流固耦合作用下深部巖石動態力學響應研究進展

夏開文 ， 王 崢 ， 吳幫標 ， 徐 穎 ， 岳騰瀧

(1.天津大學 水利工程智能建設與運維全國重點實驗室, 天津 300350；2.中國地質大學(北京) 地質安全研究院, 北京 100083)

深地工程常涉及深部巖體的穩定性問題，而深部巖體處于“三高一擾動”的復雜地質環境中[1-3]，在施工過程中不可避免地將會發生損傷破裂而失穩，從而引發各類工程地質災害，嚴重危害施工人員生命安全，影響工程質量和進度[4-7]。其中，深部巖體在高地應力、高滲透壓和動態擾動3 者耦合作用下最易發生損傷破裂，在工程中誘發突涌水、滲漏、井噴等工程地質災害的概率較大，危害較深[1,8]。這類地質問題主要誘因，一方面是由于外部動態荷載作用于巖體之上，改變巖體本就復雜的應力場分布，影響巖體的結構，引起巖體中水的作用強度、范圍及形式發生改變[9-10]；另一方面，由于外部作用，形成擾動下的流體滲流場反過來又作用于巖體之上，最終影響巖體的穩定性[11-12]。因此，可將這類問題歸結為動態荷載作用下的巖體流固耦合問題。

因忽視流固耦合作用下巖體的不穩定性，不同工程領域的地質災害給人類發展留下了深刻教訓 。例如，在水利工程領域，位于法國南部的Rayran 河上的Malpasset 拱壩于1959 年發生了嚴重的潰壩事故，此事件是世界第1 起拱壩潰壩事件，事后大多數專家認為是由于大壩蓄水后，水體滲入拱壩壩踵處巖體的裂隙，裂隙水壓致使左壩肩至F1 斷層的巖體失穩，從而導致大壩潰決[13-15]。在采礦工程領域，1984 年開灤范各莊礦2171 工作面發生了世界采礦史上罕見的透水事故，奧陶系灰巖強含水層承壓水潰入礦井，涌水量最高達到極為罕見的2 053 m3/min。在油氣田開采領域，2000 年重慶開縣發生的“12·23”特大井噴事故，富含硫化氫的天然氣猛烈噴射30 多米高，事故造成243 人因硫化氫中毒死亡……據不完全統計，在我國所發生的尾礦壩潰壩事故中，由滲透破壞、浸潤線高等原因所引發的潰壩事故占比約為55.4%[16]；在我國的煤礦開采過程中，時常發生的瓦斯突出事故、水災事故占所有煤礦事故的比例約為56.1%[17]；在我國的隧道施工過程中，透水突水事故占總事故比例約為10.4%[18]；在我國的油氣田井下作業事故中，井噴事故占總事故比例約為5.7%[19]，可見流固耦合問題已經成為了嚴重危害各類巖體工程安全的主要問題。

然而，合理地利用巖體流固耦合機理，不僅可以避免工程地質災害的發生，還能有利于地下資源的開采。例如合理采用增滲技術，可以提高油氣田的采收率等[20]。目前對儲層改造增滲的唯一技術措施是力學方法，其中就包括靜力學或動力學方法[21]。在靜力學方法中以流體壓裂為主要方法，但是該方法有壓裂效果難以控制、壓裂液對儲層造成損傷導致滲透率降低、壓裂液泄露導致地層污染、成本高昂等缺點。以邱愛慈院士團隊所研發的“高聚能重復強脈沖波煤儲層增滲新技術”為典型代表的動力學方法在克服上述缺點的同時可實現可控脈沖加載的增滲作業[21-22]。因此，深入研究深部工程巖體流固耦合問題，尤其是在動態擾動下的流固耦合問題，對于災害防治和產業增效具有重要的科學指導意義。

在流固耦合作用下深部巖石動力學響應的研究中，巖石的動態應力應變特性和變形破壞特性是2 項主要的研究內容。室內實驗是研究的重要手段，這其中分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)由于操作方便、實用性強和可控性好等優點被廣泛用于中高應變率(102～104s-1)下的巖石類材料力學性能的研究，經過對裝置改造和試樣設計，可以對巖石材料的動態壓縮、拉伸、剪切、斷裂性質進行測試[23-32]。對此，國內外眾多學者已從SHPB 的結構組成、不同力學性質的測試方法與結果等方面進行了系統的總結[3,33-34]。針對深部巖石高地應力的賦存條件，有學者還開發了不同類型的可施加圍壓的SHPB系統，通過組合施加側向圍壓與軸向圍壓或者基于真三軸設備施加三向不等荷載，可實現復雜應力條件的模擬和靜動荷載的耦合，相關成果也有較為全面的討論總結[10,35-36]。

另外在上述設備和試驗方法的基礎上，不少學者將水力作用納入考量，使用煮沸法[37]或者浸泡法[38-40]處理試樣，并通過含水試樣質量[41-42]或者浸泡時間[43-45]計算、控制巖石的含水率，測定了不同飽水狀態下的巖石動力學性質。但可預見的是這種水力耦合方法并不能實現巖體內部孔隙水壓的定量表征和深部賦存環境中滲透壓條件的模擬，只能根據實驗現象對水的影響進行定性描述。因此有學者探索開發了可控孔壓(滲透壓)圍壓的SHPB 測試系統，定量考慮了孔隙水壓力和滲透壓的影響，進一步研究了流固耦合作用下深部巖石的動態力學響應[46]。

筆者從分離式霍普金森壓桿(SHPB)實驗裝置的工作原理和數據分析出發，介紹為實現研究深部巖石動力學性能而采用的測試裝置，包括常規三軸圍壓SHPB 系統、真三軸圍壓SHPB 系統和流固耦合SHPB 加載實驗系統。其次，總結了在單向和三向圍壓應力狀態水巖耦合作用下巖石動態力學性質的測試結果，展示了可控孔壓、滲透壓加載下深部巖石的動態響應。最后，總結了圍壓、水影響巖石動態力學性質的作用機理，展望了流固耦合作用下深部巖石動力學的發展方向。

1 分離式霍普金森壓桿(SHPB)基本原理及流固耦合實驗裝置

分離式霍普金森壓桿實驗系統(SHPB)在材料動態力學性能測試領域具有廣泛應用，其基本思想是利用試驗桿中傳播的應力波同時承擔加載和測試的功能，根據桿中的應力波傳播信息求解桿件與試樣接觸面的力-位移-時間關系，從而得到試樣的響應[47]。自1949 年KOLSKY 提出完整的實驗理論及數據處理方案，經過數十年的發展，SHPB 已經成為國際巖石力學學會推薦的巖石動力學測試方法所采用的加載設備[48]。并且經過改裝測試，SHPB 已經可以實現對巖石類材料開展不同圍壓、孔壓、滲透壓條件下的動態力學測試[24,46,49-50]。本節從SHPB 的基本原理出發，介紹為探究復雜應力狀態及孔壓或滲透壓耦合作用所進行的技術改進。

1.1 SHPB 系統基本工作原理

分離式霍普金森壓桿實驗裝置主要包括：氣槍、撞擊桿、入射桿、透射桿和阻尼器等部件。實驗過程中，撞擊桿被氣槍內突然釋放的高壓氣體驅動并高速撞擊入射桿末端，產生在兩桿件中傳播的壓縮應力波。入射桿中的壓縮波傳播至試樣處，由于試樣與桿件之間的波阻抗存在差異，壓縮波部分發生反射形成拉伸波，其余壓縮波透過試樣再傳入透射桿。各列應力波在桿件中一維傳播，引起桿件的彈性應變，如圖1 所示。

圖1 SHPB 裝置示意及波系[9]Fig.1 Schematic of an SHPB system and x-t diagram of stress wave propagation[9]

利用試驗桿中的應變信號，可計算出動態加載過程中試樣兩端的位移和應力。將試樣的入射端設為端面A，透射端設為端面B。根據一維彈性波的線性疊加原理，試樣兩端的位移UA和UB可表示為

