一种岩石I型断裂韧度KIc估算方法
基于强度参数脆性指数的岩石 Ⅰ 型断裂韧度评价
基于强度参数脆性指数的岩石Ⅰ 型断裂韧度评价包含;郭文明;张国彪;晏长根【摘要】在试验数据收集基础上,选取3种典型强度脆性指数作为考察对象,建立Ⅰ型断裂韧度与脆性指数之间的线性关系,得到基于不同脆性指数的岩石Ⅰ型断裂韧度参数化模型.通过引入交叉验证法获得准确的模型参数,并对模拟结果进行检验,评价各模型的适用性和相互之间的差异.结果表明:3种评价模型在评价和预测岩石Ⅰ型断裂韧度上均有很强的可靠性,可以借助脆性指数评价岩石的Ⅰ型断裂韧度;3种模型的评价和预测精度存在一定差异,总体来看,基于莫尔圆脆性指数的评价模型优于压拉强度脆性指数评价模型和抗压强度脆性指数评价模型,从而证明Ⅰ型断裂韧度是岩石综合力学性质的体现,利用多强度指标建立评价模型将会获得更准确、合理的Ⅰ型断裂韧度值;由于抗压强度获取便捷,利用其建立的评价模型也具有较高的评价精度,在要求快速评价时,可优先考虑选择基于抗压强度脆性指数的岩石Ⅰ型断裂韧度评价模型.【期刊名称】《建筑科学与工程学报》【年(卷),期】2018(035)004【总页数】8页(P97-104)【关键词】Ⅰ型断裂韧度;脆性指数;强度参数;多强度指标;优化模型【作者】包含;郭文明;张国彪;晏长根【作者单位】长安大学公路学院 ,陕西西安 710064;河南省交通科学技术研究院有限公司 ,河南郑州 450006;长安大学公路学院 ,陕西西安 710064;长安大学公路学院 ,陕西西安 710064【正文语种】中文【中图分类】TU458.30引言断裂韧度是反映岩石抵抗裂纹扩展能力的重要力学参数，在科学研究和工程实践中应用广泛。
Ⅰ型断裂韧度KIC作为最常用的断裂力学参数，反映了岩石抵抗拉张破坏的能力。
为获取岩石的Ⅰ型断裂韧度，国际岩石力学学会(ISRM)推荐使用“V”形切槽圆梁三点弯曲(CB)试样[1]、短棒(SR)试样[1]、“V”形切槽巴西圆盘(CCNBD)试样[2]和中心直裂纹半圆盘三点弯曲(SCB)试样[3]，美国材料与测试协会(ASTM)则推荐了单边直裂纹三点弯曲梁(SC3PB)试样[4]。
岩石破裂系数
岩石破裂系数岩石破裂系数是衡量岩石在受到外部力量作用下发生破裂的难易程度的一个重要指标。
在地质、工程等领域具有广泛的应用。
本文将介绍岩石破裂系数的定义、计算方法以及在工程中的应用，并提出提高岩石破裂系数的措施。
一、岩石破裂系数的定义和意义岩石破裂系数（Fracture toughness，简称KIC）是指岩石在拉伸状态下，单位面积上能承受的最大拉应力与拉伸应变之间的比值。
它可以反映岩石的抗破裂能力，KIC值越大，岩石越不容易破裂。
在工程实践中，通过测定岩石的破裂系数，可以评估岩石的稳定性，为工程建设提供依据。
二、岩石破裂系数的计算方法岩石破裂系数的计算公式为：KIC = σ√(πa) ，其中，σ为岩石试件所受的最大拉应力，a为拉伸断裂时的试件厚度。
根据这一公式，可以通过实验测定岩石的破裂系数。
三、岩石破裂系数在工程中的应用1.地质勘探：通过测定岩石的破裂系数，可以了解地层稳定性，为油气井、隧道等工程的选址和设计提供依据。
2.岩土工程：在岩土工程中，根据岩石的破裂系数，可以合理选择钻孔、爆破等施工方法，降低工程风险。
3.地下工程：在地下工程中，如隧道、地铁等，通过分析岩石的破裂系数，可以预测岩爆、塌方等灾害风险，确保工程安全。
四、提高岩石破裂系数的措施1.改善岩石结构：通过地质勘探和岩矿分析，了解岩石的内部结构，从而采取相应的措施提高岩石的破裂系数。
2.优化施工方法：根据岩石的破裂系数，选择合适的施工方法，如减小钻孔直径、控制爆破参数等，降低施工过程中的风险。
3.加强监测：在工程施工过程中，建立完善的监测体系，实时掌握岩石破裂状况，及时采取措施防范事故发生。
五、总结岩石破裂系数是衡量岩石稳定性的重要指标，对工程建设具有重要的指导意义。
通过计算岩石的破裂系数，可以评估岩石的抗破裂能力，为工程实践提供依据。
同时，采取相应的措施提高岩石的破裂系数，有助于确保工程安全。
基于微米力学实验的页岩I型断裂韧度表征
基于微米力学实验的页岩I型断裂韧度表征韩强;屈展;叶正寅;董广建【摘要】页岩断裂韧度(KIC)是页岩气储层水力压裂设计的基础参数之一,由于组成的非均质性,常规宏观力学测量方法存在制样困难、力学解释参数不连续、精度偏低等问题.如何及时获取页岩的断裂特性,确保安全高效的工程施工,是当前面临的一大问题.因此,提出了基于微米力学实验的页岩Ⅰ型断裂韧度分析方法,可用于页岩微裂纹起裂、发育直至形成宏观裂纹的机理研究,进行页岩宏观Ⅰ型断裂韧度预测.基于页岩多尺度组成分析,开展了维氏压头和玻氏压头的页岩微米力学实验,分析了页岩残余压痕与压头间的相似关系、有效测试载荷以及压头参数的优化与选择.分析了不同压入载荷下的页岩细观断裂韧度分布特征,开展了宏观巴西圆盘实验,验证页岩微米力学测试方法的适用性.研究结果表明,在有效载荷范围内的页岩细观Ⅰ型断裂韧度波动性较小,当压入载荷过大时,由于岩样压痕区域出现局部剥落导致断裂韧度测量值偏小.与宏观实验的比对分析显示,微米力学实验的KIC平均值为0.86 MPa· √m,直槽切缝巴西圆盘实验得到的K IC平均值为0.92 MPa· √m,两类方法的统计平均值较为接近,页岩局部组成的非均质性使得微米力学测量结果较宏观测试更为分散.研究结果可用于页岩宏观Ⅰ型断裂韧度预测,为有效解决页岩气储层水力压裂参数评价提供新的思路和方法.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2019(051)004【总页数】10页(P1245-1254)【关键词】页岩;微米力学测试;影响因素;Ⅰ型断裂韧度【作者】韩强;屈展;叶正寅;董广建【作者单位】西安石油大学石油工程学院/博士后创新基地,西安 710065;西安石油大学陕西省油气井及储层渗流与岩石力学重点实验室,西安 710065;西北工业大学航空学院/博士后科研流动站,西安 710072;西安石油大学石油工程学院/博士后创新基地,西安 710065;西安石油大学陕西省油气井及储层渗流与岩石力学重点实验室,西安 710065;西北工业大学航空学院/博士后科研流动站,西安 710072;西北工业大学航空学院/博士后科研流动站,西安 710072;西南石油大学石油与天然气工程学院,成都 610500【正文语种】中文【中图分类】TE135引言岩气储层岩石具有低渗透、天然裂缝发育等特征，页岩气井水平段由于水力压裂施工的岩石裂纹发育，裂纹扩展的模式主要为Ⅰ型、Ⅱ型断裂或复合型断裂[1−6].