满 轲， 刘晓丽， 宫凤强， 马洪素， 陈振鸣， 王 驹

(1. 核工业北京地质研究院, 北京 100029； 2. 中核高放废物地质处置评价技术重点试验室, 北京 100029；3. 清华大学 水沙科学与水利水电工程国家重点试验室, 北京 100084；4. 中南大学 资源与安全工程学院, 长沙 410083； 5. 北京科技大学 土木与环境工程学院, 北京 100083)

高放废物地质处置新疆预选区天湖地段花岗岩的静态及动态力学特性研究

满 轲1,2， 刘晓丽3， 宫凤强4， 马洪素1,2， 陈振鸣5， 王 驹1,2

(1. 核工业北京地质研究院, 北京 100029； 2. 中核高放废物地质处置评价技术重点试验室, 北京 100029；3. 清华大学 水沙科学与水利水电工程国家重点试验室, 北京 100084；4. 中南大学 资源与安全工程学院, 长沙 410083； 5. 北京科技大学 土木与环境工程学院, 北京 100083)

基于MTS815及SHPB装置，分别进行了高放废物地质处置新疆预选区天湖地段花岗岩的静态及动态力学特性试验。针对该区域的钻孔花岗岩岩芯，开展了一系列的静态拉伸、静态单轴压缩、动态拉伸、动态压缩，以及一维动静组合拉伸加载试验。特别是，该批次试验所用岩芯均取自同一深度处(深度360 m左右)的花岗岩，所获得的对比与分析结果对于同一岩石力学特性研究更有代表性意义。测试结果显示：该花岗岩的静态拉伸强度约为11.75 MPa，单轴压缩强度约为175 MPa。单轴压缩强度约为抗拉强度的14倍。在加载率为0.34×106～0.51×106MPa/s时，其动态拉伸强度约为25～35 MPa。在应变率为80～160 s-1时，其动态压缩强度测试值区间为138～208 MPa。并且随着加载率或应变率的提高，无论是动态拉伸强度特性或动态压缩强度特性均随之增大，这说明了花岗岩的率相关加载效应特性。进一步的实施了该花岗岩的一维动静组合拉伸加载试验，发现随着轴向静压的增大，岩石的抗冲击强度呈现出先增大后减小的趋势。大约在静载抗拉强度的50%时，抗冲击拉伸强度达到最大值，随后平缓减小。并且，随着轴向静压的增大，岩石的动静组合拉伸强度亦随之快速增大，最大可达到静载拉伸强度的3倍，抗冲击拉伸动载的1.5倍。同时，在冲击破坏情况下，岩石组合加载破坏模式呈现拉伸破坏，与静态拉伸破坏及一般冲击下的劈裂破坏特征基本一致。综上表明，该地段试验深度处的钻孔岩芯，其力学特性较为稳定，从工程建造角度而言，可作为高放废物地质处置的一个参考预选地段。但试验获取数据尚未充足，需通过不同钻孔以及不同深度处岩石的动、静力学特性试验及渗透试验、地应力测试等其它试验项目，进一步深入研究其在不同轴向静压及不同冲击动载下，岩石承受的临界动载荷值等力学特性。该研究的试验数据与理论可支撑于深部地下工程的爆破开挖及高放废物的深地质处置。

高放废物地质处置； 岩石力学； 静力学加载； 动力学加载； 动静组合加载

高放射性废物具有半衰周期长、毒性大等特点，世界各有核国家对其安全处置均面临挑战性的难题。目前，国际上普遍认为可行的高放射性废物处置方式为深部地质处置，为确保其在数万年甚至更长时间内与生物圈的有效隔离，将高放射性废物埋设在距地表500～1 000 m稳定的地质体中。花岗岩因稳定性好、强度高和渗透性低等特点，被认为是一种理想的高放废物地质处置工程围岩，也是目前我国高放废物处置工程的主要候选围岩[1-2]。

岩石的静力学行为，比如强度参数、变形模量等对岩体工程的设计、建设、支护及监测均起到指导性作用。静力学参数包括抗压强度、抗拉强度、弹性模量、泊松比、摩擦因数、内聚力等。但是，岩石的动力学行为对工程同样具有重要意义[3-12]。工程开挖之前，岩石已经处于一定的地应力状态之中，也就是很多岩石材料在承受动载荷之前已经处于一定的静应力状态。岩体不仅受一定的高地应力作用，还有开采扰动甚至地震等动载荷的叠加作用。岩石的动力学参数同样包括了与静力学参数对应的物理量，如动抗压强度、动抗拉强度、动弹性模量、动泊松比等。对这些岩体工程问题展开研究，单一的考虑动载作用或单纯的考虑静载作用尽管有时能满足工程的要求，但在某些情况下还是不够的[13-23]。特别是高放废物处置工程建设在地质体深部，往往处于较高的二维和三维静载应力状态。此时岩石在动载作用下的破坏过程可以近似用受二维和三维静载与扰动动载的耦合作用来加以模拟，这比只考虑动载作用或只考虑静载作用更有实际意义。目前，对于动静组合加载问题，在组合加载的试验方法及试验后岩石破坏的试验研究方面显得相对不足，尚需进行深入研究[24-28]。

新疆天湖作为我国高放废物地质处置的预选区之一，正在逐步开展该区域花岗岩各种力学特性的研究。因此，本文针对新疆天湖的钻孔花岗岩岩芯，分别进行了静力学及动力学加载试验，从而对该区域岩石的力学特性有一个初步的了解。

