岩石Ⅰ型断裂韧度测试方法研究进展
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]。
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 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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。
岩石断裂韧度测试方法研究进展
岩石断裂韧度测试方法研究进展发表时间：2020-12-08T10:35:30.670Z 来源：《防护工程》2020年25期作者：章震[导读] 实际工程中常涉及到岩体的断裂问题，岩石断裂韧度则是表征岩石抵抗裂纹扩展能力的物理量，断裂韧度的测试仍然是岩石断裂力学中极其重要的一部分。
目前测试岩石断裂韧度的方法有很多，本文对岩石Ⅰ型测试方法和试样进行了介绍，并且对比分析了每种试样的优缺点，为今后的试验研究提供参考。
章震重庆交通大学河海学院重庆 400074摘要：实际工程中常涉及到岩体的断裂问题，岩石断裂韧度则是表征岩石抵抗裂纹扩展能力的物理量，断裂韧度的测试仍然是岩石断裂力学中极其重要的一部分。
目前测试岩石断裂韧度的方法有很多，本文对岩石Ⅰ型测试方法和试样进行了介绍，并且对比分析了每种试样的优缺点，为今后的试验研究提供参考。
关键词：岩石；断裂韧度；Ⅰ型断裂；测试方法岩石是一种由很多矿物颗粒通过胶结物的胶结作用连接在一起的复杂的集合体，岩石的断裂韧度由于受到温度、加载速率、试样尺寸效应、岩石材料性质等多种因素的影响，准确获取岩石的断裂韧度变为众多学者研究的一个课题。
对于岩石断裂韧度的测试方法目前尚无统一标准，主要是由于岩石本身各向异性所决定的。
传统的断裂力学按照裂纹力学特征将裂纹扩展分为三种：Ⅰ型（张开型），Ⅱ型（滑移型），Ⅲ型（撕开型）[1]。
本文对岩石Ⅰ型测试方法和试样进行了介绍，并且对比分析了每种试样的优缺点。
1岩石Ⅰ型断裂韧度确定方法由于岩石破坏时的应力大多垂直于裂纹面，即发生张拉破坏，所以岩石的断裂韧度测试工作大多数集中在对岩石Ⅰ型（张拉）破坏的测试[2]。
目前对于岩石断裂韧度的测试通常为试验方法，主要分为两种：一种是近场试验方法，另一种是远场试验方法[10]。
这两种方法均是基于线弹性断裂力学的裂纹尖端特征参量的近场解。
1.1近场试验方法近场试验方法又称为直接法，通过试验直接得到裂纹尖端的应力关系，应力强度因子由近场解或定义求得，从而推求出断裂韧度，其求解方法可用下式表示：人字形切槽三点弯曲圆棒试样的采用是三点弯曲的加载方式。
冲击载荷作用下岩石Ⅰ型裂纹动态断裂试验研究
冲击载荷作用下岩石Ⅰ型裂纹动态断裂试验研究
宋义敏;杨小彬;金璐;杨晟萱
【期刊名称】《振动与冲击》
【年(卷),期】2014(033)011
【摘要】以可调速落锤冲击试验机作为试验加载装置,采用数字散斑相关方法作为试验的观测手段,通过搭建高速数据采集系统,对岩石Ⅰ型裂纹在冲击载荷作用下的动态断裂进行试验研究.试验研究了冲击载荷作用下岩石Ⅰ型裂纹扩展过程位移场的演化特征;分析了岩石在冲击加载速度下裂纹扩展速度以及裂纹扩展距离随时间的变化规律;定量得到了岩石Ⅰ型裂纹动态断裂的裂纹张开角;同时开展了不同冲击加载速度下岩石Ⅰ型裂纹扩展速度的关系研究,研究结果表明,在试验所进行的中低速冲击加载情况下,裂纹扩展速度随着冲击速度的增加而增加,近似呈线性关系.【总页数】6页(P49-53,60)
【作者】宋义敏;杨小彬;金璐;杨晟萱
【作者单位】北方工业大学建筑工程学院,北京100144;中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院,北京100083;北方工业大学建筑工程学院,北京100144;北方工业大学建筑工程学院,北京100144
【正文语种】中文
【中图分类】TH212;TH213.3
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水岩作用下砂岩断裂韧度及抗拉强度的试验研究
水岩作用下砂岩断裂韧度及抗拉强度的试验研究朱敏;邓华锋;周时;罗骞;蔡健【摘要】为了解在考虑时间效应的水岩作用下砂岩Ⅰ型断裂韧度、抗拉强度的变化规律及其相关性,选取三峡库区库水变幅带砂岩为研究对象,设计紧凑的实验方案,对周期性饱水-风干循环状态和长期饱水状态下的砂岩试样开展了三点弯曲断裂韧度试验和劈裂抗拉强度试验.试验结果表明:在水岩作用下,砂岩的断裂韧度和抗拉强度软化效应明显,且随着浸泡时间的增加,软化效应呈先增大后稳定的趋势.同时,在同一周期内砂岩试样的断裂韧度和抗拉强度有相近的软化系数,契合岩石的抗拉强度和断裂韧度存在较好的相关性.最后通过数据拟合得到了砂岩断裂韧度与抗拉强度的相关关系,拟合相关性较高,并通过与试验数据的比较,验证了公式的可行性.研究成果对水岩作用下砂岩断裂韧度与抗拉强度的相关性有一定的参考价值,为通过砂岩抗拉强度预测估算断裂韧度提供了便利,同时也可为其他类型岩石的相关研究提供参考.%In order to understand the variation and correlation of fracture toughness and tensile strength considering time effect under water-rock interaction, we conducted three point bending fracture toughness test and splitting tensile strength test according to the design of the experiment scheme for compact on sandstone samples in periodic full water-air dry cycle state and long-term saturated state which were selected from Three Gorges reservoir area reservoir water with