不同倾角岩体结构面在循环动力扰动下的力学特性

2020-12-17于永江岳宏亮张仕鹏王鹏博

煤炭学报 2020年11期

于永江，刘峰，岳宏亮，张伟，张仕鹏，王鹏博

(1.辽宁工程技术大学矿业学院，辽宁阜新 123000; 2.中煤平朔集团有限公司，山西朔州 036006; 3.河北科技大学建筑工程学院，河北石家庄 050018; 4.甘肃省地矿局第三地质矿产勘查院，甘肃兰州 730050)

大部分硐室或边坡中含有一层或多层软弱夹层结构面，由于软弱结构面的存在，边坡岩体的变形和破坏不仅与工程岩体所处的应力状态有关，而且与岩体软弱结构面结构特征及力学特性有关[1-3]。尤其是对于接近岩石极限强度的高应力状态下的结构面岩体边坡受到周期性动力扰动时，其表现出来的力学特征及破坏形式更为复杂。因此，开展高应力状态和频繁动力作用下岩体结构面力学行为的研究已受到采矿岩石力学界的高度重视，成为学术界和工程应用的重要课题。

为了研究动力载荷作用下岩体结构面损伤机理，LI等[4]针对赋存产状为水平和垂直节理2种条件下的加载、卸载试验研究，发现加载试验比卸载试验对岩体强度影响更小。OLIVEIRA等[5]以有充填结构面模型为试验对象，构建其多参数本构关系模型。王思敬和张菊明[6]釆用滑动摩擦试验的方法研究了滑面上摩擦特性的变化，提出了结构面稳定性的3种判别准则。倪卫达等[7]通过循环剪切试验研究了结构面的劣化特征，并在边坡稳定性计算中考虑结构面震动劣化效应。许鹏[8]采用理论分析、实验研究和数值模拟的方法对爆炸应力波与含结构面岩体的相互作用及其诱生裂纹的断裂机理进行分析。刘博等[9]采用室内试验研究了循环剪切荷载作用下结构角度、法向应力、岩壁强度对节理强度劣化规律的影响。王斐笠等[10]分析了扰动应力波在结构面中的传递过程并对其衰减特征进行了量化,实现了扰动作用对结构面强度的劣化效应分析。金解放等[11]基于静载荷与循环冲击组合作用下岩石损伤累积演化具有“快速上升→平缓发展→急速上升”的趋势，将 Logistic 函数进行逆变换，建立静载荷与循环冲击作用下岩石损伤累积演化的数学模型。对于结构面在循环加-卸载下的本构模型研究，杨春和等[12]通过循环加、卸载下盐岩变形特性试验，得出了简单应力状态下加、卸载本构关系。徐磊等[13]推导建立了结构面各变形阶段的增量型本构模型。张平阳等[14]基于 Weibull 分布的岩石损伤软化模型进行拓展，并用内变量疲劳本构模型描述每个循环的初始模量和卸载模量的变化，进而得到循环加-卸载作用下的岩石本构模型。刘红岩等[15]采用元件组合模型法建立了贯通节理岩体动态单轴压缩损伤本构模型。李夕兵等[16]通过对含节理的岩石试样进行了不同频率载荷下的动态压缩试验，并建立了考虑频率效应的节理动态本构模型，并进行了试验验证。刘峰等[17]通过自主研制的岩石扰动蠕变实验系统对结构面岩石进行了分级加载流变实验，并建立了基于扰动因子的软岩流变扰动效应的本构模型。于永江等[18]采用自主研发的岩石流变扰动效应实验仪对不同含水率结构面岩石进行分级加载流变扰动效应试验，并在此基础上建立了富水软岩流变扰动效应本构模型。

影响岩体边坡形成条件有很多，在形成过程中会形成一层或多层厚度不同、倾角各异的边坡。边坡不同倾角软弱夹层的力学特性决定着变形特征和破坏机理，对工程影响不可忽略，然而关于不同倾角软弱夹层在周期载荷下破坏力学特性研究较少。研究节理岩体在周期性动力载荷作用下的强度、变形、破坏机理等具有重要的学术价值和工程实践意义。鉴于此，笔者将通过微控电液伺服疲劳试验机对不同倾角结构面岩石进行周期性动力扰动力学试验，研究在动力扰动下不同结构面倾角对岩石试样强度、变形特性、能量耗散特征以及破裂规律。

