆形颗粒的运动与相互作 用问题,也可以通过两个或者多个颗粒与其直接相 邻的颗粒连接形成任意形状的组合体来模拟块体结 构问题[20] . 在 PFC 2D中,颗粒之间的黏结有两种基本 模型:接触黏结模型和平行黏结模型,平行黏结刚度 更适用于模拟硬岩类材料[21] . 因此,本文采用平行 黏结模型. 图 6 花岗岩(a)和水泥砂浆(b)的单轴压缩试验 Fig. 6 Uniaxial compression test of granite (a) and cement mortar (b) 如图 6 所示,对 准50 mm 伊 100 mm 的花岗岩和水泥 ·1298·
李夕兵等：考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 ·1299· 砂浆的圆柱形试样进行了室内单轴压缩实验，得到了 如表2所示的宏观力学参数.利用P℉C2”建立了如图7 所示的二维离散元模型，模型直径为75mm,黑色箭头 表示加载方向，并通过“试错法”标定模型的微观参 数，直到数值模型的宏观参数与单轴压缩实验所获得 的宏观力学参数一致，微观力学参数如表3所示.本 次模拟的岩石一水泥砂浆交界面与加载方向的角度0 分别为0°，15°，30°，45°，60°，75°和90°. 表2单轴压缩试验下岩石和水泥砂浆的宏观力学参数 Table 2 Macroscopic mechanical parameters of rock and cement mortar under uniaxial compression test 密度，pl 单轴抗压强 弹性模量，泊松比， 图7岩石一水泥砂浆交界面的数值模型 试样类型 (kg'm-3) 度，ce/MPa E/GPa Fig.7 Numerical model of rock-cement mortar interface 花岗岩 2641.07 133.97 33.370 0.213 3.2数值模拟结果分析 水泥砂浆 1866.49 20.89 4.469 0.164 通过程序自带的FISH语言，PFC2”在微观方面可 表3数值模型的微观参数 Table 3 Microscopic parameters of numerical model 接触黏结 平行黏结 试样 粒径/mm 摩擦系数 模量/GPa 刚度比 模量/GPa 刚度比 法向强度/MPa 切向强度/MPa 花岗岩 0.300-0.498 0.5 24.8 2.0 24.8 2.0 84.5±8.5 105.2±10.5 水泥砂浆 0.300~0.498 0.5 3.2 1.4 3.2 1.4 14.1±1.4 17.6±1.8 交界面 0.300~0.498 0.5 14.0 1.7 14.0 1.7 1.0±0.1 1.0±0.1 以监测试验过程中试样内部各点的接触力、微裂隙类 形成宏观可见裂纹.因此，选用裂纹分布图和位移矢 型以及微裂隙数量的变化，在宏观方面可以观察到试 量场来分析试样的破坏机理 样表面裂隙的发育、试样整体的位移等情况.P℉C2” 图8显示了不同方向下的岩石一水泥砂浆交界面 中，当颗粒受到外界载荷作用时，颗粒之间发生移动并 发生破坏时的裂纹分布图，红色表示剪切裂纹，黑色表 改变颗粒之间的黏结作用力，当黏结作用力超过颗粒 示拉伸裂纹.表4给出了不同方向下总裂纹数目、拉 之间的黏结强度时，微观裂纹产生，相邻裂纹搭接进而 伸裂纹数目及比例和剪切裂纹数目及比例.岩石一水 (a b 6 图8不同方向下的裂纹分布图.(a)6=0°：(b)0=15°：(c)6=30°：(d)0=45°；(e)0=60°：()6=75°；(g)6=90° Fig.8 Crack distributions under different orientations:(a)6=0°；(b)6=l5°；(c)6=30°；(d)8=45°；(e)8=60°；(f)0-75°；(g)6= 90°
李夕兵等: 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 砂浆的圆柱形试样进行了室内单轴压缩实验,得到了 如表 2 所示的宏观力学参数. 利用 PFC 2D建立了如图 7 所示的二维离散元模型,模型直径为 75 mm,黑色箭头 表示加载方向,并通过“试错法冶 标定模型的微观参 数,直到数值模型的宏观参数与单轴压缩实验所获得 的宏观力学参数一致,微观力学参数如表 3 所示. 本 次模拟的岩石―水泥砂浆交界面与加载方向的角度 兹 分别为 0毅,15毅,30毅,45毅,60毅,75毅和 90毅. 表 2 单轴压缩试验下岩石和水泥砂浆的宏观力学参数 Table 2 Macroscopic mechanical parameters of rock and cement mortar under uniaxial compression test 试样类型 密度,籽 / (kg·m - 3 ) 单轴抗压强 度,滓c / MPa 弹性模量, E/ GPa 泊松比, 自 花岗岩 2641郾 07 133郾 97 33郾 370 0郾 213 水泥砂浆 1866郾 49 20郾 89 4郾 469 0郾 164 图 7 岩石―水泥砂浆交界面的数值模型 Fig. 7 Numerical model of rock鄄鄄 cement mortar interface 3郾 2 数值模拟结果分析 通过程序自带的 FISH 语言,PFC 2D在微观方面可 表 3 数值模型的微观参数 Table 3 Microscopic parameters of numerical model 试样 粒径/ mm 