深部高应力环境中，大型地下工程（如巷道、采场、洞室、隧道等）在强开采/开挖扰动下，硬岩内部剧烈的应力卸荷和重分布，一定深度范围内的围岩必然存在一个损伤区（excavation damage zone，EDZ）。在工程长期运行过程中，硬质围岩在持续复杂的荷载下，岩体力学性质将发生劣化，导致岩体发生时效变形与破坏，威胁工程运行安全^[1–4]。由于深部工程硬质围岩时效变形的初期阶段通常难以事先及时察觉，当围岩时效变形与破坏发展到显著阶段时再进行工程防治带来的围岩支护成本则十分巨大^[5–8]。如南非金矿石英岩在较高地应力下发生相对大的渐进式时效变形并最终导致支护极其困难；锦屏一级水电站地下厂房开挖完成后下游侧由于时效变形导致了大面积的加强支护。可见，研究硬岩时效变形与破坏特性对于认识大型深部工程开采/开挖卸荷和后续运行过程中的稳定性分析与控制具有十分重要的意义。

对于岩石与时间相关的时效力学特性，大多采用流变理论进行研究，并取得了丰硕的成果。凌建明等^[9]通过脆性岩石损伤动态全过程的细观试验表明脆性岩石的损伤具有显著的时效特征。刘泉声等^[10]对三峡花岗岩变形特性和强度特性随时间变化的影响规律进行研究。黄书岭等^[11]在水压和应力耦合作用下对锦屏深部大理岩的时效破坏机制进行研究。周广磊等^[12]基于岩石变形与热力学基本理论，建立温度–应力耦合作用下脆性岩石时效蠕变损伤模型。此外，对于含有裂隙的岩石流变力学行为，也有一些学者做了尝试性研究。杨延毅^[13]开展裂隙岩体非线性流变性态与裂隙损伤过程的相互关系研究。陈有亮等^[14]通过对红砂岩的拉伸断裂和拉伸流变断裂试验得到该类岩石的流变断裂准则。金丰年等^[15]对三点弯曲蠕变试验中裂缝的扩展过程进行有限元计算，得出裂缝扩展随时间的变化与应力–应变曲线的形状。肖洪天等^[16]应用裂纹奇异单元，建立用于裂纹流变扩展计算的细观力学模型。杨松林等^[17]从最小能耗原理出发，利用线黏弹性断裂理论推导裂纹蠕变的稳定性准则。潘鹏志等^[18]建立岩石各向异性弹黏塑性蠕变模型并成功在裂隙花岗岩中得到验证。现有硬岩时效变形与破坏试验研究主要集中在完整岩样和含预制宏观裂纹试样的模拟方面，例如通常用钻孔取芯获得的试样就近似于原岩，没有考虑岩石因工程开挖卸荷导致的初始损伤，不符合现场实际工况，其试验结果也未能充分反映工程损伤围岩的蠕变特性。若通过预加载方式对试样构造一定的初始损伤，再对含初始损伤岩石进行时效变形和破坏试验测试则更接近工程围岩实际情况。

基于从锦屏二级水电站地下厂房所采集的硬质大理岩，首先对岩样采用先期加载制作含初始损伤的大理岩试样，并通过CT扫描和声波测试其损伤程度，结合声发射对含初始损伤大理岩进行单轴压缩时效变形和破坏试验及裂纹扩展观测分析，同时对比开展含初始损伤大理岩和完整大理岩的蠕变试验，揭示了含初始损伤大理岩的更显著的时效变形和破坏特性。这对更合理地分析深部硬岩地下工程的长期稳定性具有重要借鉴意义。

1 含初始损伤大理岩制作与损伤测试 1.1 初始损伤大理岩制作

试验所用岩样取自锦屏二级水电站地下厂房的 ${\rm T}_{2{\rm y}}^4$ 大理岩，所有试样均取自同一区域岩石。为获得大理岩裂纹的不稳定扩展点，首先进行该大理岩不同围压下的三轴压缩强度的测试，获得大理岩强度随围压变化的特征曲线(图1)，完整大理岩单轴压缩强度约100 MPa。Martin等^[19]提出：当应力达到峰值强度的40%时裂纹开始产生；当应力处于峰值强度的40%～80%时，裂纹处于不稳定扩展阶段，损伤发生（图2）。

