西藏貢覺粉砂質泥巖工程地質特性與蠕變強度研究

郭長寶 ，王 磊 ，李任杰 ，吉 鋒 ，王 煬 ，嚴孝海 ，劉 貴

（1.中國地質科學院地質力學研究所，北京 100081；2.自然資源部活動構造與地質安全重點實驗室，北京 100081；3.成都理工大學地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059）

川藏鐵路東起成都，向西經雅安、康定、理塘、貢覺、昌都、波密、林芝、山南，終至拉薩，鐵路沿線地形地貌和地質構造復雜，橋隧占比超過80%，以深埋長大隧道為主，部分特長深埋隧道長度超過40 km，局部埋深超過2 000 m[1-4]。由于川藏鐵路沿線構造應力場復雜，且以水平構造應力為主，鐵路沿線深埋隧道巖體圍壓變化梯度大，深埋隧道面臨巖爆和大變形的危害[5-6]。其中，軟弱圍巖由于強度和變形的各向異性容易發(fā)生顯著的蠕變變形[7-8]，不僅影響隧道圍巖的穩(wěn)定性，還影響支護措施的長期穩(wěn)定性。如受高地應力影響，成渝高鐵木寨嶺隧道在施工開挖后即產生強烈的變形及破壞，巖石的長期強度直接影響地下工程的穩(wěn)定性和安全性[9-10]；川藏鐵路拉薩至林芝段藏噶隧道DK169+090處隧道圍巖累計最大變形達1.5 m，初期支護鋼架被剪斷，嚴重影響了隧道施工安全[11]。

隧道工程的長期穩(wěn)定性對于重大工程的安全運營具有重要意義，目前針對巖石加載速率對巖體力學強度及隧道穩(wěn)定性的影響已經進行了大量研究[12-13]。野外調查表明，川藏鐵路在穿越西藏貢覺地區(qū)時，遇到了砂質泥巖及其不良工程地質特性的影響，該套巖體具有分布廣泛、流變特性顯著的特征。由于該區(qū)交通條件差、以往工程建設未涉及相關蠕變巖體特性的內容，目前關于該套砂質泥巖的巖體力學強度，特別是巖石蠕變強度特性及其對重大工程的影響研究較少，因此開展在不同圍壓條件下隧道圍巖變形與強度的時間效應研究具有重要的工程意義。本文基于現(xiàn)場采取的巖石力學樣品，開展了常規(guī)三軸試驗和三軸壓縮蠕變試驗，研究了圍壓對粉砂質泥巖常規(guī)力學特性和流變力學特性的影響，為鐵路隧道工程設計及災害防治研究提供參考。

1 地質背景

1.1 地形地貌

川藏鐵路貢覺縣段位于橫斷山脈中部，印度板塊與歐亞板塊大規(guī)模碰撞的青藏高原強烈隆升地帶，自東向西穿過東達山和貢覺盆地等高山與盆地（圖1），區(qū)內地質構造復雜、地形起伏大，地形坡度一般在30°～40°，部分區(qū)域大于60°，屬典型的高山峽谷地貌。鐵路沿線及鄰區(qū)新構造運動強烈，發(fā)育有金沙江斷裂帶、洛納—布虛斷裂等大型區(qū)域性活動斷裂帶，區(qū)域構造應力場復雜且以水平構造應力為主導，隧道走向與最大主應力方向小角度相交[8]。同時該區(qū)高原冰山地貌發(fā)育顯著，地質災害頻發(fā)，鐵路建設面臨極大挑戰(zhàn)。

圖1 貢覺某隧道段地層巖性分布圖（線路為示意圖，據(jù)文獻[1]修編）Fig.1 Lithology distribution of the Gongjue Section along the Sichuan-Tibet Railway(modified from Ref.[1])

受地形地貌和區(qū)域地質災害的影響，川藏鐵路在該區(qū)主要采用隧道工程，其中規(guī)劃中的貢覺某隧道長約26.21 km，穿越超過4 000 m的高山，隧道最大埋深約850 m，屬于深埋長大隧道。

