雙軸加卸載條件下含D型孔洞方塊砂巖破壞特性

皮滋滋，周子龍，王少鋒，景岳，蔡鑫

(中南大學 資源與安全工程學院，湖南 長沙，410083)

地下工程建設與資源開發例如礦山開采、巖土工程建設、水利水電建設、隧道建設、國防工程建設等都與地下巖體相關，涉及復雜的巖體力學問題[1-2]。在巖體形成和開挖擾動過程中，由于各種復雜地質環境和工程開挖的影響，巖體中存在著各種原生裂隙、節理及孔洞，其影響巖體的強度及變形破壞特征。地下工程開挖擾動打破了原巖應力分布，造成巖體中存在的缺陷結構擴展貫通，導致巖體破裂，甚至造成巖體工程失穩破壞，嚴重威脅生產安全。因此，研究含缺陷巖體的力學特性及破裂規律，對避免地下工程巖體失穩破壞和確保生產安全具有重要意義。

國內外學者對含缺陷巖石進行了大量室內試驗和數值模擬研究，分析了不同加卸荷應力條件下裂隙角度、裂隙數量、孔洞與裂隙組合形式等對巖石破裂特性的影響。在室內試驗方面，周臣等[3]對單軸壓縮條件下含單裂隙的紅砂巖試樣進行CT 掃描，研究了裂紋擴展規律，發現試樣破壞模式與裂隙傾角相關。侯振坤等[4]對含共線閉合裂隙的板狀頁巖進行了單軸壓縮試驗，得出破壞后的宏觀裂紋分為拉裂紋和壓剪裂紋，裂隙間距越小越容易貫通。韓震宇等[5]分析了單軸壓縮下含不同長度和角度雙裂隙大理巖的能耗特性。YANG等[6-7]研究了角度和相對位置對含單/雙橢圓孔洞砂巖裂紋擴展特征的影響。ZENG等[8]研究了含六邊形、正方形、梯形等不同形狀孔洞砂巖的破裂規律。HUANG 等[9]對含3 個非共面圓形孔的花崗巖試樣進行了單軸壓縮試驗，分析了聲發射、應力和裂紋演變的關系，得到了4種裂紋貫通模式。張國凱等[10]采用聲發射、聲波及攝像測試技術，對含裂隙的類巖石石膏材料進行單軸壓縮，研究了不同裂隙角度下的聲波衰減、AE振鈴分布及裂紋擴展特征。趙程等[11]從全局應變場角度分析了單裂隙石膏試樣的損傷演化及破裂過程。WONG等[12-13]比較分析了含雙裂隙巖石和石膏試樣試驗結果，識別出9種不同裂紋貫通類型，并對比分析了2種材料的開裂特征。WONG等[14]對含2條平行傾斜雙裂隙的類砂巖材料開展了單軸壓縮試驗，發現裂隙傾角、巖橋角、裂隙表面摩擦因數影響裂紋的聚并過程，并總結出3 種主要的裂紋聚并模式。HU 等[15]制備了含2 條裂隙的雙層混凝土復合類巖石試樣，研究了單軸壓縮下雙層復合材料的力學性能及裂紋演化過程，并將最終破壞模式分為聚結和非聚結2種。LEE等[16]研究了單軸壓縮條件下含內置非平行雙裂隙的聚甲基丙烯酸甲酯、模塑石膏和花崗巖材料的裂紋貫通機制。在數值模擬研究方面，ZHANG等[17]利用黏結顆粒數值模型，模擬了不同加載速率下含單裂隙類巖石材料的聲發射特性。JIN等[18]模擬了單軸壓縮條件下不同角度單裂隙對類巖石材料的裂紋萌生、變形場和能量場的影響。FAN 等[19]通過模擬分析了單軸壓縮條件下含圓孔和雙圓孔洞試樣的峰值應力、起裂應力、微裂紋數量、局部應力分布和開裂行為。LIU等[20]模擬了含雙圓形孔洞試件在單軸壓縮作用下的位移特性和破壞機制。YANG等[21]開展了含圓孔非貫通節理巖體的單軸壓縮模擬，發現圓孔可以改變巖體頂部和底部的應力狀態。陳云娟等[22]應用RFPA計算程序分析了水力耦合作用下含不同位置裂隙巖體的破裂過程、聲發射特性及能量耗散規律。WANG 等[23]模擬了方形孔、三角形孔和梯形孔缺陷試樣在單軸壓縮條件下的力學行為和宏觀破壞特征。

