1、側(cè)向變形控制下的灰?guī)r破壞規(guī)律及其峰后本構(gòu)關(guān)系*王東1,2，王丁1,2，韓小剛1,2，周曉明1,2（1.四川大學(xué) 水力學(xué)與山區(qū)河流開(kāi)發(fā)保護(hù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610065；2.四川大學(xué)水利水電學(xué)院，四川 成都 610065)摘要：根據(jù)不同含水狀態(tài)（干燥和飽和）和不同圍壓條件下的灰?guī)r巖樣的三軸壓縮全程試驗(yàn)和峰后加卸載循環(huán)試驗(yàn)，分析干燥和飽水狀態(tài)灰?guī)r的變形破壞規(guī)律、圍壓對(duì)灰?guī)r峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度及破裂面角度的影響，研究灰?guī)r峰前、峰后強(qiáng)度與變形之間關(guān)系。結(jié)果表明：不同圍壓水平引起不同破壞方式，泡水使灰?guī)r的脆性增加；灰?guī)r的殘余強(qiáng)度與峰值強(qiáng)度相比很小，且隨峰后加卸載循環(huán)次數(shù)的增加繼續(xù)衰減；該類灰?guī)r在

2、低圍壓下產(chǎn)生拉剪組合破壞，導(dǎo)致其破裂角度較Coulomb 準(zhǔn)則預(yù)測(cè)值偏大，在高圍壓下發(fā)生完全剪切破壞，破裂角度與Coulomb 準(zhǔn)則計(jì)算結(jié)果吻合；巖石軸向應(yīng)力在峰值前是由其軸向應(yīng)變決定的，峰后則由側(cè)向變形控制，隨側(cè)向變形的增加逐漸衰減至殘余強(qiáng)度。在此基礎(chǔ)上建立了巖石本構(gòu)模型，并推導(dǎo)了分段的巖石應(yīng)力應(yīng)變函數(shù)。利用該模型對(duì)巖石應(yīng)力應(yīng)變?nèi)^(guò)程進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。關(guān)鍵詞：巖石力學(xué)；圍壓；泡水；側(cè)向變形；循環(huán)加載；峰后特性中圖分類號(hào)：TU452 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：ALimestone failure law and post-failure constitutive relation in

3、the control of lateral deformationWANG Dong1,2, WANG Ding1,2, HAN Xiaogang1,2,ZHOU Xiaoming1,2 (1.State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering, Sichuan University, Chengdu, Sichuan 610065,China; 2.College of Water Resource and Hydropower, Sichuan University, Chengdu, Sichuan 610

4、065,ChinaAbstract: Based on the mechanical tests of limestone which were conducted under different moisture conditions (fully saturated and dry) and different confining pressures , and the cyclic loading tests of broken limestone, analysis of the law of deformation and failure, the effect to peak an

5、d residual strength and angle of rupture brought by confining pressure, and the research on the law between strength and deformation of whole process were carried out. The study results show as follows: different confining pressure leads different form of failure, and pore water will strengthen the

6、brittleness of limestone. The residual strength is much smaller than the peak strength, and decreases as the cyclic loading. The form of failure about this classification of limestone is tension-shearing under low confining pressure which leads a higher angle of rupture, and fully shearing under hig

7、h confining pressure which leads a angle as Coulomb criterion .The axial stress is caused by axial strain before failure, but controlled by lateral strain after failure and decreases to the residual strength as the lateral strain increasing. Based on that, limestone constitutive model and stress-str

8、ain function were founded, which accord with the test results.Key words: rock mechanics; confining pressure; moisture; lateral deformation ;cyclic loading; post-failure behavior 深部煤炭資源是21世紀(jì)我國(guó)主體能源的后備力量。隨著開(kāi)采深度的增加，圍巖由淺部開(kāi)采中的彈性狀態(tài)逐漸進(jìn)入到峰后的塑性破壞狀態(tài)，導(dǎo)致工程災(zāi)害日趨增多，對(duì)深部資源的安全高效開(kāi)采造成了巨大威脅1。因此，深部資源開(kāi)采過(guò)程中所產(chǎn)生的巖石力學(xué)問(wèn)題已成為國(guó)內(nèi)外研