1 试验拟定

1.1岩石多功能静力学试验设备

以四川大学的MTS815型多功能岩石力学试验系统作为岩石静力学试验设备，其主要用于岩石、混凝土等材料的电液伺服控制的常规力学试验。是由美国MTS公司生产，配有伺服控制的测量系统和全自动三轴加压，可实现全数字化控制。该设备具有单轴压缩与三轴压缩、常温常压与高温高压、孔隙水压与渗透水压、静力学与动力学、间接拉伸与直接拉伸、三点弯曲纵波波速与横波波速、声发射测试与定位等试验功能，是目前国际国内技术水平最高、功能最齐备的岩石力学试验设备之一。动力学试验的振动频率最大达5 Hz以上，振动波形可以设定为正弦波、斜波、方波、三角波及随机波，振动相位差可以在0～2π间任意设定。MTS设备参数如表1所示。

表1 MTS试验设备参数

MTS可按特殊试验要求进行，可编程实现单轴、三轴试验。并可在轴向载荷、环向位移、轴向位移、轴向大量程的行程控制中无冲击切换。

1.2岩石动态冲击试验设备

动态冲击试验设备采用中南大学自行研制的SHPB装置，其装置平面示意图见图1。数据采集系统跟一般的SHPB系统类似。该系统目前可实现岩石围压0～200 MPa、轴向静压0～200 MPa、冲击动载0～500 MPa的组合加载，输入杆和输出杆的杆径为50 mm，试样应变率为100～103s-1。采用试样与杆等径加载方式进行冲击。

为消除P-C振荡，实现稳定的半正弦波(加载波上升段稳定在100 μs左右)加载，发射腔内采用“纺锤型”冲击子弹，其材质和弹体最大直径分别与对应的入射、透射杆相同，利用产生的半正弦应力波可以实现恒应变率加载。SHPB试验装置的参数,如表2所示。

表2 SHPB试验设备参数

1.3岩样制备

试验材料选用完整性和均质性较好的花岗岩。取样深度选用钻孔在深度为360 m左右范围内的完整岩芯，试件编号统一以360-X依次排序。按照岩石力学常规试验性能测试要求加工试验所需试样。

现场取回的钻孔岩芯直径为63 mm，需要采用岩石取芯机、切割机和磨平机等设备进行精细加工，制备满足试验标准的岩石试件。根据《工程岩体试验方法标准》GB/T 50266—99[29]和《水利水电工程岩石试验规程》SL264—2001，对于岩石基本物理实验、单轴和三轴压缩试验，岩石圆柱体直径宜为48～54 mm；试件高径比宜为2.0～2.5；试件两端面的不平整度允许偏差为±0.05 mm；高度和直径的允许偏差为±0.3 mm；断面应垂直于试件轴线，允许偏差为±0.25°。

在本次试验中，为了对静载试验和动载试验结果更好地进行对比，参照《工程岩体试验方法标准》GB/T50266—99中建议尺寸及精度要求，所有静力学测试试样统一加工成为圆柱体，尺寸为Φ50 mm×H100 mm。试样统一加工成为Φ25 mm×H50 mm的圆盘状体，端面进行仔细打磨，使其不平行度和不垂直度均小于0.02 mm。并对加工好的试件的几何尺寸、密度和纵波波速进行测试。图2为切断完成的部分岩石试件图片。

2 静态力学特性试验

岩石的静态力学特性试验，主要包括静态拉伸强度测试、静态压缩强度测试等。用以测得岩石的单轴抗拉强度、单轴抗压强度、弹性变形模量等基本力学参数，该类参数对于岩体工程的设计、施工及后期监测均具有重要的参考价值。本文进行了静态拉伸试验和静态单轴压缩试验。

图2 花岗岩部分试件

2.1静态拉伸试验

为了岩石静力学加载与动力学加载之间力学参量的相互对比分析，且为动静组合加载试验的预设轴压值确定做一参照，在对岩样开展动静组合加载试验之前，需对岩样的静态劈裂拉伸强度进行测定，从而对该批次岩石试样的力学性能形成初期的认知。

单轴抗拉强度试验采用巴西(BRAZI)圆盘劈裂法，该方法是一种间接拉伸强度试验方法。试验前，量取岩石试样两端面相互垂直相交的4个直径，取其平均值，作为样品的直径值。量取两端面轴边对称4点及中心点高度值，共计5个高度值，取其平均值，作为样品的高度值。试验时，将试件放入专门的夹具中进行加载。试验以控制位移的方式进行加载，位移加载速率为3 mm/min，加载试件，直至破坏，记录破坏的压力值。再采用计算公式得到岩石的抗拉强度值。通过试验及计算，得到的典型劈裂曲线如图3(a)所示，静态拉伸破坏后的形态如图3(b)所示。

(a)荷载-位移曲线(b)静态拉伸试验破坏形态

图3 试样静态劈裂试验

Fig.3 Tension testing of the rock specimen

由图3可见，花岗岩破坏主要沿加载方向劈裂破坏，近似对称的半圆盘状破坏形态。岩样上、下两个加载端部基本完整，即由局部应力集中而导致的加载端部破坏效果并不明显，说明试验效果较好，获得的试验数据可靠。

