目前，深部岩体力学所涉及的试验设计与研究基本上都是基于工程环境（应力场、温度场、渗流场以及采掘扰动）和深部岩体（包括矿物成分和颗粒大小、完整岩块和节理裂隙以及断层等地质构造）的相互作用而开展的，而这也是深部岩体灾害发生的关键因素之一（李夕兵等，2017，2018；程力等，2020；李响等，2019）。岩石力学试验可以为揭示工程灾害（如底鼓、塌方、冒顶、板裂、岩爆、突水、矿震和瓦斯突出等）的发生机制提供有力的理论支撑（李夕兵等，2019）。在具体的研究中，岩石力学试验往往会考虑岩样的加工与预处理、加载路径以及应力水平和状态3个方面，如图1所示。

根据套孔应力解除法所得的地应力测试结果，我国地下硬岩工程的埋深H每增加1 000 m，最大主应力σ₁、中间主应力σ₂和最小主应力σ₃分别增加约42.8 MPa、25.3 MPa和16.3 MPa，因此地下工程的埋深H越大，工程围岩所赋存的应力水平越高（Du et al.，2020a），如图2（a）~2（c）所示。而地下工程所赋存的应力状态主要可划分为3类：孤立矿柱以及巷道交叉处的围岩处于一维应力状态下，如图2（d）和图2（e）所示，而巷道近场围岩和远场岩体分别处于二维和三维应力状态下，如图2（f）和图2（g）所示。总之，深部工程围岩处于一维、二维和三维3种不同的应力状态下，分别对应室内单轴压缩、双轴压缩和真三轴压缩试验中岩样的应力状态（Du et al.，2020b，2019）。深部岩体和浅部岩体所处的应力水平明显不同，进而造成深部岩体的破坏特性与浅部围岩差异明显。不同的应力状态和应力水平经常会导致深部工程围岩发生与常规破坏失稳（冒落和片帮等）有别的非常规破裂现象，如应变型岩爆及板裂等，常具有簇状平行宏观破裂面（Du et al.，2016，2015；Li et al.，2011；Mogi，1967）。目前，非常规破裂的发生机制尚不明确，且难以有效防治。鉴于此，本文通过开展不同应力状态及应力水平下的岩石力学试验，系统研究了硬岩非常规破裂机制与强度特性。

房柱法开采后遗留的孤立矿柱通常处于一维压缩应力下。以香炉山钨矿为例，大部分孤立矿柱以长方体形式存在，假定矿柱长方形断面以宽度和厚度2个参数表示，而矿柱顶底板间的距离为其高度，香炉山钨矿5号坑口内的179个矿柱的高宽比常低于1，而宽厚比主要分布于1~3范围内。依此调查数据，本文利用具有不同高宽比和宽厚比的岩样设计了单轴压缩试验，研究了矿柱高宽比和宽厚比对其承载能力的影响。此外，利用立方体岩样设计了双轴和真三轴压缩试验，研究了不同中间主应力和最小主应力水平下，岩石的强度变化规律和破裂特性。双轴和真三轴压缩试验中，未讨论高宽比和宽厚比的影响。

利用MTS322 T型工作台试验机对花岗岩岩样进行单轴压缩试验，利用TRW-3000真三轴扰动诱变液压伺服测试系统对花岗岩岩样进行双轴压缩试验和真三轴压缩试验，选取了波速基本一致的花岗岩岩样开展试验，以避免花岗岩各向异性对研究结果的影响。试验所用岩石试样如下：

（1）单轴压缩试样中，准备了不同高宽比和宽厚比的花岗岩试样，试样的宽度（W）固定为50 mm，高度（H）依次为100 mm、50 mm和25 mm，厚度（T）依次为20 mm、30 mm、40 mm和50 mm。同时准备了直径（D）为50 mm，高度依次为100 mm、50 mm和25 mm的圆柱试样，作为长方体试样的对比组，所有岩石试样如图3（a）所示。

（2）双轴压缩试验和真三轴压缩试验中，准备了边长为50 mm的立方体花岗岩试样，如图3（b）所示。该2类试验主要利用TRW-3000真三轴扰动诱变液压伺服测试系统开展，如图3（c）和图3（d）所示。上述系统可以实现Z、Y和X方向同步施加载荷，3个方向分别可施加的最大载荷为3 000 kN、2 000 kN和2 000 kN。试验中假定Z、Y和X方向施加的应力分别为最大主应力σ₁、中间主应力σ₂和最小主应力σ₃。

为了充分降低端部摩擦对试验结果的影响，试验过程中在试样加载面上交叉黏贴凡士林和聚四氟乙烯塑料薄片，具体操作为：①清理岩样与金属压块接触的表面；②涂抹第一层凡士林，凡士林涂抹需均匀且薄；③贴上第一层聚四氟乙烯塑料薄片，确保没有气泡产生；④涂抹第二层凡士林于第一层聚四氟乙烯塑料薄片上，凡士林涂抹同样需均匀且薄；⑤贴上第二层聚四氟乙烯塑料薄片，确保没有气泡产生。

