脆性岩石水岩耦合的试验研究
岩石脆性研究现状
岩石脆性研究现状岩石脆性研究是岩石力学领域的一个重要研究方向之一，也是地质灾害预防和控制、岩土工程设计以及能源、水资源等开发利用的重要基础。
本文将从研究现状、研究方法、影响因素及应用前景等方面进行阐述。
一、研究现状脆性是指岩石在受到应力作用下发生非线性变形的现象。
岩石的脆性状况与岩石的抗压强度、抗剪强度、断裂韧度和应力集中系数等参数密切相关。
在岩石的力学破坏中，脆性破坏是一种常见的破坏形式。
因此，研究岩石的脆性特征对于预测岩石的力学破坏特征具有重要的意义。
岩石脆性的研究涉及到岩石力学、地质力学、材料力学、力学、科学计算等众多学科领域，其研究内容主要包括脆性破坏机理、脆性参数的测试、评价和预测、脆性与断裂的关系等。
目前，国内外对岩石脆性研究的主要方法包括实验室试验、数值模拟以及野外测试等。
1.实验室试验实验室试验是研究岩石脆性的一种直接方法。
这种方法主要利用岩石试样进行压缩试验、剪切试验、间接剪切试验，进而测定岩石的脆性参数以及与其它力学参数之间的关系。
脆性参数的测定包括岩石的弹性模量、强度、变形模量、断裂模量、岩石断裂面的粗糙度、开裂程度等。
这些参数主要用于描述岩石脆性的状况和断裂的发生特征。
实验室试验通过建立岩石的力学模型，定量研究了岩石的破坏过程，从而提高了对岩石脆性的认识和理解。
2.数值模拟数值模拟是一种先进的岩石脆性研究方法。
数值模拟主要利用离散元、有限元、边界元等数值分析方法，对岩石破坏行为进行模拟和预测。
数值模拟方法具有基础理论成熟，测试全面、直观等优点，可用于研究岩石在各种应力状态下的脆性破坏本质，分析岩石的破坏过程和能量耗散规律，预测钻孔、隧道开挖、水力压裂等工程中岩石的破坏状态和预定荷载的合理值。
3.野外测试野外测试是在岩石破裂现场进行的，通过现场勘探、取样和实测等手段，对岩石的脆性状态进行测试和分析。
野外测试方法根据实际场景和需要，综合运用多种现场测试手段，如声波检测、超声波检测、地下雷达检测、卫星遥感检测、地震监测等，对岩石的脆性状态进行直接测量和分析。
岩石脆性研究现状
岩石脆性研究现状岩石脆性是指岩石在外部作用力下发生断裂和破碎的能力。
脆性是岩石力学中的重要参数，在土木工程、矿业工程、石油工程、地质工程等领域中具有广泛的应用。
研究岩石脆性有助于预测岩石在不同应力状态下的断裂模式和破碎机理，提高工程设计的精度和可靠性。
目前，岩石脆性的研究主要包括实验测定、理论分析和数值模拟三个方面。
实验测定是研究岩石脆性最常用的方法。
其基本思想就是在实验室中对一定大小的岩石样品施加不同大小的应力，观察其如何响应。
实验测定岩石脆性的方法主要有弯曲试验法、压缩试验法、拉伸试验法等。
其中，弯曲试验法是最常用的方法之一。
在弯曲试验中，岩石样品放置在两个支撑点之间，上方施加相反方向的力矩，使其产生曲率。
通过测定样品的弯曲应变和裂纹扩展情况，可以获得其断裂韧度和脆性等力学性能。
不过，实验测定存在很多限制。
首先，它只能获得特定岩石样品的断裂性质，不能代表全岩的力学性质。
其次，实验测定过程中必须控制各种条件，如温度、湿度、应变速率等，且需要大量的测试时间和经济成本。
因此，实验测定方法并不是最为优越的方法。
理论分析是研究岩石脆性的另一个重要方法。
这种方法主要是基于半经验的理论，包括微裂纹力学、破碎力学等。
微裂纹力学是最为成功的理论之一，它认为岩石是由天然裂纹或微裂缝系统组成的，而应力场在这些裂缝周围引起的高应力集中会扩大并破坏它们。
破碎力学是在微裂纹力学基础上发展起来的，它主要关注岩石破碎过程中裂纹扩展规律和裂纹网络组织结构的变化。
数值模拟是近年来岩石脆性研究中的重要手段之一。
通过建立岩石样品的离散元模型，采用计算机模拟技术，模拟岩石样品在受力下的变形、断裂和破碎过程。
相比于实验测定和理论分析，数值模拟具有较好的灵活性和可操作性。
利用数值模拟可以模拟多种应力状态和岩石类型的脆性行为，并能在模拟过程中观察到岩石断裂和裂纹扩展的微观过程。
总的来说，岩石脆性研究的现状是多元化的，综合应用实验测定、理论分析和数值模拟等方法，探究岩石的力学性质和断裂破碎机理，有助于提高矿山、地质、土木和石油等工程领域的设计和安全水平。
脆性岩石热-水-力耦合起裂速度计算
Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−2113Crack initiation rate of brittle rock underthermal-hydro-mechanical coupling conditionZhuo LI1, Qiu-hua RAO1, Peng LI2, Wei YI11. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2. PowerChina Zhongnan Engineering Corporation Limited, Changsha 410014, ChinaReceived 18 August 2017; accepted 4 April 2018Abstract:A calculation formula of thermal-hydro-mechanical (THM) coupling crack initiation rate for brittle rock was derived based on the energy conservation law. The self-designed THM coupling fracture test with conductive adhesive electrical measurement method was applied to measuring the THM coupling crack propagation rate of brittle rock continuously. Research results show that both calculation and test results of crack initiation rate increased with increase of the temperature and the hydraulic pressure. They are almost in good agreement, which can prove validity of the calculation formula of THM coupling crack initiation rate.Key words: crack initiation rate; thermal−hydro−mechanical coupling test; conductive adhesive electrical method; fracture mechanism; brittle rock1 IntroductionIn deep rock engineering, such as deep mining,geothermal exploitation and underground nuclear wasteprocessing, rock is usually subjected to thermal-hydro-mechanical (THM) coupling condition. Its pre-existingcracks would initiate and propagate and result in failureof rock. Determination of crack initiation rate becomesan important precondition for lifetime prediction andcrack arresting control.Currently, crack propagation