9、究的焦點(diǎn)2-8。深部開(kāi)采力學(xué)問(wèn)題就是研究開(kāi)采圍巖破壞后與支護(hù)系統(tǒng)相互作用達(dá)到二次穩(wěn)定的復(fù)雜力學(xué)問(wèn)題。而目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于巖石力學(xué)的研究，多集中于巖石峰前力學(xué)特性；損傷力學(xué)的引入較好的描述了巖石內(nèi)部裂紋擴(kuò)展對(duì)巖石強(qiáng)度的影響9-17，但欠缺對(duì)巖石宏觀裂紋產(chǎn)生后的強(qiáng)度描述。本文選取華北石炭二疊系煤田分布廣泛的大青灰?guī)r，進(jìn)行不同含水狀態(tài)（干燥和泡水飽和）的三軸壓縮全程試驗(yàn)和峰后加卸載循環(huán)試驗(yàn)，結(jié)合彈性力學(xué)、塑性力學(xué)和損傷力學(xué)理論，對(duì)灰?guī)r的強(qiáng)度、變形和破壞過(guò)程進(jìn)行了研究，以期為礦山深部開(kāi)采和類似巖土工程提供理論參考。1 試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)方法試驗(yàn)所用灰?guī)r巖樣取自河北省冀中能源股份有限責(zé)任公司葛泉煤礦8#煤頂板，

10、將8塊標(biāo)準(zhǔn)巖樣分為兩組，第一組做干燥狀態(tài)下的三軸壓縮試驗(yàn)，第二組做常溫常壓下飽水24h后的三軸壓縮試驗(yàn)。同時(shí)，利用三軸壓縮試驗(yàn)中破壞的巖樣再進(jìn)行峰后重復(fù)加卸載循環(huán)試驗(yàn)。試驗(yàn)利用四川大學(xué)水利水電學(xué)院的MTS815型電液伺服巖石力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)，對(duì)兩組巖樣分別進(jìn)行圍壓為5MPa、10MPa、15MPa和20MPa的三軸壓縮試驗(yàn)。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程由計(jì)算機(jī)同時(shí)按照時(shí)間間隔3s、軸向位移0.001mm和環(huán)向位移0.005mm的方式自動(dòng)采集記錄應(yīng)力-應(yīng)變過(guò)程中的軸向壓力、軸向位移、環(huán)向位移等數(shù)據(jù)。2 試驗(yàn)結(jié)果2.1 三軸壓縮試驗(yàn)對(duì)干燥灰?guī)r試樣進(jìn)行的三軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果如圖1所示。在灰?guī)r達(dá)到峰值強(qiáng)度前，應(yīng)力應(yīng)變曲線近似

11、為一條直線，其彈性模量幾乎不變。達(dá)到峰值強(qiáng)度后，低圍壓下試樣很快破壞，強(qiáng)度很快降至殘余強(qiáng)度，灰?guī)r發(fā)生脆性破壞，并伴有軸向應(yīng)變的彈性回彈；在圍壓較高的情況下，巖樣在達(dá)到峰值強(qiáng)度后發(fā)生了一個(gè)塑性屈服過(guò)程，其強(qiáng)度逐漸衰減，最后穩(wěn)定在殘余強(qiáng)度，灰?guī)r發(fā)生延性破壞。灰?guī)r的軸向峰值強(qiáng)度隨著圍壓的增加而升高，但增加的幅度逐漸減小；殘余強(qiáng)度隨圍壓變化規(guī)律與峰值強(qiáng)度類似，但在低圍壓下增加的幅度更快。圖1 干燥灰?guī)r三軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變?nèi)糖€Fig.1 Triaxial compression stress-strain curve of rock 2.2 破碎灰?guī)r循環(huán)加載試驗(yàn)將三軸壓縮試驗(yàn)壓壞的巖樣進(jìn)行峰后重復(fù)加卸載