本文中单轴压缩试验、双轴压缩试验和真三轴压缩试验中的加载路径分别如图4（a）~4（c）所示。试验中设定轴向应力为最大主应力σ₁，侧向应力包括最小主应力σ₃和中间主应力σ₂，三者存在σ₁≥σ₂≥σ₃的关系，详述如下：

（1）单轴压缩试验：采用位移控制，以0.15 mm/min的加载速度施加σ₁直至花岗岩试样破坏，如图4（a）所示。

（2）双轴压缩试验：采用载荷控制，加载速度为0.2 MPa/s，该组试验中σ₃=0。首先施加σ₂和σ₁至σ₂的预设值，σ₂的预设值具体为0，5，10，20，40，60 MPa和σ₂=σ₁（同时加载至岩样破坏），然后施加σ₁将花岗岩试样破坏，如图4（b）所示。

（3）真三轴压缩试验：采用载荷控制，首先以0.2 MPa/s的加载速度将σ₁、σ₂和σ₃加载至σ₃的预设值；然后保持σ₃不变，以0.2 MPa/s的加载速度将σ₁和σ₂加载至σ₂的预设值；最后保持σ₂和σ₃不变，以0.3~0.4 MPa/s的加载速度施加σ₁直至试件破坏，如图4（c）所示。试验中σ₃有5个取值，分别为10，20，30，50，100 MPa，每个固定的σ₃下，σ₂的取值在σ₁和σ₃之间，即由σ₂=σ₃增大至σ₂=σ₁。

对于A组和B组花岗岩而言，长方体岩样强度与圆柱体岩样强度的差距在8%以内，说明圆柱体岩样与长方体岩样的强度基本一致。对于C组花岗岩岩样，长方体岩样强度较圆柱体岩样强度降低了约34.7%，说明当高宽比较低时，长方体岩样的承载能力急剧下降。长方体花岗岩单轴抗压强度σ_ucs随试样厚度T的变化趋势如图5（a）所示，在相同高度H和宽度W条件下，随着厚度的增大，花岗岩的σ_ucs整体呈上升趋势。当H=50 mm时，σ_ucs呈单调上升趋势，最大差值为90 MPa，增长速率逐渐放缓；当H=100 mm或H=25 mm时，σ_ucs随试样厚度T的增加先增大后小幅减小，以T=30 mm为界，最大差值分别为40 MPa和73 MPa。花岗岩σ_ucs随试样高度H的变化趋势如图5（b）所示，在相同宽度W和厚度T条件下，σ_ucs呈现先增大后减小的变化规律，当T=20 mm时，σ_ucs随着岩样高度的增加而增大，最大差值为28 MPa。

花岗岩单轴抗压强度σ_ucs与试件宽厚比的关系曲线如图6所示。图中u代表宽厚比，即u=WT，r代表高宽比，即r=HW。在相同高宽比条件下，σ_ucs随着宽厚比的增大整体呈减小的趋势，并且该变化趋势具有明显的非线性特点。当花岗岩岩样的高宽比为1时，岩样的承载能力最大，高宽比变大或变小都会使其承载能力降低。在孤立矿柱的设计和构建时，应考虑以下2个方面：①尽量使矿柱断面为圆形；②减小矿柱的宽厚比，使留设矿柱的宽度和厚度尺寸接近。

对花岗岩岩石破坏后的裂纹数量和破坏类别进行统计和分析，结果如图7所示。当高宽比r≤1时，岩石破坏裂缝中具有较多垂直穿透试件的裂纹，该类垂直板状裂纹往往是由拉伸破坏引起的。同时，当高宽比r=2时，岩石破坏裂缝中含有较多具有一定倾角的裂纹，且裂纹数量是随着宽厚比u的增大而逐渐减少的，这类具有一定角度的裂纹往往是由剪切破坏引起的。由此可见，在单轴压缩试验条件下，随着高宽比r的减小，花岗岩的破坏模式由剪切破坏为主转为张拉破坏为主，并且随着宽厚比u的增大，倾斜裂纹的数量减少，因此剪切裂纹比例逐渐减小。

中间主应力σ₂与花岗岩双轴抗压强度σ_bcs和强度增长率IR的关系曲线分别如图8（a）和图8（b）所示。分析图8得到如下主要结论：①随着σ₂的增大，花岗岩σ_bcs呈现先增大后减小的趋势，与文献（Feng et al.，2019；Chang et al.，2000；Haimson et al.，2000；Labuz et al.，1993；Barton，1976）的测试结果一致，而IR则呈现先减小而后小幅增大的趋势；②当IR=0时，对应的σ₂为25.2 MPa，此时σ_bcs出现最大值，说明当σ₂从0增加至25.2 MPa时，花岗岩的强度增加最明显，前人研究文献中该数值往往比较大，分别为38 MPa、105 MPa和51 MPa（Chang et al.，2000；Haimson et al.，2000；Labuz et al.，1993）；③当σ₁和σ₂同时加载时，σ_bcs的数值接近或略高于σ_ucs，验证了中间主应力效应；④基于指数函数对双轴抗压强度进行了拟合，发现双轴抗压强度与中间主应力具有明显的指数关系。