rate is mainlycalculated by double torsion test (DT) under displacementcontrol based on relationship between the specimenflexibility and crack propagation length or, between thespecimen flexibility and its energy release [1−5]. Thismethod can be applicable for Mode I (tensile) fracture ofrock material under simple loading condition but not forMode I or Mode II fracture under THM couplingcondition. In experimental study, the crack initiation ratecould be measured by optical, acoustic and electricmethods. For example, high-speed digital photographywas used to determine the crack propagation rate [6−9],by photographing the surface of the specimen directly.However, it is not suitable for complicated loadingconditions (such as THM). The acoustic method isapplied for qualitative rather than quantitativedescription of the crack propagation rate [10,11]. Theelectrical method is widely used to measure the crackpropagation rate by strain gauge discontinuously [12−14].Recently, our research group has designed a newconductive adhesive electrical method to measure thecrack propagation rate continuously under TM and THMcoupling conditions [15,16]. It needs to furtherinvestigate a better calculation method for crackinitiation rate under THM coupling condition.In this study, the energy conservation law was usedto deduce calculation formula of THM coupling crackinitiation rate for brittle rock. Self-designed THMcoupling fracture test with conductive adhesive electricalmeasurement method was successfully applied tomeasuring the THM coupling crack propagation ratecontinuously and verify its calculation formula. Researchfindings would provide theoretical basis for lifetimeprediction and crack-arrest control of brittle rock underTHM coupling condition.Foundation item: Project (51474251) supported by the National Natural Science Foundation of ChinaCorresponding author: Qiu-hua RAO; Tel: +86-731-88836423; E-mail: raoqh@DOI:10.1016/S1003-6326(18)64855-1Zhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−211321082 Formula derivation of crack initiation rate under THM coupling condition2.1 Calculation modelFigure 1 shows a standard rock specimen (D =50 mm and L =100 mm) of an inclined penetrating crack(2a =30 mm and α=45°), which is subjected totemperature T , hydraulic pressure p H on the crack surface,axial pressure p L and confining pressure p M , i.e., THMcoupling load.Fig. 1 Rock specimen under THM coupling condition2.2 Calculation formulaFigure 2 illustrates a typical stress −strain curve ofthe pre-crack rock specimen under THM coupling load.It is usually classified into four stages: non-linearcompaction (OA ), elastic deformation (AB ), damage (BC ) and failure (CD ). In the damage stage (BC ), crackpropagation is dominant regardless of small plasticdeformation for the brittle rock specimen.Fig. 2 Schematic diagram of stress −strain curveUnder THM coupling condition, total work of external load (W THM ) consists of heat energy (W T ), hydraulic work (W H ), axial compression work (W L ) and confining pressure work (W M ), i.e.,THM T H L M = W W W W W =+++T H H L L M M d +d d d E T p l p l p l α++⎰⎰⎰⎰ (1)where αT is the coefficient of thermal expansion, E is theelastic modulus, T is the temperature, l H , l L and l M correspond to displacements caused by hydraulic pressure, axial pressure and confining pressure,respectively.In special case, when the specific