滿 軻， 劉曉麗， 宮鳳強， 馬洪素， 陳振鳴， 王 駒

(1. 核工業(yè)北京地質研究院, 北京 100029； 2. 中核高放廢物地質處置評價技術重點試驗室, 北京 100029；3. 清華大學 水沙科學與水利水電工程國家重點試驗室, 北京 100084；4. 中南大學 資源與安全工程學院, 長沙 410083； 5. 北京科技大學 土木與環(huán)境工程學院, 北京 100083)

高放廢物地質處置新疆預選區(qū)天湖地段花崗巖的靜態(tài)及動態(tài)力學特性研究

滿 軻1,2， 劉曉麗3， 宮鳳強4， 馬洪素1,2， 陳振鳴5， 王 駒1,2

(1. 核工業(yè)北京地質研究院, 北京 100029； 2. 中核高放廢物地質處置評價技術重點試驗室, 北京 100029；3. 清華大學 水沙科學與水利水電工程國家重點試驗室, 北京 100084；4. 中南大學 資源與安全工程學院, 長沙 410083； 5. 北京科技大學 土木與環(huán)境工程學院, 北京 100083)

基于MTS815及SHPB裝置，分別進行了高放廢物地質處置新疆預選區(qū)天湖地段花崗巖的靜態(tài)及動態(tài)力學特性試驗。針對該區(qū)域的鉆孔花崗巖巖芯，開展了一系列的靜態(tài)拉伸、靜態(tài)單軸壓縮、動態(tài)拉伸、動態(tài)壓縮，以及一維動靜組合拉伸加載試驗。特別是，該批次試驗所用巖芯均取自同一深度處(深度360 m左右)的花崗巖，所獲得的對比與分析結果對于同一巖石力學特性研究更有代表性意義。測試結果顯示：該花崗巖的靜態(tài)拉伸強度約為11.75 MPa，單軸壓縮強度約為175 MPa。單軸壓縮強度約為抗拉強度的14倍。在加載率為0.34×106～0.51×106MPa/s時，其動態(tài)拉伸強度約為25～35 MPa。在應變率為80～160 s-1時，其動態(tài)壓縮強度測試值區(qū)間為138～208 MPa。并且隨著加載率或應變率的提高，無論是動態(tài)拉伸強度特性或動態(tài)壓縮強度特性均隨之增大，這說明了花崗巖的率相關加載效應特性。進一步的實施了該花崗巖的一維動靜組合拉伸加載試驗，發(fā)現隨著軸向靜壓的增大，巖石的抗沖擊強度呈現出先增大后減小的趨勢。大約在靜載抗拉強度的50%時，抗沖擊拉伸強度達到最大值，隨后平緩減小。并且，隨著軸向靜壓的增大，巖石的動靜組合拉伸強度亦隨之快速增大，最大可達到靜載拉伸強度的3倍，抗沖擊拉伸動載的1.5倍。同時，在沖擊破壞情況下，巖石組合加載破壞模式呈現拉伸破壞，與靜態(tài)拉伸破壞及一般沖擊下的劈裂破壞特征基本一致。綜上表明，該地段試驗深度處的鉆孔巖芯，其力學特性較為穩(wěn)定，從工程建造角度而言，可作為高放廢物地質處置的一個參考預選地段。但試驗獲取數據尚未充足，需通過不同鉆孔以及不同深度處巖石的動、靜力學特性試驗及滲透試驗、地應力測試等其它試驗項目，進一步深入研究其在不同軸向靜壓及不同沖擊動載下，巖石承受的臨界動載荷值等力學特性。該研究的試驗數據與理論可支撐于深部地下工程的爆破開挖及高放廢物的深地質處置。

高放廢物地質處置； 巖石力學； 靜力學加載； 動力學加載； 動靜組合加載

高放射性廢物具有半衰周期長、毒性大等特點，世界各有核國家對其安全處置均面臨挑戰(zhàn)性的難題。目前，國際上普遍認為可行的高放射性廢物處置方式為深部地質處置，為確保其在數萬年甚至更長時間內與生物圈的有效隔離，將高放射性廢物埋設在距地表500～1 000 m穩(wěn)定的地質體中。花崗巖因穩(wěn)定性好、強度高和滲透性低等特點，被認為是一種理想的高放廢物地質處置工程圍巖，也是目前我國高放廢物處置工程的主要候選圍巖[1-2]。

