弱動力擾動對花崗巖圓形隧洞巖爆影響的試驗研究*

劉巖鑫，蔣劍青，蘇國韶，趙國富，燕柳斌

（廣西大學土木建筑工程學院工程防災與結構安全教育部重點實驗室，廣西 南寧 530004）

巖爆是深部巖體開挖中常見的工程地質災害現象，通常伴隨著猛烈巖塊彈射，對現場施工人員和儀器設備具有極強危害性。近年來，隨著水利、交通和采礦等重大工程項目向深部轉移且深度不斷增加，巖爆問題日益凸顯[1-5]。從巖爆的觸發機制出發，巖爆可分為自發型和觸發型兩大類。與靜應力集中導致的自發型巖爆不同，觸發型巖爆是指開挖應力重分布后，深部工程圍巖在高應力狀態下，由于受到工程爆破、機械鉆鑿、地震及相鄰隧道圍巖巖爆等引起的動力擾動作用而發生的巖爆[5-7]。與鉆爆法開挖隧洞時掌子面爆破時產生的強動力擾動不同（圖1），在距離爆源一定距離處，呈指數型衰減傳播的強動力擾動將變成幅值相對較低的弱動力擾動，而弱動力擾動觸發的巖爆，其發生位置和烈度具有很強的隨機性和時空滯后性，例如，錦屏二級水電站四條引水隧洞施工時，開挖后圍巖發生巖爆最長的滯后時間約為163 d，距離掌子面最遠處約有384 m[8]。目前，此類巖爆發生的機理尚不十分清楚，難以預測，控制方法無規范可循。

圖1 鉆爆開挖隧道圍巖的受力狀態Fig.1 Stress state of surrounding rock under tunnel work with borehole-blasting method

試驗研究是揭示巖爆機理的重要手段。目前，已有的巖爆試驗研究多側重于探討靜力條件下的巖爆發生[9-15]。而已有的動力巖石力學試驗主要側重于強動力擾動下的巖石變形破壞[16-17]。但是，靜力與強動力擾動條件下的研究成果均無法用來解析弱動力擾動觸發型巖爆機理。針對此，何滿朝等[18]設計并研發沖擊巖爆試驗系統，進行了16 種簡諧波的沖擊荷載模擬開挖爆破、頂板垮落、斷層滑動等沖擊擾動試驗，模擬了觸發型巖爆過程；蘇國韶等[19-20]開展了低頻周期動力擾動（頻率0.2～3.0Hz、振幅10～40 MPa）真三軸巖爆試驗，探討了觸發型巖爆發生的能量機制；杜坤等[21]利用真三軸試驗系統研究了卸荷及局部動力擾動對巖石以及類巖石材料破壞的影響。但是，上述研究中采用長方體巖樣，側重于模擬局部巖體的巖爆過程，未能很好地模擬實際工程中巖爆沿洞室徑向或軸向發育的整體空間特性，同時也未能模擬隧洞開挖斷面曲率對圍巖破壞的影響。因此，有必要開展結構模型層面的觸發型巖爆試驗研究。

本文中利用真三軸巖爆試驗系統，采用預制貫穿圓形孔洞的花崗巖試樣，開展弱動力擾動對巖爆影響的模型試驗，再現深部地下洞室開挖中的巖爆現象，并利用微型攝像機及聲發射系統實時監測隧洞巖爆的孕育與發生過程，分析巖爆彈射破壞過程、宏觀破壞特征以及聲發射信號等特征，探討弱動力擾動巖爆的發生機制。

1 巖爆試驗方案

1.1 試驗設備

本試驗采用廣西大學自主研發的動真三軸巖爆系統（圖2）。其中，高壓伺服動真三軸試驗機能在獨立施加三向相互垂直靜荷載的同時，也能夠施加水平x 向及豎直z 向的擾動荷載；聲發射監測系統能夠自動記錄每個通道內置的聲發射信號參數，并且可實現計算機顯示屏對聲發射信號的實時監測。試驗加載裝置及聲發射探頭布置如圖3 所示。試樣的外包夾具相互之間鑲嵌合且互不受力，外部壓力能完整地作用在巖樣的6 個表面。聲發射探頭布置在加載裝置底座四周，其采樣閥值設置為40 dB，采樣率為1 MHz。孔洞視頻監測系統可實時監測孔洞內圍巖的宏觀破壞過程，該系統主要包括特制的x 向夾具、微型攝像機以及實時監控器。