因而为获得损伤大理岩试样，将钻孔取得的岩芯加工成Φ50 mm $ \times $ h100 mm的标准试样在MTS上加压到单轴压缩峰值强度的75%～80%，保持0.5 h后卸载至0，使得岩样产生一定程度的损伤，并将这种大理岩定义为含初始损伤大理岩。

1.2 大理岩初始损伤程度的定量测量

一般而言，岩石中微裂隙越多，声速越低，衰减越大。对预压前后的大理岩进行声波测试和CT扫描，并从中取出6块压前声波相近的试样（20^#～25^#）进行对比研究，如图3所示。

如图3(a)所示，预压之后大理岩的波速显著降低，6块试样的降幅依次为5.3%、10.14%、6.17%、8.41%、9.27%、6.22%。

CT数的平均值显著减小或标准差显著增大，往往表明该材料内部有裂隙发育或裂隙发展比较迅速^[20–21]。大理岩CT扫描分析表明：预压加载后大理岩CT数显著减小，分别降低了3.3%、1.7%、2.38%、2.39%、2.49%、3.14%；方差则显著增大，增幅分别为17.52%、10.17%、19.64%、8.25%、14.41%、13.49%（图3(b)、(c)）。综合上述分析可知，预压加载之后的大理岩内部产生了一定程度的损伤。

2 含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏测试 2.1 含初始损伤大理岩常规单轴压缩试验分析

为给后续含初始损伤大理岩的时效破坏试验提供峰值强度参考，选取5块试样(7^#～11^#)进行常规单轴压缩破坏试验。含初始损伤大理岩常规单轴压缩试验的应力–应变曲线见图4。

由图4可知，含初始损伤大理岩的单轴压缩峰值强度在60～90 MPa之间。图5岩样的破坏形态呈脆性破坏，试验过程中，当加载达到峰值后，轴向应力迅速跌落，在数秒的时间内岩样就发生了整体性的破坏。在应力峰值处岩样的轴向应变远大于其环向应变，表明岩样在发生破坏时侧向并没有产生显著的膨胀。从岩样的破坏形态来看，常规单轴压缩破坏含初始损伤大理岩岩样表面主要是几条贯通性宏观裂纹，岩样破裂成大块并伴随有剧烈的响声，部分岩块被弹射出来（图5）。

2.2 含初始损伤大理岩时效破坏试验分析

现有研究表明，岩石内部微裂纹和微裂隙的延伸和扩展在宏观上的表现即为蠕变过程中的体积扩容。Sano^[22–23]、Kranz^[24]等在众多蠕变试验结果的基础上认为，蠕变过程中岩石的体积扩容反映了岩石蠕变损伤的演化过程，可将体积扩容值作为岩石蠕变由稳定转化为加速阶段的判据。为获得含初始损伤大理岩发生时效破坏的时间，试验重点关注体应变的变化，当体应变出现拐点时，停止试验，观察在此应力作用下岩样的破坏时间。

时效破坏试验主要遵循如下试验步骤：

1) 取出第1.2节中测试的20^#～25^#试样进行试验，用热缩套膜将试样包裹，装上声发射探头后置于三轴室中，调整好轴向位移传感器和环向位移传感器（图6）。

2) 在施加荷载的初期，采用位移控制对岩样进行加载，速率控制在0.3 mm/min；当体应变的增长速率变缓并有向反方向增长的趋势时，将控制模式切换成应力控制，速率控制在3 kN/min；当体应变开始向反方向增长时，停止加载，记录该岩样在此应力作用下的破坏时间。

3)借助试验机的伺服控制系统，作用于试样的荷载保持不变形，至试样发生时效破坏。

4) 试验完成后，取出岩样，记录并描述其破坏形式，整理试验数据。

图7为含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏的全应力–应变曲线。

由图7可以看出：

1) 损伤大理岩单轴压缩时效破坏没有明显的应力峰值点，而是出现了一段“应力平台”，即经历了一段应力保持不变、应变不断增加的阶段后整体发生破坏。

2) 从应变来看，当临近破坏、停止加载保持应力恒定后，岩样的轴向应变、环向应变和体积应变都在不断增长，环向应变的增长幅度远大于轴向应变的增长幅度。如20^#试样环向应变的增长幅度约为轴向应变增长幅度的10倍；21^#试样环向应变的增长幅度约为轴向应变增长幅度的5倍。