horn. Test results show that under water-rock interaction, the fracture toughness and tensile strength of sandstone softening effect is obvious; and softening effect is first increases, then stable trend along with the increase of soak time. Meanwhile, the fracture toughness and tensile strength of the sandstone inthe same time period have similar softening coefficient, corresponding rock tensile strength and fracture toughness good correlation exists. Finally, through the data fit got sandstone fracture toughness and tensile strength of the correlation fitting high correlation, and through comparison with experimental data, we can verify the feasibility of formula. The research results have some reference value for the correlation of fracture toughness and tensile strength of sandstone under water-rock interaction; and provide a convenient way for through the sandstone tensile strength prediction estimating fracture toughness and the reference for the other types of rock related research.【期刊名称】《三峡大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2012(034)005【总页数】6页(P34-38,51)【关键词】Ⅰ型断裂韧度;抗拉强度;水岩作用;相关性【作者】朱敏;邓华锋;周时;罗骞;蔡健【作者单位】三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002【正文语种】中文【中图分类】TU443自然状态下的岩体，由于构造应力和自重应力的作用，通常处于受压状态，因而压剪破坏是岩石最常见的破坏模式.处于压剪应力状态的裂纹，其裂纹尖端仍处于拉剪应力状态，裂纹发生转折、断裂面发生分离都是由于张应力超过了原子间的结合力，并导致Ⅰ型破坏，因而，压剪断裂与Ⅰ型断裂密切相关［1]，研究岩石Ⅰ型断裂韧度与强度参数之间的相关关系具有重要的理论意义和实践意义.目前，关于岩石断裂韧度及其与材料参数之间的相关性研究较多［2－3]，但对于考虑时间效应的水岩作用下不同状态岩石的断裂韧度、抗拉强度的变化规律及其相关性的研究较少，国外一些学者［4－10]对自然状态下不同类型的岩石进行了Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度相关性试验，得到了Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度的拟合公式，有一定的实际意义，但没有对于库岸边坡而言，这些公式均没有考虑水环境对岩石断裂韧度和抗拉强度参数的劣化影响，不符合库水变幅带岩石实际的赋存环境.基于此，本文特对周期性饱水－风干循环状态和长期饱水状态下的砂岩试样开展了三点弯曲断裂韧度试验和劈裂抗拉强度试验，分析砂岩Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度随时间的变化规律，并通过试验数据拟合其直接相关公式，这样可根据易于测试的抗拉强度估算其Ⅰ型断裂韧度.1 试验方案设计本文试验选取三峡库区典型滑坡库水变幅带砂岩为实验对象，主要测定在长期饱水状态下和周期性饱水－风干循环状态下砂岩的I型断裂韧度和抗拉强度.考虑浸泡时间效应的影响，参照以往试验，每期浸泡时间为30d，试验周期个数为6.对于饱水－风干循环试样，为了尽量真实地模拟库岸边坡岩体现实情况，同时避免烘干法对岩石矿物成分和岩体性质的影响，采取自然风干法，风干时间为7d.根据《水利水电工程岩石试验规程》（SL264－2001），在I型断裂韧度的室内试验中，采用如图1所示的方式进行.试件为直切口圆柱形，直径D为50 mm，长度L为210～240mm，预制切口采用超薄金刚石锯片加工，切口深度18～23mm，宽度1.0mm.试样制备严格按照规范要求控制精度，同时采用声波－回弹法严格选样，事先剔除掉声波、回弹值异常的试样.含有预制切口的典型试样如图2所示.为了削弱尺寸效应的影响，并增强同一周期内Ⅰ型断裂韧度与抗拉强度的可比性，控制试验结果的离散性，在三点弯曲试验后，对断裂的两段试样进行加工处理，制备长度较短的试样，运用巴西圆盘劈裂法测定试样的抗拉强度.2 试验结果及分析2.1 砂岩Ⅰ型断裂韧度KⅠC试验结果及分析不同周期下，周期性饱水－风干循环作用下砂岩和长期饱水砂岩Ⅰ型断裂韧度KⅠC及相关参数如表1所示，表中0期为天然状态下试样的断裂韧度，其中断裂韧度KⅠC采用规范公式（1）、（2）进行计算.图3为不同状态砂岩平均断裂韧度的变化曲线.式中，KⅠC为断裂韧度；D为试件直径；Sd为两支承点间的距离，本实验中为16.6cm；Pmax为断裂破坏荷载；a为直切口深度.