圖2 真三軸巖爆系統Fig.2 Ture triaxial rockburst test system

圖3 試驗時夾具、聲發射探頭以及微型攝像機布置圖Fig.3 Arrangements of the loading plate, acoustic emission sensors, and micro-camera in experiments

圖4 花崗巖試樣Fig.4 Granite specimen

1.2 試樣制備

巖樣取自廣西梧州市岑溪縣紅色中粗晶粒花崗巖，主要由鉀長石（54%）、石英（30%）、斜長石（10%）組成，巖體內礦物分布較為均勻，結構緊密，未發現明顯的裂紋和損傷；經測得試樣單軸抗壓強度σc為141.14 MPa，彈性模量為34 GPa，泊松比為0.23，常溫下縱波波速為4 812 m/s，其完整性較好。為減少材料非均質性對試驗結果的影響，所有試樣都取自一塊完整的巖石。試樣經過加工打磨后，最終尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 含直徑50 mm 貫穿圓形隧洞的立方體試樣（圖4）；保證巖樣各方向受力均勻，其兩個相對面的平行度以及兩個相鄰面的垂直度滿足《水利水電工程巖石試驗規程》(SL264-2001)的相關要求。

1.3 試驗方案

分別開展了無弱動力擾動和有弱動力擾動的圓形隧洞真三軸巖爆試驗，通過對比兩者試驗結果，分析弱動力擾動的影響研究，試驗加載路徑見圖5 所示。對每種工況都做了3 組以上的重復性試驗，且試驗結果較為一致，考慮到文章篇幅問題，每種工況僅選取一組試驗進行分析。

（1）對于無擾動試驗，將其設置為對比試驗（圖5（a））：首先，分別以0.2、0.1 MPa/s 的加載速率同時加載z、x 向應力，在x 向應力達到10 MPa 后再以0.1 MPa/s 的加載速率加載y 向應力；然后，繼續以0.02 MPa/s 的速率增大z 方向應力，直至試樣內洞壁兩側發生明顯的巖爆彈射破壞現象。

圖5 加載路徑Fig.5 Loading paths

（2）對于有擾動試驗，以同樣的加載順序（先z、x 方向再y 方向）與加載速率（0.2、0.1、0.1 MPa/s）加載至預定值（洞壁已出現較大程度的巖爆），隨后再施加z 方向的擾動荷載（圖5(b)），其中擾動荷載的幅值為1.5 MPa，頻率為20 Hz，擾動時間為10 s。另外，為了探討擾動時機對巖爆的影響，在巖樣加載至較低的預定值后（洞壁開始出現局部巖爆破壞）開始施加間歇性擾動荷載，即在z 向施加擾動荷載10 s 后，繼續以0.2 MPa/s 的速率施加5 MPa 靜荷載，如此反復，直至試樣內洞壁兩側發生明顯的巖爆彈射破壞現象。

需要指出的是，本試驗通過簡化的豎向擾動模擬地下工程三維空間的三向擾動，且所有試樣的初始圍壓及中間主應力、最小主應力均相同，主要研究弱動力擾動對隧洞巖爆的影響，對于試樣的加載速率及圍壓都是固定值。其中，通過施加不斷增大的豎向應力σz，模擬洞壁開挖邊界附近不斷增大的環向應力；通過施加固定不變的縱軸向應力σx（35 MPa）模擬開挖后的縱軸向應力無明顯變化情況；通過施加較低的水平應力σy（5 MPa）模擬開挖邊界附近巖體較低的徑向應力。豎向z 的加載速率為0.2 MPa/s，中間、最小主應力加載速率為0.1 MPa/s。另外，分別考慮在較高應力下和在較低應力下開始施加擾動兩種加載路徑，模擬現場隧洞圍巖在切向應力不斷增大過程中高應力下和低應力下開始遭遇弱動力擾動而發生的巖爆。