通过页岩断裂韧度、脆性指数等参数的综合分析，可以为页岩气储层水力压裂设计及支撑剂选型提供科学依据[7−8].作为准脆性材料，页岩内部会存在裂缝、空隙、夹杂等天然微缺陷，其破坏特征表现为断裂的突发性，在裂缝扩展前不存在明显的裂尖塑性区，通过微裂隙的扩展最终连通形成宏观裂缝.如何在钻井、开采发生早期，超前或及时获取页岩断裂行为并准确做出异常情况预警，确保工程施工的安全和高效，是当前岩石力学面临的一大难题.目前对岩石起裂的室内研究主要参照岩石物理与力学特性关系，通过宏观实验获取力学属性[9−10].陈勉等[11−12]围绕砂岩储层进行了大量宏观实验研究，分析了砂岩断裂韧度受单轴抗拉、抗压强度等的影响规律.陈建国等[13]通过巴西圆盘实验分析了页岩Ⅰ型和Ⅱ型断裂韧度，并结合测井资料拟合了断裂韧度预测模型.该类方法虽然可以得到页岩的基本力学特征，但可能会存在制样困难、力学解释参数不连续、精度偏低等问题[14].测井仪器因井下空间制约或测试范围受限，常会导致测井解释资料品质不高、测量误差较大[15].在基础理论方面，通过开展裂纹尖端应力与裂纹扩展规律分析，描述裂纹扩展的有效判据和裂纹对自身结构的影响因素，分析裂缝的形成、发育、扩展等特征，建立了宏观损伤演化本构关系[16].但是，传统的宏观唯象模型没有考虑页岩内部的非均质性对宏观破坏的响应特征.页岩是典型的非均匀材料，由纳米级的多孔黏土、微米级非黏土夹杂和裂纹、孔洞、位错等组成复杂的微结构，页岩的弹性、硬度和变形破坏等都与组成有关[17].唐春安等[18−19]根据Weibull分布假设提出了岩石显微尺度分析，认为细观非均匀性是造成材料宏观非线性的内在原因.王士民等[20]通过非均匀性对宏观破坏形式的研究，指出材料坡度参数越小，其破坏形式越具有随机性.页岩的断裂破损本质上是微裂纹的产生、发育、扩展、直到贯通为宏观裂纹，使其失稳破坏的过程.该过程可分为3个阶段：某些孤立点产生应力集中，开裂后可以达到平衡态的起裂过程；随着载荷的增大介质沿开裂面产生相对滑移，裂纹扩展稳定阶段；当微裂纹相互贯通形成控制强度的宏观裂纹时，进入不稳定扩展阶段，逐渐失去承载能力. 现代力学按研究内容、尺度大小，将研究范畴划分为微观力学、细观力学和宏观力学.其中细观力学分析作为连接微观和宏观的桥梁，不仅可以研究料力学属性的形成机理，还可以评价和预测宏观尺度的有效性能[21−23].张泰华等[24−25]通过纳米力学测试技术，分析了金属、薄膜等材料的显微力学特性.近些年来，该技术逐渐被用于生物材料、晶体硅、水泥石等材料的微观力学评价[26−28].根据Ulm对页岩组成的尺度划分方法，可以将页岩按尺寸属性划分为单晶黏土矿物，微观多孔黏土介质(尺度为10−8～10−6m)，细观多孔黏土夹杂复合介质 (尺度为10−5～10−4m)和尺寸大于10−3m 的宏观岩样 [29].基于页岩多尺度组成分布，本文通过微米力学实验讨论页岩细观断裂特性，研究一种适用于测量页岩细观Ⅰ型断裂韧度参数的新方法，开展测试参数影响因素评价，并与宏观巴西圆盘实验进行比对分析，为页岩显微断裂评价提供新的思路.1 分析方法微米力学测试仅需要满足测试表面的平整性，对样品形状和尺寸几乎无限制，实验压入深度在微米级，对材料属于微损测试.测试区域的应力场分布受压头几何形状的影响，在实际测量过程中会根据不同目的选用合适类型的压头，常用的棱锥压头有维氏压头和玻氏压头.1.1 维氏压头维氏压头为正四棱锥状，相对棱面夹角136◦、等效半锥角70.3◦，底面棱长与深度之比为4.95，投影面积为24.5h2，压痕形状产生的径向裂纹如图1所示.图中a 为压痕半径，c是径向裂纹长度，l是压痕点尖端距裂纹尖端的长度.图1 维氏压头产生径向裂纹示意图Fig.1 Schematic diagram of radial crack with Vickers indenter维氏压头与材料通过接触作用产生的裂纹可分为两类，一种是贯穿样品内部呈轴对称的半饼状裂纹，另一类是在试样表面产生的径向裂纹(图2).基于实验结果分析和量纲函数的拟合，给出适用维氏压头的材料裂纹沿径向充分扩展经验模型[30]式中,KIC为断裂韧度，;HIT为压入硬度，MPa;EIT为弹性模量，MPa;c为样品表面压痕中心点到裂纹端部的距离，mm;a为压痕半对角线长度，mm;φ为约束因子，取值3.图2 韦氏压头产生裂纹面类型Fig.2 Crack type produced by Vickers indenter 式(1)虽然给出了材料断裂韧度与弹性模量、硬度等参数的定性关系，但是半饼状裂纹的形成机理并不明确.将加载过程中的弹性应力场分解为卸载阶段的弹性可恢复功和因塑性变形的不可逆功进行讨论，Lawn等[31]提出了弹/塑性压入断裂模型.根据该模型，维氏压头在材料表面的应力场被简化为弹性应力场和塑性残余应力场的叠加问题.对核心塑性区的应力场作如下假设：初始状态为无应力弹性半空间，材料由于压入作用产生的塑性变形量可以通过单位体积的变化来表征.将裂纹充分扩展条件下的塑性区对弹性区的作用，简化为垂直作用于裂纹面中并使其张开的一对集中力Fr式中，b为塑性区半径，mm；Ψ为压头的相对棱边半夹角，(◦)；Fm 为压入载荷，N.根据内嵌圆盘裂纹应力强度因子的解析解[32]，并考虑半空间自由表面的影响，压头卸载后半饼状裂纹前段的应力强度因子可表示为式中,f(φ)为应力强度因子修正系数，无因次.当φ取90◦时为1.半饼状裂纹径向扩展的平衡条件为将式(4)代入式(5)可得到断裂韧度的表达式为式中,δ为与压头几何形状有关的系数，通过实验确定.对于一些脆性材料，在维氏压头的作用下并不出现半饼状裂纹，而是在材料表面产生径向裂纹.根据不规则裂缝应力强度因子判据[33]，径向裂纹尖端与半饼状裂纹尖端的应力强度因子满足关系式中,KR为径向裂纹尖端的应力强度因子；KRP为半圆状裂纹尖端的应力强度因子.在此基础上通过满足边界条件的模型推导[34]，得到径向裂纹断裂韧度表达式为式中，δL为待定系数，取值范围在0.014 6～0.015 4.在裂纹扩展充分的条件下，两种裂纹形态下的断裂韧度的计算值接近，这说明裂纹充分扩展时，其具体形态变化对断裂韧度的影响不大.1.2 玻氏压头玻氏压头为三棱锥形状，侧面棱边与中心线夹角77.05◦、棱面与中心线夹角65.3◦、等效半锥角与维氏压头相同，为70.3◦，底面棱边与深度比值为7.531 5，投影面积24.56h2，产生的径向裂纹参数如图3所示.图3 玻氏压头产生径向裂纹示意图Fig.3 Schematic diagram of radial crack with Berkovich indenter星型裂纹应力强度因子分析表明，对于一次出现任意不多于9条裂纹的断裂问题，维氏压头与玻氏压头的断裂韧度满足一次函数的关系，且维氏压头大约是玻氏压头的1.073倍[35].