表1 不同周期下不同状态砂岩断裂韧度表期数周期性饱水－风干循环长度／cm 荷载／kN 缝深／mm 断裂韧度／MPa·m1／2 平均断裂韧度／MPa·m1／2长期饱水长度／cm 荷载／kN 缝深／mm 断裂韧度／MPa·m1／2 平均断裂韧度／MPa·m1／2 0 22.20 0.63 21.00 0.523 0.490 22.20 0.63 21.00 0.523 0.490 21.80 0.59 21.00 0.490 0.490 21.80 0.59 21.00 0.490 0.490 21.00 0.57 21.00 0.473 0.490 21.00 0.57 21.00 0.473 0.490 23.00 0.57 21.00 0.473 0.490 23.00 0.57 21.00 0.473 0.490 1 20.00 0.47 22.50 0.430 0.440 19.30 0.5122.00 0.450 0.453 20.70 0.49 22.50 0.450 0.440 22.20 0.51 22.00 0.4500.453 23.50 0.48 22.50 0.440 0.440 21.50 0.54 21.50 0.460 0.453 19.50 0.48 22.50 0.440 0.440 23.30 0.52 21.50 0.450 0.453 2 21.30 0.47 22.00 0.4200.418 19.30 0.53 20.00 0.410 0.435 21.40 0.45 22.00 0.400 0.418 19.70 0.57 20.00 0.450 0.435 24.10 0.51 22.00 0.450 0.418 22.90 0.48 23.00 0.4500.435 23.50 0.45 22.00 0.400 0.418 25.70 0.57 19.50 0.430 0.435 3 22.100.53 18.00 0.368 0.377 25.00 0.51 21.00 0.420 0.420 20.60 0.54 17.50 0.365 0.377 26.00 0.45 21.00 0.370 0.420 23.70 0.55 17.50 0.372 0.377 28.00 0.57 21.00 0.470 0.420 21.80 0.55 19.00 0.405 0.377 23.00 0.51 21.00 0.4200.420 4 22.35 0.5 17.00 0.330 0.345 19.80 0.57 17.50 0.390 0.388 23.80 0.54 17.50 0.360 0.345 19.30 0.55 17.50 0.370 0.388 22.95 0.48 18.00 0.3300.345 24.00 0.59 17.50 0.400 0.388 23.40 0.53 17.50 0.360 0.345 21.30 0.54 18.50 0.390 0.388 5 20.55 0.53 17.50 0.360 0.328 19.60 0.48 17.00 0.3200.353 25.90 0.52 17.50 0.350 0.328 23.05 0.52 17.00 0.340 0.353 23.70 0.46 17.50 0.310 0.328 23.10 0.6 17.00 0.390 0.353 21.60 0.43 17.50 0.290 0.328 22.40 0.54 17.00 0.360 0.353 6 23.75 0.45 17.50 0.300 0.298 27.60 0.5217.50 0.350 0.335 28.40 0.48 17.50 0.320 0.298 28.20 0.51 17.50 0.3400.335 22.55 0.43 17.50 0.290 0.298 19.50 0.49 17.50 0.330 0.335 21.20 0.42 17.50 0.280 0.298 20.50 0.48 17.50 0.320 0.335图3 不同状态下砂岩断裂韧度变化曲线从表1和图3可以看出：1）周期性饱水风干循环状态下砂岩试样在各期的Ⅰ型断裂韧度KⅠC均较为集中，标准差最大值为为0.03，变异系数最大值为10%；长期饱水砂岩试样在各期的的断裂韧度KⅠC也较为集中，标准差最大值为0.04，变异系数最大值为9.72%，数值均较小，因此试验成果的离散性较小，各期的平均断裂韧度值可以比较准确地反映相应时间的断裂韧度.2）随着试验期数的增加，长期饱水砂岩和周期性饱水－风干循环砂岩的断裂韧度皆呈现出逐渐降低的趋势，其中，第1、2期断裂韧度下降趋势不明显，在第3、4期时，下降趋势逐渐明显，第5、6期下降趋势又逐渐趋于平稳.此外，在饱水风干循环状态下砂岩试样的断裂韧度明显低于同期长期饱水状态下砂岩的断裂韧度，但在1、2期两试样的差距并不明显，3、4期差距变大，5、6期差距趋于平稳，与平均断裂韧度随时间的变化趋势较为一致.3）随着试验期数的增加，周期性饱水风干循环状态下砂岩试样的断裂韧度软化系数分别是0.898，0.893，0.769，0.704，0.669，0.608；长期饱水砂岩试样的断裂韧度软化系数分别是0.924，0.888，0.857，0.792，0.720，0.684.通过比较可知，软化系数的变化规律与断裂韧度的变化规律较为一致.2.2 砂岩抗拉强度σt试验结果及讨论不同时间周期下，周期性饱水－风干循环作用下砂岩和长期饱水砂岩抗拉强度σt 及相关参数如表2所示，表中0期为天然状态下试样的抗拉强度，抗拉强度采用规范公式（3）进行计算.图4为不同状态砂岩平均抗拉强度的变化曲线.式中，σt为抗拉强度；D为试件直径；P为破坏荷载；H为试件高度.