深层非常规页岩储层中力学薄弱面（纹理）高度发育，而高密度纹理是决定岩石破坏行为的关键因素^[1–4]。由于岩石抗拉强度远低于抗压强度，因此高密度纹理主要影响试样的抗拉强度。巴西劈裂试验是探究岩石破坏模式和抗拉强度的有效方法之一，目前的研究主要集中于纹理角度对页岩试样破坏模式和抗拉强度的影响，而对于纹理胶结强度的研究较少。H. Niandou等人^[5]研究认为，页岩试样各向异性的存在会导致试样发生张拉破坏和剪切破坏。Wang Jun等人^[6]将页岩试样破坏模式总结为中心劈裂、中心拱形劈裂和偏移拱形劈裂等3种模式。A. Vervoort等人^[7]认为不同纹理方向页岩试样的破坏模式包括中心区域主导、纹理主导和中心区域和纹理共同主导等3种方式。J. W. Cho等人^[8]采用巴西劈裂试验探究了片麻岩、片岩和页岩的破坏模式，结果表明所有试样都会沿加载直径方向产生裂纹，纹理角度为30°～75°时，试样呈拉伸和剪切复合破坏模式。杨志鹏等人^[9]发现纹理角度为10°～75°时页岩试样呈拉剪复合破坏模式，进一步扩充了页岩试样发生拉剪复合破坏的纹理角度范围。张树文等人^[10]发现纹理页岩抗拉强度各向异性显著，页岩试样纹理角度为30°时抗拉强度最小，为60°时抗拉强度最大，且最大抗拉强度是最小抗拉强度的2倍以上。由于试验试样存在随机性和非均质性，因此巴西劈裂试验难以精细化表征纹理胶结强度对试样破坏模式的影响。

数值模拟方法是对巴西劈裂试验的补充，为研究岩石破坏模式和抗拉强度提供了新的方法。目前，广泛应用有限差分法、有限元法、边界元法、无网格方法、近场动力学方法、离散元法、相场法、离散格子法和数值流形法等方法研究岩石动力破坏问题^[11–15]。上述数值方法主要是在离散环境中处理裂纹拓扑结构，并在位移场中引入非连续性，但在处理复杂裂纹拓扑结构时通常会产生裂纹畸变的问题。黏聚力单元法通过引入界面单元实现网格离散化，采用牵引–分离准则描述界面单元破坏行为，避免了裂纹扩展过程中网格重构的问题^[16]。同时，黏聚力单元法避免了搜索裂纹覆盖区和边界，相比其他数值模拟方法可以更准确地计算裂纹尖端位置。因此，笔者采用黏聚力单元法对不同纹理角度和胶结强度的巴西圆盘试样进行劈裂模拟，分析了纹理角度和强度对试样破坏特征及抗拉强度的影响；结合声发射监测结果和理论分析，揭示了不同纹理强度页岩的断裂机制，为页岩储层压裂设计提供了理论依据。

1.   巴西劈裂数值模型

1.1   黏聚力单元法

黏聚力单元法起源于黏聚力模型，利用损伤力学方法的黏聚力单元模拟裂纹的起裂和扩展过程。该方法以牵引–分离准则定义断裂扩展区代替常规断裂力学方法中的弹性裂纹尖端区，避免了裂纹尖端附近应力场的数值奇异问题。

1.1.1   裂纹损伤准则

裂纹起裂前，黏聚力单元未出现损伤，其本构关系满足线弹性变化规律；裂纹起裂时，黏聚力单元出现初始损伤，裂纹扩展，黏聚力单元刚度开始逐渐退化，直至单元刚度降为0时，单元完全损伤。黏聚力单元出现损伤后，加卸载过程不再可逆。