2 試驗結果及討論

2.1 弱動力擾動對巖爆彈射破壞的影響

由圖6～8 可知，在試驗過程中，各巖樣圓孔洞壁圍巖都經歷了相同的破壞過程，即低應力下的多次劈裂破壞和巖塊剝落以及高應力下的多次巖爆彈射破壞，明顯區別于以往長方體或立方體巖樣試驗中的一次性巖石破壞或巖爆現象。特別是在高應力下，隨著應力升高，巖爆出現的時間間隔逐漸縮短，巖爆彈射破壞的劇烈程度不斷增強，直至最終強烈巖爆的出現，并伴隨明顯的塵霧現象；與此同時，局部巖爆坑不斷擴展并相互連接、匯聚，最終形成沿孔洞軸向發育的宏觀條狀破裂帶。需要指出的是，本文研究的對象是隧洞圍巖的巖爆彈射破壞，如果在塵霧現象出現后繼續加載，巖樣將出現整體性的垮塌破壞，這不利于后續巖爆坑或破裂帶的特征分析，因此，將由劇烈巖爆彈射導致的塵霧現象作為驗結束的標志。

不同加載條件下，巖樣孔洞的巖爆彈射破壞特征存在諸多區別。首先，不同加載條件下，巖樣孔洞最終巖爆發生時（明顯塵霧出現時）的豎向應力不同。相對于巖樣D1（無擾動），巖樣D2（在高應力下開始施加擾動荷載）和巖樣D3（在低應力下開始施加擾動荷載）的豎向應力較低，說明動力擾動降低隧洞圍巖發生最終巖爆所需的應力水平，促進巖爆的發生；巖樣D3 的應力水平要低于巖樣D2，說明低應力下開始施加擾動荷載的作用相比于高應力下開始施加擾動荷載的作用更加明顯。其次，不同加載條件下，孔洞最終巖爆發生的快慢程度不同。對于巖樣D1 和D2，塵霧現象突然形成，孔洞內可視度驟然降低（特別是巖樣D2），整個過程分別在14 和8 s 內完成，說明最終巖爆的發生較為迅速；而對于巖樣D3，塵霧現象逐漸形成，孔內可視度逐步降低，整個過程約24 s，說明最終巖爆的發生較為緩慢。此外，不同加載條件下，最終巖爆時的塵霧不同。最終巖爆造成塵霧現象進而導致巖樣孔洞內可視度降低。巖樣D2 可視度最低，其次是巖樣D1，巖樣D3 可視度最高。

圖6 D1 試樣破壞過程Fig.6 Failure process of tested specimen D1

圖7 D2 試樣破壞過程Fig.7 Failure process of tested specimen D2

圖8 D3 試樣破壞過程Fig.8 Failure process of tested specimen D3

2.2 弱動力擾動對巖爆坑破壞形態的影響

試驗過程中各巖樣圓孔內壁均出現巖爆彈射破壞現象，巖爆坑的形態和分布規律相近，如圖9 所示。巖爆破壞導致圍巖在徑向約0°和180°處形成兩邊淺、中間深的V 形巖爆坑，巖爆坑表面呈不規則鋸齒狀且布滿細小粉末；同時，巖爆坑沿軸向發育，形成左右兩條近似平行的條狀破裂帶。這與加拿大Mine-by 隧洞現場圍巖的破裂情況（圖10）一致，說明了本文中試驗結果的合理性。另外，需要指出的是，Mine-by 隧道洞壁左右破裂帶在橫截面內的連線與水平方向存在一定夾角，而本文破裂帶的連線與水平方向重合，這與主應力方向有關。Mine-by 隧洞的主應力與水平方向存在一角度，而在本文試驗中主應力與水平方向垂直或者平行；同時，由彈性力學分析可知，圓形隧洞開挖卸荷后，應力集中導致的最大切向應力 σθ分布在與最大主應力σ1平行或與最小主應力σ3垂直的隧洞邊界處（見圖11），應力導致的巖石破壞通常發生在這些切向應力最大的區域。