1.2 地層巖性

西藏貢覺地區(qū)內出露地層從老至新分別有元古界、奧陶系、泥盆系、石炭系、二疊系、三疊系、侏羅系、白堊系、古近系及第四系地層。貢覺某隧道主要穿越上三疊統(tǒng)奪蓋拉組（T3d）、甲丕拉組（T3j）等地層，主要由灰綠色長石巖屑砂巖、含泥質粉砂巖、炭質頁巖及煤線組成，巖體力學強度較弱。受高地應力等地質條件的影響，在鐵路建設穿越軟質巖段時，容易產生鐵路隧道圍巖大變形以及鐵路運營過程中的隧道圍巖長期蠕變變形等危害。

2 巖石蠕變試驗與強度研究方法

粉砂質泥巖屬于軟質巖中的較軟巖，容易發(fā)生失水收縮開裂、遇水膨脹軟化等工程地質問題[14]，其力學強度特性，特別是長期蠕變條件下的力學強度，對于隧道施工建設和安全運營具有極強的指導意義。巖體蠕變試驗是研究其蠕變規(guī)律和長期強度的有效手段，范慶忠等[15]采用重力加載式的三軸流變儀對龍口礦區(qū)含油泥巖進行三軸蠕變壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)蠕變破壞起始蠕變應力閾值隨圍壓的增大呈線性關系，蠕變破壞時的應力與圍壓也成比例關系。徐慧寧等[16]對粉砂質泥巖開展了三軸蠕變試驗，通過繪制等時應力-應變曲線獲得了長期強度及抗剪強度參數(shù)，認為圍壓對這些強度參數(shù)具有較強的影響。楊振偉等[17]通過控制變量法分析了伯格斯流變模型各細觀參數(shù)對瞬時強度及流變特性的影響。本次試驗測試基于三軸蠕變試驗機，通過開展不同圍壓下的三軸蠕變力學試驗，結合PFC數(shù)值模擬，分析研究粉砂質泥巖不同圍壓條件下的蠕變強度特性。

2.1 巖石力學試樣

取樣地點位于川藏鐵路貢覺某隧道段，鉆孔內揭示的地層巖性主要為上三疊統(tǒng)甲丕拉組（T3j）砂巖、礫巖夾泥巖、粉砂質泥巖等，取樣深度主要分布在34.30～63.75 m，為粉砂質泥巖，密度約2.64 g/cm3，天然含水率約0.94%，呈灰綠色、泥晶細粒結構，完整性較好。根據(jù)巖石力學試驗標準和測試要求，將現(xiàn)場采取的巖樣加工成Φ50×100的標準圓柱試樣。

2.2 試驗設備及方案

（1）試驗設備

本次試驗所用設備為地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室的YSJ-01巖石三軸蠕變試驗機，該試驗機的最大加載力為1 000 kN，圍壓允許工作范圍為0～30 MPa，圍壓和軸向荷載精度皆為0.5%。軸向荷載控制速率6～600 kN/min，軸向位移控制速率2～100 mm/min，軸向荷載和圍壓穩(wěn)定時間可維持在6個月以上，可滿足本次試驗的需求。

（2）試驗方案

針對粉砂質泥巖的蠕變強度與變形特性進行了常規(guī)三軸壓縮試驗和三軸壓縮蠕變試驗。每種試驗各選取5，10，15 MPa圍壓條件，分別代表在200，400，600 m的隧道埋深條件。試驗方案如表1所示。

表1 巖石力學實驗加載方式Table 1 Experimental loading method

2.3 基于PFC的巖石蠕變特性數(shù)值模擬

近年來PFC數(shù)值模擬軟件在巖石力學試驗強度研究中發(fā)揮了重要作用[18-19]，并取得較好的效果，如王俊光等[20]通過室內試驗與二次開發(fā)的二維顆粒流程序（PFC2D）分級加載蠕變模擬相對比分析，研究泥巖在不同加卸載圍壓速率下的蠕變破裂特性，認為在加卸載圍壓條件下泥巖蠕變微裂紋數(shù)量相較于單軸壓縮試驗微裂紋數(shù)量有所增加，隨加載速率增加泥巖蠕變破裂形式由剪切破壞轉向張拉破壞。叢宇等[19]基于顆粒流原理研究了巖石材料宏觀力學特征與細觀參數(shù)之間的定量相關性，從細觀角度分析了巖石卸荷破壞機理。因此，本文在對巖石三軸蠕變巖石力學強度分析的基礎上，采用顆粒流PFC2D軟件，分析不同圍壓對粉砂質泥巖破壞的影響，建立其地質力學模型。