采用最大主应力准则判断黏性单元是否发生初始损伤，当黏性单元法向、第一切向及第二切向中某一方向的应力与对应临界应力的比值大于1时，裂纹开始起裂：

式中：${\sigma _{\mathrm{n}}}$为施加在黏聚力单元的法向应力，MPa；${\tau _{\mathrm{s}}}$和${\tau _{\mathrm{t}}}$分别为施加在黏性单元第一切向及第二切向的切应力，MPa；$\sigma _{\mathrm{n}}^{\max }$为黏性单元发生破坏的临界法向应力，Pa；$\tau _{\mathrm{s}}^{\max }$和$\tau _{\mathrm{t}}^{\max }$分别为黏性单元第一切向及第二切向发生破坏的临界应力，MPa；符号$\left\langle {} \right\rangle$表示黏性单元只能承受拉应力，承受压应力不产生损伤。

损伤模型通常包括起裂准则、损伤演化法则和单元失效的后处理等3部分。裂纹的扩展过程采用黏聚力刚度衰减进行描述：

式中：${\bar t_{\mathrm{n}}}$，${\bar t_{\mathrm{s}}}$和${\bar t_{\mathrm{t}}}$为黏聚力单元在当前应变条件下法向、第一切向及第二切向方向按照未损伤阶段线弹性本构计算所得的应力，MPa；${t_{\mathrm{n}}}$，${t_{\mathrm{s}}}$和${t_{\mathrm{t}}}$分别为黏性单元法向、第一切向及第二切向受到的实际应力，MPa。

黏聚力是裂纹上下表面相对位移的函数，并且受界面损伤因子控制。式（2）中，损伤因子$D$表征黏性单元整体破坏程度，单元损伤开始后D从0到1呈线性增加，其表达式为：

式中：${\delta ^{\mathrm{o}}}$和${\delta ^{\mathrm{f}}}$分别为黏性单元初始损伤与损伤完成时的位移，m；${\delta ^{\mathrm{m}}}$为黏性单元扩展过程的最大位移，m。

1.1.2   界面摩擦响应

当界面受到的剪切应力达到其抗剪强度时，界面将会发生摩擦滑动。采用库伦摩擦准则进行描述，即：

式中：${\overline \tau _{\mathrm{s}}}$为作用在界面的剪切应力，MPa；$\eta$为界面摩擦系数；${\sigma _{\mathrm{n}}}$为作用在界面的法向应力，MPa；${\overline \tau _{\max }}$为界面的临界剪切应力，MPa。

1.2   数值模型与模拟方案

以纹理角度0°试样为例建立三维巴西劈裂数值模型，模型直径为50 mm，厚度为20 mm（见图1）。采用平板加载方式会造成端部应力集中现象，因此数值模型中加载板与试样之间采用垫条接触方式。模型采用实体四面体单元划分，网格尺寸为1.0 mm。为了提高计算精度，对受压直径方向的网格进行局部加密。同时，为了保证裂纹扩展的随机性，采用随机划分网格方式离散数值模型，模型包含245 918个单元，288 516个节点。采用位移加载的方式控制上下边界，每一增量步的加载位移为1.0 nm。

图  1  巴西劈裂数值模型及加载条件示意

Figure  1.  Numerical model and loading conditions for Brazilian splitting test

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由于深层纹理型页岩层理或节理等弱结构面发育，根据岩石基质和纹理强度对应关系，定义了无因次界面强度$\gamma$^[16]：

式中：γ为无因次界面强度；${\sigma _{\text{t}}}$为纹理抗拉强度，MPa；${\sigma _{\mathrm{R}}}$为基质抗拉强度，MPa；${\tau _{{\mathrm{t}},i}}$为纹理第$i$切向黏聚力，MPa；${\tau _{{\mathrm{R}},i}}$为基质第$i$切向黏聚力，MPa。

为了探究纹理各向异性对试样断裂模式的影响，设置无因次界面强度$\gamma$为0.15，0.20，0.25，0.30，纹理角度为0°、30°、45°、60°、90°和Divider型。