temperature isconstant during process of THM loading condition,Eq. (1) becomes THM H H L L M M d d d W p l p l p l =++⎰⎰⎰ (2) According to energy method, the total work of external load (W THM ) is completely exchanged into storage energy of the rock specimen, including dissipation energy of non-linear compaction (U d ), elastic strain energy (U e ) [17] and fracture surface energy Γ [18] as follows:THM d e THM d e 222e 13133+ (when < before the crack initiation)++ (when after the crack initiation)122(2)d 2d 2d 2d B B W U U W U U U VE G A Gb aεεΓεεσσμσσσΓ=⎧⎪⎪⎪=≥⎪⎨⎪⎪⎡⎤=+-+⎣⎦⎪⎪==⎩⎰ (3) where εB is the critical strain at crack initiation point B , σ1 is the principal stress, σ3 is the confining stress, V is the volume of rock specimen, G is the energy release rate, A is the crack area, a and b are crack length and crack width, respectively.Since b is almost unchanged at the initial stage of BC , it can be regarded as a constant and obtained by geometrical relation of the pre-crack rock specimen (Fig. 3).b = (4)Fig. 3 Determination of crack width at crack tip3 Determination of crack initiation rate3.1 THM testTHM test was used to determine the energy release rate G and dissipation energy of non-linear compactionZhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−2113 2109 stage U d in order to calculate the crack initiation rate v i.Rock material adopted in this study is red sandstone.Tables 1 and 2 list its main mechanical parameters atroom temperature (including elastic modulus E, Poissonratio v, tensile strength σt, compressive strength σc,cohension C and internal friction angle φ) and elasticmodulus E and fracture toughness (K IC and K IIC) atdifferent temperatures, which are obtained by testingstandard methods of International Society for RockMechanics (ISRM) [19].Table 1 Rock mechanical parameters at room temperatureRock type E/GPa vσt/MPa σc/MPa C/MPaφ/(°)Redsandstone10.67 0.27 2.24 64 14 35Table 2Elastic modulus and fracture toughness at differenttemperaturesNo. T/°C E/GPaK IC/(MPa·m0.5)K IIC/(MPa·m0.5)T1 20 10.67 0.60 1.21T2 50 10.54 0.75 1.25T3 90 10.48 0.91 1.36H1 20 10.67 0.60 1.21H3 20 10.67 0.60 1.21Figure 4 shows a standard cylinder specimen of red sandstone with an inclined penetrating crack. It has the same size as the calculation model (Fig. 1). A holecolumn must be drilled from the bottom to thecrackcenter in order to apply hydraulic pressure on the crack surface (Fig. 5).Fig. 4 Red sandstone specimenFigure 6 shows the THM coupling test system, including MTS rigid testing machine with triaxial chamber, hydraulic pressure and confining pressure loading systems. Isolation membrane must be set in the triaxial chamber in order to avoid mixture of water and oil. Table 3 lists the THM coupling test condition, where T<100 °C for preventing water from vapor and p H<p M for preventing mixture of water and oil. The rock specimen was heated to the specified temperature (T) by a heating furnace firstly, and then wrapped with an isolation membrane (for preventing mixture of water and oil) and put into the triaxial chamber rapidly. The water (heated to the same specified temperature) was injected into the hydraulic pressure system to apply hydraulic pressure p H on the crack surface by the hole column (from bottom to crack center). Under a constant confining pressure p M, the rock specimen was loaded axially until failure. During the test, axial stress−strain curve and voltage−time curve of the conductive adhesives were measured continuouslyand thus the crack initiation rate could be obtained.Fig. 5 Hole column in specimenFig. 