通过本次试验，计算得到该批次岩样的平均拉伸强度值为11.75 MPa，将此值作为所有岩样的静态拉伸强度。

2.2静态压缩试验

单轴压缩试验是为获得岩石在单轴压缩条件下的强度、弹性模量和泊松比等参数而进行的静力学试验。

试验依据《水利水电工程岩石试验规程》，试验操控参数设定及试验过程如下：

(1) 安装试验样品于加载平台上。

(2) 安装应变计在试样周边。其中，应变测量分别采用刃口标距为50 mm的纵向应变计及链条式环向应变计测量试样的纵向应变及环向应变。

(3) 试验时，采用轴向应变控制加载模式，加载应变率选择为10-5s-1～10-6s-1。

(4) 试验时向计算机输入试件的直径D、高度h及传感器的有关参数，电脑系统自动记录试验时的加载力、应力(由加载力值及试件的面积自动算出)、应变、加载位移等力学参数，以供试验后进一步整理所需。

(5) 试验终止条件：试件到达抗压强度而突然破裂或试件破裂后，系统到达保护值后自动停机。试件到达峰值强度后，仍有残余强度，应力缓慢下降，应变仍有发展，当应力降到接近零时，人工停机，此时记录出应力-应变变化过程曲线。

图4 钻孔深度360 m花岗岩应力-应变关系

Fig.4 Relationship between the stress and the strain of the granite under the depth 360 m in the borehole

图4为该区域钻孔岩芯典型的应力应变曲线，从图中可知，岩样的轴向应力应变曲线分为五个阶段，分别为裂隙压密阶段，弹性变形阶段，屈服阶段，失稳破坏阶段以及快速破坏阶段。

根据岩样单轴压缩试验结果，岩石单轴压缩强度为165 MPa～190 MPa范围内。通过计算其均值，得到岩石的静载抗压强度约为175 MPa。

3 动态力学特性试验

对于实际工程而言，开挖扰动造成的工程破坏越来越显著，因此，岩石的动态力学特性研究变得越来越重要。需要指出的是，岩石在动态外荷载作用下的力学响应与静态荷载作用下的力学响应是截然不同的，这是由于岩石体自身存在的惯性效应，继而带来的动态率效应而引起的。在动态冲击或者动态爆破作用下，岩石内部颗粒在外力作用下达到快速破坏；由于惯性效应，破坏颗粒呈现出不同的力学特性及破坏状态，表现出或被拉断，或被剪断等破坏形式。也就是说，不同的加载速率，岩石表现出的破坏形式也各不相同。这一现象，对于实际工程具有较强的指导意义。

从工程研发需求出发，岩石所受的外加荷载属于典型的岩石动静组合加载问题，研究岩石在动静组合加载状态下的力学响应更有实际意义，并且岩石在动静组合加载情况下的受力状态，也更符合实际工程情况。其除了岩石体本身所受的地应力等地质情况静态外力作用之外，还受到工程开挖扰动所带来的动态破坏作用力。此外，岩石本身受一定静载应力，在动载作用下的稳定性问题也应考虑动载和静载的联合作用。因此，本文不仅进行了常规的动态压缩试验、动态拉伸试验，还进一步的进行了动静组合加载试验。通过上述的岩石动力学试验，全面分析该钻孔岩芯的动力性特性。

3.1动态压缩冲击试验

动态压缩冲击试验用于获得动态压缩冲击强度，及其强度随应变率变化的关系。

该试验设定的操控参数及试验过程如下：

(1) 将加工好的试验样品置于SHPB入射杆与透射杆之间，试样两端均需与两根冲击杆紧密接触。使试样表面与冲击杆表面实现面-面接触。

(2) 启动冲击装置，高气压冲击子弹，撞击入射杆产生一应力脉冲。

(3) 在一维应力波传播的条件下，应力脉冲即弹性应力入射波以一定波速在入射杆中向前传播，传播到试样后分别在入射杆和透射杆中产生反射应力脉冲和透射应力脉冲。入射应变信号和反射应变信号可通过黏贴在入射杆上的应变片测得，透射应变信号可通过黏贴在透射杆上的应变片测得。

(4) 记录两个应变片所测得的三项应变值后，撤换试样样品，完成该次试验，进行下一次试验准备工作。

动态压缩试验结果见表3，在应变率为80 s-1～160 s-1之间时，该批次岩石样品的动态压缩强度测试值区间为138 MPa～208 MPa。可以发现，随着加载应变率的提高，动态压缩强度值亦随之提高。这一现象验证了岩石类脆性材料的动态率效应。

图5(a)给出了典型试样在冲击试验时的波形信号图，左侧图表示入射杆信号，右侧图表示透射杆信号。不管是入射波、反射波还是透射波，其波形显示出了完好的半正弦波特征。同时由图5(b)可以看出，入射波幅值减去反射波幅值近似等于透射波幅值，体现了此动态压缩加载过程是处于一个动态平衡状态，也就是本次试验满足了霍普金森压杆试验的基本原理和一维应力波理论，取得的试验数据是可靠的，否则需予以剔除。

(a)

(b)

Fig.5 Dynamic pressure signals of the typical specimen and the dynamic balance progress for the original data

3.2动态拉伸冲击试验

实施动态拉伸冲击试验，用于获得岩石的动态拉伸冲击强度，及该强度随加载应变率的变化关系。该试验也是关于岩石动力学特性的基本试验方式之一。

试验操控参数设定及试验过程与动态压缩冲击试验大致相同。主要的区别是：进行动态压缩冲击试验时，岩石样品的上、下盘，即其圆形端面平行放置于入射杆表面，亦与透射杆表面紧密接触，实现的是面-面接触；而进行动态拉伸冲击试验时，岩石样品是垂直放置于入射杆与透射杆之间的，也就是岩石样品的侧棱面分别与入射杆和透射杆相接触，实现的是线-面接触。此处采用该种放置试件的方式是借鉴于静态拉伸巴西劈裂试验中试件所采用的加载放置方式。采用此种线-面接触加载，可实现岩石类准脆性材料的劈裂破坏，以压代拉，从而根据弹性力学解得岩石材料的拉伸强度。

