基于聲發射實驗層狀砂巖力學特性及破壞機理

劉運思，王世鳴，顏世軍，傅鶴林，陳琛，史越，岳健

(1.湖南科技大學 巖土工程穩定控制與健康監測省重點實驗室，湖南 湘潭，411201；2.湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭，411201；3.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075)

層狀砂巖廣泛存在于礦業、水利、交通和建筑工程之中，砂巖因層理面為軟弱結構面，其強度往往比完整巖塊的低。JAEGER[1]提出了單弱面理論，解釋了當層理角度β滿足β1＜β＜β2時(β1和β2均為層理角度，范圍為0°～90°)，巖體單軸壓縮強度比完整巖塊的低。此后，RAMAMURTHY等[2]通過大量試驗得出抗壓強度與層理角度分布的力學曲線為3 種，分別為U 型、波動型和釬肩型。黃春等[3]通過研究發現層狀巖體強度基本呈現U 型分布。劉運思等[4]結合單弱面理論研究了板巖劈裂拉伸強度分布規律，發現劈裂拉伸強度沿層理面破壞的強度往往較低。實際上，層狀巖體強度分布規律與破壞機理密不可分，在單軸壓縮破壞過程中[5-6]，當層理角度β1＜β＜β2時，破壞往往是沿著層理面的剪切破壞，其抗壓強度較低；而當層理角度β＜β1或β2＜β時，破壞往往是壓縮破壞，其抗壓強度較高。而在劈裂拉伸破壞過程中[7-8]，當0°＜β＜β1或β2＜β＜90°時，破壞屬于純拉伸破壞；當β1＜β＜β2時，破壞屬于沿層面剪切破壞。層狀巖體受結構面的影響破壞形式不一，而不同的破壞形式在一定程度上反映了巖體的強度。巖體在破壞過程中，內部產生的微破裂可產生不同頻率、不同能量的聲波，巖體聲發射與巖體力學參數、巖體損傷破壞之間存在一定內在關聯[9]。目前，聲發射技術在巖石力學室內的試驗應用主要在以下2 個方面：

1)對巖石破裂過程微裂紋開展全過程監測與定位，如XIE等[10-11]利用聲發射系統定位技術，對單軸和劈裂試驗下微裂紋從開展至破裂全過程進行監測。

2)研究不同試驗條件下巖石破裂與聲發射能量之間的關系，如WASANTHA等[12]發現不同層理角度下聲發射能量和軸向應變率之間的關系反映了層理角度對初始裂紋開展、耗散能和應變能的影響規律；ZHANG等[13]對巖鹽、石膏單軸循環加載下進行聲發射試驗，發現循環加載下聲發射能量是單次加載下的1.28 倍；謝凱楠等[14]研究了聲發射下頁巖在拉伸破壞下整體破壞能量分布與局部應力下的能量統計分布規律；姜德義等[15]通過試驗前期的聲發射情況了解頁巖破裂和破裂中能量釋放的狀態；陳珂等[16]發現在砂巖劈裂實驗下，隨著加載速率增大，AE(acoustic emission)振鈴率和AE 能量率都隨之增大，峰值處釋放的AE能量率最大值呈遞增趨勢。

可見，層狀巖體力學特性和破壞具有明顯的各向異性特征，采用聲發射這一無損監測技術能有效獲得巖體破裂過程中力學特性與聲發射能之間的關系，聲發射能也能反映巖體裂紋開展規律。因此，將聲發射技術應用于層狀砂巖的力學特性和破壞機理研究，通過研究聲發射能、力學特性和破壞形式三者之間的關系，可揭示砂巖受層理面影響時變形和破壞機理。

1 試驗方法

1.1 試樣制備

試驗試樣選自于云南楚雄，采用完整性和均質性較好的砂巖加工、切割、打磨至高徑比為2.0：1.0和0.5：1.0(高徑比為2.0：1.0的巖樣用于單軸壓縮試驗，高徑比為0.5：1.0的巖樣用于巴西劈裂試驗)，巖樣直徑均為(49±1)mm，巖石試樣表面光滑，上、下表面的平行度控制在0.5 mm，表面的平面度控制在0.1 mm。層狀砂巖試樣見圖1。

