侯公羽，梁金平，周蒙輝，崔永科

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083)

巖石力學(xué)方面的研究，多是沿用材料力學(xué)的試驗(yàn)方法，對(duì)特定尺寸、形狀的試樣進(jìn)行單、三軸加載，直至破壞，獲得變形與荷載的關(guān)系[1-2]。巷道開挖在本質(zhì)上是卸荷過(guò)程，而巖石在卸荷路徑與加載路徑下展現(xiàn)出不同的力學(xué)特性，因此，需要研究巷道圍巖在卸荷條件下的變形規(guī)律與破壞特征。李濤等[3]通過(guò)對(duì)粉砂巖試件進(jìn)行不同應(yīng)力路徑下的試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)粉砂巖在常規(guī)三軸壓縮條件下卸載比加載更容易發(fā)生破壞，卸荷時(shí)黏聚力比加載時(shí)黏聚力有所降低，內(nèi)摩擦角反而增大。李建林等[4]在研究彈性范圍內(nèi)的巖石卸荷情況后，通過(guò)一定數(shù)量的試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)得出巖石的彈性卸荷本構(gòu)模型。黃潤(rùn)秋等[5]對(duì)巖石試樣進(jìn)行加卸載試驗(yàn)，建立了新的巖石破壞準(zhǔn)則。邱士利等[6]通過(guò)對(duì)錦屏二級(jí)水電站的深埋大理巖進(jìn)行卸荷試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)初始損傷和卸荷路徑對(duì)巖石造成的影響很大。李建林等[7]對(duì)砂巖進(jìn)行三軸卸荷破壞試驗(yàn)，得出巖體卸荷破壞時(shí)表現(xiàn)出明顯的脆性特征，卸荷破壞具有突發(fā)性，其劇烈程度和巖石試件的破碎程度均比加載時(shí)更高。魯建榮等[8]建立厚壁筒三維線彈性解析模型研究深部硐室圍巖的分區(qū)破裂化機(jī)制，通過(guò)逐步減小厚壁筒均布內(nèi)壓，模擬深部硐室圍巖的靜力開挖，為研究圍巖破壞提供了理論依據(jù)。雖然目前已經(jīng)取得了很多影響深遠(yuǎn)的研究成果[9-15]，但要徹底弄清巷道圍巖的開挖卸荷效應(yīng)，還有大量的研究工作要做。

由于試驗(yàn)條件的某些局限性及試驗(yàn)機(jī)開發(fā)等難題，已有的圍巖破壞研究成果多數(shù)是來(lái)自于巖芯試件三軸卸圍壓試驗(yàn)和數(shù)值模擬，且不同卸荷路徑獲得的規(guī)律具有較大的差異。

隧道/巷道工程施工是一個(gè)開挖卸荷過(guò)程，隨著深部巖土工程不斷發(fā)展與建設(shè)，巷道/隧道的穩(wěn)定與支護(hù)問(wèn)題越來(lái)越困難，面臨的挑戰(zhàn)和危險(xiǎn)不斷加大，特別是對(duì)巷道/隧道開挖卸荷條件下的變形規(guī)律、應(yīng)力分布特征與破壞機(jī)制等方面的認(rèn)識(shí)還不足。理論研究與工程實(shí)踐表明，若要準(zhǔn)確、全面地認(rèn)識(shí)圍巖支護(hù)的作用機(jī)理，不僅要掌握圍巖在卸荷條件下的力學(xué)行為和特性，而且還要掌握巷道在開挖卸荷條件下的變形與破壞機(jī)制。

文獻(xiàn)[16]集成、構(gòu)建了“小型巷道圍巖試件開挖卸荷模型試驗(yàn)系統(tǒng)”，在實(shí)驗(yàn)室條件下實(shí)現(xiàn)對(duì)巷道/隧道開挖卸荷過(guò)程的模擬與再現(xiàn)，獲得模擬與再現(xiàn)現(xiàn)場(chǎng)巷道/隧道施工開挖卸荷的試驗(yàn)技術(shù)與方法。筆者采用文獻(xiàn)[16]的試驗(yàn)系統(tǒng)，制作水泥砂漿小型圍巖試件，進(jìn)行系列模擬試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)巷道/隧道開挖的真實(shí)卸荷過(guò)程的模擬與再現(xiàn)，獲得巷道圍巖開挖卸荷條件下的徑向、切向和軸向應(yīng)變的變化規(guī)律和圍巖破壞特征。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)及設(shè)計(jì)思想