表2 不同周期下不同状态砂岩抗拉强度及相应软化系数表期数周期性饱水－风干循环长度／cm 轴向荷载／kN 抗拉强度／MPa 平均抗拉强度／MPa 软化系数长期饱水长度／cm 轴向荷载／kN 抗拉强度／MPa 平均抗拉强度／MPa 软化系数0 4.80 13.86 3.678 3.646 1.0 4.80 13.86 3.678 3.646 1.0 5.05 14.78 3.728 3.646 1.0 5.05 14.78 3.728 3.646 1.0 4.90 13.98 3.634 3.646 1.0 4.90 13.98 3.634 3.646 1.0 4.90 13.62 3.541 3.646 1.0 4.90 13.62 3.541 3.646 1.0 1 5.0513.02 3.284 3.271 0.897 4.30 11.38 3.371 3.394 0.931 4.85 12.06 3.1683.271 0.897 5.25 14.04 3.407 3.394 0.931 3.95 10.22 3.296 3.271 0.897 2.60 6.86 3.361 3.394 0.931 2.75 7.20 3.335 3.271 0.8975.25 14.16 3.436 3.394 0.931 2 4.55 11.18 3.130 3.168 0.869 7.50 18.58 3.156 3.285 0.901 1.85 4.62 3.181 3.168 0.869 4.35 11.56 3.385 3.285 0.901 1.50 3.86 3.278 3.168 0.869 3.85 9.96 3.296 3.285 0.9016.45 15.60 3.081 3.168 0.869 6.20 16.08 3.304 3.285 0.901 3 2.60 5.46 2.675 2.800 0.768 4.80 11.82 3.137 3.096 0.849 1.25 2.86 2.915 2.800 0.768 4.90 11.78 3.063 3.096 0.849 1.95 4.18 2.731 2.800 0.768 5.65 14.22 3.206 3.096 0.849 1.15 2.60 2.880 2.800 0.768 4.10 9.58 2.977 3.096 0.849 4 3.40 6.86 2.570 2.569 0.705 4.65 10.56 2.893 2.8540.783 2.85 5.68 2.539 2.569 0.705 3.15 7.12 2.879 2.854 0.783 3.65 7.44 2.597 2.569 0.705 2.80 6.08 2.766 2.854 0.783 2.35 4.740 2.569 2.569 0.705 4.55 10.28 2.878 2.854 0.783 5 2.00 4.080 2.599 2.463 0.676 2.45 4.88 2.5372.612 0.717 4.10 7.360 2.287 2.463 0.676 2.00 4.14 2.637 2.612 0.717 1.553.040 2.498 2.463 0.676 3.40 6.98 2.615 2.612 0.717 3.55 6.880 2.469 2.463 0.676 0.80 1.67 2.659 2.612 0.717 6 3.80 6.28 2.105 2.157 0.592 3.50 6.82 2.482 2.443 0.670 2.454.14 2.153 2.157 0.592 2.70 4.96 2.340 2.443 0.670 0.95 1.64 2.199 2.157 0.592 3.60 7.12 2.519 2.443 0.670 1.55 2.64 2.170 2.157 0.592 2.40 4.58 2.431 2.443 0.670从表2和图4可以看出：1）周期性饱水风干循环状态下砂岩试样在各期的劈裂抗拉强度均较为集中，标准差最大值为0.13，变异系数最大值为5%；长期饱水砂岩试样在各期的劈裂抗拉强度也较为集中，标准差最大值为0.10，变异系数最大值为3%，数值均较小，因此试验成果的离散性较小，各期的平均抗拉强度值可以比较准确地反映相应时间的抗拉强度.图4 不同状态下砂岩抗拉强度变化曲线2）随着试验期数的增加，长期饱水砂岩和周期性饱水－风干循环砂岩的抗拉强度皆呈现出逐渐降低的趋势，其中，第1、2期断裂韧度下降趋势不明显，在第3、4期时，下降趋势逐渐明显，第5、6期下降趋势又逐渐趋于平稳.此外，在饱水风干循环状态下砂岩试样的抗拉强度明显低于同期长期饱水状态下砂岩的抗拉强度，但在1、2期两试样的差距并不明显，3、4期差距变大，5、6期差距趋于平稳，与平均抗拉强度值随时间的变化趋势较为一致.3）随着试验期数的增加，周期性饱水风干循环状态下砂岩试样的抗拉强度软化系数变化规律与抗拉强度的变化规律较为一致.2.3 砂岩Ⅰ型断裂韧度KⅠC与抗拉强度σt相关性分析以往的研究表明，岩石类材料的各个强度与各个韧度之间存在着一定的联系，抗拉强度与Ⅰ型断裂韧度存在良好的线性关系.根据本文试验数据统计，水岩作用下抗拉强度与断裂韧度之间的相关关系如图5所示，抗拉强度与断裂韧度软化系数趋势图如图6所示.根据图5可知，抗拉强度与断裂韧度呈良好的线性关系，其表达式为：KⅠC＝0.131 3σt＋0.009 2，相关系数R2＝0.946 6，根据图6可知，相同状态下的砂岩试样在同时间周期内具有数值相近的软化系数，不同状态砂岩在不同时间周期内具有相似的软化趋势，且同周期下周期性饱水－风干循环状态砂岩断裂韧度和抗拉强度的劣化系数明显低于长期饱水状态下的劣化系数.3 结论1）通过紧凑的试验方案，对周期性饱水－风干循环状态下砂岩和长期饱水状态下砂岩进行了三点弯曲断裂韧度试验和抗压强度试验，试验表明水岩作用下Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度均随时间的延长劣化效应逐渐明显，且同周期情况下周期性饱水－风干循环状态的砂岩Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度均比长期饱水状态下砂岩的相应值低. 2）基于砂岩试样Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度试验结果的比较分析，相同状态下砂岩的Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度具有数值相近的软化效应，同时同周期条件下周期性饱水－风干循环状态的Ⅰ型断裂韧度、抗拉强度的软化系数明显低于长期饱水状态的软化系数.3）在水岩作用的各个时间周期内，砂岩Ⅰ型断裂韧度和抗拉强度呈良好的线性关系，其表达式为：KⅠC＝0.131 3σt＋0.009 2（相关系数R2＝0.946 6），可根据易于测得的抗拉强度σt估算Ⅰ型断裂韧度KⅠC.