双轴压缩试验下的花岗岩碎片和裂纹分布情况如图9所示。在双轴压缩试验中，随着中间主应力σ₂的增大，小尺寸碎片数量减小，说明在较高围压条件下岩石内部裂纹扩展受到限制而导致破坏不充分。同时，根据裂纹倾角，随着中间主应力σ₂的增大，大角度裂纹逐渐增加且逐步趋近于垂直形成板状裂纹，表明随着中间主应力σ₂的增大，花岗岩的破坏模式由剪切破坏为主转变为张拉破坏为主。由上述规律可以得出花岗岩岩石破坏模式与中间主应力σ₂具有密切关系。

由图10（a）可知，在最小主应力σ₃保持不变的情况下，随着中间主应力σ₂的增加，花岗岩真三轴强度σ_tts先增大后减小。当σ₂加载超过σ₃的初始阶段时，花岗岩强度σ_tts随着σ₂的增大而增大；然而，随着σ₂的不断增大，σ₂诱发的裂纹扩展超过了其限制裂纹扩展的作用，进而导致花岗岩σ_tts下降。从图10（b）来看，σ₁=σ₂时的σ_tts比σ₃=σ₂时的σ_tts大，再次证明了中间主应力效应。更多有关岩石真三轴强度规律的试验结果与分析可参阅笔者已发表的文献（Du et al.，2020b）。

通过定义真三轴压缩强度增量参数ν和中间主应力位置参数λ，分析了岩石真三轴强度分布特征。真三轴压缩强度增量参数ν由式（1）计算，中间主应力位置参数λ由式（2）计算。

式中：σ_tts（max）和σ_tts（min）分别为同一σ₃下岩石真三轴压缩强度的最大值和最小值；σ₂（max）为σ_tts（max）所对应的σ₂值；σ₂（min）为σ_tts（min）所对应的σ₂值。

You（2009）提出了真三轴压缩试验下岩石的指数强度准则，如式（3）~式（5）所示，代入本文提出的真三轴压缩强度增量参数ν和中间主应力位置参数λ，修正后的指数准则如式（3）~式（7）所示。图10（a）中的线即为指数强度拟合曲线。

式中：Q_∞为σ₂=σ₃下的最大偏应力；k为σ₃对σ_tts（min）的影响参数；Q₀为单轴抗压强度，通常高于实验室测试值（You，2009）。Q_D和γ是用于评价σ₂对真三轴强度影响的参数，其表达式为

真三轴压缩试验中花岗岩破坏碎片和破裂角如图11所示。当σ₃=10 MPa且σ₂>50 MPa，或σ₃=20 MPa且σ₂>150 MPa，或σ₃=30 MPa且σ₂>300 MPa时，岩石破坏时裂纹角度大于80°。这种接近于垂直的大角度裂纹类似于板状劈裂破坏。因此，由破裂角可以推断出真三轴压缩下花岗岩的破坏模式可以归纳为从剪切到板状劈裂的转变。当σ₃=10 MPa且σ₂/σ₃>5，或σ₃=20 MPa且σ₂/σ₃>7.5，或σ₃=30 MPa且σ₂/σ₃>10时，花岗岩的破坏以板裂破坏为主。但在σ₃>50 MPa以后，这种板裂破坏现象就不再出现，转而以剪切破坏为主。更多有关真三轴压缩试验中岩石破坏形式的结果与分析，可参阅笔者已发表的文献（Du et al.，2020b）。

结合深部岩体工程实际，以室内试验为基础，对花岗岩依次进行了单轴压缩、双轴压缩和真三轴压缩试验，并分析了花岗岩试样在不同应力状态和水平下的强度特性和破坏模式，得到如下结论：

（1）单轴压缩条件下，岩石强度与断面形式密切相关，随着岩样宽度的增加，岩石强度逐渐增大，且随着岩样高度增大，岩石强度先增加后减小，表现出明显的非线性变化特点。

（2）双轴压缩或真三轴压缩试验中，花岗岩强度表现出明显的中间主应力效应。强度随着中间主应力的增大呈现先增大后减小的趋势，利用指数函数可以很好地构建岩石强度准则。

（3）多维应力状态下，岩石板裂破坏的条件为：①临空面σ₃=0+较大的σ₂应力水平；②较小的σ₃应力水平+较大的σ₂/σ₃比值；③较小的岩样高宽比；④较大的岩样宽厚比。