地下巖體在開挖前處于三維應力狀態。隨著巖體開挖，圍巖應力會發生重新分布。在地下工程開挖過程中，臨空面應力被卸除，圍巖徑向應力降低而切向應力升高(或者水平應力降低而豎向應力升高)，圍巖往往會發生雙軸加卸載破壞，然而，以往研究大多關注的是單軸壓縮條件下的含缺陷巖石破壞，并且缺陷類型主要是裂隙、圓孔、橢圓孔等，對含D 型孔洞巖石加卸載破壞的研究較少。為此，本文首先對制備的含不同傾角D 型孔洞砂巖試樣進行單軸壓縮測試，獲得其強度、變形特征以及裂紋擴展和聲發射特征；然后，建立不同傾角D 型孔洞砂巖的PFC 數值模型并進行單軸壓縮模擬，將試驗結果和模擬結果進行對比分析，驗證數值模型的合理性和可靠性；最后，利用驗證后的數值模型，進行含不同傾角D 型孔洞砂巖的雙軸壓縮和雙軸加卸載數值模擬，分析D型孔洞傾角和加卸荷應力條件對含缺陷砂巖試樣強度、變形特征以及破裂特性的影響規律。

1 砂巖數值模型構建及驗證

1.1 砂巖數值模型

在PFC2D中采用平行黏結接觸模型構建直徑×高度為50 mm×100 mm的標準圓柱形數值試樣，該試樣包含8 992 個顆粒、21 192 個接觸，顆粒粒徑范圍為0.300～0.498 mm。砂巖數值試樣的微觀參數見表1。

根據研究需求建立了長×寬為80 mm×160 mm的長方形完整數值試樣，隨后，通過刪除顆粒形成不同傾角的D 型孔洞。長方形數值試樣包含22 684個圓形顆粒和53 951個接觸。含不同傾角的D型預制孔洞試樣如圖1所示。D型孔洞寬為16 mm，直角部分高為8 mm，半圓拱直徑為16 mm。D 型孔洞傾斜角度分別為0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°。

圖1 含D型孔洞砂巖數值試樣圖Fig.1 Numerical specimen diagrams of sandstone containing D-shaped hole

1.2 砂巖數值模型驗證

分別對直徑×高度為50 mm×100 mm 的標準圓柱形砂巖試樣和數值試樣進行單軸壓縮測試，測得的宏觀力學性能參數見表2。由表2 可知：數值模擬獲得的單軸抗壓強度、彈性模量和泊松比均與試驗測得的相應參數幾乎相等。圖2所示為試驗和數值模擬獲得的標準圓柱形砂巖試樣的應力-應變曲線，試樣破壞模式如圖3 所示。由圖2 和圖3可知：試樣峰值強度和直線段彈性模量較吻合，且試樣最終破壞模式相似。但是，在試驗中，由于加載標準圓柱試樣前加載盤和試樣端面存在一些難以避免的微小間隙，導致試驗初始階段記錄的位移及變形偏大，并且由于采用的數值模型無法模擬應力-應變曲線的初始壓密階段，導致數值模擬獲得的最終峰值應變與試驗值之間存在一些差異。本研究著重分析試樣的強度及破壞行為，且峰值應變的相對誤差低于20%，因此，構建的數值模型能夠滿足本研究要求。

圖2 單軸壓縮下標準圓柱形砂巖試樣應力(σ1)-應變(ε1)曲線的試驗和數值模擬結果Fig.2 Experimental and numerical stress-strain curves of standard cylindrical sandstone specimens under uniaxial compression

圖3 單軸壓縮下標準圓柱形砂巖試樣的破壞情況Fig.3 Comparative diagrams of numerical and experimental failure modes of standard cylindrical sandstone specimens under uniaxial compression

表2 標準圓柱形砂巖試樣力學參數的試驗和數值模擬結果Table 2 Mechanical parameters obtained by experimental test and numerical simulation of standard cylindrical sandstone specimen

2 含不同傾角D 型孔洞砂巖單軸壓縮試驗

2.1 室內測試

2.1.1 砂巖試樣制備

本試驗所用試樣由青砂巖制成，其長×寬×高為160 mm×80 mm×30 mm，巖石材料密度為2 312 kg/m3。隨后，在試樣中心分別加工出不同角度的D 型孔洞，傾角分別為0°、15°、30°、45°、60°、75°和90°。圖4所示為加工后的砂巖試樣。