巖石的靜力學行為，比如強度參數、變形模量等對巖體工程的設計、建設、支護及監(jiān)測均起到指導性作用。靜力學參數包括抗壓強度、抗拉強度、彈性模量、泊松比、摩擦因數、內聚力等。但是，巖石的動力學行為對工程同樣具有重要意義[3-12]。工程開挖之前，巖石已經處于一定的地應力狀態(tài)之中，也就是很多巖石材料在承受動載荷之前已經處于一定的靜應力狀態(tài)。巖體不僅受一定的高地應力作用，還有開采擾動甚至地震等動載荷的疊加作用。巖石的動力學參數同樣包括了與靜力學參數對應的物理量，如動抗壓強度、動抗拉強度、動彈性模量、動泊松比等。對這些巖體工程問題展開研究，單一的考慮動載作用或單純的考慮靜載作用盡管有時能滿足工程的要求，但在某些情況下還是不夠的[13-23]。特別是高放廢物處置工程建設在地質體深部，往往處于較高的二維和三維靜載應力狀態(tài)。此時巖石在動載作用下的破壞過程可以近似用受二維和三維靜載與擾動動載的耦合作用來加以模擬，這比只考慮動載作用或只考慮靜載作用更有實際意義。目前，對于動靜組合加載問題，在組合加載的試驗方法及試驗后巖石破壞的試驗研究方面顯得相對不足，尚需進行深入研究[24-28]。

新疆天湖作為我國高放廢物地質處置的預選區(qū)之一，正在逐步開展該區(qū)域花崗巖各種力學特性的研究。因此，本文針對新疆天湖的鉆孔花崗巖巖芯，分別進行了靜力學及動力學加載試驗，從而對該區(qū)域巖石的力學特性有一個初步的了解。

1 試驗擬定

1.1巖石多功能靜力學試驗設備

以四川大學的MTS815型多功能巖石力學試驗系統作為巖石靜力學試驗設備，其主要用于巖石、混凝土等材料的電液伺服控制的常規(guī)力學試驗。是由美國MTS公司生產，配有伺服控制的測量系統和全自動三軸加壓，可實現全數字化控制。該設備具有單軸壓縮與三軸壓縮、常溫常壓與高溫高壓、孔隙水壓與滲透水壓、靜力學與動力學、間接拉伸與直接拉伸、三點彎曲縱波波速與橫波波速、聲發(fā)射測試與定位等試驗功能，是目前國際國內技術水平最高、功能最齊備的巖石力學試驗設備之一。動力學試驗的振動頻率最大達5 Hz以上，振動波形可以設定為正弦波、斜波、方波、三角波及隨機波，振動相位差可以在0～2π間任意設定。MTS設備參數如表1所示。

表1 MTS試驗設備參數

MTS可按特殊試驗要求進行，可編程實現單軸、三軸試驗。并可在軸向載荷、環(huán)向位移、軸向位移、軸向大量程的行程控制中無沖擊切換。

1.2巖石動態(tài)沖擊試驗設備

動態(tài)沖擊試驗設備采用中南大學自行研制的SHPB裝置，其裝置平面示意圖見圖1。數據采集系統跟一般的SHPB系統類似。該系統目前可實現巖石圍壓0～200 MPa、軸向靜壓0～200 MPa、沖擊動載0～500 MPa的組合加載，輸入桿和輸出桿的桿徑為50 mm，試樣應變率為100～103s-1。采用試樣與桿等徑加載方式進行沖擊。

為消除P-C振蕩，實現穩(wěn)定的半正弦波(加載波上升段穩(wěn)定在100 μs左右)加載，發(fā)射腔內采用“紡錘型”沖擊子彈，其材質和彈體最大直徑分別與對應的入射、透射桿相同，利用產生的半正弦應力波可以實現恒應變率加載。SHPB試驗裝置的參數,如表2所示。

表2 SHPB試驗設備參數

1.3巖樣制備

試驗材料選用完整性和均質性較好的花崗巖。取樣深度選用鉆孔在深度為360 m左右范圍內的完整巖芯，試件編號統一以360-X依次排序。按照巖石力學常規(guī)試驗性能測試要求加工試驗所需試樣。

現場取回的鉆孔巖芯直徑為63 mm，需要采用巖石取芯機、切割機和磨平機等設備進行精細加工，制備滿足試驗標準的巖石試件。根據《工程巖體試驗方法標準》GB/T 50266—99[29]和《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》SL264—2001，對于巖石基本物理實驗、單軸和三軸壓縮試驗，巖石圓柱體直徑宜為48～54 mm；試件高徑比宜為2.0～2.5；試件兩端面的不平整度允許偏差為±0.05 mm；高度和直徑的允許偏差為±0.3 mm；斷面應垂直于試件軸線，允許偏差為±0.25°。

在本次試驗中，為了對靜載試驗和動載試驗結果更好地進行對比，參照《工程巖體試驗方法標準》GB/T50266—99中建議尺寸及精度要求，所有靜力學測試試樣統一加工成為圓柱體，尺寸為Φ50 mm×H100 mm。試樣統一加工成為Φ25 mm×H50 mm的圓盤狀體，端面進行仔細打磨，使其不平行度和不垂直度均小于0.02 mm。并對加工好的試件的幾何尺寸、密度和縱波波速進行測試。圖2為切斷完成的部分巖石試件圖片。

