泥岩损伤特性试验研究
岩石损伤理论研究进展
岩石损伤理论研究进展龚囱;曲文峰;行鹏飞;赵奎【摘要】介绍了近年来岩石损伤理论若干进展,丰要内容包括:岩石损伤理论的基本思想及其研究方法、岩石损伤的分类、损伤变量的定义与选取、岩石损伤本构模型的建立及其参数对岩石损伤行为的影响、不同荷载下岩石裂纹演化规律的研究、岩石损伤机理的探讨,以及对岩石损伤的一些认识.以上研究表明:首先,采用损伤力学对岩石损伤进行研究是一种行之有效的方法.其次,损伤模型的建立是岩石损伤的核心内容.通过室内试验研究岩石在不同荷载下的损伤演化规律,有助于揭示岩石损伤机理.最后提出下一步研究的重点是考虑多因素岩石耦合损伤.【期刊名称】《铜业工程》【年(卷),期】2011(000)001【总页数】5页(P7-11)【关键词】岩石;损伤;损伤变量;本构模型;进展【作者】龚囱;曲文峰;行鹏飞;赵奎【作者单位】江西理工大学,江西,赣州,341000;新疆地矿局第一地质大队,新疆,鄯善,838204;新疆地矿局第一地质大队,新疆,鄯善,838204;江西理工大学,江西,赣州,341000【正文语种】中文【中图分类】TD313岩石强度理论发展至今，先后经历了经典强度理论、基于断裂力学的强度理论和损伤强度理论三个阶段。
对岩石强度理论的研究其目的在于了解认识岩石对外界环境的响应。
岩石损伤强度理论对包含大理损伤的非均匀体的RVE单元进行研究，其强度准则可写为D=Dc或|Y|=Yc。
采用损伤力学对岩石进行分析的目的在于:通过引入多层次的缺陷几何结构，追溯从变形、损伤直至断裂的全过程，进而采用宏－细－微观相结合的描述，确立参变量具有明确物理意义的数学模型，给出岩石强度的判定准则［1］。
由于，岩石作为一种天然的材料，其内部存在大量的裂隙与孔洞，因此，采用损伤力学来研究岩石在外界作用下性能恶化已成为一热点课题。
岩石损伤强度理论认为:当岩石处在一个与外界隔绝的系统中时，岩石变形破坏的本质为不可逆能量耗散使岩石加剧损伤，从而导致岩石强度下降直至丧失。
泥岩实验报告
泥岩实验报告泥岩实验报告引言泥岩是一种由细粒颗粒组成的沉积岩石，具有较强的塑性和可压缩性。
在地质工程和建筑领域中，对泥岩的性质和力学行为进行实验研究具有重要意义。
本实验旨在通过一系列实验方法，探究泥岩的物理和力学特性。
实验一：泥岩的物理性质首先，我们对泥岩进行了物理性质的测试。
通过测量泥岩的密度、孔隙度和含水率，可以了解其基本特性。
实验结果显示，泥岩的密度为X g/cm³，孔隙度为X%，含水率为X%。
实验二：泥岩的抗压强度为了研究泥岩的力学特性，我们进行了抗压强度实验。
首先，我们制备了一系列泥岩样品，并通过一台万能试验机进行实验。
实验过程中，我们逐渐增加施加在泥岩样品上的压力，记录下相应的应力和应变数据。
实验结果显示，泥岩的抗压强度为X MPa。
同时，我们还观察到泥岩在受力过程中的变形行为。
随着压力的增加，泥岩样品发生了塑性变形，并最终破坏。
实验三：泥岩的剪切强度为了进一步了解泥岩的力学行为，我们进行了剪切强度实验。
通过将泥岩样品置于剪切试验机上，施加剪切力并记录下相应的剪切应力和剪切应变数据。
实验结果显示，泥岩的剪切强度为X MPa。
在剪切过程中，我们观察到泥岩样品呈现出剪切面的形成，并伴随着一定程度的塑性变形。
实验四：泥岩的渗透性泥岩的渗透性是指其对流体渗透的能力。
为了研究泥岩的渗透性，我们进行了渗透实验。
实验中，我们使用一台渗透仪，将水压力施加在泥岩样品上，并记录下渗透压力和渗透流量的变化。
实验结果显示，泥岩的渗透性较低，渗透流量较小。
这表明泥岩具有较好的密封性，适合用于一些需要防水的工程项目。
实验五：泥岩的膨胀性泥岩的膨胀性指的是其在受水浸泡或受湿润条件下的体积膨胀程度。
为了研究泥岩的膨胀性，我们进行了膨胀实验。
实验中，我们将泥岩样品放置在水中，并记录下其体积的变化。
实验结果显示，泥岩在受水浸泡后出现了一定程度的体积膨胀。
这表明泥岩在湿润条件下可能发生体积变化，需要注意其对工程结构的影响。
研究岩石的实验报告(3篇)
第1篇一、实验目的本次实验旨在通过岩石力学实验，研究岩石的力学性质，包括抗压强度、抗拉强度、变形性能、水理性质等，为岩土工程设计和施工提供理论依据。
二、实验原理岩石力学实验主要包括以下几种：1. 岩石单轴抗压强度试验：在岩石试件上施加轴向压力，当试件破坏时，记录破坏时的最大轴向压力，以此确定岩石的单轴抗压强度。
2. 岩石抗拉强度试验（劈裂试验）：将岩石试件沿劈裂面进行拉伸，当试件破坏时，记录破坏时的最大拉伸力，以此确定岩石的抗拉强度。
3. 岩石变形试验：通过施加轴向压力，观察岩石的变形情况，分析岩石的变形规律。
4. 岩石水理性质试验：测定岩石的吸水性、软化性、抗冻性和透水性等水理性质。
三、实验仪器与材料1. 实验仪器：岩石力学试验机、万能试验机、岩样制备设备、量筒、天平等。
2. 实验材料：岩石试件、砂、水等。
四、实验步骤1. 岩石单轴抗压强度试验：（1）将岩石试件加工成标准尺寸，并对试件表面进行打磨。
（2）将试件放入岩石力学试验机，调整试验机夹具，使试件轴向压力方向与试件轴线一致。
（3）启动试验机，以一定的加载速度对试件施加轴向压力，当试件破坏时，记录破坏时的最大轴向压力。
2. 岩石抗拉强度试验（劈裂试验）：（1）将岩石试件加工成标准尺寸，并对试件表面进行打磨。
（2）将试件放入万能试验机，调整试验机夹具，使试件劈裂面与试验机轴线一致。
（3）启动试验机，以一定的拉伸速度对试件施加拉伸力，当试件破坏时，记录破坏时的最大拉伸力。
3. 岩石变形试验：（1）将岩石试件加工成标准尺寸，并对试件表面进行打磨。
（2）将试件放入岩石力学试验机，调整试验机夹具，使试件轴向压力方向与试件轴线一致。
（3）启动试验机，以一定的加载速度对试件施加轴向压力，记录试件的变形情况。
4. 岩石水理性质试验：（1）测定岩石的吸水性：将岩石试件放入量筒中，加入一定量的水，记录试件吸水后的质量。
（2）测定岩石的软化性：将岩石试件浸入水中，记录试件饱和后的抗压强度。
泥岩砂岩互层隧道光面爆破围岩损伤试验研究
泥岩砂岩互层隧道光面爆破围岩损伤试验研究张林（中铁上海工程局第一工程有限公司，安徽芜湖241000）【摘要】为了减少掘进爆破对会排山隧道围岩的损伤范围，改善爆破的成型效果，减少超欠挖现象，确定掘进爆破参数。
采用声波探测的试法，针对隧道泥岩砂岩互层围岩的试验段共进行了5次试验，每次试验采用不同的周边孔爆破参数。
根据试验结果确定了不同爆破参数作用下围岩的损伤范围，通过分析爆破参数与围岩损伤范围间的关系可以得到以下主要结论:泥岩砂岩互层的隧道围岩均匀性较差，隧道周边孔爆破会造成围岩的损伤，损伤范围与周边孔的爆破参数有关，当周边孔布置参数相同时，围岩损伤范围随单孔装药量的增加而变大。
孔距和单孔装药量相同的情况下，损伤范围随光爆层厚度的增加而变大;确定泥岩砂岩互层隧道周边孔爆破参数时，应采用较低的单孔装药量，较小的周边孔间距和光爆层厚度。
【关键词】隧道工程；围岩损伤；掘进爆破；爆破参数【中图分类号】U455.6隧道围岩稳定性受节理分布情况和岩性特征影响较大,如果围岩的节理发育且岩性复杂，通常隧道围岩的自身稳定性较差［1'3］o山岭隧道多采用钻爆法施工，而在掘进爆破会对围岩造成不可避免的损伤，这种损伤通常表现为爆生裂隙的扩张。
爆生裂隙会进一步弱化围岩的自身稳定性，在爆生裂隙与原生节理共同作用下，可能会引起局部掉块、甚至垮塌等失稳现象，导致比较明显的超挖现象。
这不仅会影响隧道施工安全,还会增加喷射混凝土的用量，使得工程进度滞后，进而增加施工成本［4_7］o爆破作用下的隧道围岩损伤范围可以采用声波探测技术,根据声波在围岩内传播的规律进行判断。
隧道围岩损伤范围主要受掘进爆破参数和围岩性质影响,而围岩性质属于客观条件，因此针对特定的围岩性质制定相对应的爆破参数可以有效的减小损伤范围,充分发挥隧道围岩的自稳能力，提高爆破成型效果，减少隧道超挖现象，从而加快施工速度，降低工程造价3闵。
1工程概况玉磨铁路是指玉溪一普洱一景洪一磨憨的铁路,是泛亚铁路中线的重要组成部分,是云南省乃至中国通向老挝、缅甸、泰国、马来西亚、新加坡的重要国际大通道的连接线，全长507.4km,为双线电气化铁路，设计时速160km/h。
含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究
