趙廣臣 張永生 胡新萍

（山西工程技術(shù)學(xué)院，山西 陽(yáng)泉 045000）

0 引言

巖石經(jīng)歷高溫作用的情況通常在礦產(chǎn)資源開發(fā)、地下工程建設(shè)、放射性核廢料處理等場(chǎng)合出現(xiàn)。高溫作用會(huì)導(dǎo)致巖石內(nèi)部礦物質(zhì)的轉(zhuǎn)化和礦物間結(jié)合變化，進(jìn)而導(dǎo)致巖石宏觀力學(xué)性能發(fā)生變化。很多專家都對(duì)經(jīng)歷高溫作用的巖石進(jìn)行了大量研究，劉石等[1]對(duì)經(jīng)歷不同溫度的巖石進(jìn)行了軸向壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)特定的溫度可以導(dǎo)致巖石單軸抗壓強(qiáng)度提高，更高的溫度才能造成單軸抗壓強(qiáng)度急劇降低。薛凱喜等[2]分析了側(cè)限條件對(duì)巖石的單軸壓縮性能的影響，發(fā)現(xiàn)加載方式對(duì)受側(cè)限巖石的單軸受壓性能影響顯著，位移加載模式可以導(dǎo)致巖石試樣顯著的蠕變現(xiàn)象。肖偉晶等[3]對(duì)滲透壓力作用下的紅砂巖進(jìn)行了三軸壓縮試驗(yàn)，研究表明滲透壓增加會(huì)導(dǎo)致軸向峰值應(yīng)力減小、破壞時(shí)的軸向應(yīng)變減小，徑向應(yīng)變變化幅度增大；滲壓的增加還會(huì)造成變形模量的減??；應(yīng)力偏量的增加卻會(huì)導(dǎo)致變形模量逐漸增大，并且變形模量及強(qiáng)度與軸向應(yīng)變的相關(guān)性更強(qiáng)。溫韜等[4]從能量和損傷的角度研究了不同圍壓下板巖的三軸受壓，研究表明，不同變形階段板巖的彈性應(yīng)變能、耗散能的變化情況不同，彈性應(yīng)變能先增加后減小，耗散能加載初期幾乎為零，進(jìn)入屈服段急劇增加。郝士云[5]對(duì)溫度作用后巖石的動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)隨著加載速度提高，巖石試樣的應(yīng)力峰值和應(yīng)變峰值增大，破壞程度加劇。

上述研究從靜態(tài)和動(dòng)態(tài)方面，采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法，研究了高溫作用后巖石的力學(xué)性能。雖然一些研究也關(guān)注到巖石的圍壓條件[3][4][6]，但仍需要進(jìn)一步的研究。本文采用ABAQUS軟件建立有限元模型對(duì)常溫和高溫?zé)崽幚淼膱A柱體巖石試樣在不同圍壓下的軸向受壓力學(xué)行為進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了不同圍壓下常溫巖石試樣和高溫巖石試樣的破壞模式及承載力位移曲線，并進(jìn)行了對(duì)比分析，為工程設(shè)計(jì)和實(shí)施提供參考。

1 巖石力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)方案

本文中的試樣采用圓柱體試樣，尺寸為d=50mm，h=100mm。將試樣分別放入馬弗爐中進(jìn)行加熱至1000℃，再緩慢降至室溫25℃。

采用WES-1000B電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行軸向加載，直到破壞，加載速率為0.2mm/min。軸向應(yīng)變通過電阻應(yīng)變片測(cè)量。

實(shí)驗(yàn)得到了試樣的破壞形態(tài)（圖1、圖2）。常溫試樣的破壞形態(tài)為加載端脆性破壞，高溫處理試樣最終的破壞形態(tài)均為沿斜截面的剪切破壞，巖石試樣破碎嚴(yán)重。

圖1 巖石試樣的破壞形態(tài)

圖2 熱處理巖石試樣軸向受壓本構(gòu)關(guān)系

通過巖石試樣軸向受壓本構(gòu)關(guān)系得到熱處理巖石試樣的彈性模量、抗壓強(qiáng)度及破壞塑性應(yīng)變（見表1）。

表1 巖石試樣的本構(gòu)關(guān)系參數(shù)