1.3   数值模型参数标定

实验室测试结果不足以确定巴西劈裂数值模型所需力学参数，因此需要反复标定校核模型输入的力学参数。首先根据深层纹理页岩特性确定初始输入参数，然后对比数值模拟试验结果与室内试验结果，并不断修正模型输入参数，当数值模拟结果与室内试验结果基本一致时，可以认为模型输入参数准确。数值模型输入参数标定方法如图2所示，通过循坏求解方式不断修正模型变形和强度参数，标定后模型参数如表1所示。

图  2  数值模型输入参数标定流程

Figure  2.  Workflow of numerical model input parameter calibration

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表  1  巴西劈裂数值模型输入参数

Table  1.  Numerical model input parameters of Brazilian splitting test

页岩类型	弹性模量/ GPa	泊松比	刚度/（N·mm−3）				应力/MPa				断裂能/（mJ·mm−1）
			法向	第一切向	第二切向		法向	第一切向	第二切向		法向	切向
基质	28.55	0.23	1 500	1 500	1 500		4.00	8.00	8.00		0.004	0.040
纹理	28.55	0.23	1 000	1 000	1 000		1.40	2.00	2.00		0.002	0.020

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1.4   模型验证

为了验证黏聚力单元法模拟纹理页岩巴西劈裂试验的可行性，进行了纹理角度0°试样巴西劈裂数值模拟，模型输入参数与王辉等人^[17]试验设定参数一致。数值模拟结果表明，初始起裂点位于端面中心，外部荷载增加导致裂纹以弧形路径向试样内部扩展，裂纹沿试样厚度方向贯通圆盘后继续沿受压直径方向扩展，直至试样完全破裂。同时，加载过程中单侧0°纹理起裂，裂纹沿受压直径方向扩展。数值模拟结果与试验结果基本一致，高度还原了纹理角度0°页岩劈裂破坏形态（见图3（a）和3（b））。0°试样荷载-位移曲线数值模拟结果和试验结果虽然存在一定的误差，但变化趋势完全相同（见图3（c）），进一步验证了数值方法的准确性。

图  3  纹理角度0°试样巴西劈裂试验和数值模拟结果对比

Figure  3.  Comparison of Brazilian splitting test and numerical simulation results for specimens with 0° texture angle

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2.   模拟结果及纹理角度和强度影响分析

2.1   试样破坏模式

不同纹理角度和强度巴西圆盘试样破坏形态如图4所示。从图4 可以看出，整体上圆盘试样沿荷载方向对称破坏，主裂纹以弧形路径扩展至端部，次级裂纹沿纹理方向扩展，同时荷载端部存在剪切破碎现象。纹理角度0°试样初始起裂点位于圆盘试样端面中心，外部荷载增大，导致主裂纹以弧形路径向试样内部扩展，贯通圆盘试样后沿受压直径两侧扩展。纹理角度30°、45°和60°试样的初始起裂点与0°试样相似，但是主裂纹会沿纹理面剪切，导致主裂纹扩展路径或者部分路径会偏离受压直径方向，同时荷载端部会产生沿受压直径方向的次级裂纹。$\gamma$为0.15或者0.20时，圆盘试样中部由于纹理存在产生的拉应力会穿透纹理，形成沿纹理面的次级张拉裂纹。随着$\gamma$增大，沿纹理面产生的次级张拉裂纹减少，荷载端部剪切破碎现象加剧。纹理角度90°试样初始起点位于圆盘试样中心，随着荷载增大，主裂纹向试样端部扩展。此时，纹理方向主导试样破坏形态，主裂纹沿试样中心区域纹理方向扩展，端部产生的次级裂纹也沿纹理方向扩展。$\gamma$增大，在一定程度上减少了端部次级张拉裂纹，但是加剧了端部剪切破碎现象。Divider型试样初始起裂点也位于荷载端部，主裂纹沿加载直径方向扩展时受纹理影响存在剪切滑移现象，因此以弧形路径向试样内部扩展。