根據軸向變形均勻性假定，設試樣的原始長度和橫截面面積分別為l0和A0，則動態加載過程中試樣的平均軸向應變ε(t)為

對平均軸向應變在時間上進行求導，則得到試樣的平均應變率ε˙為

設桿件的彈性模量和橫截面面積分別為E和A，則試樣兩端所承受的荷載分別為FA和FB：

則試樣中的平均應力為

需要注意的是，當試樣兩端受力平衡時，即FA=FB，εi+εr=εt，試樣內部的動態慣性效應才可以被忽略。因此應力平衡是評判一次動態加載試驗數據是否有效的重要標準，在應力平衡的前提下，式(3)～(5)可改寫為式(7)～(9)，進而可以根據反射波和透射波求得試樣的應力應變響應[48]。

1.2 圍壓SHPB 系統

深部巖石在天然賦存時受到地應力作用，加之天然節理的存在和工程開挖等因素均會改變巖石的應力狀態，因此研究圍壓作用下巖石的動態力學響應是必要的。常規的分離式霍普金森壓桿僅能夠實現對于樣品的單軸加載，其對深部巖石應力狀態進行有限模擬的同時也限制了其在深部巖石力學的應用，國內外學者對傳統的SHPB 實驗裝置進行改造，實現了對試樣進行可控圍壓下或靜水壓下的動態加載[24,27,49-50]。

1.2.1 常規三軸圍壓SHPB 系統

常規三軸圍壓SHPB 系統是一種主動圍壓SHPB實驗系統，使用該系統加載，試樣所受側面壓力相等，即σ2=σ3。圍壓的施加方式在于將試樣和部分桿件密封于充滿承壓流體介質(如液壓油、高壓氣體)的圍壓裝置內，通過外源的加壓裝置施加壓力，從而實現對試樣的側向加載。如圖2 所示，在透射桿尾部加設軸壓施加裝置，同樣依靠外源加壓裝置對內部承壓流體加壓，配合連接桿和前后擋板組成的限位裝置，可對試驗桿—試樣施加軸向應力。

圖2 可控圍壓的SHPB 裝置示意[32,48,51-53]Fig.2 Schematic of SHPB system with an active and controllable triaxial confinement[32,48,51-53]

理論上，通過調節2 個加載裝置的壓力，軸向、側向圍壓相互配合，可以實現軸向圍壓、側向圍壓、靜水壓和三軸應力4 種壓力狀態下試樣的動態加載[10]。但實際上，側向圍壓的應力狀態較難實現。眾多學者使用此類設備進行了大量的軸向圍壓、靜水壓以及三軸應力狀態的巖石動態力學特性研究[10,24]。

使用圍壓SHPB 實驗系統對試樣施加側向圍壓時，除需將試樣和桿件在圍壓裝置內密封外，為防止試樣與承壓流體(如液壓油)發生物理化學反應，需要對試樣進行隔離。常用的隔離方式有在油-巖之間增加橡膠隔層和使用隔離技術對試樣表面進行處理等[9]。無論何種隔離方式，在圍壓作用下試樣都處于不排水的受載條件，這導致含水試樣在受到外荷載時，試樣內部孔隙水壓力增高，巖石骨架處于圍壓、孔壓和動態荷載耦合的復雜應力狀態，這是筆者將此類考慮試樣含水狀態的實驗研究歸類為流固耦合問題的原因。但是孔隙水壓是由于圍壓和動態荷載的施加而產生，孔隙水被動承擔部分荷載，因此巖石材料所受圍壓以及孔隙水壓都不恒定。另外有學者使用水作為圍壓裝置內的承壓流體，并使試樣與水直接接觸，以研究不同水壓和軸壓作用下巖石的動態力學響應[54-55]。這種方法除了存在上述問題外，高壓水在加載過程中向試樣內部的滲透使得水巖耦合作用更加復雜，難以量化。同時使用此方法模擬的條件并不符合深部巖石的天然賦存狀態，因此筆者對于使用此方法的測試結果并未予以討論。

1.2.2 真三軸圍壓SHPB 系統

面對深部賦存條件以及開挖卸荷等工程擾動后復雜的地應力環境，有學者基于靜態真三軸加載裝置改進了真三軸圍壓SHPB 實驗系統。從2009 年設計理念提出[56]，經過十數年發展，真三軸圍壓SHPB 實驗系統已經在包括深部巖石動力學在內的多個領域應用[57-60]。實驗時，將加工成固定邊長的立方體試樣夾置在6 根截面為方形的桿件中間，使用液壓系統對試樣施加x、y、z等3 個方向的靜載圍壓。通過氣壓推動撞擊桿撞擊入射桿的末端，施加單一方向的動態荷載。入射桿中的部分應力波在與試樣接觸的末端發生反射形成反射波，部分穿過試樣在加載方向的透射桿中形成透射波，在另外2 個方向的壓桿中形成出射波[61]。

除撞擊桿高速撞擊外，部分研究中還采用其他方法模擬產生動態擾動。如DU 等[62]和SU 等[63]在加載面中間開孔并通入等大的擾動桿，通過控制擾動桿的高頻運動和改變擾動桿的端部形狀施加不同的動態擾動荷載；XIE 等[64]發明了電磁真三軸圍壓系統，該設備通過電磁加載三向精準可控的應力脈沖，使三向原位應力與三向動態擾動耦合的應力狀態具有可復制性；LIU 等[65]則將動態施加單元與靜載液壓模塊進行耦合，在靜載施加的同時可以產生12 種波形的動態擾動荷載。各種動態荷載施加方法如圖3 所示。通過應變片等傳感裝置測得加載桿件中的應變信號，結合應力波的理論可以計算試樣3 個方向的應力應變響應。

由于可實現三向獨立可控加載，真三軸圍壓SHPB系統在模擬復雜應力狀態時具有一定優勢。實驗時通常固定2 個方向預加靜載，通過改變第3 個方向的壓力值來模擬不同的三軸應力狀態。值得注意的是，測試過程中試樣所受圍壓并不恒定。這是因為試樣所受靜載外，與加載方向垂直桿件中的出射波同樣會導致試樣受到額外的側向壓力，這導致真三軸圍壓試驗在數據解釋方面存在一定困難[49,64]。另外，考慮加載過程中試樣的變形，防止沖擊過程中桿件的相互碰撞摩擦導致波形的紊亂，試樣與桿件之間設置有邊長較小的方形金屬墊片，這導致試樣并未處于完全封閉狀態[56]。試樣各個表面均存在裸露且不直接受力的區域，這對試樣內部分裂隙發展和孔隙水流動存在一定的導向作用，從而對含水巖石的動力學響應測試結果產生一定的干擾[66]。

1.3 流固耦合SHPB 加載實驗系統

上述圍壓SHPB 雖然能夠模擬深部巖石的復雜地應力環境，但不能實現深部環境中孔隙水壓的可控調節和滲透壓的定量模擬。HUANG 等[67-68]從液體充填節理出發，研發了固著于含節理的巖石試樣側表面并能向節理充水的輔助裝置，對不同注水節理厚度、角度下的應力波傳播進行了研究，但對于巖石材料本身的動力學響應并未討論。為研究深部巖體在高地應力、高孔隙水壓或滲透壓以及動態擾動耦合作用下的穩定性和力學響應，天津大學通過對傳統的SHPB系統進行改進，自主研發了一套可控孔壓(滲透壓)的流固耦合 SHPB 加載測試系統[46]。該系統如圖4 所示，在圍壓和軸壓加載系統之上增加了孔隙水壓加載系統，該系統主要由伺服控制水壓加載裝置、導桿、密封法蘭、金屬水管等部件組成，可與常規三軸圍壓SHPB動態加載測試系統進行組裝，具有較高的適配性。

圖4 天津大學50 mm 圍壓-滲透壓耦合SHPB 加載實驗系統Fig.4 A 50 mm diameter SHPB system developed by Tianjin University with coupling of pore pressure (osmotic pressure) and confining pressure

導桿為孔隙水壓加載系統的核心部件，其與入射桿、透射桿的具有相同的材質和直徑，與桿件同軸放置，穿過圍壓裝置置于入射桿和透射桿之間，前端用于夾持試樣，后端與透射桿緊密接觸。導桿的內部結構經過特殊設計，如圖5 所示。在導桿的夾持試樣端面設置有若干條導水槽，其作用是使水壓在試樣的端面均勻分布。此外，還從導桿端面的導水槽處選取徑向對稱的兩點，從兩點沿導桿軸向設計兩條通道，出口用法蘭密封。其中一條為排氣通道，實驗注水前通過密封法蘭與真空泵連接，用于抽排出巖石孔隙和密封熱縮管中的多余空氣；另一條為孔隙水壓加注通道，實驗時通過密封法蘭和金屬水管與水壓加載裝置連接，用于對巖石孔隙加注水壓，2 條通道均由各自的閥門進行控制。伺服控制水壓加載裝置是施加水壓的主要設備，其由計算機控制，可進行恒定水壓、恒定流速和恒定流量等模式的伺服控制，可實時記錄水壓、水壓機推桿位移、流量等參數，最大控制水壓可達40 MPa。