摩擦系数 接触黏结 平行黏结 模量/ GPa 刚度比 模量/ GPa 刚度比 法向强度/ MPa 切向强度/ MPa 花岗岩 0郾 300 ~ 0郾 498 0郾 5 24郾 8 2郾 0 24郾 8 2郾 0 84郾 5 依 8郾 5 105郾 2 依 10郾 5 水泥砂浆 0郾 300 ~ 0郾 498 0郾 5 3郾 2 1郾 4 3郾 2 1郾 4 14郾 1 依 1郾 4 17郾 6 依 1郾 8 交界面 0郾 300 ~ 0郾 498 0郾 5 14郾 0 1郾 7 14郾 0 1郾 7 1郾 0 依 0郾 1 1郾 0 依 0郾 1 图 8 不同方向下的裂纹分布图 郾 (a) 兹 = 0毅; (b) 兹 = 15毅; (c) 兹 = 30毅; (d) 兹 = 45毅; (e) 兹 = 60毅; (f) 兹 = 75毅; (g) 兹 = 90毅 Fig. 8 Crack distributions under different orientations: (a) 兹 = 0毅; (b) 兹 = 15毅; (c) 兹 = 30毅; (d) 兹 = 45毅; (e) 兹 = 60毅; (f) 兹 = 75毅; (g) 兹 = 90毅 以监测试验过程中试样内部各点的接触力、微裂隙类 型以及微裂隙数量的变化,在宏观方面可以观察到试 样表面裂隙的发育、试样整体的位移等情况. PFC 2D 中,当颗粒受到外界载荷作用时,颗粒之间发生移动并 改变颗粒之间的黏结作用力,当黏结作用力超过颗粒 之间的黏结强度时,微观裂纹产生,相邻裂纹搭接进而 形成宏观可见裂纹. 因此,选用裂纹分布图和位移矢 量场来分析试样的破坏机理. 图 8 显示了不同方向下的岩石―水泥砂浆交界面 发生破坏时的裂纹分布图,红色表示剪切裂纹,黑色表 示拉伸裂纹. 表 4 给出了不同方向下总裂纹数目、拉 伸裂纹数目及比例和剪切裂纹数目及比例. 岩石―水 ·1299·
·1300· 工程科学学报，第39卷，第9期 泥砂浆交界面的不同方向使岩体的破坏形式呈现了明 表4微观裂纹数目 显的各向异性，具体表现为不同方向下，组合试样的破 Table 4 Number of microscopic cracks 坏形式明显不同.当0=0°时，从图8(a)中可以看到， 倾角， 拉伸裂纹 剪切裂纹 总裂纹数 沿交界面方向上基本都是黑色的拉伸裂纹，从表4中 /(°) 总数 占比/% 总数 占比/% 也可以看出，拉伸裂纹的比例占到了92.6%，这与上 0 135 125 92.6 10 7.4 文提到的沿交界面发生拉伸断裂的结果一致，此时的 15 144 94 65.3 50 34.7 “抗拉”强度可认为是交界面的抗拉强度.当0=15°， 30 160 97 60.6 39.4 30°，45时，如图8(b)、(c)、(d)中所示，与上文提到 45 129 65 50.4 64 49.6 一致的是断裂只发生在交界面.图9显示了放大的6 60 289 242 83.7 47 16.3 =15时的裂纹分布图，在岩石一水泥砂浆交界面上既 75 287 248 86.4 39 13.6 有拉伸微裂纹又有剪切微裂纹，这表明当倾角为15° 90 268 261 97.4 7 2.6 时，沿交界面发生的破坏既有拉伸应力的作用又有剪 切应力的作用.因此，此时的破坏可认为是沿交界面 的拉一剪破坏，此时计算得到的“抗拉”强度与交界面 的拉伸与剪切强度有关.从表4中也可以清楚地看 到，当0=15°，30°，45°时，拉伸裂纹和剪切裂纹都存 在，并且随着日的增大剪切微裂纹的比例也越来越大， 这表明随着日的增大，沿交界面发生的断裂越来越表 现为剪切断裂，交界面的剪切强度对计算“抗拉”强度 影响越来越大.当0=60°，75°，90时，如图8(e)、(f)、 (g),水泥砂浆和岩石中出现了大量的黑色的拉伸微 裂纹，而在交界面上绝大部分是红色的剪切微裂纹，这 表明当0=60°，75°，90°时，断裂表现为沿交界面的剪 切破坏和水泥砂浆（或岩石）中的拉伸破坏的复合型 图90=15°裂纹分布放大图 Fig.9 Enlarged view of crack distribution for =15 破坏，这点与上文提到的也基本一致.此时，计算得到 的“抗拉”强度则由水泥砂浆（或岩石）的抗拉强度和 表示宏观裂纹两侧颗粒的运动趋势，虚线表示运动趋 交界面的剪切强度决定 势沿宏观裂纹方向和垂直于宏观裂纹方向的两个位移 P℉℃2”中通过颗粒位移矢量的分布情况能够确定 分量.如图11(a)所示，当0=0°时，所有的颗粒由于 宏观裂纹的形成机理.图10显示了岩石一水泥砂浆 受到拉应力的作用呈相互背离的趋势向宏观裂纹的两 交界面不同方向下的位移矢量分布，黑色箭头表示颗 侧运动，当拉应力达到此处的抗拉强度时，形成拉伸微 粒的位移方向，长短表示位移的大小.图11给出了 裂纹.因此，此角度时发生的宏观裂纹主要是拉应力 0=0°和0=15°时的位移矢量分布的放大图，红色箭头 的作用结果.当0=15时，如图11(b),岩石颗粒和水 (a (b (d) ) 图10不同方向下的位移矢量分布.(a)0=0°；(b)0=15°：(c)8=30°：(d)8=45°：(e)6=60°；(f)0=75°；(g)8=90° Fig.l0 Displacement vector distributions under different orientations:(a)0=0°：(b)6=l5°；(c)8=30°：(d)0=45°：(e)0=60°；(f)6=75°： (g)8=90