2 靜態(tài)力學特性試驗

巖石的靜態(tài)力學特性試驗，主要包括靜態(tài)拉伸強度測試、靜態(tài)壓縮強度測試等。用以測得巖石的單軸抗拉強度、單軸抗壓強度、彈性變形模量等基本力學參數，該類參數對于巖體工程的設計、施工及后期監(jiān)測均具有重要的參考價值。本文進行了靜態(tài)拉伸試驗和靜態(tài)單軸壓縮試驗。

圖2 花崗巖部分試件

2.1靜態(tài)拉伸試驗

為了巖石靜力學加載與動力學加載之間力學參量的相互對比分析，且為動靜組合加載試驗的預設軸壓值確定做一參照，在對巖樣開展動靜組合加載試驗之前，需對巖樣的靜態(tài)劈裂拉伸強度進行測定，從而對該批次巖石試樣的力學性能形成初期的認知。

單軸抗拉強度試驗采用巴西(BRAZI)圓盤劈裂法，該方法是一種間接拉伸強度試驗方法。試驗前，量取巖石試樣兩端面相互垂直相交的4個直徑，取其平均值，作為樣品的直徑值。量取兩端面軸邊對稱4點及中心點高度值，共計5個高度值，取其平均值，作為樣品的高度值。試驗時，將試件放入專門的夾具中進行加載。試驗以控制位移的方式進行加載，位移加載速率為3 mm/min，加載試件，直至破壞，記錄破壞的壓力值。再采用計算公式得到巖石的抗拉強度值。通過試驗及計算，得到的典型劈裂曲線如圖3(a)所示，靜態(tài)拉伸破壞后的形態(tài)如圖3(b)所示。

(a)荷載-位移曲線(b)靜態(tài)拉伸試驗破壞形態(tài)

圖3 試樣靜態(tài)劈裂試驗

Fig.3 Tension testing of the rock specimen

由圖3可見，花崗巖破壞主要沿加載方向劈裂破壞，近似對稱的半圓盤狀破壞形態(tài)。巖樣上、下兩個加載端部基本完整，即由局部應力集中而導致的加載端部破壞效果并不明顯，說明試驗效果較好，獲得的試驗數據可靠。

通過本次試驗，計算得到該批次巖樣的平均拉伸強度值為11.75 MPa，將此值作為所有巖樣的靜態(tài)拉伸強度。

2.2靜態(tài)壓縮試驗

單軸壓縮試驗是為獲得巖石在單軸壓縮條件下的強度、彈性模量和泊松比等參數而進行的靜力學試驗。

試驗依據《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》，試驗操控參數設定及試驗過程如下：

(1) 安裝試驗樣品于加載平臺上。

(2) 安裝應變計在試樣周邊。其中，應變測量分別采用刃口標距為50 mm的縱向應變計及鏈條式環(huán)向應變計測量試樣的縱向應變及環(huán)向應變。

(3) 試驗時，采用軸向應變控制加載模式，加載應變率選擇為10-5s-1～10-6s-1。

(4) 試驗時向計算機輸入試件的直徑D、高度h及傳感器的有關參數，電腦系統自動記錄試驗時的加載力、應力(由加載力值及試件的面積自動算出)、應變、加載位移等力學參數，以供試驗后進一步整理所需。

(5) 試驗終止條件：試件到達抗壓強度而突然破裂或試件破裂后，系統到達保護值后自動停機。試件到達峰值強度后，仍有殘余強度，應力緩慢下降，應變仍有發(fā)展，當應力降到接近零時，人工停機，此時記錄出應力-應變變化過程曲線。

圖4 鉆孔深度360 m花崗巖應力-應變關系

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

圖4為該區(qū)域鉆孔巖芯典型的應力應變曲線，從圖中可知，巖樣的軸向應力應變曲線分為五個階段，分別為裂隙壓密階段，彈性變形階段，屈服階段，失穩(wěn)破壞階段以及快速破壞階段。

根據巖樣單軸壓縮試驗結果，巖石單軸壓縮強度為165 MPa～190 MPa范圍內。通過計算其均值，得到巖石的靜載抗壓強度約為175 MPa。

3 動態(tài)力學特性試驗

對于實際工程而言，開挖擾動造成的工程破壞越來越顯著，因此，巖石的動態(tài)力學特性研究變得越來越重要。需要指出的是，巖石在動態(tài)外荷載作用下的力學響應與靜態(tài)荷載作用下的力學響應是截然不同的，這是由于巖石體自身存在的慣性效應，繼而帶來的動態(tài)率效應而引起的。在動態(tài)沖擊或者動態(tài)爆破作用下，巖石內部顆粒在外力作用下達到快速破壞；由于慣性效應，破壞顆粒呈現出不同的力學特性及破壞狀態(tài)，表現出或被拉斷，或被剪斷等破壞形式。也就是說，不同的加載速率，巖石表現出的破壞形式也各不相同。這一現象，對于實際工程具有較強的指導意義。