图  4  页岩试样破坏形态

Figure  4.  Damage pattern of shale specimens

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$\gamma$和$\theta$的耦合作用对圆盘试样破坏模式具有显著影响，试样形成的宏观裂纹可以分为沿基质拉伸破坏、沿层理拉伸破坏、沿基质剪切破坏、沿层理剪切破坏和拉剪复合破坏等5种破坏机制（见图5）。纹理角度0°试样在不同纹理强度下呈中心拉伸破坏模式和中心拉伸破坏+沿纹理方向二次拉伸破坏的复合断裂模式；纹理角度30°、45°和60°试样呈中心拉伸剪切破坏+沿纹理方向二次拉伸破坏复和偏心拉伸剪切破坏+纹理方向二次拉伸破坏2种复合断裂模式；纹理角度90°试样呈沿纹理方向拉伸破坏模式，而Divider型试样呈中心拉伸剪切破坏模式，与通过巴西劈裂试验揭示的圆盘试样破坏机制一致^[18]。$\gamma$主要影响沿纹理方向次级拉伸裂纹的形成，而$\theta$的变化会导致形成不同拉剪复合破坏裂纹。

图  5  页岩试样典型破坏机制

Figure  5.  Typical damage mechanism of shale specimens

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2.2   裂纹演化分布特征

试样加载过程中，微裂纹产生时伴随着声波和能量的释放，利用声发射信号可以实时监测裂纹动态扩展过程。提取不同时间节点模型中的破裂单元数量作为声发射信号，计算破裂单元所消耗的能量作为裂纹产生过程中释放的能量，这与通过试验方法监测声发射信号的原理基本一致。纹理角度0°试样的轴向应力和声发射能量演化过程如图6所示。

图  6  纹理角度0°试样在不同纹理强度下的轴向应力–位移和AE能量–位移曲线

Figure  6.  Axial stress-displacement and AE energy-displacement curves for shale specimens with 0° texture angle under different texture strengths

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从图6可以看出，初始加载阶段，页岩内部纹理逐渐闭合，此时轴向应力缓慢增加，纹理闭合释放的声发射能量主要集中在10³ aJ以下。弹性变形阶段，应力随着位移线性增加，受轴向应力作用，页岩基质被充分压实，这一阶段难以产生新裂纹，因此声发射能量点较少。塑性变形阶段，页岩内部产生微裂纹并逐渐张开，应力曲线表现出明显的波动性，大于10⁴ aJ的声发射高能量点增多。应力破坏阶段，微裂纹逐步扩展为宏观裂纹，位移–应力曲线到达峰值后迅速下降，声发射能量点密集分布，同时在应力峰值附近产生大于10⁶ aJ的能量点。需要注意的是，页岩脆性较高，因此高能量声发射点较少。

声发射能量–位移曲线可以归纳为2种类型：1）多峰值分布型，即巴西圆盘试样加载过程中声发射能量出现多个峰值；2）单峰值分布型，即巴西圆盘试样加载过程中声发射能量近似均匀分布，只在试样应力破坏阶段形成峰值。$\gamma$为0.15时，试样声发射能量–位移曲线呈多峰值分布型，试样破坏之前就存在应力峰值，结合试样破裂形态，说明试样在加载前期就产生了大量沿纹理方向的微裂纹。$\gamma$大于0.15时，试样声发射能量–位移曲线主要呈单峰值分布型，试样在应力破坏阶段瞬时破裂，微裂纹急剧张开形成宏观裂纹，此时试样表现为典型的脆性断裂特征。