12、試驗(yàn)，得到殘余強(qiáng)度和加卸載循環(huán)次數(shù)的關(guān)系如圖2所示，可以看出破壞后的灰?guī)r在干燥和飽水狀態(tài)下，其強(qiáng)度隨著加卸載循環(huán)的次數(shù)增加而逐漸降低，降低幅度達(dá)15%左右。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的整理，同時(shí)得到了灰?guī)r抗剪強(qiáng)度參數(shù)粘聚力c和內(nèi)摩擦角從破壞前到破壞后循環(huán)加載過(guò)程的變化曲線，如圖3所示。無(wú)論干燥還是飽水狀態(tài)，灰?guī)r破壞前后，抗剪強(qiáng)度指標(biāo)均大幅下降：干燥狀態(tài)下灰?guī)r試樣的粘聚力從破壞前的8.48Mpa經(jīng)歷破壞后下降到2.9Mpa，約為峰值的30%左右；內(nèi)摩擦角則從峰值時(shí)的48.16°下降為破壞后的28°，約為峰值的58%。巖樣在破壞后隨著循環(huán)加載次數(shù)的增加，其抗剪強(qiáng)度進(jìn)一步的降低，其中粘聚力在

13、經(jīng)歷一次峰后加卸載循環(huán)后，下降了17%，從2.9Mpa降為2.4Mpa，二次加卸載循環(huán)后降為2.1Mpa，第三次加卸載循環(huán)基本不再發(fā)生變化，保持在2.1Mpa左右；內(nèi)摩擦角在灰?guī)r破壞后，基本不隨加卸載循環(huán)而變化，維持在灰?guī)r破壞時(shí)的28°左右。（a）干燥試樣（b）飽水試樣圖2 灰?guī)r殘余強(qiáng)度與循環(huán)加載次數(shù)關(guān)系曲線Fig.2 Relation between residual strength and cyclic loading 另外，從圖3中還可以得出水對(duì)灰?guī)r峰前峰后抗剪強(qiáng)度的影響：水使灰?guī)r在峰值時(shí)的粘聚力下降到干燥狀態(tài)的50%，而在灰?guī)r破壞后與干燥狀態(tài)下灰?guī)r的峰后粘聚力基本相等；水對(duì)

14、于內(nèi)摩擦角的影響，無(wú)論是峰前還是峰后都不顯著。（a）粘聚力變化曲線（b）內(nèi)摩擦角變化曲線圖3 灰?guī)r抗剪強(qiáng)度參數(shù)變化曲線Fig.3 Variation curve of shear strength parameters2.3 巖石承載能力和破壞形式灰?guī)r的極限承載能力與圍壓的關(guān)系如圖4所示，可以發(fā)現(xiàn)灰?guī)r試樣的軸向承載能力隨圍壓增加逐漸增大，且在圍壓達(dá)到一定值時(shí)，軸向承載能力增加幅度減小。飽水狀態(tài)與干燥狀態(tài)下該值有所區(qū)別：干燥狀態(tài)下灰?guī)r試樣在圍壓達(dá)到10Mpa前，其峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度隨圍壓增加均快速增大，在圍壓超過(guò)10Mpa以后，灰?guī)r開(kāi)始呈現(xiàn)部分延性，其軸向承載能力隨圍壓變化程度減緩；飽水狀態(tài)下的

15、灰?guī)r試樣在圍壓達(dá)到15Mpa前，其峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均隨圍壓增加快速增大，在圍壓超過(guò)15Mpa后開(kāi)始放緩。可以看出，灰?guī)r中的水使灰?guī)r脆-延性破壞轉(zhuǎn)化的臨界圍壓強(qiáng)度增加。這個(gè)可以從孔隙水壓力的角度來(lái)解釋：令L表示巖石在干燥狀態(tài)下的脆延性破壞的圍壓臨界值，則在飽水狀態(tài)下巖石的脆延性轉(zhuǎn)化臨界值L*與孔隙水壓力pw之間的關(guān)系為： （1）該試驗(yàn)過(guò)程不排水，飽水灰?guī)r試樣在壓縮過(guò)程中產(chǎn)生了孔隙水壓力，這導(dǎo)致了泡水巖樣進(jìn)入延性破壞的臨界圍壓強(qiáng)度的增加。孔隙水壓力的產(chǎn)生使灰?guī)r的脆性增加。（a）干燥試樣（b）泡水試樣圖4 灰?guī)r強(qiáng)度與圍壓關(guān)系曲線Fig.4 Relation between rock strengt