3 貢覺粉砂質泥巖力學試驗結果與分析

3.1 常規(guī)三軸試驗

由圖2（a）可以看出，當圍壓為5，10 MPa時，試樣破壞模式主要為拉-剪復合破壞，試樣上下兩端和底部因局部拉張應力集中而產生掉塊。當圍壓增大到15 MPa時，試樣發(fā)生明顯的剪切破壞，剪切面較為平滑。說明隨圍壓的增大，試樣由拉-剪復合破壞逐漸向剪切破壞過渡，并且宏觀上裂紋數(shù)量有所減少。由圖2（b）可得粉砂質泥巖的黏聚力為6.47 MPa，內摩擦角為37.47°。試驗得到的各圍壓條件下的峰值破壞強度特征見表2，可以發(fā)現(xiàn)隨著圍壓增大，巖石的破壞強度也隨著增加。

圖2 粉砂質泥巖試樣常規(guī)三軸試驗結果Fig.2 Photo of the sample failure and Mohr’s circle under conventional triaxial test conditions

3.2 三軸壓縮蠕變試驗

根根據(jù)表2的試驗結果，圍壓為5 MPa時，其破壞軸壓σ1為40.95 MPa，在三軸壓縮蠕變試驗中選取常規(guī)三軸破壞軸壓最大值的20%進行分級加載，即7.7 MPa。對10 MPa和15 MPa圍壓的三軸蠕變試樣采用相同的方法進行分級加載，其分級加載壓力分別為14.3 MPa和18.4 MPa。根據(jù)試驗結果分別繪制不同圍巖條件下軸向應變與時間的關系曲線（圖3、圖4）。其中圖3為軸向應變與全過程時間的關系，圖4為基于Boltzman疊加原理繪制的軸向應變疊加曲線與時間的變化關系曲線。

表2 貢覺粉砂質泥巖室內試驗基本力學參數(shù)Table 2 Basic mechanical parameters of the laboratory tests

當施加軸向荷載時，粉砂質泥巖首先發(fā)生瞬時彈性變形，表現(xiàn)為蠕變疊加曲線與軸向應變軸的截距。由圖3、圖4可知，在各圍壓條件下，第一級荷載施加后往往產生較大的軸向應變增量，表現(xiàn)為曲線較陡，5 MPa圍壓條件下的軸向應變增量最小，10 MPa圍壓條件下的增量稍大，15 MPa圍壓條件下的增量最大。在初始蠕變階段，軸向應變速率隨荷載的增加而增大，最終到加速蠕變階段發(fā)生破壞。

圖3 不同圍壓下試樣三軸壓縮軸向應變蠕變歷時時間曲線Fig.3 Specimen triaxial compression creep test time curve under different confining pressures

圖4 不同圍壓下試樣三軸壓縮軸向應變蠕變疊加曲線Fig.4 Specimen triaxial compression creep test superposition curve under different confining pressures

由圖5可知，瞬時應變增量隨軸向應力增大而變小。由于荷載是等量增大，故可知該粉砂質泥巖在軸向上的瞬時彈性模量是不斷增大的，表現(xiàn)為彈性硬化現(xiàn)象。在單軸壓縮蠕變試驗中也有類似現(xiàn)象[21]。圍壓對瞬時應變增量也有較大影響，從圖5可以看出，隨著圍壓的增加，瞬時應變增量增加。

圖5 各圍壓條件下瞬時應變增量-應力曲線Fig.5 Instantaneous strain increment - stress curve under various confining pressures

如圖6所示，在5，10 MPa圍壓條件下，試樣主要發(fā)生拉-剪復合破壞，試樣上下兩端及中部因局部拉應力集中而產生壓碎帶；圍壓為15 MPa時，試樣主要發(fā)生剪切破壞。

圖6 三軸壓縮蠕變試驗條件下試樣破裂形態(tài)Fig.6 Fracture morphology of specimens under the creep test condition

4 不同圍壓條件下的巖石破壞特征分析

4.1 粉砂質泥巖破裂特征

在三軸試驗中，即便是完整巖石，內部也會隨機分布微裂紋，試樣破壞時的剪切面往往會沿著內部微裂紋發(fā)展。試樣進入穩(wěn)定破裂階段后，隨著剪切位移的不斷增大而產生拉張分支裂隙，其裂隙方向向主應力方向偏轉，當與第一主應力方向平行時停止擴展；當裂隙發(fā)展到不穩(wěn)定階段時，由于主應力向裂隙方向偏轉，此時拉應力方向可與主應力方向相垂直，進而形成與裂隙方向近垂直的壓碎帶，與5，10 MPa圍壓條件下試樣破壞形態(tài)相符。當剪切帶有一定厚度時，表現(xiàn)為單剪；在15 MPa圍壓條件下，試樣發(fā)生張性雁裂，張性雁裂發(fā)展的方向與剪動方向的夾角小于45°。