從工程研發(fā)需求出發(fā)，巖石所受的外加荷載屬于典型的巖石動靜組合加載問題，研究巖石在動靜組合加載狀態(tài)下的力學響應更有實際意義，并且?guī)r石在動靜組合加載情況下的受力狀態(tài)，也更符合實際工程情況。其除了巖石體本身所受的地應力等地質情況靜態(tài)外力作用之外，還受到工程開挖擾動所帶來的動態(tài)破壞作用力。此外，巖石本身受一定靜載應力，在動載作用下的穩(wěn)定性問題也應考慮動載和靜載的聯合作用。因此，本文不僅進行了常規(guī)的動態(tài)壓縮試驗、動態(tài)拉伸試驗，還進一步的進行了動靜組合加載試驗。通過上述的巖石動力學試驗，全面分析該鉆孔巖芯的動力性特性。

3.1動態(tài)壓縮沖擊試驗

動態(tài)壓縮沖擊試驗用于獲得動態(tài)壓縮沖擊強度，及其強度隨應變率變化的關系。

該試驗設定的操控參數及試驗過程如下：

(1) 將加工好的試驗樣品置于SHPB入射桿與透射桿之間，試樣兩端均需與兩根沖擊桿緊密接觸。使試樣表面與沖擊桿表面實現面-面接觸。

(2) 啟動沖擊裝置，高氣壓沖擊子彈，撞擊入射桿產生一應力脈沖。

(3) 在一維應力波傳播的條件下，應力脈沖即彈性應力入射波以一定波速在入射桿中向前傳播，傳播到試樣后分別在入射桿和透射桿中產生反射應力脈沖和透射應力脈沖。入射應變信號和反射應變信號可通過黏貼在入射桿上的應變片測得，透射應變信號可通過黏貼在透射桿上的應變片測得。

(4) 記錄兩個應變片所測得的三項應變值后，撤換試樣樣品，完成該次試驗，進行下一次試驗準備工作。

動態(tài)壓縮試驗結果見表3，在應變率為80 s-1～160 s-1之間時，該批次巖石樣品的動態(tài)壓縮強度測試值區(qū)間為138 MPa～208 MPa。可以發(fā)現，隨著加載應變率的提高，動態(tài)壓縮強度值亦隨之提高。這一現象驗證了巖石類脆性材料的動態(tài)率效應。

圖5(a)給出了典型試樣在沖擊試驗時的波形信號圖，左側圖表示入射桿信號，右側圖表示透射桿信號。不管是入射波、反射波還是透射波，其波形顯示出了完好的半正弦波特征。同時由圖5(b)可以看出，入射波幅值減去反射波幅值近似等于透射波幅值，體現了此動態(tài)壓縮加載過程是處于一個動態(tài)平衡狀態(tài)，也就是本次試驗滿足了霍普金森壓桿試驗的基本原理和一維應力波理論，取得的試驗數據是可靠的，否則需予以剔除。

(a)

(b)

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

3.2動態(tài)拉伸沖擊試驗

實施動態(tài)拉伸沖擊試驗，用于獲得巖石的動態(tài)拉伸沖擊強度，及該強度隨加載應變率的變化關系。該試驗也是關于巖石動力學特性的基本試驗方式之一。

試驗操控參數設定及試驗過程與動態(tài)壓縮沖擊試驗大致相同。主要的區(qū)別是：進行動態(tài)壓縮沖擊試驗時，巖石樣品的上、下盤，即其圓形端面平行放置于入射桿表面，亦與透射桿表面緊密接觸，實現的是面-面接觸；而進行動態(tài)拉伸沖擊試驗時，巖石樣品是垂直放置于入射桿與透射桿之間的，也就是巖石樣品的側棱面分別與入射桿和透射桿相接觸，實現的是線-面接觸。此處采用該種放置試件的方式是借鑒于靜態(tài)拉伸巴西劈裂試驗中試件所采用的加載放置方式。采用此種線-面接觸加載，可實現巖石類準脆性材料的劈裂破壞，以壓代拉，從而根據彈性力學解得巖石材料的拉伸強度。

在動態(tài)沖擊試驗過程中，需要注意緊密夾持巖石樣品，可在巖石樣品底部放置一表面尺寸小于該巖石樣品的墊塊，用于平穩(wěn)安置樣品，同時還能保證沖擊試驗的正常加載。

通過一系列動態(tài)拉伸沖擊試驗，可得巖石樣品的動態(tài)拉伸沖擊試驗結果，如表4所示?？梢?，在加載率為0.34×106MPa/s～0.51×106MPa/s之間時，其動態(tài)拉伸強度約為25 MPa～35 MPa。與動態(tài)壓縮強度變化規(guī)律一致，同樣發(fā)現了隨著加載率的提高，動態(tài)拉伸強度值亦隨之提高，這進一步驗證了巖石類準脆性材料的動態(tài)率效應。