在动态冲击试验过程中，需要注意紧密夹持岩石样品，可在岩石样品底部放置一表面尺寸小于该岩石样品的垫块，用于平稳安置样品，同时还能保证冲击试验的正常加载。

通过一系列动态拉伸冲击试验，可得岩石样品的动态拉伸冲击试验结果，如表4所示。可见，在加载率为0.34×106MPa/s～0.51×106MPa/s之间时，其动态拉伸强度约为25 MPa～35 MPa。与动态压缩强度变化规律一致，同样发现了随着加载率的提高，动态拉伸强度值亦随之提高，这进一步验证了岩石类准脆性材料的动态率效应。

3.3一维动静组合冲击试验

通过一维动静组合冲击试验，用以了解岩石在不同冲击加载率下，以及不同静载下的动静组合加载强度。本文动静组合加载试验步骤如下：

(1) 首先以静载试验抗拉强度为标准，设计不同水平的轴向预静载；其次，在一般动态拉伸冲击试验下，选取破裂成2～4块情况下岩石试样的动态拉伸强度作为纯动态拉伸强度值。

(2) 在入射杆和透射杆之间放置两端涂满凡士林的试样，将轴压系统调节好，将连接到轴向静压加载装置的手动泵启动，施加预定轴向静载。

(3) 以试样纯动态拉伸试验强度值为参照，选定在发射腔内冲击气压和冲头的位置，对每一轴压系列的试样进行试验性的预冲击，以岩石破裂成2～4块情况的冲击气压及冲头位置为参考，进行相同冲击速度下的重复试验。

(4) 达到预定试验效果后，数据采集系统采集信号、存盘；重复上述步骤，完成各系列试验。

(5) 上述为根据选定的第一类轴压，实施不同冲击动载下的冲击试验；结束后，进行第二类轴压下的冲击动载试验。

需要注意的是，该类冲击试验冲头的冲击压力及冲头的冲击速度与第一类轴压下的冲击压力与冲击速度须大致相同，以便与后续其它不同轴压下的冲击数据之间的比较与分析。

试验中，通过对花岗岩静态劈裂强度及纯动态拉伸强度的参考，控制冲击气压分别为0.3 MPa、0.32 MPa、0.35 MPa、0.38 MPa、0.40 MPa、0.42 MPa、0.45 MPa七种冲击动载，各冲击动载下轴向静载以3.53 MPa、5.88 MPa、8.23 MPa、10.58 MPa变化(相当于试样静态抗拉峰值强度的30%、50%、70%、90%)，进行不同冲击动压及不同轴向静载下的实验。试验中试样的夹持如图6所示。

当轴向静压较小时，在受到冲击之前，由于试样内部部分微裂隙已被压缩闭合，从而导致弹性模量增加，但是由于没有完全闭合，试样受到冲击后仍然呈现出近似弹性变化趋势。当轴向静压较大时，在受冲击之前，由于试样内部微裂隙不仅已经压缩闭合，并且已处于增加、扩展阶段，据此推测，导致此时的应力-应变曲线没有初始的近似弹性变化阶段，直接进入非线性阶段。

图6 花岗岩巴西圆盘试样夹持图

本次动静组合拉伸试验典型试验结果如表5所示(表5为轴压为3.53 MPa时)。从表中可以看出，在相同静载不同动载下，该岩样在动静组合加载下的抗冲击拉伸强度比其静载强度要高，比其静载拉伸强度提高范围约为80%～280%。对于同一加载轴压，岩样随着冲击加载率的提高，岩样的抗冲击强度也随之增大。

4 力学强度特征分析

动荷载和静荷载引起岩石的变形及破坏是有区别的。一般岩石的力学参数均为静荷载作用下的性质。普遍认为，岩石的力学性质在动荷载作用下将发生很大变化，它的静力学强度比动力学强度减小很多，变形模量也明显减小。无论是研究岩石的静力学性质，抑或是其动力学性质，岩石的力学强度是一重要的特性参数。因此，下面分别从该批次岩石的力学强度特征进行分析，系统阐述各个强度参数之间的区别与联系。从而对该区域岩体形成一初步的工程认识。

4.1静态力学强度特征

通过上述进行的关于岩石样品的静态拉伸试验及静态压缩试验可知，该批次岩样的静态拉伸强度值为11.75 MPa，静态抗压强度约为175 MPa。其抗压强度约为抗拉强度的14倍。岩石的抗压性能显著，抗拉性能较差，容易被拉断。这也直接证实了，岩石体这一准脆性材料的破坏形态多呈现为拉断破坏形式。

通过观测岩石在拉伸状态下的破坏形式可知，圆盘形状的岩石被劈裂为均匀的两个半圆盘，破裂表面平整，凹凸程度均一，为典型的拉破坏形式，进一步印证了岩石体的破坏形态。

4.2动态冲击强度特征

对于岩石样品而言，拉伸强度对于其工程特性具有重要的意义。从微细观角度看，岩石样品的破坏形式多为拉破坏。结合静态拉伸试验以及常规SHPB冲击试验，岩石样品在不同静载及冲击动载组合加载下的冲击拉伸强度与加载率关系如下所述。