圖4 含D型孔洞砂巖試樣Fig.4 Sandstone specimens with D-shaped hole

2.1.2 試驗儀器

試驗加載系統為MTS322電液伺服系統，最大荷載為500 kN。試驗時采用位移控制的加載方式，加載速率為0.15 mm/min。采用PCI-Ⅱ聲發射系統記錄聲發射信號，聲發射采集閾值設置為45 dB，前置放大器設置為40 dB，通道采樣頻率設置為107次/s。測試前，將編號為P1 和P2 的GTMicro-300聲發射傳感器涂上耦聯劑，粘在試樣背面兩側以獲得聲發射信號。在測試過程中，使用攝像機進行實時監控和記錄，圖像采集速率為60幀/s。加載系統、聲發射系統和攝像系統同步記錄數據，直到試樣破壞。

2.1.3 砂巖試樣的力學參數

單軸壓縮室內試驗測得的含D 型孔洞砂巖試樣的力學參數見表3，典型的軸向應力-應變曲線見圖5。從圖5可以看出：孔洞角度為0°和75°的試樣峰值應變明顯大于其他角度試樣的峰值應變，且初始階段應力-應變曲線的斜率也更低。所有應力-應變曲線在到達峰值強度之前都經歷了多次應力突降和繼續上升，這是洞周裂紋經歷多次迅速擴展所致。應力達到峰值強度后，曲線迅速跌落，試樣被破壞。

圖5 單軸壓縮室內試驗獲得的含D型孔洞試樣的軸向應力(σu)-應變(εu)曲線Fig. 5 Axial stress-strain curves of specimens with D-shaped holes under indoor uniaxial compression experiments

表3 單軸壓縮下含D型孔洞砂巖試樣的力學參數Table 3 Mechanical parameters of sandstone specimens containing D-shaped hole under uniaxial compression

圖6所示為單軸壓縮下含D型孔洞砂巖試樣的力學參數隨孔洞傾角的變化情況。從圖6可見：試樣的峰值強度隨著孔洞角度的增大先降低后升高然后再降低，含75°傾角D型孔洞試樣的峰值強度最大(55.05 MPa)，而含15°傾角D型孔洞試樣的峰值強度最小(50.29 MPa)。同樣地，試樣彈性模量隨孔洞傾角的變化情況與峰值強度的變化情況類似。

圖6 單軸壓縮下含D型孔洞砂巖試樣的力學參數隨傾角的變化Fig.6 Changes of mechanical parameters of sandstone specimens containing D-shaped holes with angle under uniaxial compression

2.2 室內試驗結果與數值模擬結果對比

2.2.1 力學參數對比

通過數值模擬獲得單軸壓縮下含不同傾角D型孔洞砂巖的峰值強度和彈性模量，見表4，數值試樣和真實試樣的峰值強度和彈性模量的對比如圖7 所示。從表4 和圖7 可見：含不同傾角D 型孔洞的砂巖峰值強度和彈性模量的數值模擬結果與試驗結果基本一致，吻合度較高，峰值強度和彈性模量的最大相對誤差分別為10.12%和13.53%。

圖7 單軸壓縮下含不同傾角D型孔洞砂巖數值及真實試樣的力學參數對比Fig.7 Mechanical parameters of numerical and real sandstone specimens containing D-type hole with different angles under uniaxial compression

表4 單軸壓縮下不同傾角D型孔洞砂巖力學參數的數值模擬結果Table 4 Numerical results of mechanical parameters of sandstone specimens with different D-shaped hole under uniaxial compression

2.2.2 破壞模式對比

圖8所示為室內試驗和數值模擬獲得的單軸壓縮下含不同傾角D 型孔洞砂巖試樣的破壞模式。試驗和模擬的試樣最終破壞模式都為斜向剪切破壞，最終導致試樣失穩破壞的宏觀裂紋都為孔洞左右兩側的2條貫穿裂紋：一條裂紋從D型孔洞的直角端開始沿剪切方向延伸，另一條從D 型孔洞的拱角或拱頂位置開始沿剪切方向延伸。隨著D型孔洞傾角增大，從D 型孔洞拱形部分延伸的裂紋起裂位置從拱角逐漸過渡到拱頂。數值模擬結果顯示孔洞上下兩側分別出現近似沿加載方向延伸的細小張拉裂紋，試驗中也會出現這樣的細小張拉裂紋，但由于試樣端部效應的影響和攝像機性能的限制，試驗觀察到的細小張拉裂紋不明顯。即使這樣，通過對單軸壓縮下數值及真實砂巖試樣的破裂特征進行對比分析可知，構建的數值模型可以較好地模擬真實砂巖試樣的破裂特征及規律，再次驗證了數值砂巖模型的可靠性。