6 THM coupling test systemTable 3 THM coupling test conditionNo. T/°C p H/MPa p M/MPaT1 20 2 4T2 50 2 4T3 90 2 4H1 20 1.5 4H3 20 3.5 43.2 Energy release rateFigure 7 shows the THM coupling stress−strain curves of the rock specimens under differentZhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−2113 2110temperatures and hydraulic pressures. It is shown that the higher the temperature is, the lower the peak strength is. When the hydraulic pressure applied on the crack surface is increased, the crack initiation occurs more easily and thus the peak strength is decreased.Fig. 7 THM coupling stress−strain curves of rock specimens (p M=4 MPa): (a) Different temperatures (p H=2 MPa);(b) Different hydraulic pressures (T=20 °C)Figure 8 shows fracture trajectories of the rock specimens at different temperatures and hydraulic pressures. The crack initiation mechanism can be determined by the new fracture criterion of maximum stress intensity factor ratio proposed by our research group [20,21]. The tension fracture (Mode I) occurs under high temperature and hydraulic pressure (specimens T3 and H3), and shear fracture (Mode II) occurs under low temperature and hydraulic pressure (specimens T1, T2 and H1). Table 4 lists the energy release rate G calculated by the relation between K and E (Eq. (5)).G=K2/E (5) 3.3 Dissipation energy of non-linear compaction stageAs shown in Fig. 2 and Eq. (3), U d is unchanged before and after the crack initiation and propagation. It can be calculated by the non-linear compaction and elastic stage of the stress−strain curve. U d=W THM−U e(ε<εB) (6)where W THM and U e are determined by Eqs. (2) and (3).Table 5 lists calculation results of W THM, U e and U d according to the stress−strain curves.Fig. 8Fracture trajectories under different THM conditions: (a) Different temperatures (p H=2 MPa); (b) Different hydraulic pressures (T=20 °C) [16]Table 4 Energy release rateNo.FracturemodeFracture toughness/(MPa·m0.5)Energy releaserate/(N·m−1)K IC K IIC G IC G IICT1 Mode II − 1.21 −137T2 Mode II − 1.25 −147T3 Mode I 0.91 −79 −H1 Mode II − 1.21 −135H3 Mode I 0.60 −34 −Table 5 Energy at crack initiation pointNo. W THM/J U e/J U d/JT1 29.10 20.80 8.30T2 20.14 10.95 9.09T3 10.36 8.22 2.14H1 30.14 17.37 12.85H3 6.72 5.12 1.60Zhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−2113 21113.4 Calculation results of crack initiation rateWhen the crack is initiated, v i can be calculated by Eq. (3).THM d e d()1d 12d 2d i W U U v bG t bG tΓ--==(ε≤εB ) (7)where W THM and U e are determined by Eqs. (2) and (3) based on the THM coupling stress −strain curve (Fig. 7), and U d is listed in Table 5.Figures 9 and 10 show the curve of fracture surface energy Γ (Γ=W THM −U e −U d ) varying with time t at different T and p H . The crack initiation rate can beFig. 