岩石样品在轴压为3.53 MPa以及不同的冲击强度作用下，其冲击拉伸强度与加载率关系见图7所示。从图中可以看出，随着加载率的提高，冲击拉伸强度亦呈现增大的趋势。加载率从0.29×106MPa/s至0.45×106MPa/s时，冲击拉伸强度增加趋势较为明显，从17.7 MPa增至23.18 MPa。但是，加载率自0.55×106MPa/s至0.63×106MPa/s时，冲击拉伸强度保持在23 MPa左右，较为稳定。

图7 3.53 MPa轴压下试样拉伸强度与加载率的关系

Fig.7 Relationship between dynamic tension and loading rate under 3.53 MPa static pressure

表3 动态压缩试验结果

表4 动态劈裂拉伸试验结果

表5 轴压为3.53MPa下动态劈裂试验结果

图8 5.88 MPa轴压下试样拉伸强度与加载率的关系

Fig.8 Relationship between dynamic tension and loading rate under 5.88 MPa static pressure

岩石样品在轴压为5.88 MPa以及不同的冲击强度作用下，其冲击拉伸强度与加载率关系见图8所示。从图中可以看出，随着加载率的提高，冲击拉伸强度亦呈现增大的趋势。加载率从0.18×106MPa/s～0.59×106MPa/s时，冲击拉伸强度增加趋势较为明显，从10.35 MPa增至21.07 MPa。但是，加载率在0.31×106MPa/s时，冲击拉伸强度保持在18.56 MPa，这是由于该试件在冲击载荷作用初期，尚未完全开裂，裂纹未完全扩展，导致冲击作用时间稍长，从而使得加载率偏低，冲击加载强度偏高。

通过上述分析，特别需要指出的是，在此轴压下，进行冲击试验之前，试件的完整性仍保持较好，裂纹未完全扩展，说明试件处于一个比较紧凑的、被压紧的、致密的状态。

Fig.9 Relationship between dynamic tension and loading rate under 8.23 MPa static pressure

岩石样品在轴压为8.23 MPa以及不同的冲击强度作用下，其冲击拉伸强度与加载率关系见图9所示。从图中可以看出，随着加载率的提高，冲击拉伸强度亦呈现增大的趋势。加载率从0.11×106MPa/s～0.35×106MPa/s时，冲击拉伸强度增加趋势较为明显，从10.67 MPa增至17.46 MPa。但是，加载率在0.3×106MPa/s时，冲击拉伸强度保持在11.44 MPa，这是由于该试件内部已经有裂纹孕育生核，导致承载力相对减弱。动态冲击作用下，岩石很快就达到承载力，被冲击破坏。导致冲击作用时间较短，从而使得加载率偏高，显示出来该岩石样品的加载强度偏低。

图10 10.58 MPa轴压下试样拉伸强度与加载率的关系

Fig.10 Relationship between dynamic tension and loading rate under 10.58 MPa static pressure

岩石样品在轴压为10.58 MPa以及不同的冲击强度作用下，其冲击拉伸强度与加载率关系见图10所示。从图中可以看出，随着加载率的提高，冲击拉伸强度亦呈现增大的趋势。加载率从0.26×106MPa/s～0.58×106MPa/s时，冲击拉伸强度增加趋势较为明显，从19.35 MPa增至23.62 MPa。但是，加载率在0.39 MPa/s×106MPa/s时，冲击拉伸强度保持在14.37 MPa，这是由于该试件在轴压作用下，已经预先产生了微裂纹。继而，在动态冲击作用下，岩石很快就达到承载力，被冲击破坏。导致冲击作用时间较短，显示出来该岩石样品的加载强度偏低。

综上所述，岩石的动态抗冲击拉伸强度随着冲击动载的增大而增大，最大可达到静载拉伸强度的3倍。这实际反映的是岩石材料的率相关效应，对于这几种荷载水平，试样的应变率亦不同。

4.3动静组合加载强度特征

试样在较小的轴向静载作用下仍处于弹性段，此时，随着静载的增大试样承受动静组合载荷的能力逐渐增强。这可以认为是组合加载对岩石材料的强化作用效果。此时轴向静载起着抑制岩石内部微裂纹扩展的作用，特别对于裂纹平面垂直于轴向静载的裂纹，在没有轴向静载作用时，动载应力波将在其表面反射为拉伸波，驱动裂纹扩张，但当有轴向静载存在时，裂纹间隙闭合，应力波可以无反射传递，进而大大抑制了材料的劣化。

当轴向静压较大时，由于在静载压缩下岩石试样内部微裂纹不仅完全闭合，并且开始发生内部损伤，逐渐产生新的微裂纹。应力波加载时，入射波在裂纹表面反射形成的拉伸波进一步加剧微裂纹的扩展、成核与聚集，导致岩石承载力下降。特别是对于已有裂纹，在轴压作用下，更容易沿着裂纹开裂，也就是说，试样在承受动载冲击之前，已经部分损伤破坏；继续承受动态冲击作用时，会更加易于致裂破坏，加速了试样的劣化。

本文结合参考文献[17-19]，定义动静组合拉伸强度等于轴向静压与抗拉伸冲击破坏强度之和，即

σc=σas+σd

(1)

式中：σc为动静组合强度;σas为轴向静压;σd为动态抗拉伸破坏强度。

以岩样在相似的加载率0.3×106MPa/s时为例，说明动静组合加载强度与岩样静载强度及抗冲击强度之间的关系。其动静组合拉伸强度及抗冲击破坏强度随轴压的变化,如图11所示。

