含充填椭圆形孔洞砂岩力学破坏特性试验研究

周亚楠，朱泉企，李地元，马春德, 2

含充填椭圆形孔洞砂岩力学破坏特性试验研究

周亚楠1，朱泉企1，李地元1，马春德1, 2

(1. 中南大学 资源与安全工程学院，湖南 长沙 410083；2. 中南大学 高等研究中心，湖南 长沙 410083)

为研究充填物力学性能对含椭圆形孔洞岩石力学破坏特性的影响，通过在预制孔洞内填充不同配比的水泥砂浆，对含充填椭圆形孔洞板状砂岩试样进行单轴压缩试验，并借助声发射系统和数字图像相关技术记录并分析试样的破裂过程和裂纹扩展特征。研究结果表明：含椭圆形孔洞试样的强度和弹性模量相对于完整试样分别降低了24.45%和23.05%，而充填后试样的起裂应力、峰值应力和弹性模量均有所提高，且提升幅度随充填物本身力学性能的增强而增大。充填作用对岩样的裂纹起裂、扩展及最终破坏形态的影响也很明显，含椭圆形孔洞试样的破坏模式随充填物力学性能的增强由拉伸破坏向剪切破坏转变。通过将声发射技术与数字图像相关技术相结合应用，能够建立起岩石宏观力学响应与细观力学行为之间的关系。

岩石力学；充填孔洞；力学特性；破坏过程；数字图像相关；声发射

在自然环境中，岩石内存在大量的孔隙缺陷及充填胶结物等非线性材料，在外荷载作用下由于局部应力集中裂纹从缺陷周边开始起裂、聚合、扩展及相互贯通，最终影响材料的损伤演化及破坏形态[1]。在许多人造工程中也常用到水泥、混凝土等工程材料进行填充，如隧道围岩的注浆加固和结构面的充填治理等[2−3]。因此，对含缺陷及充填缺陷岩样的力学破坏特性进行研究一直是岩石力学届关注的热点之一。长期以来，国内外很多学者通过模型试验对含孔洞岩石的破裂规律进行了深入的研究。Kobayashi等[4]使用光弹材料开展单轴压缩试验，研究了含单个孔洞试样的裂纹扩展情况，以及孔洞与裂纹的相互作用机制；Lajtai等[5]对石膏材料进行双轴压缩试验，研究了孔洞周边裂纹演变过程和相互作用机理；Carter等[6]对含单一圆形孔洞岩石的破裂过程进行研究，发现在低围压下圆孔周边裂纹主要包含主拉伸裂纹、次生裂纹和剪切裂纹。随后，国内一批学者对含预制孔洞的岩石类脆性材料进行了许多室内试验，如杨圣奇等[7]结合声发射技术对含孔洞裂隙砂岩进行单轴压缩试验，发现岩样的力学参数和声发射分布受缺陷分布的影响；李地元等[8]通过对双侧预制方形孔洞试样进行单轴压缩试验，研究了含双侧大孔洞试样的力学响应和变形破坏规律，并利用FLAC3D进一步验证了试样塑性破坏单元以拉伸破坏为主；朱谭谭等[9]对预制双圆形孔洞的板状砂岩试样进行单轴压缩试验，主要研究了孔心距和倾角对砂岩强度、变形特征及破裂演化过程的影响规律；杜明瑞等[10− 11]通过对含单一椭圆形孔洞板状砂岩进行单轴压缩试验，研究了椭圆形长短轴比及长轴与轴向荷载间夹角对试样强度及变形破坏特征的影响规律。然而，目前关于含充填孔洞方面的研究并不多，一些学者发现与没有充填的缺陷相比，缺陷周边的应力集中程度会由于充填物的影响而有所降低，且充填物自身也具备一定的承载能力，这些都会对岩石的力学特性和破裂过程产生影响[12−16]。因此，研究含充填孔洞岩石的力学特性和破裂机理具有重要的现实意义。Janeiro等[16]对含充填孔洞石膏试样进行单轴压缩试验，利用高速相机记录孔洞周边的破裂过程随孔洞形状和充填情况的变化规律，但充填物内部的裂纹行为和非协调变形破坏机制仍不清楚，充填作用机理仍需进一步探索。有鉴于此，本文通过在预制椭圆形孔洞中填充2种不同配比的水泥砂浆，研究强和弱2种力学性能的充填物对含椭圆形孔洞砂岩力学特性的影响，并借助声发射系统和数字图像相关技术获得了岩样的宏观力学响应与内部声发射特征和表面主应变场演化之间的关系。