圖1 層狀砂巖試樣Fig.1 Sample of layered sandstone

1.2 測試方法

本次單軸試驗和巴西劈裂試驗均在RMT-150C巖石試驗機上完成。單軸試驗和巴西劈裂試驗方案是將巖樣層理面與荷載之間的夾角β分別取0°，15°，30°，45°，60°，75°和90°進行加載，巖樣層理面與荷載之間的夾角β的關系如圖2所示。單軸試驗和巴西劈裂試驗加載速率均控制在0.01 mm/s，加載至巖樣完全破裂為止。

圖2 巖樣加載示意圖Fig.2 Loading schematics of rock sample

1.3 聲發射

試樣前后兩端采用聲發射探頭耦合在試樣表面，2個探頭耦合面相互平行，且2 個探頭中心點在同一條軸線上，軸線與探頭耦合面垂直。探頭與巖樣耦合面之前先用細砂紙打磨平整，再涂抹黃油使得探頭與巖樣耦合完全。發射信號采用雙通道進行采集，聲發射探頭感應頻率為10～103kHz。在試樣與傳感器貼合附近進行斷鉛實驗，檢查是否耦合良好。

2 應力-應變關系與強度分布

2.1 應力-應變關系

圖3所示為不同層理角度下砂巖單軸壓縮試驗下應力-應變曲線。由圖3可見：7 個層理角度下砂巖單軸破壞過程具有明顯的壓密階段、彈性階段、裂紋開展階段、裂紋貫通階段和破壞階段；在壓密階段過程中，巖體內部孔隙、空隙密實，7 個層理角度下應力-應變曲線重合，層理效應不明顯，無明顯的各向異性特征；在彈性階段，隨著層理角度從0°遞增至90°，視彈性模量分別為8.14，7.65，6.92，7.41，7.62，7.29和8.45 GPa，應力-應變斜率呈現出兩端大、中間小的U 型分布，巖體的力學性能顯示出明顯的各向異性；當巖體經歷裂紋開展階段、裂紋貫通階段達到峰值應力時，峰值應力在不同層理角度下不同，此時，受層理面效應影響較大，層理角度不同導致巖體破壞模式各異，其強度分布也不同。

圖3 不同層理角度下單軸試驗應力與應變關系Fig.3 Relationship between stress and strain in uniaxial test under different bedding angles

圖4所示為不同層理角度下砂巖劈裂拉伸試驗下應力-應變曲線。由圖4可見：7 個層理角度下砂巖劈裂破壞過程具有明顯的彈性階段、裂紋開展階段、裂紋貫通階段和破壞階段；在砂巖劈裂破壞過程中，未出現明顯的壓密階段，這與砂巖單軸壓縮破壞經歷5個階段不同。從巖體內部單元體應力分析，單軸壓縮為1 對主應力作用于單元體，單元體變形主要是沿主應力方向壓縮，巖體內部孔隙受應力作用擠密，單軸壓縮應力-應變曲線有明顯壓密階段。而劈裂破壞為2對主應力作用于單元體，分別是指向單元體的壓主應 力和背離單元體拉主應力，此時，巖體內部孔隙在拉主應力作用下不易于擠密壓實，砂巖在劈理破壞過程中未出現明顯的壓密階段。在劈裂過程前期，應力增大較快，表現出明顯的彈性變形，巖體隨著層理角度從0°遞增至90°，視彈性模量分別為11.43，10.71，8.94，7.36，8.01，7.59和9.34 GPa，應力-應變曲線斜率呈現出兩端大、中間小的U 型分布，巖體的力學性能顯示出明顯的各向異性。在劈裂過程后期，應力增大速度減慢，受層理面效應影響，在0°，15°和30°這3 個層理角度下，應力增大緩慢或不增大，應變增大明顯；在45°，60°，75°和90°這4 個層理角度下，應力仍緩慢提高，應變增大速度高于應力增大速度。導致這一現象的原因是：當層理角度為0°，15°和30°時，層理面與加載方向呈小角度，在劈裂拉伸過程中主要是沿層理面拉伸破壞，層理面間的強度較低；當層理面應力快達到峰值時，應力增大緩慢或不增大，主要為應變增大，應力-應變曲線平緩，巖樣破壞時應變較小，其值在0.5%～0.8%之間；當層理面角度為45°，60°，75°和90°時，層理面與加載方向呈大角度，在劈裂拉伸過程中主要是巖塊拉伸破壞；當巖塊應力進入塑性階段后，巖塊強度高于層理面強度，應力繼續增大，巖樣破壞時應變較大，其值在1.1%～1.3%之間，但應變增大速度高于應力增大速度，表現出明顯的塑形變形。

