深部岩体力学特点及岩石脆性特征

深部力学行为研究，一直是国内外十分重要的研究课题，国外从20世纪80年代初期开始深部开采问题的研究。南非政府、大学与工业部门密切合作，于1998年开始启动“Deep Mine”研究计划，旨在解决3000～5000m深度的开采安全等一系列问题。加拿大80年代开展了为期10年的两个深井研究计划。美国Idaho大学、Michigan大学与西南研究院和美国国防部合作，就岩爆引发的地震信号进行了研究。西澳大利亚大学在深部开采方面也进行了大量工作。我国20世纪80年代末也开始了这方面的研究，一些高校和研究所对深部资源开采的理论和技术进行了一些研究，取得了大量有价值的成果^[42]。

原有的深部概念是以某一开采深度进行深部的界定，该概念具有一定的局限性，何满潮^[43，44]结合深部工程所处的特殊地质力学环境，通过对深部工程岩体非线性力学特点的深入研究，提出了“深部”的概念，即“深部”是指随着开采深度增加，工程岩体开始出现非线性力学现象的深度及其以下的深度区间。在此概念的基础上，确定了临界深度（H_cr）的力学模型及公式，建立了深部工程的评价指标^[43]。

深部往往伴随着高地应力，在高地应力作用下，深埋岩体表现出与浅部岩体不同的力学特性。

岩石在不同围岩下表现出不同的峰后特性，在较低围压下表现为脆性的岩石可以在高围压下转化为延性。Karman^[45]利用大理岩进行了不同围压条件下的压缩试验，Parterson^[46，47]在室温下也对大理岩进行了一系列试验研究，发现随着围压增大岩石变形行为由脆性向延性转变的特性。Mogi^[48，49]发表过类似的试验结果，并指出脆-延转化通常与岩石强度有关。

Heard^[50]建议，如果岩石发生破坏时的应变值达到3%～5%，就可以视为岩石发生了脆-延转化。

Singh^[51]则从应力和强度的角度提出了脆-延转化条件，他认为脆-延转化条件为：σ₁/σ₃=3～3.5或σ_f/σ₃=0.5～1.25。

式中 σ₁——最大主应力；

σ₃——最小主应力；

σ_f——岩石单轴抗压强度。

Meissner等^[52]以及Ranalli等^[53]认为当摩擦力与蠕变强度相等时岩石即进入延性变形状态。

Sibson^[54]发现在脆性向延性转换深度上存在着很高的应力释放。

虽然岩石在深部高围压状态下容易呈现延性的特征，但是如果在深部岩体中进行开挖扰动，积聚在岩体中的大量弹性能就会释放，在开挖面附近的岩体将发生脆性响应，如岩爆、岩石崩落、弹射、劈裂破坏等现象。本书所研究的在深部岩体中开挖引起的平行洞壁的劈裂裂缝现象，就属于典型的脆性破坏。

目前，Hucka等^[55]认为诸多学者对于脆性的定义仍未达成一致。一些学者提出的脆性的定义，见表1-1^[56]。

表1-1 一些学者所定义的脆性

由表1-1可以看出，这些学者对脆性并没有给出很精确的定义，概念比较模糊。An-dreev^[57]总结了由不同学者提出的二十多条关于脆性的定义或等式。表1-2给出了其中一些重要的定义。Bieniawski^[58]、Martin^[59]、Eberhardt^[60]指出指标I_B1～I_B5是基于峰前曲线的参数，I_B6～I_B9则综合考虑了峰前和峰后的影响。最后一个指标I_B10则是考虑了钻孔时完整岩芯的因素。在所有的指标当中，指标I_B5似乎是最重要的，因为它近似反映了原位围岩中的初始损伤与不稳定裂纹的扩展。在实验室内测得该指标近乎常数，为0.3～0.5倍的σ_c。但是，Kaiser等^[61]在原位情况下，该值则在0.3～0.8倍σ_f的大范围内变化[61]。鉴于这种情况，建立一种使得对于大多数岩石来说该指数大约为0.4倍的σ_c的比值系统是有必要的。I_B10也是很有用的一个指数，因为它反映了高地应力作用下脆性岩石容易出现的岩饼现象。但是，岩饼往往出现在原位应力状态下，因此I_B10在应力较低的情况下不适用。URL（Un-derground Rock Mechanics Laboratory）研究发现，在地下420m的花岗岩比花岗闪长岩更容易出现岩饼现象。因此，观察岩芯饼化现象对衡量岩石的脆性来说是有用的。