3) 从部分岩样的时效破坏曲线来看，当应力增长到一定水平时，岩样的局部先发生破坏，应变出现一定的增长但并未持续增长，而是保持在某一恒定值。此时岩样局部发生破坏导致内部应力重新分布，岩样仍具备一定的承载能力，时效裂纹扩展过程中出现了止裂现象，在此应力下不会发生整体性的破坏，须再施加一定的应力方可导致岩样破坏，在这种情况下，岩样表现出阶段性破坏（图7(a)、(c)、(f)）。

表1为损伤大理岩单轴压缩时效破坏的应力和破坏时间，相较于常规单轴压缩的大理岩瞬时破坏，损伤样时效破坏的时间最低2.5 min，最高达约16 min，表明含初始损伤大理岩的破坏是经过了一段时间损伤孕育演化后发生的。

2.3 损伤大理岩时效破坏的声发射特征分析

声发射为研究脆性材料失稳破裂演化过程的一个良好工具，能连续、实时地监测载荷作用下脆性材料内部微裂纹的产生和扩展。为深入研究含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏的过程，结合声发射对损伤大理岩的时效破坏过程进行实时监测。图8为22^#含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏过程中当应力保持恒定后，体应变、绝对能量与时间的关系典型曲线。

图8中绝对能量为能够表征AE撞击真实能量的特征值，单位为阿托焦耳(aJ)。由图8可知：

1) 当应力保持恒定时，体应变随时间推移不断地增长，当临近破坏时，体应变值出现明显的拐点；当发生瞬时破坏时，体应变达到最大值（图8(a)）。2) 声发射的绝对能量和事件数表明，在岩石破坏前的这段应力保持不变、应变不断增加的塑形变形阶段，声发射出现了相对平静期，与其他学者^[25–26]的研究成果对比也佐证了这一现象；同时揭示了许多现场监测中如岩爆、矿震等大的灾害来临之前岩体声发射异常平静的原因。只有当岩样的能量释放速度远低于能量积累速度，能量才会以瞬时破坏的这种剧烈的方式释放出来（图8(b)、8(c)）。3) 体应变的拐点与声发射能量的释放和最大事件数是同时发生的。

其他几块岩样的体应变、绝对能量和时间的关系曲线与图8类似，限于篇幅，不再赘述。

2.4 含初始损伤大理岩时效破坏的裂纹扩展观测

为能更好地描述损伤大理岩时效破坏的演化过程，选取25^#岩样，并采用摄像机全程对图9(a)中的区域进行实时定位监测。图9为25^#试样在关注区域内时效破坏裂纹扩展和演化的过程（时间累计是从开始对岩样加载算起）：

1) 当时间达到2 028.81 s时，此时体应变开始向反方向增长；停止加载，此时应力恒定在73.5 MPa。随着时间推移，在2 208.08 s时，Ⅰ区和Ⅱ区开始产生裂纹，Ⅲ区产生片状翘起，Ⅰ区和Ⅲ区之间及Ⅱ区和Ⅲ区之间开始产生裂纹，如图9(b)所示。

2) 当时间达到2 248.08 s时，Ⅰ区和Ⅱ区的裂纹开始贯通并扩展，裂纹明显增宽、增长，Ⅲ区裂纹无明显变化，如图9(c)所示。

3) 当时间达到2 461.08 s时，Ⅰ区和Ⅱ区裂纹继续发展并开始向区域之外扩展，同时Ⅰ区和Ⅱ区的裂纹均变宽，Ⅲ区发生片状翘起，如图9(d)所示。

4) 当时间达到2 986.08 s时，岩样破坏，Ⅰ区和Ⅱ区裂纹已贯通，Ⅲ区片状翘起脱落，Ⅰ区、Ⅱ区和Ⅲ区的裂纹向区域外扩展并在岩样的表面形成了贯通性的宏观裂纹，如图9(e)所示。

含初始损伤大理岩的单轴压缩时效破坏宏观形态与含初始损伤大理岩的常规单轴压缩破坏显著不同，图10为含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏形态。

由图10可知：

1)对比常规单轴压缩破坏岩样表面贯通性宏观裂纹和巨大的破坏力，含初始损伤大理岩岩样的裂纹由于在较低的应力状态下有充分的时间发展，因此岩样表面除了有大量的竖向裂纹，同时发育有不同尺度的次生裂纹，岩样碎裂成大量小块状体，并未发生剧烈破坏，岩块也没有出现弹射现象。