9 Fracture surface energy varying with time at different temperatures (p H =2 MPa): (a) T =20 °C; (b) T =50 °C; (c) T =90 °CFig. 10 Fracture surface energy varying with time at different hydraulic pressures (T =20 °C): (a) p H =1.5 MPa; (b) p H = 3.5 MPacalculated by slope of the Γ−t curve, as listed in Table 6. Taking specimen T1 as an example, the slope of fracture surface energy Γ (equal to 0.0081 J/m) can be obtained by fitting at the crack initiation point (228 s).Table 6 Calculation results of crack initiation rate v iNo. v i /(m·s −1) T1 6.55×10−4 T2 7.90×10−4 T3 1.14×10−3 H1 4.61×10−4 H36.54×10−44Real-time measurementof crackpropagation rate4.1 Conductive adhesive electrical methodFigure 11 shows self-designed conductive adhesiveelectrical method for measuring the crack propagation rate continuously. The rock specimen was coated with a layer of conductive adhesive (2b =10 mm in width andZhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−21132112 d =0.1 mm in thickness) from two crack tips along two predicted directions of the crack initiation and propagation. Each conductive adhesive (R 1, R 2) was connected by two wires in an electric circuitin (Fig. 12) in order to measure its voltage (U 1, U 2) and obtain its resistance (R 1, R 2) in the process of the crack initiation and propagation as follows [16]:0(2) (1,2)i i a a R i bd+==ρ (8)where ρ is the electrical resistivity of conductive adhesive, a 0 is the initial effective length and a i is crack propagation length of conductive adhesive.Fig. 11 Conductive adhesive electrical method formeasurement of crack initiation rate: (a) Layer of conductive adhesive; (b) Rock specimenFig. 12 Measurement of conductive adhesive voltage: (a) Wire connection; (b) Circuit diagram (R 0 is external fixed resistance)Therefore, the crack initiation rate can be determined by a calibration formula of the conductive adhesive resistance and the crack length [16].000d ()() (1,2)2(())2i i i i b U t aa t R i U U t ρ=-=- (9)where U 0 is the constant voltage and U i (t ) is the voltage in real time of conductive adhesive, measured by THM coupling fracture test, and R 0i is the fixed resistance.4.2 Test results of crack initiation rateFigure 13 shows the tested curve of the conductive adhesive voltage varying with time (T1 as example). According to Eq. (9), crack initiation rate can beobtained as listed in Table 7.000d d ()() (1,2)2(())d i i i i b U U t v t R i U U t tρ==- (10)Fig. 13 V oltage of conductive adhesive varying withtime (H1) [16]Table 7 Test results (v ′i ) of crack initiation rateNo. v ′i /(m·s −1) T1 9.46×10−4 T2 1.19×10−3 T3 1.71×10−3 H1 7.45×10−4 H32.13×10−34.3 Comparison of calculation and test resultsIt is seen from Tables 6 and 7 that the crack initiation rate is increased as the temperature is increased. Since the red sandstone is mainly composed of crystal and clay cement, the higher the temperature, the faster the reaction velocity of clay cement and water, and the lower the strength of clay cement and crystal. Similarly, the crack initiation rate is increased as the hydraulic pressure is increased because the lager hydraulic pressure on crack surface is easier to promote crack propagation.There appear small errors between calculation and test results of the crack initiation rate. That is because the actual Mode I or Mode II fracture toughness (K IC or K IIC ) of rock under THM coupling condition is lower than that under single loading condition (in air). For red sandstone, its permeability is very high and its fracture toughness in water is decreased by 30%−60%. Therefore, the test results of the crack initiation rate are larger than the calculation results.5 Conclusions1) Calculation formula of the crack initiation rate of brittle rock under THM coupling load can