不同圍壓下花崗巖破裂機(jī)制及形狀效應(yīng)的離散元研究

黃 鋒,李天勇,高嘯也,楊 翔,林 志

(1.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074; 2.重慶交通大學(xué) 山區(qū)橋梁與隧道工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，重慶 400074; 3.重慶建工市政交通工程有限責(zé)任公司，重慶 400021)

花崗巖是巖漿在地表以下凝結(jié)形成的火成巖，通常具有強(qiáng)度高、硬度大和脆性強(qiáng)等特征。因此，當(dāng)在深埋、高應(yīng)力花崗巖地層中進(jìn)行地下洞室開挖時(shí)，經(jīng)常發(fā)生巖爆、層裂、板裂等形式的圍巖失穩(wěn)現(xiàn)象，嚴(yán)重影響施工進(jìn)度，威脅施工安全[1-2]。隧道圍巖失穩(wěn)問題本質(zhì)上是巖石在二次應(yīng)力場作用下由細(xì)觀損傷發(fā)展至宏觀破裂的漸進(jìn)過程。宏觀層面上，花崗巖由于受風(fēng)化程度不同，力學(xué)性質(zhì)離散性大(且地域特征明顯);微觀層面上，花崗巖內(nèi)部存在較多初始微裂紋，不同形狀條件下裂紋擴(kuò)展、聚合規(guī)律差異較大，進(jìn)而導(dǎo)致力學(xué)參數(shù)和微觀破裂機(jī)制具有顯著的形狀效應(yīng)[3]。因此，為了準(zhǔn)確分析隧道圍巖穩(wěn)定性，有必要結(jié)合具體工程，開展不同加載及不同形狀條件下花崗巖的宏-細(xì)觀力學(xué)參數(shù)及其破壞特征研究[4]。

目前，該類問題的主要研究方法集中在室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬2個(gè)方面。室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)是研究巖石變形破壞機(jī)理最為重要的手段之一，不同學(xué)者針對不同問題進(jìn)行了大量研究。周輝等[4]通過三軸壓縮試驗(yàn)和破裂面電鏡掃描測試，研究了不同圍壓下花崗巖脆性破壞特征與力學(xué)機(jī)制;李新平等[5]通過對隧道施工現(xiàn)場采集大理巖進(jìn)行常規(guī)三軸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)大理巖的強(qiáng)度變形及破壞機(jī)制受圍壓影響比較明顯;楊圣奇等[6]通過對同直徑不同長度的大理巖試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，研究了尺寸對巖石強(qiáng)度和變形特性以及破壞形式的影響規(guī)律;黃彥華等[7]運(yùn)用變頻動態(tài)加載巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)對相同直徑、不同長度的花崗巖試樣進(jìn)行中低應(yīng)變率范圍內(nèi)的加載試驗(yàn)，研究了尺寸對花崗巖強(qiáng)度、峰值應(yīng)變、彈性模量的影響?？偟膩碚f，巖石試驗(yàn)研究主要是以巖石宏觀變形破壞特性為主，對于巖石內(nèi)部的微觀破裂機(jī)制研究卻十分困難。而以PFC為代表的離散元數(shù)值模擬方法，可以較好的模擬巖石由微觀到宏觀的破裂過程，加上研究成本低、周期短等特點(diǎn)，在相關(guān)領(lǐng)域已經(jīng)得到了廣泛關(guān)注。劉洪磊等[8]采用PFC2D模擬試驗(yàn)，探討了單軸壓縮下的荷載大小和聲發(fā)射累積次數(shù)的變化關(guān)系;李曉鋒等[9]通過PFC軟件從細(xì)觀角度研究了節(jié)理巖石的裂隙擴(kuò)展、能量轉(zhuǎn)化等特性;BAHRANI N等[10]運(yùn)用PFC軟件研究了巖石在約束條件下強(qiáng)度特性及失效過程，并采用標(biāo)定的方法獲得了顆粒狀巖石的微觀性質(zhì);伊小濤等[11]通過離散元軟件模擬不同長徑比巖石的單軸和三軸壓縮試驗(yàn)，分析了長徑比和圍壓對巖石試樣破壞過程、破壞形態(tài)、應(yīng)力-應(yīng)變曲線和破壞過程中能量轉(zhuǎn)移的影響;靖洪文等[12]以室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果為根據(jù)，借助PFC軟件探究了損傷巖樣單軸強(qiáng)度衰減的尺寸效應(yīng);SCHOLTS L等[13]運(yùn)用離散元軟件對真實(shí)的三軸試驗(yàn)進(jìn)行了仿真模擬，并研究了尺寸效應(yīng)對煤強(qiáng)度的影響。