2 有限元模型及其有效性驗(yàn)證

2.1 有限元模型

巖石試樣模型通過上壓盤和下壓盤進(jìn)行軸向加載，上下壓盤采用解析剛體建立，巖石試樣采用C3D8R減縮積分實(shí)體單元，單元尺寸為2mm。下壓盤固定，在上壓盤施加位移荷載。上下壓盤與巖石之間法向采用硬接觸，切向采用罰接觸，摩擦系數(shù)取0.2。有限元巖石材料采用Drucker Prager本構(gòu)關(guān)系，假設(shè)材料為各向同性，常溫巖石試樣的參數(shù)見表2[7]。有限元模型如圖3所示，高溫?zé)崽幚韼r石試樣的內(nèi)摩擦角、膨脹角和泊松比也按表2取值，其它參數(shù)按表1取值。

表2 巖石材料參數(shù)

圖3 有限元模型

f b，其中f b為巖石試樣的單軸抗壓強(qiáng)度。圍壓為0主要是為了與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)照驗(yàn)證有限元模型的有效性，有限元模型圍壓條件見表3。

表3 有限元模型名稱及圍壓條件 MPa

2.2 有限元模型有效性驗(yàn)證

有限元模型C1、F1最終的損傷分布和破壞形態(tài)如圖4，與圖1中實(shí)驗(yàn)得到的破壞形態(tài)是相近的，說明有限元模型是有效的。常溫試樣發(fā)生脆性劈裂破壞是因?yàn)樵嚇拥膭偠却嘈暂^強(qiáng)，試樣端面與試驗(yàn)機(jī)壓盤接觸不充分，導(dǎo)致壓盤對(duì)試樣的橫向約束不強(qiáng)，破壞由橫向應(yīng)變導(dǎo)致的縱向裂縫開展控制，并且破壞先發(fā)生于試樣上端或者下端。高溫處理過的試樣韌性增大，破壞由最大剪應(yīng)力控制，表現(xiàn)為剪切破壞，破壞后的試樣在上端和下端形成了一個(gè)錐體。

圖4 有限元模型破壞形態(tài)

3 有限元模擬結(jié)果及分析

常溫試樣在不同圍壓下的破壞模式如圖5所示，隨著圍壓的增大，巖石的軸向抗壓強(qiáng)度得到提高[3]，雖然圍壓對(duì)整個(gè)試樣形成了良好的約束，但是由于常溫試樣具有極強(qiáng)的脆性，使得試樣的破壞形式表現(xiàn)了端部的破壞。由高溫?zé)崽幚碓嚇釉诓煌瑖鷫簵l件下的破壞形態(tài)（圖6）可以看出，經(jīng)過較強(qiáng)熱損傷的巖石的破壞形態(tài)對(duì)圍壓并不敏感，其破壞形態(tài)表明，破壞是由應(yīng)力偏量引起的。常溫試樣不同圍壓下軸向加載力—位移曲線（圖7）的破壞下降段陡峭程度也表明了圍壓條件下常溫試樣的破壞表現(xiàn)為典型的脆性。

圖5 常溫試樣不同圍壓下的破壞形態(tài)

圖6 荷載-滑移曲線

圖6 高溫?zé)崽幚碓嚇硬煌瑖鷫合碌钠茐男螒B(tài)

圖7 常溫試樣不同圍壓下軸向加載力—位移曲線

高溫處理試樣不同圍壓下軸向加載力—位移曲線（見圖8）顯示，經(jīng)歷過高溫的巖石在較大圍壓條件下，其軸向抗壓強(qiáng)度可以得到提高，破壞位移增大，曲線與橫坐標(biāo)所圍的面積增大表明在破壞過程中可以損耗更多的能量。常溫試樣也有類似的特點(diǎn)，但程度要比高溫處理試樣弱，這說明高溫處理試樣的韌性要比常溫巖石試樣強(qiáng)，常溫試樣破壞段對(duì)應(yīng)的曲線下降段斜率比高溫處理試樣破壞下降段斜率小得多，也從另外一個(gè)角度說明高溫?zé)崽幚韼r石試樣的這個(gè)特點(diǎn)。

圖8 高溫處理試樣不同圍壓下軸向加載力—位移曲線

4 結(jié)束語(yǔ)

（1）雖然圍壓會(huì)增強(qiáng)常溫試樣兩端的約束條件，但是因?yàn)槌卦嚇泳哂袆偠却蟠嘈愿叩奶攸c(diǎn)，所以各種圍壓條件下的常溫巖石試樣的破壞形態(tài)都表現(xiàn)為端部脆性破壞。

（2）因?yàn)檩^高的處理溫度造成巖石發(fā)生了較大損傷，破壞控制因素為應(yīng)力偏量，所以高溫處理試樣破壞形態(tài)對(duì)圍壓條件不敏感。

（3）無(wú)論是常溫試樣還是高溫?zé)崽幚碓嚇?，較高的圍壓條件可以提高巖石的破壞耗能特性。