给出玻氏压头的断裂韧度表达式为值得注意的是，当满足径向裂纹充分扩展条件时，式(6)同样可适用于玻氏压头，对应的玻氏压头δ值约为0.016.2 页岩细观断裂测试2.1 测试设备页岩细观断裂力学测试选用集成声发射检测技术、摩擦力检测微米位移测量技术及微机自控技术的MFT-4000型多功能表面性能测试仪.该仪器的主要技术参数：加载范围0.5～300 N、加载精度0.5 N、加载速率 5～100 N/min、位移测量范围0.5～200µm.通过控制最大载荷与加载速度，获取载荷–位移数据，具有载荷、位移和仪器的自校准功能.2.2 测试样品页岩样品选自四川盆地龙马溪组地层，质地坚硬，颜色以灰、黑色为主，部分层理发育；X衍射结果显示，页岩中石英含量 20%～65%，方解石含量15%～35%，少见正长石和斜长石，黏土矿物含量16%～60%，属于一种典型的硬脆性页岩[36].试样尺寸为50 mm×25 mm×15 mm，上下表面的平行度小于0.3◦、侧面与压入表面垂度小于0.3◦.为了消除试样表面粗糙度对压入深度的影响，对试样进行二次精心细抛光处理，然后进行烘干、密封待用.2.3 测试流程单次测试主要包括3个阶段：加载阶段、保持阶段和卸载阶段(见图4).首先将压头与岩样表面接触，按确定的最大载荷和加载速率压入岩样表面；当达到最大载荷达后保持一定时间，消除测量误差；然后按照一定的卸载速率在规定时间内卸载至0，最后将压头从岩样表面提升移至下一个待测试点.图4 典型压痕加载响应与压痕变化Fig.4 Typical load response and indentation根据Delesse准则，非均质材料各相介质表面分布百分数可等效为体积百分数，对目标岩样表面的显微力学实验分析可以近似表征块体样的力学属性.同时，由于页岩组成的非均质性，使得单次压入测试不足以表征表面的宏观断裂韧度特征.本文采用网格化压入测试并进行统计分析，减小因压入区域某一组分集中产生的局部效应.根据ISO 14577的标准[37]，确定页岩的相邻压入点间距不小于2 mm、压入点距岩样边界7 mm，排除相邻测试点的应力场干扰和页岩边界效应的影响.对于微/纳米范围的压入力学实验，压入测试数量应不小于15次，以便提高测量平均值的可靠性和重复性.3 测试影响因素分析3.1 压头选型针对龙马溪组页岩试样，分别选用维氏压头和玻氏压头开展显微断裂测试.图5给出了维氏压头在不同压入载荷(40 N，50 N，60 N，80 N)条件下的典型细观压痕.不难看出，维氏压头在页岩压痕表面会产生微小的凹点和局部剥落，且压头与压痕间的自相似性较差.此外，载荷–深度曲线表现出明显的不规则凸起.因此，由维氏压头较难得到径向裂纹和半对角压痕的长度参数.造成这种现象的主要原因是维氏压头尖端加工横刃结构和页岩非均质组成共同作用的结果.图5 维氏压头在页岩表面的残余压痕Fig.5 The residual indentation of shale surface produced by Vickers indenter图6 玻氏压头在页岩表面的残余压痕Fig.6 The residual indentation of shale surface produced by Berkovich indenter图6(a)和图6(b)给出了玻氏压头在不同最大载荷(60 N，80 N)条件下的典型细观压痕结果.不难看出，玻氏压头与压痕点的相似性较好，当压入载荷达到页岩细观破裂阈值60 N时，实验压入深度介于55～75µm，在岩样表面产生微裂纹.当压入载荷达到80 N，压入深度会达到78～90µm，裂纹发育较为明显.通过比对分析，常规的维氏压头不能满足页岩细观Ⅰ型断裂韧度的测量要求，建议采用玻氏压头开展页岩评价.实验中还发现，页岩与金属、陶瓷、薄膜等材料一样，存在有效裂纹产出率较低的问题，需要通过大量的压入实验获取.3.2 有效载荷与加载速率压入断裂韧度测试的有效载荷分析，目前仅见于陶瓷、金属等复合材料，对于组成的非均匀页岩尚无名明确的确定方法.通过对页岩弹性模量和硬度参数的细观力学测试分析，已知最大载荷在50 N时多数压入点与玻氏压头的自相似性较好，未出现破裂[38].当加载速率为10 N/min，压入载荷为60 N的压入点表面沿压头棱锥端部裂纹开始发育.载荷为90 N的部分压痕点沿棱面出现不规则剥落，当载荷达到100 N时，压痕点周边出现明显剥落(图6(c)和图6(d)).因此，岩样断裂韧度测试的有效载荷最好小于90 N.在加载速率为 100 N/min时，上述载荷的压痕点周边区域都会出现不同程度的剥落，这是由于过快加载会使压头向页岩表面产生一个冲击力，引起压痕点表面应力场的复杂变化.考虑到 MFT-4000型测试仪的加载精度，建议选取10 N/min开展测试.3.3 压头参数应用微米力学测试方法求解中间参量(弹性模量和硬度)过程中，假设了压头为理想尖端，即不存在曲率半径.然而，由于加工水平、使用磨损等影响，真实压头尖端曲率半径有可能会对弹性模量和硬度产生的影响.通过对式(9)中自变量参数弹性模量和硬度测量的影响，压头参数进而影响到断裂韧度求解的精确度.在相同条件下，通过理想压头和存在曲率半径压头的弹性模量比值和硬度的分析发现，当压头尖端真实曲率半径为20µm时，弹性模量和压入硬度随压入位移的减小，测量误差开始逐渐增大；当曲率半径达到50µm，此时的压头已不适用于页岩细观力学测试(图7、图8).因此测试前，需要检测压头曲率半径是否在有效范围.图7 不同曲率半径下岩样弹性模量关系(ER为是压头曲率半径R下岩样的弹性模量，E0为理想压头下的岩样弹性模量,hc为压入深度)Fig.7 The relationship between the radius of indenter and the test results of elastic modulus(ERis the elastic modulus of sample when the radius of indenter is R,E0is the elastic modulus under ideal condition,hcis indentation depth)图8 不同曲率半径下岩样硬度关系(HR为是压头曲率半径R下岩样的弹性模量，H0为理想压头下的岩样弹性模量))Fig.8 The relationship between the radiusof indenter and the test results of hardness(HRis the hardness of sample when the radius of indenter is R,H0is the hardness under ideal condition)4 结果与讨论图9给出了采用玻氏压头的页岩典型载荷–位移曲线和残余压痕表面形貌特征，结果显示裂纹面沿压痕角点扩展.