复合岩石广泛存在于隧道开挖、矿业工程和油气资源开采等地下岩土工程中，其通常由性质相差悬殊的岩石经层状堆积而成，且富含裂隙（夏才初等，2002），当裂隙位于不同性质的岩层中时，复合岩石的力学特性和破坏特征表现出显著差异。此外，随着施工的进行，复合岩石所承受的地应力环境也在不断发生变化，其复杂的裂隙特征与应力分布共同影响着复合岩石的稳定性，进而易引发诸如顶板冒落（马念杰等，2015）、围岩损伤扩容（江权等，2008）和巷道大变形（何满潮等，2005）等灾害。因此，研究不同围压与裂隙分布条件下复合岩石的力学破坏机制，对于有效防治地下工程建设中的灾害具有极其重要的意义。

现有关于复合岩体的研究侧重于考察复合岩石的接触面特征和组合形式。如：Chen et al.（2019）通过单轴压缩试验发现，复合岩石中强度高的岩石能够约束强度低的岩石发生侧向变形，这一现象被称为“接触面效应”。此外，肖长富等（1988）研究发现当复合岩石接触面的黏接力增强时，复合岩石的整体性和破坏强度均有所提高。为了准确地还原出复合岩石层间界面的真实应力状态，尽可能消除人为因素造成的误差以及自然条件对岩石形态的约束，诸多学者采用类岩石材料进行了大量室内试验研究。Wang et al.（2022）通过单轴压缩试验揭示了复合岩石的强度和失效模式与岩层倾角密切相关。Liu et al.（2015）研究发现夹层较厚的复合岩石比夹层较薄的复合岩石更容易遭到破坏。此外，复合岩石的受力环境同样是评价地下施工安全的重要指标。通过采用不同加载速率（Ma et al.，2021）、循环加卸载（李鑫等，2022）、动静加载（朱传杰等，2021）和三轴压缩试验（王凯等，2023），可以进一步揭示不同应力加载路径对复合岩石的影响。如：Huang et al.（2013）通过开展不同速率的单轴压缩试验，发现加载速率的上升增强了复合煤岩将外部能量转换为自身弹性能的能力。李成杰等（2020）通过动态冲击加载试验提出，复合岩石的能量聚集程度比单一岩石更高，在发生动力灾害时所需的能量更低。以上试验结果综合评价了不同组合形式与应力环境对复合岩石强度、变形特性、断裂演化和能量耗散的影响。

然而，岩体中存在着各种缺陷，如节理、断层和裂隙等，这些缺陷显著降低了岩石强度，从而引发严重的工程灾害。为此，王其虎等（2020）构建了含单裂隙的左右复合岩数值模型，分析了裂隙几何特征对岩体破坏模式的影响。殷鹏飞等（2015）对含单裂隙复合岩层的裂纹扩展进行了研究，发现裂纹的扩展主要受复合岩层中软岩夹层的影响。陈彦安等（2020）对含共面双裂隙复合岩样进行了单轴压缩试验，结果表明裂隙倾角对复合岩样力学特性的影响并不显著。

上述对复合岩石的研究主要集中在完整岩样，对含裂隙复合岩石的研究仅基于单轴压缩试验，且极少考虑所处地应力环境（如围压）的变化与裂隙分布于不同岩性的情况。基于此，本文选取由类灰岩和类砂岩组成的含预制单裂隙复合岩样作为研究对象，通过改变裂隙位置并进行了三轴压缩试验，分析总结了不同围压条件下裂隙分布对复合岩体力学行为及破坏模式的影响。

试验选用的原岩样品采自宜万铁路某一级风险隧道中穿越的灰—砂复合岩层。然而，现场取样制作的复合岩试样接触面不易识别，且裂隙分布难以满足试验需求。相比之下，人工制备的复合类岩石更为均匀（易婷等，2021），其接触面与裂隙形态易于控制，更有利于试验观测和研究。本次室内试验选择水泥砂浆用于制备类岩石材料（李成杰等，2020；Wang et al.，2022），并根据相似理论原理（李晓红等，2007）进行材料配比试验，确定的材料质量配合比见表1。