be deduced based on the energy conservation theory.Zhuo LI, et al/Trans. Nonferrous Met. Soc. China 28(2018) 2107−2113 21132) Self-designed THM coupling fracture test with self-designed conductive adhesive electrical method is successfully adopted to measure the crack initiation rate of rock continuously and efficiently, especially under multi-field coupling load condition.3) The crack initiation rate is increased as the temperature and hydraulic pressure are increased. The tension (Mode I) fracture occurs more easily in the condition of high temperature and hydraulic pressure.4) Test results of crack initiation rate are almost in agreement with the calculation results, which could verify the validity of the calculation formula of the crack initiation rate.References[1]EV ANS A G. A method for evaluating the time-dependent failurecharacteristics of brittle materials—and its application to polycrystalline alumina [J]. Journal of Materials Science, 1972, 7(10): 1137−1146.[2]LI Jiang-teng, CAO Ping, YUAN Hai-ping. Testing study ofsubcritical crack growth velocity and fracture toughness of marble [J].International Journal of Coal Science & Technology, 2005, 11(1): 23−25.[3]NARA Y, KANEKO K. Sub-critical crack growth in anisotropic rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2006, 43(3): 437−453.[4]LIU T, CAO P. Testing study of subcritical crack growth mechanismduring water rock interaction [J]. 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岩石脆性研究现状
岩石脆性研究现状岩石脆性研究是岩石力学和岩石工程领域的重要课题，对于岩石的破裂特性及其在工程中的应用具有重要意义。
随着工程技术的发展和需求的提高，岩石脆性研究正逐渐成为岩石力学领域的热点问题之一。
本文将就岩石脆性研究的现状进行分析和探讨。
一、研究背景岩石是地球的主要组成部分，广泛存在于地质工程、矿山、地下工程等领域。
在这些领域中，岩石承受着各种不同的受力情况，而其脆性特征直接关系到其使用性能。
岩石脆性研究的目的就是为了深入了解岩石的脆性特性，为工程实践中对岩石的选择、加工和设计提供科学依据。
二、研究方法岩石脆性研究的方法主要包括实验研究和理论研究两种。
实验研究是通过对岩石样本进行不同加载条件下的试验，来获取其力学参数和脆性特性。
这种方法在研究中占据着主导地位，可以通过实验数据来探讨岩石的破裂规律和脆性特征。
而理论研究则是通过数学模型和理论分析来研究岩石的载荷-破裂关系和脆性指数等指标。
这两种方法的结合可以更加全面地了解岩石的脆性特性。
三、研究现状1. 实验研究随着实验技术的进步，现代岩石力学试验仪器的发展，实验研究能够更加精确地获取岩石的脆性特性。
目前国内外对岩石脆性的研究往往采用压缩试验、拉伸试验、弯曲试验等方法，以获取岩石的破裂强度、脆性指数和破裂形态等参数。
在试验研究中，对于不同类型的岩石，可以通过分层试验获取其脆性特征，这为岩石的区域性和种类性提供了重要数据支持。
2. 理论研究在理论研究方面，近年来针对岩石脆性特性的理论分析也得到了较大发展。
通过数学和力学模型的建立，研究者可以通过分析岩石的微观结构和宏观力学性能，推导出其破裂规律和脆性特征。
在这方面，也出现了一些新的理论概念和方法，比如声发射技术和断裂力学等，这为岩石脆性研究提供了新的研究思路和方法。
3. 应用研究随着社会对于岩石工程需求的提高，岩石脆性研究的应用领域也在不断扩大。
在地下工程和矿山开采等领域，对于岩石的脆性特性有了更高的要求。
岩石力学与地下水流耦合作用的数值模拟研究
岩石力学与地下水流耦合作用的数值模拟研究岩石力学与地下水流耦合作用的数值模拟研究随着人类对地下资源的需求不断增加，地下工程建设也越来越普遍。
然而，地下工程建设往往会涉及到岩石力学和地下水流的耦合作用，这就需要我们对这种作用进行深入的研究。
岩石力学是研究岩石受力及其破坏规律的学科，而地下水流则是指地下水在地下流动的现象。
这两者之间的耦合作用，主要表现在以下几个方面：首先，地下水对岩石的力学性质有很大的影响。
当岩石中存在水分时，水分会填充岩石中的孔隙，从而改变了岩石的物理性质和力学性质。
例如，当岩石中的水分增多时，岩石的强度会降低，容易发生破坏。
其次，岩石的变形也会对地下水流产生影响。
当岩石发生变形时，孔隙的大小和分布也会发生变化，这会影响地下水流的通透性和渗透性。
如果地下工程建设中没有考虑到这种影响，就容易导致地下水流失控，从而给工程带来安全隐患。
为了更好地研究岩石力学与地下水流的耦合作用，我们可以采用数值模拟方法进行研究。
数值模拟方法是一种基于计算机技术的模拟方法，可以对复杂的物理现象进行模拟和分析。
在数值模拟中，我们可以通过建立岩石力学和地下水流的耦合模型来模拟两者之间的相互作用。
具体来说，我们可以将岩石视为一个多孔介质，在此基础上建立岩石力学模型，并考虑地下水流对其产生的影响。
同时，我们还可以建立地下水流模型，并考虑岩石变形对其产生的影响。
通过将这两个模型进行耦合，我们就可以得到一个更加真实、准确的模拟结果。
通过数值模拟方法，我们可以更加深入地了解岩石力学与地下水流之间的耦合作用，并为地下工程建设提供更为可靠的理论依据。
同时，我们还可以通过调整模型参数和优化算法等手段来提高数值模拟的精度和效率，从而更好地应用于实际工程中。
总之，岩石力学与地下水流的耦合作用是地下工程建设中不可忽视的重要问题。
通过数值模拟方法进行深入研究，可以为我们提供更为准确、可靠的理论支持，并为实际工程应用提供更好的技术支持。
岩石脆性研究现状
岩石脆性研究现状岩石作为地球的基本构成元素，其脆性特征对于地质灾害的研究以及工程建设具有重要意义。
岩石的脆性研究一直是地质和工程领域的重要课题之一，对于理解地质作用、地壳运动、岩石破裂以及地震等方面都有着重要的理论与实际应用价值。
本文将就岩石脆性的研究现状进行探讨，以期为相关领域的研究人员提供一些参考与启发。
一、岩石脆性研究的背景与意义岩石作为地质体中的主要组成物质，在地球的成因演化过程中扮演着至关重要的角色。