当轴向静压较小，例如为3.53 MPa时，抗冲击强度比静载强度提高约为50%。当轴向静压为5.88 MPa时，抗冲击强度达到最大，为18.56 MPa，比静载强度提高约80%，此时轴向静压为其抗静载强度的50%。但是，在轴压为8.23 MPa和10.58 MPa时，其抗冲击拉伸强度并未出现明显的增长趋势，保持在18 MPa左右。这是因为在轴向静压约为抗静载强度的50%左右时，岩石内部颗粒紧密接触，内含的裂隙、空隙被最大程度的压缩，但又不至于使其破坏，产生进一步的微裂纹。这时的岩石处于一个应力作用的临界状态，此时进行动态扰动，试样能够吸收足够多的能量才能使其自身达到破坏。

当轴压较小时，较少的冲击能量就能够使试样内部的裂隙发生扩展，导致试样破坏；当轴压过高时，岩石试样内部的颗粒已经产生一定的裂纹，并不需要过高的冲击能量就可以导致试样发生破坏。因此，试样的抗冲击力与试样自身预承受的轴压力之间有一个先随之增大再趋向于平缓减小的过程。

从动静组合拉伸强度的变化趋势来看，在轴压为3.53 MPa时，动静组合强度为21.23 MPa，为动静组合强度的最小值。在轴压为10.58 MPa时，动静组合强度为28.6 MPa，为动静组合强度的最大值。从曲线整体上看，呈增大的趋势。

根据图11显示，利用动静组合加载强度来表征轴向静压对抗冲击强度的影响与直接利用抗冲击强度来表征与轴向静压二者之间的影响并不完全一致。这是因为不同的轴压对岩石试样的作用亦不一致，轴压较小时和轴压较大时，对试样内部裂纹产生的作用力并不相同，表现出来的抗冲击强度有一个临界值。在某种轴向静压情况下，抗冲击强度可达到最大值。在工程中表现为：在较大的静压作用下，需要更多的扰动才能使岩体达到破坏状态；但是如果静压较大，使得岩体产生了预破裂，此时往往只需要较小的扰动就可使岩体破坏。岩爆现象产生之前，尽管有时候扰动并不强烈，但是引起了巨大的岩爆现象，从这一角度可揭示某特定类型岩爆的发生机理。

但是，对于动静组合加载强度，其表征的是在所有外力作用下岩样的力学响应，这反映出地下工程的岩体在开挖过程中，承受的围压越大，其开挖所释放的弹性能等愈强，造成的破坏越严重。释放的弹性能一般由两部分组成，不仅有外来扰动产生的能量，还有岩体自身周边围岩所承载的弹性能。

图11 岩石动静组合拉伸强度和抗冲击破坏强度随轴压的变化图

Fig.11 Rock strength under coupled loads and impact failure strength with different axial pre-compression stress

同时可发现，岩石的动静组合加载强度不仅随着静载的增大而增大，并且亦随着冲击动载强度的增大而增大，最大可达到静载抗拉强度的3倍，抗冲击拉伸动载的1.5倍。这不仅反映的是岩石材料的率相关效应，并且反映出材料在动静组合加载下的特殊力学性能。岩石承受的静载愈大，其动静组合拉伸强度亦变大，受到的静载对于动静组合拉伸强度具有增强的作用，并且这种趋势较为明显。但是，受到的静载对动态抗冲击强度变化呈现出先增强再平缓减小的规律。

4.4动静组合加载下岩样劈裂全过程

岩石的破坏作为岩石内部众多微观裂纹相互作用的结果，其模式反映着岩石的受力状态，因此对其破坏模式进行分析有着重要的意义。众所周知，静载拉伸试验，试样的破坏模式为沿着试样中间劈裂破坏。常规SHPB冲击拉伸试验，试样的破坏模式亦为从试样中间劈裂。对于动静组合加载下岩石样品的破坏模式，研究其是否与静载和常规动态冲击试验的现象一致，需借助高速摄像机拍摄动静组合加载下试样的破坏全过程。

下面以岩样在3.53 MPa轴压条件下的劈裂试验为例，论述其从加载至破坏的全过程，如图12所示(拍摄时间为2015-8-16-am10:36)。

由图12可知，在加载初期，裂纹受到静载及冲击动载的耦合作用，产生了些许微裂隙，主要为裂纹的开裂阶段，此裂纹位于试件中部。随着加载过程，应力波在试件内部来回折反射，导致初始裂纹扩展，进而快速延伸，延伸方向始终沿着试件中部，向两端部延展。加载持续进行，最终导致试件沿着延伸的裂纹破裂成为两半。

(a)(b)

(c)(d)

图12 试样破坏过程高速摄像图

Fig.12 High speed photo of the specimen failure progress

结合图12，并对动静组合加载下岩石的破坏形态进行观察，发现主要有以下几种破坏形态：当轴压为零时或较小时，如果冲击动载不大，岩石常常破裂成两半或数块，一般随动载的增大，碎块数量增多。当轴向静载与动载都比较大时，试样将产生剧烈破坏，并伴随着巨响，碎块瞬间四溅，碎块颗粒均匀而细小。总之，岩石在冲击动载以及动静组合加载下的破坏模式基本均表现为拉伸破坏。从试验结果观察到，动静组合加载下岩石的临界破坏模式是试样在轴向上呈现出拉伸破坏面，但是破坏后的岩样仍然具有较大的完整性，反映了静载对试样承受动静组合冲击强度的强化作用，与前文分析结果一致。