不同纹理角度下页岩试样轴向应力和声发射能量演化过程如图7所示，可以看出纹理角度0°、90°和Divider型试样的声发射能量–位移曲线呈单峰值分布型，高能量声发射点主要集中在应力破坏阶段。初始加载阶段，试样逐步产生微裂纹，直至应力破坏阶段能量瞬间释放，试样瞬时破裂；结合试样破坏形态分析可知，此时纹理角度0°、90°和Divider型试样呈脆性破坏特征。而30°、45°和60°试样声发射能量–位移曲线出现多个能量峰值，达到峰值后能量显著下降。这是因为在此期间形成了沿纹理方向的微裂纹，但是荷载尚未达到试样抗拉强度，试样仍具有承载力，直至荷载达到峰值强度时试样瞬时脆性破坏且沿纹理形成宏观次级裂纹。由此可知，呈中心破坏模式试样的声发射能量–位移曲线以单峰值分布型为主，呈复合断裂模式试样的声发射能量–位移曲线以多峰值分布型为主。

图  7  不同纹理角度下页岩试样轴向应力–位移和AE能量–位移曲线

Figure  7.  Axial stress-displacement and AE energy-displacement curves of shale specimens under different texture angles

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2.3   页岩抗拉强度和损伤值变化规律

考虑页岩试样存在较多纹理，选用J. Claesson等人^[19]提出的横观各向同性纹理页岩抗拉强度和Zhou Junping等人^[20]提出的抗拉强度损伤值计算方法，探究纹理强度和纹理角度对抗拉强度的影响。

式中：F为荷载强度，kN；D为圆盘试样直径，m；h为圆盘试样厚度，m；E为平行纹理面的弹性模量，GPa；E′为垂直纹理面的弹性模量，GPa；b为修正系数。

式中：D_v为试样抗拉强度损伤值；$\sigma _{{\mathrm{t}}}'$为损伤试样抗拉强度，MPa。

不同γ下页岩试样抗拉强度和损伤值如图8所示。$\gamma$为0.15，0.20，0.25和0.30时，平均抗拉强度分别为8.63，10.05，11.01和11.93 MPa，平均损伤值分别为0.22，0.09，0.01和-0.08。纹理页岩试样抗拉强度随着γ增大显著增大，抗拉强度与γ呈线性递增关系。纹理页岩试样损伤值则随γ增大逐渐减小，抗拉强度与损伤值呈现线性递减关系。结果表明，$\gamma$降低，可以降低试样抵御破坏能力，因此，可以通过弱化γ来提高试样破坏复杂度。同时，研究发现纹理角度0°和Divider型试样抗拉强度最大，而纹理角度30°～90°试样相对较低，这是因为纹理角度30°～60°的纹理更容易剪切滑移，而纹理角度90°试样与加载方向一致，因此试样抗拉强度低于纹理角度0°和Divider型试样。

图  8  不同γ下页岩试样抗拉强度和损伤值变化规律

Figure  8.  Variation law of tensile strength and damage values of shale specimens under differentγ

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不同纹理角度下页岩试样抗拉强度和损伤值如图9所示。纹理角度分别为0°、30°、45°、60°、90°和Divider型时，平均抗拉强度为12.02，10.56，9.33，7.65，9.32和13.51 MPa，呈“降低—升高”的趋势（见图9（a））；平均损伤值为－0.09，0.05，0.16，0.31，0.16和－0.22，呈现“升高-降低”的趋势（见图9（b））。纹理角度60°试样抗拉强度达到最小值，损伤值达到最大值。$\gamma$为0.30时，纹理角度0°、60°和Divider型纹理试样的抗拉强度分别为14.38，8.75和14.84 MPa，纹理角度0°～60°试样抗拉强度降低了39.15%，而纹理角度60°到Divider型试样抗拉强度增加了69.60%。$\gamma$为0.15时，纹理角度0°～60°试样抗拉强度降低了33.99%，纹理角度60°到Divider型试样抗拉强度增加了77.40%。由此可知，圆盘试样的γ越大，抗拉强度受纹理角度的影响越显著。

图  9  不同纹理角度下页岩试样抗拉强度和损伤值变化规律

Figure  9.  Variation law of tensile strength and damage values of shale specimens under different texture angles