第５１卷第２期２０２１年３月东南大学学报（自然科学版）ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＳＯＵＴＨＥＡＳＴＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ）Ｖｏｌ．５１Ｎｏ．２Ｍａｒ．２０２１ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１－０５０５．２０２１．０２．００８含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究傅旭东 卢继忠 黄 斌 张雨廷（武汉大学土木建筑工程学院，武汉４３００７２）摘要：为研究软弱夹层对边坡失稳的影响，对含软弱夹层的岩体强度及破坏模式进行了理论和试验研究．采用某边坡钻孔芯样分别制备强风化泥岩、泥化夹层、含软弱夹层泥岩３种三轴试样，并进行三轴固结不排水剪试验．结合理论分析，对强风化泥岩、泥化夹层、含软弱夹层泥岩的强度和破坏模式进行了研究，揭示软弱夹层倾角、围压对试样强度和破坏模式的影响规律．结果表明：强风化泥岩、泥化夹层的应力应变曲线分别为应变软化型和应变硬化型；含软弱夹层的试样破坏时存在一个临界倾角范围，当软弱夹层的夹角在该范围内时破坏面发生在软弱夹层中，当夹角在该范围外时试样发生整体剪切破坏；围压超过０．４ＭＰａ后，对含软弱夹层试样的破坏模式基本无影响．关键词：边坡；软弱夹层；三轴试验；倾角；破坏模式中图分类号：ＴＵ４４１．７ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００１－０５０５（２０２１）０２ ０２４２ ０７ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆｓｔｒｏｎｇｌｙｗｅａｔｈｅｒｅｄｍｕｄｓｔｏｎｅｗｉｔｈｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒＦｕＸｕｄｏｎｇ ＬｕＪｉｚｈｏｎｇ ＨｕａｎｇＢｉｎ ＺｈａｎｇＹｕｔｉｎｇ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＷｕｈａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｗｕｈａｎ４３００７２，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｏｎｓｌｏｐｅｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ，ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｉｅｓｏｎｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆｒｏｃｋｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｗｅｒｅｃｏｎｄｕｃｔｅｄ．Ｔｈｒｅｅｔｙｐｅｓｏｆｔｒｉａｘｉａｌｓｐｅｃｉｍｅｎｓｏｆｓｔｒｏｎｇｌｙｗｅａｔｈｅｒｅｄｍｕｄｓｔｏｎｅ，ｍｕｄｄｉｅｄｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ，ａｎｄｍｕｄｓｔｏｎｅｗｉｔｈｔｈｅｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｗｅｒｅｐｒｅｐａｒｅｄｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅｃｏｒｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓｏｆａｓｌｏｐｅｂｏｒｅ ｈｏｌｅ，ａｎｄｔｈｅｔｒｉａｘｉａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｕｎｄｒａｉｎｅｄｓｈｅａｒｔｅｓｔｓｗｅｒｅｃｏｎｄｕｃｔｅｄ，ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓ，ｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｓｔｒｏｎｇｌｙｗｅａｔｈｅｒｅｄｍｕｄｓｔｏｎｅ，ｔｈｅｍｕｄｄｉｅｄｉｎｔｅｒｌａｙｅｒａｎｄｔｈｅｍｕｄｓｔｏｎｅｗｉｔｈｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄ，ａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｌａｗｓｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｙｅｒａｎｇｌｅａｎｄｔｈｅｃｏｎｆｉｎｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｏｎｔｈｅｓｔｒｅｎｇｔｈｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗｅｒｅｒｅ ｖｅａｌｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｓｔｒｅｓｓ ｓｔｒａｉｎｃｕｒｖｅｓｏｆｔｈｅｓｔｒｏｎｇｌｙｗｅａｔｈｅｒｅｄｍｕｄｓｔｏｎｅａｎｄｔｈｅｍｕｄｄｉｅｄｉｎｔｅｒｌａｙｅｒａｒｅｓｔｒａｉｎ ｓｏｆｔｅｎｉｎｇｔｙｐｅａｎｄｓｔｒａｉｎ ｈａｒｄｅｎｉｎｇｔｙｐｅ，ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｔｈｅｒｅｅｘｉｓｔｓａｃｒｉｔｉｃａｌｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎａｎｇｌｅｒａｎｇｅｆｏｒｓｐｅｃｉｍｅｎｓｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｔｈｅｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ．Ｗｈｅｎｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｙｅｒａｎｇｌｅｉｓｗｉｔｈｉｎｔｈｅｒａｎｇｅ，ｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｓｕｒｆａｃｅｏｃｃｕｒｓｉｎｔｈｅｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ．Ｗｈｅｎｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｙｅｒａｎｇｌｅｉｓｏｕｔｓｉｄｅｔｈｅｒａｎｇｅ，ｓｐｅｃｉｍｅｎｓｕｎｄｅｒｇｏｇｌｏｂａｌｓｈｅａｒｄａｍａｇｅ．Ｗｈｅｎｔｈｅｃｏｎｆｉｎｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｅｘｃｅｅｄｓ０．４ＭＰａ，ｔｈｅｃｏｎｆｉｎｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｈａｓｎｏｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｔｈｅｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｓｌｏｐｅ；ｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ；ｔｒｉａｘｉａｌｔｅｓｔ；ｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎａｎｇｌｅ；ｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅ收稿日期：２０２０ ０９ ０６． 作者简介：傅旭东（１９６６—），男，博士，教授，博士生导师，ｘｄｆｕ＠ｗｈｕ．ｅｄｕ．ｃｎ．基金项目：国家自然科学基金资助项目（５１９７８５４０）、湖北省自然科学基金资助项目（２０１９ＣＦＢ４８８）．引用本文：傅旭东，卢继忠，黄斌，等．含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究［Ｊ］．东南大学学报（自然科学版），２０２１，５１（２）：２４２２４８．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１－０５０５．２０２１．０２．００８． 随着公路建设的高速发展，高等级公路跨越不同的地质地貌单元，出现了大量的高填路堤和深挖ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ路堑，在公路施工及运营中，保持其稳定极为重要［１］．边坡中各类结构面，尤其是软弱夹层常成为边坡失稳的主要因素［２４］，路基的开挖或填筑导致软弱夹层所受的应力状态改变，对边坡的稳定性不利［５］．坡体深层软弱夹层及其附近存在着加速蠕变带和剪切破坏带［６］，边坡失稳不仅取决于软弱夹层的抗剪强度，还与软弱夹层附近岩层的抗剪强度有关，因此含软弱夹层的岩体的强度及破坏模式对边坡稳定性的研究尤为重要．含软弱夹层的岩体的强度参数与其破坏模式相关，需研究不同状态下含软弱夹层的岩体的破坏模式，从而选出能反映其实际破坏状态的强度参数［７］．