圖5 導桿及其結構示意[46]Fig.5 Schematics of the connecting rod

為提供完整的滲流通道，實現可控滲透壓下的圍壓動態加載實驗，需要在加入孔隙水壓加載系統的基礎之上，對入射桿進行改造。特制的入射桿夾持試樣端的端面上設計有與導桿端面上相同的導水槽，并同樣過導水槽沿桿件軸線方向設置兩通道，通道出口位于圍壓裝置外部以便排水。

經過以上改進，該流固耦合SHPB 加載實驗系統可實現可控孔壓、滲透壓的預加載，步驟如下：

(1)可控孔壓-圍壓動態加載實驗。將試樣和入射桿、透射桿端部部分用熱縮管密封，并在入射桿、透射桿上增加密封圈以防止液壓油進入，如圖6(a)所示。軸圍壓加載穩定一段時間后，可對試樣加注孔隙水壓?？讐杭幼⑦^程中的水壓機推桿形成如圖6(b)所示，整個過程分為3 個階段：第1 階段，水壓和推桿行程均階梯上升；第2 階段，水壓加載至預值且保持穩定，巖石孔隙水壓逐漸增大，推桿仍緩慢推進；第3 階段，推桿行程趨于穩定，巖石內部孔隙水壓達到預值。此后可開展動態測試。

圖6 可控孔壓-圍壓動態加載實驗Fig.6 Controllable pore pressure-confining pressure dynamic loading experiment

(2)可控滲透壓-圍壓SHPB 實驗系統。實驗時，試樣密封過程與孔壓-圍壓耦合實驗一致，如圖7(a)所示。待軸圍壓穩定后導桿側加注水壓。水壓加注過程和伺服水壓加載系統的推桿行程如圖7(b)所示。水壓加注和滲透過程也可劃分為3 個階段：第1 階段，水壓階梯式加注，水壓機的推桿行程也呈階梯式向前推進；第2 階段，水在試樣內部不穩定滲流，此時水壓已加注至預定水壓值，推桿的推進速率變緩但不穩定；第3 階段，試樣內部滲流穩定，入射桿內排水通道有水穩定流出，水壓機推桿的推進速率也保持穩定。此后可進行動態加載。

圖7 可控滲透壓-圍壓SHPB 實驗系統Fig.7 Controllable osmotic pressure-confining pressure SHPB experimental system

然而，預加載孔壓或滲透壓的條件下，巖石所處仍為相等的側向應力狀態，并且入射桿、導桿的端面導水槽設計使得該裝置只能對圓柱形試樣進行同軸方向的沖擊加載，這在一定程度上限制了對巖石動力學響應的研究范圍。

綜上所述，3 類SHPB 實驗裝置均能在一定程度上定量研究孔隙水壓-圍壓耦合作用下的巖石動態力學響應。流固耦合SHPB 加載實驗系統還可實現可控滲透壓加載下的深部巖石賦存狀態模擬，表1 匯總了3 類SHPB 裝置在研究此類問題時的優劣勢。國內外眾多學者利用上述裝置進行了大量研究，相應成果在下一節進行總結。

表1 不同類型實驗裝置的特征Table 1 Characteristics of different types of experimental devices

2 流固耦合作用下巖石的動態力學響應

埋藏于地下深部的巖石一直受到地應力的作用，經過開挖后，其所處的應力狀態亦會發生變化。根據距離臨空面的距離，前人將巖石所處的地應力狀態分為遠場的靜水壓區、中場的三軸應力區和近場的單軸應力區等[27,56]。高壓水或者氣體等流體廣泛存在于地下巖體的孔隙或裂隙之中，孔隙壓力的存在影響著巖體的變形和斷裂特性。因此研究不同應力狀態、不同孔隙壓力作用下的巖石動態力學性質，對于深部巖石工程具有積極的指導作用。本節將對按照深部巖石所處的不同應力狀態以及孔隙水壓(滲透壓)的施加方式，對流固耦合作用下巖石的動力學響應進行總結。

2.1 單軸加載下含水巖石的動力學響應

單軸加載使用傳統SHPB 或增加軸壓加載系統的SHPB 進行，試樣雖與空氣連通，但高應變率下孔隙水難以消散，試樣內部仍可能有孔隙水壓的產生。因此單軸加載下含水巖石的動力學響應問題仍可歸為流固耦合問題。下面對含水巖石動力學響應的實驗研究結果進行介紹。

巖石的動態壓縮強度可以表征巖石材料承受壓縮應力的能力，是爆破等工程設計中的關鍵參數之一。影響巖石動態壓縮力學特性的因素涉及加載率[48,69-70]、孔隙結構[71-72]、溫度[73-74]、含水率[75-76]等，其中含水率因素因作用機理復雜、影響效果顯著而長期受到研究者的關注。國內外學者對單軸加載下受含水率影響的巖石動態力學性能進行了較系統的研究，早在20世紀60 年代，PODIO 等[77]對格林河頁巖在干燥和水飽和條件下的動態彈性特性進行研究，發現水的飽和度增加了壓縮波速度，降低了剪切波速度，且對剪切波速度的影響更明顯。隨著SHPB 成為動態加載的常用設備，王斌等[38]較早開展了飽和狀態下的巖石動態力學特性研究，其使用75 mm 直徑的SHPB 對自然風干和飽水狀態下的砂巖試樣進行了20～80 s-1應變率下的動態沖擊試驗，結果表明該應變率范圍內飽水砂巖動態強度與風干砂巖接近，這與準靜態下飽水砂巖強度降低的結果相反，此后還根據翼型裂紋滑動模型[78]，從細觀角度推導了水巖耦合作用下的動態抗壓強度計算公式。袁璞等[40]對多種含水狀態下的煤礦砂巖含水狀態進行了應變率200 s-1以下的動態沖擊實驗，結果表明含水率越大，試樣的動態抗壓強度越高。相反的是，王浩宇等[79-80]對干燥、自然、吸水和飽水4 種含水率的紅砂巖試樣進行了不同脈沖等級的沖擊載荷下，結果表明試樣的動態抗壓強度隨含水率的增加而減小，只有在高脈沖等級的飽和試樣才出現了強度的上升。此后為進一步探究流固耦合的作用機理，KIM 等[81-83]對干燥和飽和狀態砂巖在動靜荷載下的力學性能展開了研究，結果表明，2 種飽水狀態砂巖的抗壓強度和抗拉強度均隨加載速率的增加而增大，干燥試樣的靜態、快速和動態強度均高于飽和試樣，飽水砂巖的強度平均降低約20%，并且砂巖的體積密度和孔隙率與靜態抗壓強度和抗拉強度相關。為了厘清水效應和加載速率對動態巖石力學的作用機理，ZHOU 等[84-85]先后以含水率和應變率為變量研究了砂巖的動態壓縮性能。結果顯示，干燥和飽水狀態砂巖的壓縮特性均表現出明顯的率效應，較低應變率下飽和砂巖的壓縮強度低于干燥砂巖，但在孔隙壓力、Stefan 效應、黏滯效應等多效應共同作用下，飽水砂巖的壓縮強度具有更高的率敏感性，其隨應變率的增長速度更快并在180 s-1左右時超過干燥砂巖。PETROV 等[86-87]對干燥和飽和石灰石進行了100～500 s-1應變率范圍內的動態壓縮測試，結果表明含水石灰巖的動態壓縮強度始終低于干燥石灰巖。MA等[88]探究了珊瑚巖在不同應變速率和水飽和度下的動態力學性能，結果表明水在一定程度上會削弱珊瑚巖的強度，并且飽和珊瑚巖具有更高的率效應，但珊瑚巖自身的結構缺陷仍是影響其力學性能的關鍵。王浩宇等[89]對干燥、自然和飽水紅砂巖進行了更高應變率下(200～350 s-1)的動態單軸沖擊實驗，類似地也得到了抗壓強度隨含水率升高而降低、隨應變率增大而增大，以及飽水試樣的率效應更為顯著等結果。部分實驗結果統計如圖8 所示，對比可知水對不同巖石的作用并不相同，不同狀態的巖石的率效應也有所差別。