3.3一維動靜組合沖擊試驗

通過一維動靜組合沖擊試驗，用以了解巖石在不同沖擊加載率下，以及不同靜載下的動靜組合加載強度。本文動靜組合加載試驗步驟如下：

(1) 首先以靜載試驗抗拉強度為標準，設計不同水平的軸向預靜載；其次，在一般動態(tài)拉伸沖擊試驗下，選取破裂成2～4塊情況下巖石試樣的動態(tài)拉伸強度作為純動態(tài)拉伸強度值。

(2) 在入射桿和透射桿之間放置兩端涂滿凡士林的試樣，將軸壓系統調節(jié)好，將連接到軸向靜壓加載裝置的手動泵啟動，施加預定軸向靜載。

(3) 以試樣純動態(tài)拉伸試驗強度值為參照，選定在發(fā)射腔內沖擊氣壓和沖頭的位置，對每一軸壓系列的試樣進行試驗性的預沖擊，以巖石破裂成2～4塊情況的沖擊氣壓及沖頭位置為參考，進行相同沖擊速度下的重復試驗。

(4) 達到預定試驗效果后，數據采集系統采集信號、存盤；重復上述步驟，完成各系列試驗。

(5) 上述為根據選定的第一類軸壓，實施不同沖擊動載下的沖擊試驗；結束后，進行第二類軸壓下的沖擊動載試驗。

需要注意的是，該類沖擊試驗沖頭的沖擊壓力及沖頭的沖擊速度與第一類軸壓下的沖擊壓力與沖擊速度須大致相同，以便與后續(xù)其它不同軸壓下的沖擊數據之間的比較與分析。

試驗中，通過對花崗巖靜態(tài)劈裂強度及純動態(tài)拉伸強度的參考，控制沖擊氣壓分別為0.3 MPa、0.32 MPa、0.35 MPa、0.38 MPa、0.40 MPa、0.42 MPa、0.45 MPa七種沖擊動載，各沖擊動載下軸向靜載以3.53 MPa、5.88 MPa、8.23 MPa、10.58 MPa變化(相當于試樣靜態(tài)抗拉峰值強度的30%、50%、70%、90%)，進行不同沖擊動壓及不同軸向靜載下的實驗。試驗中試樣的夾持如圖6所示。

當軸向靜壓較小時，在受到沖擊之前，由于試樣內部部分微裂隙已被壓縮閉合，從而導致彈性模量增加，但是由于沒有完全閉合，試樣受到沖擊后仍然呈現出近似彈性變化趨勢。當軸向靜壓較大時，在受沖擊之前，由于試樣內部微裂隙不僅已經壓縮閉合，并且已處于增加、擴展階段，據此推測，導致此時的應力-應變曲線沒有初始的近似彈性變化階段，直接進入非線性階段。

圖6 花崗巖巴西圓盤試樣夾持圖

本次動靜組合拉伸試驗典型試驗結果如表5所示(表5為軸壓為3.53 MPa時)。從表中可以看出，在相同靜載不同動載下，該巖樣在動靜組合加載下的抗沖擊拉伸強度比其靜載強度要高，比其靜載拉伸強度提高范圍約為80%～280%。對于同一加載軸壓，巖樣隨著沖擊加載率的提高，巖樣的抗沖擊強度也隨之增大。

4 力學強度特征分析

動荷載和靜荷載引起巖石的變形及破壞是有區(qū)別的。一般巖石的力學參數均為靜荷載作用下的性質。普遍認為，巖石的力學性質在動荷載作用下將發(fā)生很大變化，它的靜力學強度比動力學強度減小很多，變形模量也明顯減小。無論是研究巖石的靜力學性質，抑或是其動力學性質，巖石的力學強度是一重要的特性參數。因此，下面分別從該批次巖石的力學強度特征進行分析，系統闡述各個強度參數之間的區(qū)別與聯系。從而對該區(qū)域巖體形成一初步的工程認識。

4.1靜態(tài)力學強度特征

通過上述進行的關于巖石樣品的靜態(tài)拉伸試驗及靜態(tài)壓縮試驗可知，該批次巖樣的靜態(tài)拉伸強度值為11.75 MPa，靜態(tài)抗壓強度約為175 MPa。其抗壓強度約為抗拉強度的14倍。巖石的抗壓性能顯著，抗拉性能較差，容易被拉斷。這也直接證實了，巖石體這一準脆性材料的破壞形態(tài)多呈現為拉斷破壞形式。

通過觀測巖石在拉伸狀態(tài)下的破壞形式可知，圓盤形狀的巖石被劈裂為均勻的兩個半圓盤，破裂表面平整，凹凸程度均一，為典型的拉破壞形式，進一步印證了巖石體的破壞形態(tài)。