圖4 不同層理角度下劈裂試驗應力與應變關系Fig.4 Relationship between stress and strain in splitting test under different bedding angles

2.2 強度分布

單軸試驗抗壓強度cσ計算公式如下：

式中：P為荷載，kN；D為加載圓柱試樣直徑，mm。圖5所示為21個單軸試樣在不同層理角度下的抗壓強度。由圖5可見：砂巖的單軸抗壓強度在52.67～64.68 MPa 之間，強度最大值和最小值的相對差為25%左右，強度分布具有明顯的各向異性；隨著層理角度從0°遞增至90°，抗壓強度呈現出先減小后增大的U 形分布趨勢，砂巖的抗壓強度受層理面影響較大。結合砂巖單軸破壞可知：當層理角度為0°，15°，75°和90°時，抗壓強度均大于59 MPa，砂巖為沿加載方向的壓縮破壞，強度略高，并出現抗壓強度最大值64.68 MPa；當層理角度為30°，45°和60°時，抗壓強度均小于 52.67 MPa，砂巖為沿弱面的剪切破壞，強度略低；當層理角度為30°時，抗壓強度最小，為52.67 MPa。產生這一現象的原因是層理面屬于弱面，其強度比完整巖塊的低。根據單一弱面理論，當層理角度β1＜β＜β2時，巖體總是沿著弱面發生剪切滑移破壞。

圖5 單軸抗壓強度和層理角度的關系Fig.5 Relationship between uniaxial compressive strength and bedding angle

巴西劈裂試驗計算巖石抗拉強度tσ為

式中：P為荷載，kN；D為加載圓盤直徑，mm；L為圓盤厚度。

圖6所示為21個單軸試樣在不同層理角度下的抗拉強度。由圖6可以看出：砂巖的劈裂抗拉強度為1.29～3.43 MPa，強度最大值和最小值相差62.40%左右，強度分布具有明顯的各向異性；隨著層理角度從0°遞增至90°，抗拉強度呈現出遞增的趨勢，砂巖的抗拉強度受層理面影響較大；當層理角度為0°，15°和30°時，砂巖拉伸強度為1.29～1.73 MPa，強度接近且較低；當層理面與加載方向呈小角度時(層理角度小)，圓盤中心起裂時主要受拉應力控制，又因砂巖屬于沉積成層的巖性，層理面間的黏聚力比完整巖體的低，其抵抗拉應力能力弱，導致試件破壞時強度低；當層理角度為45°，60°，75°和90°時，砂巖拉伸強度 從1.92 MPa 遞增至3.43 MPa，強度較高；當層理面與加載方向呈大角度時(層理角度大)，圓盤中心起裂時拉應力方向逐漸與層理面方向一致，層理面對抗拉強度影響逐漸減弱。

圖6 劈裂抗拉強度與層理角度的關系Fig.6 Relationship between splitting tensile strength and bedding angle

3 破壞形式

圖7所示為砂巖試件單軸壓縮破壞圖。由圖7可見：當層理角度為0°，15°，75°和90°時，砂巖破裂 面方向與加載方向平行，表現出明顯的拉伸破壞。產生這一現象的原因是巖體在受壓過程中因泊松效應，在試件橫向方向產生拉應力，當橫向拉應力超過巖石抗拉極限時，巖石產生破壞；當層理角度為30°，45°和60°時，砂巖破裂面方向與加載方向呈一定角度，且沿著層理面破壞，表現出明顯的剪切滑移破壞。產生這一現象的原因是砂巖層理面強度較低，巖體拉應力未達到極限應力狀態，層理面切應力已達到極限應力狀態，導致巖體沿著層理面滑動，產生破壞。