圖9 試樣最終破壞形態Fig.9 Final failure patterns of the experimental specimens

圖10 加拿大Mine-by 隧洞現場圍巖破裂及應力分析圖[22]Fig.10 In-situ fracture of surrounding rock and stress analysis for mine by tunnel[22]

圖11 開挖卸荷后隧洞橫截面受力示意圖Fig.11 Stress state of the cross-section of the tunnel after excavation

為分析弱動力擾動對巖爆發生后隧洞破壞特征的影響，分別測量了各巖樣巖爆破裂帶的長度、最大寬度和最大深度等尺寸，測量結果見表1。由表1 可知，無動力擾動巖樣D1 的巖爆破裂帶尺寸低于在高應力條件下開始施加擾動的巖樣D2 和在低應力條件下開始施加擾動的巖樣D3。從長度上來看，各巖樣洞壁左側破裂帶在洞軸線方向上是貫通的（圖9），對應長度均為100 mm。而各巖樣洞壁右側破裂帶長度不同，巖樣D1、D2 和D3 右側破裂帶的長度分別為47、100 和89 mm。從中可知，有擾動荷載作用下巖樣的右側破裂帶長度大于無擾動荷載作用下巖樣的右側破裂帶長度，說明擾動荷載會促進巖爆沿軸向方向破壞。另外，巖樣D2 的巖爆破裂帶的長度大于巖樣D3，表明在高應力條件下開始施加擾動比在地應力條件下施加擾動對巖爆沿軸向發展的促進作用更為明顯。從深度上來看，由強度破壞準則可知，圍巖在靜力荷載下發生破壞時，若不考慮圍巖長期時間效應的損傷，對于某一特定的應力水平，其圍巖發生破壞的深度是一定的[23]。然而，從試驗結束后測得試樣巖爆坑尺寸的結果發現（表1），雖然巖樣D2 和D3 發生最終巖爆彈射破壞時洞壁圍巖的應力水平低于巖樣D1，但巖樣D2 和D3 洞壁巖爆坑的平均深度分別為11 和9 mm，卻大于巖樣D1 的6 mm，說明動力擾動會促進巖爆破壞沿徑向發展；同時可以看出，巖樣D2 的巖爆坑深度要大于巖樣D3，表明在高應力條件下開始施加擾動比在低應力條件下施加擾動對巖爆沿徑向發展的促進作用更為明顯。

表1 巖爆坑的尺寸Table 1 Dimensions of rockburst notch

綜上所述，動力擾動會促進巖爆區域的發展，且高應力條件下開始施加的動力荷載對巖爆破裂發展的影響要強于低應力條件下施加的動力荷載。這主要是因為圍巖發生巖爆破壞后，所積蓄的彈性應變能釋放，已發生巖爆處圍巖的應力降低；而隨著豎向應力的不斷升高，圍巖內部應力調整，潛在巖爆區向周邊區域轉移；動力擾動會促進這一過程的發生，導致更多潛在巖爆區的形成。對于在高應力條件下開始施加擾動的巖樣D2，動力擾動會誘發大量處于臨界狀態條件下巖石釋放能量，造成巖爆彈射破壞；這是一個快速強卸荷的過程，可導致周邊處于穩定或亞臨界狀態下的巖體發生失穩破壞，釋放更多的能量，誘發更為劇烈、更為廣泛地巖爆彈射破壞。然而，對于在較低應力水平開始施加擾動荷載的巖樣D3，當應力較低時，動力擾動不會誘發巖爆的發生或僅誘發輕微巖爆，隨著動力擾動次數的增加，巖爆的劇烈程度不斷增強，這是一個緩慢的卸荷過程，相比較于巖樣D2 在高應力條件下僅擾動一次就發生巖爆的快速強卸荷過程，該卸荷效應對周邊處于亞臨界或穩定狀態下巖體發生失穩破壞的誘發作用較小。