圖8 不同巖石動態壓縮強度隨加載率的變化規律[38,85-86,90-91]Fig.8 Variations of compressive strength of rocks with loading rate[38,85-86,90-91]

除強度指標外，大量學者在流固耦合的問題上進行了更為細致的分析。如褚夫蛟等[92]對0.1～70 s-1應變率下不同含水狀態砂巖的應力應變曲線進行分析發現，干燥砂巖與含水砂巖的動態壓縮應力應變曲線在卸載階段有明顯的不同。鄭廣輝等[41,93]則對更大應變率范圍(180～400 s-1)內含水紅砂巖的峰值應變、彈性模量、可釋放彈性應變能進行分析，表明其均具有應變率效應。XING 等[94]借助SEM(Scanning Electron Microscope)手段對CO2飽和的干燥與水飽和試樣進行了微觀顆粒物質分析，如圖9 所示，水或鹽水的存在會加速礦物腐蝕和溶解，二氧化碳飽和(在干燥和水飽和試樣中)導致的礦物腐蝕、溶解和再沉淀破壞了晶粒間的結合和摩擦，降低了石英晶粒的完整性。王光勇等[39]結合DIC(Digital Image Correlation)技術分析了干燥和飽水細砂巖動態壓縮時的破壞機制，發現飽水狀態下的應變梯度更為顯著，而干燥狀態下則有更多應變集中現象。CAI 等[91,95]模擬真實地應力環境，在預應力下展開了干燥和飽和砂巖的動態壓縮測試，結果表明在給定的應變率條件下，水會降低巖石的動態強度，但是該削弱作用會隨預應力增加而減弱，同時預應力條件下的破壞模式以巖爆和碎塊化為主，無預應力條件下則以軸向劈裂為主。GU 等[96]探究了不同孔隙率對飽和砂巖動態力學性質的影響，結論表明孔隙度對飽水砂巖的影響是通過孔隙水壓力和含水裂縫的Stefan 效應的綜合作用來實現的，這2 種效應受孔隙度的影響。當孔隙率較大時，水飽和砂巖的動強度和彈性模量的降低主要歸因于孔隙水壓力。當孔隙率逐漸降低時，裂縫擴展過程中Stefan 效應起到的作用會逐漸增強，甚至主導裂縫擴展。金解放等[97]從破碎分形維數和能量耗散角度出發，對不同沖擊速度和含水率的紅砂巖壓縮測試結果進行經驗擬合，指出同一沖擊速度下，紅砂巖的能量反射率隨含水率增加而上升，能量透射率隨含水率的增加而呈指數下降，能量耗散率與含水率具有二次函數關系；同一含水率下，能量透射率隨著沖擊速度的增大而減??；能量耗散率則相反。試樣的破碎分形維數隨著含水率的增大而增大并趨于穩定，具有指數函數關系，破碎形態如圖10 所示（圖中，ω為含水率，%）。譚昊等[90]對灰砂巖、紅砂巖和大理巖進行了烘干、天然含水和自由吸水狀態下的不同應變率動態沖擊實驗，結果表明在含水狀態下，兩種砂巖的動態抗壓強度較烘干時均出現下降，且較為堅硬的紅砂巖強度下降效果更為顯著，而干燥狀態下強度最低的大理巖則相反。MAN 等[98]對房山花崗巖的飽水動態壓縮特性進行了探究，結果表明在10～90 s-1應變率下，水飽和花崗巖強度高于自然狀態花崗巖，與前述砂巖的結果相反，并從流體的Bernoulli 效應、自由水的黏滯效應和流體的Stefan 效應角度解釋了該現象。CHU 等[99]對干燥、半飽和和全飽和砂巖分別進行了5 次恒定入射能循環沖擊，結果表明在每次沖擊中隨著含水率增加，砂巖的承載能力均出現下降趨勢，同樣說明了水對巖石的弱化作用。CHEN 等[100]提出了一種新的方法來量化水巖耦合作用下的穿晶斷裂和晶間斷裂，研究發現，隨著撞擊速度的增加，穿晶斷裂占主導地位，晶間斷裂占次要地位。水的存在也會導致巖石微破裂機制的變化。此外，毛細力、表面張力和化學反應也是導致巖石強度被水削弱的同樣重要的因素。LI等[101]通過對砂巖進行0～15 次的干濕循環改變了巖石孔隙度，結果表明小孔隙度下水增強了砂巖的強度，此時Stefan 增強效應占主導；隨著孔隙度的增加，水會削減砂巖強度，此時孔隙水壓力作用占主導。

圖9 借助SEM 觀察到的砂巖試樣微觀結構[94]Fig.9 Typical SEM images of specimen microstructure[94]

圖10 不同含水率紅砂巖試樣的破壞程度與篩分結果[97]Fig.10 Degree of destruction and sieving results of red sandstone specimens with different water contents[97]

上述研究多集中于砂巖、大理巖和花崗巖，學者在大應變率范圍內對水巖耦合作用進行了探索，對水巖耦合作用的細觀和宏觀表現做出了解釋。此外，在礦山開采過程中，由于深部地下空間的巖爆、涌水和瓦斯突出等問題，也有學者針對煤樣進行了動態加載實驗。如翟新獻等[43]對不同含水率煤樣進行了單軸動態沖擊實驗，得到了動靜載狀態下的不同含水率煤樣的動態力學響應特征。GU 等[102]研究了顆粒級配對水飽和軟煤動態力學性能的影響，結果表明，顆粒級配顯著影響水飽和試樣的靜態和動態力學性能，這是通過中值直徑d50和不均勻系數的共同作用實現的。王文等[103-105]也對煤樣開展了預應力狀態下的動態壓縮加載實驗，其結果表明煤樣動靜組合加載強度比靜載整體提高10% ～30%，不同于飽和砂巖比其靜態下強度提高2 倍的現象，表明流固耦合作用與巖石的孔裂隙結構有顯著關系。

2.2 三軸圍壓下含水巖石的動力學響應

對處于非臨空面且應力狀態復雜的深部巖石，上述研究結果并不足以描述其動力學特性。因此，眾多學者進行了圍壓條件下含水巖石類材料的動態力學響應研究。以下分別對常規三軸和真三軸圍壓條件下流固耦合作用的研究結果進行總結。

2.2.1 常規三軸圍壓下含水巖石的動態測試結果

使用常規三軸圍壓SHPB 裝置對含水巖樣進行動態加載，需要考慮圍壓、含水率、應變率3 個因素的影響。早期學者研制了一套巖石動靜參數同步測試的實驗裝置，該裝置以穩定液壓源施加孔隙壓力，以巖樣軸向兩端面的超聲波換能器測定縱橫波在巖樣中的傳播速度，換算后得到動態彈性模量和泊松比[106]。使用該裝置對飽和砂巖試樣進行不同孔隙水壓(0、2、4、6 和8 MPa)和圍壓(0～30 MPa)的加載測試，定義平均應力與孔隙水壓的差值為平均有效應力，發現巖石的波速與動態彈性模量隨平均有效應力的增加而增加并趨于穩定，如圖11 所示。相比于干燥砂巖，飽水和孔隙壓力的存在使得砂巖兩個指標增大的趨勢變緩，在相同的應力條件下有孔隙壓力時的動態楊氏模量值最大，飽和時次之，干燥時最小[106]。

圖11 砂巖動態彈性模量隨平均有效應力的變化[106]Fig.11 Variation of dynamic Young’s modulus with mean effective stress for sandstone[106]

近年來測試技術的進步使得巖石的動力學參數更容易獲得。張軍等[107-108]對飽和、干燥等不同含水狀態的砂巖試樣進行了不同靜水圍壓、不同應變率的動態壓縮測試。在準靜態的應變率范圍(10-5～10-3s-1)內，砂巖強度和彈性模量都表現出明顯的應變率效應、圍壓增強效應和含水弱化效應。并且圍壓的增大，會減小水和應變率的影響；含水率的增大，則會加強圍壓硬化效應，削弱應變率強化效應；應變速率的增大，會削弱圍壓硬化效應，加強含水弱化效應[107]。陳燦燦[109]研究了水巖耦合作用和應變率10-6～10-3s-1范圍內砂巖力學響應的變化規律，實驗結果同樣表明，砂巖強度和彈性模量隨加載速率增長而上升，隨含水率增加而降低。