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 泥砂浆交界面的不同方向使岩体的破坏形式呈现了明 显的各向异性,具体表现为不同方向下,组合试样的破 坏形式明显不同. 当 兹 = 0毅时,从图 8( a)中可以看到, 沿交界面方向上基本都是黑色的拉伸裂纹,从表 4 中 也可以看出,拉伸裂纹的比例占到了 92郾 6% ,这与上 文提到的沿交界面发生拉伸断裂的结果一致,此时的 “抗拉冶强度可认为是交界面的抗拉强度. 当 兹 = 15毅, 30毅,45毅时,如图 8( b)、( c)、( d) 中所示,与上文提到 一致的是断裂只发生在交界面. 图 9 显示了放大的 兹 = 15毅时的裂纹分布图,在岩石―水泥砂浆交界面上既 有拉伸微裂纹又有剪切微裂纹,这表明当倾角为 15毅 时,沿交界面发生的破坏既有拉伸应力的作用又有剪 切应力的作用. 因此,此时的破坏可认为是沿交界面 的拉―剪破坏,此时计算得到的“抗拉冶强度与交界面 的拉伸与剪切强度有关. 从表 4 中也可以清楚地看 到,当 兹 = 15毅,30毅,45毅时,拉伸裂纹和剪切裂纹都存 在,并且随着 兹 的增大剪切微裂纹的比例也越来越大, 这表明随着 兹 的增大,沿交界面发生的断裂越来越表 现为剪切断裂,交界面的剪切强度对计算“抗拉冶强度 影响越来越大. 当 兹 = 60毅,75毅,90毅时,如图 8(e)、(f)、 (g),水泥砂浆和岩石中出现了大量的黑色的拉伸微 裂纹,而在交界面上绝大部分是红色的剪切微裂纹,这 表明当 兹 = 60毅,75毅,90毅时,断裂表现为沿交界面的剪 切破坏和水泥砂浆(或岩石) 中的拉伸破坏的复合型 破坏,这点与上文提到的也基本一致. 此时,计算得到 图 10 不同方向下的位移矢量分布 郾 (a)兹 = 0毅;(b)兹 = 15毅;(c)兹 = 30毅;(d)兹 = 45毅;(e)兹 = 60毅;(f)兹 = 75毅;(g)兹 = 90毅 Fig. 10 Displacement vector distributions under different orientations: (a)兹 = 0毅;(b)兹 = 15毅;( c) 兹 = 30毅;( d) 兹 = 45毅;( e) 兹 = 60毅;( f) 兹 = 75毅; (g)兹 = 90毅 的“抗拉冶强度则由水泥砂浆(或岩石)的抗拉强度和 交界面的剪切强度决定. PFC 2D中通过颗粒位移矢量的分布情况能够确定 宏观裂纹的形成机理. 图 10 显示了岩石―水泥砂浆 交界面不同方向下的位移矢量分布,黑色箭头表示颗 粒的位移方向,长短表示位移的大小. 图 11 给出了 兹 = 0毅和 兹 = 15毅时的位移矢量分布的放大图,红色箭头 表 4 微观裂纹数目 Table 4 Number of microscopic cracks 倾角, 兹 / (毅) 总裂纹数 拉伸裂纹 剪切裂纹 总数 占比/ % 总数 占比/ % 0 135 125 92郾 6 10 7郾 4 15 144 94 65郾 3 50 34郾 7 30 160 97 60郾 6 63 39郾 4 45 129 65 50郾 4 64 49郾 6 60 289 242 83郾 7 47 16郾 3 75 287 248 86郾 4 39 13郾 6 90 268 261 97郾 4 7 2郾 6 图 9 兹 = 15毅裂纹分布放大图 Fig. 9 Enlarged view of crack distribution for 兹 = 15毅 表示宏观裂纹两侧颗粒的运动趋势,虚线表示运动趋 势沿宏观裂纹方向和垂直于宏观裂纹方向的两个位移 分量. 如图 11( a)所示,当 兹 = 0毅时,所有的颗粒由于 受到拉应力的作用呈相互背离的趋势向宏观裂纹的两 侧运动,当拉应力达到此处的抗拉强度时,形成拉伸微 裂纹. 因此,此角度时发生的宏观裂纹主要是拉应力 的作用结果. 当 兹 = 15毅时,如图 11( b),岩石颗粒和水 ·1300·
李夕兵等：考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 ·1301· 为沿交界面的拉-剪破坏 3.3水泥砂浆强度对破坏形式的影响 为了研究在巴西试验中，水泥砂浆强度对破坏行 为的影响，开展了一系列的数值模拟.包括了不同的 水泥砂浆的单轴压缩强度，分别为花岗岩单轴压缩强 度的0.150.20.3和0.4倍（简称强度比），其他参数 保持不变，表5显示了破坏形式.从表5中可以看出， 对于0=15°时，无论水泥砂浆的强度多大（本模拟范 围内)，始终发生沿交界面的拉-剪破坏，水泥砂浆中 不可能发生拉伸破坏.对于0=30°，当水泥砂浆的强 图118=0°和日=15°的位移矢量分布放大图.(a)6=0°： 度达到花岗岩强度的0.4倍时，水泥砂浆中出现拉伸 (b)0=15° 裂纹，并且在岩石中也出现了剪切裂纹.0=45°时，水 Fig.11 Enlarged view of displacement vector distributions for 泥砂浆的强度为花岗岩强度的0.3倍时，水泥砂浆中 0°and0=15°：(a)0=0°：(b)0=15° 就发生拉伸破坏.而0=60°时，水泥砂浆强度为0.15 泥砂浆颗粒的运动趋势都分解成沿宏观裂纹方向和垂 倍的花岗岩强度时，水泥砂浆中就有拉伸裂纹.总体 直于宏观裂纹方向的两个方向的位移分量.荷载作用 而言，当高强度的水泥砂浆与岩石的交界面与加载方 时，岩石与水泥砂浆颗粒在垂直于裂纹方向有相反方 向夹角日较大时，容易在水泥砂浆内发生拉伸破坏，组 向的运动趋势，表现为拉应力，当拉应力达到抗拉强 合试样发生复合型破坏 度，产生拉伸微裂纹.颗粒在沿裂纹方向上也有相反 4交界面抗拉强度对破坏形式影响 的运动趋势，表现为剪应力，当剪应力达到此处的抗剪 强度时，产生剪切微裂纹.最终，当相邻的裂纹相互搭 岩石-水泥砂浆交界面的抗拉强度往往由摩擦力 接时逐步形成宏观裂纹.因此，此角度下的破坏表现 和黏结力两部分组成：摩擦力受交界面粗糙程度的影 表5不同水泥砂浆强度的组合试样破坏形式 Table 5 Failure types of combined specimens with different cement-mortar strengths 强度比 0=150 0=30° 0=45° 0=60° 0.15 0.20 0.30 0.40