16、h and confining pressure圖5為干燥灰?guī)r試樣在三軸壓縮試驗(yàn)中的破裂面示意圖，可以看出圍壓增大，試樣的破裂角度（破裂面與最小主應(yīng)力夾角）呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。在圍壓為5Mpa時(shí)，破裂角為76°，比Coulomb準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的（45°+/2）=69°大了10%左右；而隨著圍壓的增加，破裂角逐漸向69°靠攏，與Coulomb準(zhǔn)則對(duì)破裂面角度的預(yù)測(cè)相吻合。注：圖上無(wú)單位數(shù)字為破裂尺寸，cm圖5 灰?guī)r破裂面示意圖Fig.5 Schematic diagram of rock fracture surface對(duì)于巖石破裂角有多種解釋，文獻(xiàn)18認(rèn)為：由于巖

17、石具有明顯非均勻性，因而實(shí)際破裂角將受到巖樣內(nèi)部的層理、裂隙影響，具有一定隨機(jī)性。這在解釋“低圍壓下巖石破裂角總是大于理論值”方面有不足之處。分析認(rèn)為，由于巖石顆粒應(yīng)力分布的不均勻性，使得在低圍壓下灰?guī)r內(nèi)部一部分微元的應(yīng)力狀況為：拉應(yīng)變先達(dá)到極限值，產(chǎn)生拉破壞；而灰?guī)r內(nèi)部其它微元的受力狀況為：剪應(yīng)力先達(dá)到極限值，發(fā)生了剪切破壞。因而在低圍壓下可視該類巖樣的破壞為“拉剪組合破壞”。拉破壞下巖樣近似為劈裂破壞，破裂角度大；剪切破壞下的破裂角可以認(rèn)為是Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則計(jì)算出的（45°+/2）。低圍壓下灰?guī)r的破壞是這兩種破壞的組合，因此破裂角大于（45°+/2）。隨著圍壓的升

18、高，較大的圍壓對(duì)拉破壞產(chǎn)生了較強(qiáng)的抑制作用，因而使灰?guī)r微元逐漸進(jìn)入完全剪切破壞狀態(tài)，破裂角接近（45°+/2）。3 巖石強(qiáng)度、變形和破壞的討論3.1巖石強(qiáng)度的決定因素和破壞控制條件圖1反映的是灰?guī)r壓縮過(guò)程中軸向應(yīng)力與軸向應(yīng)變之間的關(guān)系。可以看出在達(dá)到峰值強(qiáng)度前，軸向應(yīng)力應(yīng)變曲線近似一條直線，可以認(rèn)為在破壞前滿足線彈性廣義胡克定律，即： （2）式中：1，2，3，1，2，3為巖石三個(gè)主應(yīng)力和主應(yīng)變，G是拉梅常數(shù)。令2=3，并代入泊松比u可以得到： （3） （4）對(duì)灰?guī)r等脆性硬巖而言，在壓縮過(guò)程中的泊松比和彈性模量近似常數(shù)，可以認(rèn)為（1-2u3）與軸向應(yīng)變成線性關(guān)系；巖樣在破壞前的允許軸向

19、變形越大，意味著其軸向承載能力越高。但是一旦巖石破壞，軸向應(yīng)變的增加將不能產(chǎn)生新的彈力，也就無(wú)法產(chǎn)生更大的軸向應(yīng)力。對(duì)于巖石破壞的控制條件，前人研究了很多，多數(shù)定義巖石的軸向應(yīng)變臨界值作為巖石破壞的控制條件13,14。從圖1中可以看出，灰?guī)r在破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變值隨圍壓的變化而變化，取決于應(yīng)力水平，不是定值。圖6是干燥灰?guī)r試樣壓縮的軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)變的全程曲線。在不同圍壓下，試樣在峰值強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的環(huán)向應(yīng)變幾乎不變，保持在-0.001左右（壓為正），說(shuō)明在不同應(yīng)力條件下該巖石破壞時(shí)的環(huán)向應(yīng)變是基本固定的。圖6 灰?guī)r軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.6 Axial Stress-lateral s