但當對試樣施加動態荷載時，含水率、應變率和圍壓的增加均會使砂巖的強度提高(圖12)。3 者的相互作用也會發生改變，具體表現為圍壓增大會使應變率效應更加顯著；含水率增大，提高了應變率強化效應，弱化了圍壓硬化效應，這與低應變率時相反[110]。軟巖常作為巖石工程穩定的關鍵因素，針對軟巖遇水的問題，ZHOU 等[111]對不同飽和度的片巖進行了常規三軸的SHPB 沖擊實驗，結果表明飽水片巖相對于干燥狀態具有較低的強度而表現出含水弱化效應(圖13)，飽水試樣具有較低的模量和更高的峰值應變，因而展現出較好的延展性。應變率增強作用隨含水率增加而更加顯著，但會受到圍壓作用的抑制。

圖12 不同飽和度砂巖抗壓強度隨圍壓和應變率的變化[110]Fig.12 Variation of compressive strength with confining pressure and strain rate for sandstone with different degrees of saturation[110]

圖13 不同飽和度片巖抗壓強度隨圍壓和應變率的變化[111]Fig.13 Variation of compressive strength with confining pressure and strain rate for schist with different degrees of saturation[111]

王文等[66]對自然和飽和煤樣進行三維動靜組合加載，研究了4 MPa 和8 MPa 等2 種側向圍壓和6 種軸壓(8～36 MPa)下煤的動態響應。由圖14 所示的實驗結果表明，側向圍壓在加載過程中表現出較強的控制作用，圍壓限制煤樣側向變形，彈性階段內煤樣內部孔隙被壓縮變小，彈性階段范圍更大；隨著圍壓增大，自然和飽水煤樣的動態強度均有增大的趨勢，飽水煤樣的強度更高且對圍壓的響應更強[104]。軸壓對煤動態強度的增強作用主要表現在彈性范圍內，且當軸壓大于煤靜態強度的55%(28 MPa)后，含水強化的作用不再明顯。

圖14 不同飽和度煤的動態抗壓強度隨軸圍壓的變化[66]Fig.14 Dynamic compressive strength of dry and saturated coal under different confining pressure and axial pressure[66]

另外，圍壓、含水率和應變率條件不但影響巖石的強度，也會使巖石的變形和破壞模式產生變化。三軸圍壓下，高軸壓和沖擊過程會催生巖石內部的裂紋，而圍壓會對裂紋的萌生和發展起到相反的抑制作用[27,112-113]。如圖15 所示，圍壓的增加對巖石內部的微裂縫擴展起到抑制作用，巖石試件可能發生脆性向延性的轉變，破壞形態將由拉伸破壞向壓剪破壞逐漸過渡和發展[111]。由于孔隙水對裂紋擴展的促進作用和高應變率下更多固體顆粒參與受力，相同圍壓下，試樣的破碎程度隨應變率和含水率提高而加劇[104]。

二是檔案工作人員積極結合農業開發中心工作需要，提供信息服務，為領導決策當好參謀。以優質的信息服務贏得領導對檔案工作和自己工作能力的認同。

圖15 不同飽水狀態和圍壓下片巖的破壞形態[111]Fig.15 Failure patterns of schist samples under different water-saturated states and confinement[111]

2.2.2 真三軸圍壓下含水巖石的動態測試結果

為進一步探討含水煤樣在動靜組合加載條件下的動力學特性，宋常勝等[114-115]對自然和飽水煤樣進行了真三軸圍壓下的動態加載試驗。試驗中固定x和z方向的靜載圍壓分別為8 和6 MPa，通過改變y軸應力，模擬煤巖所處不同的深部地應力條件。結果表明，不同含水狀態下的試樣加載方向(x方向)的動態強度均呈現出先增后減的趨勢，轉折點出現在σ2=σ3時(圖16)，試樣強度表現出對于靜水壓力狀態的趨向性。在固定的三向圍壓狀態下，飽水煤樣在x方向的強度低于自然煤樣，表現出加載方向強度的含水弱化性，這與常規三軸試驗的結論相反[66,104]。但在與加載方向垂直的y、z方向飽水煤樣呈現出更高的峰值應力，且3 個方向飽水煤樣均具有較大的峰值應變[115]。

圖16 自然、飽水狀態煤樣各方向的動態峰值應力隨y 軸靜載的變化[115]Fig.16 Variation of dynamic peak stress with y-axis prestress in each direction for natural and saturated coal[115]

通過對動態加載過程中的能量傳遞進行分析，發現煤樣在飽水處理后的彈塑特性發生變化，預靜載下更容易儲存靜載能量[103]。相同的加載條件下，飽水煤樣具有更高的能量反射率和更低的能量吸收率，相比之下自然煤樣具有更高的能耗密度，但自然煤樣卻表現出較低的破壞程度，這說明孔隙水壓促進了巖石內部裂隙的發育[114]。另外煤樣的破壞形態在不同的三向圍壓狀態下也有所不同，當靜載應力差較大時，煤樣內部裂隙發育，結構出現大量損傷而喪失完整性，試樣更多出現拉伸破壞；當圍壓應力差較小時，煤樣的結構破壞以剪切斷裂為主，剪切斷裂面與沖擊方向呈復雜的角度變化(圖17)。

圖17 煤樣在試驗后的破壞形態[114]Fig.17 Failure mode of coal samples[114]

2.3 流固耦合作用下的巖石動力學響應

以上對于三向應力水巖耦合作用下巖石動力學特性的研究中，大多只考慮了含水率的影響而沒有對孔隙壓力進行定量的表征，真三軸圍壓SHPB 實驗系統雖能模擬復雜的地應力狀態，但加載過程中試樣不完全密封造成孔隙水流動和裂縫發展具有方向性，最終呈現與常規三軸圍壓下相反的含水弱化現象。因此面對深部賦存“三高一擾動”的環境，對于三向應力狀態下可控孔壓、可控滲透壓加載下的巖石動力學相應研究是十分必要的。下面對主動孔壓耦合作用和滲透壓耦合作用下巖石動力學響應的研究結果進行介紹。

2.3.1 孔壓耦合作用下巖石的動態力學特性

ZHAO 等[46]使用天津大學自主研發的流固耦合SHPB 加載實驗系統對砂巖進行了不同靜水壓力(5、10、15 MPa)和孔隙壓力的動態加載實驗，在保證孔隙水壓小于靜水圍壓的前提下分別設置了1 和2 MPa 的孔隙水壓變化速率，并根據加載氣壓和實際加載率劃分了低(約1 000 GPa/s)、中(約1 700 GPa/s)、高(約3 100 GPa/s) 3 種加載率水平。實驗結果表明，砂巖的動態抗壓強度受到圍壓、加載速率和孔隙水壓3 者的影響，總體表現出明顯的應變率效應和圍壓增強效應，即隨圍壓和加載率的增加而提高。

圖18 給出了以應變率表征率效應的測試結果。保持圍壓和應變率一致，對比分析發現動態強度隨孔隙水壓的增大而近似線性減小，即孔隙水壓對動態強度具有顯著的弱化效應。根據有效應力理論，由于孔隙水壓的存在，試樣所受的圍壓約束減小，試樣更容易發生軸向變形；另外孔隙水壓促進了試樣內部裂紋的擴展，增大了試樣的損傷程度。

圖18 孔壓-圍壓耦合作用下砂巖試樣的動態壓縮強度Fig.18 Dynamic compressive strength of sandstone specimens under coupled pore-confining pressure