1 试验设备及方案

1.1 实验设备

加载系统采用河北科技大学建工实验室引进的长春科新PA-100型微控电液伺服疲劳试验机，如图1所示，该试验机最大施加静载荷为100 kN，最大动载荷为±100 kN，扰动频率为0.01～30.00 Hz，动载能力较强，用户可自行定义动载条件(如波形、频率、间歇时间等)，测量精度较高。试验机由主机和液压源、微机控制系统三大单元组成。

图1 动力扰动试验系统实物Fig.1 Physical map of dynamic disturbance testing system

1.2 试件制备

由于天然节理岩体试样的取样困难，即使取到了足够的样，其离散性也非常大，而且结构面的一些条件很难满足试验设计的需要。因此，采取预制节理或者人工制备节理岩体试样来进行相关试验显得尤为重要。本次试验试样取自中煤平朔安家岭北帮边坡1 300 m平台砂岩岩块进行试验。试样根据《煤和岩石物理力学性质测定办法》中的相关规定。首先分别将岩样钻取为直径50 mm的圆柱体，然后锯成高约100 mm的煤岩样，然后用多角度金刚石锯片切割机按照固定角度将岩石试样切割开，后将切割面打磨平整后，用黏合剂将两部分黏和在一起，制成不同倾角组合体试样，其两端不平行度<0.05 mm，上下端直径偏差<0.03 mm，轴向偏差不大于0.25°。加工好的含有不同倾角的结构面砂岩试件如图2所示。

图2 不同倾角结构面岩石试样Fig.2 Rock samples of structural plane with different dips

1.3 循环动力扰动实验方法及方案

为实现岩石在一定静力作用下的循环动力扰动试验，本文所有试件的测试，均采用连续加载方式由计算机自动控制，计算机软件在Windows XP视窗下进行。测量数据实行同时同步连续采样、存储，整个过程由计算机自动、完整地记录试件受力与变形的全过程。

首先以静力加载方式对岩石施加静力荷载，采用载荷控制，以一定的加载速度施加荷载，应力达到某预定值后，以此静应力为平均应力σm，施加周期性循环动力荷载，循环扰动时为了保持恒定的加载速率，采用载荷控制的方式加载，为模拟振动传播时的弹性波，循环扰动波形取正弦波形式，试验机以不变的上限荷载和下限荷载对岩石进行循环加载直至岩石破坏。加载过程和特征如图3所示，其中，σmax为循环荷载的上限应力;σmin为循环荷载的下限应力;Δσ=σmax-σmin为动力扰动幅值;T为加载周期，试验过程中试验系统可采集轴向荷载、轴向变形、横向变形和时间数据，并绘制相应参数关系曲线。

图3 循环扰动荷载的加载过程示意Fig.3 Schematic of load wave of cycle loading

为此，为获取合理的σmax和σmin，先通过TAW-2000型单轴伺服液压试验机对试样进行单轴压缩试验，得出单轴压缩全应力-应变曲线，如图4所示，经计算得到结构面岩石的屈服强度，然后以屈服强度为循环加载应力值的平均值，对试样施加固定频率为2 Hz的正弦波波形的轴向循环扰动荷载。周期性加载试验具体步骤如下：

(1)将试件放在试验机下作动器的工作平台上，上下各放置一块100 mm×50 mm×20 mm规格的刚垫板。

(2)设置试验参数，加载波形为正弦波，幅值设置要超过试件的估计强度值(这一点是与疲劳试验的最大区别在于疲劳试验要求周期基数大，但幅值较小，不能超过试样的强度)，进行循环加载试验时，将屈服强度作为试验的中心线即σm，将试样放置于下作动器上，缓慢降下上作动器，给试件施加一个2 kN左右的力后停止降下下作动器，在试验控制界面上通过力控制调整下作动器位置，使其缓慢加载至中心线位置，即试样的屈服强度处，并保持一段时间后，开始试验。上作动器保持固定不动，下作动器按照预设条件施加循环载荷。

图4 不同倾角结构面岩石试件单轴压缩应力-应变曲线Fig.4 Uniaxial compression stress-strain curve of rock specimens with different dips