圖8 單軸壓縮下含不同傾角D型孔洞砂巖破壞模式對比Fig. 8 Comparisons of failure modes for experimental and numerical specimens containing D-shaped hole with different inclination dip

3 雙軸加卸載條件下含D 型孔洞砂巖數值模擬

3.1 加卸荷路徑

為了探究含D 型孔洞砂巖試樣在雙軸加卸載下的破裂特征，開展數值砂巖試樣的雙軸加卸載模擬實驗。為了確定雙軸加卸載的應力，除了單軸壓縮模擬外還進行了雙軸壓縮模擬。在雙軸壓縮過程中，首先將軸向應力σ1和側壓σ2都加載到20 MPa，之后側壓σ2保持不變，σ1繼續加載至試樣被破壞。在雙軸加卸載模擬中，首先將軸向應力σ1和側壓σ2都加載到20 MPa，之后側壓σ2保持不變，將σ1加載到試樣單軸壓縮強度σucs和雙軸壓縮強度σbcs之和的一半，然后，σ2以1 MPa/ms的卸載速度進行卸載，并增加σ1至試樣破壞。圖9所示為單軸壓縮、雙軸壓縮和雙軸加卸載這3種應力路徑示意圖。

圖9 3種應力路徑Fig.9 Three kinds of stress paths

3.2 力學參數

在3種應力路徑下，含不同傾角D型孔洞的砂巖力學參數的數值模擬結果見表5。單軸壓縮時軸向應力σ1的峰值定義為單軸壓縮強度σucs，σucs對應的應變為單軸壓縮峰值應變εu。將裂紋數量達到總裂紋數量的1%時的軸向應力σ1定義為單軸壓縮初始裂紋起裂應力σuci，雙軸壓縮時的軸向應力峰值σ1定義為雙軸壓縮強度σbcs，σbcs對應的應變為雙軸壓縮峰值應變εb。將裂紋數量達到總裂紋數量的1%時的軸向應力σ1定義為雙軸壓縮初始裂紋起裂應力σbci。由于雙軸加卸載模擬時卸載前的雙軸加載程序與雙軸壓縮的程序相同，且初始裂紋在卸載程序觸發前出現，因此，雙軸壓縮和雙軸加卸載的初始裂紋起裂應力相同。雙軸加卸載下的峰值軸向應力σ1定義為雙軸加卸載峰值強度σbu，相應的峰值應變定義為雙軸加卸載峰值應變εbu，而相應的側向應力σ2定義為雙軸加卸載側向峰值應力σls。

表5 三種應力路徑下含不同傾角D型孔洞砂巖試樣的力學參數Table 5 Mechanical parameters of sandstone specimens containing D-shaped holes with different inclination angles under three stress paths

在3種應力路徑下，砂巖試樣力學參數隨孔洞傾角的變化情況如圖10所示，其中，3種應力路徑下砂巖試樣的峰值應變見圖10(a)，峰值強度見圖10(b)，初始裂紋起裂應力見圖10(c)，雙軸加卸載下試樣破壞時的側向應力見圖10(c)。從圖10(a)可以看出：雙軸壓縮的峰值應變隨著孔洞傾角的增大先增大后減小，并且起伏變化較大；對于同一傾角孔洞砂巖試樣，雙軸壓縮峰值應變、雙軸加卸載峰值應變、單軸壓縮峰值應變依次降低；雙軸加卸載峰值應變和單軸壓縮峰值應變的起伏變化相對較小，且最小值都出現在含90°傾角孔洞的試樣上。從圖10(b)可見：試樣的雙軸壓縮強度、雙軸加卸載強度、單軸壓縮強度依次遞減，最小值都出現在含90°傾角孔洞的試樣上，單軸和雙軸壓縮峰值強度的最大值都出現在含30°傾角孔洞的試樣上，而雙軸加卸載峰值強度最大值出現在含75°傾角孔洞的試樣上。從圖10(c)可見：雙軸加載及雙軸加卸載初始裂紋起裂應力隨孔洞傾角增大呈現先增大后減小的變化趨勢，單軸壓縮初始裂紋起裂應力的變化幅度較小，3種應力路徑下的初始裂紋起裂應力最大值都出現在含75°傾角孔洞的試樣上，而最小值都出現在含0°傾角孔洞的試樣上。從圖10(d)可見：隨著孔洞傾角增大，試樣雙軸加卸載破壞時的側向應力總體呈現下降趨勢，但在含30°傾角孔洞的試樣上出現了突然增大的波動。綜上分析可知：D型孔洞傾角對試樣的峰值強度影響相對較小，但在雙軸壓縮和雙軸加卸載下，D型孔洞傾角對試樣裂紋的起裂應力影響較明顯。