参考文献：［1]陈枫.岩石压剪断裂的理论与实验研究［D].长沙：中南大学资源与安全工程学院，2002.［2]Brown G J，Reddish D J.Experimental Relationship between Rock Fracture Toughness and Density［J].International Journal of Rock Mechanics ＆ Mining Sciences，1997，34（1）：153－155.［3]李江腾.硬岩矿柱失稳及时间相依性研究［D].长沙：中南大学资源与安全工程学院，2005.［4]Zhang Z X.An Empirical Relation between Mode I Fracture Toughness and the Tensile Strength of Rock［J].International Journal of Rock Mechanics ＆ Mining Sciences，2002，39（3）：401－406.［5]Golshani，Aliakbar，Okui Y，et al.A Micromechanical Model for Brittle Failure of Rock and Its Relation to Crack Growth Observed in Triaxial Compression Tests of Granite［J].Mechanics of Materials，2006，38（4）：287－303.［6]Li H B，Zhao J，Li T J.Micromechanical Modeling of the Mechanical Properties of a Granite under Dynamic Uniaxial Compressive loads［J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，2000，37（6）：923－935.［7]Golshani，Aliakbar，Oda M，et al.Numerical Simulation of the Excavation Damaged zone Around an Opening in Brittle Rock［J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，2007，44（6）：835－845.［8]Li H B，Zhao J，Li T J.Triaxial Compression Tests on a Granite at Different Strain Rates and Confining Pressures［J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1999，36（8）：1057－1063.［9]Whittaker B N，Singh R N，Sun G.Rock Fracture Mechanics：Principles，Design and Applications［M].Amsterdam：Elsevier，1992.［10]Zhang Z X，Kou S Q，Lindqvist P A，et al.The Relationship between the Fracture Toughness and Tensile Strength of Rock［M].In：Strength Theories：Applications，Evelopment ＆ Prospects for 21st Century.Beijing／NewYork：Science Press，1998：215－223.。
测试深部岩体I型断裂韧度的试验系统及方法[发明专利]
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专利名称：测试深部岩体I型断裂韧度的试验系统及方法专利类型：发明专利
发明人：王洪建,袁广祥,于怀昌,董金玉,李垒成,王硕楠,宋丽娟,郭彪,王小东
申请号：CN201810716717.4
申请日：20180703
公开号：CN109001046A
公开日：
20181214
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：一种测试深部岩体I型断裂韧度的试验系统，包括具有中间切缝的半圆盘岩石试件、用于对所述半圆盘岩石试件施加轴向压力的加载系统、用于对半圆盘岩石试件施加高温围压的真空压力室、用于真空压力室排气的真空泵和用于对真空压力室注入惰性气体的惰性气体系统，所述具有中间切缝的半圆盘岩石试件放置在真空压力室内，轴向压力的加载系统伸入到真空压力室内作用到具有中间切缝的半圆盘岩石试件上，具有中间切缝的半圆盘岩石试件的下面设置有两个支撑垫，两个支撑垫分别设置在具有中间切缝的半圆盘岩石试件的切缝的两侧，真空压力室与惰性气体系统连接，在真空压力室内设置有加热装置。
相对于现有技术，本发明能够模拟真实储层环境，精确测定岩石断裂韧度，为深部能源工程发展提供支持。
申请人：华北水利水电大学
地址：450045 河南省郑州市金水区北环路36号
国籍：CN
代理机构：郑州中原专利事务所有限公司
代理人：王晓丽
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GGNBD试样测试页岩I型断裂韧性
裂韧性 的测试方法 主要 有三点弯 曲法 、 圆盘法 、 短棒 法、 水压致裂法等［ ］ 。针对岩石试样 中不易预制尖锐 裂纹 ， 裂 纹
熟 的用 于金 属 材 料 的 测试 规 范 ， 而 必须 发 展 特 殊 的试