此次实验分为12组，每组3块，共计36块。取倾角分别为0°，15°，30°，45°的岩样进行不同振幅下的扰动试验，具体试验方案见表2。

表2 实验方案Table 2 Test program

2 循环动力扰动下单轴实验结果分析

2.1 动力扰动作用下应力-应变曲线变化规律

按照试验方案，通过TAW-2000型单轴伺服液压试验系统对不同倾角结构面分别施加到相应的屈服强度σm，然后分别以4，6，8 MPa的应力幅值循环扰动，此时岩石的轴向应变随着荷载的变化而循环变化，岩石轴向应变不断的累积增大，当轴向应变达到岩石的破坏极限时，岩石发生破坏，破坏的结构面岩石产生的裂纹均沿着轴向发展，最终形成大量的竖向裂纹，随后碎裂成相对较薄的片状或条状碎屑，在宏观上结构面岩石表现出沿着结构面倾向膨胀。

图5为不同倾角结构面在不同振幅下的循环加载应力-应变曲线。由于结构面岩石具有非线性特性，各个倾角结构面岩石试件变形均滞后于外部应力的变化，所以结构面岩石每次加、卸载的循环都会形成一条封闭的滞后环曲线，滞后环面积反映了结构面岩石在一次循环加载过程中所消耗的能量大小。在加载的最初5个循环的应力-应变滞后环分布比较稀疏，产生的非弹性应变较大，从第6个循环开始，随着循环次数的增加，滞后环曲线越来越密集，每个环之间的间距逐渐减小，且滞后环也逐渐变窄，非弹性应变越来越小，滞回圈的面积随循环数增加而减小，最后趋于一稳定值。造成这种现象的原因是因为一开始岩石中存在很多微裂隙和微裂缝，当受到动力载荷作用时，这些微裂隙发生闭合而产生了较大的变形，当岩石内这些微裂隙被夯实到一定程度时，岩石变形率趋于稳定而发生缓慢均匀的塑性应变，直至结构面岩石即将破坏时的2～3个循环内，由于循环加载导致结构面岩石裂纹、裂缝的完全贯通，所以滞后环曲线的面积则快速的增大。因而曲线总体上呈现出疏-密-疏3个阶段的特征。从图5(a)可以看出，当倾角θ=0°结构面岩石试件在扰动应力幅值Δσ=4,6,8 MPa 条件下，岩石试样均经历了80个循环加载后，塑性应变累积值几乎不发生变化，岩石试件未发生破坏;从图5(b)可以看出当倾角θ=15°的结构面岩石试件在扰动应力幅值Δσ=4,6 MPa条件下，岩石试样经历80个循环后虽然塑性应变累积值发生了明显变化，但是试样未发生破坏，当扰动应力幅值增加到Δσ=8 MPa条件下，岩石试样在经历了70个循环加载后发生破坏;从图5(c)中可以看出倾角θ=30°的结构面岩石试件除了扰动应力幅值Δσ=4 MPa条件下，岩石试样经历过80个循环后未发生破坏以外，在扰动应力幅值Δσ=6,8 MPa条件下，岩石试样分别经历了70,60个循环加载后发生破坏;从图5(d)中可以看出当倾角θ=45°的岩石结构面在扰动应力幅值Δσ=4,6,8 MPa 条件下，岩石试样分别经历过65，60，45个周期后均发生了破坏。显然，对同一种倾角的结构面岩石试件而言，扰动振幅越大，形成的滞后环曲线面积则越大，相应地岩石变形量也随之增大。表明扰动振幅增加使得扰动岩石在每个循环周期中内部积聚更多可消耗的能量，用于矿物颗粒之间的黏滑消耗以及原有微裂纹的增生和新裂纹的产生，导致岩石自身损伤更大，强度降低，达到破坏所需的累积不可逆变形总量会降低，这将显著地劣化试件的抗载性能，使试件很快就破坏。反之，滞后环曲线面积越小，岩石强度特征越接近于简单连续加载条件下强度。同时，对于同一倾角结构面岩石试件在同等静载应力下，结构面岩石发生破坏的扰动应力幅值存在一个扰动阈值。

图5 不同倾角结构面在不同应力幅值下循环加载应力-应变曲线Fig.5 Stress-strain curves of different dip structure plane under different stress amplitudes

图6 不同扰动应力幅值下结构面岩石循环加载应力-应变曲线Fig.6 Stress-strain curves of rock under different cyclic loading stresses with different stress amplitudes