李夕兵等: 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 图 11 兹 = 0毅 和 兹 = 15毅 的位移矢量分布放大图 郾 ( a) 兹 = 0毅; (b)兹 = 15毅 Fig. 11 Enlarged view of displacement vector distributions for 兹 = 0毅and 兹 = 15毅: (a)兹 = 0毅;(b)兹 = 15毅 泥砂浆颗粒的运动趋势都分解成沿宏观裂纹方向和垂 直于宏观裂纹方向的两个方向的位移分量. 荷载作用 时,岩石与水泥砂浆颗粒在垂直于裂纹方向有相反方 向的运动趋势,表现为拉应力,当拉应力达到抗拉强 度,产生拉伸微裂纹. 颗粒在沿裂纹方向上也有相反 的运动趋势,表现为剪应力,当剪应力达到此处的抗剪 强度时,产生剪切微裂纹. 最终,当相邻的裂纹相互搭 接时逐步形成宏观裂纹. 因此,此角度下的破坏表现 为沿交界面的拉鄄鄄剪破坏. 3郾 3 水泥砂浆强度对破坏形式的影响 为了研究在巴西试验中,水泥砂浆强度对破坏行 为的影响,开展了一系列的数值模拟. 包括了不同的 水泥砂浆的单轴压缩强度,分别为花岗岩单轴压缩强 度的 0郾 15、0郾 2、0郾 3 和 0郾 4 倍(简称强度比),其他参数 保持不变,表 5 显示了破坏形式. 从表 5 中可以看出, 对于 兹 = 15毅时,无论水泥砂浆的强度多大(本模拟范 围内),始终发生沿交界面的拉鄄鄄 剪破坏,水泥砂浆中 不可能发生拉伸破坏. 对于 兹 = 30毅,当水泥砂浆的强 度达到花岗岩强度的 0郾 4 倍时,水泥砂浆中出现拉伸 裂纹,并且在岩石中也出现了剪切裂纹. 兹 = 45毅时,水 泥砂浆的强度为花岗岩强度的 0郾 3 倍时,水泥砂浆中 就发生拉伸破坏. 而 兹 = 60毅时,水泥砂浆强度为 0郾 15 倍的花岗岩强度时,水泥砂浆中就有拉伸裂纹. 总体 而言,当高强度的水泥砂浆与岩石的交界面与加载方 向夹角 兹 较大时,容易在水泥砂浆内发生拉伸破坏,组 合试样发生复合型破坏. 4 交界面抗拉强度对破坏形式影响 岩石鄄鄄水泥砂浆交界面的抗拉强度往往由摩擦力 和黏结力两部分组成:摩擦力受交界面粗糙程度的影 表 5 不同水泥砂浆强度的组合试样破坏形式 Table 5 Failure types of combined specimens with different cement鄄鄄mortar strengths ·1301·
·1302· 工程科学学报，第39卷，第9期 响：黏结力则来自于水泥砂浆中的水泥对岩石颗粒的 由图12可知，对于相同的角度0，粗糙交界面的 胶着特性.为了研究交界面摩擦力对破坏形式的影 强度最大，提高了配合比的交界面的强度次之，强度最 响，本文通过增加交界面粗糙度的方法来提高摩擦力： 小的是配合比较小的光滑交界面.当日=0°时，三种类 水刀切割岩石表面时，将岩石的表面处理成一定的粗 型的交界面都发生沿交界面的拉伸劈裂破坏，因此测 糙度，其他条件不变，开展了一系列试验.为了研究巴 得的最大拉伸应力均可认为是交界面的抗拉强度.也 西劈裂试验中交界面的黏结力对破坏行为的影响，在 就是说，提高水泥砂浆的配合比和增大交界面的粗糙 制作组合试样的过程中将水泥砂浆配合比水泥：砂子 度都能使交界面的抗拉强度提高，而且增大粗糙度的 的质量比由原来的1：4提高到了1：1.试验结果如图 方法使抗拉强度提高得更多. 12和表6所示：图12显示了含不同交界面的组合试 对于同一类型的交界面，测得的最大拉伸应力都 样的“抗拉”强度随日的变化趋势：表6显示了含不同 随着0的增大呈增大趋势.两种光滑交界面的“抗拉” 交界面的组合试样的破坏形式 强度变化趋势类似，而粗糙交界面的强度趋势却大有 3.9 不同.如图12所示，对于配合比不同的两种光滑交界 3.6 面，当0从0°变化到45时，最大拉伸应力随着0的增 30 大小幅增长，当0从45°变化为60°时，最大拉伸应力 72418 突然大幅增加，当0从60°变化到90°时，最大拉伸应 力小幅波动.0=60°是两种光滑交界面的最大拉伸应 力发生突增的一个临界角度.而对于粗糙的交界面， 52 当0从0°变化到15°时，最大拉伸应力立即出现突增 0.9 的现象，从15°到30°，最大拉伸应力又进一步大幅增 0.6 ◆-配合比1：4交界面光滑 ·一配合比1：1交界面光滑 加，从30°到90°，最大拉伸应力趋于稳定，在小范围内 0.3 。一配合比14交界面粗糙 0 波动.对于粗糙的交界面，最大拉伸应力发生突增的 15 30456075 90 交界面加截角，/) 临界角度减小到15°.可以得出：增大交界面粗糙度明 图12不同方向下含不同类型交界面的圆盘试件抗拉强度 显地减小了最大拉伸应力发生突增的临界角，而提高 Fig.12 Tensile strength of disc samples with different types of inter- 配合比的方法对临界角的影响并不大.这是因为增加 faces under different orientations 表面粗糙度对交界面的抗拉强度影响更大， 表6不同方向下含不同类型交界面的圆盘试件破坏形式 Table6 Fracture pattems of dise samples with different types of interfaces under different orientations 角度，0) 配比1：4光滑 配比1：1光滑 配比1：4粗糙 15 30 45 60