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

本試驗(yàn)使用的系統(tǒng)是中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)室“SAM-3000型微機(jī)控制電液伺服三軸試驗(yàn)系統(tǒng)”及課題組研制的“小型巷道圍巖試件加、卸載腔”[16]、TDS530型靜態(tài)應(yīng)變儀，如圖1所示。

開挖卸荷試驗(yàn)系統(tǒng)能夠模擬高地應(yīng)力條件下巷道的開挖卸荷狀態(tài)。三套獨(dú)立的SAM-3000型微機(jī)電液伺服控制系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)對(duì)軸壓、外圍壓及內(nèi)圍壓的獨(dú)立控制。系統(tǒng)最大軸向試驗(yàn)力可達(dá)3 000 kN，工作油壓最大可達(dá)100 MPa，活塞最大位移量為100 mm。油缸尺寸:外圍1 150 mm×510 mm，內(nèi)圍526 mm×350 mm?？梢匀菁{的厚壁圓筒圍巖試件尺寸:300 mm×200 mm。

TDS530型靜態(tài)應(yīng)變儀，對(duì)應(yīng)變測(cè)量的分辨率可達(dá)0.1×10-6，記錄數(shù)據(jù)的速度為1次/s。

圖1 巷道(隧道)開挖卸荷試驗(yàn)系統(tǒng)[16]Fig.1 Tunnel test system of excavation unloading

1.2 模擬巷道開挖卸荷的原理與思路

原巖應(yīng)力條件下，巷道/隧道開挖的力學(xué)機(jī)制如圖2所示。未開挖之前，圍巖體在原巖應(yīng)力作用下的力學(xué)模型如圖2(a)所示。開挖后，圍巖發(fā)生收縮變形，如圖2(b)所示。

圖2 真實(shí)巷道開挖力學(xué)機(jī)制Fig.2 Real roadway excavation mechanics mechanism

試驗(yàn)時(shí)，對(duì)水泥砂漿圍巖試件的“軸向、內(nèi)側(cè)和外側(cè)”施加相同量級(jí)荷載pz，p1，p0(pz=p1=p0)，大小為某一埋深的初始地應(yīng)力，如圖3所示。圖3與圖2(a)的力學(xué)機(jī)制是相同的。

圖3 圍巖試件初始應(yīng)力示意[16]Fig.3 Schematic of initial stress of surrounding rock specimen

待圖3的加載穩(wěn)定后，保持外圍壓p0和軸向兩端壓力pz不變，將內(nèi)側(cè)所受壓力p1以不同的速率卸除，以此來(lái)模擬實(shí)際巷道的開挖卸荷過(guò)程(由原巖應(yīng)力狀態(tài)變?yōu)樾逗蓱?yīng)力重分布后的狀態(tài))。圖3卸除內(nèi)側(cè)壓力的力學(xué)機(jī)制與圖2(b)是一致的。

模擬開挖卸荷時(shí)，有快速卸荷和慢速卸荷兩種卸荷方式。其中，慢速卸荷試驗(yàn)是用來(lái)模擬TBM工法開挖巷道的過(guò)程，快速卸荷試驗(yàn)是用來(lái)模擬鉆爆法施工巷道的過(guò)程。

1.3 原巖應(yīng)力p0閾值的確定

在確定的巖性條件下，原巖應(yīng)力需要超過(guò)某一值才能迫使巷道圍巖的周邊處進(jìn)入塑性。這個(gè)值可以由式(1)～(3)計(jì)算[17]。

(1)

(2)

(3)

根據(jù)試驗(yàn)材料的抗壓強(qiáng)度σC、經(jīng)驗(yàn)系數(shù)s、黏聚力C、內(nèi)摩擦角φ、試驗(yàn)系數(shù)α和k，通過(guò)式(1)～(3)確定試驗(yàn)?zāi)M時(shí)的原巖應(yīng)力閾值。

2 試件方案及試件制作

2.1 材料選擇

為了在試驗(yàn)中更好地模擬巖石的力學(xué)性質(zhì)，類巖石材料通常被大量地使用[18-20]。水泥砂漿材料[20](自流平水泥、細(xì)砂，再加入各種特殊添加劑配制而成的一種類巖石材料)具有良好的穩(wěn)定性和可模性，更重要的是易于在試件內(nèi)部埋設(shè)測(cè)量元件。