因此，采用巖石力學(xué)試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法相結(jié)合的方法，可以發(fā)揮各自的優(yōu)勢，研究結(jié)果更加可靠，對研究巖石宏-細(xì)變形破壞機(jī)制是一個(gè)合理的選擇[14]。以港珠澳大橋連接線南灣隧道工程為背景，通過現(xiàn)場鉆芯取樣進(jìn)行不同圍壓條件下的室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)，以獲得花崗巖的宏觀力學(xué)參數(shù)及破裂機(jī)制;在此基礎(chǔ)上，建立離散元分析模型，通過與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果的對比分析，探討微觀層面上花崗巖的變形破裂機(jī)制;最后，通過改變數(shù)值模型中巖石試樣的長徑比，研究花崗巖力學(xué)參數(shù)與破壞特征的形狀效應(yīng)問題。

1 室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)

1.1 試件取樣

港珠澳大橋連接線工程的南灣隧道，位于珠海市保稅區(qū)，經(jīng)銀坑水庫以西穿越將軍山。隧道左線長3 644 m，右線長3 648 m，隧道最大埋深約130 m。選取隧道左線里程ZK7+750～ZK7+790區(qū)段為研究對象，隧道與斷層破碎帶相交，地質(zhì)縱斷面如圖1所示。該隧道區(qū)域內(nèi)主要為巖漿侵入體巖基構(gòu)造分布區(qū)，主要巖石地層為燕山二、三期侵入的花崗巖、閃長巖類巖石，巖石類型主要為二期以石英閃長巖為代表;三期以花崗巖、黑云母斑狀花崗巖和二長花崗巖。室內(nèi)試驗(yàn)采用的花崗巖試樣，取自區(qū)段內(nèi)3個(gè)不同里程位置的附近，獲得的部分試樣如圖2所示。然后，在室內(nèi)進(jìn)行端面切割、磨平，試件最終尺寸為直徑D=50 mm，長度L=100 mm(長徑比L/D=2.0)。

圖2 部分巖石試樣Fig.2 Some of rock specimens

1.2 試驗(yàn)方法

室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)，采用的是中國科學(xué)院研制的RMT-150C巖石三軸壓縮試驗(yàn)儀，如圖3所示。該試驗(yàn)系統(tǒng)軸向壓力傳感器量程為2 000 kN，軸向位移傳感器量程為200 mm。結(jié)合實(shí)際工程中隧道開挖后的二次應(yīng)力場量級，試驗(yàn)中采用的圍壓等級分別為0(無圍壓)，2.5(低圍壓)，7.5(中圍壓)和15 MPa(高圍壓)4種情況。單軸壓縮試驗(yàn)中(無圍壓)，以0.005 mm/s施加軸向位移至試件破壞;三軸壓縮試驗(yàn)中，先以0.05 MPa/s的速度同時(shí)施加側(cè)向壓力和軸向壓力至設(shè)定圍壓值，然后保持圍壓不變，再以0.005 mm/s的速度施加軸向荷載直至試件完全破壞[15]。