为了方便观测，对不同动载幅值下的每一个岩石试件进行整理，得到图6所示的不同扰动应力幅值下不同倾角结构面循环加载应力-应变曲线，从图6中能明显看出，在扰动应力幅值一定的条件下，结构面岩石倾角的增大，岩石滞后环曲线的变化幅度越来越大，岩石的变形量也随着增大，岩石试件发生破坏的强度则越小。说明结构面岩石试件角度的增大降低了试件的抗变形能力，降低了循环载荷作用下试件的损伤演化速率，即岩石越容易发生破坏。同时可以看出，在循环加载过程中，当循环载荷较小时，滞后环曲线的斜率较小，说明循环加载致使岩样内部的裂隙、裂纹、孔隙扩展及再生裂纹产生，减小了结构面岩样的刚度，宏观表现为弹性模量减小，抵抗变形的能力减弱;随着扰动应力的提高，每次循环动力扰动周期内岩石的变形量增大，岩石破坏的动力扰动数则减少;当上限应力与岩石静力强度相近时，平均应力和循环应力幅值的改变对岩石动力扰动下寿命具有明显影响。

滞后环曲线面积反映岩石在一个循环周期中所消耗和储备的最大弹性应变能的大小，如图7所示，一般可通过滞回能与阻尼比来分析岩石的塑性特性，将单次循环的变形模量与阻尼比可定义为

E=(σ′max-σ′min)/(ε′max-ε′min)

(1)

γ=A/(4πAs)

(2)

式中，σ′max为滞后环曲线最大应力;σ′min为滞后环曲线最小应力;ε′max为滞后环曲线最大应力所对应的应变;ε′min为滞后环曲线最小应力所对应的应变;E为变形模量;A为滞后环曲线所围成的面积;As为三角形ABD的面积;γ为阻尼比。

图7 应力-应变滞后环曲线Fig.7 Loop curve of stress-strain

根据式(1)，(2)对循环加载实验结果进行计算，可以得到图8所示的不同扰动应力幅值下变形模量随角度的变化曲线以及图9所示的不同扰动应力幅值下不同结构面岩石阻尼比随循环次数的变换曲线。从图8可以看出，在循环加载实验中，在扰动应力幅值一定情况下，结构面岩石的变形模量会随着倾角的增大而逐渐减小，这是因为结构面的角度存在才能导致宏观裂隙出现，角度越大，裂隙也就越大，在循环荷载下疲劳程度会更高，故出现变形模量下降的特征。在结构面岩石倾角一定的情况下，扰动应力幅值越大，岩石的变形模量则越大，说明扰动应力幅值与循环加载下的疲劳程度呈正相关性。

图8 不同扰动应力幅值下变形模量随结构面角度变化关系Fig.8 Relationship of dip angle of discontinuity with the deformation modulus under different dynamic disturbance stress

从图9可以看出，不同倾角的结构面岩石的阻尼比呈现先减小，然后稳定，再增大的趋势。“先减后稳”说明循环加载导致岩石发生了强化效应，因而阻尼比随着循环次数的增加而逐渐减小，在强化效应达到极限时，则会趋于稳定，“最后增”是因为随着循环次数的增加导致岩石强度的劣化，使得岩石中原来的裂隙继续开裂，发展贯通，岩石发生软化效应。反映了岩石的塑性变形大致分成3个阶段，反映了岩石中裂隙从初始变形(空隙压密)到等速变形(微破裂稳定发展)到加速变形(裂隙贯通)后整体破坏的过程。同时可以看出，随着结构面倾角的增大，发生阻尼比增大阶段所需载荷循环次数减少，宏观上表现为该结构面更容易破坏。

图9 不同倾角的结构面岩石阻尼比γ与循环次数n的变化曲线Fig.9 Relationship between the damping ratio and the number of cycles with different dips