一些学者基于现场直剪试验从软弱夹层的剪切变形特征［８１０］、剪切变形模型［１１］、软弱夹层厚度［１２］等方面对其抗剪强度参数进行了研究，但现场试验存在设备复杂、耗时费力、成本高、效率低等缺点［１３１４］，难以得到广泛的应用．Ｈａｔｚｏｒ等［１５］通过室内直剪试验得到软弱夹层抗剪强度参数的实测值，发现用该实测值无法对边坡发生的实际破坏模式进行合理的解释．这与直剪试验无法准确反映含不同倾角软弱夹层的岩体的实际破坏模式有关．三轴试验能较好地反映含不同倾角软弱夹层的岩体的破坏模式，一些学者通过三轴试验研究了倾角对含软弱夹层的岩体强度和破坏模式的影响．宋彦琦等［１６］对天然状态下含０°、３０°、４５°、６０°、９０°倾角的软弱夹层试样进行三轴压缩试验，发现试样的强度及破坏模式与倾角有关，６０°倾角时试样的破裂面与夹层面完全重合．Ｌｕｏ等［１７］和郑青松等［１８］对人工制备的不同倾角的软弱夹层试样进行三轴压缩试验，研究倾角对其应力应变和破坏模式的影响，指出了Ｊａｅｇｅｒ单结构面理论［１９］的不足．吕布等［２０］对含不同软硬接触面倾角的试样开展三轴压缩试验，对其破坏模式及Ｄｕｎｃａｎ Ｃｈａｎｇ模型参数进行了研究．以上对软弱夹层的三轴试验研究，均是针对夹层厚度很小或者无夹层的情况，属于接触问题［２１］，没有考虑软弱夹层强度的影响，而实际工程中，软弱夹层的厚度及强度是必须考虑的［２２］．针对上述不足，本文首先将取自某边坡的钻孔芯样制成强风化泥岩、泥化夹层三轴试样，采用三轴固结不排水剪试验对其强度特性进行了研究；然后制作含不同倾角的软弱夹层三轴试样（软弱夹层厚度为试样高度的６％，约为１２ｍｍ）进行三轴固结不排水剪试验，结合理论推导对含２０°和４５°倾角的软弱夹层三轴试样的强度和破坏模式进行研究，还研究了围压对试样破坏模式的影响．研究成果对边坡的稳定性分析和加固方案的设计具有一定的参考价值．１ 试验概况１．１ 试样制备甘肃省天水市秦安县属陇中南部温带半温润气候，其雒堡村某边坡深层软弱层的埋深为８０～１００ｍ，钻孔取软弱层、非软弱层试样，软弱层为泥化夹层，非软弱层为强风化泥岩，边坡坡度在３５°左右，软弱层倾角约为２０°．试样制备如下：１）将强风化泥岩钻孔芯样放置于切土盘进行切削，制备成Φ３９．１ｍｍ×Ｈ８０ｍｍ的强风化泥岩原状样，试样的初始密度为２．２３ｇ／ｃｍ３，初始含水率（质量分数）为１４．８％，饱和度为９２．０％．２）将泥化夹层钻孔芯样进行风干并制备泥化夹层重塑样，试样的密度和含水率与泥化夹层的天然密度和含水率相等．试样尺寸为Φ３９．１ｍｍ×Ｈ８０ｍｍ，初始密度为１．８９ｇ／ｃｍ３，初始含水率为１２．２％，饱和度为４５．０％．３）分别制作含２０°和４５°倾角的软弱夹层三轴试样（见图１），试样尺寸为Φ１０１ｍｍ×Ｈ２００ｍｍ，软弱夹层厚度为试样高度的６％，约为１２ｍｍ．试样的上、下部分采用强风化泥岩原状土：用切土盘、切割机及砂轮切削成含有２０°和４５°斜面的圆柱，并对斜面作粗糙处理［１９］，然后将其放入制样器中；中间软弱夹层采用泥化夹层重塑土（其密度、含水率分别与泥化夹层的天然密度、含水率相等）．（ａ）２０°倾角（ｂ）４５°倾角图１ 软弱夹层的三轴试样１．２ 试验方案采用ＫＴＬ全自动三轴仪，按照《土工试验规程》（ＳＬ２３７—１９９９）［２３］对强风化泥岩试样、泥化夹层试样和含软弱夹层的试样进行三轴固结不排水剪试验（即ＣＵ试验）．由于钻孔样的埋深较大，本试验中强风化泥岩试样的围压分别为０．８、１．２、１．６ＭＰａ，泥化夹层试样的围压分别为０．４、０．８、１．２ＭＰａ，含软弱夹层的试样围压为０．８ＭＰａ（根据软弱夹层埋深取值）．对３４２第期傅旭东，等：含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ试样进行抽真空饱和，然后进行反压饱和，再在预定围压条件下进行各向等压固结，待固结完成后进行不排水剪切，剪切速率控制为０．１％／ｍｉｎ，全自动记录轴力、轴向变形、孔压等物理量．本试验的应力应变关系曲线有峰值时，取峰值为破坏点；应力应变关系曲线无峰值时，取轴向应变ε１＝１５％为强度破坏点．２ 强风化泥岩和泥化夹层的强度特性２．１ 强风化泥岩的强度特性对强风化泥岩的原状样进行固结不排水剪试验得到的应力应变关系曲线、孔压应变关系曲线、应力圆与强度包线如图２（ａ）～（ｃ）、图３（ａ）所示，图中σ１为大主应力，σ３为小主应力，σ１－σ３为主应力差，ｕ为孔压，σ为法向应力，τ为剪应力．试验参数如表１所示，其中ｃｃｕ、φｃｕ为三轴固结不排水剪试验得到的总应力强度指标，ｃ′、φ′为三轴固结不排水剪试验得到的有效应力强度指标，Ｋ、ｎ为初始切线模量Ｅｉ＝Ｋｐａσ３／ｐ()ａｎ的试验常数（ｐａ为大气压力，小主应力σ３在三轴试验中为围压）．强风化泥岩的ｃ′＝４．８ｋＰａ，φ′＝３２．６°，Ｋ＝２３９．１． 由图２（ａ）～（ｃ）可知，强风化泥岩的应力应变曲线为应变软化型，峰值前为明显的线弹性变形阶段；孔压应变关系也呈峰后软化的形态，孔压峰值点与强度峰值点对应的应变基本一致．由图３（ａ）可知，有效应力强度指标与总应力强度指标相比，有效应力黏聚力略小，内摩擦角略大．由图４（ａ）可知，试样呈明显的剪切破坏形态，且破坏角度约６０°，与理论值４５°＋φ′／２＝６１．３°非常接近．２．２ 泥化夹层的强度特性对泥化夹层重塑样进行固结不排水剪试验得到的应力应变关系曲线、孔压应变关系曲线、应力圆与强度包线如图２（ｄ）～（ｆ）、图３（ｂ）所示，试验参数如表１所示．泥化夹层的ｃ′＝２．０ｋＰａ，φ′＝２２．９°，Ｋ＝９０．２．由图２（ｄ）～（ｆ）可知，泥化夹层的应力应变曲线为应变硬化型，无明显的峰值，取轴向应变ε１＝１５％为强度破坏点；孔压应变关系也为硬化形态．由图３（ｂ）可知，有效应力强度指标与总应力强度指标相比，有效应力黏聚力较大，内摩擦角较大．由图４（ｂ）可知，试样的破坏模式为鼓胀．ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ表１ 强风化泥岩与泥化夹层的三轴固结不排水剪试验参数试样类型ｃｃｕ／ｋＰａφｃｕ／（°）ｃ′／ｋＰａφ′／（°）Ｋｎ强风化泥岩９．２３０．６４．８３２．６２３９．１０．７８３５泥化夹层 ０．５１４．３２．０２２．９９０．２０．９９９１（ａ）强风化泥岩（ｂ）泥化夹层图４ 围压０．８ＭＰａ下强风化泥岩与泥化夹层的破坏模式对比 因此，强风化泥岩的内摩擦角大于泥化夹层的内摩擦角，其中总应力内摩擦角大１６．３°，有效应力内摩擦角大９．７°；前者的Ｋ约为后者的２．７倍．３ 含软弱夹层的试样破坏模式３．１ 试验结果对含２０°和４５°倾角软弱夹层的三轴试样进行０．８ＭＰａ下三轴固结不排水剪试验，得应力应变、孔压应变关系曲线如图５所示，破坏模式如图６所示．由图５（ａ）中的应力应变曲线可知，含２０°倾角软弱夹层的试样破坏的极限主应力差σ１－σ３为１．４１０ＭＰａ，则试样的极限大主应力为２．２１０ＭＰａ，接近强风化泥岩达到极限平衡状态时的大主应力２．４９１ＭＰａ，相差约１１％，这可能与试样破坏面经（ａ）含２０°软弱夹层的试样（ｂ）含４５°软弱夹层的试样图５ 围压０．８ＭＰａ下含软弱夹层的试样应力应变、孔压应变关系曲线（ａ）２０°倾角（ｂ）４５°倾角图６ 围压０．８ＭＰａ下含软弱夹层的试样破坏模式过软弱夹层有关；应力应变曲线和原状样相同，都为应变软化型，孔压最大为０．４５１ＭＰａ．结合图６（ａ）中试样的破坏形态为斜面剪切破坏，破坏角约为６０°，可以认为含２０°倾角软弱夹层的三轴试样破坏面发生在非软弱夹层中，即试样发生整体剪切破坏．由图５（ｂ）中的应力应变曲线可知，含４５°倾角软弱夹层的试样破坏的极限主应力差σ１－σ３为０．５５０ＭＰａ，与试样沿软弱夹层发生破坏时的主应力差０．５４９ＭＰａ基本相等，且应力应变曲线和重塑样相同，都是应变硬化型，试样孔压最大为０．５５２ＭＰａ．在４５°倾角试验过程中，试样先在图６（ｂ）中线１的左端产生凸起，逐渐沿线１产生滑动，线２也逐渐形成，然后试样的顶面会产生一个顺时针的转角，线３逐渐形成，最后试样的上半部分沿着直线３和１产生滑动，这与文献［２４］中提出的剪切带倾角不是固定不变的，而是随着剪切带的发展有逐渐增大的趋势的结论相吻合．因此，可以认为含４５°倾角软弱夹层的三轴试样，破坏面发生在软弱夹层中．综合来说，含２０°倾角软弱夹层的三轴试样在三轴压缩时的整体破坏形态为斜面剪切破坏，破坏面发生在非软弱夹层中，破坏角约为６０°．当软弱夹层的倾角为４５°时，软弱夹层部位会出现明显的沿软弱夹层的剪切滑移，破坏首先发生在软弱夹层内部（见图６（ｂ）中的线１），随着应变的进一步增加，软弱夹层处的局部失稳和破坏逐渐向非软弱夹层内部传递（见图６（ｂ）中的线３），进而影响试样的整体强度和变形，最终导致试样在较低强度下的整体破坏．３．２ 理论推导莫尔圆中含软弱夹层的试样破坏模式推导如图７所示．由文献［９］可知，当软弱夹层的厚度较大时，接触面的抗剪强度与软弱夹层的抗剪强度类似，故本文不考虑软弱夹层和非软弱夹层接触面的影响．５４２第期傅旭东，等：含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ图７ 含软弱夹层的三轴试样破坏模式理论分析示意图根据莫尔库伦理论［２５］，当非软弱夹层达到极限平衡状态时 σ１＝σ３ｔａｎ２４５°＋φ１()２＋２ｃ１ｔａｎ４５°＋φ１()２（１）式中，ｃ１、φ１为非软弱夹层的强度参数．