圖10 3種應力路徑下砂巖試樣力學參數的數值模擬結果Fig.10 Mechanical parameters for numerical sandstone specimens under three stress paths

3.3 加卸載路徑下砂巖試樣的破裂特征

在雙軸加卸載、不同傾角下含D 型孔洞砂巖試樣的應力-時間曲線、裂紋數量及其累計變化曲線、破裂過程如圖11和圖12所示。從圖11和圖12可以看出：隨著軸向載荷增加，試樣裂紋逐漸增多，并且從孔洞周圍以單剪切或者雙剪切形式向試樣端面擴展；側向應力卸載之前，裂紋量較少，隨著側向應力卸除和軸向應力接近峰值應力，試樣裂紋開始快速增多，并在峰后階段大量快速密集出現。

圖12 雙軸加卸載下試樣的裂紋演化過程Fig.12 Crack evolutions of α=0°specimens under biaxial loading and unloading

由圖11(a)和圖12(a)可知：對于含0°傾角的D型孔洞的試樣，應力到達卸載點后不久，試樣應力達到峰值，峰值應力之后先經歷應力起伏不大的波動階段，然后應力驟降，試樣迅速破壞；圍壓卸載后，裂紋數量開始增多，但增速較小，直至到達峰值應力和應力突降階段，試樣裂紋迅速擴展匯集，裂紋數量也急速增多；應力作用在A點時，孔洞左側產生尺寸相對較小的裂紋；加載到B點時，孔洞右下角出現較小裂紋；應力到達峰值應力附近C和D點之前，孔洞兩側裂紋向斜向剪切方向的2個不同方向延長；隨后，軸向應力進入突降階段，裂紋沿斜向剪切方向快速延伸至試樣兩側端部；在圖11所示曲線E、F點之后，裂紋經過孔洞在試樣斜向剪切方向整體貫通，且裂紋數量幾乎不再增多；此外，在裂紋擴展過程中，始終未見明顯的其他裂紋分支。

由圖11(b)和圖12(b)可知：類似于α=0°時試樣的裂紋擴展，在α=15°時，試樣峰值應力前(A、B、C點)，試樣孔洞兩側出現尺寸相對較小的裂紋；當應力達到峰值應力C點時，孔洞兩側的裂紋擴展規模接近孔洞尺寸；應力達到D點時，孔洞遠端零星出現遠場裂紋；在試樣的最終破壞階段(EF)，孔洞兩側迅速發展出2 條“X”型對稱的宏觀剪切裂紋，試樣最終破壞的裂紋數量明顯多于α=0°時試樣的裂紋數量。

由圖11(c)和圖12(c)可知：α=30°時試樣最終破壞的裂紋數量與α=0°時的相近，且明顯少于α=15°時最終破壞的裂紋數量；不同于α=0°和α=15°時的試樣，α=30°時試樣孔洞左側裂紋先豎直向下擴展，峰值應力之后轉為豎直向上擴展，最終破壞模式與α=0°時的試樣相似，但在單向剪切方向上孔洞兩側的2 條斜向宏觀裂紋中端，各自產生了1條近似橫向的分支裂紋，且在試樣最終破壞階段并未擴展至試樣端面。

由圖11(d)和圖12(d)可見：α=45°時的試樣最終破壞的裂紋數量與α=0°和α=30°時最終破壞的裂紋數量試樣相近，試樣最終破壞模式介于單向剪切和“X”形剪切破壞之間，為斜向的近似“Y”形剪切破壞；另外，在孔洞右下角的斜向剪切裂紋中端產生1條向試樣左下角的分支裂紋，但也未擴展至試樣端面。

從圖11(e)和圖12(e)可見：α=60°的試樣達到峰值應力后在孔洞兩端產生2條向單向剪切的2個不同方向擴展的宏觀裂紋，最終破壞模式類似于α=15°時試樣的最終破壞模式，為“X”形剪切破壞，但在應力突降前孔洞左側裂紋數量明顯少于右側裂紋數量，最終破壞后的裂紋數量與α=15°時試樣的裂紋數量相近。