表1给出了由微米力学实验，得到的KIC随不同压入载荷的变化关系.在有效载荷范围内，KIC随载荷的增加波动较小.当载荷过大导致压入表面出现局部剥落，KIC会随之缓慢降低.对于玻氏压头，有效载荷范围内测量得到的页岩试样表面径向裂纹长度介于1～3 mm，该小尺寸裂纹的测量准确与否，直接会导致断裂韧度的测量精度.与维氏压头相比，玻氏压头的尖端更为锋利，对页岩微断裂开启具有关键作用.需要注意的是，在对中间参数——弹性模量和硬度，需要在试样表面未发生破裂的情况下另行开展实验和分析计算，保证参数获取的准确性，参数的求解采用Oliver-Pharr方法.图9 页岩微米力学测试曲线和压痕表面形貌Fig.9 Typical micro-indentation load-depth curve of shale and the surface topography of indentation表1 玻氏压头的页岩细观Ⅰ型断裂韧度与压入载荷关系Table 1 The relationship between fracture toughness typeⅠand load at meso-scale by Berkovich indenterFm/NKIC/(MPa·√m)60 0.91 65 0.89 70 0.88 80 0.76 90 0.72由于页岩细观Ⅰ型断裂韧度求解是基于微米力学测试理论，需要与常规宏观测试结果进行比对分析，才能确定该方法对页岩的适用性.这里，通过将巴西圆盘实验测定的页岩宏观Ⅰ型断裂韧度作为约定真值，对细观测试结果进行分析评价.巴西圆盘实验选用WDW-D200型微机控制电子万能实验机，岩样加工为半圆柱状并进行切片处理，采用水力刀切割成预制缝(图10).实验载荷与预制缝的夹角为0度，岩样出现明显的拉伸破坏.巴西圆盘试件测试I型断裂韧度的计算公式为[39]式中,F为径向加载载荷，N;Rc为圆盘半径，mm;B为圆盘厚度，mm;ac为预制裂缝长度，mm;N为无因次强度因子.当ac/R 60.3时，无因次强度因子近似满足图10 页岩巴西圆盘测试试件Fig.10 Test sample of Brazilian disc test图11 页岩Ⅰ型断裂韧度的实验对比结果Fig.11 Comparison of experimental results of fracture toughness图11给出了页岩微米力学实验和巴西圆盘实验的断裂韧度测试结果.玻氏压头实验方法的KIC 介于，平均值为，25%～75%的分布偏差小于0.27.巴西圆盘实验得到的KIC介于0.76～1.21 MPa·m，平均值为0.92 MPa·m，25%～75%的分布偏差小于0.18.不难看出，微米压入测量法和宏观常规实验的统计平均值较为接近，可以进行页岩宏观Ⅰ型断裂韧度的预测.同时，微米压入的KIC分布较常规测量更为分散，这主要是由页岩局部矿物组分的异所产生的.5 结论本文在页岩多尺度组成分析的基础上，开展了维氏压头和玻氏压头的细观断裂实验，进行了实验参数的影响因素评价，分析了页岩细观Ⅰ型断裂韧度的基本特征，并与宏观实验结果进行比对分析，验证了方法的合理性.得出以下结论：(1)维氏压头由于自身构型和页岩的非均匀组成，导致压痕与压头的自相似性不理想，多数压痕表面出现剥落；对于玻氏压头，当载荷达到破裂阈值60 N后，沿棱锥的径向裂纹逐渐发育.在实验开始前，需要明确有效压入载荷和加载速率参数，减小因载荷加载过大、过快导致岩样表面崩落，对弹性模量、硬度等测量参数的影响.(2)在有效测试条件下，页岩细观I型断裂韧度受压入载荷增加的影响较小.当载荷过大时，因岩样表面崩落或重复压入导致应力场复杂化，页岩细观I型断裂韧度随压入载荷的增加而逐渐减小.通过对比宏观巴西圆盘实验和微米力学测试结果，分析宏观、细观页岩性断裂韧度.不难看出，通过微米力学测试可以有效表征岩样的Ⅰ型断裂韧度，当获取宏观实验岩样困难时，该技术可作为快速获取页岩断裂属性的一种新方法.参考文献【相关文献】1 陈勉,葛洪魁,赵金洲等.页岩油气高效开发的关键基础理论与挑战.石油钻探技术,2015,43(5):7-14(Chen Mian,Ge Hongkui,Zhao Jinzhou,et al.The key fundamentals for the efficient exploitation of shale oil and gas and its related challenges.Petroleum Drilling Techniques,2015,43(5):7-14(in Chinese))2 李庆辉,陈勉,金衍等.页岩脆性的室内评价方法及改进.岩石力学与工程学报,2012,31(8):1680-1685(Li Qinghui,Chen Mian,Jin Yan,et al.Indoor evaluation method for shale brittleness and improvement.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31(8):1680-1685(in Chinese))3 Lyu Q,Long XP,Ranjith PG,et al.Experimental investigation on the mechanical properties of a low-clay shale with different absorption times in sub-/super-criticalCO2.Energy,2018,147:1288-12984 Lyu Q,Long XP,Ranjith PG,et al.Experimental investigation on the mechanical behaviours of a low-clay shale under water-based fluids Engineering Geology,2018,233:124-1385 孙可明,张树翠.含层理页岩气藏水力压裂裂纹扩展规律解析分析.