2.2 动力扰动作用下结构面岩石塑性应变演化规律

限于篇幅，本节仅将图5(b)中每个塑性滞后环在上限应力处所对应的轴向有效塑性偏应变作为不可逆变形的参量，绘制出累积塑性应变随扰动循环次数变化的过程试验数据点图，如图10所示。可以看出，塑性应变积累值与扰动循环次数大致分为2种情况，一种是扰动应力幅值较小时岩石材料未发生破坏，形成曲线Ⅰ所示的变化规律，另一种则是扰动应力幅值较大时岩石材料发生破坏，形成曲线Ⅱ所示的变化规律。因此，为了描述该曲线2种应力状态，引入一个扰动阈值，当扰动应力幅值<扰动阈值时，随着循环加卸载周期的增大，塑性应变值趋于稳定值，结构面未发生破坏。反之，当扰动应力幅值>扰动阈值时，整个扰动循环加载过程中塑性偏应变积累值与循环次数的关系曲线呈现S型曲线。在初始加速阶段变形速率较快，变形量较大，随着循环次数的增加，进入到等速阶段，变形速率缓慢，变形量不大，当塑性应变积累到一定程度时，变形速率突然加大导致结构面发生破坏。通过对轴向累积塑性应变与扰动循环加载次数拟合，得到图10所示的拟合图。从图10可以看出，轴向累积塑性应变与扰动循环加载次数演化规律在扰动应力阈值左右分别符合负指数函数和朗之万函数逆函数表达式，即

(3)

图10 循环次数与累计应变的对应关系Fig.10 Relationship between the number of cycles and the cumulative strain

从上面可以看出，对于特定物理力学性质的岩石试件，在动力扰动下使岩石发生永久变形的扰动阈值不仅与施加静载荷有关系，还与结构面倾角有关。采用上述的方法对不同倾角结构面在不同应力幅值下累积塑性应变随扰动循环次数变化关系进行分析，对扰动阈值进行静载荷和结构面倾角双参数进行曲线拟合，拟合结果见式(4)。

扰动阈值表示为

(4)

为研究式(3)中负指数函数及朗之万函数逆函数中待定参数A，B，a，b和c的物理意义，通常分别固定其余的待定参数，变化所要分析的参数大小，通过分析参数值大小对循环次数与塑性应变关系曲线的影响，从而确定该参数具体的物理意义。

(1)参数A的物理意义。对式(3)中描述曲线Ⅰ的参数B固定为32，参数A分别取3.0，3.5，4.0时，可以得到参数A对循环次数-累积应变曲线的影响(图11)。从图11可以看出，随着A值的增大，轴向累积塑性应变值也增大，并且3条曲线分别近似等于各自对应的A值时，轴向累积塑性应变值才能达到稳定阶段，所以用参数A的大小基本可以确定循环加载全程中岩石塑性累积变形的稳定值。换句话说，参数A的物理意义是决定着曲线Ⅰ达到稳态阶段值的大小，该值越大意味着累积塑性应变演化过程中初始阶段形成的累积塑性应变相对较大，因此，将参数A定义为初始阶段轴向塑性应变累积速率因子。

图11 参数A对循环次数-累积应变曲线的影响Fig.11 Effect of parameter A on the cycle number-cumulative strain curve

(2)参数B的物理意义。当式(3)中描述曲线Ⅰ的参数A固定为3，参数B分别取24，32，48时，可以得到参数B对循环次数-累积应变曲线的影响(图12)。由图13以看出，随着循环次数的增加，3条曲线的轴向塑性累积应变值最终都趋近于某一稳定值，但是随着参数B值的增大，岩石进入稳态阶段需要的循环扰动次数逐渐增加，即曲线的曲率半径增大，斜率减小。表明曲线Ⅰ的塑性累积应变速率与B值的大小呈负相关性。因此，参数B的物理意义是表征曲线Ⅰ的斜率大小。

图12 参数B对循环次数-累积应变曲线的影响Fig.12 Effect of parameter B on the cycle number-cumulative strain curve

(3)参数a的物理意义。对式(3)中描述曲线Ⅱ的参数b和c分别固定为8和40，参数a分别取50，55，60时，可以得到参数a对循环次数-累积应变曲线的影响(图13)。由图13可看出，随着循环次数的增加，3条曲线汇交于一点，该点的循环次数约等于c值，轴向塑性累积应变值约等于b值，并且岩石达到破坏时的循环数会因a值的增加而逐渐增大，另外随着a值越大，曲线Ⅱ开始阶段塑性累积应变曲线的斜率减小，表示初始阶段塑性应变累积速率与a值的大小呈负相关性。基于此，参数a被定义为扰动幅值较大时的初始阶段塑性累积应变速率因子，其物理意义不仅表征曲线Ⅱ初始阶段斜率的大小，还控制着岩石破坏需要的循环数。