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 响;黏结力则来自于水泥砂浆中的水泥对岩石颗粒的 胶着特性. 为了研究交界面摩擦力对破坏形式的影 响,本文通过增加交界面粗糙度的方法来提高摩擦力: 水刀切割岩石表面时,将岩石的表面处理成一定的粗 糙度,其他条件不变,开展了一系列试验. 为了研究巴 西劈裂试验中交界面的黏结力对破坏行为的影响,在 制作组合试样的过程中将水泥砂浆配合比水泥颐 砂子 的质量比由原来的1颐 4提高到了 1 颐 1. 试验结果如图 12 和表 6 所示:图 12 显示了含不同交界面的组合试 样的“抗拉冶强度随 兹 的变化趋势;表 6 显示了含不同 交界面的组合试样的破坏形式. 图 12 不同方向下含不同类型交界面的圆盘试件抗拉强度 Fig. 12 Tensile strength of disc samples with different types of inter鄄 faces under different orientations 由图 12 可知,对于相同的角度 兹,粗糙交界面的 强度最大,提高了配合比的交界面的强度次之,强度最 小的是配合比较小的光滑交界面. 当 兹 = 0毅时,三种类 型的交界面都发生沿交界面的拉伸劈裂破坏,因此测 得的最大拉伸应力均可认为是交界面的抗拉强度. 也 就是说,提高水泥砂浆的配合比和增大交界面的粗糙 度都能使交界面的抗拉强度提高,而且增大粗糙度的 方法使抗拉强度提高得更多. 对于同一类型的交界面,测得的最大拉伸应力都 随着 兹 的增大呈增大趋势. 两种光滑交界面的“抗拉冶 强度变化趋势类似,而粗糙交界面的强度趋势却大有 不同. 如图 12 所示,对于配合比不同的两种光滑交界 面,当 兹 从 0毅变化到 45毅时,最大拉伸应力随着 兹 的增 大小幅增长,当 兹 从 45毅变化为 60毅时,最大拉伸应力 突然大幅增加,当 兹 从 60毅变化到 90毅时,最大拉伸应 力小幅波动. 兹 = 60毅是两种光滑交界面的最大拉伸应 力发生突增的一个临界角度. 而对于粗糙的交界面, 当 兹 从 0毅变化到 15毅时,最大拉伸应力立即出现突增 的现象,从 15毅到 30毅,最大拉伸应力又进一步大幅增 加,从 30毅到 90毅,最大拉伸应力趋于稳定,在小范围内 波动. 对于粗糙的交界面,最大拉伸应力发生突增的 临界角度减小到 15毅. 可以得出:增大交界面粗糙度明 显地减小了最大拉伸应力发生突增的临界角,而提高 配合比的方法对临界角的影响并不大. 这是因为增加 表面粗糙度对交界面的抗拉强度影响更大. 表 6 不同方向下含不同类型交界面的圆盘试件破坏形式 Table 6 Fracture patterns of disc samples with different types of interfaces under different orientations ·1302·
李夕兵等：考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 ·1303· 表6中质量配比1：4和1：1的光滑界面，加载角0 主导，而不再有拉伸占主导的拉-剪复合型破坏形式 为15°~45°时发生的破坏都是沿交界面的拉-剪破 这可能是因为本文研究的对象是含岩石-水泥砂浆交 坏，最终裂纹穿过试样中心并沿交界面贯穿整个试样. 界面的圆盘，交界面强度与岩石、水泥砂浆的抗拉强度 结合图12，随着交界面抗拉强度的增大（质量配比1：4 的差别远大于片麻岩中层理面强度与岩石基质强度的 的粗糙界面，加载角15°)或0的增大（质量配比1：4和 差别. 1:1的光滑界面，加载角0为60)，一些拉伸裂纹在水 泥砂浆中萌发发展，最终导致更为复杂的复合型破坏. 5结论 对于粗糙的交界面，当0=30°时，除了交界面的拉-剪 (1)对于配合比为1：4的光滑交界面，拉伸强度受 裂纹和水泥砂浆中的拉伸裂纹，岩石中出现由于加载 交界面方向影响.当0从0°变化到90°的过程中，交界 端的应力集中而产生的剪切裂纹；随着6的进一步增 面的“抗拉”强度逐渐增大.当15°≤0≤45时“抗拉” 加，岩石中不再是剪切裂纹，而是出现了拉伸裂纹.此 强度小幅增长，在角度θ=60°时“抗拉”强度发生突增 外，在粗糙交界面的破坏中，如加载角为60°时，当岩 现象 石和水泥砂浆中的拉伸裂纹接近贯通时，不会直接贯 (2)对于配合比为1：4的光滑交界面，交界面的方 通，而是会沿着粗糙交界面的锯齿贯通，这可能是因为 向对裂纹萌发、扩展、破坏形式都有影响.当0从0°变 锯齿作为一个薄弱面更容易贯通. 化至45°的过程中，试样的破坏形式从沿交界面的拉 基于上述3组试验结果，归纳总结出了含有岩石- 伸破坏变化为沿交界面的拉-剪破坏.当0=60°，75° 水泥砂浆交界面的巴西试验的典型破坏模式分区图， 和90时，复合型断裂由水泥砂浆、岩石中的拉伸破坏 如图13所示.由图13可知，纯拉伸破坏只出现在0= 和交界面的剪切破坏组成 0°的时候.