本文試驗(yàn)中，根據(jù)不同配合比最終配制出標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度為25 MPa，內(nèi)摩擦角φ為23.6°，材料黏聚力C為9.2 MPa的材料。將其制成標(biāo)準(zhǔn)巖芯試件(尺寸φ50 mm×100 mm)進(jìn)行測(cè)試，該試件表現(xiàn)出了相似于砂巖的力學(xué)特性，見表1。因此，在本文試驗(yàn)中，選用水泥砂漿材料代替砂巖材料，制作厚壁圓筒水泥砂漿圍巖試樣。

2.2 模具制作

選用模具直徑為250 mm，高為330 mm，制作胚體。采用機(jī)械機(jī)床對(duì)澆注好的胚體進(jìn)行精加工。

為獲得可靠的圍巖內(nèi)部變形情況，在模具內(nèi)部預(yù)先布設(shè)應(yīng)變片后澆筑胚體，考慮到鐵絲網(wǎng)與水泥砂漿材料具有相同的線膨脹系數(shù)及良好的黏結(jié)性能，選用直徑為0.2 mm的細(xì)鐵絲網(wǎng)固定應(yīng)變片。細(xì)鐵絲網(wǎng)幾乎不會(huì)影響水泥砂漿試件的力學(xué)特性，模具使用硬質(zhì)塑料管(精加工時(shí)切除)固定并拉緊鐵絲網(wǎng)，制作完成的模具如圖4所示。

表1 水泥砂漿與砂巖的物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of mortar materials and sandstone

圖4 制作完成的模具模型Fig.4 Finished mold model

2.3 試件制作

澆筑的胚體需要在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d，以保證材料強(qiáng)度的要求。將胚體進(jìn)行機(jī)床精細(xì)加工制成內(nèi)徑100 mm，外徑200 mm，高度為290 mm的小型圍巖試件。試件的加工精度符合國(guó)標(biāo)試件加工精度要求，斷面不平整度偏差允許值 0.05 mm，試件上下端面與試件的中軸線垂直，角度偏差允許值為 0.25°。

2.4 應(yīng)變片的布置

試件內(nèi)側(cè)和外側(cè)以及試件內(nèi)部按照一定的布設(shè)位置能夠得到不同點(diǎn)位的徑向、切向、軸向的應(yīng)變數(shù)據(jù)。應(yīng)變片布置如圖5，6所示，小型圍巖試件安裝如圖7所示。

圖5 應(yīng)變片布置示意Fig.5 Strain gauges layout diagram

圖6 應(yīng)變片布置實(shí)物Fig.6 Strain gauges layout physical map

圖7 小型圍巖試件裝置Fig.7 Small surrounding rock specimens after treated

2.5 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)采用的加載路徑如圖8所示。OA段表示施加軸向應(yīng)力至2 MPa(加載速度0.05 MPa/s)，以防止外腔壓力室在充油壓力的作用下移動(dòng)試件，對(duì)試驗(yàn)的準(zhǔn)確性產(chǎn)生干擾。AB段表示試件內(nèi)外腔充滿油狀態(tài)，BC段表示三向應(yīng)力同時(shí)加至10 MPa并維持10 min，CD段表示卸載內(nèi)腔應(yīng)力，試件僅在軸壓和外圍壓作用下維持10 min。試驗(yàn)應(yīng)力路徑中各點(diǎn)坐標(biāo)為:O(0，0，0),A(0，0，2),B(2，2，2),C(10，10，10)，D(10，0，10)。為了對(duì)比不同卸荷速度三向應(yīng)變規(guī)律，設(shè)計(jì)了慢速卸荷、快速卸荷及破壞試驗(yàn)3組方案(表2)，每組方案3個(gè)試件。

圖8 應(yīng)力路徑Fig.8 Stress path

表2 試驗(yàn)方案Table 2 Testing program

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)比分析所得1～3號(hào)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)反映出的規(guī)律基本一致，但應(yīng)變量值不同，3號(hào)測(cè)點(diǎn)(靠近試件端部)的應(yīng)變量值較大。分析認(rèn)為由于3號(hào)測(cè)點(diǎn)靠近試件端部，極易受到端部效應(yīng)的影響，而2號(hào)測(cè)點(diǎn)位于試件中部，試驗(yàn)結(jié)果不會(huì)受到端部效應(yīng)的干擾。為節(jié)約篇幅，選擇最具有代表性的2號(hào)測(cè)點(diǎn)的三向應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