圖3 巖石三軸試驗(yàn)設(shè)備Fig.3 Triaxial test equipment for rock

2 PFC離散元數(shù)值模擬試驗(yàn)

2.1 數(shù)值模型

(1)巖石宏-細(xì)觀破裂機(jī)制。

離散元數(shù)值模擬，采用商業(yè)軟件PFC2D進(jìn)行。為了與室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行比較分析，模擬花崗巖試件的尺寸設(shè)置為:直徑D=50 mm，長度L=100 mm，如圖4所示。模型內(nèi)部初始孔隙率設(shè)置為0.1，粒徑大小為0.40～0.66 mm，模型中產(chǎn)生顆?？偭繛? 844。在離散元數(shù)值模型中，模擬試件的加載是通過對模型頂部的剛性墻體施加位移而實(shí)現(xiàn)的。經(jīng)過模擬試算，選取墻體的加載速度為1.5×10-9m/step。數(shù)值模擬試驗(yàn)與室內(nèi)試驗(yàn)條件相同，采用1組單軸加載試驗(yàn)及3組不同圍壓的三軸加載試驗(yàn)。圍壓通過伺服方法控制側(cè)面剛性墻體的運(yùn)動達(dá)到設(shè)置要求。

圖4 巖石三軸加載試驗(yàn)的離散元模型Fig.4 Discrete element model for triaxial loading test of rock

(2)巖石變形破壞的形狀效應(yīng)。

一般來說，對于直徑相同、長度不同的巖石試樣，其變形和強(qiáng)度特性具有顯著差異的現(xiàn)象，稱之為巖石的形狀效應(yīng)[16]。對不同形狀的巖石試樣，建立相應(yīng)的數(shù)值模型，模擬單軸及不同圍壓條件下的三軸試驗(yàn)，研究不同圍壓條件下形狀對巖石物理力學(xué)參數(shù)、變形及破壞模式的影響。模擬花崗巖試件，如圖5所

示，試件直徑D保持50 mm不變，通過變化試件長度L，分別考慮了長徑比L/D為0.6，1.0，2.0和3.0的4種情況。該模擬試驗(yàn)的邊界條件及加載速率等因素與上文相同。不同形狀試件的數(shù)值模擬試驗(yàn)，采用與室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)一樣的圍壓等級進(jìn)行。

圖5 不同長徑比的花崗巖數(shù)值模型Fig.5 Granite numerical models with different ratio between length and diameter

2.2 計(jì)算參數(shù)

目前，離散元模型所采用的細(xì)觀參數(shù)與室內(nèi)試驗(yàn)所得的巖體宏觀力學(xué)參數(shù)之間尚未建立明確的量化關(guān)系。因此，為獲得合理的細(xì)觀參數(shù)，常需要選用不同的細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行模擬試算，將試算所得模擬結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析，直到模擬結(jié)果的宏觀力學(xué)參數(shù)及破壞形態(tài)與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果相似，則可認(rèn)為試算所用的細(xì)觀參數(shù)是合理的[17-18]。

通過調(diào)整細(xì)觀參數(shù)，再進(jìn)行反復(fù)試算，在對其中某一組細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行計(jì)算時(shí)，得到了不同圍壓下離散元數(shù)值計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)所得的具體宏觀力學(xué)參數(shù)較為接近，見表1。單軸壓縮作用下峰值強(qiáng)度誤差為24.1%，峰值應(yīng)變誤差為13.5%，彈性模量誤差為16.6%;三軸壓縮作用下峰值強(qiáng)度最大誤差為8.6%，峰值應(yīng)變最大誤差為21%，彈性模量最大誤差為13.8%。因此，認(rèn)為用此巖石細(xì)觀參數(shù)計(jì)算是合理的，具體參數(shù)見表2。

表1 數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)的結(jié)果對比分析Table 1 Comparison of results between numerical simulations and laboratory tests

表2 數(shù)值模型采用的細(xì)觀力學(xué)參數(shù)Table 2 Micro mechanical parameters employed for the numerical model

3 不同圍壓條件下花崗巖變形破壞機(jī)理

3.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

采用室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)和離散元數(shù)值模擬，分別獲得了不同圍壓條件下，花崗巖試件的偏應(yīng)力與軸向應(yīng)變的變化曲線，如圖6所示?？傮w上，數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線比較相似，包括峰值強(qiáng)度與應(yīng)變都基本一致，表明采用離散元軟件作為巖石變形破壞機(jī)理的分析手段是可靠的。同時(shí)，也可以注意到，在圍壓為0，2.5及7.5 MPa的情況下，室內(nèi)試驗(yàn)均有明顯的初始壓密階段，而模擬的結(jié)果卻并沒有該階段。這是由于離散元模型是由顆粒組成，雖然具有明顯的非均勻性，但是難以反應(yīng)出真實(shí)的微裂紋，因此并未出現(xiàn)初期壓密變形階段。