圖7 不同層理角度單軸壓縮破壞形式Fig.7 Uniaxial compression damages under different bedding angles

圖8所示為砂巖試件劈裂拉伸破壞圖。由圖8可見：7 個不同層理角度下砂巖均沿著中心起裂拉伸破壞，且破裂面方向與加載方向一致，未出現剪切破壞和混合破壞形式[17]。結合圖6可知：砂巖抗拉強度分布表現出一定的各向異性，沿層理面拉伸破壞強度低；而隨著加載方向與層理面夾角增大，抗拉強度增大，且并未出現剪切破壞和混合破壞形式，證明在圓盤劈裂試驗中心點拉應力先達到極限應力狀態，層理面切應力未達到切應力極限狀態，同時，反映該類砂巖成層性好，層理面強度較高，這也與砂巖成層特點有關，膠結物的成分主要是硅質、鐵質、鈣質，其強度比泥質的高。

圖8 不同層理角度圓盤劈裂破壞形式Fig.8 Disc splitting damages under different bedding angles

4 聲發射

為了探究層狀巖體破壞過程、破壞強度以及破壞形式，獲得層狀巖體破壞機理，本次單軸和劈裂試驗采用聲發射系統進行監控，將應變和軸向應變率與應力和聲發射單點采集的能量一一對應。監控得到不同層理角度的應力-應變-AE 能量率關系曲線如圖9和圖10所示，其中，軸向應變率為加載方向某時刻的應變占總應變的百分比，以反映該點應變以及總應變與能量的關系。

由圖9可見巖石單軸壓縮破壞過程經歷的5 個階段與聲發射具有對應關系。

1)壓密階段(AB)。應力約為峰值應力的15%，聲發射能量率波動明顯且具有一定增幅，反映出巖體內部微小裂隙閉合或節里面閉合。

2)彈性階段(BC)。聲發射能量率穩定，未出現明 顯的波動和增幅，巖體處于彈性階段，無新裂紋產生。

圖9 壓縮應力-應變-AE 能量關系曲線Fig.9 Compressive stress-strain-AE energy curves

3)初始裂紋開展階段(CD)。應力水平超過峰值應力的50%，聲發射能量率較穩定，未出現明顯的波動和增幅，巖體內部微裂紋開展，巖體處于塑性階段。

4)裂紋貫通階段(DE)。聲發射能量率波動明顯，具有明顯增幅，巖體內部裂紋貫通擴展。當層理角度為15°，45°，75°和90°時，軸向應變率分別達到90%，85%，60%和53%，裂紋開始貫通，層理面與加載方向越一致，裂紋沿層理面貫通，裂紋貫通速度快，試件迅速形成破裂面，立即發生破壞。反之，層理面與加載方向夾角越大，裂紋局部貫通發生越早，但整體破裂面難以形成，巖體仍有承載能力，變形持續增加。

5)破壞階段(EF)。應力水平超過峰值應力的90%，聲發射能量率急劇增大，突然達到峰值，試件內儲存的能量瞬間釋放，內部裂紋迅速擴張，試件瞬間破裂，聲發射信號突然消失。

圖10所示為砂巖試件劈裂拉伸破壞圖。由圖10可見：砂巖劈裂拉伸破壞過程經歷的4 個階段與聲發射具有對應關系。

圖10 拉伸應力-應變-AE 能量關系曲線Fig.10 Tensile stress-strain-AE energy curves

1)彈性階段(AB)。應力水平小于0.5 MPa，聲發射能量率不明顯，未出現明顯的波動和增幅，巖體處于彈性階段，無新裂紋產生。

2)初始裂紋開展階段(BC)和裂紋貫通階段(CD)。應力超過0.5 MPa，聲發射能量率輕微波動，未出現明顯增幅，巖體內部微裂紋開展和貫通，巖體處于塑性階段。當層理角度為0°，45°，75°和90°時，軸向應變率分別達到11%，6%，4%和3%，初始裂紋形成，彈性階段結束。當層理面方向與加載方向一致時，裂紋沿層理面開展并迅速貫通，塑性變形占總應變比率小，彈性階段后巖體破壞速度快。反之，層理面與加載方向夾角越大，沿中心裂紋難以快速貫通，塑性變形占總應變比率大，試件經過大量塑性變形后發生 破壞。