5 结 论

(1) 基于MTS815及SHPB装置，针对高放废物地质处置新疆预选区天湖地段位于同一钻孔同一深度处(360 m)的花岗岩岩芯，开展了一系列的静态拉伸、静态单轴压缩、动态拉伸、动态压缩，以及一维动静组合拉伸加载试验。通过静态试验，得到该花岗岩的拉伸强度约为11.75 MPa，单轴压缩强度约为175 MPa。单轴压缩强度约为单轴抗拉强度的14倍。

(2) 加载率为0.34×106MPa/s～0.51×106MPa/s之间，其动态拉伸强度约为25 MPa～35 MPa；在应变率为80 s-1～160 s-1之间时，其动态压缩强度测试值区间为138 MPa～208 MPa。并且随着加载率或应变率的提高，无论是动态拉伸强度特性或动态压缩强度特性均随之增大，这说明了花岗岩类准脆性材料的率相关加载效应特性。

(3) 进一步实施了该花岗岩的一维动静组合拉伸加载，发现随着轴向静压的增大，岩石的抗冲击强度呈现出先增大后减小的趋势。大约在静载抗拉强度的50%时，抗冲击拉伸强度达到最大值。并且，随着轴向静压的增大，岩石的动静组合拉伸强度亦随之快速增大，最大可达到静载拉伸强度的3倍，抗冲击拉伸动载的1.5倍。同时，在冲击破坏情况下，岩石组合加载破坏模式呈现拉伸破坏，与静态拉伸破坏及一般冲击下的动态劈裂破坏特征基本一致。

(4) 该地段试验深度处的钻孔岩芯，其力学特性较为稳定，从工程建造角度而言，可作为高放废物地质处置的一个参考预选地段。需要指出的是，本文试验获取数据尚未充足，需通过不同钻孔以及不同深度处岩石的动、静力学特性试验及渗透试验、地应力测试等其它试验项目，进一步深入研究其在不同轴向静压及不同冲击动载下，岩石承受的临界动载荷值等力学特性。本研究可提供相应的试验数据与理论支撑，其对于深部地下工程的爆破开挖及高放废物的深地质处置，有一定的理论指导意义。

[1] 潘自强，钱七虎.高放废物地质处置战略研究[M].北京：原子能出版社，2009:37-39.

[2] 王驹，范显华，徐国庆，等.中国高放废物地质处置十年进展[M]. 北京：原子能出版社，2004:1-12.

[3] 周宏伟，谢和平，左建平.深部高地应力下岩石力学行为研究进展[J].力学进展，2005,35:91-99.

ZHOU Hongwei, XIE Heping, ZUO Jianping. Developments in researchs on mechanical behavior of rocks under the condition of high ground pressure in the depths[J]. Advances in Mechanics, 2005,35:91-99.

[4] PATERSON M S, WONG T F. Experimental rock deformation: the brittle field[C]. 2nded. New York: Springer Verlag, 2005.

[5] SINGH J. Strength of rocks at depth[M]. In: Maury V, Fourmaintrax D, eds. Rock at Great Depth. Rotterdam: A A Balkema, 1989,37-44.

[6] 李世平，贺永年，吴振业，等.岩石力学简明教程[M].北京：煤炭工业出版社，1996.

[7] 谢和平，陈忠辉.岩石力学[M].北京：科学出版社，2004.

[8] NEMAT-NASSER S, HORII H. Rock failure in compression[J]. Int J Engng Sci. 1984, 22: 999-1011.

[9] 唐春安.岩石破裂过程中的灾变[M].北京：煤炭工业出版社， 1991.

[10] DAI F, XIA K, TANG L Z. Rate dependence of the flexural tensile strength of Laurentian granite[J]. Int J Rock Mech Min Sci, 2010, 47(3):496-475.

[11] YU Yong, ZHANG Jianxun, ZHANG Jichun. A modified brazilian disk tension test[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2009, 46: 421-425.

[12] WHITTAKER B N, SINGH R N, SUN G. Rock fracture mechanics: principles, design and applications[M]. Amsterdam: Elsevier,1992.

[13] LI X B, ZHOU Z L, LOK T S, et al. Innovative testing technique of rock subjected to coupled static and dynamic loads[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2008, 45(5): 739-748.

[14] 李夕兵，周子龙，叶州元，等.岩石动静组合加载力学特性研究[J]. 岩石力学与工程学报，2008,27(7):1387-1395.

LI Xibing, ZHOU Zilong, YE Zhouyuan, et al. Study of rock mechanical characteristics under coupled static and dynamic loads[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008,27(7):1387-1395.

[15] GOLSHANI A, OKUI Y, ODA M, et al. A micromechanical model for brittle failure of rock and its relation to crack growth observed in triaxial compression tests of granite[J]. Mechanics of Materials, 2006, 38(4): 287-303.

[16] LI H B, ZHAO J, LI T J. Micromechanical modeling of the mechanical properties of a granite under dynamic uniaxial compressive loads[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining sciences, 2000, 37(6): 923-935.

[17] 左宇军，李夕兵，唐春安，等.二维动静组合加载下岩石破坏的试验研究[J].岩石力学与工程学报，2006, 25(9):1809-1820.

ZUO Yujun,LI Xibing, TANG Chun’an, et al. Experimental inverstigation on failure of rock subjected to 2D dynamic-static coupling loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(9): 1809-1820.

[18] 李夕兵，左宇军，马春德.中应变率下动静组合加载岩石的本构模型[J].岩石力学与工程学报，2006,25(2):865-874.

LI Xibing, ZUO Yujun, MA Chunde. Constitutive model of rock subjected to static-dynamic coupling loadings under intermediate strain rate[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(2):865-874.

