擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖失穩(wěn)機(jī)制

趙光明，許文松，孟祥瑞，劉崇巖

(1.安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001; 2.安徽理工大學(xué) 能源與安全學(xué)院，安徽 淮南 232001)

高應(yīng)力巖體的開(kāi)挖卸荷勢(shì)必導(dǎo)致圍巖產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨著圍巖應(yīng)力的增高，其應(yīng)力狀態(tài)接近或超過(guò)了巖體的極限強(qiáng)度，極易受外界載荷擾動(dòng)產(chǎn)生失穩(wěn)。當(dāng)遠(yuǎn)場(chǎng)外來(lái)載荷與靜載疊加合成載荷超過(guò)巖體的破壞臨界載荷，發(fā)生巖爆、沖擊地壓、瓦斯爆炸等沖擊破壞。

巖體工程是一個(gè)龐大的地質(zhì)體，其內(nèi)部存在大量的節(jié)理、結(jié)構(gòu)面、裂隙、構(gòu)造等，其力學(xué)特性在不同加、卸載路徑下有明顯的區(qū)別。哈秋舲[1-2]根據(jù)不同巖體工程的不同力學(xué)狀態(tài)，提出了“卸荷非線性巖體力學(xué)”的新概念，分析了不同巖石工程中巖石力學(xué)的各向異性，歸納為基礎(chǔ)工程的主要表現(xiàn)形式為加載，邊坡工程的主要表現(xiàn)形式為卸載，而地下工程的主要表現(xiàn)形式為兩者共同存在，即切向?yàn)榧虞d，徑向?yàn)樾遁d。嚴(yán)鵬等[3]將原巖應(yīng)力場(chǎng)和開(kāi)挖擾動(dòng)引起的二次應(yīng)力進(jìn)行疊加，分析了圓形隧洞鉆爆開(kāi)挖時(shí)開(kāi)挖邊界上初始應(yīng)力場(chǎng)動(dòng)態(tài)卸荷效應(yīng)，并計(jì)算了其破壞范圍。王明洋等[4]研究加卸載條件下巖石的局部破壞特征，巖石在加載和卸載時(shí)內(nèi)部出現(xiàn)的拉應(yīng)力及其對(duì)巖石破壞模式的影響;李邵軍等[5]以錦屏II級(jí)水電站3號(hào)引水隧洞為研究對(duì)象，通過(guò)事先開(kāi)挖的平行于引水隧洞的2-1號(hào)試驗(yàn)支洞，利用數(shù)字鉆孔攝像技術(shù)，對(duì)TBM掘進(jìn)過(guò)程中圍巖的開(kāi)挖損傷區(qū)進(jìn)行原位測(cè)試，研究成果為現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)設(shè)計(jì)、支護(hù)時(shí)機(jī)、圍巖變形特性和地質(zhì)資料分析提供直接依據(jù);READ[6]、MARTIN[7]、KWON等[8]和YONG等[9]通過(guò)數(shù)值仿真試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)得到:開(kāi)挖卸荷打破了原始應(yīng)力平衡，導(dǎo)致巷道附近圍巖應(yīng)力場(chǎng)重新分布，當(dāng)應(yīng)力大于圍巖自身強(qiáng)度時(shí)產(chǎn)生破壞，由自由面向巖體內(nèi)部逐漸擴(kuò)張。陳景濤和馮夏庭[10]研究表明，卸荷比加載破壞更加劇烈，卸荷條件下巖體主要向卸荷面擴(kuò)容，發(fā)生拉伸張性破壞-劈裂破壞-剪切破壞復(fù)合型破壞;李宏等[11]研究表明，高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷最大切向應(yīng)力是巖石內(nèi)部發(fā)生張拉性破壞的主要因素;張傳慶等[12]研究表明，圍壓較低時(shí)破壞主要表現(xiàn)為拉伸-劈裂破壞，圍壓較高時(shí)破壞主要表現(xiàn)形式轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐?任建喜和葛修潤(rùn)[13]率先開(kāi)展了巖石卸荷全程CT試驗(yàn)，研究了巖石卸荷過(guò)程中損傷裂縫發(fā)育破壞的實(shí)時(shí)演化過(guò)程，研究表明，卸荷比加載更加容易破壞，同時(shí)具有突發(fā)性。李建林和孟慶義[14]根據(jù)巖體三軸卸荷試驗(yàn),研究了卸荷巖體的各向異性特性,如巖體卸荷的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系、抗拉強(qiáng)度和變形模量等;李建林等[15]通過(guò)制作不同傾角單一預(yù)制節(jié)理試件，開(kāi)展節(jié)理巖體三軸卸荷試驗(yàn)，研究卸荷條件下節(jié)理巖體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系、變形特征、強(qiáng)度特征和破壞模式。目前普遍接受高應(yīng)力開(kāi)挖卸荷圍巖損傷開(kāi)裂機(jī)制的觀點(diǎn)是由于高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷致使徑向卸荷從而引發(fā)切向應(yīng)力集中，造成垂直于最大主應(yīng)力或平行于開(kāi)挖方向發(fā)生損傷張性拉伸破壞，最終導(dǎo)致巖體整體發(fā)生剪切破壞[16]。上述成果對(duì)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷效應(yīng)的研究起到了巨大的推進(jìn)作用，但多數(shù)為單軸、雙軸卸荷試驗(yàn)，采用真三軸單面卸荷試驗(yàn)更能真實(shí)的模擬地下開(kāi)挖卸荷現(xiàn)象;且在深部地下開(kāi)挖過(guò)程中，開(kāi)挖臨空面不僅僅受卸荷作用，同時(shí)軸向爆破引起的動(dòng)態(tài)擾動(dòng)也是致災(zāi)的關(guān)鍵因素。竇林名等[17-19]初步探討了動(dòng)靜疊加誘發(fā)沖擊礦壓原理并對(duì)薄煤層動(dòng)靜疊加誘發(fā)機(jī)制進(jìn)行了研究;劉少虹、李鳳鳴等[20]試驗(yàn)研究了動(dòng)靜加載下煤的破壞特性及機(jī)制。然而針對(duì)擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷損傷圍巖失穩(wěn)機(jī)制還需進(jìn)一步研究。