岩石的力学性质是地质过程中的重要因素之一，而岩石的脆性则在岩石破裂、地震活动和地质灾害等方面起着关键作用。
对于岩石脆性的研究不仅有助于理解地球的内部运动机制，还能够为自然灾害的预防与防护提供科学依据。
1. 实验室试验实验室试验是岩石脆性研究的基础，通过对岩石样本进行拉伸、压缩和弯曲等力学试验，可以得到岩石在不同应力条件下的破坏特性和破裂模式。
通过观察岩石破坏的过程，可以得到岩石脆性破坏的本质与规律。
2. 数值模拟数值模拟是近年来岩石脆性研究的重要手段之一，通过建立岩石断裂的数值模型，可以对岩石的破坏过程进行模拟与预测。
数值模拟在揭示岩石破裂机理、预测地质灾害、设计工程结构等方面有着重要的应用价值。
3. 地震监测技术地震监测技术是岩石脆性研究中的重要手段之一，通过对地震活动的监测与分析，可以揭示地壳运动的规律，进而推断岩石的脆性特征。
1. 岩石脆性破坏机理的深入研究随着实验室试验和数值模拟技术的发展，对岩石脆性破坏机理的研究越来越深入。
目前，对于岩石破坏的微观机理已经有了较为详尽的认识，但在破坏过程中的能量转化与释放机制、动态加载下的岩石脆性特征等方面仍存在一定的争议与待解决的问题。
2. 岩石脆性与地震活动的关联研究岩石的脆性特征与地震活动之间存在着密切的关联关系，对于岩石脆性与地震活动之间的关联研究已经成为岩石脆性研究的一个重要方向。
通过深入研究岩石的脆性特征与地震活动的关联机制，对于地震的预测与风险评估有着重要的意义。
岩石和水耦合参数在破裂过程中的演化规律
岩石和水耦合参数在破裂过程中的演化规
律
破裂是地质动力学中的一种重要现象，它在很多地质形成过程中起着重要的作用。
岩石和水耦合参数是破裂过程中重要的物理量，它们在破裂过程中的演化规律极为复杂。
首先，岩石和水耦合参数在破裂过程中具有重要的物理意义。
在破裂过程中，岩石和水耦合参数反映出岩石中水的分布和流动情况，这些参数也可以用来估算岩石中的渗透率和渗流率。
此外，岩石和水耦合参数还可以用来描述岩石中的胶结物的破坏程度，反映岩石的破裂强度和弹性模量。
其次，岩石和水耦合参数在破裂过程中的演化规律也是复杂的。
一般来说，岩石和水耦合参数在破裂过程中会受到岩石材料本身的物理性质以及外界环境因素的影响，其变化范围也会因此而有所不同。
在静态压力作用下，岩石和水耦合参数会随着岩石材料受到的压力而变化，在高温高压条件下，岩石和水耦合参数会随着温度和压力的变化而变化。
此外，岩石和水耦合参数也可以受到岩石的化学成分、温度、湿度、地质层次等外界因素的影响。
在破裂过程中，岩石和水耦合参数的变化不仅取决于岩石本身的性质，还取决于外界环境因素。
因此，研究岩石和水耦合参数在破裂过程中的演化规律，有助于我们更好地理解岩石破裂的本质，也有助于我们更加科学、合理地利用岩石资源。
总之，岩石和水耦合参数是破裂过程中重要的物理量，它们在破裂过程中的演化规律极为复杂，受岩石材料本身的物理性质以及外界环境因素的影响。
研究岩石和水耦合参数在破裂过程中的演化规律，有助于我们更好地理解岩石破裂的本质，也有助于我们更加科学、合理地利用岩石资源。
脆性大理岩弹塑性耦合力学模型研究
第29卷第12期岩石力学与工程学报V ol.29 No.12 2010年12月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Dec.，2010脆性大理岩弹塑性耦合力学模型研究周辉1，张凯2，冯夏庭1，邵建富3，邱士利1(1. 中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室，湖北武汉 430071；2. 中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州 221008；3. 里尔科技大学里尔力学实验室，法国里尔 59650)摘要：为全面、深入地揭示脆性岩石的变形和屈服特性，以锦屏T6 2y和T2b脆性大理岩峰前和峰后循环加卸载试验为基础，分析岩石的弹塑性耦合性质、应变硬化软化性质和关联与非关联流动法则，定义考虑围压影响的塑性内变量以考虑应力历史对屈服过程的影响，进而建立脆性大理岩的弹塑性耦合力学模型，该模型能全面地反映脆性大理岩的弹塑性耦合、应变硬化软化和剪胀特性。
针对所提出的弹塑性耦合模型，提出相应的数值迭代计算方法，并在有限差分软件FLAC3D进行实现。
通过模拟脆性岩石的室内常规三轴压缩试验表明，所提出的力学模型可以较好地反映脆性岩石的主要力学特性。
研究成果为更好地理解和分析脆性岩石的屈服破坏过程提供重要的参考。
关键词：岩石力学；脆性大理岩；弹塑性耦合；力学模型；广义正交流动法则中图分类号：TU 45 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2010)12–2398–12ELASTOPLASTIC COUPLING MECHANICAL MODEL FOR BRITTLEMARBLEZHOU Hui1，ZHANG Kai2，FENG Xiating1，SHAO Jianfu3，QIU Shili1(1. State Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering，Institute of Rock and Soil Mechanics，Chinese Academy of Sciences，Wuhan，Hubei430071，China；2. State Key Laboratory for GeoMechanics and Deep Underground Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou，Jiangsu221008，China；3. Laboratoire de Mécanique de Lille，Universite desScience et Technologie de Lille，Lille59650，France)Abstract：Based on the results of cyclicloading tests of two kinds of marbles T6 2y and T2b from Jinping II hydropower station，the elastoplastic coupling，strain-hardening and softening，shear dilatancy characteristics of rock are studied. Then，an elastoplastic coupling mechanical model is proposed with taking the following aspects into consideration：(1) A plastic internal variable which takes the influence of confining pressure into consideration is defined. (2) The variation of elastic parameters with plastic strain is concerned. (3) Based on the Mohr-Coulomb yield criterion，the evolution law of strength parameters during the plastic deformation is put forward. (4) The applicability of the generalized normality rule is validated and the method to handle shear dilatancy is proposed. The elatoplastic coupling model is embedded through