表2和图1分别为类岩石和原岩在单轴压缩条件下的物理力学参数和应力—应变曲线。由表2和图1可知，类岩石和原岩的力学参数和应力—应变曲线各阶段均十分接近，验证了类岩石材料与原岩具有相同的物理力学性质和力学响应特征。因此，可用类岩石试样替代原岩进行室内试验。为了简化分析并提高结论的普适性，在后续章节中将统一使用“灰岩”、“复合岩”和“砂岩”分别指代对应的类岩石。

试验所需的试样采用先浇筑成型再进行钻取的制备方法。在制作复合岩时，使用内部尺寸为150 mm×150 mm×150 mm的塑料模具、200 mm×15 mm（裂隙长度）×0.5 mm的铝合金钢片和隔板设计专用模具进行立方体浇筑，如图2所示。具体步骤如下：（1）在模具中倒入浆体后，在振动台上振捣30 s，排出其内部的空气。（2）静置30 min后拔出隔板，使2种类岩石材料相互黏合，保证制作的复合岩接触面具有足够的强度，当裂隙位于接触面时，拔开隔板后，再将钢片竖向插入模具中，如图2（b）所示。（3）静置8 h后，在试样初凝时拔出铝合金钢片，得到无填充贯通预制裂隙。（4）继续静置24 h后，将已凝固成型后的试样脱模并放置于恒温恒湿标准养护箱中养护28 d，养护温度为（20±2）℃，湿度为（85±5）%。（5）将养护完成的试样进行圆柱体钻取（图3），并根据国际岩石力学学会（ISRM）的建议，将钻取的圆柱体切割为标准型圆柱体试样（直径为50 mm，长度为100 mm），如图4所示。制作单一岩样时，只需将类岩石材料倒入尺寸相同的塑料模具中，完成步骤（1）、（4）和（5）即可。

为达到试验目的，需固定预制裂隙的倾角和长度。将裂隙倾角设为45°，此时试样的破坏模式更为明显且易于识别（易婷等，2021）。同时，为防止裂隙长度过长导致试样的力学破坏规律不具备普适性，将裂隙长度设置为15 mm。试验时，试样的预制裂隙分别位于灰岩、接触面和砂岩中，并加入完整复合岩样作为对照组。在构造应力的作用下，隧道周围岩层的侧压力系数多大于1（张梅，2010）。因此，在进行常规的三轴压缩试验时，应选择垂直方向的应力作为围压值。考虑到隧道的最大埋深为700 m，所制作的复合类岩石的平均容重为24.2 kN/m³，因此垂直方向的最大应力不超过16.94 MPa。基于此，将岩样所受围压分别设置为0，5，10，15 MPa。根据围压和裂隙位置对所有试样进行编号，例如：FL-5表示在围压为5 MPa的环境下，裂隙位于灰岩中的复合岩样（表3）。

加载试验在长江大学岩土力学与工程研究中心实验室完成，试验系统为HYAS-1000C电液伺服控制试验机，如图5所示。其中，围压通过液压油进行加压，轴向压力采用轴向位移控制。在施加围压前，使用热缩管对试样进行整体封装，以防液压油在加压时侵入岩石内部影响试验结果。试验包括以下2个步骤：（1）以0.5 MPa/min的速率将围压（σ₃）加载至目标大小，再以1 mm/min的速率对试样施加初始轴向压缩直至1 MPa；（2）以0.2 mm/min的速率对试样施加额外的轴向应力（σ₁-σ₃）直至试样失稳破坏。

为了更好地研究含裂隙复合岩样，首先对完整岩样（不含裂隙的单一岩样和复合岩样）进行单轴压缩试验，得到应力—应变曲线如图6所示，力学参数见表4。由图6可知，3种试样在峰前阶段差异显著：相对于整体应力—应变曲线的演化过程来看，灰岩的压密阶段并不明显，同时其弹性阶段较长；相反，复合岩和砂岩显示出显著的压密阶段，其中砂岩的弹性阶段较短，峰前还会有轻微的应力下降。这说明灰岩十分致密，而砂岩的孔隙率较大，更容易在完全破坏前形成交会并萌生宏观裂纹。然而，所有单轴应力—应变曲线在峰后部分呈现出相同特征，即应力急剧下降至残余强度，承载力迅速丧失。通过统计分析试验数据，可以得到各岩样的强度、弹性模量和峰值应变（表4）。其中，灰岩的强度最高，比复合岩和砂岩分别高86.55%和96.41%，同时其弹性模量比复合岩和砂岩分别高47.82%和59.09%。但在变形特征方面，灰岩的峰值应变最低，比砂岩低12.82%，而复合岩的峰值应变介于二者之间。观察3类试样的破坏特征发现，灰岩和复合岩均为沿轴压方向的拉伸破坏，砂岩则为拉—剪混合破坏。砂岩的破坏变形明显大于灰岩，其表面伴有明显的剥落现象。由于砂岩的强度较低，复合岩的破坏首先在砂岩中开始，形成宏观裂纹后由主裂纹向接触面扩展至灰岩并贯通，且剥落现象主要发生在砂岩部分。