件 和 方 法 。 同时 ， 国 际上 的岩 石 断 裂专 家 共 同提 出用 Ｖ 形 切 口试 样 进 行 Ｉ型 断裂 试 验 ］ 。它 的优 点 在 于试 件不需要预裂 ， 也 不 需 要 测 定裂 纹 长 度 。１ ９ ８ ８ 年， Ｉ Ｓ— Ｒ Ｍ 推荐 了用 Ｖ型切 口的三点 弯 曲 圆棒 试 样 （ ＣＢ） 和 短 棒试样 （ Ｓ Ｒ） 来 测 试 岩 石 的 断 裂 韧性 隅 ］ 。１ ９ ９ ５ 年， 人 字 形 切 槽 巴西 圆盘 试 样 （ Ｃ Ｃ ＮＢ Ｄ） 成为最新 的 Ｉ Ｓ Ｉ 推 荐 采 用 的用 于 测试 岩石 断裂 韧 性 的试 样 ］ 。 巴西 圆盘
近些 年来 ， 国 内外 研 究学 者针 对 静态 或准 静 态 Ｉ 型 断裂 韧性 测 试作 了大量 研 究 。 目前 用 于测 试 岩石 的断
型断裂机制 ， 分析了断裂韧 ｆ 生 值与对应组分间关系。
２ 样 品与 实验方 法 ２ ． １ 样 品
页 岩岩 芯取 自四川盆 地 的下 志 留统 龙 马溪组 （ Ｓ ） 和 上 奥 陶统 五 峰 组 （ Ｏ。 叫） 露头岩芯 ， 其 中龙 马 溪 组 页 岩 采 自于 四川 长 宁 ， 五 峰组 页 岩 采 自于重 庆 。岩 芯 钻 取 方 向为垂 直 于层 理 方 向。在 制 作 试样 进 行 测试 前 ， 先 采集 两层 组部 分岩 芯 ， 将 其研 磨成 粒径 １ ０ ０目左 右 的 粉 末 进行 Ｘ一 射 线衍 射 （ ＸＲ Ｄ） 测 量 。测 量采 用 Ｐ ＡＮａ —
一种岩石I型断裂韧度KIc估算方法
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。
Ⅰ型裂纹中低速冲击荷载下起裂韧度测试新方法
Ⅰ型裂纹中低速冲击荷载下起裂韧度测试新方法施泽彬;朱哲明;汪小梦;王雄【摘要】为了探寻更加合理的构型试件来研究纯Ⅰ型裂纹在冲击荷载下的起裂及扩展行为,提出一种新构型试件,即双倾斜底边中心裂纹试件(double inclined bottom central cracked,DIBCC).借助于中低速落锤式冲击实验装置进行冲击实验,通过应力波来使试件内预制裂纹起裂并扩展,同时利用应变片测试系统监测裂纹起裂时刻,并采用AUTODYN有限差分软件对实验过程进行数值模拟,最后计算裂纹的动态应力强度因子,利用实验测得的起裂时刻,确定试件的起裂韧度.结果表明:(1)在反射拉伸波作用下,预制裂纹两侧会产生垂直于裂纹面向外的位移,使预制裂纹扩张,从而使裂纹起裂.(2)数值模拟结果与实验结果在裂纹扩展路径上具有一致性,说明本文中提出的DIBCC构型试件有效,可以用来测试裂纹在冲击载荷下的断裂韧度.【期刊名称】《爆炸与冲击》【年(卷),期】2018(038)006【总页数】8页(P1247-1254)【关键词】纯Ⅰ型裂纹;双倾斜底边中心裂纹(DIBCC);应力波;冲击荷载;AUTODYN;起裂韧度【作者】施泽彬;朱哲明;汪小梦;王雄【作者单位】四川大学建筑与环境学院能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室,四川成都610065【正文语种】中文【中图分类】O346;TU45脆性材料在动荷载作用下的断裂问题是当前研究领域的前沿，在该领域已有一系列的研究。
在理论方面，一些学者尝试通过复变函数法、傅里叶变换法等来分析动荷载作用下脆性材料的断裂问题[1-2]，但由于动态问题需考虑材料惯性和数学研究手段的限制，解析法求解依然很困难，有意义的理论解不多。
中低速冲击下Ⅰ型裂纹的动态断裂韧度研究
中低速冲击下Ⅰ型裂纹的动态断裂韧度研究应鹏;朱哲明;周磊;董玉清;王雄【期刊名称】《煤炭学报》【年(卷),期】2017(042)0z2【摘要】起裂韧度和扩展韧度是分别用来判别裂纹起裂和扩展的两个重要材料参数,为了探索在中低速冲击荷载下岩石的起裂韧度和扩展韧度的测试方法,选择砂岩单裂纹半圆孔板试样以中低速落锤试验机进行了冲击,并利用裂纹扩展计和应变片测试裂纹的起裂时间及裂纹扩展速度.使用AUTODYN有限差分软件,裂纹软化模型及线性状态方程建立了相应的数值计算模型,结合实验-数值法确定预制裂纹的起裂韧度和扩展韧度,结果表明:动态冲击载荷下裂纹扩展速度不是一个常数;对于隆昌青砂岩,其动态扩展韧度与裂纹扩展速度成反比关系,扩展速度越大,扩展韧度越小;材料扩展韧度不是一个独立的材料参数,而是一个与裂纹扩展速度有关的参数.【总页数】8页(P338-345)【作者】应鹏;朱哲明;周磊;董玉清;王雄【作者单位】四川大学建筑与环境学院,四川成都610065;四川大学深地科学与工程教育部重点试验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院,四川成都610065;四川大学深地科学与工程教育部重点试验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院,四川成都610065;四川大学深地科学与工程教育部重点试验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院,四川成都610065;四川大学深地科学与工程教育部重点试验室,四川成都610065;四川大学建筑与环境学院,四川成都610065;四川大学深地科学与工程教育部重点试验室,四川成都610065【正文语种】中文【中图分类】TD313【相关文献】1.中低速冲击载荷作用下SCT岩石试样Ⅰ型裂纹的动态扩展行为 [J], 董玉清;朱哲明;王蒙;周磊;应鹏2.Ⅰ型裂纹中低速冲击荷载下起裂韧度测试新方法 [J], 施泽彬;朱哲明;汪小梦;王雄3.冲击载荷下加载率对裂纹扩展速度、断裂韧度和能量释放率的影响 [J], 郎林;朱哲明;王寒冰;黄建伟;王蒙;张宪尚4.冲击载荷下加载率对裂纹扩展速度、断裂韧度和能量释放率的影响 [J], 郎林;朱哲明;王寒冰;黄建伟;王蒙;张宪尚5.Charpy裂纹体的冲击响应与动态断裂韧度 [J], 林君山;涂铭旌;鄢文彬因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
化学腐蚀和干湿循环作用下砂岩Ⅰ型断裂韧度及其强度参数相关性的研究