图７中点Ａ（或Ｂ）位于软弱夹层强度线上，坐标为σ１＋σ３２＋σ１－σ３２ｃｏｓ２α，σ１－σ３２ｓｉｎ２()α，其中α为软弱夹层与小主应力σ３的夹角．根据库伦公式，对于软弱夹层强度线有τ＝ｃ２＋σｔａｎφ２（２）式中，ｃ２、φ２为软弱夹层的强度参数．将点Ａ（或Ｂ）的坐标代入式（２）中，有σ１－σ３２ｓｉｎ２α＝ｃ２＋σ１＋σ３２＋σ１－σ３２ｃｏｓ２()αｔａｎφ２（３）令ｍ＝２ｃ２＋（σ１＋σ３）ｔａｎφ２σ１－σ３，ｎ＝ｍｔａｎφ２１＋ｔａｎ２φ２，则式（３）化简得ｃｏｓ２２α＋ｎｃｏｓ２α－１－ｍ２１＋ｔａｎ２φ２＝０（４）解得αＡ＝１２ａｒｃｏｓ－ｎ－１－ｍ２１＋ｔａｎ２φ２＋ｎ槡()２（５）αＢ＝１２ａｒｃｏｓ－ｎ＋１－ｍ２１＋ｔａｎ２φ２＋ｎ槡()２（６）式中，αＡ、αＢ为试样沿软弱夹层破坏的临界倾角．当软弱夹层的夹角α＞αＡ或α＜αＢ时，破坏面发生在非软弱夹层中，其破坏角为（４５°＋φ１／２），试样破坏时的大主应力σ１＝σ３·ｔａｎ２４５°＋φ１()２＋２ｃ１ｔａｎ４５°＋φ１()２；当软弱夹层的夹角αＢ≤α≤αＡ时，破坏面发生在软弱夹层中，试样破坏时的大主应力σ１＝２（ｃ２＋σ３ｔａｎφ２）（１－ｔａｎφ２ｃｏｔα）ｓｉｎ２α＋σ３．在本文的三轴固结不排水剪试验中，采用前述强风化泥岩的原状样来模拟非软弱夹层，用泥化夹层的重塑样来模拟软弱夹层，软弱夹层和非软弱夹层的强度参数如表１所示，总应力强度参数低于有效应力强度参数．为偏于工程安全，采用总应力分析法，即不考虑孔隙压力的影响，将总应力强度参数代入式（５）、式（６）、式（１）和式（３），可以计算得到围压０．８ＭＰａ下含软弱夹层的试样的三轴固结不排水剪试验破坏模式和强度．当软弱夹层的倾角２１．５°≤α≤８２．８°时，破坏面发生在软弱夹层中；当软弱夹层的倾角α＜２１．５°或者α＞８２．８°时，破坏面发生在非软弱夹层中．围压０．８ＭＰａ下试样强度随软弱夹层夹角的变化曲线如图８所示．图８ 围压０．８ＭＰａ下试样强度随软弱夹层夹角的变化曲线由图８可知，当软弱夹层的夹角为２０°时，含软弱夹层的试样的破坏面发生在非软弱夹层中，试样的极限大主应力σ１＝２．４９１ＭＰａ；当软弱夹层的夹角为４５°时，含软弱夹层的试样的破坏面发生在软弱夹层中，试样的极限大主应力σ１＝１．３４９ＭＰａ．这与试验结果吻合．同时，当软弱夹层的夹角α＞αＡ或α＜αＢ时，试样的强度基本不随软弱夹层夹角的变化而变化；当软弱夹层的夹角αＢ≤α≤αＡ时，试样的强度随软弱夹层夹角的增大呈现出先减小后增大的趋势，当夹层角度为４５°＋φ２／２时，试样的强度达到最小．３．３ 围压对破坏模式的影响将软弱夹层和非软弱夹层的总应力抗剪强度参数代入式（５）与式（６），比较不同围压下的含软弱夹层试样的破坏模式，如表２所示．由表可知，当围压超过０．４ＭＰａ后，围压对含软弱夹层试样的破坏模式基本无影响，含软弱夹层试样的破坏模式仅与其抗剪强度参数相关．这与文献［２２］中得出的当软弱夹层的深度增大到一定值时，边坡稳定性不再受软弱夹层深度影响的结论相似．表２ 不同围压下破坏面发生在软弱夹层中的夹角条件围压／ＭＰａ软弱夹层夹角条件０．０５２０．１°≤α≤８４．２°０．１２０．８°≤α≤８３．５°０．４２１．４°≤α≤８２．９°０．８２１．５°≤α≤８２．８°１．２２１．６°≤α≤８２．７°１．６２１．６°≤α≤８２．７°６４２东南大学学报（自然科学版） 第５１卷ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ４ 结论１）采用三轴固结不排水剪试验，对某边坡强风化泥岩和泥化夹层的强度特性进行了研究，发现强风化泥岩的应力应变曲线为应变软化型，泥化夹层的应力应变曲线为应变硬化型，强风化泥岩的内摩擦角大于泥化夹层的内摩擦角，其中总应力内摩擦角大１６．３°，有效应力内摩擦角大９．７°；强风化泥岩的Ｋ为泥化夹层的２．７倍．２）对含不同倾角软弱夹层的三轴试样破坏模式的理论推导和试验研究均表明，试样破坏时存在临界倾角αＡ、αＢ，当软弱夹层的夹角为α＞αＡ或α＜αＢ时，试样发生整体破坏，其破坏角为（４５°＋φ１／２）；当软弱夹层的夹角为αＢ≤α≤αＡ时，破坏面发生在软弱夹层中．３）当软弱夹层的夹角α＞αＡ或α＜αＢ时，试样的强度基本不随软弱夹层夹角的变化而变化；当软弱夹层的夹角αＢ≤α≤αＡ时，试样的强度随软弱夹层夹角的增大呈现出先减小后增大的特点，当夹层角度为（４５°＋φ２／２）时，试样的强度最低．４）比较不同围压下含软弱夹层试样的破坏模式，发现当围压超过０．４ＭＰａ后，围压对含软弱夹层试样的破坏模式基本无影响，此时试样的破坏模式仅与其抗剪强度参数相关．参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］李志刚，邓学钧，陈云鹤．基于能量法的高等级公路路堤边坡冲刷临界坡度研究［Ｊ］．东南大学学报（自然科学版），２００３，３３（３）：３４０ ３４２．ＤＯＩ：１０．３３２１／ｊ．ｉｓｓｎ：１００１ ０５０５．２００３．０３．０２３．ＬｉＺＧ，ＤｅｎｇＸＪ，ＣｈｅｎＹＨ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｃｒｉｔｉｃａｌｇｒａ ｄｉｅｎｔｆｏｒｅｒｏｓｉｏｎｏｆｅｘｐｒｅｓｓｗａｙｅｍｂａｎｋｓｌｏｐｅｂａｓｅｄｏｎｅｎｅｒｇｙｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２００３，３３（３）：３４０３４２．ＤＯＩ：１０．３３２１／ｊ．ｉｓｓｎ：１００１０５０５．２００３．０３．０２３．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２］程强，周德培，封志军．典型红层软岩软弱夹层剪切蠕变性质研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００９，２８（ｚ１）：３１７６３１８０．ＤＯＩ：１０．３３２１／ｊ．ｉｓｓｎ：１０００６９１５．２００９．ｚ１．０８７．ＣｈｅｎｇＱ，ＺｈｏｕＤＰ，ＦｅｎｇＺＪ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｓｈｅａｒｃｒｅｅｐｐｒｏｐｅｒｔｙｏｆｔｙｐｉｃａｌｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｉｏｎｉｎｒｅｄｂｅｄｓｏｆｔｒｏｃｋ［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒ ｉｎｇ，２００９，２８（ｚ１）：３１７６３１８０．ＤＯＩ：１０．３３２１／ｊ．ｉｓｓｎ：１０００６９１５．２００９．ｚ１．０８７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［３］刘小丽，周德培．有软弱夹层岩体边坡的稳定性评价［Ｊ］．西南交通大学学报，２００２，３７（４）：３８２３８６．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．０２５８２７２４．２００２．０４．００７．ＬｉｕＸＬ，ＺｈｏｕＤＰ．Ｓｔａｂｉｌｉｔｙｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｒｏｃｋｍａｓｓｓｌｏｐｅｗｉｔｈｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｅｄｌａｙｅｒｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｕｔｈ ｗｅｓｔＪｉａｏｔｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２００２，３７（４）：３８２３８６．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．０２５８２７２４．２００２．０４．００７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［４］ＨｕａｎｇＭＳ，ＦａｎＸＰ，ＷａｎｇＨＲ，ｅｔａｌ．Ｔｈｒｅｅ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｓｔａｂｉｌｉｔｙｌｉｍｉｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｌｏｐｅｓｗｉｔｈｗｅａｋｉｎｔｅｒ ｌａｙｅｒｕｎｄｅｒｒａｉｎｆａｌｌｃｏｎｄｉｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｒｏｔａｔｉｏｎ ｔｒａｎｓｌａ ｔｉｏｎｃｏｍｂｉｎｅｄｍｅｃｈａｎｉｓｍ［Ｃ］／／１２ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎＬａｎｄｓｌｉｄｅｓ．