20、train curve of rock同時(shí)，比較圖1和圖6可以發(fā)現(xiàn)：圖1中的軸向應(yīng)力-軸向應(yīng)變曲線，在灰?guī)r達(dá)到峰值強(qiáng)度后，先是軸向應(yīng)力產(chǎn)生了跌落，然后產(chǎn)生軸向應(yīng)變的增加；而在圖6的軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)變曲線中，灰?guī)r達(dá)到峰值強(qiáng)度后，都是先產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)變的增加（拉應(yīng)變），然后發(fā)生灰?guī)r軸向應(yīng)力的跌落。也就是說(shuō)，在灰?guī)r達(dá)到峰值強(qiáng)度后，先發(fā)生環(huán)向變形的增加，再產(chǎn)生軸向應(yīng)力的降低，緊接著發(fā)生軸向應(yīng)變的增加。這說(shuō)明，引起灰?guī)r軸向應(yīng)力跌落的原因是環(huán)向變形，而不是軸向變形；是環(huán)向應(yīng)變的增加導(dǎo)致灰?guī)r的破壞，引起軸向應(yīng)力的跌落以及軸向應(yīng)變的增加。因此將灰?guī)r的環(huán)向應(yīng)變作為灰?guī)r破壞的控制變量是合理且可行的。綜合上述分析可以

21、得出：灰?guī)r破壞前的軸向抗壓強(qiáng)度是由其軸向應(yīng)變決定的；環(huán)向變形控制著灰?guī)r的破壞以及破壞后其承載能力的跌落。3.2 本構(gòu)模型的建立曹文貴，方祖烈等提出了“巖石損傷統(tǒng)計(jì)軟化模型”13，該模型在巖土工程中得到廣泛應(yīng)用： （5） （6） （7）式中： D為巖石的損傷參量，無(wú)量綱；m，*分別為Weibull分布的分布標(biāo)度和以應(yīng)變形式表征的形態(tài)參數(shù)，它們反映了巖石的力學(xué)性質(zhì)，巖石的損失就是由這些微元體的不斷破壞引起的。為巖石微元體的軸向應(yīng)變；()為軸向應(yīng)變?yōu)闀r(shí)微元體破壞的破壞概率，是對(duì)巖石在加載過(guò)程中微元體損壞率的一種量度，它從宏觀上反映了試樣的損傷程度；S和Sm分別為巖石損傷面積和無(wú)損時(shí)的全面積。其余符號(hào)

22、意義同前述。利用該模型對(duì)灰?guī)r壓縮過(guò)程軸向應(yīng)力的計(jì)算值與試驗(yàn)值比較如圖7所示，可以看出在灰?guī)r達(dá)到峰值前，該模型對(duì)應(yīng)力應(yīng)變的預(yù)測(cè)與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，但是對(duì)峰后段的描述存在不足：無(wú)法描述灰?guī)r軸向強(qiáng)度在達(dá)到峰值后的瞬間跌落；灰?guī)r在完全破壞后，損傷參量D將達(dá)到1，按此推算，灰?guī)r破壞后殘余強(qiáng)度將變成2u3，這明顯低于灰?guī)r實(shí)際殘余強(qiáng)度值。本文認(rèn)為灰?guī)r在達(dá)到峰值強(qiáng)度前，其軸向承載能力是由軸向應(yīng)變決定的，且隨著軸向應(yīng)變的增加而逐漸增大；達(dá)到峰值強(qiáng)度以后，灰?guī)r軸向承載能力不再由軸向應(yīng)變控制，而是受環(huán)向應(yīng)變的控制，隨著環(huán)向應(yīng)變的增加逐漸跌落。灰?guī)r在開(kāi)始的壓縮過(guò)程中就有環(huán)向拉應(yīng)變的產(chǎn)生，但在峰值前并未達(dá)到臨界值或

23、者并未達(dá)到影響灰?guī)r強(qiáng)度的程度，在達(dá)到臨界值（即峰值強(qiáng)度）時(shí)，環(huán)向應(yīng)變開(kāi)始影響灰?guī)r強(qiáng)度，并且峰值前的累積環(huán)向應(yīng)變也瞬間對(duì)灰?guī)r的強(qiáng)度產(chǎn)生衰減作用。灰?guī)r的應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)模型示意圖如圖8所示。圖7 灰?guī)r三軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變過(guò)程Fig.7 Triaxial compression stress-strain curve of limestone0灰?guī)r沒(méi)有損傷時(shí)的峰值強(qiáng)度；d灰?guī)r完全破壞后的殘余強(qiáng)度；3c峰值時(shí)對(duì)應(yīng)的的環(huán)向應(yīng)變；3d殘余強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的的環(huán)向應(yīng)變圖8 灰?guī)r峰后本構(gòu)模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of post-failure constitutive model 據(jù)此建立灰?guī)r