為進一步探索動力擾動對巖爆破壞的影響，分析不同加載條件下碎屑的分布特征，對彈射碎屑進行4.75、2.36、1.18、0.6、0.3 mm、盤底等6 個等級篩分，篩分結果見圖12。從中可知，相比較于巖樣D1，巖樣D2 和D3 的碎屑的總質量分別增加了94.5%和91.5%。巖樣D1 的碎屑的最大尺寸為10.5 mm，巖樣D2 和D3 的碎屑明顯較大，最大尺寸分別為17 和15 mm。另外，相對于巖樣D2，D3 試樣的大碎屑數量較多，具有更大的寬度。這說明試樣洞壁內在發生巖爆破壞時，擾動荷載不僅會增加兩側圍巖形成劈裂破壞的數量，還會增大薄片狀碎屑長度和寬度。

為進一步分析碎屑的分布特征，采用高靈敏度電子秤測量不同粒徑區間碎屑的質量，測量結果見表2。在各等級的碎屑粒徑區間質量占比中，巖樣D2 大于4.75 mm 的粗粒徑質量占比要高于D3，而0.60～4.75 mm 的中、粗粒徑碎屑質量占比都要低于D3。為了定量描述碎屑的分布特征，采用統計的方法，分析碎屑的平均破碎程度de[24]：

式中：di、ξi分別是碎屑等效粒徑和所對應的質量百分占比。de越大表示碎屑大塊體偏多；反之，小塊體偏多。高應力水平擾動試樣（D2）碎屑的de=2.46 mm，D3 碎屑的de=2.23 mm，這表明在低應力水平施加擾動荷載，圍巖巖爆彈射碎屑的平均破碎程度更大。這是因為隨著豎向應力的升高，以及在低應力狀態施加完多次擾動荷載后，會使得洞壁圍巖表面隨機生成更多的劈裂裂縫，圍巖內裂紋發育得更為充分。

圖12 試樣碎屑Fig.12 Debris from the tested specimens

表2 不同粒徑巖爆碎屑質量分布（單位：g ）Table 2 Mass distribution of rockburst debris with different particle sizes (unit: g )

需要指出的是，巖樣邊長與孔洞直徑之比雖然沒有達到3 至5 倍的要求，但本文試驗仍能很好地模擬了圍巖發生劈裂、剝落、彈射等硬脆性圍巖的典型脆性破壞現象，巖樣的最終的破壞形態與工程實際較為相似，所模擬的巖爆破壞徑向深度非常小，遠離巖樣外邊界，且距離開挖邊界較遠處的巖石仍處于彈性應力與穩定狀態，這與現場的圍巖破壞情況是較為吻合的。

2.3 弱動力擾動對巖爆過程的聲發射影響

聲發射信號是巖石受力過程中內部裂紋萌生、發育、擴展及聯結時所釋放的彈性應力波，蘊含著能夠表征巖石破壞過程和特征的重要關鍵信息。聲發射計數是指超過門檻值聲發射信號的振蕩次數，能夠直觀的反映巖石內部的開裂過程。因此，可通過聲發射計數來分析弱動力擾動對圍巖內部開裂的影響。