Ｎａｐｏｌｉ，Ｉｔａｌｙ，２０１６，１／２／３：１１１５１１２０．［５］祝艳波，余宏明．巴东组碎屑土夹层的非饱和蠕变经验模型［Ｊ］．中国公路学报，２０１６，２９（４）：２２２９．ＤＯＩ：１０．１９７２１／ｊ．ｃｎｋｉ．１００１７３７２．２０１６．０４．００４．ＺｈｕＹＢ，ＹｕＨＭ．ＥｍｐｉｒｉｃａｌｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄｃｒｅｅｐｍｏｄｅｌｓｆｏｒｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｅｄｓｏｉｌｓｏｆＢａｄｏｎｇｆｏｒｍａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＣｈｉｎａＪｏｕｒｎａｌｏｆＨｉｇｈｗａｙａｎｄＴｒａｎｓｐｏｒｔ，２０１６，２９（４）：２２２９．ＤＯＩ：１０．１９７２１／ｊ．ｃｎｋｉ．１００１７３７２．２０１６．０４．００４．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［６］王恭先，徐峻龄，刘光代，等．滑坡学与滑坡防治技术［Ｍ］．北京：中国铁道出版社，２００４：１３５１３８．［７］童志怡．岩质边坡滑动面力学参数的取值理论和方法研究［Ｄ］．武汉：中国科学院武汉岩土力学研究所，２００９．ＴｏｎｇＺＹ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｓｅｌｅｃｔｉｏｎｔｈｅｏｒｙａｎｄｍｅｔｈｏｄｏｆｓｌｉｄｉｎｇｐｌａｎｅｍｅｃｈａｎｉｃｓｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｒｏｃｋｓｌｏｐｅ［Ｄ］．Ｗｕｈａｎ：ＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，ＣｈｉｎｅｓｅＡｃａｄｅｍｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅｓ，２００９．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［８］许宝田，阎长虹，陈汉永，等．边坡岩体软弱夹层力学特性试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００８，２９（１１）：３０７７３０８１．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００７５９８．２００８．１１．０３３．ＸｕＢＴ，ＹａｎＣＨ，ＣｈｅｎＹＨ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｙｏｆｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｅｄｌａｙｅｒｓｉｎｓｌｏｐｅｒｏｃｋｍａｓｓ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００８，２９（１１）：３０７７３０８１．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００７５９８．２００８．１１．０３３．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［９］ＸｕＢＴ，ＹａｎＣＨ．Ａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｏｆａｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｅｄｌａｙｅｒ［Ｊ］．ＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＲｏｃｋＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１４，４７（２）：７９１７９８．ＤＯＩ：１０．１００７／ｓ００６０３０１３０４２０９．［１０］李克钢，许江，李华，等．云阳寨坝滑坡滑移面剪切变形特性实验［Ｊ］．重庆大学学报（自然科学版），２００３，２６（７）：１１３１１５．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００５８２Ｘ．２００３．０７．０２９．ＬｉＫＧ，ＸｕＪ，ＬｉＨ，ｅｔａｌ．ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｓｈｅａｒｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎｏｆｔｈｅｄｉｓｃｏｎｔｉｎｕｉｔｙｏｆＺＨＡＩＢＡｌａｎｄ ｓｌｉｄｅｉｎｔｈｅＹｕｎｙａｎｇＣｉｔｙ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｏｎｇｑｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２００３，２６（７）：１１３１１５．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００５８２Ｘ．２００３．０７．０２９．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１１］许宝田，阎长虹，刘军熙，等．边坡岩体软弱夹层剪７４２第期傅旭东，等：含软弱夹层的强风化泥岩强度及破坏模式试验研究切变形本构模型研究［Ｊ］．岩土力学，２０１０，３１（Ｓ２）：６５６９．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１０．ｓ２．０５４．ＸｕＢＴ，ＹａｎＣＨ，ＬｉｕＪＸ，ｅｔａｌ．Ｓｔｕｄｙｏｆｓｈｅａｒｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｍｏｄｅｌｏｆｗｅａｋｉｎｔｅｒｃａｌａｔｅｄｌａｙｅｒｓｉｎｓｌｏｐｅ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１０，３１（Ｓ２）：６５６９．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１０．ｓ２．０５４．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１２］王智德，夏元友，夏国邦，等．顺层岩质边坡结构面抗剪强度特性试验研究［Ｊ］．岩土力学，２０１５，３６（Ｓ２）：１９３２００．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１５．Ｓ２．０２５．ＷａｎｇＺＤ，ＸｉａＹＹ，ＸｉａＧＢ，ｅｔａｌ．Ａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｐｌａｎｅｏｆｂｅｄｄｉｎｇｒｏｃｋｓｌｏｐｅ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１５，３６（Ｓ２）：１９３２００．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１５．Ｓ２．０２５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１３］李克钢，许江，李树春．三峡库区岩体天然结构面抗剪性能试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００５，２６（７）：１０６３１０６７．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２００５．０７．０１２．ＬｉＫＧ，ＸｕＪ，ＬｉＳＣ．Ｓｔｕｄｙｏｎｐｒｏｐｅｒｔｙｏｆｒｏｃｋｍａｓｓｄｉｓｃｏｎｔｉｎｕｉｔｙｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｉｎｔｈｒｅｅｇｏｒｇｅｓｒｅｓｅｒｖｏｉｒａｒｅａ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００５，２６（７）：１０６３１０６７．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２００５．０７．０１２．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１４］游志诚，王亮清，杨艳霞，等．基于三维激光扫描技术的结构面抗剪强度参数各向异性研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１４，３３（Ｓ１）：３００３３００８．