以動態壓縮強度為指標，衡量圍壓、應變率和孔隙壓力的耦合作用。采用最小二乘法線性擬合動態強度與孔隙水壓的關系(圖18)，形式為σcd

式中， 為試樣的動態強度； 為孔隙水壓為0 時的試樣動態強度；Pw為孔隙水壓；k為衰減系數，以表征孔隙水壓對動態強度的衰減程度。

保持孔隙水壓一致，對比分析圍壓和應變率對動態強度的影響規律，以孔隙水壓為0 為例，對應各工況下的動態強度如圖19(a)所示。從圖19(a)可以看出，在相同圍壓下，動態強度隨著應變率的增大而增大，動態強度表現出顯著的率相關性。此外，隨著圍壓的增加，動態強度的擬合曲線向上移動，動態強度隨著圍壓的增加而增加，表現出顯著的圍壓增強效應。衰減系數全部為負數(圖19(b))，表明孔隙水壓對動態強度具有顯著的衰減作用，衰減系數越小，衰減效應越明顯。但是其衰減效應與圍壓和應變率密切相關。當圍壓一定時，衰減系數隨應變率的增大而增大，具有顯著的率相關性；當應變率一定時，衰減系數隨圍壓的增加而增加，表明應變率的增大和靜水圍壓的增大均會削弱孔隙水壓對動態強度的衰減作用。

圖19 圍壓和應變率對砂巖和動態強度及衰減系數的影響Fig.19 Effects of confining pressure and strain rate on the dynamic strength and attenuation coefficient of sandstone

除強度特征外，ZHAO 等[46]還對砂巖的變形破壞特征進行了分析，對比發現當應變率較低時，試樣的峰值應變隨應變率的增大而增大，峰值應變表現出顯著的率相關性，然而應變率較大時，峰值應變陡然減低，即在較高應變率作用下，試樣的脆性增加，在較低的軸向應變下即發生破壞。如圖20 所示，峰值應變在試驗所采用的圍壓和應變率范圍內的變化范圍為0.006～0.017，該范圍內峰值應變隨孔隙水壓增加并沒有規律性的變化，因此圍壓和孔隙水壓對峰值應變無顯著的影響，這與GONG 等[116]的結論一致。實驗后的對破壞的巖石試樣進行回收發現，試樣的破壞模式除了受與圍壓SHPB 實驗中相同的圍壓、應變率影響外，孔隙水壓的增加使得砂巖出現由剪切破壞向剪切-拉伸混合破壞模式的轉變，無孔壓的試樣主裂紋為傾斜于軸線的剪切裂紋，孔壓加載后試樣呈現出X 型的共軛剪切裂紋和與軸向垂直的拉伸裂紋(圖21)。

圖20 孔壓-圍壓耦合作用下砂巖試樣的峰值應變Fig.20 Peak strain of sandstone specimens under coupled pore-confining pressure

圖21 孔壓加載前后砂巖試樣典型的破壞形態[46]Fig.21 Typical damage patterns of sandstone specimens before and after pore pressure loading[46]

2.3.2 滲透壓耦合作用下巖石的動態力學特性

筆者使用天津大學研發的滲透壓耦合SHPB 加載測試系統對砂巖試樣進行不同靜水圍壓和滲透壓下的沖擊試驗，通過控制荷載施加條件，保證靜水圍壓相同的情況下單次沖擊的入射能相等，不同滲透水壓下試樣均可破壞。

實驗結果表明，由于圍壓對于裂紋發展的抑制作用，靜水圍壓的增加會使巖石的抗沖擊能力提高，相同的滲透壓力下，砂巖表現出更高的強度。相反，滲透壓的施加會使巖石內部產生一定的損傷，相同的靜水圍壓下，砂巖的動態抗壓強度隨滲透壓的增加而近似線性的下降。如圖22 所示，在筆者選取的靜水圍壓和滲透壓范圍及加載工況下，圍壓增強效應強于滲透壓弱化效應，但滲透壓的增加會削弱圍壓的增強效應。

圖22 不同圍壓與滲透壓下砂巖的動態抗壓強度Fig.22 Dynamic compressive strength of sandstone under different confining and osmotic pressure

另外對不同流固耦合條件下的砂巖動態峰值應變進行了統計如圖23 所示。同樣靜水圍壓和沖擊能量的增加會使巖石的峰值應變有增加的趨勢，這一方面歸結于靜水圍壓對于試樣內部裂紋的限制作用，主裂紋貫通且試樣破壞之前，試樣的軸向變形更大；另一方面，為保證試樣受到單次沖擊即發生破壞，沖擊能量隨靜水圍壓的增加而增大，這主要依靠提高撞擊桿的速度來實現，因此撞擊速度的提升導致加載率的提高，巖石的峰值應變表現出一定的率效應。不同靜水圍壓條件下，峰值應變隨滲透水壓的增加并沒有表現出一致的規律性，且筆者中砂巖試樣的峰值應變范圍為0.012～0.017，包含于上一小節孔壓耦合實驗中砂巖的峰值應變范圍與GONG 等[116]的研究中的范圍內，因此滲透水壓對于流固耦合條件下的砂巖峰值應變并沒有顯著影響。

圖23 不同圍壓與滲透壓下砂巖的動態峰值應變Fig.23 Peak strain of sandstone under different confining and osmotic pressure

筆者另對破壞的砂巖試樣回收并進行CT(Computed Tomography)掃描，對15 MPa 靜水圍壓及不同滲透壓加載下的試樣內部裂紋重建結果如圖24 所示。分析可知試樣的宏觀主裂紋環繞試樣底部邊緣且沿著與加載方向成一定的角度發育，裂紋大體構型為2個上下分布且錐體尖端相互接觸的圓錐體，隨滲透壓的增大，試樣的圓錐形裂紋輪廓越來越清晰和完整，最終形成了相互貫通的宏觀裂紋。這表明滲透壓有助于裂紋的擴展發育。選取平行試樣軸向的任意截面觀察，裂紋均呈現為共軛X型裂紋形態，中部貫以一條明顯的與試樣軸向垂直的拉伸裂紋，表明滲透壓耦合加載下試樣的破壞模式為剪切-拉伸復合破壞，這與孔壓耦合作用下的破壞機制類似。

圖24 不同滲透壓加載下試樣的典型破壞形態Fig.24 Typical damage patterns of specimens under different osmotic pressure loading

以往的研究中也有學者對滲透壓耦合下的巖石力學性質進行的探索。陳燦燦[109]對準靜態范圍內不同應變率和滲透壓耦合作用下的砂巖力學響應進行了研究。發現應變率和滲透水壓的提高均會使試樣表面出現局部應變集中的應力狀態提前，局部化變形帶的寬度更大且伴有次生裂紋的產生；加載率的提高對砂巖的強度、彈性模量、峰值應變均有增強效應，但隨滲透水壓的提高，砂巖試樣抵抗變形和破壞的能力都會降低。ZHOU 等[117]通過實驗和理論分析指出，影響巖石內部裂縫尖端應力強度因子的主要因素是滲透壓力、動載荷、靜應力和裂角。滲透水壓的存在加劇了分支裂縫的擴展，最大主應力方向的動載荷增加了I 型裂紋尖端應力強度因子，裂紋萌生角度隨動載荷的變化而變化，總體表現出初始裂縫強度隨圍壓的增大而增大、隨滲透壓力的增大而減小的特點。

以上流固耦合狀態下，滲透壓均表現出對于巖石力學性質的弱化。鄒寶平等[118]對粉砂巖在熱-水-力耦合作用下的動力學特性進行了研究，其采用單次沖擊破壞的加載模式，指出軸壓、圍壓、滲透水壓每增加一個量級，粉砂巖試樣的峰值應力和峰值應變的量級均增加，軸圍壓、滲透水壓與峰值應力符合對數分布，與峰值應變符合指數分布。隨著軸圍壓的增大，粉砂巖試樣峰值應力增長，延性特征增加，表現出顯著的應力狀態效應；隨著滲透水壓的增大，峰值應力和峰值應變均逐漸升高。高溫條件的加入使得水對粉砂巖的弱化機制被水的黏性抗力所抵消，因而水表現出一定的力學增強效應[119-120]。