4.2動態(tài)沖擊強度特征

對于巖石樣品而言，拉伸強度對于其工程特性具有重要的意義。從微細觀角度看，巖石樣品的破壞形式多為拉破壞。結合靜態(tài)拉伸試驗以及常規(guī)SHPB沖擊試驗，巖石樣品在不同靜載及沖擊動載組合加載下的沖擊拉伸強度與加載率關系如下所述。

巖石樣品在軸壓為3.53 MPa以及不同的沖擊強度作用下，其沖擊拉伸強度與加載率關系見圖7所示。從圖中可以看出，隨著加載率的提高，沖擊拉伸強度亦呈現增大的趨勢。加載率從0.29×106MPa/s至0.45×106MPa/s時，沖擊拉伸強度增加趨勢較為明顯，從17.7 MPa增至23.18 MPa。但是，加載率自0.55×106MPa/s至0.63×106MPa/s時，沖擊拉伸強度保持在23 MPa左右，較為穩(wěn)定。

圖7 3.53 MPa軸壓下試樣拉伸強度與加載率的關系

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

表3 動態(tài)壓縮試驗結果

表4 動態(tài)劈裂拉伸試驗結果

表5 軸壓為3.53MPa下動態(tài)劈裂試驗結果

圖8 5.88 MPa軸壓下試樣拉伸強度與加載率的關系

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

巖石樣品在軸壓為5.88 MPa以及不同的沖擊強度作用下，其沖擊拉伸強度與加載率關系見圖8所示。從圖中可以看出，隨著加載率的提高，沖擊拉伸強度亦呈現增大的趨勢。加載率從0.18×106MPa/s～0.59×106MPa/s時，沖擊拉伸強度增加趨勢較為明顯，從10.35 MPa增至21.07 MPa。但是，加載率在0.31×106MPa/s時，沖擊拉伸強度保持在18.56 MPa，這是由于該試件在沖擊載荷作用初期，尚未完全開裂，裂紋未完全擴展，導致沖擊作用時間稍長，從而使得加載率偏低，沖擊加載強度偏高。

通過上述分析，特別需要指出的是，在此軸壓下，進行沖擊試驗之前，試件的完整性仍保持較好，裂紋未完全擴展，說明試件處于一個比較緊湊的、被壓緊的、致密的狀態(tài)。

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

巖石樣品在軸壓為8.23 MPa以及不同的沖擊強度作用下，其沖擊拉伸強度與加載率關系見圖9所示。從圖中可以看出，隨著加載率的提高，沖擊拉伸強度亦呈現增大的趨勢。加載率從0.11×106MPa/s～0.35×106MPa/s時，沖擊拉伸強度增加趨勢較為明顯，從10.67 MPa增至17.46 MPa。但是，加載率在0.3×106MPa/s時，沖擊拉伸強度保持在11.44 MPa，這是由于該試件內部已經有裂紋孕育生核，導致承載力相對減弱。動態(tài)沖擊作用下，巖石很快就達到承載力，被沖擊破壞。導致沖擊作用時間較短，從而使得加載率偏高，顯示出來該巖石樣品的加載強度偏低。

圖10 10.58 MPa軸壓下試樣拉伸強度與加載率的關系

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

巖石樣品在軸壓為10.58 MPa以及不同的沖擊強度作用下，其沖擊拉伸強度與加載率關系見圖10所示。從圖中可以看出，隨著加載率的提高，沖擊拉伸強度亦呈現增大的趨勢。加載率從0.26×106MPa/s～0.58×106MPa/s時，沖擊拉伸強度增加趨勢較為明顯，從19.35 MPa增至23.62 MPa。但是，加載率在0.39 MPa/s×106MPa/s時，沖擊拉伸強度保持在14.37 MPa，這是由于該試件在軸壓作用下，已經預先產生了微裂紋。繼而，在動態(tài)沖擊作用下，巖石很快就達到承載力，被沖擊破壞。導致沖擊作用時間較短，顯示出來該巖石樣品的加載強度偏低。

綜上所述，巖石的動態(tài)抗沖擊拉伸強度隨著沖擊動載的增大而增大，最大可達到靜載拉伸強度的3倍。這實際反映的是巖石材料的率相關效應，對于這幾種荷載水平，試樣的應變率亦不同。

4.3動靜組合加載強度特征

試樣在較小的軸向靜載作用下仍處于彈性段，此時，隨著靜載的增大試樣承受動靜組合載荷的能力逐漸增強。這可以認為是組合加載對巖石材料的強化作用效果。此時軸向靜載起著抑制巖石內部微裂紋擴展的作用，特別對于裂紋平面垂直于軸向靜載的裂紋，在沒有軸向靜載作用時，動載應力波將在其表面反射為拉伸波，驅動裂紋擴張，但當有軸向靜載存在時，裂紋間隙閉合，應力波可以無反射傳遞，進而大大抑制了材料的劣化。