ＤＯＩ：１０．１３７２２／ｊ．ｃｎｋｉ．ｊｒｍｅ．２０１４．ｓ１．０５８．ＹｏｕＺＣ，ＷａｎｇＬＱ，ＹａｎｇＹＸ，ｅｔａｌ．Ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｄｉｓｃｏｎｔｉｎｕｉｔｙｂａｓｅｄｏｎｔｈｒｅｅ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｌａｓｅｒｓｃａｎｎｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１４，３３（Ｓ１）：３００３３００８．ＤＯＩ：１０．１３７２２／ｊ．ｃｎｋｉ．ｊｒｍｅ．２０１４．ｓ１．０５８．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１５］ＨａｔｚｏｒＹＨ，ＬｅｖｉｎＭ．Ｔｈｅｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｃｌａｙ ｆｉｌｌｅｄｂｅｄｄｉｎｇｐｌａｎｅｓｉｎｌｉｍｅｓｔｏｎｅｓ—ｂａｃｋ ａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｓｌｏｐｅｆａｉｌｕｒｅｉｎａｐｈｏｓｐｈａｔｅｍｉｎｅ，Ｉｓｒａｅｌ［Ｊ］．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ＆ＧｅｏｌｏｇｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９７，１５（４）：２６３２８２．ＤＯＩ：１０．１００７／ＢＦ００８８０７０９．［１６］宋彦琦，李名，刘江，等．含不同倾角天然软弱夹层的大理岩破坏试验［Ｊ］．中国矿业大学学报，２０１５，４４（４）：６２３６２９．ＤＯＩ：１０．１３２４７／ｊ．ｃｎｋｉ．ｊｃｕｍｔ．０００３５６．ＳｏｎｇＹＱ，ＬｉＭ，ＬｉｕＪ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｔｅｓｔｏｎｍａｒｂｌｅｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｎａｔｕｒａｌｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｌｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｉｎａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＭｉｎｉｎｇａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１５，４４（４）：６２３６２９．ＤＯＩ：１０．１３２４７／ｊ．ｃｎｋｉ．ｊｃｕｍｔ．０００３５６．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１７］ＬｕｏＰＰ，ＷａｎｇＳＲ，ＨａｇａｎＰ，ｅｔａｌ．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒ ｆｏｒｍａｎｃｅｓｏｆｃｅｍｅｎｔ ｇｙｐｓｕｍｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌｃｏｎｔａｉｎｉｎｇａｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｌｅｓ［Ｊ］．ＤＹＮＡ—ＩｎｇｅｎｉｅｒíａＥＩｎｄｕｓｔｒｉａ，２０１９，９４（４）：４４７４５４．ＤＯＩ：１０．６０３６／９１９１．［１８］郑青松，刘恩龙，刘明星．三轴试验下结构面倾角对制备岩样力学特性的影响［Ｊ］．岩土力学，２０１９，４０（５）：１８５４１８６１．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１８．１２３０．ＺｈｅｎｇＱＳ，ＬｉｕＥＬ，ＬｉｕＭＸ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｄｉｐａｎｇｌｅｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｐｌａｎｅｓｏｎｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆａｒｔｉｆｉｃｉａｌｒｏｃｋｓａｍｐｌｅｓｕｎｄｅｒｔｒｉａｘｉａｌｔｅｓｔｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１９，４０（５）：１８５４１８６１．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２０１８．１２３０．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１９］ＪａｅｇｅｒＪＣ．Ｓｈｅａｒｆａｉｌｕｒｅｏｆａｎｉｓｔｒｏｐｉｃｒｏｃｋ［Ｊ］．Ｇｅｏ ｌｏｇｉｃａｌＭａｇａｚｉｎｅ，１９６０，９７（１）：６５７２．ＤＯＩ：１０．１０１７／Ｓ００１６７５６８０００６１１００．［２０］吕布，杨之俊，韦秀东，等．坝基不同倾角软弱夹层的破坏模式及Ｄ Ｃ模型参数研究［Ｊ］．岩土工程学报，２０１９，４１（Ｓ１）：１８９１９２．ＤＯＩ：１０．１１７７９／ＣＪＧＥ２０１９Ｓ１０４８．ＬüＢ，ＹａｎｇＺＪ，ＷｅｉＸＤ，ｅｔａｌ．Ｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓａｎｄｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｍｏｄｅｌｆｏｒｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｏｆｄａｍｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎａｎｇｌｅｓ［Ｊ］．ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１９，４１（Ｓ１）：１８９１９２．ＤＯＩ：１０．１１７７９／ＣＪＧＥ２０１９Ｓ１０４８．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２１］杨令强，练继建，陈祖坪．软弱夹层的接触问题与强度问题探讨［Ｊ］．水利水电技术，２００２，３３（６）：１７１９．ＤＯＩ：１０．１３９２８／ｊ．ｃｎｋｉ．ｗｒａｈｅ．２００２．０６．００５．ＹａｎｇＬＱ，ＬｉａｎＪＪ，ＣｈｅｎＺＰ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｎｃｏｎｔａｃｔｐｒｏｂｌｅｍａｎｄｉｎｔｅｎｓｉｏｎｐｒｏｂｌｅｍｏｆｓｏｆｔｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｓ［Ｊ］．ＷａｔｅｒＲｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＨｙｄｒｏｐｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００２，３３（６）：１７１９．ＤＯＩ：１０．１３９２８／ｊ．ｃｎｋｉ．ｗｒａｈｅ．２００２．０６．００５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２２］皮晓清，李亮，唐高朋，等．基于有限元极限上限法的含软弱夹层边坡稳定性分析［Ｊ］．铁道科学与工程学报，２０１９，１６（２）：３５１３５８．ＤＯＩ：１０．１９７１３／ｊ．ｃｎｋｉ．４３１４２３／ｕ．２０１９．０２．０１０．ＰｉＸＱ，ＬｉＬ，ＴａｎｇＧＰ，ｅｔａｌ．Ｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｆｏｒｓｏｉｌｓｌｏｐｅｓｗｉｔｈｗｅａｋｉｎｔｅｒｌａｙｅｒｓｕｓｉｎｇｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｕｐｐｅｒｂｏｕｎｄｌｉｍｉｔａｎａｌｙｓｉｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＲａｉｌｗａｙＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１９，１６（２）：３５１３５８．ＤＯＩ：１０．１９７１３／ｊ．ｃｎｋｉ．４３１４２３／ｕ．２０１９．０２．０１０．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２３］中华人民共和国水利部．土工试验规程：ＳＬ２３７—１９９９［Ｓ］．北京：中国水利水电出版社，１９９９．［２４］李蓓，赵锡宏，董建国．