1 试验研究

1.1 试样制备

选取四川隆昌采石场的青砂岩作为岩石基质材料，该岩石呈灰绿色，主要矿物成分为石英、斜长石、钾长石、绿泥石及少量硅质岩屑等，粒径主要在0.04~0.4 mm之间。试样均取自同一岩块，岩样表面平整，无明显肉眼可见缺陷。其平均密度为2 377.71 kg/m3，弹性模量为16.68 GPa，抗压强度和抗拉强度分别为69.17 MPa和5.29 MPa。为了让试样内外的裂纹扩展具有较好的同步性和一致 性[17]，本文根据预备试验的破坏形态最终选取加工尺寸为高120 mm，宽60 mm，厚30 mm的板状试样，试样内椭圆形孔洞采用专业高压水刀切割而成，长轴和短轴分别为21.2 mm和10.6 mm，长轴方向与加载方向平行。

在实际工程中，由于成岩条件不同，岩体结构面内存在不同的胶结充填情况。本试验分别考虑无充填、充填水泥砂浆Ⅰ和水泥砂浆Ⅱ3种工况，并分别以编号A，B和C代表3种工况，其中，水泥砂浆Ⅰ的配合比(质量比)为水泥:石英砂:水= 1:4:0.75，水泥砂浆Ⅱ的配合比为水泥：石英砂:水=1:2:0.45，并加入0.5%的膨胀剂以增加水泥砂浆与孔洞内壁接触间的黏结力。经过前期的力学性能测试，水泥砂浆Ⅰ和水泥砂浆Ⅱ与青砂岩抗压强度的比值分别为12.55%和51.19%，弹性模量的比值分别为37.41%和64.69%，可见，水泥砂浆Ⅰ可看作是相对的弱充填物，如泥质或砂质胶结充填，而水泥砂浆Ⅱ可看作是相对的强充填物，如钙质或硅质胶结充填。加工完成后的岩样如图1所示，各组试样的具体几何尺寸和平均力学参数由表1给出。试样加载端面经过细致研磨后，其不平行度和不垂直度均小于0.02 mm，符合国际岩石力学学会的标准要求[18]。

待试样加工成型后，为了使DIC软件能够识别和计算试样表面的变形，需要在试样表面制作人工散斑场。首先用刷子将试样表面清理干净，再在试样表面用白色哑光漆进行喷涂，以形成一层均匀的底色，待其干透后再在该面喷涂黑色哑光漆，以形成随机的散斑场。

图1 不同充填工况下岩样

表1 试样几何尺寸和力学参数

1.2 试验设备及过程

试验系统，主要分为加载系统、观测系统、分析系统和声发射采集系统。加载系统采用INSTRON-1346型电液伺服控制机，该试验机所能施加的最大轴向力为2 000 kN，在测试过程中，在试验机两端加上可减小岩样端面摩擦的刚性垫块。试验过程中均采用位移控制准静态加载方式，加载速率为0.01 mm/s，并采用线性位移引伸计来记录试样的轴向变形。观测系统包括一台CCD相机(Basler PiA2400-17gm)和鹅颈照明灯，设置相机的拍摄分辨率为2 448×2 050 pixels，物像比例为0.093 5 mm/pixel，图像数据采集速度为15 fps。分析系统采用的是VIC-2D软件系统，试验完成后，用该软件系统对采集到的散斑图像进行相关运算，得到试样表面变形场。声发射采集系统采用的是由美国物理声学公司(PAC)生产的PCI-2型声发射仪，声发射信号通过Nano30型传感器采集，其频率响应范围为125~750 kHz，门槛值设为45 dB。试验开始时，同步启动INSTRON加载系统、声发射监测系统和CCD相机进行实时记录，以得到试样力学响应与试样内部声发射特征和试样表面变形场演化之间的关系。

2 试验结果与分析

2.1 力学特性分析

各类典型试样在单轴压缩下的应力−应变曲线如图2所示。从图2中可看出，完整砂岩的应力−应变曲线光滑，无明显波动现象，整体上呈塑−弹−脆性的变形特征。在加载初期曲线的斜率较小，压缩应变增长快于应力增长，具有明显裂隙压密段，在进入弹性阶段后，应力随应变近似呈线性增大，在峰后应力则迅速跌落至0，并伴有巨大声响和岩块弹射现象，表现出明显的脆性破坏特征。