另外面對深部工程中結構大變形和有害氣體涌出的風險，王登科等[121]對不同沖擊載荷作用下含氣砂巖的損傷特征和滲透性規律進行了研究。實驗時控制靜水圍壓為3 MPa，滲透氣壓在1 MPa 左右。結果表明，充氣砂巖的峰值應力應變表現出明顯的率相關性，最終破壞形式以剪切破壞為主。對試樣進行CT 掃描結果顯示，沖擊速度的遞增使得砂巖內部的張拉裂隙數量不斷增加，新生裂隙相互連接導致含氣砂巖破壞后的損傷程度和滲透性大幅增加。為進一步研究氣壓的影響，上述學者通過CT 掃描對孔隙壓力對煤體微裂隙擴展的影響進行了定量分析，結果表明孔隙壓力的升高會導致煤體內部微裂隙的萌生和擴展愈加明顯，裂紋的發展是一個持續的過程，固定氣壓下煤樣內部裂隙體積和裂隙面積百分比增長速度逐漸減小并趨于穩定[122]。

本節介紹了流固耦合作用下的巖石在單向受壓以及三向圍壓下的動態力學響應測試結果，討論了圍壓以及水、孔隙壓力對巖石動力學響應的影響規律，可為相關研究的深入開展提供參考。

3 流固耦合作用下圍壓與水的作用機理

眾多的研究表明高地應力和高滲透壓下的巖體表現出與巖石材料本身具有較大差別的動態力學響應，在不同的應力條件和流體作用的共同影響下巖石表現出強度、剛度的變化和變形、破壞模式的轉化。因此了解圍壓條件和水力條件的作用機制，對于深部工程開展的合理設計和一些災害防治工作具有重要意義。本節將分別對圍壓即水的作用機制進行總結。

3.1 圍壓的作用機理

深部巖石動態力學性能測試中所施加的圍壓可以分為軸向圍壓、靜水圍壓和三軸圍壓。一般認為，圍壓對巖石動力學性質產生影響的作用機理在于對試樣內部的裂紋擴展產生抑制或促進，具體的影響隨圍壓的施加方式和大小而變化。

巖石處于軸向圍壓狀態時，加載方向與圍壓相同。試驗時試樣所受為預壓靜載與動載的疊加[123]。當加載方式為動態壓縮時，靜載的大小決定試樣處于何種變形階段(壓密階段、彈性階段、塑性階段等)，其內部的裂隙有對應水平的發展。眾多學者研究表明，僅當軸向圍壓處于試樣的彈性極限以下時，其增加對裂紋有遞增的限制作用，超過彈性極限，試樣內部裂紋發展，試樣迅速破壞[124-125]。隨軸向圍壓增加，巖石動態強度表現出先增后降的趨勢[126]。當對試樣進行巴西劈裂或類似方式間接測量試樣的動態拉伸性能時，巖石往往表現出脆性破壞。軸向圍壓的存在使得試樣的部分區域受到預施加的張拉應力，微裂紋開展，從而削弱了巖石的動態抗拉能力[26]。類似的，當對直切槽半圓盤試樣加載測試巖石的動態Ⅰ型斷裂韌度時，預加軸向圍壓使裂縫尖端處同樣產生預張拉應力，較低的沖擊能力即可使裂紋擴展，從而降低試樣的斷裂韌度[127]。

靜水圍壓下，試樣受到各方向相等的壓力限制作用，巖石內部交錯的裂紋網絡受壓并一定程度地閉合[116,128]。動態巴西劈裂試驗或對半圓盤形狀試樣進行沖擊加載時，并不會產生預張拉應力導致巖石抗拉能力的劣化[27,129]。隨著靜水圍壓增大，裂紋開展受到的抑制作用增強，強度、韌度增加，試樣表現出更高的抗沖擊性。在壓縮試驗中，裂紋發展被限制使試樣有更高的均勻性和完整性，根據莫爾-庫倫理論，動態加載下試樣內部率先達到抗剪極限的部位發生破壞，表現出宏觀的剪切破壞。

三向圍壓可以分為常規三向圍壓和三向不等圍壓兩種應力狀態。常規三軸圍壓可以看作是靜水圍壓與軸向圍壓的耦合。三向不等圍壓則可看作是軸向圍壓、靜水圍壓和側向圍壓的耦合。由于靜水圍壓巖石內部裂紋受到各方向均勻的限制作用，因此三向圍壓狀態下，巖石的抗沖擊性對于靜水圍壓狀態具有趨向性，即當三向圍壓的應力差越小，巖石動態強度越高，破碎程度越低。

3.2 水巖作用機理

在水的耦合作用下，部分巖石的力學性質低于干燥巖石的力學性質，表明水對巖石的力學性質具有顯著的劣化作用，其中的主要作用機制總結如下[130]：

(1)水引起的表面能降低。固體表面的活性介質的吸附效應將會弱化固體的強度和抗變形能力[131-132]，即“Rebinder 效應”。其發生機制是分子在“黏結驅動”的作用下與其周圍的分子相互作用，宏觀上表現為吸附在由其他分子組成的物質表面。根據表面物理學，當一種物質分子吸附在另一種物質的表面時，會使后者的表面更容易發生位錯和放電，從而導致材料塑化，屈服點和強度系數降低，滑移包絡線增多以及單晶體尺寸減小。這些微觀尺度的結構變化，在物理性質上表現為材料的表面能γ降低，根據格里菲斯準則，其破壞荷載σf也相應減小，表現為宏觀強度的減小，如式(11)所示：

式中，E為材料的彈性模量；c為材料內部的半微裂紋長度。

(2)毛細張力降低?？紫妒軌簩е驴紫端鲃?，裂縫被水填滿導致毛細張力降低。

(3)水與巖石礦物發生劣化反應。例如當石英礦物與水相遇時，水將會與石英礦物發生化學反應，將石英中較強的硅氧鍵替換成較弱的氫鍵，從而弱化分子之間的相互作用，宏觀上表現為材料強度降低，如式(12)所示[133-134]。另外，部分礦物與水反應會使得水中出現游離元素。有學者根據浸水時間不同所析出的元素濃度表征巖石顆粒界面膠結結構的損傷，推導了水巖界面軟化過程的表達式，定量表征了軟巖的含水軟化力學特性[135]。

(4)水對滑移裂紋之間的潤滑作用。水會填充巖石內部孔隙，并被吸附在礦物晶體表面，形成以整數個分子層排列的結構化水薄膜[136]，又由于水與巖石中的石英礦物發生化學反應，破壞了石英晶體中的硅氧鍵(Si—O)，在其表面產生電荷，將吸附更多的水分子層，增大結構化水薄膜的厚度[137-138]。當巖石裂隙發生起裂擴展時，裂隙中的剪切應力將集中在這些水薄膜中，水薄膜越厚，裂隙之間的摩擦因數越小，承載的剪切應力則越小，水薄膜的潤滑作用促進了裂紋滑動開裂，宏觀上表現為巖石強度降低。

(5)孔隙水壓和水楔效應對裂紋的擴展作用。當孔隙水壓增加時，水壓將作用在裂隙尖端，增大裂隙尖端的應力強度因子，從而促進裂紋起裂擴展[117]，弱化巖石力學性質。之前的眾多研究已表明，在較高孔隙水壓的作用下，試樣的主剪切裂紋附近會出現大量二次裂紋，從而導致試樣力學性質劣化。此外，巖石試樣中的孔隙水在SHPB 動態沖擊加載方式下產生的水楔效應[139]也會進一步促進裂紋開裂擴展，削弱巖石的力學性質。

根據第3 節所述，動載作用下，水會對巖石的力學性質一般呈現出增強的效果，即水在高加載率下會大幅增強巖石的動態力學性能，且加載率越高，增強效果越顯著。對于水的強化作用機制，可總結為如下幾類：

(1)飽和水引起的慣性效應增大[130,140]。巖石在動態加載作用下瞬間破裂，不可避免地會產生慣性效應，而慣性效應將阻礙裂紋的起裂擴展，從而增大巖石的宏觀強度。另外由于泊松效應，入射壓縮波傳播至試樣時，試樣會發生軸向壓縮和徑向膨脹。但由于慣性效應存在，2 種變形并非同時發生，徑向膨脹變形或徑向圍壓卸荷由試樣表面傳播至試樣中心，其傳播速度相對壓縮波較慢，因此，動態加載過程中試樣的徑向膨脹或卸荷被充分延遲，“徑向約束”作用的存在對試樣的動態強度具有顯著的增強作用[141-142]。會在試樣加載過程中，經過理論推導，徑向約束圍壓的最大值位于試樣橫截面中心，沿徑向呈二次函數形式衰減，直至試樣表面為0，可由式(13)量化[143]：