圖7為試樣拉剪裂紋示意圖，圖中紅色線條為剪切裂紋形成的剪切面，藍色實線條為張性雁裂，藍色虛線框內存在由拉應力形成的壓碎帶。當圍壓為5 MPa時，常規(guī)三軸試驗與三軸壓縮蠕變試驗中試樣均發(fā)生拉剪破壞，各自有1條剪切破壞面，在試樣兩端均出現(xiàn)由拉應力引起的壓碎帶。試樣中部有張性雁裂出現(xiàn)，但在蠕變試樣中，還產生了1條近平行于軸向的拉張裂紋。當圍壓為10 MPa時，常規(guī)三軸與蠕變試驗巖樣各自有1條貫穿試樣的剪切破裂面。不同的是常規(guī)三軸試樣的張性雁裂更明顯，蠕變試樣壓碎帶的體積較大。當圍壓為15 MPa時，常規(guī)三軸試驗中試樣張拉應力作用不明顯，表現(xiàn)為單剪，但在蠕變試樣中，剪切面較為粗糙，形成有一定厚度的剪切影響帶。總體來說，隨圍壓的增大，試樣由拉-剪復合破壞向剪切破壞過渡，剪切面與水平方向的夾角變小，微裂紋數(shù)量有所減少。在相同的圍壓條件下，蠕變試驗的剪切面與水平方向的夾角要大于常規(guī)三軸試驗，且蠕變試驗形成的剪切影響帶厚度要大于常規(guī)三軸試驗。

圖7 粉砂質泥巖的拉、剪裂紋示意圖Fig.7 Diagram of tensile and shear cracks in rock

4.2 不同圍壓下破裂機理分析

（1）細觀參數(shù)確定

根據(jù)上述粉砂質泥巖蠕變特性研究，基于PFC軟件建立了數(shù)值模擬模型，數(shù)值模型高100 mm、寬50 mm，模型中最小顆粒半徑取0.45 mm，與粉砂質泥巖顆粒粒徑處于同一個數(shù)量級，顆粒半徑比為1.67。模型孔隙率0.16，顆粒密度取2.64 g/cm3。顆粒接觸采用平行黏結模型，半徑乘子1.0。采用5，10，15 MPa圍壓條件下的常規(guī)三軸數(shù)值試驗，對粉砂質泥巖進行參數(shù)標定，通過試算確定粉砂質泥巖細觀參數(shù)，結果見表3。

表3 用于PFC數(shù)值模擬的粉砂質泥巖細觀參數(shù)Table 3 PFC microscopic parameters of silty mudstone

圖8為試樣在15 MPa條件下常規(guī)三軸壓縮試驗的應力-應變曲線，數(shù)值模擬試驗與室內試驗的曲線吻合較好，2種試驗曲線的彈性變形階段、屈服階段、峰值和峰后破壞階段都比較一致。由此可見，表2中的顆粒流細觀參數(shù)可用于川藏鐵路貢覺地區(qū)粉砂質泥巖的力學參數(shù)模擬。

圖8 室內試驗與數(shù)值模擬試驗應力-應變曲線Fig.8 Laboratory test and curve of stress - strain of the numerical simulation test

（2）破壞特性分析

由圖9（a）可以看出，圍壓5 MPa時試樣破壞程度較高，試樣右下部位形成以拉張裂紋為主的貫通破壞面，且破壞面較起伏。由圖9（b）可以看出，圍壓10 MPa時試樣出現(xiàn)共軛剪切破壞，破壞面較平直，且破碎條帶較窄。相比于圍壓5 MPa時的破壞試樣，拉張裂紋數(shù)量明顯減少，剪切裂紋數(shù)量稍有增多。由圖9（c）可以看出，圍壓15 MPa時試樣內部產生數(shù)條共軛剪切破裂帶，但均沒有貫穿試樣，試樣表現(xiàn)出一定的塑性破壞特征。從試驗數(shù)據(jù)及圖10可以看出，軸向應變、側向應變及體積應變都有隨圍壓的增大而增大的趨勢。