筆者采用真三軸卸荷擾動(dòng)巖石測(cè)試系統(tǒng)，對(duì)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖單面卸荷漸進(jìn)性破壞規(guī)律進(jìn)行研究，基于動(dòng)力擾動(dòng)波動(dòng)方程及其擾動(dòng)能量演化規(guī)律，分析不同初始應(yīng)力、不同擾動(dòng)振幅、不同擾動(dòng)頻率靜動(dòng)組合條件下高應(yīng)力巖體單面卸荷力學(xué)特征和破壞特征，揭示擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖失穩(wěn)機(jī)制，對(duì)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖支護(hù)理論起到了重要的作用。

1 擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖失穩(wěn)機(jī)制

1.1 高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷效應(yīng)

巖體在開(kāi)挖之前處于三維應(yīng)力平衡狀態(tài)，開(kāi)挖導(dǎo)致圍巖產(chǎn)生單面卸荷，打破原始平衡，由原始三向六面受力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?nèi)蛭迕媸芰ΑＳ捎趪鷰r具有自身的力學(xué)特性，一部分地應(yīng)力以回彈變形的能量發(fā)生在開(kāi)挖臨空面，另一部分向深部轉(zhuǎn)移，從而進(jìn)行應(yīng)力重新分布產(chǎn)生局部應(yīng)力集中，當(dāng)開(kāi)挖巖體附近圍巖應(yīng)力達(dá)到其臨界破壞強(qiáng)度時(shí)發(fā)生局部漸進(jìn)性破壞，如圖1所示，其中，τ為剪切應(yīng)力;c為黏聚力;σ為法向應(yīng)力;φ為內(nèi)摩擦角。臨近巷道的圍巖經(jīng)歷了應(yīng)力集中作用過(guò)程，從而在巷道周圍會(huì)形成應(yīng)力梯度，而應(yīng)力梯度是導(dǎo)致巷道圍巖破壞的重要影響因素之一[21]。不同應(yīng)力條件下圍巖發(fā)生梯度破壞宏觀和細(xì)觀特征，隨著深度增加，應(yīng)力梯度更明顯[22]。

1.2 擾動(dòng)誘發(fā)圍巖失穩(wěn)機(jī)理

地下開(kāi)挖過(guò)程中高應(yīng)力區(qū)域圍巖易發(fā)生動(dòng)力破壞，對(duì)地下工程施工人員及施工設(shè)備構(gòu)成了相當(dāng)大的威脅。在離掘進(jìn)工作面較遠(yuǎn)的開(kāi)挖邊界附近，圍巖常處于欠耦合靜動(dòng)力加載狀態(tài)，遠(yuǎn)程觸發(fā)的動(dòng)力破壞常發(fā)生在高應(yīng)力巖體開(kāi)挖過(guò)程中。靜應(yīng)力是切向應(yīng)力集中引起的高應(yīng)力，動(dòng)荷載是掘進(jìn)工作面在平行于掘進(jìn)軸線圓形圍巖中傳播的爆破動(dòng)力波所引起的，如圖2所示，其中，σ1為第一主應(yīng)力;σ2為第二主應(yīng)力;σ3為第三主應(yīng)力;σx0為沿x方向地應(yīng)力;σy0為沿y方向地應(yīng)力;σz0為沿z方向地應(yīng)力，在靜-動(dòng)耦合荷載作用下，巖石發(fā)生的嚴(yán)重失穩(wěn)破壞。高應(yīng)力條件下的圍巖破壞可能是由軸向動(dòng)力擾動(dòng)載荷觸發(fā)的具有明顯時(shí)空滯后特征的動(dòng)力破壞。