從圖11(f)和圖12(f)可見：當應力達到峰值應力時，在孔洞的上下2個直角處和圓拱頂部均產生裂紋，峰值應力后在孔洞試樣上部產生2條向不同方向擴展的宏觀裂紋，而孔洞試樣下部只產生1條斜向宏觀裂紋與試樣端面貫通，兩側宏觀裂紋各自有細小的分支裂紋產生，最終破壞模式與試樣α=45°時的類似，為Y形剪切破壞，最終裂紋數量與α=0°、α=30°和α=45°時的試樣裂紋數量相近。

從圖11(g)和圖12(g)可見：α=90°時試樣的裂紋萌生晚于其他試樣，峰值應力后在孔洞兩側產生向著不同方向擴展的裂紋，最終破壞模式與試樣α=15°時的類似，為X形剪切破壞，最終的裂紋數量與α=15°和α=60°時試樣的裂紋數量相近。

含不同傾角D 型孔洞砂巖試樣在雙軸加卸載條件下的裂紋數量對比情況如圖13所示。從圖13(a)可以看出：峰值應力時的拉伸裂紋數量隨著孔洞傾角增大呈現先減少后增多的變化趨勢；剪切裂紋和總裂紋數量隨孔洞傾角增大的變化趨勢類似，整體變化規律不明顯，含15°和90°傾角的孔洞試樣在峰值應力時的剪切裂紋數量明顯比其他傾角孔洞試樣的剪切裂紋數量多。試樣最終破壞的裂紋數量見圖13(b)。從圖13(b)可見：總裂紋數量、剪切裂紋數量、拉伸裂紋數量隨著孔洞傾角增大的變化趨勢類似，整體變化規律不明顯，含15°和90°傾角的孔洞試樣在最終破壞時的總裂紋數量、剪切裂紋數量、拉伸裂紋數量都明顯比其他傾角孔洞試樣的高。

圖13 裂紋數量分析圖Fig.13 Crack number graphs

綜上所述，含不同傾角D 型孔洞砂巖試樣在雙軸加卸載條件下的裂紋發展、破裂模式及其與單軸壓縮和雙軸壓縮條件下試樣的對比情況分析如表6所示。

表6 含不同傾角D型孔洞砂巖試樣的裂紋發展及破裂模式對比Table 6 Comparisons of crack development and fracture patterns in sandstone specimens containing D-shaped holes with different dip angles

4 結論

1) 在單軸壓縮條件下，不同傾角D 型孔洞砂巖峰值強度和彈性模量的數值模擬結果與試驗結果基本一致，都隨孔洞傾角的增大先降低后升高然后再降低，峰值強度和彈性模量的最大相對誤差分別為10.12%和13.53%，因此，存在最佳的開挖斷面傾角與最大主應力方向的位置關系；試樣最終破壞模式都是由孔洞左右兩側2條裂紋不斷延伸形成的斜向剪切破壞，其中，一條裂紋從D 型孔洞的直角端開始沿剪切方向延伸，另一條從D型孔洞的拱角或拱頂位置開始沿剪切方向延伸；隨著D 型孔洞傾角的增大，從D 型孔洞拱形部分延伸的裂紋起裂位置從拱角逐漸過渡到拱頂。構建的數值模型能夠可靠地模擬真實砂巖試樣的強度及破裂特征。

2) 對于同一傾角孔洞砂巖試樣，雙軸壓縮峰值應變、雙軸加卸載峰值應變、單軸壓縮峰值應變依次降低。雙軸加卸載峰值應變和單軸壓縮峰值應變隨孔洞傾角的變化而變化較小。試樣的雙軸壓縮強度值、雙軸加卸載強度值、單軸壓縮強度值依次遞減。隨著孔洞傾角增大，試樣雙軸加卸載破壞時的側向應力總體呈現下降趨勢。D型孔洞傾角對試樣的峰值強度影響較小，但對試樣裂紋的起裂應力影響較明顯。

3) 在雙軸加卸載條件下，D型孔洞傾角對砂巖試樣破壞模式的影響較大。不同于單軸壓縮下的單向剪切破壞，雙軸加卸載條件下含D 型孔洞砂巖的破壞形式較為復雜多樣，總體呈現出單向剪切、X形剪切和Y形剪切共3種剪切破壞模式。