总体而言，灰岩与砂岩之间存在较大的强度差异，相对于灰岩，砂岩的岩性更为柔软，在受压情况下所产生的变形更大。复合岩的强度由较弱的砂岩部分决定，但其变形会受到强度更大的灰岩部分的限制。

不同裂隙位置和围压条件下，各试样的全应力—应变曲线如图7所示。由图7可知，在单轴压缩条件下，各试样的压密阶段较长，峰值呈现锐利的尖峰状，峰后迅速跌落。当围压为5 MPa和10 MPa时，裂隙位于灰岩部分的复合岩样在加载过程中会出现应力跌落，并伴随着侧向应变的突增，说明此时试样已有宏观裂纹产生。另外2类裂隙试样的应力—应变曲线表现相似，此时试样的变形特征由裂隙位置主导。随着围压增加至最大，各试样曲线的压缩阶段越来越模糊，孔隙压密阶段逐渐消失，峰值前的弹性阶段和屈服阶段显著延长，峰值应力和峰值应变也随之升高。这是因为在进行轴压加载之前，试样内部的微孔隙和微裂纹已被围压压实至闭合，在围压的限制下，弹性阶段后所产生宏观裂纹的裂纹面互相咬合摩擦，使试样轴向承载力缓慢上升，导致屈服阶段形成以应变硬化为特征的塑性流动状态，显著提高了试样的强度和延展性。此时裂隙位置对岩样力学变形特征的影响降低，逐渐由围压所主导。

各试样的体积变化趋势均为先收缩后膨胀。在体缩方面，单轴压缩时，裂隙位于砂岩、接触面、灰岩和完整（无裂隙）岩样的体缩最大值分别为0.16、0.08、0.22和0.13，均较小且接近。随着围压的增加，当σ₃=15 MPa时，裂隙位于砂岩、接触面、灰岩和完整（无裂隙）岩样的体缩最大值分别增长为0.44、0.25、0.42和0.43，增长率分别为175.0%、212.50%、90.91%和230.77%，大部分试样的体缩最大值接近，整体呈现出在高围压条件下明显增长的趋势。在体胀方面，裂隙位于砂岩、接触面、灰岩和完整（无裂隙）岩样在停止加载后的体胀平均值分别为-0.66、-1.04、-1.43 和-1.33，而在围压环境下，裂隙位于砂岩部分的复合岩样的体胀程度均最小，甚至在试样完全破坏（σ₃=15 MPa时）后，整体的体积仍处于收缩状态。造成此现象的原因有2个方面：一是在体缩阶段，围压越大，对试样的挤压越明显，从而使其体缩程度增强；二是在体胀阶段，试样完全破坏后，由于2种岩石的强度差，砂岩部分受围压的限制更为明显，即当裂隙位于砂岩中时，造成复合岩样整体膨胀最小。因此，试样的体缩程度由围压所主导，而体胀程度则由裂隙位置所主导。

损伤应力（σ_cd）是岩石破坏过程中的重要应力阈值（Yu et al.，2021），为体积应变达到峰值时对应的轴向应力。轴向应力达到σ_cd之前，体积应变朝正值发展，此时试样处于压缩阶段，裂纹稳定扩展。轴向应力超过σ_cd后，体积应变不断减小，说明试样进入扩容阶段，此时裂纹开始连接、交会和贯通，进而演化为宏观断裂面，岩石承载能力迅速降低。相对损伤阈值（σ_cd/σ_c）可作为预测试样破坏的可靠指标（Lin et al.，2020），数值越小代表试样的扩容越早发生，裂纹扩展越不稳定。