圖9 不同圍壓下數(shù)值模擬試驗裂紋分布及破壞模式圖（紅色為剪切裂紋，藍色為拉張裂紋）Fig.9 Crack distribution and failure mode diagram of the numerical simulation test under different confining pressures

圖10 試樣側向應變和體積應變-時間步曲線Fig.10 Lateral strain and volumetric strain-time step curves of the sample

5 粉砂質泥巖長期強度及西原模型流變參數(shù)的圍壓效應

已有研究者開展了大量蠕變理論模型研究工作，Motta等[22]提出一個新的包含三個蠕變階段的經驗模型，該模型能夠再現(xiàn)瞬態(tài)蠕變階段和穩(wěn)態(tài)蠕變階段。Cao等[23]基于巖石的非線性損傷蠕變特性和損傷變量，將改進的Burgers模型、Hooke模型和St.Venant模型串聯(lián)起來，定義了一種新的高應力軟巖非線性損傷蠕變本構模型。Hu等[24]提出在各個加載階段，裂隙的軸向和側向發(fā)生瞬時應變和蠕變應變。隨著軸向應力的增大，側向應變與軸向應變的關系由線性增加的趨勢轉變?yōu)橹笖?shù)增加的趨勢。Yang等[25]利用西原模型進行了單元替換、級聯(lián)和參數(shù)替換，得到了巖石的非線性變參數(shù)蠕變模型，并用白堊紀凍結軟巖的蠕變試驗數(shù)據(jù)對改進后的模型進行了驗證。Zhang等[26]采用非定常黏性體對西原模型進行了修正，結合Lade-Duncan準則，分析了隧道圍巖處于黏彈塑性階段的變形全過程，對隧道的變形與預測發(fā)揮了重要作用。因此，結合試驗測試，建立合理的蠕變模型，可以更好地指導工程實踐和防災減災。

5.1 粉砂質泥巖長期強度的確定

將試驗獲得的蠕變歷時曲線及蠕變疊加曲線繪制等時應力-應變曲線（圖11），當軸向應力達到某一值時，曲線簇將變緩并存在一個顯著拐點，將該拐點對應的軸向應力值作為在各級圍壓條件下的長期流動極限（σs），并根據(jù)莫爾-庫侖理論繪制莫爾圓計算出長期強度參數(shù)c、φ值（表4）。各級圍壓條件下長期流動極限和長期強度參數(shù)如表4所示，對比表1可以發(fā)現(xiàn)：在5，10，15 MPa圍壓條件下，長期強度與瞬時強度相比分別下降了30.9%、40.1%和35.8%，黏聚力降低了35.8%，內摩擦角降低了23.1%。結果表明在高圍壓條件下，粉砂質泥巖更容易發(fā)生流變。試樣的長期流動極限σs隨圍壓的增大而增大，呈線性關系（圖12），其關系式為：

圖12 長期流動極限線性擬合Fig.12 Linear fitting of the long term flow limit

表4 長期強度參數(shù)Table 4 Long-term strength parameter

圖11 不同圍巖條件下軸向等時-應力應變曲線Fig.11 Axial isochronous-stress-strain curves under different confining pressures

在荷載長期作用下，巖石長期強度相低于瞬時強度，因此在工程施工時所采取的支護設計應適量提高安全等級，采取安全的支護措施。

5.2 基于西原模型的一維蠕變方程

巖石力學試驗結果表明，粉砂質泥巖這種軟黏土巖具有瞬時彈性變形、蠕變變形、應力松弛效應、彈后效應及黏性流動特性，在幾種經典的流變模型中，與西原模型的流變特征相近（圖13）。假設施加的軸向應力不變，通過解方程的方式求出西原模型的各流變力學參數(shù)，進而分析圍壓效應，過程如下：