the fast Lagrangian analysis of continua in three- dimension(FLAC3D) and is simulated by the triaxial compression test. The results show that the constitutive model can reflect properly the main mechanical characteristics of rock. Then，the unloading confining pressure tests are also simulated and the deformation and strength characteristics of marble are well obtained. The research results provide important reference to the understanding and analysis of yield process of brittle rock.Key words：rock mechanics；brittle marble；elastoplastic coupling；mechanical model；generalized normality rule收稿日期：2010–06–02；修回日期：2010–08–02基金项目：国家自然科学基金资助项目(50979104)；国家重点基础研究发展规划(973)项目(2010CB732006)；中国矿业大学人才引进项目作者简介：周辉(1972–)，男，博士，1994年毕业于山东矿业学院采矿工程专业，现任研究员，主要从事岩石力学模型和数值计算方法、流固耦合和孔隙介质力学理论等方面的研究工作。
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程》 、 《 工程 岩体 试验 方法 标准 》 及 国际岩 石 力学 学 会 推荐 的标 准 制 备 。试 验 的标 准试 样 直 径 为 ５ Ｏ
ｍｍ、 高度 为 １ ０ ０ ｍｍ 的 圆柱 岩样 。 试 验仪 器 为岩石 全 自动 三轴 伺 服仪 。该试 验 系统 由三 轴压 力 室 、 加压 系统、 计算机控制系统 、
岩 石 力 学 室 内试 验 是 研 究 岩 石 基 本 力 学 物 理 特 性 的 重 要 方 法 。通 过 岩 石 的 常 规 三 轴 压 缩 试 验
恒 定 稳压 装置 、 水 压 控 制 系统 以及 自动 采 集 系 组 成 。试 验设 备 可对 岩石试 样进 行 应 变控 制 和应 力 控制 ， 不仅 可 以进行 岩石 的单 轴 、 常规 三 轴试 验 与
力 室 两端 可设 置 不 同水 压 形 成 压 力 差 ， 计 算 机 记 录 系统则 实 时记 录试 验 数 据 ， 并 实 现 试 验 全 程 的 数 字 化成像 ， 为后续 的数 据分 析 提供 了依据 。
用， 此 时不 仅 岩土 材 料 的基 本 力 学 物 理 参 数 将 会 发 生改 变 ， 而且其 渗 透特性 也 随 之发 生 变化 ， 可能
收 稿 日期 ： ２ ０１ ５—０ ３—１ １ 图 １ 典 型 岩 石 试 样
基 金项 目： 安徽 省 级 自然 科 学 研 究重 点项 目（ ＫＪ ２ Ｏ １ ４ Ａ２ ７ ８ ） ； 皖 西 学 院校 级 自然 科 学 研 究 青 年 项 目（ ＷＸＺ Ｑ１ ４ １ ５ ） 作 者简介 ： 郑 志（ １ ９ ８ ８ 一 ） ， 男， 安徽 涡 阳人 ， 皖 西 学 院建 筑 与 土 木 工 程 学 院 助 教 ， 硕 士。 吴坤铭（ １ ９ ７ ８ 一 ） ， 男， 安徽六安人 ， 皖 西 学 院建 筑 与 土 木 工 程 学 院 副教 授 ， 博 士。
第 ３ ５ 卷第 ３ 期
２ ０ １ ５年 ５月
湖 北 工 程 学 院 学 报
Ｊ Ｏ ＵＲＮＡＬ ＯＦ Ｈ ＵＢＥＩ ＥＮＧＩ ＮＥＥＲＩ ＮＧ
Ｖ０Ｌ ． ３ ５ Ｎ０． ３
Ｍ Ａ Ｙ ２ Ｏ１ ５
脆 性 岩 石 水 岩 耦 合 的试 验 研 究
郑 志 ， 吴坤铭 ， 葛清 蕴
（ １ ） 拍 照 和 测 量 。 取 出 已经 饱 和 的 岩 样 ， 除 去
样 破坏 时 ， 停 止 轴 向荷 载 ， 利用 油 泵 的余 压 测 出岩
石 的残 余应 力 和破 坏后 的渗 透率 。
１ ． ３ 渗透 率 的测定 方 法 为研究 分 析岩样 压 缩变 形破 坏 过 程 中岩 石 渗 透 率 的变 化规 律 ， 需 作 如下 基本 假定 ：
（ １ ） 假 设 岩 石 内部 的微 裂 纹 和孔 隙 等 缺 陷 符
可 以研 究不 同应 力状 态下 的强 度 、 变形、 破 坏模 式 等 岩石 的主要 特 性 ， 是 最 早 开 展 的岩 石 力 学 试 验 方 法之 一 。 当地 下工 程 的岩石 处 于有 水 环 境之 中 时， 工程 的施工 运营 会改 变岩 石 力学 状 态 ， 并 伴 随 着 地下 水 与岩 土材料 之 间发生 水 岩 的流 固耦合 作
常规 三轴 压缩 渗 流应力 耦 合试 验 采用 室 内试 验方 法 。在三轴伺 服仪上进 行试验 时 ， 由于试 验过 程 中试验 仪器对温 度 比较 敏感 ， 为 使 温度对 试 验结 果 的影 响降 到最 低 ， 严格 控 制 温度 在 ２ Ｏ ±０ ． ５℃。
岩石 的常规三轴压 缩流 固耦 合试验方 法如下 ：
试验结果表 明， 渗 透 率 随 着 轴 向应 变 的增 加 先 迅 速 减 小 ， 然后趋于稳定 ， 再 增 加 后 发 生突 变 ， 但最大值位于应力
峰 值 之 后 。本 试 验 方 法 能 较 为 准 确 地 测 定 该 类岩 石 的 渗透 率 。
关键词 ： 渗透率 ； 试验 方法； 岩 石 力 学 中图 分 类 号 ： Ｔ Ｕ４ ５ ２ 文献标志码 ： Ａ 文章 编 号 ： ２ ０ ９ ５— ４ ８ ２ ４ （ ２ ０ １ ５ ） Ｏ ３ —０ ０ ６ ３ 一Ｏ ３
葛清蕴（ １ ９ ７ ９ 一 ） ， 女， 山东 临 沂 人 ， 皖 西 学 院建 筑 与 土 木 工 程 学 院 副教 授 ， 硕 士。
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６ ３
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郑 志 ， 吴坤铭， 葛 清 蕴
１ ． ２ 试 验 步 骤
应 变力 的变 化 趋 势 ， 把 握 岩 石 的 应 力 状 态 。 当试
流变试 验 ， 也 可 以 进 行 三 轴 排水 、 不排水压缩、 循
环加 卸载 以及 卸 载 渗 透 等 试 验 ， 其 中 自平 衡 三 轴
压 力 室可 以控 制 偏 压 、 围压 与 孔 压 三 个 高 精 度 高 压泵 在加 载过 程 中各项 压力 自动补 偿 。在 进行 渗 流应 力耦合 试 验时 ， 岩样 预先 进 行饱 和 安装 ， 在 压
（ 皖西学院 建筑与土木工程学院 ， 安徽 ７ 、 － ＜ 安 ２ ３ ７ ０ １ ２ ）
摘 要 ： 水 岩 耦 合 室 内试 验 是 研 究岩 石渗 流 应 力 耦 合 特 性 的 基 本 方 法 。 通 过 全 自动 三 轴 伺 服 仪 开 展 水 岩
耦合试验 ， 得 到 岩 石 在 变 形 破 坏 过 程 中应 力 与 轴 向 应 变 和侧 向应 变 的 试 验 曲线 以及 渗 透 率 与 轴 向应 变 的关 系 。
引发渗 漏 、 坍塌 等 的工 程安 全事 故 。因此 ， 开展
水 岩 的流 固耦合 相关 试验 研究 具 有 重要 的 实 际工 程 意义 。
１ 试 验 准 备 和 试 验 方 法
１ ． １ 试 样 特 征 和 试 验 设 备
试 验 的岩 样根 据 《 水 利 水 电工 程 岩 石 试 验 规