化学腐蚀和干湿循环作用下砂岩Ⅰ型断裂韧度及其强度参数相关性的研究韩铁林;师俊平;陈蕴生【摘要】以三峡库区典型的库岸边坡消落带节理砂岩体的实际赋存环境为背景,采用在砂岩中预制Ⅰ型裂隙的方法来模拟节理岩体,根据工程实际设计饱水-风干循环试验方案,研究了浸泡在不同化学溶液中的Ⅰ型裂纹砂岩在于湿循环作用下的力学特性及损伤劣化机理,分析了经不同化学溶液和干湿循环作用后试样的物理力学特性随干湿循环次数的劣化规律.研究结果表明:化学溶液和干湿循环作用后砂岩试样呈现出明显的弱化趋势;试验初期,强碱性溶液下砂岩试样的干湿劣化程度最小,但随着干湿循环次数的增加,强碱性溶液下砂岩试样的干湿劣化程度逐渐加剧,仍小于酸性溶液下的,但大于中性溶液下的.化学干湿循环作用后,砂岩试样各力学特征的损伤劣化程度存在明显的差异,其中断裂韧度KIC的劣化程度较大,抗拉强度居中,而抗压强度最小.化学干湿循环作用后砂岩的断裂韧度与抗压强度、抗拉强度间存在明显的线性关系.砂岩各力学特征的劣化程度与其相应的化学溶液中溶出离子浓度的大小、试样物理参数的劣化程度之间具有某一对应关系,同时,得到砂岩试样物理力学参数与损伤变量和钙镁离子浓度之间统计上的关联关系.并且,可以利用不同化学溶液和干湿循环作用下砂岩试样的裂纹扩展半径来间接说明其力学特征发生损伤的劣化程度.【期刊名称】《水利学报》【年(卷),期】2018(049)010【总页数】11页(P1265-1275)【关键词】裂隙岩体;化学腐蚀;干湿循环;Ⅰ型断裂韧度;相关性【作者】韩铁林;师俊平;陈蕴生【作者单位】深圳大学广东省滨海耐久性重点实验室,广东深圳518060;西安理工大学土木建筑工程学院,陕西西安710048;西安理工大学土木建筑工程学院,陕西西安710048;西安理工大学土木建筑工程学院,陕西西安710048【正文语种】中文【中图分类】TU451 研究背景近年来，水-岩之间相互作用已成为前沿性基础课题之一，并取得许多研究成果。
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。
岩石动态断裂韧度温度相关性的实验研究
岩石动态断裂韧度温度相关性的实验研究宫能平;陈明飞【摘要】利用CCCD-SHPB(Central Cracked Circular Disk-Split Hopkinson Pressure Bar)试验系统对花岗岩试件实施同一加载速率、不同温度下的纯Ⅰ加载试验,进而研究环境温度对岩石类材料动态断裂性能的影响.实验过程中控制加载脉冲,使得测试试件的加载速率基本一致,测得不同温度下试件两端平均载荷(P)随时间的变化关系,将最大(P)max代入中心裂纹圆盘应力强度因子KI公式,获得不同温度下中心裂纹巴西圆盘岩石试件的动态断裂韧度KId.测试结果表明,温度处于10 ～100℃时,花岗岩动态断裂韧度KId随着温度的升高逐步下降,近似呈线性关系.【期刊名称】《安徽理工大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2013(033)004【总页数】4页(P1-3,31)【关键词】断裂韧度;霍布金森压杆;中心裂纹圆盘【作者】宫能平;陈明飞【作者单位】安徽理工大学应用力学研究所,安徽淮南232001;安徽理工大学应用力学研究所,安徽淮南232001【正文语种】中文【中图分类】TU45岩石的动态断裂性能与加载条件、环境温度密切相关[1]。
工程实践中岩石类材料环境温度不同，呈现的断裂破坏往往也各异，因此，深入研究温度对岩石类材料动态力学性能的影响，探索岩石在不同温度下的动态断裂韧度，对结构的安全设计，防止岩石断裂、破碎、滑移、流变、爆裂等破坏性事故的发生具有重要的理论和实践意义[2]。
文献[3-5]利用SHPB技术，对花岗岩试件实施冲击压缩试验，依据试验得到的试件两端平均载荷，推广准静态下中心裂纹圆盘应力强度因子计算公式，获得了岩石的动态断裂韧度。
但由于实验技术上的困难，大多数研究者均未涉及温度对岩石材料动态断裂韧度的影响。
文献[6]设计了一套基于霍布金森压杆(SHPB)装置的试件加温系统，研究了岩石试件加热过程中温度场的分布，为研究岩石类材料动态断裂韧度温度相关性提供了加热升温装置。
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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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 断裂韧度值之间的差异性． １
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岩石１型断裂韧度测试方法研究进展（崔振东等）
１９１
的圆盘测试（ＭＲＴ）、压痕试验（１Ｔ）、径向裂纹环状试验（ＲＣＲＴ）、修正环状试验（ＭＲＴ）、单边切槽半 圆盘三点弯试样（ＨＤＢ）、环形盘紧凑拉伸试样、轴向切槽圆棒压缩开裂试验（ＡＣＲＢＣ）、单边切槽圆棒弯 曲试验（ＳＥＮＲＢＢ）、环向切槽圆棒弯曲试验（ＣＮＲＢＢ）、环向切槽圆棒离心加载试验（ＮＲＢＥＬ）、环向切 槽圆棒拉伸试验（ＣＮＲＢＴ）、预制裂纹空心筒内压测试或爆破测试、单边直裂纹三点弯曲梁测试 （ＳＣ３ＰＢ）、单边直裂纹４点弯曲梁测试（ＳＣ４ＰＢ）、双扭测试（ＤＴ）、双悬臂梁撕裂试验（ＤＣＢ）、紧凑拉伸 试验（ＣＴ）、边切槽圆盘劈裂试验（ＥＮＤ）、厚壁圆筒试验（ＴＷＣ）、点荷载试验等ＨＪ． 迄今为止，岩石Ｉ型断裂韧度测试较为常用的试样类型主要有：单边直裂纹三点弯曲梁试样 （ＳＣ３ＰＢ）、“Ｖ”形切槽三点弯曲圆梁试样（ＣＢ）、“Ｖ”形切槽短棒试样（ＳＲ）、“Ｖ”形切槽巴西圆盘试样 （ＣＣＮＢＤ）．此外，紧凑拉伸试验（ＣＴ）、单边切槽圆棒弯曲试验（ＳＥＮＲＢＢ）及双扭测试（ＤＴ）、厚壁圆筒 试验（ＴＷＣ）等方法也被广泛采用． Ｗｈｉｔｔａｋｅｒ等对上述岩石断裂韧度的各种测试方法进行了全面比较，并对各种方法的特性和局限性 进行了评价［５］．这一阶段所采用的断裂韧度测试方法和试样类型繁多，为岩石Ｉ型断裂韧度测试方法研 究提供了宝贵的探索经验，很多测试方法已显现出独特的优越性．
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岩石断裂力学是在借鉴金属材料断裂力学理论的基础上发展起来的新兴边缘学科．它以岩石断裂韧