表1-2 Andreev总结出的关于脆性的各种指标

（续）

注：1.ε_li——不可恢复的径向应变。

2.ε_le——弹性径向应变。

3.ε_lt——总的径向应变。

4.ε_lr——残余应变。

5.σ_ci——初始损伤强度。

6.σ_t——抗拉强度。

7.σ_f——单轴抗压强度。

8.σ_r——残余强度。

9.M——降阶模量。

10.E——弹性模量（峰前）。

11.d——钻孔的直径（mm）。

12.l——完整岩芯的长度（mm）。

造成岩石脆性的因素可以分为两类，即内部和外部因素。内部因素包括矿物组成，粒径尺寸与结构，孔隙率和软弱层的分布等。Griffith^[62]发现对于硫化物矿石来说，其金属成分对于其破坏过程有显著的影响。外部因素如钻孔时对试样的扰动，加载速率等都会对岩石的脆性有影响。

Griffith^[62，63]指出脆性岩石材料的破坏是由于材料内部存在裂纹。在荷载作用下，裂纹端部产生应力集中现象。当端部应力超过某一临界应力时，将导致材料断裂破坏。由此建立了Griffith强度准则。Griffith破坏理论能够反映岩石发生脆性破坏的起始状况，但不能反映岩石破坏的整个过程。

Ebehardt^[60]指出，试样扰动依赖于矿物颗粒的粒径。由于颗粒粒径是影响岩石脆性的一个因素，因此就要加倍的考虑试样扰动的影响，脆性材料中在应力场中，岩石颗粒的尺度对岩石的破裂起到重要的作用。(www.xing528.com)

Price^[64]研究了砂岩当中石英的含量对于其脆性的影响。

Martin^[59]和Read^[65]对花岗岩和花岗闪长岩开展了详细的研究，考察了矿物成分对岩石强度的影响。根据他们的研究，石英与长石的比率是影响岩石强度的主要因素，而长石和云母则会引起岩石强度的降低。

Tullis等^[66]研究了具有不同属性的矿物成分造成了岩石的非均质性，进而使得岩石具有脆性。

Skinner^[67]和Brace^[68]从颗粒粒径角度出发，指出在脆性范围内，单轴压缩强度与颗粒粒径成反比。

Eberhardt^[60]和Read^[69]也指出在URL中细密的花岗闪长岩比粗糙的花岗岩有更高的单轴抗压强度（大约高6.5%）。

Brace^[68]总结得出，矿物颗粒粒径对岩石强度的影响与Griffith的裂纹理论相吻合。

另外，Brace^[69]和Hoek^[70]指出岩石从颗粒的交界面处开始破坏，并且Griffith裂纹的长度近似等于最大颗粒的粒径。

Brady^[71，72]对脆性岩石直到强度破坏点（破坏前区）的力学行为进行了理论和试验研究，导出了脆性岩石破坏前区的力学状态方程（本构关系），并将这些方程用来求解脆性岩体中开挖的圆形隧道附近的应力分布。

Lajtai^[73]假定岩石的节理是拉张断裂，运用断裂力学中Griffith裂纹概念，提出在低围压的压应力场中大多数节理的形成是由于Griffith裂纹的拉应力集中的结果。岩体卸荷可导致节理裂隙的形成，由此得出岩石的卸荷破坏机理为与其残余应力相关的拉张破坏机理。

Hajiabdolmajid等^[74]针对如何利用数值方法再现脆性岩体高应力破坏特征开展了相应的工作，认为目前广泛应用的弹性、理想弹塑性和弹脆性本构方程无一能正确反映脆性岩体的破坏行为，并利用FLAC 2D计算证实只有基于Martin等人的观点建立的CWFS模型（Cohe-sion Weakening and Friction Strengthening，即黏结弱化摩擦强化）才可能正确反映脆性岩体的高应力破坏特征。

高应力条件下脆性岩体发生破坏时的一个基本表现特征是破坏剖面呈“V”形，朱焕春等^[75]总结了对“V”形破坏的相关描述和破坏判断准则的研究成果，对其中的CWFS（黏结软化摩擦强化）模型和传统应变软化模型进行了比较分析。并用FLAC、3DEC、PFC2D三种数值软件再现了脆性岩体的“V”形破坏特征。

谢和平等^[76]，李伟等[77]利用Hopkinson压杆和薄圆形铝片作为波形整形器对大理岩试样进行动态劈裂试验，分析了试样的应变率、破坏时间、破坏模式以及破坏过程中的载荷-应变关系，得到了关于大理岩在高应变率下拉伸强度、弹性模量、动态破坏应变及裂纹的起裂和扩展特性。

赵伏军等^[78]、左宇军等^[79]、凌同华等^[80]、周子龙等^[81，83]，李夕兵等^[82]通过力学试验、数值模拟分析等研究得出：在应力脉冲作用时影响近裂纹面动态应力强度因子的主要因素是应力释放区大小以及释放区外的应力分布，由此构造出计算动态应力强度因子的近似表达式，并得到了其相应的起裂角。

潘一山等^[84]、李忠华等^[85]通过大量研究认为：地表岩层在双向应力作用下变形破坏规律的相似材料模拟试验与大陆板块边界推挤作用下的边界条件相类似，试验观测到的现象与岩石中交叉节理有很多相似之处，说明用相似材料模型可以近似模拟地震地质领域中广泛存在着的岩石破裂等间距现象。水平压应力的波动传播，是导致地壳岩层先出现屈曲变形，而后形成类似棋盘格式共轭延性剪胀破裂局部化带现象的力学原因。