本文总结了五种典型的破坏形式，也在图 (3)为了研究交界面的抗拉强度对“拉伸”强度和 13中标出：A为沿交界面的纯拉伸破坏：B为沿交界面 破坏形式的影响，分别采取提高水泥砂浆中水泥用量 的拉-剪破坏：C为复合型破坏（交界面拉剪和水泥砂 和增大交界面粗糙度两种方法，并进行了试验研究. 浆的拉伸)；D为复合型破坏（交界面拉剪、岩石内的 结果发现，提高水泥砂浆的配合比和增大交界面的粗 剪切和水泥砂浆内的拉伸)：E为复合型破坏（交界面 糙度都提高了交界面的抗拉强度，而且增大粗糙度的 的剪切和岩石、水泥砂浆内的拉伸).从图中可以看 方法使抗拉强度提高得更多.无论哪种交界面，“抗 到，在含交界面的巴西劈裂试验中，由于岩石交界面的 拉”强度都随着θ的增大而逐渐增大，并且都存在这一 方向效应使得岩体的破坏也呈现了明显的各向异性， 个发生强度突增的临界角.提高水泥含量对临界角影 其中复杂的破坏形式非常多见，拉-剪复合破坏形式 响不大，而增大粗糙度使得临界角从60°减小到15°. 最为常见 (4)通过系列试验得到了含岩石一水泥砂浆交界 ① 面的巴西劈裂试验结果的典型破坏形式的分布，拉- 复合型破坏⑨ 剪复合破坏形式最为常见.增大交界面粗糙度对破坏 © 形式的影响比提高水泥砂浆配合比的影响大得多 参考文献 A 拉伸破坏® [1]Yan F,Feng X T,Chen R,et al.Dynamic tensile failure of the 拉-剪破坏 rock interface between tuff and basalt.Rock Mech Rock Eng, 0153045607590 2012,45(3):341 交界面加载角， [2]Zuo J P,Xie H P,Wu A M,et al.Investigation on failure mech- anisms and mechanical behaviors of deep coal-rock single body and combined body.Chin J Rock Mech Eng,2011,30(1):84 ⑧ ⊙ (左建平，谢和平，吴爱民，等.深部煤岩单体及组合体的破 ① 环机制与力学特性研究.岩石力学与工程学报，2011,30 图13巴西盘试验的典型破坏形式 (1):84) Fig.13 Typical failure modes in Brazilian tests [3]Zuo J P,Pei J L,Liu J F,et al.Investigation on acoustic emis- 与Tan等[]研究所得到的含层理构造的片麻岩 sion behavior and its time-space evolution mechanism in failure 巴西试验典型的破坏形式不同的是，对于含岩石一水 process of coal-rock combined body.Chin J Rock Mech Eng, 2011,30(8):1564 泥砂浆交界面的巴西圆盘，当0=90°时，不仅只有岩 (左建平，裴建良，刘建锋，等.煤岩体破裂过程中声发射行 石基质中发生拉伸破坏，交界面也产生了裂纹.而且， 为及时空演化机制.岩石力学与工程学报，2011,30(8)： 在拉-剪复合破坏中，基本上都由交界面的剪切破坏 1564)
李夕兵等: 考虑岩石交界面方向效应的巴西劈裂试验研究 表 6 中质量配比 1颐 4和 1颐 1的光滑界面,加载角 兹 为 15毅 ~ 45毅时发生的破坏都是沿交界面的拉鄄鄄 剪破 坏,最终裂纹穿过试样中心并沿交界面贯穿整个试样. 结合图 12,随着交界面抗拉强度的增大(质量配比 1颐 4 的粗糙界面,加载角 15毅)或 兹 的增大(质量配比 1颐 4和 1颐 1的光滑界面,加载角 兹 为 60毅),一些拉伸裂纹在水 泥砂浆中萌发发展,最终导致更为复杂的复合型破坏. 对于粗糙的交界面,当 兹 = 30毅时,除了交界面的拉鄄鄄剪 裂纹和水泥砂浆中的拉伸裂纹,岩石中出现由于加载 端的应力集中而产生的剪切裂纹;随着 兹 的进一步增 加,岩石中不再是剪切裂纹,而是出现了拉伸裂纹. 此 外,在粗糙交界面的破坏中,如加载角为 60毅时,当岩 石和水泥砂浆中的拉伸裂纹接近贯通时,不会直接贯 通,而是会沿着粗糙交界面的锯齿贯通,这可能是因为 锯齿作为一个薄弱面更容易贯通. 基于上述 3 组试验结果,归纳总结出了含有岩石鄄鄄 水泥砂浆交界面的巴西试验的典型破坏模式分区图, 如图 13 所示. 由图 13 可知,纯拉伸破坏只出现在 兹 = 0毅的时候. 本文总结了五种典型的破坏形式,也在图 13 中标出:A 为沿交界面的纯拉伸破坏;B 为沿交界面 的拉鄄鄄剪破坏; C 为复合型破坏(交界面拉剪和水泥砂 浆的拉伸);D 为复合型破坏(交界面拉剪、岩石内的 剪切和水泥砂浆内的拉伸);E 为复合型破坏(交界面 的剪切和岩石、水泥砂浆内的拉伸). 从图中可以看 到,在含交界面的巴西劈裂试验中,由于岩石交界面的 方向效应使得岩体的破坏也呈现了明显的各向异性, 其中复杂的破坏形式非常多见,拉鄄鄄 剪复合破坏形式 最为常见. 图 13 巴西盘试验的典型破坏形式 Fig. 13 Typical failure modes in Brazilian tests 与 Tan 等[15]研究所得到的含层理构造的片麻岩 巴西试验典型的破坏形式不同的是,对于含岩石―水 泥砂浆交界面的巴西圆盘,当 兹 = 90毅时,不仅只有岩 石基质中发生拉伸破坏,交界面也产生了裂纹. 而且, 在拉鄄鄄剪复合破坏中,基本上都由交界面的剪切破坏 主导,而不再有拉伸占主导的拉鄄鄄剪复合型破坏形式. 