力学学报,2016,48(5):1229-1237(Sun Keming,Zhang Shucui.Hydraulic fracture propagation in shale gas bedding reservoir analytical analysis.Chinese Journal of Theoretical and AppliedMechancis,2016,48(5):1299-1237(in Chinese))6 张财贵,曹富,李炼等.采用压缩单裂纹圆孔板确定岩石动态起裂、扩展和止裂韧度.力学学报,2016,48(3):624-635(Zhang Caigui,Cao Fu,Li Lian,et al.Determination of dynamic fracture initiation,propagation,and arrest toughness of rock using SCDC specimen.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2016,48(3):624-635(in Chinese))7 郑哲敏.关于中国页岩气持续开发工程科学研究的一点认识.科学通报,2016,61(1):34-35(Zheng Zhemin.A little understanding of the scientifiresearch on the continuous development of shale gas in China.Science Bulletin,2016,61(1):34-35(in Chinese))8 谢和平,高峰,鞠杨等.页岩气储层改造的体破裂理论与技术构想.科学通报,2016,61(1):36-46(Xie Heping,Gao Feng,Ju Yang,et al.Volume fracture theory and technical conception of reforming shale gas reservoir.Science Bulletin,2016,61(1):36-46(in Chinese))9 Farrokhrouz M,Asef MR,Kharrat R.Empirical estimation of uniaxial compressive strength of shale formations.Geophysics,2014,79(4):227-23310 韩铁林,师俊平,陈蕴生等.轴、侧向同卸荷下砂岩力学特性影响的试验研究.力学学报,2016,48(4):936-943(Han Tielin,Shi Junping,Chen Yunsheng,et al.Experimental study on mechanics characteristics of sandstone under axial unloading and radial unloading path.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2016,48(3):936-943(in Chinese))11 陈勉,金衍,袁长友.围压条件下岩石断裂韧性的实验研究.力学与实践,2001,23(4):32-35(Chen Mian,Jin Yan,Yuan Changyou.Study on the experiment for fracture toughness under confinin pressure.Mechanics in Engineering,2001,23(4):32-35(in Chinese))12 陈治喜,陈勉.岩石断裂韧性与声波速度相关性的试验研究.石油钻采工艺,1997,19(5):56-60(Chen Zhixi,Chen Mian.Experimental study on the relationship between rock fracture toughness and acoustic velocity.Oil Drilling and Production Technology,1997,19(5):56-60(in Chinese))13 陈建国,邓金根,袁俊亮等.页岩储层I型和II型断裂韧性评价方法研究.岩石力学与工程学报,2015,34(6):1101-1105(Chen Jianguo,Deng Jinggen,Yuan Junliang,et al.Determination of fracture toughness of modes I and II of shale formation.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2015,34(6):1101-110(in Chinese))14 陈勉，金衍，张广清.石油工程岩石力学.北京：科学出版社，2008(Chen Mian,Jin Yan,Zhang Guangqing.Petroleum Engineering Rock Mechanics.Beijing:Science Press,2008(in Chinese)) 15 HengS,GuoYT,YangCH,etal.Experimental and theoretical study of the anisotropic properties of shale.International Journal of Rock Mechanics and MiningSciences,2015,74(1):58-6816 Liang L,Xiong J,Liu X.Experimental study on crack propagation in shale formations considering hydration and wettability.Journal of Natural Gas Science and Engineering,2015,23:492-49917 何金钢,康毅力,游利军等.矿物成分和微结构对泥质岩储层应力敏感性的影响.天然气地球科学,2012,23(1):129-134(He Jingang,Kang Yili,You Lijun,et al.Effects of mineral composition and microstructure on stress-sensitivity of mudrocks.Natural GasGeoscience,2012,23(1):129-134(in Chinese))18 夏英杰,李连崇,唐春安等.储层砂岩破坏特征与脆性指数相关性影响的试验及数值研究.