圖13 西原模型示意圖Fig.13 Schematic diagram of the Xiyuan model

當σ＜σs時，

當σ＞σs時，

式中：E0—試樣每級應力施加后的瞬時彈性模量；

E1—黏彈性模量；

η1—黏塑性系數(shù)；

η2—黏彈性系數(shù)。

當蠕變的應力條件為σ=σc，σc為一定值，則可以求出：

將式（3）代入式（1）（2），可求出化簡后的西原模型蠕變方程：

5.3 蠕變參數(shù)及其圍壓效應

由圖2、圖3和圖4的軸向應變蠕變疊加曲線可知，當σ＜σs且t=0時，試樣發(fā)生瞬時蠕變，發(fā)生的瞬時應變?yōu)棣?，根據(jù)式（4）可得：

當t增大，當試樣開始發(fā)生穩(wěn)態(tài)蠕變，此時的西原模型流變特征為黏彈性的，當t→∞時，根據(jù)式（4）則有：

代入式（4）可得：

當t為任意時刻時，由式（3）及式（10）結果可得：

當σ＞σs時，在任意時刻t根據(jù)式（5）可得：

將試驗數(shù)據(jù)代入西原模型，可得各流變參數(shù)，如表5所示。

表5 西原模型各流變參數(shù)Table 5 Rheological parameters of the visco-elastoplastic creep model

從表5可以看出各參數(shù)隨著圍巖增大表現(xiàn)出增大趨勢，表明圍壓對于各流變參數(shù)的變化具有影響。通過擬合可知各流變參數(shù)與圍壓有以下關系：瞬時彈性模量E0及黏彈性系數(shù)η2與圍壓σ3整體上呈線性關系遞增，其中黏彈性系數(shù)η2與圍壓σ3的擬合度R2可達0.97。黏彈性模量E1與圍壓σ3呈對數(shù)性增長，擬合度R2可達到0.97。黏塑性系數(shù)η1與圍壓σ3呈指數(shù)型增長，擬合度R2可達到0.96。

5.4 粉砂質泥巖蠕變強度及其對鐵路工程的影響

貢覺某隧道圍巖大變形破壞與巖石的蠕變特性密切相關，鐵路工程穿越區(qū)處于高地應力地區(qū)，相對周圍巖體環(huán)境，粉砂質泥巖呈現(xiàn)出軟巖的特性，在開挖后圍巖體極易出現(xiàn)蠕變破壞現(xiàn)象。根據(jù)試驗結果可知巖石蠕變破壞需經歷衰減蠕變、穩(wěn)態(tài)蠕變和加速蠕變三個階段。粉砂質泥巖總變形量、長期強度及瞬時應變增量隨圍壓增加而增加，當應力水平較低時，粉砂質泥巖的蠕變量較小，當應力水平較大時，巖石的蠕變量迅速增加。隧道開挖導致巖體中應力發(fā)生二次分布，圍巖應力差逐漸增大，結構面張開或滑移，圍巖整體強度和瞬時彈性模量降低，巖體表現(xiàn)出顯著的結構蠕變特點。因此，在該地區(qū)修建深埋長大隧道時要密切關注圍巖體蠕變產生的大變形現(xiàn)象。同時試驗結果表明粉砂質泥巖的長期強度受圍壓的影響較大，圍壓越大，越容易產生蠕變破壞。因此，應加強對已建隧道圍巖在高地應力影響下的長期強度及變形監(jiān)測，確保隧道的長期安全運營。

6 結論

（1）在常規(guī)三軸壓縮試驗與三軸壓縮蠕變試驗中，隨著圍壓的增大，粉砂質泥巖由拉-剪破壞逐漸向剪切破壞過渡，壓碎帶影響范圍變小，宏觀上裂紋數(shù)量變少，破裂面與水平方向的夾角變小。

（2）基于二維顆粒流數(shù)值模擬軟件PFC2D對常規(guī)條件下三軸壓縮試驗進行了數(shù)值模擬，結果表明：隨圍壓的增大，裂紋數(shù)量減少，軸向應變以及側向應變、體積應變均隨圍壓的增大而增大。與室內試驗結果相一致，也驗證了數(shù)值模擬的可靠性。

（3）貢覺地區(qū)粉砂質泥巖長期強度隨圍壓的增大而增大。與常規(guī)三軸試驗瞬時強度對比，三軸壓縮蠕變長期強度在圍壓5，10，15 MPa條件下分別下降了30.9%、40.1%和35.8%，黏聚力降低了35.8%，內摩擦角降低了23.1%。瞬時彈性模量及黏彈性系數(shù)與圍壓整體上呈線性遞增，黏彈性模量與圍壓呈對數(shù)型增長，黏塑性系數(shù)與圍壓呈指數(shù)型增長。

通過常規(guī)試驗和三軸壓縮蠕變試驗得到的巖石力學參數(shù)及蠕變力學特性，可為川藏鐵路深埋隧道設計、施工和災害防治提供參考。