图8所示为不同裂隙和围压条件下复合岩样的损伤应力特性。由图8（a）可知，各试样σ_cd均随围压的增加而增加，当围压由5 MPa增加至15 MPa时，砂岩、接触面、灰岩和完整岩样（无裂隙）系列试样σ_cd的增加幅度分别为41.35%、12.09%、141.28%和39.79%，裂隙位于灰岩中的试样增幅最大。当σ₃=5 MPa 和σ₃=10 MPa时，灰岩系列试样的σ_cd最低，这是因为此时灰岩中的裂隙易提前产生宏观张拉裂纹，使试样承载力迅速降低，这也解释了部分灰岩试样的应力—应变曲线在加载过程中会有应力跌落现象发生的原因。在图8（b）中，单轴压缩下，含裂隙试样的相对损伤阈值变化很小，保持在0.36~0.43之间，且远低于完整试样。三轴压缩条件下，围压不变时，砂岩、接触面和灰岩系列试样的相对损伤阈值依次降低；裂隙位置不变时，灰岩系列试样的相对损伤阈值随着围压的增加而增加，而砂岩系列试样的相对损伤阈值最稳定且仅低于完整岩样。由此发现，在单轴压缩时，含裂隙试样表现出的相同点为：在没有围压限制时，其扩容强度相近且不受裂隙位置的影响，此时裂隙对试样扩容强度的削弱最严重，裂纹的不稳定扩展也最早发生。随着围压的增加，裂隙位于灰岩中的复合岩样的裂纹扩展越稳定；当裂隙位于砂岩中时，复合岩样的裂纹扩展最稳定。

不同裂隙位置和围压条件下复合岩样的峰值应力特性如图9所示。相对峰值应力（σ_c/σ_i）为相同条件下含裂隙试样与完整试样的峰值强度比值，代表了含裂隙岩石的劣化程度，数值越小，劣化程度越大。由图9（a）可知，当裂隙位置一定时，砂岩、接触面、灰岩和完整岩样（无裂隙）系列试样的强度均随围压的增加（σ₃=5~15 MPa）而明显提升，增幅分别为39.28%、46.32%、62.31%和48.88%。当围压一定时，裂隙位于灰岩中的试样强度最高，裂隙位于砂岩中的试样强度最低，其差距在σ₃=15 MPa时达到最大，为31.83%。即当裂隙位于灰岩中时，试样在围压的限制下能获得更高的承载力。由此可见，随着围压的增加，复合岩样的强度受裂隙位置改变的影响逐渐增大。由图9（b）可知，相比于围压的改变，岩石的劣化主要受裂隙位置的影响，裂隙位于灰岩中时对试样的劣化程度最小。

图10所示为4组试样在不同裂隙位置和围压条件下的弹性模量变化趋势。试验结果显示，当裂隙位置一定时，随着围压的增加，岩样的弹性模量显著增加，平均增幅为52.43%。当围压由5 MPa增加至15 MPa时，弹性模量的增长速率减缓，平均增幅为16.92%。这说明施加围压会显著提高岩样的刚度，但进一步增加围压对刚度的提升作用有限。在固定的围压下，岩样的弹性模量随着裂隙位置依次从灰岩、接触面到砂岩的变化呈现出增加趋势，围压越大，这种趋势越明显。

在岩石压缩破坏形式中，可以根据裂纹断裂面之间的划痕和裂纹走向（Lin et al.，2020；易婷等，2021），将产生的裂纹划分为轴向劈裂、剪切裂纹和拉剪混合裂纹3种形式。（1）轴向劈裂，即在压缩下形成的拉伸裂纹，其断裂边缘整齐，断裂面光滑，只在某些部位有微小起伏；（2）剪切裂纹，一般由主剪切裂纹和试样表面的次级拉伸裂纹组成，断裂边缘呈锯齿状，断裂面粗糙，灰岩部分还会有因强烈摩擦作用而形成的白色粉末；（3）拉剪混合裂纹，仅在部分试样中出现过，一般由拉伸裂纹向端部扩展的过程中转而趋向于延伸至试样侧面形成剪切裂纹。为了更直观地展现试样的破坏特征，绘制出清晰的裂纹轨迹，如图11所示，其中红色和蓝色线条分别表示产生的主拉伸裂纹和主剪切裂纹，黑色细线条表示试样表面的次级拉伸裂纹，其未对试样内部产生影响。