与完整砂岩试样相比，含孔洞及充填孔洞试样的应力−应变曲线，在裂隙压密阶段与完整试样基本重合，进入弹性阶段后，应力增长路径开始出现差异，曲线斜率和弹性段长度明显减小；由于孔洞缺陷的存在，应力峰值相对于完整试样有不同程度的降低；在破坏后区，含孔洞缺陷试样的脆性特征降低，表现出一定的延性破坏特征。可见，虽然完整试样的承载能力相比含孔洞试样更好，但脆性破坏特征也更明显，这表明含缺陷试样在破坏失稳前有更长的反应时间，可以通过有效措施来控制和防范。而与含孔洞试样相比，在充填物的胶结作用下，充填后试样的力学性能得到改善，应力峰值有所提高，且随充填物力学性能的增大而增大。

图2 单轴压缩下典型试样应力-应变曲线

不同类型试样的平均抗压强度和弹性模量如图3所示，可见相对于完整砂岩，含孔洞及充填孔洞试样的力学性能都有不同程度的劣化。含椭圆形孔洞试样的平均峰值强度和弹性模量分别为57.96 MPa和8.58 GPa，相对于完整砂岩试样，劣化幅度分别为24.45%和23.05%；而对于充填后的砂岩试样，其抗压强度和弹性模量分别介于59.12~63.99 MPa和9.14~9.41 GPa之间，相对于完整砂岩的最大降幅分别为22.94%和18.03%。

图3 不同类型试样抗压强度和弹性模量

从图3还可看出，对于充填后的椭圆形孔洞试样，工况B相对于工况A，平均抗压强度和弹性模量稍有提升，提升幅度分别为3.92%和7.23%；工况C相对于工况A，平均抗压强度和弹性模量的提升幅度分别为9.40%和8.16%，其中抗压强度的提升幅度较大，这是由于刚性充填作用显著改善了岩样内部的应力状态所致[15−16]。可见，与未充填孔洞试样相比，充填后孔洞试样的力学性能均有所提高，且提升幅度与充填物本身力学性能密切相关。

2.2 声发射特征与破裂过程分析

为了解充填作用对含孔洞岩石变形破裂特征的影响，本文以3种工况下的典型试样(Ellip-A-1，Ellip-B-1和Ellip-C-2)为例，将后处理得到的岩样表面应变场与内部声发射信号相结合分析，对含孔洞及充填孔洞试样的裂纹扩展机制进行探究。其中，图5(a)和5(b)代表峰值应力前，图5(c)代表峰值应力时，图5(d)和图5(e)代表峰值应力后的破裂特征。

图4是含椭圆形孔洞试样的声发射计数、累计声发射计数和应力时间曲线，与之对应的全场最大主应变演化云图如图5所示。从图中可看出，对于含椭圆形孔洞试样，在加载初期就出现了一些零星的AE次数，这主要是试样内部裂隙压密的结果，之后累计AE计数呈线性缓慢增加。随着应力增大到A点，AE次数开始变得活跃，且累计AE次数从线性段发生偏离，此时可看到在孔洞中心上下部位由于拉应力集中出现了局部高应变区(图5(a))。应力从A增大到B这段过程中，累计AE次数呈指数型上升，但AE次数未出现较大的声发射活动，这表明试样内的裂纹密度和范围仍在不断增大，但暂未有宏观破坏裂纹形成。

图4 含椭圆形孔洞试样声发射计数和应力时间曲线

当应力从B点增大到峰值应力点C，由图5(b)和图5(c)可看出，在孔洞左下侧出现的局部化区逐渐聚集成核形成次生裂纹，并与孔洞左侧的压应力集中区搭接。随后，伴随着一次巨大的AE次数发生，应力迅速从C跌落至E，在这过程中孔洞左侧的次生裂纹迅速向试样下端部扩展(图5(d))，在失稳破坏瞬间，孔洞右侧出现的次生裂纹瞬时剪切错动贯通至岩样右上端部，在该破裂面上有明显擦痕和岩屑掉落(图5(e))。值得注意的是，应力从C跌落至E仅用了0.49 s，因此观测岩样失稳破坏瞬间过程，引入高速相机是很有必要的。

(a) σ=0.69σc；(b) σ=0.94σc；(c) σ=σc；(d) σ=0.53σc；(e) σ=0.02σc

图6是含Ⅰ类充填孔洞试样的声发射计数、累计声发射计数和应力时间曲线，与之对应的全场最大主应变演化云图如图7所示。对于含Ⅰ类充填试样，当应力增长到A点之后，AE次数才逐渐变得活跃，此时从图7(a)中可看到与未充填孔洞完全不同的裂纹起裂行为，高应变区首先是集中在充填物与孔壁的左右边界，发生由径向拉伸应力引起的界面剥离破坏[13, 16]，可认为该时刻的应力12.72 MPa为试样的起裂应力。