2) 相较于没有明显变化的常规单轴压缩破坏大理岩岩样端面，单轴压缩时效破坏含初始损伤损伤大理岩岩样端面有大量的片状翘曲和粉状碎屑。

3 含初始损伤大理岩时效变形分析

3.1 蠕变试验方案

根据锦屏二级水电站地下厂房的埋深和现场地应力的测试结果，对完整大理岩和含初始损伤的大理岩进行了围压为5、10、20和40 MPa的三轴蠕变试验研究。试验采用单试样分级增量加载法，该法可避免由于试样的不均匀性导致结果的离散性。具体实施方案见表2所示。

蠕变试验遵循以下几个试验步骤：

1) 室内温度设定在25 ℃，将制作好的标准岩样经声波测试筛选后，用橡胶膜包裹后置于三轴室中，调整好轴向位移传感器和横向位移传感器。

2) 加载围压。围压的加载速率为1 MPa/min，使岩样在静水压力下达到围压的设定值。

3) 根据岩样的三轴抗压强度，对于偏应力采用分级加载的方式，加载速率为2 MPa/min，初始加载到各围压下强度的70%左右，待偏应力达到预定值后，维持偏应力不变，开始蠕变。

4) 在各级荷载下持续时间不小于72 h且变形增量小于0.001 mm/24 h，开始施加下一级荷载，此后每级荷载增量为10 MPa，加载速率为2 MPa/min，直至破坏。

5) 停止试验，取出试样，对不同应力水平下轴向应变和侧向应变与时间和应力的试验数据进行整理分析。

3.2 含初始损伤大理岩分级蠕变特性分析

考虑到工程现场的高地应力和大理岩在高围压下的蠕变特性更加明显，为分析含初始损伤大理岩与完整大理岩在不同围压下的蠕变特点，限于篇幅，图11、12给出了完整大理岩和含初始损伤大理岩分别在围压10和40 MPa条件下的轴向和径向应变及体积应变随时间的变化规律，其他2种围压下的变化规律类同。图11中应变以压缩为正。

对比分析图11表明：

1)含初始损伤大理岩出现稳定蠕变阶段早于完整大理岩。例如，在围压40 MPa下，含初始损伤大理岩在初始加载应力为100 MPa时即出现了明显的稳定蠕变阶段；完整大理岩在加载应力为110 MPa时才出现稳定蠕变阶段。

2) 在相同围压下，完整大理岩破坏时的强度均大于含初始损伤大理岩的强度。如在10 MPa围压下，完整大理岩在加载到140 MPa的过程中发生破坏，含初始损伤大理岩在加载到120 MPa的过程中就发生了破坏。

3) 在相同围压、相同应力水平下加载时，含初始损伤大理岩的轴向和侧向应变均高于完整大理岩的轴向和侧向变形。如在围压10 MPa、应力水平为80 MPa时，完整大理岩的轴向应变为0.15%，侧向应变为0.019%；含初始损伤大理岩的轴向应变0.17%，侧向应变0.021%。在围压40 MPa、应力水平为100 MPa时，完整大理岩的轴向应变为0.18%，侧向应变为0.043%；含初始损伤大理岩的轴向应变0.28%，侧向应变0.068%。

由于岩石的体积变形不能在试验过程中直接得到，因此根据岩石的体积应变公式 ${\varepsilon _{\rm v}} = {\varepsilon _1} + 2{\varepsilon _2}$ （以压缩为正），将通过计算得到的蠕变过程中的体积变化规律绘制于图12。

由图12可知：

1) 当围压和应力水平较低时，完整大理岩在加载中主要以弹性压密为主；含初始损伤大理岩在加载初期就出现了体积扩容。随应力水平的增大，完整大理岩只有达到破坏应力水平时才出现体积扩容。

2) 当围压为40 MPa时，含初始损伤大理岩的体积应变在加载初始阶段并没有表现出如10 MPa围压下的变形特点（即恒定应力下的蠕变过程中环向变形大于轴向变形）。主要由于高围压的限制阻碍了损伤大理岩环向变形的进一步发展，当加载应力增加到110 MPa时，含初始损伤大理岩就出现了体积扩容现象。