圖2 開(kāi)挖后自由邊界附近典型巖石單元的應(yīng)力狀態(tài)Fig.2 Stress state of a representative rock element near the free boundary after excavation

1.3 動(dòng)力擾動(dòng)波動(dòng)方程及其傳播規(guī)律

假設(shè)巖體為理想彈性體，根據(jù)彈性理論和物理學(xué)知識(shí)可知擾動(dòng)三維波動(dòng)方程為

(1)

令μ=0，則有

(2)

簡(jiǎn)諧震動(dòng)是分析復(fù)雜動(dòng)力擾動(dòng)的基礎(chǔ)，設(shè)式(2)解的形式為

p=p(x)ejwt

(3)

式中，w為簡(jiǎn)諧振動(dòng)頻率;j為x方向;p(x)為一般簡(jiǎn)諧振動(dòng)方程。

將式(2)代入式(3)，并整理得

(4)

式中，k為波數(shù)，k=w/c0。

常微分方程(4)的解取復(fù)數(shù)組合形式為

p(t,x)=Aej(wt+kx)+Bej(wt+kx)

(5)

式中，A，B為通解系數(shù)。

波動(dòng)方程

p(t,x)=paej(wt-kx)

(6)

衰減波動(dòng)方程

p(t,x)=pae-axej(wt-kx)

(7)

反射應(yīng)力波為

pR(t,x)=γpae-a(2t-x)ej(wt+kx)

(8)

式中，pa為常微分方程(4)特解;pR為反射應(yīng)力波;γ=(ρ2c2-ρ1c1)/(ρ2c2+ρ1c1)為反射系數(shù)，ρ1，c1為一介質(zhì)密度與波速，ρ2，c2為二介質(zhì)密度與波速(損傷體可以通過(guò)改變介質(zhì)密度來(lái)實(shí)現(xiàn))。

入射應(yīng)力波與反射應(yīng)力波疊加得到經(jīng)過(guò)自由面反射后的波動(dòng)方程:

p(t,x)=pae-axej(wt-kx)+vpae-a(2t-x)ej(wt+kx)

(9)

1.4 擾動(dòng)能量演化特征

在巖體中取一個(gè)微小單元體，其初始體積為V0，外力合力為P，密度為ρ0，速度為v，則該單元體的動(dòng)能ΔEk為

(10)

在擾動(dòng)作用下，單元體體積將發(fā)生膨脹與壓縮變形，其形變能ΔEp為

(11)

在平面波傳播過(guò)程中，只考慮縱波傳播時(shí)，有

(12)

式中，λ為拉梅彈性常數(shù);Δ為二次函數(shù)中代表根的判別式。

由式(12)可得

(13)

式中，ks為彈性系數(shù)，組合式(11),(13)整理得

(14)

體積元里總的附加能量(觸發(fā)能量)為動(dòng)能與位能之和，即

(15)

根據(jù)牛頓第二運(yùn)動(dòng)定律則有

(16)

聯(lián)立式(7)，(15)，(16)整理得，應(yīng)力擾動(dòng)體積元的總能量(觸發(fā)能量)ΔE為

(17)

擾動(dòng)能流密度Δe為

(18)

2 單面卸荷擾動(dòng)試驗(yàn)設(shè)備及方案

巖石真三軸試驗(yàn)是一種最全面的強(qiáng)度試驗(yàn)，它不僅是建立強(qiáng)度準(zhǔn)則的重要資料，更是檢驗(yàn)巖石強(qiáng)度準(zhǔn)則的最有效依據(jù)。巖石真三軸試驗(yàn)可以通過(guò)試件3個(gè)垂直方向的主應(yīng)力獨(dú)立加載、水平方向的一個(gè)面突然卸載，來(lái)模擬地下工程中開(kāi)挖后產(chǎn)生臨空面導(dǎo)致圍巖破壞失穩(wěn)的現(xiàn)象。