圖6 不同圍壓條件下巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.6 Comparison of rock stress-strain curves under different confining pressure

不同圍壓條件下，室內(nèi)試驗(yàn)和離散元數(shù)值模擬得到的巖石峰值強(qiáng)度對比，如圖7所示?？梢钥闯?，巖石試件隨圍壓的增加，其峰值強(qiáng)度顯著增加;當(dāng)圍壓從0 MPa升至2.5 MPa，其峰值強(qiáng)度增幅較大，之后峰值強(qiáng)度的增幅相對平緩趨于收斂，可見圍壓對于試件的峰值強(qiáng)度影響較大，且模擬試驗(yàn)結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果比較接近，反應(yīng)出了相同的規(guī)律[19]。

不同圍壓條件下，室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的巖石峰值應(yīng)變對比，如圖8所示?？梢钥闯觯瑤r石試件隨著圍壓的增加，其峰值應(yīng)變隨之增加，當(dāng)圍壓從0 MPa增加到2.5 MPa時(shí)，峰值應(yīng)變增加的幅度最大，之后隨著圍壓增大，峰值應(yīng)變逐漸趨于平緩，這與圍壓對峰值強(qiáng)度的影響規(guī)律相似。

圖8 不同圍壓條件下的峰值應(yīng)變對比Fig.8 Result comparison of rock peak strain under different confining pressure

不同圍壓條件下，將室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的巖石彈性模量對比分析，如圖9所示。可以看出，室內(nèi)試驗(yàn)中圍壓作用下花崗巖試件內(nèi)部微裂紋逐漸被壓密，從而增大了巖石的密實(shí)度，花崗巖彈性模量隨圍壓的增大而增加;然而，離散元模型中雖然也具有明顯的不均勻性且存在缺陷，但是內(nèi)部并不存在微裂紋，圍壓并未使巖石的密實(shí)度增大，因而彈性模量隨圍巖變化并不明顯。

圖9 不同圍壓條件下巖石彈性模量對比Fig.9 Result comparison of rock elastic modulus under different confining pressure

3.2 裂紋擴(kuò)展

裂紋擴(kuò)展分析時(shí)，使用PFC程序自帶的Plot窗口，并編輯監(jiān)控代碼命令當(dāng)巖石達(dá)到某一應(yīng)變增量時(shí)輸出對應(yīng)狀態(tài)的裂紋分布圖，即可顯示裂紋的生成過程，同時(shí)統(tǒng)計(jì)相應(yīng)的裂紋數(shù)量。不同圍壓條件下，巖石試樣內(nèi)裂紋數(shù)量隨軸向應(yīng)變的變化曲線，如圖10所示?？梢钥闯?，巖石裂紋數(shù)量隨著軸向應(yīng)變的增加呈現(xiàn)出“S”型非線性增長，且在巖石到達(dá)峰值強(qiáng)度前后增長迅速。在圍壓等級為15 MPa作用下，不同應(yīng)變狀態(tài)時(shí)刻巖石內(nèi)部典型的裂紋分布(藍(lán)色為拉伸裂紋，紅色為剪切裂紋)，如圖11所示?？偟膩碚f，隨著圍壓的增大，對于巖石內(nèi)部的拉伸裂紋而言，由于受到水平方向的限制(需要克服圍壓產(chǎn)生的正應(yīng)力)而變得更加難以破壞，導(dǎo)致巖石最終破壞時(shí)需要更大的軸向應(yīng)力;對于巖石內(nèi)部的剪切裂紋而言，由于受到圍壓與軸向應(yīng)力共同提供正應(yīng)力，其裂紋摩擦力大于了試樣的黏聚力抑制了裂紋的滑移，軸向應(yīng)力在屈服過程中持續(xù)增加[20]。因此，隨著巖石試樣圍壓的增大，巖石峰值強(qiáng)度隨之增大，最終形成宏觀破裂時(shí)其內(nèi)部屈服區(qū)域增多，破壞時(shí)所需的能量也越大(軸向應(yīng)力、應(yīng)變得更大)，這導(dǎo)致巖石破碎程度更高、裂紋數(shù)量也越多。