圖13 為實際加載路徑與聲發射振鈴計數信號。各巖樣的聲發射演化規律在加載過程中大致相同，并可分為3 個階段：初始微裂紋壓密及彈性變形階段（階段Ⅰ）、微裂紋萌生及穩定擴展階段（階段Ⅱ）、微裂紋非穩定發育至巖爆階段（階段Ⅲ）。但是，對于受力不同巖樣，階段Ⅲ的聲發射信號特征存在較大差異。首先，受到單次擾動荷載試樣D2 以及多次擾動荷載試樣D3 在階段3 后期的最大聲發射振鈴計數分別為8.1×105、8.5×105，明顯高于沒有受到擾動荷載試樣D1 的最大聲發射計數5.1×105，說明受到擾動荷載的巖樣在后期發生破壞事件會更多。其次，對于在較高應力條件下施加擾動的巖樣D2，在施加擾動前，聲發射振鈴計數的變化特征與無擾動的巖樣D1 相似；當動荷載施加后，本已處于較高水平的聲發射信號突增并達到最大值，這與無擾動巖樣D1 的聲發射信號的變化特征有明顯區別；這是因為在試驗過程中，施加擾動荷載的時機接近巖樣臨界破壞點，更多集聚在巖石內部的能量得以釋放，造成更為劇烈的巖石開裂和破壞。對于擾動荷載施加時機提前、次數增加的巖樣D3，在階段Ⅲ前期較低應力條件下施加擾動荷載，聲發射計數信號也會出現明顯的突增，但隨后信號又趨于平穩；在階段Ⅲ后期較高應力條件下施加擾動荷載（第三次擾動荷載），聲發射信號持續增加，并在豎向靜應力加載至最大值時聲發射信號也到達最大值。這主要是因為提前施加擾動荷載，洞壁兩側圍巖應力狀態較低，可釋放的能量較少，不足以導致持續的巖石開裂行為，裂紋發育的較為微弱或者說不明顯；但多次擾動會觸發更多裂紋的發育，造成相對于D2 巖樣更多的巖石開裂破壞。

圖13 不同加載條件下巖樣聲發射振鈴計數Fig.13 Acoustic emission ringing count of the tested specimens under different loading conditions

綜上所述，當試樣受到擾動荷載后，巖石內部開裂程度增大，并導致洞壁圍巖發生更為明顯的宏觀破壞（劈裂和巖爆）。高應力條件下（臨近巖石破壞）的擾動荷載會促進裂紋以一種更為迅速形式發育并擴展；多次擾動荷載（從較低應力條件下開始）會促進裂紋以一種更為充分的形式發育。

2.4 弱動力擾動對巖爆烈度影響

下面從能量的角度，通過隧洞圍巖釋放的彈性應變能Ur和洞壁開裂耗散的能量Ud分析巖爆發生時的劇烈程度。

長方體或圓柱體巖樣試驗過程中能量釋放明顯區別于隧洞模型試驗。對于前者[3]，隨著巖樣應力的增大，外界不斷對巖樣做功W，大部分輸入的能量以彈性應變能Ue的形式儲存在巖石內部，少部分能量用于巖石峰前裂紋發展，這部分能量也可稱為峰前耗散能Ud；當應力達到峰值強度時，集聚的彈性應變能快速釋放，裂紋迅速匯聚貫通，導致巖石最終破壞；因此，峰后Ur主要源自峰前Ue，并取決于巖石的強度，巖石的強度越大，對應的Ue越多，峰后Ur越多。對于后者，巖樣不發生整體性破壞，集聚巖樣內部的彈性應變能Ue不完全釋放，Ur可表述為：

應力做功W 與彈性應變能Ue可通過應力-應變曲線積分計算獲得：

通過對應力-應變曲線積分，可得外界對巖樣D1、D2 和D3 做功分別為445.9、502.9、423.7 kJ，儲存在巖石內部的能量分別為388.3、381.2、381.1 kJ，進而由式（2）可得洞壁圍巖釋放彈性應變能分別為57.5、121.7 和42.6 kJ（圖14）。

裂紋發展是能量耗散的主要形式，本試驗通過聲發射絕對能量來分析裂紋發展耗散的能量。其中，聲發射絕對能量是聲發射撞擊信號能量的真實反映[25]。如圖15所示，巖樣D1、D2 和D3 的聲發射累積絕對能量分別為6.02、23.8 和35.7 nJ。由此說明，當試樣受到擾動荷載后，圍巖內部裂紋的發育及擴展會耗散更多的能量，即擾動荷載的施加會導致圍巖內部開裂程度的增加，且開裂程度會隨著擾動次數的增加而增大。因此，擾動荷載會促進能量耗散，并以更為明顯的裂紋發展表現出來；當試樣受到擾動荷載后，圍巖發生巖爆時所形成的巖爆坑規模及巖爆破壞范圍都會增大，進而導致彈射碎屑的質量也增多，這與本節宏觀破壞特征結果相吻合。