上海粘性土剪切带倾角的试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００２，２３（４）：４２３４２７．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２００２．０４．００７．ＬｉＢ，ＺｈａｏＸＨ，ＤｏｎｇＪＧ．ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｓｈｅａｒｂａｎｄｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎｉｎＳｈａｎｇｈａｉｃｌａｙ［Ｊ］．ＲｏｃｋａｎｄＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００２，２３（４）：４２３４２７．ＤＯＩ：１０．１６２８５／ｊ．ｒｓｍ．２００２．０４．００７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２５］陈晓平，傅旭东．土力学与基础工程［Ｍ］．２版．北京：中国水利水电出版社，２０１６：１０６１０９．８４２东南大学学报（自然科学版） 第５１卷ｈｔｔｐ：／／ｊｏｕｒｎａｌ．ｓｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ。
煤矿泥岩冲击动态力学特性与破裂破碎特征分析
煤矿泥岩冲击动态力学特性与破裂破碎特征分析王梦想;汪海波;宗琦【摘要】煤矿巷道围岩在采掘过程中受多种动载作用,为了研究动载对围岩破坏变形的影响,通过直径50 mm分离式Hopkinson试验装置开展不同冲击气压下煤矿常见泥岩在冲击荷载作用下的动态力学特性和破裂破碎特征试验,研究了不同冲击气压状态下试件应力应变特征、破坏形态和试件动态强度随应变率增长规律,分析了试验过程中应力波传播与试件裂纹扩展的关系.结果表明:在设定的试验条件下,泥岩试件的加载率、应变率和峰值应变均表现出随冲击气压的增大而增大;试件的动态单轴抗压强度随着应变率的增加呈现指数型增长,表现出强应变率效应;试件在反射应力波与透射应力波共同作用下,产生环向拉裂破坏和轴向劈裂破坏.【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2019(038)004【总页数】7页(P137-143)【关键词】煤矿泥岩;SHPB;应变率;破碎特性【作者】王梦想;汪海波;宗琦【作者单位】安徽理工大学土木建筑学院,安徽淮南232001;安徽理工大学土木建筑学院,安徽淮南232001;安徽理工大学土木建筑学院,安徽淮南232001【正文语种】中文【中图分类】TD313;TU452煤炭开采环境大多为沉积岩，在煤系地层沉积岩中，泥岩是一种主要构成岩层，包括炭质泥岩、砂质泥岩和页岩等软弱岩体[1]。
泥岩以泥质为主，有较强的粘塑性，对应力、湿度、温度和地下水等环境因素极为敏感[2]，特别是应力条件变化时，泥岩的组成结构与力学性质会发生变化，以煤矿泥岩巷道爆破掘进为例，在爆破过程中，不同区域煤矿泥岩承受的外力为应力峰值强度和延时不同的冲击载荷，一方面岩体中的动应力场受外冲击荷载和泥岩本身特性的影响；另一方面泥岩的动态强度和变形特征在很大程度上取决于所处位置的动应力场[3]。
由于应力条件的变化，泥岩内部胶结弱化，强度降低，导致围岩支护结构变形过大，引发工程安全稳定性控制问题。
在工程实践中，爆破破岩、机械破岩、采矿地压的冲击作用等都体现为对1岩石的动态作用[4-5]。
泥岩实验报告
实验名称：泥岩物理性质实验实验日期：2023年X月X日实验地点：XX大学地质实验室一、实验目的1. 了解泥岩的基本物理性质。
2. 掌握泥岩的实验方法及数据处理。
3. 分析泥岩的物理性质对工程应用的影响。
二、实验原理泥岩是一种沉积岩，主要由黏土矿物组成。
本实验主要研究泥岩的物理性质，包括密度、含水率、抗剪强度等。
实验原理基于泥岩的物理性质与其工程应用密切相关，通过实验可以了解泥岩的工程特性。
三、实验仪器与材料1. 仪器：密度计、烘干箱、剪力试验机、游标卡尺、天平等。
2. 材料：泥岩样品。
四、实验步骤1. 密度测定（1）将泥岩样品放入烘干箱中，烘干至恒重。
（2）用天平称取烘干后的泥岩样品质量。
（3）用游标卡尺测量泥岩样品的尺寸。
（4）根据公式计算泥岩的密度。
2. 含水率测定（1）将泥岩样品放入烘干箱中，烘干至恒重。
（2）用天平称取烘干后的泥岩样品质量。
（3）用游标卡尺测量泥岩样品的尺寸。
（4）根据公式计算泥岩的含水率。
3. 抗剪强度测定（1）将泥岩样品制备成圆柱形试件。
（2）将试件放入剪力试验机中，进行抗剪试验。
（3）记录试件的破坏荷载。
（4）根据公式计算泥岩的抗剪强度。
五、实验数据及结果1. 密度实验样品编号：1烘干后质量（g）：10.0尺寸（cm）：2.0×2.0×2.0密度（g/cm³）：2.52. 含水率实验样品编号：1烘干后质量（g）：8.0尺寸（cm）：2.0×2.0×2.0含水率（%）：20%3. 抗剪强度实验样品编号：1破坏荷载（kN）：10.0抗剪强度（kPa）：5000六、实验结果分析1. 通过实验，可以得出泥岩的密度、含水率和抗剪强度等物理性质。
2. 泥岩的密度与黏土矿物的含量有关，实验样品的密度为2.5g/cm³，说明黏土矿物含量较高。
3. 泥岩的含水率对工程应用有较大影响，实验样品的含水率为20%，需注意水分对工程的影响。
泥岩的工程性质试验研究
泥岩的工程性质试验研究李宗耀;王炜【摘要】通过对泥岩的工程性质进行试验研究,掌握其工程特性以便更好的指导路基施工.【期刊名称】《技术与市场》【年(卷),期】2011(018)009【总页数】1页(P169)【关键词】泥岩;性质;试验;研究【作者】李宗耀;王炜【作者单位】葛洲坝集团四川内遂高速公路有限公司,四川成都610091;葛洲坝集团试验检测有限公司宜昌分公司,湖北宜昌443002【正文语种】中文四川省内江至遂宁高速公路位于四川盆地丘陵地区，路基填料以泥岩为主，局部有粉砂岩。
泥岩为弱固结的粘土，具有强度较低，风化不均匀，饱水软化、脱水开裂的特征，经过中等程度的后生作用（如挤压作用、脱水作用、重结晶作用及胶结作用等）即形成强固结的沉积岩。
泥岩是已固结成岩的，但层理不明显，或呈块状，局部失去可塑性，遇水不立即膨胀的沉积型岩石。
界限含水量有缩限含水量、塑限含水量、液（流）限含水量、粘限含水量、浮限含水量五种，在建筑工程中常用前三种含水量。
泥岩风干后，用木棰将样品破碎，取0.5mm以下颗粒进行界限含水量试验。
试验结果见表1。
试验结果表明，泥岩主要是由粉质黏土矿物组成。
新鲜泥岩风干后，用木棰将样品破碎，取40mm以下颗粒土料进行击实成型。
采用三种不同的击实功制成三种不同密度的试件，浸水96 h后进行承载比试验，最大击实功采用重型击实的击实功，为2 677 kJ/m3，其它击实功分别为最大击实功的50%和30%，即1 339 kJ/m3和803 kJ/m3。
试验结果见表2。
试验结果表明新鲜泥岩均能满足路基填料的强度要求，且浸水后不立即膨胀或只有微量膨胀。
采用最大击实功的50%和30%的功能制作的试件密度达到了最大击实功制作的试件密度的95.8%和93.4%。
取刚开挖的泥岩样品置于空气中，观测是否发生分散性破坏或表面掉渣、裂解等情况，确定泥岩在空气中的稳定性。
强风化泥岩很快发生分散性破坏，中风化和微风化泥岩部分表面出现裂缝，新鲜泥岩基本没有变化。
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Journal of Engineering Geology 工程地质学报1004－9665/2010/18（4）-0534-04泥岩损伤特性试验研究许宝田①②钱七虎①阎长虹②许宏发①（①解放军理工大学南京210007）（②南京大学地球科学与工程学院南京210093）摘要以南京长江三桥地基中的泥岩为对象，对泥岩进行三轴试验。
试验结果表明：随着侧压的增大，破坏荷载增大，塑性变形明显增大，岩石破坏后，残余强度随侧压增大而提高。
在此基础上研究分析了泥岩微元强度服从Weibull 分布，泥岩微元体破坏服从莫尔－库仑岩石强度判据时的损伤软化参数与围压的关系特征。
结合岩石破裂过程应力-应变全过程曲线，讨论了初始损伤特性，分析结果表明：泥岩初始损伤时的主应力差对数随围压增大而增大，两者呈线性关系；分析了泥岩损伤变量随主应力差变化关系，结果表明泥岩损伤变量与主应力差呈双曲线数学关系，通过对双曲线模型作线性化处理，结合试验数据采用回归分析法确定模型参数，分析结果发现F 0随围压的增大而增大，而m 则随压的增大而减小，反映泥岩随围压的增大，脆性度降低。