圖10 巖石裂紋數(shù)量隨軸向應(yīng)變的變化曲線Fig.10 Various curves between crack number and axial strain of rock

圖11 圍壓15 MPa條件下不同應(yīng)變時(shí)巖石裂紋分布Fig.11 Rock cracks distribution with the different strain under the confining pressure of 15 MPa

將圖10中的軸向應(yīng)變采取相對變形值進(jìn)行處理(即分別除以各自的峰值應(yīng)變:巖石達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)所對應(yīng)的應(yīng)變值，定義為εp)，可以獲得巖石裂紋數(shù)量隨峰值應(yīng)變的變化曲線，如圖12所示。曲線大致可分為以下幾個(gè)階段:① 不同圍壓條件下的巖石幾乎都是在0.6εp左右時(shí)開始出現(xiàn)很少的裂紋，且當(dāng)軸向應(yīng)變ε<0.9εp左右時(shí)，試件處于線彈性階段，巖石內(nèi)部僅有少量裂紋且增長緩慢，且與圍壓關(guān)系不明顯;② 當(dāng)軸向應(yīng)變ε處于εp附近時(shí)(0.9εp<ε<1.1εp)，巖石內(nèi)部裂紋迅速增長，顯示出較明顯的脆性特征(應(yīng)力迅速下降，如圖6所示);③ 當(dāng)1.1εp<ε<1.3εp時(shí)，裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展，試件相繼進(jìn)入殘余變形階段，圍壓較小的試件裂紋趨于穩(wěn)定，而圍壓較大的試件裂紋持續(xù)增加呈近似線性;④ 當(dāng)1.3εp<ε時(shí)，不同圍壓下的巖石均已形成顯著的宏觀破裂面，除單軸壓縮以外，其余圍壓條件下巖石裂紋持續(xù)增長且不收斂。

圖12 巖石裂紋數(shù)量隨峰值軸向應(yīng)變的變化曲線Fig.12 Various curves between rock crack number and axial peak strain

3.3 最終破壞形態(tài)

不同圍壓條件下，室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬獲得的花崗巖試樣最終破壞形態(tài)對比分析(取軸向變形為1.3εp時(shí)對應(yīng)的裂紋分布)，如圖13所示。可以看出，不同圍壓條件下，室內(nèi)試驗(yàn)所得的花崗巖試件破壞模式與數(shù)值模擬的計(jì)算結(jié)果，是基本一致的;當(dāng)圍壓較小的情況(0和2.5 MPa)，巖石主要表現(xiàn)為沿軸向的劈裂破壞，而當(dāng)圍壓較大時(shí)(7.5和15 MPa)逐漸轉(zhuǎn)化為斜向的剪切破壞。

4 花崗巖變形破壞的形狀效應(yīng)

4.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

通過離散元數(shù)值模擬，得到不同圍壓條件下的巖石應(yīng)力-應(yīng)變過程，由于其變化規(guī)律類似，這里僅給出圍壓為15 MPa時(shí)不同長徑比巖石偏應(yīng)力與軸向應(yīng)變的變化曲線，如圖14所示?？梢钥闯觯瑤r石受壓過程中均未表現(xiàn)出巖石初期壓密階段，與上節(jié)所得結(jié)果相同;長徑比越大巖石峰值強(qiáng)度越低，且?guī)r石應(yīng)力峰值和破壞時(shí)刻對應(yīng)的軸向應(yīng)變也越小，即巖石脆性越顯著。