圖14 外力做功與可釋放能Fig.14 Work done by external force and releasable energy

圖15 聲發射累積絕對能量Fig.15 Cumulative acoustic emission absolute energy

對于受到多次擾動的試樣D3，洞壁圍巖內可釋放的彈性應變能要小于無擾動的巖樣D1，其中圍巖內耗散的能量要明顯多于D1；另外，其彈射碎屑的質量與數量都要大于D1。因此，試樣D3 圍巖在發生巖爆彈射時，平均到每塊碎屑的彈射動能會減少，即說明多次擾動試樣的巖爆烈度要弱于無擾動試樣。然而，由于試樣D2 在高應力狀態時受到擾動荷載，且擾動荷載對試樣的應變增量要明顯更多，使得圍巖內儲存的可釋放彈性應變能要遠大于無擾動試樣D1，進而導致巖爆的烈度增強。此外，從圍巖彈射過程中的塵霧現象的強弱，也可較為直觀地看出洞壁巖爆時的劇烈程度由強到弱為：高應力水平擾動荷載、無擾動試樣、低應力水平多次擾動。

另外，對于長方體試樣模擬局部巖爆破壞過程，巖爆發生時巖樣會出現整體結構性失穩，動力擾動在巖樣加載過程中促進裂紋的發育，降低巖樣的承載能力和極限儲能，導致巖爆發生時釋放的能量減少，巖爆彈射動力或烈度降低，無擾動試樣的巖爆烈度強于有擾動試樣的。對于圓形隧洞模型模擬整體隧洞圍巖的巖爆破壞過程，與無擾動的巖爆相比，弱動力擾動會誘發隧洞整體洞段巖體內彈性能沿開挖邊界向外突然猛烈釋放，巖爆發生時巖體會釋放更多的能量，造成更為嚴重的洞壁圍巖破壞，促成更為劇烈的巖爆現象；動力擾動對能量釋放起到了激發和放大的作用。在低靜應力條件下，弱動力擾動逐漸促進圍巖內部能量釋放，即使局部巖體內集聚的彈性應變能在靜應力條件下未達到臨界條件，巖爆也會發生，巖爆烈度通常較低；在高靜應力條件下，巖爆潛在區相對較少，導致巖爆烈度降低；動力擾動對能量釋放僅起到激發的作用。

3 結 論

通過動真三軸巖爆試驗機在室內模擬了圓形隧洞的弱動力擾動觸發型巖爆過程，并采用聲發射系統與視頻觀測系統監測巖爆的孕育過程，主要結論如下：

（1）弱動力擾動降低隧洞圍巖發生最終巖爆所需的應力水平，促進巖爆的發生；低應力下開始施加擾動荷載的作用相比于高應力下開始施加擾動荷載的作用更加明顯。其次，高應力下開始施加的擾動荷載會促使最終巖爆以一種較快的方式發生，低應力下開始施加的擾動荷載導致的最終巖爆發生緩慢。

（2）與自發型巖爆相比，弱動力擾動下的觸發型巖爆發生后，隧洞圍巖破裂程度更嚴重。

（3）從巖爆烈度方面來比較，與長方體巖樣模擬的弱動力擾動下巖爆烈度不同，考慮開挖斷面曲率影響的圓形隧洞模型，在高應力下開始施加擾動所觸發的巖爆最劇烈，無擾動的自發型次之，低應力下開始施加擾動所觸發的相對輕微。在高應力下開始施加擾動，弱動力擾動可誘發隧洞整體洞段巖體內彈性能沿開挖邊界向外突然猛烈釋放；相對于無擾動的情況，弱動力擾動所觸發的巖爆發生時巖體會釋放更多的能量，造成更為嚴重的洞壁圍巖破壞，從而促成更為劇烈的巖爆現象；弱動力擾動對能量釋放起到了激發和放大的作用。在低應力下開始施加擾動，弱動力擾動可逐漸促進圍巖內部能量釋放從而觸發巖爆，但與高靜應力條件相比，巖爆烈度相對較低；弱動力擾動對能量釋放僅起到激發的作用。