當軸向靜壓較大時，由于在靜載壓縮下巖石試樣內部微裂紋不僅完全閉合，并且開始發(fā)生內部損傷，逐漸產生新的微裂紋。應力波加載時，入射波在裂紋表面反射形成的拉伸波進一步加劇微裂紋的擴展、成核與聚集，導致巖石承載力下降。特別是對于已有裂紋，在軸壓作用下，更容易沿著裂紋開裂，也就是說，試樣在承受動載沖擊之前，已經部分損傷破壞；繼續(xù)承受動態(tài)沖擊作用時，會更加易于致裂破壞，加速了試樣的劣化。

本文結合參考文獻[17-19]，定義動靜組合拉伸強度等于軸向靜壓與抗拉伸沖擊破壞強度之和，即

σc=σas+σd

(1)

式中：σc為動靜組合強度;σas為軸向靜壓;σd為動態(tài)抗拉伸破壞強度。

以巖樣在相似的加載率0.3×106MPa/s時為例，說明動靜組合加載強度與巖樣靜載強度及抗沖擊強度之間的關系。其動靜組合拉伸強度及抗沖擊破壞強度隨軸壓的變化,如圖11所示。

當軸向靜壓較小，例如為3.53 MPa時，抗沖擊強度比靜載強度提高約為50%。當軸向靜壓為5.88 MPa時，抗沖擊強度達到最大，為18.56 MPa，比靜載強度提高約80%，此時軸向靜壓為其抗靜載強度的50%。但是，在軸壓為8.23 MPa和10.58 MPa時，其抗沖擊拉伸強度并未出現明顯的增長趨勢，保持在18 MPa左右。這是因為在軸向靜壓約為抗靜載強度的50%左右時，巖石內部顆粒緊密接觸，內含的裂隙、空隙被最大程度的壓縮，但又不至于使其破壞，產生進一步的微裂紋。這時的巖石處于一個應力作用的臨界狀態(tài)，此時進行動態(tài)擾動，試樣能夠吸收足夠多的能量才能使其自身達到破壞。

當軸壓較小時，較少的沖擊能量就能夠使試樣內部的裂隙發(fā)生擴展，導致試樣破壞；當軸壓過高時，巖石試樣內部的顆粒已經產生一定的裂紋，并不需要過高的沖擊能量就可以導致試樣發(fā)生破壞。因此，試樣的抗沖擊力與試樣自身預承受的軸壓力之間有一個先隨之增大再趨向于平緩減小的過程。

從動靜組合拉伸強度的變化趨勢來看，在軸壓為3.53 MPa時，動靜組合強度為21.23 MPa，為動靜組合強度的最小值。在軸壓為10.58 MPa時，動靜組合強度為28.6 MPa，為動靜組合強度的最大值。從曲線整體上看，呈增大的趨勢。

根據圖11顯示，利用動靜組合加載強度來表征軸向靜壓對抗沖擊強度的影響與直接利用抗沖擊強度來表征與軸向靜壓二者之間的影響并不完全一致。這是因為不同的軸壓對巖石試樣的作用亦不一致，軸壓較小時和軸壓較大時，對試樣內部裂紋產生的作用力并不相同，表現出來的抗沖擊強度有一個臨界值。在某種軸向靜壓情況下，抗沖擊強度可達到最大值。在工程中表現為：在較大的靜壓作用下，需要更多的擾動才能使巖體達到破壞狀態(tài)；但是如果靜壓較大，使得巖體產生了預破裂，此時往往只需要較小的擾動就可使巖體破壞。巖爆現象產生之前，盡管有時候擾動并不強烈，但是引起了巨大的巖爆現象，從這一角度可揭示某特定類型巖爆的發(fā)生機理。

但是，對于動靜組合加載強度，其表征的是在所有外力作用下巖樣的力學響應，這反映出地下工程的巖體在開挖過程中，承受的圍壓越大，其開挖所釋放的彈性能等愈強，造成的破壞越嚴重。釋放的彈性能一般由兩部分組成，不僅有外來擾動產生的能量，還有巖體自身周邊圍巖所承載的彈性能。

圖11 巖石動靜組合拉伸強度和抗沖擊破壞強度隨軸壓的變化圖

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

同時可發(fā)現，巖石的動靜組合加載強度不僅隨著靜載的增大而增大，并且亦隨著沖擊動載強度的增大而增大，最大可達到靜載抗拉強度的3倍，抗沖擊拉伸動載的1.5倍。這不僅反映的是巖石材料的率相關效應，并且反映出材料在動靜組合加載下的特殊力學性能。巖石承受的靜載愈大，其動靜組合拉伸強度亦變大，受到的靜載對于動靜組合拉伸強度具有增強的作用，并且這種趨勢較為明顯。但是，受到的靜載對動態(tài)抗沖擊強度變化呈現出先增強再平緩減小的規(guī)律。