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

本試驗(yàn)采用自主研發(fā)的真三軸卸荷擾動(dòng)巖石測(cè)試系統(tǒng)不僅能夠模擬系統(tǒng)三向獨(dú)立加載高壓真三軸狀態(tài)，獲得高應(yīng)力狀態(tài)下巖石的力學(xué)特性和變形破壞特征，還能夠模擬單向或雙向突然卸載，監(jiān)測(cè)礦巖的損傷演化和破裂規(guī)律，同時(shí)可以實(shí)現(xiàn)2個(gè)方向的擾動(dòng)(或沖擊)，振動(dòng)擾動(dòng)載荷范圍0～500 kN，頻率范圍0～50 Hz，可實(shí)現(xiàn)點(diǎn)的形式、面的形式進(jìn)行擾動(dòng)，如圖3，4所示。同時(shí)配套聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，聲發(fā)射信號(hào)監(jiān)測(cè)選用軟島DS5聲發(fā)射系統(tǒng)，配合6個(gè)聲發(fā)射探頭采集信號(hào)，為盡量減少噪音影響，門(mén)檻值設(shè)定40 dB，聲發(fā)射采樣頻率范圍設(shè)定1 kHz～1 MHz，聲發(fā)射信號(hào)分析軟件實(shí)時(shí)記錄AE事件、能量、振幅等參數(shù)，并根據(jù)采集參數(shù)進(jìn)行三維定位，如圖5所示。

2.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

本文采用自主研發(fā)的真三軸卸荷擾動(dòng)巖石測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行模擬真三軸三向六面受力狀態(tài)下單面卸荷試驗(yàn)，試件采用完整性和均勻性較好的砂巖，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm。

方案1:分級(jí)加卸載試驗(yàn)。

為了更好的分析巖樣在不同圍壓?jiǎn)蚊嫘逗傻牧W(xué)特性，1～4號(hào)選取砂巖進(jìn)行分級(jí)加卸載試驗(yàn)，分級(jí)加卸載試驗(yàn)過(guò)程采用液壓載荷手動(dòng)控制對(duì)試件進(jìn)行加載，初始圍壓見(jiàn)表1。每級(jí)應(yīng)力為10 MPa，加載間隔約15 min[23]，觀察聲發(fā)射信號(hào)不發(fā)生變化時(shí)，證明該處巖石內(nèi)部應(yīng)力處于穩(wěn)定狀態(tài)，內(nèi)部損傷破壞不會(huì)發(fā)展，進(jìn)行下一步加載。首先，對(duì)試件施加初始載荷，模擬地下工程圍巖的初始應(yīng)力狀態(tài)，然后對(duì)最小主應(yīng)力進(jìn)行單面瞬時(shí)卸荷，第二主應(yīng)力不變，穩(wěn)定15 min，再對(duì)試件最小主應(yīng)力卸荷面進(jìn)行加載至原始應(yīng)力值，最大主應(yīng)力在原來(lái)的基礎(chǔ)上增加10 MPa，然后對(duì)最小主應(yīng)力進(jìn)行單面瞬時(shí)卸荷，如此循環(huán)直至破壞，如圖6所示。

方案2:單面卸荷擾動(dòng)試驗(yàn)。

圖3 真三軸擾動(dòng)卸荷巖石測(cè)試系統(tǒng)Fig.3 True triaxial disturbance unloading rock test system

圖4 真三軸擾動(dòng)卸荷巖石測(cè)試系統(tǒng)加載方式Fig.4 Loading method of true triaxial disturbance unloading rock test system

圖5 聲發(fā)射系統(tǒng)Fig.5 AE systems

假定真三軸卸荷擾動(dòng)巖石測(cè)試系統(tǒng)Z方向?yàn)棣?方向、Y方向?yàn)棣?方向、X方向?yàn)棣?方向。試驗(yàn)過(guò)程分為以下3個(gè)階段:① 初始應(yīng)力加載;② 進(jìn)行單面卸荷;③ 擾動(dòng)震源為側(cè)向擾動(dòng)，波形施加在側(cè)向，應(yīng)力路徑如圖7所示，擾動(dòng)時(shí)間函數(shù)為

表1 不同初始圍壓
Table 1 Different initial confining pressures

編號(hào)σ1/MPaσ2/MPaσ3/MPa卸荷速率/(kN·m-1)130105瞬時(shí)230155瞬時(shí)330205瞬時(shí)430255瞬時(shí)

(19)

式中，F(xiàn)(t)為擾動(dòng)載荷大小，kN;Pmax為擾動(dòng)載荷的峰值。

圖6 分級(jí)加卸載試驗(yàn)路徑Fig.6 Step loading and unloading test path

圖7 應(yīng)力路徑Fig.7 Stress path

根據(jù)文獻(xiàn)[17]可知，井下震動(dòng)最大峰值速度取值范圍為0.52～4.38 m/s，頻率范圍為2～15 Hz，橫波速度為2 480 m/s，縱波速度為4 300 m/s，擾動(dòng)試驗(yàn)選擇頻率分別為5，10，15 Hz。