图6 含Ⅰ类充填试样声发射计数和应力时间曲线

随后，曲线进入弹性段，累计AE次数也呈线性逐渐上升，在这过程中可看到在充填孔洞内部同样出现了高应变区，且密度逐渐增大并相互搭接(图7(b))。应力从B点到峰值点C的过程中，AE次数和密度逐渐增大，累计AE次数从线型转为指数型增长。从图7(c)可看出，裂纹从充填孔洞左侧边界起裂，并以拉伸形式扩展至岩石基质中。

随后，伴随着一次较大的AE次数发生，应力突然从C到D跌落了49%，此时从图7(d)中可看到，充填孔洞左侧的次生裂纹迅速贯穿至岩样上端部，并与孔洞左侧的界面剥离区搭接，扩展至孔洞下部位形成一条拉伸裂纹。值得注意的是，此时试样未被完全贯穿，因此仍具有一定的承载能力。在经过一小段应力台阶后，最终，在充填孔洞右侧也形成一条裂纹贯通至试样上端部，同时充填孔洞下部位的拉伸裂纹向岩样下端发生较大扩展(图7(e))，此时AE次数达到最大值。3条主裂纹在岩样表面近似呈“Y”形分布，岩样承载结构最终失效，且在水平方向有较大变形。

(a) σ=0.21σc；(b) σ=0.66σc；(c) σ=σc；(d) σ=0.51σc；(e) σ=0.03σc

图8是含Ⅱ类充填孔洞试样的声发射计数和应力时间曲线，与之对应的全场最大主应变演化云图如图9所示。

图8 含Ⅱ类充填试样声发射计数和应力时间曲线

从图9(a)中可看出，对于含Ⅱ类充填试样，裂纹起裂位置与Ⅰ类充填试样类似，同样是在充填物与孔壁的左右边界发生界面剥离破坏，但此刻的起裂应力值为21.91 MPa。当应力增大到B后，累计AE次数出现跃升，由于Ⅱ类充填物的强度和刚性较大，此时在充填孔洞内仅有一条裂纹出现(图9(b))。随着应力继续上升到峰值点C，AE次数和密度逐步增大，次生裂纹从孔洞左上侧起裂并与孔洞左边界搭接(图9(c))。随后，伴随着一次较大的AE次数，应力从C到D跌落了46%，从图9(d)可看出，孔洞左侧的次生裂纹贯穿至岩样上端部，并在孔洞下边界出现两条裂纹分别向岩样左端和下端扩展。最终，应力继续跌落，AE次数达到最大值，在孔洞下边界出现3条呈“爪”形的宏观裂纹将试样贯穿(图9(e))，在主破裂面上可看到因受剪应力作用而擦痕明显。

(a) σ=0.34σc；(b) σ=0.92σc；(c) σ=σc；(d) σ=0.54σc；(e) σ=0.50σc

经过以上分析可发现，在峰值应力前，累计声发射计数的线型转折点对应着裂纹的萌生或聚集。在峰值应力后，每一次声发射计数的突增，都对应着一次裂纹较大扩展或贯通岩样所引起的应力跌落。由于孔洞或充填物的存在，最大主应变场演化由无序、离散化逐渐向局部化、梯度化集中，且裂纹的起裂、聚集、扩展和贯通全过程都能够通过应变场中的局部化特征得到清晰地表征。

对于未充填孔洞，其侧壁由于较高的压应力集中会向临空面产生变形[19]，易发生片帮、剥落现象；而对于含充填孔洞，孔壁两侧的应力条件由于充填物的存在得到改善，抑制了这种现象，主要产生由径向拉伸应力引起的界面剥离破坏[16]。充填作用不仅在一定程度上增强了岩样抵抗破坏的能力，而且对孔洞周边裂纹的起裂、扩展和搭接在位置、时间和形式上都有一定的影响。此外，充填物本身的力学性能对试样的裂纹行为也存在一定的影响，随着充填物力学性能的增强，试样第1次出现高应变区时的起裂应力则越大。