岩石力学与工程学报,2017,36(1):10-28(Xia Yingjie,Li Lianchong,Tang Chunan,et al.Experiment and numerical research on failure characteristic and brittleness index for reservoir sandstone.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2017,36(1):10-28(in Chinese))19 唐春安,刘红元,秦四清等.非均匀性对岩石介质中裂纹扩展模式的影响.地球物理学报,2000,43(1):116-121(Tang Chunan,Liu Hongyuan,Qin Siqing,et al.Influenc of heterogeneity on crack propagation modes in brittle rock.Chinese Journal of Geophysics,2000,43(1):116-121(in Chinese))20 王士民,朱合华,冯夏庭等.细观非均匀性对脆性岩石材料宏观破坏形式的影响.岩土力。
临界应力强度因子的计算公式
临界应力强度因子的计算公式
临界应力强度因子的计算公式包括K-1c公式、塑性区域扩展模式和最小应力强度因子(Jc)。
1. K-1c公式：用于计算裂纹扩展速率恒定的情况下，断裂韧性(KIC)和应力强度因子(K)之间的关系。
公式为：K = Yσ√πa，其中，Y为几何因子，σ为应力，a为裂纹长度。
2. 塑性区域扩展模式：用于计算在裂纹扩展过程中，裂纹尖端处出现的大量塑性变形，从而使临界应力不断下降的情况。
公式为：KIC(δ) = KIC(0) + δ√a，其中，KIC(δ)表示裂纹长度为δ时的断裂韧性，KIC(0)表示裂纹长度为0时的断裂韧性，a表示裂纹长度，δ为一个常数。
3. 最小应力强度因子(Jc)：用于计算在应力强度因子恒定的情况下，临界应力的值。
公式为：Jc = σf√πa，其中，σf为临界应力，a为裂纹长度。
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平面应变断裂韧度KIC试验力估算方法
ｌ 试 验 原 理
断 裂 韧 度 是 材 料 抵 抗 裂 纹 扩 展 能 力 的 一 种 量
度， 在 线 弹性断 裂力 学 中 ， 带 裂纹 体裂 纹尖 端 附近 的
弹性应 力 场 的 强 度 用 应 力 强 度 因子 Ｋ来 度 量 。应
力 强 度 因 子 Ｋ可 表 征 为 ：
Ｋ＝Ｙ・ √０
ｎ 时 ， 裂 纹 开 始 失 稳 扩 展 。 此 时 材 料 处 于 临 界 状 态， 即Ｋ ＝ ＫＩ ｃ 。ＫＩ ｃ 是 材 料 的 固有 性 能 ， 与外 力 及裂 纹几 何形 状 无 关 ， 但 与 工 作 温 度 和 变 形 速 率 有 关， 在一 定条 件下 是 常数 。 测量 Ｋ１ ｃ 就 是测 量裂 纹 开始 失稳 扩 展时 的应 力
点 弯 曲试样 和 紧凑拉 伸试 样 为研究 对 象对 平面 应 变
断 裂韧 度 ＫＩ ｃ的试 验 力估算 方 法进 行研 究 。
上 确定 特 征载荷 Ｐ ｑ值 ， 测 量 裂纹 长度 ｏ ， 将Ｐ ｑ 值 和
。带 入相 应试 件 的 Ｋ 表达 式 ， 计算 Ｋ ｃ的条 件表 达 式 ， 再 进行 有效 性判 断 后确 定 硒 是 否为 ＫＩ Ｃ 。
研 究 开 发
文章编号 ： １ ０ ０ ７ － ６ ０ ３ ４ （ ２ ０ １ ７ ） ０ ３ － ０ ０ ０ ４ － ０ ３
机车车辆 工艺 第 ３期 ２ ０ １ ７年 ６月
ＤＯＩ ： １ ０ ． １ ４ ０ ３ ２ ／ ｊ ． ｉ ｓ ｓ ｎ ． １ ０ ０ ７ － ６ ０ ３ ４ ． ２ ０ １ ７ ． ０ ３ ． ０ ０ ２
平 面 应 变 断 裂 韧 度 Ｋ Ｉ ｃ 试验 力估 算 方 法
曹 宝文 ， 田 长 亮
岩石Ⅰ型断裂韧度测试方法研究进展
１９０测试技术学报２００９年第３期度为基本参数，以岩石材料裂纹起裂及扩展过程为研究内容，以探究岩石材料断裂机理为研究目标．Ｇｒｉｆｆｉｔｈ（１９２１）和Ｉｒｗｉｎ（１９５７）把材料中的缺陷简化成椭圆形的裂纹，并根据经典力学提出了裂纹扩展准则和应力强度因子、断裂韧度等基本概念，形成了断裂力学（１］．２０世纪７０年代，在研究材料强度问题中，岩石力学研究者借鉴断裂力学的一些方法和原理来研究岩石的破坏特性，岩石断裂力学兴起．此后经过几十年的发展，岩石断裂力学在土木工程、采矿工程、边坡工程、水利水电工程、地下工程、核废料处置等领域都有广泛的应用前景．例如，在对岩石的钻井、开挖、爆破、切割等工程活动中，都可以运用岩石断裂力学的原理、方法与技术分析岩石结构的强度、稳定性和破裂等问题．另外，把岩石断裂力学理论有效地应用于岩体工程领域相关岩体坍塌失稳，裂隙扩展的研究当中，有助于很好地解决岩体工程方面的相关课题．岩石断裂韧度是岩石断裂力学中最为重要的参数和指标，它表征岩石材料抵抗裂纹扩展的能力或产生新裂纹表面所需克服的阻力．特别是当模拟岩体少量主裂纹的作用时，断裂韧度比其它强度参数更合适．因此，在预测实际工程岩体的力学性质时，岩石断裂韧度是目前的主要参数．然而，由于受尺寸效应、温度效应、围压作用、加载速率、预制裂缝尺寸和样式、加载方式、岩石材料性质、采用的试验方法以及加载设备等多种因素制约，若要准确获取岩石材料的断裂韧度值十分困难．因此，研究如何准确获取岩石断裂韧度值的测试技术和实验方法，是岩石断裂力学在理论和实践中实现突破的关键．传统断裂力学一般按照裂纹扩展相对位移将裂纹扩展形式分为：Ｉ型（张开型），Ｉ型（滑移型），Ⅲ型（撕裂型）三种基本类型及多种复合类型（图１）［２］，而岩石断裂通常以Ｉ型张拉断裂为主［３］．确定岩石Ｉ型断裂韧度值的方法很多，自从２０世纪７０年代正式开始进行岩石断裂韧度测试之后，各种测试方法层出不穷ｎ］．本靛。
岩石Ⅰ型断裂韧度测试技术和理论研究综述
岩石Ⅰ型断裂韧度测试技术和理论研究综述
张盛;李小军;李大伟
【期刊名称】《河南理工大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2009(28)1
【摘要】岩石断裂韧度是用来表示岩石抵抗裂纹起裂和扩展能力的参数,它的测试比一般的强度测试存在更大的困难.介绍了Ⅰ型静态断裂韧度测试技术以及研究现状与进展,并提出一些关于测试方法的建议.指出圆盘试件在进行岩石断裂韧度的测试时,具有体积较小,加载方便,以及可以进一步实现Ⅰ型和Ⅱ型复合型加载的优点,不断发展和完善采用圆盘试件进行岩石断裂韧度的测试技术不仅是一项有意义而且十分迫切的工作.