[19] 李夕兵，宫凤强，ZHAO J，等.一维动静组合加载下岩石冲击破坏试验研究[J].岩石力学与工程学报，2010，29(2):251-260.

LI Xibing, GONG Fengqiang, ZHAO J, et al. Test study of impact failure of rock subjected to one-dimensional coupled static and dynamic loads[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(2):251-260.

[20] LI H B, ZHAO J, LI T J. Triaxial compression tests on a granite at different strain rates and confining pressures[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1999, 36(8): 1057-1063.

[21] ZHAO H, GARY G. On the use of SHPB techniques to determine the dynamic behavior of materials in the range of small strains[J]. Int J Solids Structures, 1996, 33(23):3363-3375.

[22] 李夕兵，古德生.岩石冲击动力学[M].长沙：中南工业大学出版社，1994.

[23] 王礼立.应力波基础[M].北京：国防工业出版社，2005.

[24] 陶俊林，陈裕泽，田常津，等.SHPB系统圆柱型试件的惯性效应分析[J].固体力学学报，2005,26(1):107-110.

TAO Junlin, CHEN Yuze, TIAN Changjin, et al. Analysis of the inertial effect of the cylindrical specimen in SHPB system[J]. Acta Mechanica Solida Sinica，2005,26(1):107-110.

[25] 陶俊林.SHPB试验中几个问题的讨论[J].西南科技大学学报，2009,24(3):27-35.

TAO Junlin. Some questions need to discuss in the SHPB experiment[J]. Journal of Southwest University of Science and Technology, 2009,24(3):27-35.

[26] ZHANG Z X. An empirical relation between mode I fracture toughness and the tensile strength of rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2002, 39(3): 401-406.

[27] DAI Feng, XIA Kaiwen, TANG Lizhong. Rate dependence of the flexural tensile strength of Laurentian granite[J]. Int. J. Rock Mech. Min. Sci., 2010, 47(3):469-475.

[28] ZHANG Z X, KOU S Q, JIANG L G, et al. Effects of loading rate on rock fracture: fracture characteristics and energy partitioning[J]. Int. J. Rock Mech. Min. Sci., 2000,37(5):745-62.

[29] 中华人民共和国国家标准.GB/T 50266-99.工程岩体试验方法标准[S].北京：建设部标准定额研究所，1999.

Static&dynamicpropertiesofgraniteinXinjiang’sTianhuareaasapre-selectedgeologicaldisposalsiteofHLW

MAN Ke1,2， LIU Xiaoli3， GONG Fengqiang4， MA Hongsu1,2， CHEN Zhenming5， WANG Ju1,2

(1. Division of Environment Engineering, Beijing Research Institute of Uranium Geology, Beijing 100029, China;2. Key Laboratory of China National Nuclear Corporation on high level radioactive waste geological disposal, Beijing 100029, China;3. State Key Laboratory of Hydroscience and Hydraulic Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China;4. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Hunan 410083, China;5. Institute of Civil and Environment Engineering, University of Science and technology Beijing, Beijing 100083, China)

Based on the MTS815 flex test GT and split Hopkinson pressure bar SHPB, static and dynamic properties of granite in Xinjiang’s Tianhu area were studied deeply, Tianhu area is a preselected site for HLW (high level radioactive waste) geological disposal. For granite drill cores in a borehole, static tension tests, static uniaxial compression tests, dynamic tension tests, dynamic compression tests and one dimensional static-dynamic combined loading tests were conducted, respectively. Specifically, all the tested drill cores were taken from the same depth of 360 m, therefore, the test results were considered to be more representative for the granite. The test results showed that the granite’s static tension strength is about 11.75 MPa, its static uniaxial compression strength is 175 MPa, the latter is about 14 times of the former; its dynamic tension strength is about 25-35 MPa when the dynamic loading rate is 0.34×106-0.51×106MPa/s; its dynamic compression strength is about 138-208 MPa when the strain rate is 80-160 s-1; with increase in the dynamic loading rate or strain rate, either its dynamic tension strength or its dynamic compression strength also increases to show the granite’s rate-correlation loading effect feature. Furthermore, the one dimensional static-dynamic combined tension loading tests were conducted, it was shown that with increase in uniaxial static compression, the granite’s anti-impact strength increases firstly and then decreases; the granite’s anti-impact tension strength reaches the maximum when its static tension stress reaches about 50% of the granite’s static tension strength; meanwhile, with the increase in uniaxial static compression, the granite’s static-dynamic combined tension strength increases obviously, especially, its maximum value reaches about three times of the static tension strength and about 1.5 times of the anti-impact dynamic tension strength; the granite’s failure mode under the static-dynamic combined loading is also a tension failure one, this is the same as the granite’s failure modes under the static tension loading and conventional dynamic loading. Through a series of tests mentioned above, it was shown that the granite’s mechanical properties in this area can be considered to be stable and this area can be taken as a pre-selected area for HLW geological disposal; however, the test data are not enough, the other ones, such as, the seepage test and the stress one on site should be done; drill cores should be taken not only from one borehole, but also from different boreholes with different depths; then, rock in this area can be studied fully. The test data and the obtained knowledge here provided a reference for blasting and excavation of deep underground projects and HLW deep geological disposal.

geological disposal; high level radioactive waste (HLW); rock mechanics; static loading; dynamic loading; static-dynamic combined loading

国家自然科学基金(41202207)

2016-04-26 修改稿收到日期：2016-06-16

满 轲 男，博士，高级工程师，1982年生

O 319.56

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.023