2.3 最终破坏模式分析

各工况下含椭圆形孔洞砂岩的最终破坏模式如图10所示。从图中可以看出，在该尺寸下的板状岩样，其正反两面的裂纹扩展特征具有较好的一致性。

通过对比分析，可发现随充填物力学性能的增强，岩样的破坏模式有着由拉伸破坏向剪切破坏的转变。对于未充填的含椭圆形孔洞试样，岩样的最终破坏主要由1条宏观次生裂纹和1条剪切裂纹贯穿所致，其破坏模式表现出拉剪混合破坏特征；对于含Ⅰ类充填孔洞试样，引起岩样最终破坏的宏观主裂纹主要有3条，1条宏观拉伸裂纹和2条宏观次生裂纹，近似呈“Y”形分布，其破坏模式主要呈拉伸破坏特征；对于含Ⅱ类充填孔洞试样，主要由2条宏观对角剪切裂纹和2条拉剪混合裂纹贯穿岩样引起破坏，在主破裂面上因受剪应力作用而出现明显擦痕和岩屑掉落，其破坏模式主要呈剪切破坏特征。

(a) Ellip-A正面和反面；(b) Ellip-B正面和反面；(c) Ellip-C正面和反面

3 结论

1) 与完整砂岩相比，含孔洞及充填孔洞试样的峰值强度和弹性模量都有不同程度的降低，但峰后延性破坏特征有所增强；与未充填孔洞试样相比，充填后孔洞试样的起裂应力、峰值应力和弹性模量均有所提高，且提升幅度随充填物本身力学性能的增强而增大。

2) 与未充填试样相比，含充填试样的裂纹首先是在充填物与孔壁的交界弱面处起裂并产生界面剥离。此外，充填作用对岩样裂纹扩展特征及最终破坏形态的影响也很明显，且与充填物本身的力学性能密切相关。

3) 通过将DIC技术与AE技术相结合应用，岩样的宏观力学响应能够较好地与内部声发射信号和表面变形场演化相联系起来，且声发射特征和应变局部化特征都能直观、准确地反映岩石损伤破裂过程，特别是对于充填孔洞内部的裂纹发育情况。

[1] 刘晓丽, 王思敬, 王恩志, 等. 单轴压缩岩石中缺陷的演化规律及岩石强度[J]. 岩石力学与工程学报, 2008, 27(6): 1195−1201. LIU Xiaoli, WANG Sijing, WANG Enzhi, et al. Evolutionary rules of flaws in rock subjected to uniaxial compression and rock strength[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(6): 1195− 1201.

[2] 裴向军, 黄润秋, 李正兵, 等. 锦屏一级水电站左岸卸荷拉裂松弛岩体灌浆加固研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(2): 284−288. PEI Xiangjun, HUANG Runqiu, LI Zhengbing, et al. Research on grouting reinforcement of unloading fractured loose rock mass in left bank of Jinping I hydropower station[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(2): 284−288.

[3] 文海家, 姜命强, 陈云. 三峡永久船闸F1096断层复合灌浆处理及效果检验[J]. 水力发电学报, 2006, 25(5): 102−106. WEN Haijia, JIANG Mingqiang, CHEN Yun. Compound-grouting and effect-verificating at fault F1096 under permanent shiplock of Three Gorges Project[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2006, 25(5): 102− 106.

[4] Kobayashi A S, Johnson B, Wade B G. Crack approaching a hole[C]// Proc 1973 Nat’l Symp: Fracture Mech. Part 2, ASTMSTP, 1974, 560: 53−68.

[5] Lajtai E Z, Lajtai V N. The collapse of cavities[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1975, 12(4): 81−86.

[6] Carter B J, Lajtai E Z, Petukhov A. Primary and remote fracture around underground cavities[J]. International Journal for Numerical & Analytical Methods in Geomechanics, 2010, 15(1): 21−40.

[7] 杨圣奇, 刘相如, 李玉寿. 单轴压缩下含孔洞裂隙砂岩力学特性试验分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(增2): 3539−3546. YANG Shengqi, LIU Xiangru, LI Yushou. Experimental analysis of mechanical behavior of sandstone containing hole and fissure under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(Suppl 2): 3539−3546.

[8] 李地元, 李夕兵, 李春林, 等. 单轴压缩下含预制孔洞板状花岗岩试样力学响应的试验和数值研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(6): 1198−1206. LI Diyuan, LI Xibing, LI Chunlin, et al. Experimental and numerical studies of mechanical response of plate-shape granite samples containing prefabricated holes under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(6): 1198− 1206.

[9] 朱谭谭, 靖洪文, 苏海健, 等. 含双圆形孔洞砂岩单轴压缩力学特性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(6): 1047−1056. ZHU Tantan, JING Hongwen, SU Haijian, et al. Mechanical behavior of sandstone containing double circular cavities under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(6): 1047− 1056.