3.3 大理岩蠕变破坏后宏观形态特征分析

对比蠕变破坏后完整大理岩和含初始损伤大理岩在各围压的破坏形态发现：完整大理岩由于内部结构完整，岩石在加载中以弹性压密为主，轴向变形的速率始终大于环向变形的速率，完整大理岩在低围压下破坏出现一个或两个共轭的断裂面，在40 MPa围压下仍发生剪切型脆性破坏（图13(a))。含初始损伤大理岩在低围压下呈剪切破坏，随着围压的升高和应力水平的增加，由于含初始损伤大理岩本身内部存在裂纹，岩石内部的细观裂纹和不连续增大，轴向变形速率远低于环向变形速率，又因围压限制了其环向变形，最终导致体积扩容，岩样的破坏呈现鼓状，这种现象在高围压下尤其明显(图13(b))，表明随着围压的升高含初始损伤大理岩逐渐从脆性破坏转向延性破坏，呈现“X”型共轭剪切鼓胀破坏。

3.4 蠕变破坏形态微观分析

为从微观上认识大理岩变形破坏后内部的损伤程度，通过CT扫描对40 MPa围压下完整大理岩和含初始损伤大理岩变形破坏后的微观形态进行对比分析，见图14。

根据图14显示的CT切片图像重构后的透视图，可知含初始损伤的大理岩内部可见明显的剪切带，在剪切破坏带的周围有大量的微裂纹集聚；随着应力的增加，损伤在试样中部累积，逐渐向试样两端发展，当裂纹发展到一定程度时，由于试样两端的约束作用及围压的限制作用，损伤继续在试样中部累积，裂纹开始沿垂直于破坏面的方向发展，最终将导致岩石发生扩容，产生较大的变形而破坏。完整大理岩呈现单一的剪切破坏面，在破坏前仅有少量的微裂纹在岩样中部聚集；随着应力的增加，在微裂纹还未发展时宏观裂纹就已形成导致试样发生突发性的剪切破坏，CT扫描结果显示岩样有向共轭性破坏的发展趋势。

图15为40 MPa围压下完整大理岩和含初始损伤大理岩破坏后各扫描层的CT图像。

表3为大理岩试验前后各扫描层的CT数和方差的对比结果。

由表3可知：完整大理岩的CT数分别减小了2.71%、4.11%、5.16%、4.64%和3.41%，对应的方差增大了148.5%、176.3%、194.5%、180.7%和238.3%；含初始损伤样的CT数分别减小了2.21%、3.61%、6.35%、2.35%和8.05%，对应的方差增大了53.8%、12.1%、46.3%、27.3%和15.6%。各扫描层CT图像也表明在同一应力阶段，完整样和含初始损伤样各扫描层的裂纹发展情况均不相同，含初始损伤样在75层损伤最发育，并逐渐向端部衰减；无损样从顶部到底部始终为1条贯穿性的裂纹，不同层面损伤演化程度各不相同。

4 结　论

通过损伤大理岩和完整大理岩分级蠕变试验和时效破坏试验的对比分析研究，多角度揭示了含初始损失大理岩和完整大理岩的时效变形与破坏的差异：

1）含初始损伤大理岩单轴压缩时效破坏没有明显的应力峰值点，当临近破坏时环向应变的增长幅度远大于轴向应变的增长幅度；由于含初始损伤大理岩的时效破坏在较低应力状态下有充分的时间发展，故岩样表面除了有大量的竖向裂纹外，还育有不同尺度的次生裂纹，并碎裂成大量的小块状体。

2）含初始损伤大理岩出现稳定蠕变阶段先于完整大理岩，在相同围压下含初始损伤大理岩的峰值强度均低于完整大理岩破坏时的峰值强度。在同一围压、同一应力水平下加载时含初始损伤大理岩的轴向和侧向应变均大于完整大理岩的轴向和侧向应变；且含初始损伤大理岩在加载初期就出现了体积扩容，但是完整大理岩只有在临近破坏应力时才出现较明显的体积扩容。

3）大理岩蠕变破坏的宏观形态表明含初始损伤大理岩在低围压下呈现剪切破坏，随着围压的升高岩样破坏呈现“X”型共轭剪切鼓胀；完整大理岩即使在40 MPa围压下仍发生剪切型脆性破坏。蠕变破坏试样的微观形态CT图像表明含初始损伤大理岩内部可见明显的剪切带，剪切破坏带周围有大量的微裂纹集聚；完整大理岩在破坏前仅有少量的微裂纹在岩样中部产生，破坏时呈现单一的剪切破坏面。