根據(jù)前人總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)公式[22]，可擬合100 kg炸藥擾動(dòng)波峰值隨著距離的衰減規(guī)律，如圖8所示。擬合公式為

y=234.229 99x-2.867 99R=0.999 99

(20)

由式(20)可知，擾動(dòng)波峰值隨著距離的增加而衰減，衰減系數(shù)為2.867 99。

圖8 擾動(dòng)峰值隨爆破中心的應(yīng)力衰減擬合曲線Fig.8 Fitting curve of disturbance peak with the stress attenuation of blasting center

根據(jù)文獻(xiàn)[24]可知:距掘進(jìn)工作面3～5 m，應(yīng)力集中系數(shù)最大，最為危險(xiǎn)，因此分析主要采用5～10 m的擾動(dòng)波峰值分別為0.5，1.0，1.5 MPa，具體擾動(dòng)試驗(yàn)設(shè)定值見(jiàn)表2，其中，σt為破壞應(yīng)力。

3 高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖漸進(jìn)性破壞規(guī)律

高應(yīng)力巖體開(kāi)挖過(guò)程出現(xiàn)的變形破壞現(xiàn)象均是巖體開(kāi)挖應(yīng)力重新分布導(dǎo)致巖體動(dòng)力破壞的表現(xiàn)形式，都涉及開(kāi)挖邊界上地應(yīng)力瞬態(tài)卸荷及鄰近圍巖應(yīng)力動(dòng)態(tài)調(diào)整。同時(shí)，伴隨巖體開(kāi)挖必然導(dǎo)致圍巖能量的集聚、儲(chǔ)存、耗散與釋放，上述圍巖變形與失穩(wěn)現(xiàn)象本質(zhì)上也是能量驅(qū)動(dòng)下的巖體動(dòng)態(tài)破壞。

表2 擾動(dòng)試驗(yàn)設(shè)定值
Table 2 Disturbance test set value

編號(hào)初始圍壓/MPa軸壓循環(huán)次數(shù)幅值/MPa頻率/Hz530,20,10————630,20,1080%σt2000.55730,20,1080%σt2001.05830,20,1080%σt2001.55930,20,1080%σt2000.5101030,20,1080%σt2000.5151130,20,1090%σt2000.551230,20,1090%σt2001.051330,20,1090%σt2001.55

3.1 高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線

研究高應(yīng)力巖體開(kāi)挖過(guò)程中圍巖應(yīng)力與應(yīng)變能的瞬態(tài)調(diào)整過(guò)程，有助于探明高應(yīng)力巖體變形破壞的孕育、演化及發(fā)生機(jī)制，掌握高應(yīng)力開(kāi)挖卸荷圍巖漸進(jìn)性破壞規(guī)律，為高應(yīng)力巖體的變形分析及穩(wěn)定控制提供必要的試驗(yàn)支持。圖9為不同圍壓條件下，試樣瞬時(shí)卸荷的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖9 分級(jí)加卸載應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves under graded loading and unloading

由圖9可以看出:單面瞬時(shí)卸荷時(shí)，軸向應(yīng)變存在瞬時(shí)回彈現(xiàn)象，說(shuō)明巖體由于3向受壓，存儲(chǔ)大量的能量，在最小主應(yīng)力單面瞬時(shí)卸荷時(shí)，有慣性力的存在，巖體發(fā)生瞬時(shí)擴(kuò)容;隨后軸向應(yīng)變存在一個(gè)增大的過(guò)程，到某個(gè)值時(shí)固定不變，說(shuō)明巖樣單面卸荷后，由于第二主應(yīng)力的限制，擴(kuò)容方向主要向臨空面擴(kuò)展，在軸壓不變的情況下，應(yīng)變?cè)龃螅虼丝梢钥闯觯瑔蚊嫘逗珊髱r體存在一個(gè)流變的時(shí)間效應(yīng)。隨著第二主應(yīng)力的增加，破壞時(shí)軸向應(yīng)力發(fā)生改變，且單面卸荷后發(fā)生破壞的時(shí)間也不同，見(jiàn)表3。

表3 不同主應(yīng)力單面卸荷軸向應(yīng)力及破壞時(shí)間
Table 3 Single side unloading axial stress andfailure time with different principal stresses

第二主應(yīng)力/MPa軸向應(yīng)力/MPa破壞時(shí)間/min10100101511032012012511013

隨著第二主應(yīng)力的增大，破壞強(qiáng)度呈現(xiàn)一個(gè)先升高后降低的一個(gè)過(guò)程，第二主應(yīng)力為20 MPa處是破壞強(qiáng)度的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。由此可以看出，初始圍壓越大儲(chǔ)存的能量越多，開(kāi)挖卸荷后釋放的能量就越多，沿卸荷面產(chǎn)生的變形就越大、越劇烈。