关键词泥岩损伤特性试验研究中图分类号：TU451文献标识码：A*收稿日期：2009－08－31；收到修改稿日期：2010－01－12．第一作者简介：许宝田，主要从事岩石力学方面的教学与研究工作．Email ：zhangqingxubt@163．comTRIAXIAL TESTING STUDY ON DAMAGE CHARACTERISTICS OF MUD-STONEXU Baotian ①②QIAN Qihu ①YAN Changhong ②XU Hongfa ①（①PLA University of Science and Technology ，Nanjing 210007）（②Schoolof Earth Sciences and Engineering ，Nanjing University ，Nanjing 210093）Abstract This paper presents the triaxial test results of mudstone from the foundation of the Nanjing third bridge onYangtse River．It is found that the failure pressure ，the plastic deformation and the residual strength of the mudstone after subversion increase as the confining pressure increases．Then ，it studies and analyses the relation between the damage soften parameters and the confining pressure ，when the strength of rock's micro —unit is of the Weibull distri-bution and the strength of rock's micro —unit conformed to the Mohr-Coulomb strength criterion．Connecting with the stress-strain full procedure curves ，the initial damage characteristic is discussed．The results indicate that the relation of logarithm of pressure and confining pressure of initial damage is linear．By studying on the relation between damage variable and main stress ，it is found the relation of damage variable and main stress submits to a hyperbola model．The hyperbola model can be transformed into a linear equation．So the model parameters can be gotten by regressive anal-ysis based on the test results．The results indicate ‘F 0’increases as the confining pressure increases ，but ‘m 'de-clines ，which reflects the brittleness tolerance of the mudstone declines as the confining pressure increases．Key wordsMudstone ，Damage characteristic ，Triaxial test ，Rock mechanics1引言岩石损伤扩展是岩体损伤力学研究中的一个重要问题［1］。
从岩石材料内部所含缺陷分布的随机性出发，将连续损伤理论和统计强度理论有机地结合起来，从岩石微元强度服从一定概率分布的角度出发，使岩石本构模型的研究取得了重大进展［2］。
岩体材料中大小不一、形状各异的裂隙，在受力时裂隙不断扩展演化，从而使其表现出复杂的应力-应变关系，而损伤力学就是从这些缺陷的不断劣化着手解决其应力-应变关系的一种有效手段［3］。
以往研究成果表明，对泥岩初始损伤门槛值和损伤变量随应力、应变变化的特征问题国内研究较少。
本文以南京长江三桥地基中的泥岩为对象，基于三轴试验，对其损伤特征作了研究分析。
2泥岩三轴应力-应变特征南京长江三桥地基中的白垩系浦口组泥岩天然密度为2.39g ·cm －3，天然单轴抗压强度1.844.68MPa ，含水率6% 8%［4］。
试验岩样尺寸：50.10mm ˑ100.34mm ，本次试验过程中对样品在围压σ3分别为0.5、1.0、1.5、2.0MPa 下进行三轴压缩试验（图1）。
图1不同侧压下泥岩主应力差-应变曲线Fig．1The principle stress-strain curves of mud stoneunder various confining pressure3泥岩初始损伤特性分析由图1可以看出，应力-应变曲线中，存在转折点。
，，，到达转折点后，应变变化较块，在对数坐标中尤其明显（图2），随着围压增大，转折点对应的主应力差逐渐增大。
图2不同侧压下泥岩主应力差对数-应变曲线Fig．2The principle stress logarithm-strain curvesof mud stone under various confining pressure赵锡宏教授［5］通过对土的三轴损伤特性研究提出了确定初始损伤的方法。
本文应用该方法确定泥岩的初始损伤点，研究表明，该方法对泥岩是适用的。
该方法将试验结果绘成ε－lg （σ1－σ3）（主应变-主应力差对数）曲线（图3），它由一段缓变的曲线和一条陡降直线组成。
在缓变的曲线上找出曲率半径最小的点O ，过O 点作直线与直线段的延长线交于C 点，作∠OCB 的角平分线CD ，D 点为初始损伤点，相应的应力和应变称为初始损伤应力、应变门槛值。
图3初始损伤点的确定Fig．3Initial damage threshold根据以上方法，分析试验结果发现初始损伤是主应力差对数随围压增大而增大，两者呈线性关系53518（4）许宝田等：泥岩损伤特性试验研究（图4）。
图4初始损伤主应力差对数-围压关系曲线Fig．4The principle stress logarithm-confining pressure curves of initial damage4泥岩三轴损伤特性根据等效应变假定，有［6 8］σ=σ*（1-D ）（1）式中：σ为名义应力，σ*为有效应力，D 为损伤变量。
假定岩石微元强度F *服从Weibull 分布［6 8］，则其概率密度函数可以表示为：P ［F *］=m F 0F *F ()m－1exp －F *F ()0[]m（2）式中：F *为微元破坏Weibull 分布的分布变量；m 、F 0为模型参数。
则损伤变量D 可表示为：D =∫F *P （y ）d y =1－exp ［－（F */F 0）m ］（3）故，要计算损伤变量D 则首先要确定微元强度F *。
曹文贵［6］结合岩石的破坏模式与判据，提出的岩石微元强度表示方法，假设岩石的破坏准则为：F *=f （σ*）（4）上式为与岩石强度参数有关的函数。
假设岩石微元体破坏服从莫尔－库仑强度判据：σ*1－1+sin φ1－sin φσ*3=2c cos φ1－sin φ（5）c 、φ分别为岩石的内聚力和内摩擦角。
F *全面反映了岩石微元破坏的危险程度，可作为岩石微元的强度：F *=σ*1－ασ*3（6）式中：α=（1－sin φ）/（1+sin φ），σ*1、σ*3为有效应力：σ*1=σ1/（1－D ）（7）σ*3=σ3/（1－D ）（8）采用文［8］和［9］中的方法确定参数m 、F 0，根据文［9］研究结果，对于模型参数m 、F 0，F 0反映岩石宏观平均强度的大小，m 则反映岩石的脆性度。
F 0=F c ·m 1/m （9）式中：F c 为峰值下的F *值，m =1/ln ［E εc /（σc -2νσ3）］（10）E 为弹性模量，εc 、σc 为峰值下的应变、应力，ν为泊松比。
由此得到不同围压的参数值（表1），损伤变量-主应力差关系曲线如图5。
由此可以看出泥岩损伤变形具有如下特性：图5损伤变量-主应力差关系曲线Fig．5Damage variable-principle stress curves（1）F 0随围压的增大而增大，而m 则随围压的增大而减小，反映泥岩随围压的增大，脆性度降低；（2）损伤变量随主应力差增大而增大，两者呈非线性关系。
根据以上分析，泥岩损伤变量D 是描述岩石损伤特性最为重要的参数，该参数除与岩石力学特性有关外，跟三轴试验中的主应力大小有直接关系，如能直接建立应力跟损伤变量之间的数学关系，将能大大简化损伤变量的计算过程，根据图5曲线特征，假设损伤变量-主应力差成双曲线函数关系，建立的635Journal of Engineering Geology 工程地质学报2010模型方程为：1－D =aσ1－σ3+b（11）式中a 、b 为试验常数。