3.1 慢、快速卸荷時(shí)應(yīng)變與時(shí)間關(guān)系

圖9所示為開挖卸荷(快、慢速卸荷)過(guò)程中應(yīng)變(徑向、切向、軸向)隨時(shí)間的全過(guò)程變化曲線。

圖9 應(yīng)變-時(shí)間變化曲線Fig.9 Strain-time change curves

徑向應(yīng)變規(guī)律:徑向應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)試驗(yàn)過(guò)程中(包括卸荷后維持狀態(tài))均受拉，相同的時(shí)間段，內(nèi)側(cè)產(chǎn)生變形最大，對(duì)卸荷作用反應(yīng)更為敏感，快、慢速卸荷的徑向應(yīng)變具有較大的差別(圖9(a)，(b))。快速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)外側(cè)徑向應(yīng)變基本相同，之后，外側(cè)徑向應(yīng)變變化緩慢，而內(nèi)側(cè)徑向應(yīng)變變化較快，產(chǎn)生約200×10-6的差值。慢速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)外側(cè)徑向應(yīng)變具有約200×10-6的偏差，之后，基本保持這一偏差。

切向應(yīng)變規(guī)律:切向應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)試驗(yàn)過(guò)程中均受壓，內(nèi)側(cè)反應(yīng)更快、更敏感，其次是中側(cè)，外側(cè)產(chǎn)生變形最小，快、慢速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的外側(cè)切向應(yīng)變相差很小(約為100×10-6)，隨后維持過(guò)程中，差值縮小，兩者幾乎相等，卸荷速度對(duì)外側(cè)影響作用較小，而快、慢速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)側(cè)切向應(yīng)變具有約500×10-6的偏差，之后，偏差降至200×10-6(圖9(c)，(d))，卸荷速度對(duì)內(nèi)側(cè)切向變形影響效果明顯，隨著遠(yuǎn)離內(nèi)壁，影響效果降低。

軸向應(yīng)變規(guī)律:軸向應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)試驗(yàn)過(guò)程中均受壓，原巖應(yīng)力階段，內(nèi)部孔隙壓密后保持穩(wěn)定(圖9(e)，(f))。慢速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)外側(cè)軸向應(yīng)變差值約50×10-6，而快速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)外側(cè)軸向應(yīng)變差值約為85×10-6，卸荷速度對(duì)卸荷階段的軸向內(nèi)外側(cè)變形幾乎沒(méi)有影響?？臁⒙傩逗山Y(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的外側(cè)軸向應(yīng)變相差約為280×10-6，快、慢速卸荷結(jié)束點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)側(cè)軸向應(yīng)變相差約為310×10-6，從卸荷結(jié)束點(diǎn)開始，軸向應(yīng)變?nèi)杂休^大的發(fā)展。至維持結(jié)束后，慢速卸荷時(shí)產(chǎn)生的內(nèi)外側(cè)軸向應(yīng)變差約為220×10-6，快速卸荷時(shí)產(chǎn)生的內(nèi)外側(cè)軸向應(yīng)變差約為520×10-6，為慢速卸荷的2倍。軸向在卸荷后維持階段的變形能釋放量與卸荷速度有著密不可分的關(guān)系。人們?cè)诮椝苄阅Ｐ瓦M(jìn)行求解時(shí)，都是假定巷道橫截面為平面，本文試驗(yàn)揭示的這一現(xiàn)象如果被確認(rèn)，有可能是造成圍巖分區(qū)破裂化的主因，值得進(jìn)一步研究。

綜上(圖9)分析，慢速卸荷和快速卸荷的徑向應(yīng)變、切向應(yīng)變與時(shí)間的關(guān)系曲線均具有3個(gè)特征階段:① 試件壓密階段，即卸荷之前(原巖應(yīng)力狀態(tài))，應(yīng)變量緩慢增加，試件內(nèi)部的微小孔隙在應(yīng)力作用下逐步閉合;② 快速變形階段，卸荷時(shí)，短時(shí)間內(nèi)應(yīng)變量迅速增大，變形快速產(chǎn)生;③ 卸荷后緩慢變形階段，在卸荷后的維持階段，切向應(yīng)變緩慢產(chǎn)生，徑向應(yīng)變變化不明顯。而軸向變形主要在此階段產(chǎn)生。