【总页数】6页(P33-38)
【作者】张盛;李小军;李大伟
【作者单位】河南理工大学,能源科学与工程学院,河南,焦作,454003;河南理工大学,能源科学与工程学院,河南,焦作,454003;河南理工大学,能源科学与工程学院,河南,焦作,454003
【正文语种】中文
【中图分类】TU458
【相关文献】
1.基于强度参数脆性指数的岩石Ⅰ 型断裂韧度评价 [J], 包含;郭文明;张国彪;晏长根
2.岩石Ⅰ型断裂韧度估算及其影响因素分析 [J], 包含;伍法权;郗鹏程
3.岩石断裂韧度测试技术研究 [J], 徐纪成;刘大安
4.一种岩石I型断裂韧度K<sub>Ic</sub>估算方法 [J], 刘军;孙辉;;
5.《低温延性断裂韧度J_(IC)测试技术》J=J_(IC)的理论基础 [J], 钟伯明;魏嘉荃;贺杰
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岩体Ⅰ型裂纹的有限元数值模拟分析
究的重点对象—— 裂纹 ， 根据 裂纹 的力学 特 征 ， 可将 其分 为 工型 值 ， 这些方法都对裂 纹体 的裂 纹位 置、 形状 以及边 界条 件的配 置
裂 纹 （ 开 型 ） １型 裂 纹 （ 开 型 ） Ⅲ型 裂 纹 （ 开 型 ） 种 ； 张 、Ｉ 错 和 撕 三 根 加了较多的限制 ， 实验耗 资较 大 ， 使它 们 的应用受 到 了很大 的限
据裂纹的几何特征 ， 可分 为穿 透裂纹 、 面裂纹 和深 埋裂纹三种 ； 制 。文 中主要阐述其有 限元 数值 分析 方法 对 国际岩石 力学学会 表
型断裂韧度测试标准 实验 方法 ， 即带 Ｖ型切 Ｅ的三 点弯 ｌ 以及 由以上两种或两 种 以上裂 纹组成 的复 合裂 纹。在 工程 中最 建议 的 工 求得应 力强度 因子的 常见且最危险的裂纹就是 工型裂纹 ， 在与裂纹面正 交 的拉 应力 曲圆棒 梁试件进行 了有 限元法线 弹性模拟 ， 即
最小
２． ７ ７ ７３ ．６ ７３ ．６ １ ３ ４． ９
最小
１．５ ８４ １ ．０ ８４ １ ．０ ８４ ３．８ ５９
平均
２．９ ３ １ ２ ．８ １７ ３ 踟 ６． ６ ．８ １８
平均
３ ４ ．８ ８ ７ ．１ １ ７ ４． ２ ２ ７ ４． ５
采放顶煤工作 面 ， 煤层小于 ８ｍ 时 ， 切巷 与 “ 高抽 巷 ” 差小 ， 高 高 “
岩 体 Ｉ型 裂 纹 的 有 限 元 数值 模 拟 分 析
门
摘 要： 叙述 了如何运用有 限元方法对 Ｋ Ｉ 型裂纹 断裂 韧度测试试验进行数值模 拟， 阐述 了运用位 移法估 算裂纹 强度 并
因子 的过程和 方法 ， 重在 阐明使用有 限元数值 模拟计算岩石 工型裂 纹应力强度 因子 的准确 性和 可行 性。
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Hans Journal of Civil Engineering 土木工程, 2018, 7(1), 74-81 Published Online January 2018 in Hans. /journal/hjce https:///10.12677/hjce.2018.71010
考虑到岩石抗拉强度会因试验方法的不同而各异，并且在目前的工程实践中，巴西试验已被广泛应 用于确定岩石的间接抗拉强度，统计资料中将以劈裂抗拉强度为主，故在接下来的分析计算中，文献中 基于不同测试方法得到的拉伸强度不再细分而统称为抗拉强度。
从以上统计结果可知，不同研究者都试图构建参数 mi 与比值 σc/σt 或者 σc/σt 和 σt/σc 等之间的关系， 但具体形式差别较大。同样，鉴于不同研究者在数据拟合时样本数量及岩石类型有限，这些关系式对各 种类型的岩石不一定都具有适用性。下面将通过本文统计的近 100 组包含岩石单轴抗压强度和抗拉强度 值(部分数据如表 3 所示)，对表 2 中的经验关系式一一进行分析检验，然后探索岩石经验参数 mi 与抗拉、 抗压强度值之间的一般关系。
H-B 强度准则中反映不同类型岩石软硬程度的经验参数 mi 提供的只是一个范围值，而更加精确的 mi 取值尚需通过一系列的室内岩石力学试验获得，如根据岩石三轴压缩试验数据进行拟合。因此，研究 者从理论或数据拟合角度已进行了大量的参数 mi 的试验取值研究，并建立参数 mi 与岩石间接拉伸强度 σtB 或直接拉伸强度 σt、单轴抗压强度 σc 等的经验关系式，表 2 列出用数据统计方法给出的一些经验公式。
收稿日期：2018年1月7日；录用日期：2018年1月21日；发布日期：2018年1月29日
文章引用: 刘军, 孙辉. 一种岩石 I 型断裂韧度 KIc 估算方法[J]. 土木工程, 2018, 7(1): 74-81. DOI: 10.12677/hjce.2018.71010
刘军，孙辉
摘要
岩石的I型断裂韧度KIc是表征岩石材料抵抗裂纹失稳扩展即脆断破坏的力学性能指标，而在实验室开展 该参数的测试工作往往比较困难。为此，本文基于岩石单轴抗拉强度等效的原则，结合岩石I型断裂韧度 与单轴抗拉强度、岩石Hoek-Brown (H-B)强度准则的经验参数mi与单轴抗压和抗拉强度之间的相关关 系，提出以岩石单轴抗压强度和参数mi估算岩石I型断裂韧度KIc的经验公式。最后，通过相关试验成果 验证了经验公式的可靠性。在缺乏必要的试验数据时，所建议的经验关系式可用于通过岩石单轴抗压强 度对I型断裂韧度的初步估算。
关键词
岩石，I型断裂韧度，单轴抗压、抗拉强度，经验参数mi，相关关系
Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). /licenses/by/4.0/
An Estimation Method for Mode I Fracture Toughness KIc of Rocks
Jun Liu1, Hui Sun2
1Key of Laboratory for RC and PRC Structure of Education Ministry, Southeast University, Nanjing Jiangsu 2School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing Jiangsu
岩石材料断裂韧度参数的测试和断裂力学试验技术的研究是工程断裂力学的重要组成部分[11]。目 前，ISRM 对岩石断裂韧度 KIc 的测试推荐三点弯曲、短圆棒、巴西圆盘 3 种测试方法。但这些试验的开 展需要专用试验设备，并且已有经验表明试件制备时间较长，难以获得与规定的公差相一致的切口尺寸， 采用不同测试方法和试样类型获得的 I 型断裂韧度值往往存在较大差异，使这一参数的准确获得与合理 评价带来诸多不便。此外，Colak 等[12]建立了目前运用最为广泛的岩石通用屈服准则——Hoek-Brown