4.4動靜組合加載下巖樣劈裂全過程

巖石的破壞作為巖石內部眾多微觀裂紋相互作用的結果，其模式反映著巖石的受力狀態(tài)，因此對其破壞模式進行分析有著重要的意義。眾所周知，靜載拉伸試驗，試樣的破壞模式為沿著試樣中間劈裂破壞。常規(guī)SHPB沖擊拉伸試驗，試樣的破壞模式亦為從試樣中間劈裂。對于動靜組合加載下巖石樣品的破壞模式，研究其是否與靜載和常規(guī)動態(tài)沖擊試驗的現象一致，需借助高速攝像機拍攝動靜組合加載下試樣的破壞全過程。

下面以巖樣在3.53 MPa軸壓條件下的劈裂試驗為例，論述其從加載至破壞的全過程，如圖12所示(拍攝時間為2015-8-16-am10:36)。

由圖12可知，在加載初期，裂紋受到靜載及沖擊動載的耦合作用，產生了些許微裂隙，主要為裂紋的開裂階段，此裂紋位于試件中部。隨著加載過程，應力波在試件內部來回折反射，導致初始裂紋擴展，進而快速延伸，延伸方向始終沿著試件中部，向兩端部延展。加載持續(xù)進行，最終導致試件沿著延伸的裂紋破裂成為兩半。

(a)(b)

(c)(d)

圖12 試樣破壞過程高速攝像圖

Fig.12 High speed photo of the specimen failure progress

結合圖12，并對動靜組合加載下巖石的破壞形態(tài)進行觀察，發(fā)現主要有以下幾種破壞形態(tài)：當軸壓為零時或較小時，如果沖擊動載不大，巖石常常破裂成兩半或數塊，一般隨動載的增大，碎塊數量增多。當軸向靜載與動載都比較大時，試樣將產生劇烈破壞，并伴隨著巨響，碎塊瞬間四濺，碎塊顆粒均勻而細小?？傊瑤r石在沖擊動載以及動靜組合加載下的破壞模式基本均表現為拉伸破壞。從試驗結果觀察到，動靜組合加載下巖石的臨界破壞模式是試樣在軸向上呈現出拉伸破壞面，但是破壞后的巖樣仍然具有較大的完整性，反映了靜載對試樣承受動靜組合沖擊強度的強化作用，與前文分析結果一致。

5 結 論

(1) 基于MTS815及SHPB裝置，針對高放廢物地質處置新疆預選區(qū)天湖地段位于同一鉆孔同一深度處(360 m)的花崗巖巖芯，開展了一系列的靜態(tài)拉伸、靜態(tài)單軸壓縮、動態(tài)拉伸、動態(tài)壓縮，以及一維動靜組合拉伸加載試驗。通過靜態(tài)試驗，得到該花崗巖的拉伸強度約為11.75 MPa，單軸壓縮強度約為175 MPa。單軸壓縮強度約為單軸抗拉強度的14倍。

(2) 加載率為0.34×106MPa/s～0.51×106MPa/s之間，其動態(tài)拉伸強度約為25 MPa～35 MPa；在應變率為80 s-1～160 s-1之間時，其動態(tài)壓縮強度測試值區(qū)間為138 MPa～208 MPa。并且隨著加載率或應變率的提高，無論是動態(tài)拉伸強度特性或動態(tài)壓縮強度特性均隨之增大，這說明了花崗巖類準脆性材料的率相關加載效應特性。

(3) 進一步實施了該花崗巖的一維動靜組合拉伸加載，發(fā)現隨著軸向靜壓的增大，巖石的抗沖擊強度呈現出先增大后減小的趨勢。大約在靜載抗拉強度的50%時，抗沖擊拉伸強度達到最大值。并且，隨著軸向靜壓的增大，巖石的動靜組合拉伸強度亦隨之快速增大，最大可達到靜載拉伸強度的3倍，抗沖擊拉伸動載的1.5倍。同時，在沖擊破壞情況下，巖石組合加載破壞模式呈現拉伸破壞，與靜態(tài)拉伸破壞及一般沖擊下的動態(tài)劈裂破壞特征基本一致。

(4) 該地段試驗深度處的鉆孔巖芯，其力學特性較為穩(wěn)定，從工程建造角度而言，可作為高放廢物地質處置的一個參考預選地段。需要指出的是，本文試驗獲取數據尚未充足，需通過不同鉆孔以及不同深度處巖石的動、靜力學特性試驗及滲透試驗、地應力測試等其它試驗項目，進一步深入研究其在不同軸向靜壓及不同沖擊動載下，巖石承受的臨界動載荷值等力學特性。本研究可提供相應的試驗數據與理論支撐，其對于深部地下工程的爆破開挖及高放廢物的深地質處置，有一定的理論指導意義。

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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

國家自然科學基金(41202207)

2016-04-26 修改稿收到日期：2016-06-16

滿 軻 男，博士，高級工程師，1982年生

O 319.56

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.023