这可能是因为本文研究的对象是含岩石鄄鄄水泥砂浆交 界面的圆盘,交界面强度与岩石、水泥砂浆的抗拉强度 的差别远大于片麻岩中层理面强度与岩石基质强度的 差别. 5 结论 (1)对于配合比为 1颐 4的光滑交界面,拉伸强度受 交界面方向影响. 当 兹 从 0毅变化到 90毅的过程中,交界 面的“抗拉冶强度逐渐增大. 当 15毅臆兹臆45毅时“抗拉冶 强度小幅增长,在角度 兹 = 60毅时“抗拉冶强度发生突增 现象. (2)对于配合比为 1颐 4的光滑交界面,交界面的方 向对裂纹萌发、扩展、破坏形式都有影响. 当 兹 从 0毅变 化至 45毅的过程中,试样的破坏形式从沿交界面的拉 伸破坏变化为沿交界面的拉鄄鄄 剪破坏. 当 兹 = 60毅,75毅 和 90毅时,复合型断裂由水泥砂浆、岩石中的拉伸破坏 和交界面的剪切破坏组成. (3)为了研究交界面的抗拉强度对“拉伸冶强度和 破坏形式的影响,分别采取提高水泥砂浆中水泥用量 和增大交界面粗糙度两种方法,并进行了试验研究. 结果发现,提高水泥砂浆的配合比和增大交界面的粗 糙度都提高了交界面的抗拉强度,而且增大粗糙度的 方法使抗拉强度提高得更多. 无论哪种交界面,“抗 拉冶强度都随着 兹 的增大而逐渐增大,并且都存在这一 个发生强度突增的临界角. 提高水泥含量对临界角影 响不大,而增大粗糙度使得临界角从 60毅减小到 15毅. (4)通过系列试验得到了含岩石―水泥砂浆交界 面的巴西劈裂试验结果的典型破坏形式的分布,拉鄄鄄 剪复合破坏形式最为常见. 增大交界面粗糙度对破坏 形式的影响比提高水泥砂浆配合比的影响大得多. 参 考 文 献 [1] Yan F, Feng X T, Chen R, et al. Dynamic tensile failure of the rock interface between tuff and basalt. Rock Mech Rock Eng, 2012, 45(3): 341 [2] Zuo J P, Xie H P, Wu A M, et al. Investigation on failure mech鄄 anisms and mechanical behaviors of deep coal鄄鄄 rock single body and combined body. Chin J Rock Mech Eng, 2011, 30(1): 84 (左建平, 谢和平, 吴爱民, 等. 深部煤岩单体及组合体的破 坏机制与力学特性研究. 岩石力学与工程学报, 2011, 30 (1): 84) [3] Zuo J P, Pei J L, Liu J F, et al. Investigation on acoustic emis鄄 sion behavior and its time鄄鄄 space evolution mechanism in failure process of coal鄄鄄 rock combined body. Chin J Rock Mech Eng, 2011, 30(8): 1564 (左建平, 裴建良, 刘建锋, 等. 煤岩体破裂过程中声发射行 为及时空演化机制. 岩石力学与工程学报, 2011, 30 (8 ): 1564) ·1303·
·1304· 工程科学学报，第39卷，第9期 [4]Hondros G.The evaluation of Poisson's ratio and the modulus of [14]Tavallali A,Vervoort A.Effect of layer orientation on the failure materials of a low tensile resistance by the Brazilian (indirect ten- of layered sandstone under Brazilian test conditions.Int Rock sile)test with particular reference to concrete.Aust Appl Sci, Mech Min Sci,2010,47(2):313 1959,10(3):243 [15 Tan X,Konietzky H,Fruhwirt T,et al.Brazilian tests on trans- [5]Li D Y,Wong L N Y.The Brazilian dise test for rock mechanics versely isotropic rocks:laboratory testing and numerical simula- applications:review and new insights.Rock Mech Rock Eng, tions.Rock Mech Rock Eng,2015,48(4):1341 2013,46(2):269 [16]Tan X,Konietzky H.Brazilian split tests and numerical simula- [6]Colback PS B.An analysis of brittle fracture initiation and propa- tion by discrete element method for heterogeneous gneiss with gation in the Brazilian test /1st ISRM Congress.Lisbon,1966 bedding structure.Chin Rock Mech Eng,2014,33(5):938 [7]Hudson J A.Tensile strength and the ring test.Int Rock Mech (谭鑫，HEINZ Konietzky..