24、的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如下： （8） 其中，灰?guī)r在沒(méi)有損傷情況下的峰值強(qiáng)度0用下式計(jì)算： （9） 式中：1c為灰?guī)r在三軸壓縮達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變值。3.3 模型的解釋及驗(yàn)證該模型從灰?guī)r壓縮破壞的實(shí)際情況出發(fā)，將應(yīng)力應(yīng)變曲線分段表達(dá)：峰前段灰?guī)r承載能力是灰?guī)r軸向應(yīng)變的函數(shù)，由軸向應(yīng)變控制；峰后段看做灰?guī)r強(qiáng)度在環(huán)向變形作用下的衰減，只是環(huán)向應(yīng)變的函數(shù)，與軸向應(yīng)變無(wú)關(guān)，直至最后穩(wěn)定到殘余強(qiáng)度階段。利用本模型對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了計(jì)算，理論值與實(shí)際值的吻合程度較高。如圖9所示。（a）圍壓5Mpa（b）圍壓20Mpa圖9 本構(gòu)模型對(duì)灰?guī)r應(yīng)力應(yīng)變?nèi)^(guò)程模擬結(jié)果Fig.9 The computing result

25、 of rock stress-strain by the constitutive model 4 結(jié)論根據(jù)灰?guī)r試樣的三軸壓縮全程試驗(yàn)及破壞后的加卸載循環(huán)試驗(yàn)，結(jié)合彈性力學(xué)和損傷力學(xué)的相關(guān)知識(shí)，對(duì)灰?guī)r的應(yīng)力應(yīng)變過(guò)程進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論：（1）不同圍壓水平條件下，灰?guī)r三軸壓縮過(guò)程中的破壞方式不同：低圍壓下呈現(xiàn)出典型的脆性破壞；高圍壓下表現(xiàn)出延性破壞。灰?guī)r軸向承載能力隨圍壓增加而增加，但當(dāng)圍壓超過(guò)某一值后，軸向強(qiáng)度增加的幅度逐漸減小，該值可視為灰?guī)r脆延性轉(zhuǎn)化的臨界圍壓。泡水導(dǎo)致灰?guī)r內(nèi)部孔隙水壓力的存在，加大了灰?guī)r脆延性轉(zhuǎn)化的臨界圍壓值，在一定程度上增加了灰?guī)r的脆性。（2）灰?guī)r的殘余強(qiáng)度比相同

26、條件下的峰值強(qiáng)度小得多，干燥狀態(tài)下約為峰值強(qiáng)度的30%，泡水狀態(tài)下約為峰值強(qiáng)度的40%；反映灰?guī)r抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的粘結(jié)力和內(nèi)摩擦角在破壞時(shí)產(chǎn)生不同程度的降低。破碎灰?guī)r經(jīng)歷加卸載循環(huán)的過(guò)程中，粘聚力下降了17%左右；內(nèi)摩擦角則變化不大。（3）灰?guī)r在低圍壓下的破壞屬于“拉剪組合”破壞，這導(dǎo)致了其破裂角大于按照Coulomb準(zhǔn)則預(yù)測(cè)的(45°+/2)；隨著圍壓的升高，圍壓對(duì)“拉破壞”的抑制作用逐漸增加，使得灰?guī)r逐漸進(jìn)入完全剪切破壞狀態(tài)，破裂角趨近Coulomb準(zhǔn)則的計(jì)算結(jié)果。（4）灰?guī)r的軸向抗壓強(qiáng)度是由灰?guī)r破壞前所能達(dá)到的軸向應(yīng)變決定的；環(huán)向變形則控制著灰?guī)r的破壞。在此基礎(chǔ)上，建立了灰?guī)r的應(yīng)力

27、應(yīng)變分段函數(shù)模型，利用該模型對(duì)灰?guī)r試樣進(jìn)行了計(jì)算，得出的計(jì)算值與試驗(yàn)值較為吻合，說(shuō)明該模型能較好地反映灰?guī)r三軸壓縮情況下應(yīng)力應(yīng)變的全過(guò)程。參考文獻(xiàn)1 何滿潮，謝和平，彭蘇萍，等.深部開(kāi)采巖體力學(xué)研究J.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005,24（16）：2803-2813.(HE Manchao, XIE Heping, PENG Suping, JIANG Yaodong. Study on rock mechanics in deep mining engineeringJ. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(1

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