3.2 高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷巷道圍巖破壞特征

為了進(jìn)一步分析瞬時(shí)卸荷試樣的宏觀破壞特征，對(duì)試樣施加不同圍壓情況下，進(jìn)行單面瞬時(shí)卸荷，從而對(duì)比分析其差異。通過(guò)圖10可以看出:試樣卸荷面都產(chǎn)生了劈裂成板的現(xiàn)象，在第二主應(yīng)力為10 MPa時(shí)，試樣內(nèi)部出現(xiàn)剪切裂紋;隨著第二主應(yīng)力的增加，試樣內(nèi)部剪切現(xiàn)象逐漸消失，出現(xiàn)的劈裂裂紋增加，在第二主應(yīng)力為20 MPa時(shí)，試樣內(nèi)部基本全部處于劈裂破壞。說(shuō)明試樣進(jìn)行單面卸荷，第二主應(yīng)力限制了其應(yīng)變擴(kuò)展方向，對(duì)卸荷破壞的最終形態(tài)呈現(xiàn)著關(guān)鍵因素。

根據(jù)巖石Kaiser效應(yīng)的特點(diǎn)，將試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線與相應(yīng)的聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)、能量計(jì)數(shù)進(jìn)行分析處理，如圖11，12所示。

圖10 分級(jí)加卸載宏觀破壞Fig.10 Macroscopic failure diagram of hierarchical loading and unloading

圖11 應(yīng)力和能量-振鈴計(jì)數(shù)-到達(dá)時(shí)間演化曲線Fig.11 Stress and energy ringing count arrival time evolution curves

圖12 應(yīng)變和能量-振鈴計(jì)數(shù)-到達(dá)時(shí)間演化曲線Fig.12 Strain and energy ringing count arrival time evolution curves

圖13 單面卸荷Fig.13 Single side unloading

結(jié)合圖11，12中聲發(fā)射撞擊數(shù)、能量及計(jì)算參數(shù)的時(shí)間演化曲線，可以看出，在試樣加載至初始圍壓過(guò)程中，產(chǎn)生大量聲發(fā)射，同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)峰值，能量增大，這是由于試樣處于壓密階段，原有微裂隙在載荷作用下閉合發(fā)生變形;當(dāng)達(dá)到初始圍壓后，進(jìn)行最小主應(yīng)力瞬時(shí)單面卸荷，軸向應(yīng)力不變，應(yīng)變瞬間減小，同時(shí)能量突然減小，AE事件數(shù)急劇增加。在穩(wěn)定的15 min內(nèi)，能量幾乎沒(méi)有改變，AE事件數(shù)緩慢逐漸增加;當(dāng)最小主應(yīng)力單面卸荷15 min后，最小主應(yīng)力卸荷面加至初始圍壓，然后軸壓在原來(lái)基礎(chǔ)上增加10 MPa，能量急劇增加，在軸壓加載結(jié)束后，能量出現(xiàn)一個(gè)峰值，AE事件數(shù)在此過(guò)程中也急劇增大。隨著軸壓的增大，在軸壓加載過(guò)程中的能量峰值增大，AE事件數(shù)呈現(xiàn)階梯狀增加;說(shuō)明試件在初始加載過(guò)程中，外部對(duì)系統(tǒng)做功積聚為應(yīng)變能，在應(yīng)力保持過(guò)程中聲發(fā)射不再發(fā)生，處于平靜期;當(dāng)進(jìn)行最小主應(yīng)力瞬時(shí)單面卸荷時(shí)，試件內(nèi)部突然發(fā)生應(yīng)力調(diào)整，聲發(fā)射急劇增加，產(chǎn)生塑性變形;提高軸向壓力后應(yīng)力保持以及單面卸載產(chǎn)生的AE事件數(shù)突然上升，伴隨能量驟降。當(dāng)應(yīng)力達(dá)到試驗(yàn)的失穩(wěn)強(qiáng)度時(shí)，試件產(chǎn)生整體破壞，伴隨著聲發(fā)射事件急劇增加。隨著第二主應(yīng)力的增大，巖樣破壞強(qiáng)度呈先增加再減小的過(guò)程。

4 擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力單面卸荷巖體破壞試驗(yàn)結(jié)果分析

在分析擾動(dòng)誘發(fā)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖破壞之前，首先對(duì)單面卸荷破壞的力學(xué)特性進(jìn)行研究，圍壓σ1=30 MPa,σ2=20 MPa,σ3=10 MPa時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)及聲發(fā)射定位，如圖13所示。聲發(fā)射定位圖中綠色小球代表初始圍壓瞬時(shí)單面卸荷，巖樣內(nèi)部的損傷破壞;藍(lán)色小球代表擾動(dòng)情況下，巖樣內(nèi)部的損傷破壞;紅色小球代表最終破壞時(shí)，巖樣內(nèi)部的損傷破壞情況。