3)破壞階段(DE)。應力超過峰值應力的90%，聲發射能量率急劇增大，突然達到峰值，試件內儲存的能量瞬間釋放，內部裂紋迅速擴張，試件瞬間破裂，聲發射信號突然消失。

層理角度、聲發射能量率、軸向應變率、破壞形式見表1。由表1可知：

1)在單軸試驗下，隨著層理角度從0°增加至90°，巖體總應變越來越大，變形越大；當巖體的裂紋開始貫通時，所對應的軸向應變率隨著層理角度的增加而降低；當巖體沿著層理面拉伸破壞或者剪切破壞時(β為0°，15°，30°，45°和60°)，裂紋一旦開始貫通且沿著層理面發生，裂紋沿著層理面迅速擴張，沿層理面形成宏觀裂紋，巖體破壞馬上發生，強度相對較低，對應的軸向應變率大；當巖體未沿著層理面拉伸破壞時(β為75°和90°)，裂紋開始貫通，裂紋擴張方向與層理面呈一定夾角，宏觀裂紋不能沿著層理面迅速形成，巖體還有一定的承載能力，巖體不會馬上被破壞，強度相對較高，對應的軸向應變率小；在劈裂試驗下，隨著層理角度從0°增加至90°，巖體總應變越來越大，變形越大；當巖體初始裂紋開展時，所對應的軸向應變率隨著層理角度的增加而降低，初始裂紋出現越來越早，彈性階段區域越來越窄；當層理面與加載方向一致時，初始裂紋開展時的軸向應變率大，初始微裂紋產生后，微裂紋沿著層理面易發生貫通形成宏觀裂紋，宏觀裂紋發展迅速，巖體立即破壞，破壞時應力低。反之，當層理面與加載方向夾角越大時，初始裂紋開展時的軸向應變率小，初始微裂紋產生后不易發生貫通，巖體變形繼續發展，宏觀裂紋難以形成，巖體不會立即破壞。

2)在單軸試驗下，當層理角度為0°和15°時，單軸壓縮破壞形式為拉伸破壞且破裂面與層理面方向一致，其峰值能量率較低；當層理角度為30°，45°和60°時，單軸壓縮破壞形式為剪切滑移破壞且破裂面與層理面方向一致，其峰值能量率較低；當層理角度為75°和90°時，單軸壓縮破壞形式為拉伸破壞，層理面與破裂面呈一定夾角，其峰值能量率較高。在劈裂試驗下，隨著層理角度從0°增加至90°(加載方向與層理面夾角越來越大)，峰值能量率呈增大趨勢，且拉伸強度也呈增大趨勢，反映了沿層理面膠結物與巖體內部晶體結構破壞相比，其產生聲波能小，這也與峰值應力越大對應的聲發射能量率越大一致。

表1 聲發射能量及破壞形式Table 1 Acoustic emission energy and damage form

5 結論

1)在7 個層理角度(0°，15°，30°，45°，60°，75°和90°)下，砂巖的單軸和劈裂試驗的應力-應變曲線 顯示出明顯的各向異性，砂巖層理面對應力-應變曲線有較大影響。

2)隨著層理角度的從0°增加至90°，層狀砂巖單軸抗壓強度先減小再增大，呈U 型分布，而劈裂拉伸強度呈遞增趨勢。

3)在單軸壓縮下，當層理角度為0°，15°，75°和90°時，破壞形式為壓縮破壞；當層理角度為30°，45°和60°時，破壞形式為沿弱面剪切破壞，且破裂面方向基本上與弱面方向一致。在劈裂拉伸下，隨著7個不同層理角度方向加載，圓盤均沿著中心起裂拉伸破壞。

4)隨著層理角度從0°增加至90°，在單軸試驗下，裂紋貫通時軸向應變率降低，裂紋貫通越困難，變形越大，所需破壞的峰值應力越高。在劈裂試驗下，初始裂紋開展時的軸向應變率逐漸減小，初始裂紋發生越來越早，巖體不易于形成破裂面。

5)沿砂巖層理面拉伸和剪切破壞峰值能量率低，反之，峰值能量率高。峰值應力越大，對應的聲發射能量率越大。