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2.4   裂纹偏移距离和裂纹长度变化规律

巴西劈裂试验过程中，页岩试样逐步损伤形成宏观裂纹，通过分析裂纹分布特征可以揭示岩石破坏机制。页岩试样巴西劈裂后呈主裂纹、次级裂纹和微裂纹共存的分布特征（见图10）。为了进一步探究不同纹理对裂纹扩展路径的影响，定义了裂纹偏移距离$d$（主裂纹与加载直径方向之间的最大距离）。

图  10  圆盘试样裂纹形态分布特征

Figure  10.  Crack morphology distribution characteristics of disk specimen

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$\gamma$和$\theta$同时增大时，主裂纹偏移距离减小，因此平均偏移距离也逐渐减小（见图11（a））。从图11（a）可以看出，试样抗拉强度与$\gamma$呈正相关关系，而页岩抗拉强度越高，主裂纹越接近加载直径方向，因此可以根据平均偏移距离推断试样γ和抗拉强度。当纹理角度相同时，γ越大，主裂纹越接近加载直径方向，试样抗拉强度越大。裂纹偏移距离呈“升高—降低—升高”的趋势（见图11（b））。纹理角度0～30°试样主裂纹平均偏移距离缓慢增加，从2.18 mm增加到2.47 mm。纹理角度30～60°试样主裂纹偏移距离急剧增加，纹理角度60°试样偏移距离为4.88 mm，增幅为97.57%，这是因为纹理剪切滑移会导致主裂纹偏离加载直径方向。由于数值模型假设纹理页岩试样横观各向同性，而纹理角度90°试样纹理发育方向与加载直径方向一致，受侧向拉应力的影响，主裂纹沿加载直径方向扩展。图11（b）中主裂纹偏移距离为裂纹宽度，实际试样中裂纹存在一定的偏移距离。但纹理角度90°试样γ对主裂纹偏移距离的影响较小，因此用裂纹宽度代替主裂纹偏移距离。Divider型试样受拉应力作用导致纹理剪切滑移，因此主裂纹会存在一定的偏移距离。由此可知，存在高角度纹理页岩地层裂纹扩展的稳定性较弱^[21]。

图  11  不同γ和纹理角度下页岩试样主裂纹偏移距离

Figure  11.  Deflection distance of primary crack of shale specimens under different texture angles and γ

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裂纹长度是评价纹理页岩试样破坏程度的重要指标，通过提取模拟结果黏聚力单元节点信息计算裂纹长度。$\gamma$为0.15，0.20，0.25和0.30时，平均主裂纹长度为56.50，58.75，55.67和54.58 mm，平均次级裂纹长度为105.33，60.5，39.17和31.50 mm，可以看出主裂纹长度几乎不受$\gamma$的影响，而次级裂纹长度随着$\gamma$增大而减小（见图12）。γ明显弱于页岩基质，因此主裂纹沿加载直径方向扩展；但是$\gamma$增大，导致纹理抗拉强度和抗剪强度增大，试样加载过程中产生的次级裂纹数量降低。纹理角度0°试样主裂纹长度呈下降趋势，纹理角度90°试样主裂纹长度不变，纹理角度30°～60°试样主裂纹呈先升高后降低的趋势（见图12（a））。$\gamma$为0.20时，纹理抗拉强度和抗剪强度的增大导致沿纹理发育的次级裂纹减少，由此可知基质的拉伸作用会增加主裂纹长度。$\gamma$继续增大，导致页岩试样整体抗压强度显著增大，因此主裂纹长度降低。次级裂纹长度随着$\theta$增加呈下降趋势，纹理角度60°试样次级裂纹长度最大，而纹理角度90°试样次级裂纹长度最小。纹理角度试样纹理方向和加载直径方向一致，主裂纹受拉伸作用沿纹理扩展，此时沿纹理很难再次形成次级裂纹（图12（b））。Divider型试样主裂纹和次级裂纹长度仅大于纹理角度90°试样，这是因为Divider型试样主要受拉应力作用，纹理几乎不会发生剪切破坏。