4.1 單面卸荷力學(xué)特性及破壞分析

由圖13可以看出，巖樣在發(fā)生破壞時(shí)分為3個(gè)階段;第1個(gè)階段，彈性階段。此階段巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性變化，內(nèi)部無(wú)裂紋擴(kuò)展。第2階段，緩慢變形階段。此階段巖石內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋，卸荷面產(chǎn)生的微裂紋較多，當(dāng)軸壓達(dá)到126 MPa時(shí)，體積應(yīng)變向卸荷面急劇擴(kuò)展，軸向應(yīng)變迅速增大，卸荷面產(chǎn)生板裂破壞，聲發(fā)射定位與破壞形態(tài)基本吻合。第3階段，變形加速失穩(wěn)階段。由于巖體單面卸荷變形本構(gòu)呈非線性關(guān)系，巖體承載能力不能和外載同步線性增長(zhǎng)，當(dāng)軸壓達(dá)到152 MPa時(shí)，巖石發(fā)生失穩(wěn)整體破壞。

4.2 不同擾動(dòng)幅值力學(xué)特性及破壞分析

巖樣采用相同的靜載與不同擾動(dòng)振幅組合試驗(yàn)，巖樣單面卸荷抗壓強(qiáng)度為152 kN，靜載取80%，即121 kN，振幅分別為0.5，1.0，1.5 MPa，頻率為5 Hz，擾動(dòng)200個(gè)循環(huán)，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)及聲發(fā)射定位，如圖14所示。

由圖14可以看出，當(dāng)靜載為破壞強(qiáng)度的80%時(shí)，擾動(dòng)振幅為0.5 MPa，擾動(dòng)200個(gè)循環(huán)，破壞強(qiáng)度為148.6 MPa;當(dāng)擾動(dòng)振幅為1.0 MPa時(shí)，相同條件下的破壞強(qiáng)度為138.6 MPa;當(dāng)擾動(dòng)振幅為1.5 MPa時(shí)，擾動(dòng)在160個(gè)循環(huán)時(shí)發(fā)生破壞。說(shuō)明動(dòng)靜組合作用下，靜載相同時(shí)，隨著擾動(dòng)振幅的增加，動(dòng)載對(duì)巖體的能量輸入越大，引起的損傷越大，致使巖體的破壞強(qiáng)度越低。由破壞形態(tài)和聲發(fā)射定位可以看出，當(dāng)靜載一定時(shí)，巖樣破壞過(guò)程動(dòng)載占主導(dǎo)，擾動(dòng)振幅較小時(shí)，巖樣破壞形態(tài)和單面卸荷破壞形態(tài)一樣呈現(xiàn)復(fù)合破壞，振幅進(jìn)一步增高時(shí)，巖樣表現(xiàn)為劈裂破壞，破壞更為充分，聲發(fā)射空間分布與其破裂形態(tài)基本相吻合。

4.3 不同擾動(dòng)頻率力學(xué)特性及破壞分析

巖樣采用相同的靜載與不同擾動(dòng)振幅頻率組合試驗(yàn)，巖樣單面卸荷抗壓強(qiáng)度為152 kN，靜載取80%，即121 kN，頻率分別為5，10，15 Hz，振幅為0.5 MPa，擾動(dòng)200個(gè)循環(huán)，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)及聲發(fā)射定位，如圖14(a),15所示。

圖14 擾動(dòng)頻率5 Hz、靜載80%時(shí)不同擾動(dòng)振幅下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)、聲發(fā)射定位Fig.14 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance amplitudes at 5 Hz disturbance frequency and 80% static load

圖15 擾動(dòng)振幅0.5 MPa、靜載80%時(shí)不同擾動(dòng)頻率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)、聲發(fā)射定位Fig.15 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance frequencies with disturbance amplitude of 0.5 MPa and static load of 80%