式中，σr為徑向約束圍壓；ρ為 試樣的密度；υ為試樣的泊松比；a為試樣橫截面上任意一點與其中心的距離；rs為試樣的半徑；εz為試樣軸向應變； d2εz/dt2為試樣軸向應變率加載速率。

由式（13）可以看出試樣密度的增加和應變速率的增加都會增大慣性增強作用。

(2)飽和水引起的局部損傷減小[139]。試樣水飽和或孔隙壓力存在下，內部孔隙被水填滿，水相比于空氣有更高的波阻抗，在壓縮波傳播至水巖界面時會發生較少的反射，因而較少的反射拉伸波降低了局部的損傷，從而提高了巖石的宏觀強度。另外，圍壓的施加會使試樣內部微裂紋有閉合的趨勢，孔隙被壓縮或部分孔隙背水充盈，這使得圍壓促進了水的強化作用。

(3)水的表面張力引起的彎液面效應。在動態沖擊荷載的作用下，巖石試樣中的裂紋擴展速度極快，孔隙中的水無法及時抵達裂紋尖端，在水的表面張力作用下，孔隙水會在裂紋中形成彎液面，并在裂紋尖端附近產生阻礙裂紋擴展的阻力[38,40,98]。該效應所產生的阻力可由式(14)表示：

式中，σm為彎液面阻力；γw為水的表面能； θE為潤濕角；ρm為彎液面的曲率半徑。

(4)水的黏滯性引起的Stefan 效應[144-145]。黏性液體(例如水或油)薄膜填充在兩塊相互平行的圓形平板之間，當兩塊平板沿垂直于平面方向以相對速度分離時，由于液體薄膜的黏滯性，黏性液體會沿著分離的反方向對平板施加黏滯阻力，從而阻礙或延緩平板分離[38,40]。試樣受到動態沖擊荷載的作用時，試樣內的微裂紋表面將會快速分離，微裂紋迅速起裂擴展，同時，微裂紋中的水由于其黏滯性，會在微裂紋表面產生阻礙微裂紋分離的黏滯阻力σμ，從而在宏觀上影響試樣強度[98]。Stefan 效應可由式(15)量化表示：

式中，σμ為液體施加在平板上的黏滯阻力；r為假設圓形平板的半徑；h為平板的間距；μw為液體的動力黏滯系數； dh/dt為平板分離的相對速率。

(5)牛頓內摩擦效應[85]。類似于Stefan 效應所述，當黏性液體薄膜填充于兩塊相對滑移的平行板之間時，忽略邊界效應的影響，黏性液體亦會沿著滑移的反方向施加滑移黏滯阻力，從而阻礙或延緩平板的相對運動。在動態沖擊荷載的作用下，微裂紋發生剪切滑移時會帶動微裂紋中的水沿平行于裂紋表面方向產生滑移運動，由于水的黏滯性，會在裂紋面產生阻礙剪切滑移的剪切黏滯阻力，從而在宏觀上影響試樣強度。根據牛頓內摩擦定律，產生的滑移黏滯阻力可由式(16)量化表示：

式中，τμ為滑移黏滯阻力；U為平板滑移速度； du/dy為流速梯度。

(6)孔隙水流動引起的Bernoulli 效應[98]。流體流動速度越大，其承受的壓力就越小。裂縫越靠近尖端區域儲水空間越小，液體流動速度越快，該區域相比于裂紋發育的區域的壓力越小(P2＜P1)。動態加載下，流體速度足夠快時裂縫尖端的壓力遠小于裂縫面的平均壓力，更多的壓力被已發育的裂縫分擔，因而對裂縫尖端的開展有一定的抑制作用。

水對巖石動力學性質均存在雙重影響。水的作用機制在于水與巖石裂隙結構或表面結構的物理作用和與巖石礦物的化學反應，如圖25 所示。因此水最終對巖石動力學性質表現出的強化或者弱化效應受到巖石礦物成分、物理性質和加載條件等多方面的影響。

圖25 水的作用機理示意Fig.25 Schematic of the mechanism of water

4 結論與展望

4.1 結 論

(1)傳統分離式霍普金森壓桿在研究含水率測試技術成熟，分析方法完備。眾多學者基于此對不同含水率下的巖石動力學響應進行了規律性的探索總結，一般來說水對巖石動態抗壓強度具有弱化效應，但飽水巖石的動態強度往往具有更高的率敏感性，甚至在較高應變率時，飽水巖石的動態強度可能會反超干燥巖石，表現出含水強化。因此水的作用受到巖石含水狀態、應變速率等多種因素的影響。

(2)圍壓SHPB 測試系統可以模擬深地復雜的應力環境。常規三向圍壓狀態下，對于砂巖和煤等強度較高的巖石，含水率、圍壓和應變率的增加均會是其表現出更高的強度，但對于片巖類軟巖，則表現出含水弱化效應。真三軸圍壓狀態下，水的存在會弱化煤巖加載方向的強度而使其余兩方向的峰值應力提高。圍壓的存在會使巖石的破壞模式向剪切破壞轉變，應變率和含水率的提高會加劇巖石的破壞程度。

(3)流固耦合SHPB 測試系統的發展應用，分別實現了對深部賦存環境中高地應力和高滲透壓的模擬?？讐?靜水圍壓耦合作用下巖石的內部的裂紋受到圍壓的抑制而表現出明顯的圍壓增強效應，巖石強度和應變均表現出應變率效應?？紫端畨簳黾訋r石的內部損傷，巖石的動態抗壓強度隨孔隙水壓的增加而下降，但圍壓的增加會抑制孔隙水壓的弱化作用。同時，孔隙水壓的增加使巖石的破壞模式由剪切破壞向剪切-拉伸破壞轉變。滲透壓-靜水圍壓耦合狀態下，巖石同樣表現出圍壓增強效應和應變率效應，滲透水壓的增加會使巖石的動態強度下降，并削弱圍壓增強作用。滲透壓耦合作用下巖石的破壞模式與孔壓耦合下的破壞模式一致。

(4)圍壓對于巖石動力學性質的作用受到其大小和方向的影響。軸向圍壓一定范圍內會使動態抗壓強度提高，但在超過一定范圍內會促進裂紋的發育，導致動態抗壓能力的下降。靜水圍壓對巖石內部裂紋施加各向均勻的限制作用，使得巖石的完整性和均勻性提高，試樣的破碎程度降低，破壞模式發生轉變，表現出更高的抗沖擊性，三向圍壓是靜水圍壓、軸向圍壓和側向圍壓的耦合，巖石的強度和抗沖擊性能對于靜水壓力狀態具有趨向性。

(5)水對巖石的動力學性能具有雙重作用。其強化作用機制可總結為：水飽和引起的慣性效應增大；水飽和引起的局部損傷減??；水的表面張力引起的半月板效應；水的黏滯性引起的Stefan 效應和牛頓內摩擦效應；孔隙水流動引起的Bernoulli 效應。弱化作用機制可總結為：水引起的表面能降低；水飽和導致的毛細管張力降低；水與巖石礦物發生劣化反應；水對滑移裂紋之間的潤滑作用；孔隙水壓和水楔效應對裂紋的擴展作用等。水對巖石的整體作用效果受到巖石礦物成分、物理性質和加載條件的綜合影響。

4.2 展 望

雖然使用以霍普金森壓桿及其改進裝置為主的實驗設備對流固耦合作用下的深部巖石動態力學響應進行了豐富的研究，但現有流固耦合作用下深部巖石力學的理論體系并不完善。深部“三高一擾動”賦存狀態下的巖石力學響應鮮有涉及。因此，以下問題仍未解決，相關內容有待廣大巖石力學和工程界學者進一步探索：

(1)當前流固耦合作用下巖石動力學響應的實驗研究，多集中于強度、宏觀變形等特性，對于巖石內部孔隙及滲透特性演化的研究尚不充分，亟需結合聲發射、CT 掃描等可能手段，進一步探究巖石內部的結構響應。

(2)為更加深入描述流固耦合作用下巖石動力學響應特性，需要結合損傷力學、斷裂力學、流體力學等相關內容完善流固耦合的相關理論，建立巖石材料的物理力學模型。

(3)在上述問題的基礎上，需要進一步考慮對高溫場的引入， 真實還原“三高一擾動”的多場耦合狀態，從而對深部賦存條件下“原位”巖石力學性質進行研究。