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１９２
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２００９年第３期
上述几种建议测试方法经测试检验具有较好的一致性和可比性，大量测试结果统计分析可知：测得 的岩石断裂韧度值分布在较为合理的误差范围内，受到国际岩石断裂力学界的广泛认可，现今已成为岩 石断裂韧度测试研究的规范和标准．几种建议测试方法也各有其优缺点，适用范围也各不相同（见表１）． 因此，需要进一步比较和修正，使之更加完善．
表１
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岩石Ｉ型断裂韧度测试建议方法比照表
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２００９年第２３卷第３期
（总第７５期）
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报
Ｖ０１．２３
Ｎｏ．３
２００９
Ｊ０ｕＲＮＡＬ ｏＦ ＴＥＳＴ ＡＮＤ
ＭＥＡＳＵＲＥＭＥＮＴ ＴＥＣＨＮＯＬｏＧＹ（Ｓｕｍ Ｎｏ．７５）
文章编号：１６７１—７４４９（２００９）０３—０１８９—０８
岩石Ｉ型断裂韧度测试方法研究进展
崔振东１，刘大安１，安光明１，周
三点弯曲圆梁试样（图２（ｂ））、Ｖ形切槽短圆棒试样（图２（ｃ））和１９９５年提出的Ｖ形切槽巴西圆盘试样 （图２（ｄ））．
肛咕；跚职ａ／Ｗ＝０．３７５
（ａ）ＡＳＴＭ－单边直裂纹三点弯曲梁试样（ＳＣ３ＰＢ）
Ｓ＝３．３３Ｄ；嘞卸．１５Ｄ；班＝９０ｚ．￡２４Ｄ
（ｂ）ＩＳＲＭ－“Ｖ”形切槽三点弯曲圆粱试样（ＣＢ）
岩石Ｉ型断裂韧度测试方法研究现状
对岩石进行断裂韧度室内测试是将断裂力学引入岩石力学的基础．鉴于岩石材料本身的复杂特性，
进行岩石断裂韧度试验存在两个难题：一是岩石试件不易预制特定裂纹；二是裂纹长度难以准确测量． 因此不能简单的照搬金属试件已有的测试规范，必须采用新试件和新方法．因此，国内外很多学者致力 于研究如何能准确得到岩石断裂韧度的测试技术和实验方法．岩石Ｉ型断裂韧度测试方法研究经历了 探索、标准化及比较修正三个过程，现在的研究热点是对已有的建议测试方法进行比较修正．
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
１．２
ＡＳＴＭ和ＩＳＲＭ建议测试方法 随着岩石断裂韧度测试方法不断涌现，岩石断力学及断裂韧度测试方法研究已经越来越成为岩石力
学界和工程学界研究的热点．然而各种不同的测试方法所得的断裂韧度值存在较大差异，相互之间可比 性差，这样就不利于获取可靠的岩石断裂韧度值．因此，迫切需要研究建立标准的岩石断裂韧度测试方 法，以获得统一可靠的岩石断裂韧度值． 为了提供一些能够较理想地测出岩石断裂韧度值的试验方法，美国材料与测试协会（ＡＳＴＭ）于 １９８４年提出了单边直裂纹三点弯曲梁试样（图２（ａ）），并给出了相关的几何尺寸及计算方法［６］．另外，国 际岩石力学学会（ＩＳＲＭ）也先后提出了两种用于测定岩石断裂韧度的建议方法：其一，是ＩＳＲＭ（１９８８） 建议测试方法Ⅲ；其二，是ＩＳＲＭ（１９９５）建议测试方法［８］．共有三种试样类型：１９８８年推荐的Ｖ形切槽
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７
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（１．Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｇｅｏ・ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ ｏｆ Ｇｅｏｌｏｇｙ ａｎｄ Ｇｅｏｐｈｙｓｉｃｓ，Ｃｈｉｎｅｓｅ Ａｃａｄｅｍｙ ｏｆ
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（１．中国科学院地质与地球物理研究所中科院工程地质力学重点实验室，北京１０００２９； ２．中国矿业大学力学与建筑工程学院，北京１０００８３）
摘
要：
岩石断裂韧度测试方法研究是准确获取岩石断裂韧度值的重要前提，也是进行岩石断裂力学理论
和应用探索的重要途径．本文综述了国内外岩石Ｉ型断裂韧度测试方法，着重介绍了美国材料与测试协会 （ＡＳＴＭ）和国际岩石力学协会（ＩＳＲＭ）提出的建议测试方法及其研究进展；对比了不同测试方法获得的岩
石Ｉ型断裂韧度值之间的差异，并分析了产生这种差异的原因；指出了岩石断裂韧度测试方法中有待于进
一步研究的问题．
关键词：岩石Ｉ型断裂韧度；测试方法；比较与修正；研究进展
中图分类号：ＴＢｌ６；ＴＤ３１５ 文献标识码：Ａ
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Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ Ｒｏｃｋｓ
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ｔｅｓｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄｓ
ｖａｌｕｅｓ ｄｅｒｉｖｅｄ ｆｒｏｍ ｓｕｇｇｅｓｔｅｄ
ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ ａｎｄ ｔｈｅ
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ｆｏｒ ｔｈａｔ ｖａｒｉａｎｃｅ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ．Ｆｉｎａｌｌｙ ｓｏｍｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｗｈｉｃｈ
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