由圖14(a)，15可以看出，當(dāng)擾動(dòng)頻率為5 Hz時(shí)，擾動(dòng)經(jīng)歷200個(gè)循環(huán)未發(fā)生破壞，隨后進(jìn)一步加載至148.6 MPa巖樣發(fā)生整體破壞;當(dāng)擾動(dòng)頻率為10 Hz時(shí)，擾動(dòng)經(jīng)歷200個(gè)循環(huán)未發(fā)生破壞，隨后進(jìn)一步加載至124.8 MPa巖樣發(fā)生整體破壞;當(dāng)擾動(dòng)頻率15 Hz時(shí)，巖樣擾動(dòng)130個(gè)循環(huán)時(shí)發(fā)生整體破壞。由此可見(jiàn)，擾動(dòng)頻率越高，巖樣破壞強(qiáng)度越低，這是由于擾動(dòng)頻率越大，巖樣擾動(dòng)應(yīng)變率越大，對(duì)內(nèi)部損傷也越大。從破壞形態(tài)和聲發(fā)射定位分析，擾動(dòng)頻率越大，循環(huán)動(dòng)載對(duì)巖樣卸荷面損傷累計(jì)越明顯，破壞越嚴(yán)重，拉伸-剪切復(fù)合破壞轉(zhuǎn)化為劈裂破壞，與聲發(fā)射空間分布基本吻合。

4.4 不同靜載條件下擾動(dòng)力學(xué)特性及破壞分析

巖樣采用不同靜載擾動(dòng)組合試驗(yàn)，巖樣單面卸荷抗壓強(qiáng)度為152 kN，靜載取80%,90%，即121，136 kN，頻率為5 Hz，振幅為0.5，1.0，1.5 MPa，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)及聲發(fā)射定位，如圖14(靜載取80%)，16(靜載取90%)所示。

圖16 擾動(dòng)頻率5 Hz、靜載90%時(shí)不同擾動(dòng)振幅下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破裂形態(tài)、聲發(fā)射定位Fig.16 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance amplitudes at 5 Hz disturbance frequency and 90% static load

由圖14，16可以看出，靜載是單面卸荷整體破壞強(qiáng)度的90%進(jìn)行擾動(dòng)時(shí)，振幅為0.5 MPa，擾動(dòng)200個(gè)循環(huán)，巖樣的整體破壞強(qiáng)度為142.4 MPa;相同條件下振幅為1.0 MPa時(shí)，擾動(dòng)120個(gè)循環(huán)巖樣整體發(fā)生破壞;相同條件下振幅為1.5 MPa時(shí)，擾動(dòng)80個(gè)循環(huán)巖樣整體發(fā)生破壞。當(dāng)靜載較小時(shí)，一定動(dòng)載反復(fù)對(duì)巖樣進(jìn)行擾動(dòng)，雖然產(chǎn)生了一定的損傷，但是未發(fā)生破壞;當(dāng)靜載較高時(shí)，較小的動(dòng)載擾動(dòng)即可誘發(fā)巖樣的破壞。由此可知，靜載的大小與巖樣的強(qiáng)度是決定破壞的關(guān)鍵因素，靜載越高，巖樣整體破壞強(qiáng)度越小，隨靜載的增大，巖樣整體破壞所需動(dòng)載強(qiáng)度逐漸減小，靜載越趨近于巖樣整體強(qiáng)度，動(dòng)靜組合加載時(shí)，巖樣破壞所需擾動(dòng)能量越小;若靜載遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于巖樣的強(qiáng)度，一定強(qiáng)度的動(dòng)載很難誘發(fā)巖樣整體破壞。聲發(fā)射空間分布大致與巖樣破壞形態(tài)重合，巖樣強(qiáng)度越高，聲發(fā)射時(shí)間越多。

5 結(jié) 論

(1)采用真三軸卸荷擾動(dòng)巖石測(cè)試系統(tǒng)，對(duì)試樣三向六面加載不同第二主應(yīng)力單面卸荷，與現(xiàn)場(chǎng)巷(隧)開(kāi)挖兩幫產(chǎn)生臨空面接近，真實(shí)的模擬了開(kāi)挖導(dǎo)致圍巖漸進(jìn)性破壞的現(xiàn)象。

(2)高應(yīng)力巖體單面瞬時(shí)卸荷時(shí)，軸向應(yīng)變存在瞬時(shí)回彈-壓縮流變現(xiàn)象，軸向應(yīng)力越大，回彈量越小，壓縮量越大其破壞形式為拉伸-劈裂-剪切破壞復(fù)合破壞，第二主應(yīng)力對(duì)卸荷破壞的最終形態(tài)呈現(xiàn)著關(guān)鍵因素，且隨著第二主應(yīng)力的增大，破壞強(qiáng)度呈現(xiàn)一個(gè)先升高后降低的一個(gè)過(guò)程，第二主應(yīng)力為20 MPa處是破壞強(qiáng)度的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。

(3)動(dòng)靜組合作用下，靜載的大小與巖樣的強(qiáng)度是決定破壞的主要因素，靜載越大巖體破壞所需的觸發(fā)能量越小，靜載相同時(shí)，隨著擾動(dòng)振幅、頻率的增加，巖體的破壞強(qiáng)度越低，對(duì)高應(yīng)力巖體開(kāi)挖卸荷圍巖支護(hù)理論起到了重要的作用。