同一測(cè)點(diǎn)處的應(yīng)變規(guī)律:① 在開挖卸荷過(guò)程中切向應(yīng)變量最大，切向占主導(dǎo)地位。② 慢速卸荷后持續(xù)階段，徑向應(yīng)變-時(shí)間變化曲線趨于直線，應(yīng)變變化不明顯，變形集中在卸荷階段產(chǎn)生，表明在巷道/隧道開挖過(guò)程中需要對(duì)圍巖徑向變形做重點(diǎn)監(jiān)測(cè)。③ 慢速卸荷階段持續(xù)的時(shí)間長(zhǎng)，試件內(nèi)部能量得以充分釋放，有利于二次應(yīng)力場(chǎng)的形成和圍巖穩(wěn)定性的發(fā)揮。

同一斷面處的應(yīng)變規(guī)律:① 試件內(nèi)側(cè)切向及徑向應(yīng)變都比外側(cè)大，即巷道周邊應(yīng)變大，遠(yuǎn)離巷道周邊應(yīng)變小。② 試件內(nèi)側(cè)軸向應(yīng)變比外側(cè)小，即巷道周邊軸向應(yīng)變小，遠(yuǎn)離巷道周邊軸向應(yīng)變大，顯然與徑向和切向應(yīng)變規(guī)律不同。

3.2 慢、快速卸荷時(shí)應(yīng)變與內(nèi)外壓差(p0-p1)關(guān)系

圖10為卸荷階段(卸荷起始點(diǎn)至結(jié)束點(diǎn))中應(yīng)變(徑向、切向、軸向)隨內(nèi)、外壁壓力差變化的曲線。其中，為討論方便，三向應(yīng)變均取絕對(duì)值。

圖10 應(yīng)變隨內(nèi)、外壁壓力差變化曲線Fig.10 Variation curves of pressure difference between internal and external wall of strain

開挖卸荷過(guò)程中，慢速卸荷時(shí)內(nèi)、外側(cè)徑向應(yīng)變差值逐漸增大，隨后維持過(guò)程中基本保持這一差值(圖9(a)，10(a))?？焖傩逗蓵r(shí)內(nèi)、外側(cè)徑向應(yīng)變卻基本一致(圖10(b))。在卸荷結(jié)束點(diǎn)之后的維持階段，內(nèi)、外側(cè)徑向應(yīng)變才開始區(qū)別開來(lái)，且差值越來(lái)越大(圖9(b))。相同的卸荷量值，內(nèi)側(cè)切向產(chǎn)生的變形最大，內(nèi)側(cè)對(duì)卸荷作用的敏感程度最高。慢速卸荷時(shí)內(nèi)、中、外側(cè)切向應(yīng)變呈加速發(fā)展趨勢(shì)，而快速卸荷時(shí)內(nèi)、中、外側(cè)切向應(yīng)變呈收斂趨勢(shì)(圖10(c)，(d))。慢速卸荷時(shí)內(nèi)、外側(cè)軸向應(yīng)變基本一致且呈加速發(fā)展趨勢(shì)，而快速卸荷時(shí)內(nèi)、外側(cè)軸向應(yīng)變開始產(chǎn)生偏差且呈收斂趨勢(shì)(圖10(e)，(f))。

3.3 卸荷破壞試驗(yàn)及破壞特征

破壞試驗(yàn)選取原巖應(yīng)力值為20 MPa，采用與快、慢速卸荷相同的試驗(yàn)過(guò)程，卸荷破壞前，徑向、切向內(nèi)側(cè)應(yīng)變大于外側(cè)，軸向外側(cè)應(yīng)變大于內(nèi)側(cè)，與快、慢卸的應(yīng)變規(guī)律一致。

卸荷破壞產(chǎn)生時(shí)，外側(cè)3號(hào)測(cè)點(diǎn)徑向出現(xiàn)監(jiān)測(cè)失效，失效前徑向應(yīng)變值較小，說(shuō)明此處是突然發(fā)生破壞，導(dǎo)致應(yīng)變超出量程。其次，外側(cè)2號(hào)測(cè)點(diǎn)處持續(xù)產(chǎn)生較大的徑向變形后應(yīng)變超出量程后監(jiān)測(cè)失效，徑向先于切向發(fā)生突變，外側(cè)切向先于中部突變，中部切向應(yīng)變值先于軸向發(fā)生突變，見表3。上述情況在其他試件的破壞試驗(yàn)中均有出現(xiàn)，故推斷試件在卸荷過(guò)程中，徑向內(nèi)側(cè)受拉產(chǎn)生變形比外側(cè)大，壁厚朝向試件洞內(nèi)增加，空間縮小后擠壓內(nèi)壁，導(dǎo)致其切向變形增加，隨著內(nèi)外壓差的增大，外側(cè)徑向先出現(xiàn)突變，試件外部開始出現(xiàn)破裂，試件整體強(qiáng)度降低后承載能力隨之降低，試件最終產(chǎn)生破壞。