图11所示为不同裂隙位置和围压条件下复合岩样的最终破坏模式，图12所示为裂隙位于灰岩部分时，复合岩样在不同围压条件下的内部磨损特征。在单轴压缩条件下，复合岩样由一条沿应力加载方向扩展的拉伸裂纹引起明显的劈裂破坏（裂隙产生的裂纹可以合并为一条裂纹），部分试样侧面还发生了大面积的劈裂掉落，即“片帮”现象，这说明在单轴压缩条件下，复合岩样表现出强烈的轴向劈裂损伤。

随着围压的增加，可以观察到各试样的破坏模式逐渐由张拉破坏向剪切破坏转变，具体表现为：（1）完整复合岩样由“X”形拉—剪混合破坏向剪切破坏转变；（2）当裂隙位于灰岩中时，结合图12可以看出，由于剪应力逐渐增强，裂隙尖端开始出现剪切裂纹，其内部断裂面摩擦错动的痕迹也更加明显，最终使楔形体先在灰岩中产生，然后继续挤压导致试样整体破坏；（3）当裂隙位于接触面和砂岩中时，两裂尖产生了与之共面的剪切裂纹，试样在一定程度上沿着裂隙滑动，此时砂岩中裂隙尖端形成的剪应力可以使剪切裂纹扩展至灰岩中，并使灰岩部分也发生剪切破坏。造成以上现象的原因是高围压会对接近于纵向发育的裂纹产生闭合力，抑制了翼状张拉破裂的扩展，且作用于裂隙尖端的剪应力更大，从而使试样的剪切破坏更加纯粹。此外，试样表面的剥落逐渐增多，这是由于在高围压下，裂隙的压密程度逐步增强，该状态下裂隙尖端产生的互锁效应更加明显，导致次生裂纹得到充分发展，局部剥落现象增多。

分析汇总各试样的破坏特征，结果见表5。由表5可知，裂隙位置和围压大小共同影响着复合岩样的破坏模式。总体而言，当裂隙位于灰岩中时，试样主要表现为拉伸裂纹，当裂隙位于砂岩中时，试样主要呈现剪切裂纹；在单轴压缩条件下，试样主要发生轴向劈裂破坏。随着围压的增加，试样的破坏模式由拉伸破坏逐渐转变为整体剪切破坏，裂隙位置对复合岩样破坏的影响逐渐减弱，即复合岩样的破坏模式以围压为主导，该结果与岩样力学变形变化规律相一致。

（1）在灰岩和砂岩组成的复合岩样中，灰岩具有最高强度，而砂岩在受压时产生的变形最大；完整复合岩样的力学变形介于砂岩与灰岩之间，其强度由砂岩部分控制，变形受到灰岩部分的限制。

（2）在较低围压条件下，完整岩样和裂隙位于灰岩中的岩样表现为脆性破坏，裂隙位于接触面和砂岩中的岩样表现为延性破坏；随着围压的增加，岩样普遍呈现延性破坏，破坏特征由裂隙位置主导转变为由围压主导。岩样的体缩随着围压的增加而增加，而裂隙位于砂岩中时岩样的体胀最小，岩样体缩受围压的影响，体胀受裂隙位置的影响。

（3）在单轴压缩条件下，裂纹不稳定扩展最早发生，此时裂隙对岩样力学性质的削弱程度最大。在三轴压缩条件下，裂隙位置不变时，围压越高，裂隙位于灰岩中时裂纹扩展越稳定，同时随着裂隙位置依次从灰岩、接触面到砂岩的改变，岩样强度和弹性模量的增加趋势越显著；当围压不变时，裂隙位于砂岩中时裂纹扩展最稳定，裂隙位于灰岩中时对试样的劣化程度最小。

（4）当裂隙位于灰岩中时，拉伸裂纹占比最多，当裂隙位于砂岩中时，剪切裂纹占比最多；随着围压的增加，复合岩样由拉伸破坏逐渐转变为剪切破坏，破坏模式逐渐转为由围压主导。