含层理构造的非均质片麻岩巴西 Min Sci Geomechanics Abstracts,1969,6(1):91 劈裂试验及离散单元法数值模拟研究.岩石力学与工程学 [8]ISRM.Suggested methods for determining tensile strength of rock 报，2014,33(5)：938) materials.Int J Rock Mech Min Sci Geomech Abstr,1978,15:99 [17]Liu Y S,Fu H L,Rao J Y,et al.Research on Brazilian dise [9]Wang QZ,Wu LZ.Determination of elastic modulus,tensile splitting tests for anisotropy of slate under influence of different strength and fracture toughness of britle rocks by using flattened bedding orientations.Chin J Rock Mech Eng,2012,31(4): Brazilian disk specimen-Part ll:experimental results.Chin 785 Rock Mech Eng,2004,23(2)199 (刘运思，傅鹤林，饶军应，等。不同层理方位影响下板岩各 (王启智，吴礼舟.用平台巴西圆盘试样确定跪性岩石的弹 向异性巴西圆盘劈裂试验研究.岩石力学与工程学报， 性模量、拉伸强度和断裂韧度一第二部分：试验结果.岩石 2012,31(4):785) 力学与工程学报，2004,23(2)：199) [18]Liu K D.Liu Q S.Zhu Y G.et al.Experimental study of coal [10]Wang Q Z,Jia X M.Determination of elastic modulus,tensile considering directivity effect of bedding plane under Brazilian strength and fracture toughness of brittle rocks by using flattened splitting and uniaxial compression.Chin J Rock Mech Eng, Brazilian disk specimen-Part I:analytical and numerical re. 2013,32(2):308 sults.Chin J Rock Mech Eng,2002,21(9):1285 (刘恺德，刘泉声，朱元广，等。考虑层理方向效应煤岩巴西 (王启智，贾学明.用平台巴西圆盘试样确定脆性岩石的弹 劈裂及单轴压缩试验研究.岩石力学与工程学报，2013,32 性模量、拉伸强度和断裂韧度一第一部分：解析和数值结 (2):308) 果.岩石力学与工程学报，2002,21(9)：1285) [19]Liu X H,Dai F.Liu J F,et al.Brazilian splitting tests on coal [11]Gong FQ,Li X B.Analytical algorithm to estimate tensile mod- rock considering bedding direction under static and dynamic load- ulus in Brazilian disk splitting tests.Chin Rock Mech Eng, ing rate.Chin J Rock Mech Eng,2015,34(10):2098 2010,29(5):881 (刘晓辉，戴峰，刘建锋，等.考虑层理方向煤岩的静动巴西 (宫凤强，李夕兵.巴西圆盘劈裂试验中拉伸模量的解析算 劈裂试验研究.岩石力学与工程学报，2015,34(10)：2098) 法.岩石力学与工程学报，2010,29(5)：881) [20]Zhou J.Chi Y,Chi Y W,et al.The method of particle flow and [12]Zhou Z L,Ma G W,Li X B.Dynamic Brazilian splitting and PFC2D code.Rock Soil Mech,2000,21(3):271 spalling tests for granite//11th ISRM Congress.Lisbon,2007 (周健，池永，池毓蔚，等.颗粒流方法及P℉C2D程序.岩 [13]Istvan J A,Evans L J,Weber J H,et al.Rock mechanics for 土力学，2000,21(3)：271) gas storage in bedded salt cavems.Int J Rock Mech Min Sci, [21]Cho N.Martin C D.Sego D C.A clumped particle model for 1997,34(34):142.e1 rock.Int J Rock Mech Min Sci,2007,44(7):997
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