DOI: 10.12677/hjce.2018.71010
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土木工程
刘军，孙辉
(H-B)岩体强度准则中的参数 mi与岩石间接拉伸强度 σtB、单轴抗压强度 σc 之间的经验关系式，并且 E. Hoek 等结合大量工程地质人员来自实验室和工程实践的经验积累，提出了比较全面且可以覆盖多种岩石类型 (包括岩石质地和矿物成分)的参数 mi 取值方法，详见文献[13]。故相对而言，岩石经验参数 mi 和抗压强 度 σc 的获取比较容易，并且对于岩石单轴抗压强度的测试已形成国际统一标准。
经验关系。鉴于 Zhang Z X 提出的经验公式是基于各种不同类型的岩石，并且相关系数很高，故以岩石
抗拉强度为联结，由岩石单轴抗压强度 σc 和参数 mi 估算岩石 I 型断裂韧度 KIc 的修正经验公式时，岩石 断裂韧度 KIc 与抗拉强度经验公式采用 σt = 6.88KIc。
3. 岩石参数 mi 与抗拉、抗压强度的关系分析
研究表明，岩石类脆性材料的抗拉强度与 I 型断裂韧度之间存在良好的线性关系，基于不同类型的岩石
试验结果，研究者们已建立多种反映岩石 I 型断裂韧度与抗拉强度之间的经验关系，表 1 列出用数据统
计方法给出的一些经验公式。
以上统计结果表明，对于各种不同类型的岩石，其 I 型断裂韧度与抗拉强度之间都可以建立相应的
2. 岩石 I 型断裂韧度 KIc 与抗拉强度的关系分析
邓华锋等[10]对于岩石纯 I 型断裂问题运用断裂力学中的最大周向拉应力理论，从理论上分析了岩石
I 型断裂韧度与抗拉强度的相关性，其表达式如下：
KIc型断裂韧度，MPa∙m1/2；σt 为岩石的单轴抗拉强度，MPa；r 为裂纹扩展半径，m。 因此，从理论上讲，对于某种岩石的纯 I 型断裂破坏，其裂纹扩展半径 r 值应该是一个常数。试验
Keywords
Rocks, Mode I Fracture Toughness, Uniaxial Compressive and Tensile Strength, Experience Parameter mi, Correlations
一种岩石I型断裂韧度KIc估算方法
刘 军1，孙 辉2
1东南大学混凝土及预应力混凝土教育部重点实验室，江苏 南京 2东南大学土木工程学院，江苏 南京
Received: Jan. 7th, 2018; accepted: Jan. 21st, 2018; published: Jan. 29th, 2018
Abstract
The mode I fracture toughness KIc of rocks is a mechanical properties index which characterizes the resistance of instability expansion of inner cracks, namely brittle fracture damages of materials, but it is usually difficult to obtain this parameter in laboratory test. Therefore, based on the equivalent principle of uniaxial tensile strength of rocks, combining the relationship between mode I fracture toughness KIc and tensile strength of rocks with the relationship between experience parameter mi of Hoek-Brown (H-B) strength criterion and uniaxial compressive, tensile strength of rocks, a new estimation method of mode I fracture toughness KIc of rocks based on uniaxial compressive strength and experience parameter mi of rocks is proposed. Lastly, the reliability of the correlation is validated by some related testing results. When the basic testing data are unavailable, the proposed correlation can provide a preliminary estimation value of mode I fracture toughness KIc by the uniaxial compressive strength of rocks.
Open Access
1. 引言
断裂韧度是表征材料，如：岩石、混凝土等抵抗裂纹失稳扩展即脆断破坏的力学性能指标。脆性和 半脆性岩体断裂是地壳表层广泛存在的地质构造，也是工程地质、探矿工程等研究的重要对象。长期以 来，在岩体地下工程、页岩气开采、CO2 地质封存等过程中广泛采用的工程爆破和水压劈裂等技术，关 于岩石断裂韧度的评价显得愈加重要。朱传云[1]指出预裂爆破装药密度与断裂韧度之间存在必然联系， 并由岩石 I 型(张开型)断裂韧度估算预裂爆破的线装药密度；陈建国等[2]指出岩石断裂韧度对于定量评价 页岩储层可压裂性具有重要的意义并进行了室内断裂韧度测试，从而建立断裂韧度与地球物理测井数据 之间的直接联系；陈治喜等[3]为对水力压裂设计中裂缝的几何形态进行有效预测，提出利用液体压力对 空心厚壁圆柱形岩样进行压裂而测定岩石断裂韧性的简单方法；水工大坝“无坝不裂”的铁律，对拟建 混凝土大坝的材料抗裂、防裂提出一定的要求，并开展这方面的研究工作[4]。研究表明：岩石类脆性材 料的破坏，其根本原因之一在于岩石内部的微裂隙向前延伸扩展，而引起微裂隙向前延伸扩展的根本原 因在于其受到了拉应力的作用[2]。Erdogan 和 Sih 关于脆性材料的复合型裂纹失稳扩展问题，提出了最大 周向拉应力理论，指出当周向拉应力达到临界值 KIc 时断裂失稳扩展[5]；Whittaker 等[6]从已有试验数据 得出，最大主应力理论最能解释岩石的断裂特性。对于地下工程中的许多结构来说，常常处于压剪复合 应力状态下[7]，并且复合型裂纹扩展中的压剪断裂可以等效转化为张开型裂纹扩展问题，如李世愚、潘 别桐等关于 I-II 型复合断裂判据的推导[8] [9]，而滑移型(II 型)和撕开型(III 型)裂纹扩展实质是裂纹 I 型 起裂后在扩展过程中产生的次生现象[10]。因此，反映材料抵抗张开型裂纹扩展的 I 型断裂韧度 KIc 的测 试越来越受到广大科研工作者的研究与关注。