[10] 杜明瑞, 靖洪文, 苏海健, 等. 含预制椭圆形孔洞砂岩强度及破坏特征试验研究[J]. 中国矿业大学学报, 2016, 45(6): 1164−1171. DU Mingrui, JING Hongwen, SU Haijian, et al. Experimental study of strength and failure characteristics of sandstone containing prefabricated elliptical hole[J]. Journal of China University of Mining and Technology, 2016, 45(6): 1164−1171.

[11] 杜明瑞, 靖洪文, 苏海健. 椭圆形孔洞对砂岩试样强度及变形特征影响研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2017, 34(1): 141−147. DU Mingrui, JING Hongwen, SU Haijian. Study on the influence of elliptical hole on strength and deformation characteristics of sandstone sample[J]. Journal of of Mining and Safety Engineering, 2017, 34(1): 141−147.

[12] 胡盛斌, 邓建, 彭建华. 充填物对岩石疲劳裂纹萌生及扩展的影响研究[J]. 地下空间与工程学报, 2005, 1(6): 918−920. HU Shengbin, DENG Jian, PENG Jianhua. Research on effect of rock filling on fatigue crack initiation and propagation of the rock[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2005, 1(6): 918− 920.

[13] Maji A K, Shah S P. Application of acoustic emission and laser holography to study microfracture in concrete[J]. Aci Special Publication, 1989.

[14] 李夕兵, 吴秋红, 董陇军, 等. 含充填物的厚壁圆筒砂岩的力学性质研究[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(12): 2149−2156. LI Xibing, WU Qiuhong, DONG Longjun, et al. Study of mechanical property of thick-walled hollow cylinders of sandstone with filling[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(12): 2149−2156.

[15] WU Z, WONG L N Y. Modeling cracking behavior of rock mass containing inclusions using the enriched numerical manifold method[J]. Engineering Geology, 2013, 162(4): 1−13.

[16] Janeiro R P, Einstein H H. Experimental study of the cracking behavior of specimens containing inclusions (under uniaxial compression)[J]. International Journal of Fracture, 2010, 164(1): 83−102.

[17] Nolen-hoeksema R C, Gordon R B. Optical detection of crack patterns in the opening-mode fracture of marble[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1987, 24(2): 135− 144.

[18] Brown E T. Rock characterization, testing & monitoring: ISRM suggested methods[M]. London: Pergamon Press, 1981.

[19] LI D Y, ZHU Q Q, ZHOU Z L, et al. Fracture analysis of marble specimens with a hole under uniaxial compression by digital image correlation[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2017, 183: 109−124.

Experimental study on mechanical and failure characteristics of sandstone with a filled elliptical hole

ZHOU Yanan1, ZHU Quanqi1, LI Diyuan1, MA Chunde1, 2

(1. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Center for Advanced Study, Central South University, Changsha 410083, China)

In order to study the effects of mechanical performances of filling materials on failure and mechanical properties of rock with elliptical holes, uniaxial compression tests were conducted on prismatic sandstone specimens containing an elliptical hole filled with different proportions of cement mortar. Acoustic emission (AE) and digital image correlation (DIC) techniques were applied jointly to record and analyze the fracture process and crack behavior of specimens. The results show that the strength and elastic modulus of the specimen with an elliptical hole are reduced by 24.45% and 23.05%, respectively, compared with the intact specimen. While the initial stress, peak stress and elastic modulus of the specimen after filling are improved, and the improve extent increases with the increase of the mechanical properties of the filling material itself. It is found that the effects of filling on crack initiation, propagation, coalescence and ultimate failure morphology of rock specimens are also obvious. The failure mode of specimens with an elliptical hole changes from tensile failure to shear failure with the increase of mechanical properties of fillings. In addition, the relationship between macro-mechanical response and micro-mechanical behavior of rock can be established by using AE and DIC methods.

rock mechanics; filled elliptical hole; mechanical property; failure process; digital image correlation; acoustic emission

TU458

A

1672 − 7029(2019)08− 1931 − 09

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.08.009

2018−11−15

国家重点研发计划项目(2016YFC0600706)；国家自然科学基金资助项目(51474250)；新疆维吾尔自治区重大科技专项项目(2018A03003-2)

马春德(1976−)，男，辽宁丹东人，副教授，博士，从事矿山岩体力学与地应力测量方面的研究工作；E−mail：cdma@csu.edu.cn

(编辑 涂鹏)