李世平等^[86]深部岩体在强度方面也发生了变化。资料表明，总体上岩石的强度随深度的增加而有所提高。如有的矿区从深度600m变化到800～1000m时，强度为21～40MPa的岩石所占的比重从30%减少到24%；而强度为81～100MPa的岩石的比重则从5.5%增加到24.5%，并且岩石更脆，更容易发生岩爆。

在浅部岩石强度理论是以莫尔-库仑准则为主的线性破坏准则为主，在深部高地应力下则更多地采用了非线性强度准则。Hoek、Brown^[87]提出霍克-布朗准则，即

式中 m，s——霍克-布朗准则系数。

Ramamurthy^[88]和Singh^[51]在莫尔-库仑强度准则的基础上，提出了一个表征高地应力下完整岩石的更一般形式的强度准则，即

式中 B，β——准则系数。

Singh^[51]还根据大量试验数据，总结了在非常高的侧向应力下（如700MPa）的现有岩石非线性强度准则。

周宏伟等^[42]随着开采深度的加大，岩石破坏机理也随之转化，由浅部的脆性或断裂韧度控制的破坏转化为深部开采条件下由侧向应力控制的断裂扩展破坏，更进一步，实际上就是由浅部的动态破坏转化为深部的准静态破坏，以及由浅部的脆性力学响应转化为深部的潜在的延性行为力学响应。与此观点相反，Wagner^[89]、Gibowicz等^[90]则认为深部岩体的破坏更多地表现为动态的突然破坏，即岩爆。

一般认为岩爆的主要影响因素包括原岩应力、埋深、岩层物理力学特性、厚度及倾角等。至于岩爆与埋深的关系，尽管在很浅的岩层中也有发生岩爆的记载，Salamon^[91]认为随着开挖深度的增加，岩爆发生次数及强度也会随之上升。南非近况的统计数据甚至表明，岩爆次数与埋深之间存在十分明显的线性关系，如图1-3所示。

图1-3 岩爆次数与埋深的关系

赵自强等^[92]认为岩爆（见图1-3）的破坏机理主要有两种，即劈裂和剪切，很多现象都是兼有这两种破坏机制。他认为劈裂是一种低应力水平脆性断裂失稳，而剪切是更高应力水平的破坏。

华安增等^[93]利用MTS对大理岩试件进行了加载后保持轴向变形、降低围压的试验，并与单轴加压试件结果进行了对比，得出了降压破碎的强度要低于加压破碎的强度，降压破碎是一个释放能量的过程，其破坏形式以拉伸为主，且围压降低速率越小，岩样的最后侧向膨胀应变越大。但试验是以假三轴为主。

李天斌等^[94]对玄武岩在卸荷状态下的变形和破坏特性进行了研究，指出：在卸荷状态下，随着破坏时围压的增大，试样破坏形式逐渐由张性破坏过渡到张剪性破坏，且张剪破裂角也随之增大；卸荷较加荷岩石的破坏程度更为强烈；沿卸荷方向（围压方向）的扩容也更强烈。

吴刚等^[95-97]采用与工程实际相对应的卸荷方式，在真三轴应力状态下分别对完整红砂岩和预制裂隙红砂岩标准岩块试样进行了卸荷破坏试验，研究了其在卸荷条件下的变形和破坏特性，比较了不同卸荷破坏方式下试样的变形和强度特征，以及加、卸荷历史对变形、强度、破坏形态和声发射等的影响。

尤明庆等^[98]对大理岩块进行了三轴卸围压试验，考察了岩石强度与试样弱化破坏间的关系，以塑性变形量和本征强度统一研究了三轴压缩和卸围压两种力学过程，提出以材料弱化模量来描述岩样的本征强度降低，指出循环加卸围压会造成本征强度降低。

Aglawe^[99]通过3D数值分析模型对深部地下洞室的开挖过程中不稳定破坏过程进行分析，指出地下洞室围岩破坏受到地应力系数、洞室的尺寸等影响，开挖引起的较强应力释放往往会使得洞室周边引起屈曲、剥落及岩爆等现象。

Chinnasane^[100]通过多组岩石类型试验分析，利用脆性指数BRI修正了Hoek-Brown参数s，并据此来预测实际地下洞室围岩产生剥落深度。但是由于工作具有局限性，并未包括更多类型的岩石以使得修正参数更具代表性。

Srivastava^[101]针对深埋地下洞室开挖引起的剧烈破坏行为如岩爆，剥落等进行了全面分析，指出控制破坏的三因素是应力水平，围岩刚度和弹性能的释放，并根据这三因素来分析产生剧烈破坏的机理和条件和破裂区的形状等，但是并未将三因素综合起来提出更系统的稳定性判据，也并未考虑不同洞室形状的破坏行为。