图  12  不同γ下页岩试样主裂纹和次级裂纹长度变化规律

Figure  12.  Length variation law of primary crack and secondary crack of shale specimens under different γ

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3.   破坏参数与强度参数关系分析

Griffith裂纹扩展理论表明，形成新裂纹所需能量与裂纹长度相关。纹理页岩试样巴西劈裂试验主要产生拉伸和剪切滑移复合裂纹，纹理页岩产生新裂纹所需能量包括基质破坏能量和纹理破坏能量，而页岩纹理强度低于基质强度^[22]，因此纹理破坏所需能量远小于基质破坏所需能量。能量守恒理论表明，试样形成裂纹所需能量与峰值荷载呈正相关，总裂纹长度越大，形成裂纹所需能量越大，因此纹理页岩试样破坏前存储的应变能越大，加载过程中做功越大，可以推断纹理形成的总裂纹长度越大，破坏峰值荷载越大。当试样破坏形成的总裂纹长度固定时，主裂纹长度变化幅度较小，此时试样破坏所需的能量由次级裂纹长度主导。

纹理角度会导致沿纹理方向的正应力和剪应力方向发生改变，因此页岩试样表现出不同的破坏特征，纹理页岩试样强度参数呈“降低–升高”趋势，而试样破坏参数呈“升高–降低”趋势（见图13）。

图  13  页岩试样破坏行为综合图版

Figure  13.  Plates of damage behavior of shale specimens

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这是因为纹理角度0°和Divider型试样主要为基质拉伸破坏，荷载超过基质强度才会产生裂纹，因此纹理角度0°试样和Divider型试样抗拉强度最大，试样损伤值、主裂纹偏移距离和总裂纹长度最小。纹理角度30°～60°试样表现为拉剪复合破坏，纹理角度增大，导致作用于纹理面上的剪应力增大，纹理更容易沿界面方向剪切滑移，因此总裂纹长度和偏移距离显著增加；纹理角度60°试样抗拉强度最小，此时试样损伤值、主裂纹偏移距离和总裂纹长度则最大。纹理角度90°试样主要为纹理拉伸破坏，此时只有沿纹理方向的正应力，因此纹理角度90°试样抗拉强度比纹理角度60°试样有所增大，试样损伤值降低，主裂纹偏移距离和总裂纹长度最小。由此可知，纹理页岩试样破坏参数与强度参数存在负相关关系，可以根据总裂纹长度和主裂纹偏移距离推断试样抗拉强度。

4.   结论与建议

1）不同纹理角度和强度页岩试样破坏模式分为中心拉伸破坏模式、沿纹理方向拉伸破坏模式、中心拉伸剪切复合破坏模式、中心拉伸破坏+沿纹理方向二次拉伸破坏复合断裂模式、中心拉伸剪切破坏+沿纹理方向二次拉伸破坏复合断裂模式及偏心拉伸剪切破坏+纹理方向二次拉伸破坏复合断裂模式等6种模式。

2）页岩试样声发射特征与断裂模式密切相关，呈中心破坏模式的试样，声发射能量–位移曲线以单峰值分布型为主；呈复合断裂模式的试样，声发射能量–位移曲线以多峰值分布型为主。

3）页岩试样抗拉强度与纹理强度呈正相关性关系，而随纹理角度增加呈现先降低后升高的趋势；相同纹理角度下，无因次界面强度越高，主裂纹越接近加载直径方向，试样抗拉强度越大；无因次界面强度为0.20、纹理角度为60°时，圆盘试样破坏形态最为复杂。

4）纹理角度和纹理强度的耦合作用导致页岩试样各向异性显著，建议开展横观各向同性岩石力学试验时，重点考虑纹理结构对试验结果的影响。