不同圍壓下，巖石峰值強(qiáng)度隨試樣長徑比的變化，如圖15所示。由圖可知:在不同圍壓條件下的花崗巖試件隨試件的長徑比L/D增大，峰值強(qiáng)度呈現(xiàn)整體下降的趨勢;圍壓越小時(shí)，巖石峰值強(qiáng)度降低幅度受長徑比的影響越小(曲線斜率越小)，反之圍壓越高，則影響越大(曲線斜率越大)。

圖13 巖石試件及離散元模型的破壞形態(tài)對比Fig.13 Comparison of failure pattern between rock specimens and discrete element model

圖14 圍壓15 MPa情況下巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.14 Stress-strain curves of rock under the confining pressure of 15 MPa

圖15 不同圍壓條件下巖石峰值強(qiáng)度隨長徑比的變化曲線Fig.15 Curves of peak strength variation with the ratio between length and diameter of rock under different confining pressure

不同圍壓條件下，數(shù)值模擬獲得巖石彈性模量隨長徑比的變化曲線，如圖16所示?？梢钥闯?，隨試件長徑比L/D增大，巖石彈性模量呈現(xiàn)線性增大的趨勢，但與圍壓之間的關(guān)系不明顯。這可能與離散元模型內(nèi)部的不均勻性有關(guān)，隨著試件的增大，試件的內(nèi)部缺陷增多，由此導(dǎo)致了試件的強(qiáng)度減弱;隨著試件長徑比的增加，試件脆性增強(qiáng)，因而彈性模量增大。

圖16 不同圍壓條件下巖石彈性模量隨長徑比的變化曲線Fig.16 Curves of elastic modulus variation with the ratio L/D of rock under different confining pressure

4.2 裂紋擴(kuò)展

單軸壓縮條件下(圍壓為0 MPa)，巖石試樣裂紋數(shù)量隨軸向應(yīng)變的變化曲線，如圖17所示(由4.2節(jié)的分析可知，在低圍壓條件下最終巖石裂紋數(shù)量趨于穩(wěn)定，故這里僅選取0 MPa的情況進(jìn)行分析)?？梢钥闯?，隨著試件長徑比的增加，巖石裂紋初始化、突變時(shí)刻對應(yīng)的軸向應(yīng)變值越小，而最終裂紋總數(shù)越大。

圖17 圍壓0 MPa時(shí)不同長徑比條件下巖石裂紋數(shù)量-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.17 Curves between crack number and strain of rock for different L/D ratios under the confining pressure of 0 MPa

將圖17中橫坐標(biāo)(軸向應(yīng)變)除以各自的峰值應(yīng)變εp，縱坐標(biāo)(裂紋數(shù)量)除以25 cm2(L/D=1試樣的縱斷面面積)，可以得到單位面積內(nèi)裂紋隨峰值軸向應(yīng)變的曲線，如圖18所示?？梢钥闯?① 隨著巖石長徑比L/D增大，裂紋開始出現(xiàn)、突變增長以及穩(wěn)定性收斂時(shí)所對應(yīng)的相對軸向應(yīng)變都更大;② 長徑比L/D<1.0時(shí)，最終單位面積裂紋數(shù)量隨著長徑比的變化不明顯，當(dāng)長徑比L/D=1.0時(shí)，其最終單位面積裂紋數(shù)量最大，當(dāng)長徑比L/D>1.0時(shí)，最終單位面積裂紋數(shù)量隨著長徑比增加而顯著減小。

圖18 巖石單位面積裂紋數(shù)量隨峰值軸向應(yīng)變的變化曲線Fig.18 Various curves between rock crack number per unit area and axial peak strain

當(dāng)巖石軸向變形為1.2εp時(shí)刻，不同長徑比試件內(nèi)部的拉伸裂紋和剪切裂紋占總裂紋的比例，如圖19所示?？梢钥闯觯?dāng)長徑比L/D=1.0時(shí)，拉伸裂紋所占比例最大，且圍壓越大越顯著，表明這種長徑比的巖石試驗(yàn)更加適合高地應(yīng)力條件下的隧道圍巖受拉破壞機(jī)理研究;而當(dāng)長徑比L/D=2.0時(shí)，剪切裂紋所占比例最大，且圍壓越小越顯著，表明這種長徑比的巖石試驗(yàn)結(jié)果更加適合低地應(yīng)力條件下的隧道圍巖受剪破壞機(jī)理研究。