图13 参数a对循环次数-累积应变曲线的影响Fig.13 Effect of parameter a on the cycle number-cumulative strain curves

(4)参数b的物理意义。对式(3)中描述曲线Ⅱ的参数a和c分别固定为50和40，参数b分别取6，8，10时，可以得到参数b对循环次数-累积应变曲线的影响(图14)。从图14可以看出，3条曲线呈平行状态，随着b值的增加，循环加载下岩石的轴向塑性累积应变值增大，且循环数都在85时，岩石达到完全破坏。

图14 参数b对循环次数-累积应变曲线的影响Fig.14 Effect of parameter b on the cycle number-cumulative strain curves

因此，将参数b定义为控制岩石自身的强度大小因子，能较好的反映出不同强度的岩石在同一循环加载条件下轴向塑性累积应变值的大小。

(5)参数c的物理意义。对式(3)中描述曲线Ⅱ的参数a和b分别固定为50和8，参数c分别取35，40，45时，可以得到参数c对循环次数-累积应变曲线的影响(图15)。从图15可以看出，随着c值的增大，岩石达到破坏时的循环数增加，加速阶段的发生滞后，但是轴向塑性累积应变值会减小，基于此种特征，参数c被定义为表征发生加速阶段塑性累积应变速率因子。

图15 参数c对循环次数-累积应变曲线的影响Fig.15 Effect of parameter c on the cycle number-cumulative strain curves

2.3 扰动下结构面岩石强度弱化能量原理

结构面岩石的加载过程实质为对其做功，岩石内部能量增加，卸载过程的实质为结构面岩石对外做功、释放能量。图16为循环加卸载过程中结构面岩石的能量变化过程，当在循环荷载的上限应力σ1的作用下，对结构面岩石进行加载，其应变为ε1，岩石内部的增加能量为W，如图16(a)所示，当在循环荷载的下限应力为σ2的作用下，对结构面岩石进行卸载，其应变降低为ε2，此时结构面岩石释放能量为W1，如图16(b)所示，当对结构面岩石进行二次加载时，应力又会达到循环荷载的上限应力σ1，应变也随之变为ε1，该过程中做功能量增至为W2，如图16(c)所示，由于结构面岩石变形具有滞后特性，两次加载时应力-应变曲线与卸载曲线并不能重合，所以，应力水平再加载至σ1时，做功的新增能量W2>卸载释放能量W1，此时结构面岩石内部新增能量W3=W2-W1，即加卸载循环一次，达到循环载荷的上限应力之后，岩石内部的新增能量为W3，如图16(d)所示。只要加卸载应力-应变曲线不重合、存在滞后环曲线，该新增能量W3总会存在，并且随着加载次数的增加而逐渐增大。当岩石内部累积能量超过其极限承载能力时，则在局部薄弱环节发生失稳破裂，能量得到释放。此结论为结构面岩石在循环荷载作用下的能量破坏机制。

图16 循环加载过程中结构面岩石能量积累示意Fig.16 Schematic diagram of rock energy accumulation on discontinuity during cyclic loading

通过上述循环加卸载下结构面岩石内部能量变化过程分析，滞后环曲线面积越大，岩石内部的新增能量W3则越大，结构面岩石在循环荷载作用下越容易发生失稳破坏。反之，滞后环曲线面积越小，岩石的强度基本接近于单轴压缩下的强度值。由此可见，循环加卸载时结构面岩石的强度除了与自身的倾角有关以外，还与扰动应力幅值和循环次数密切相关。若结构面岩石倾角越大，循环次数越多，扰动应力幅值越大，滞后环曲线的累积面积则越大，其内部的累积能量则越大，强度则越小。通过对0°，15°，30°，45°四种不同的结构面岩石在不同扰动应力幅值下的循环加卸载作用过程分析，可以看出，随着结构面倾角的增大，循环加卸载致使的新增能量累积值也随之增大，尤其在倾角为45°时，加载卸载曲线差异特别明显，滞后环曲线面积较大，从而导致结构面岩石的强度降低。同时，扰动应力幅值4，8 MPa的循环加卸载应力-应变曲线相对比，扰动应力幅值8 MPa下的岩石内部新增能量明显大于扰动应力幅值4 MPa下的，表明在循环加卸载时，扰动应力幅值越大，岩石强度有所降低，岩石越容易发生失稳破坏。