圖19 不同形狀巖石試件內(nèi)部不同裂紋類型所占比例隨長徑比的變化Fig.19 Portions of different crack type in rock samples changes with the ratio between length and diameter

圖20 圍壓0 MPa下不同形狀巖石的最終破壞形態(tài)Fig.20 Final failure patterns of rock sample with different shape under the confining pressure of 0 MPa

圖21 圍壓15 MPa下不同形狀巖石的最終破壞形態(tài)Fig.21 Final failure patterns of rock sample with different shape under the confining pressure of 15 MPa

4.3 最終破壞形態(tài)

圍壓為0和15 MPa條件下的巖石最終破壞形態(tài)，分別如圖20和21所示。可以看出，① 當(dāng)長徑比L/D≤1.0時(shí)(L/D=0.6和1.0)，巖石破裂形態(tài)受圍壓的影響較小，裂紋主要沿豎向分布，巖石表現(xiàn)為以張拉破壞(軸向劈裂)為主。② 當(dāng)L/D>1.0時(shí)，巖石破裂形態(tài)受圍壓的影響較為顯著，對于長徑比L/D=2.0的巖石，隨著圍壓的增大試件由大面積的軸向裂紋逐漸轉(zhuǎn)化為1條60°左右的主裂紋，破壞以剪切破壞為主;當(dāng)長徑比L/D=3.0時(shí)，當(dāng)圍壓較大時(shí)試件的破壞面為上下2條60°左右的主破裂面，破壞以剪切破壞為主?？偟膩碚f，隨著巖石試樣長徑比的增加，巖石最終破裂形態(tài)受圍壓的影響越顯著，且破壞從以張拉破壞為主逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橐约羟衅茐臑橹鞯钠茐哪Ｊ健?/p>

5 結(jié) 論

(1)數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，總體上比較一致，但在低圍壓條件下，巖石變形初始階段試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)了壓密現(xiàn)象，而模擬中難以再現(xiàn)這一現(xiàn)象。

(2)數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)均表明，當(dāng)圍壓發(fā)生變化時(shí)，巖石試件的力學(xué)參數(shù)將發(fā)生明顯變化:隨著圍壓增大，巖石峰值強(qiáng)度及其應(yīng)變均顯著增加，而彈性模量則變化不明顯。

(3)數(shù)值模擬試驗(yàn)與室內(nèi)試驗(yàn)所得的巖石最終破裂形態(tài)，總體上比較一致，且數(shù)值模擬表明:不同圍壓條件下，巖石內(nèi)部裂紋數(shù)量隨著軸向變形的增加呈現(xiàn)“S”型曲線增長，當(dāng)軸向變形接近峰值應(yīng)變時(shí)裂紋出現(xiàn)突變增長，且僅當(dāng)圍壓較小時(shí)最終裂紋數(shù)量趨于收斂。

(4)隨著巖石試件長徑比的增大，其峰值強(qiáng)度有所減小且受圍壓影響明顯，彈性模量也明顯的增大但與圍壓的關(guān)系不顯著。

(5)當(dāng)巖石長徑比L/D<1.0時(shí)，單位面積內(nèi)的最終裂紋數(shù)量隨著長徑比的變化不明顯;當(dāng)巖石長徑比L/D=1.0時(shí)，其單位面積內(nèi)最終裂紋數(shù)量最大，且拉伸裂紋所占比例最大;當(dāng)長徑比L/D>1.0時(shí)，單位面積裂紋數(shù)量隨著長徑比增加而顯著減小;當(dāng)長徑比L/D=2.0時(shí)，剪切裂紋所占比例最大。

(6)當(dāng)長徑比L/D≤1.0時(shí)巖石破裂形態(tài)受圍壓的影響較小，當(dāng)L/D>1.0時(shí)受圍壓的影響較明顯;總體上，隨著巖石試樣長徑比的增加，巖石最終破裂形態(tài)逐漸從以張拉破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐哪Ｊ健?/p>