表3 破壞試驗(yàn)的部分原始數(shù)據(jù)Table 3 Part of the original data on destructive tests

試件內(nèi)壓卸除過(guò)程中觀察到的位移、應(yīng)力等試驗(yàn)數(shù)據(jù)，起始軸向位移緩慢增加，當(dāng)內(nèi)壓卸載到一定程度后，開始聽到間斷的微小破裂聲，軸向位移增量明顯加快，出現(xiàn)持續(xù)的破裂聲直至軸向荷載突然跌落。破壞后的小型圍巖試件變矮10～30 mm，試件外側(cè)1/3高度處出現(xiàn)環(huán)狀貫通面并伴隨劈裂現(xiàn)象，如圖11所示。

圖11 圍巖試件整體破裂Fig.11 Surrounding rock specimen overall rupture map

為觀察到試件內(nèi)部破裂情況，在試件1/3高度貫通破壞處，平行端面切開，觀察到圍巖試件橫斷面上出現(xiàn)Ⅰ，Ⅱ兩個(gè)破壞區(qū):Ⅰ區(qū)，即內(nèi)壁出現(xiàn)若干片狀剝落;Ⅱ區(qū)，距離內(nèi)壁約為35 mm以外(靠近外壁)的范圍，呈現(xiàn)出明顯的一圈類似于圓環(huán)破壞帶的碎塊區(qū)。Ⅱ區(qū)比Ⅰ區(qū)破壞明顯更為嚴(yán)重，這也驗(yàn)證了表3中外側(cè)的徑向突變的現(xiàn)象。破壞形態(tài)為近似圓，圍壓試件內(nèi)部破壞形態(tài)如圖12所示。

圖12 圍巖試件內(nèi)部破裂Fig.12 Surrounding rock specimen internal rupture map

分析認(rèn)為劈裂現(xiàn)象有3種可能的原因:一是巷道開挖卸荷所特有的現(xiàn)象;二是端部效應(yīng)導(dǎo)致。試件上下端面受到摩擦束縛，加之尖端應(yīng)力集中的影響，致使出現(xiàn)與常見巷道不完全一致的破裂現(xiàn)象;三是軸向應(yīng)力的影響。卸荷過(guò)程中采用的是保持軸向應(yīng)力不變的狀態(tài)下進(jìn)行卸荷，在圍巖試件破壞之后試驗(yàn)機(jī)持續(xù)提供恒定的軸向應(yīng)力，致使圍巖試件出現(xiàn)豎向劈裂破壞形式。

后續(xù)試驗(yàn)中，將對(duì)控制系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)，增加一種軸向應(yīng)變控制方式。這樣，試驗(yàn)中對(duì)圍巖試樣進(jìn)行軸向恒定應(yīng)變控制，以便更真實(shí)地模擬現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境的邊界條件。

4 結(jié) 論

(1)無(wú)論是慢速卸荷或快速卸荷，其徑向應(yīng)變、切向應(yīng)變與時(shí)間的關(guān)系曲線均具有3個(gè)特征階段:① 試件壓密階段;② 快速變形階段;③ 卸荷后緩慢變形階段。

(2)快、慢卸荷過(guò)程中，圍巖試件同一斷面內(nèi)，內(nèi)側(cè)的切向應(yīng)變對(duì)卸荷的反應(yīng)更快、更顯著?？?、慢速卸荷試驗(yàn)均顯示，內(nèi)側(cè)的切向、徑向應(yīng)變總量大于外側(cè)，而外側(cè)軸向應(yīng)變總量大于內(nèi)側(cè)。

(3)卸荷過(guò)程中，同一測(cè)點(diǎn)的切向應(yīng)變始終比軸向、徑向應(yīng)變大，占據(jù)重要地位。徑向變形集中在卸荷階段產(chǎn)生，而軸向變形集中在卸荷后維持階段產(chǎn)生。

(4)卸荷階段的應(yīng)變規(guī)律:慢速卸荷時(shí)，切向、軸向應(yīng)變呈加速發(fā)展趨勢(shì)，而快速卸荷時(shí)呈收斂趨勢(shì)。慢速卸荷時(shí)內(nèi)外側(cè)徑向應(yīng)變具有約200×10-6的偏差，快速卸荷時(shí)，內(nèi)外側(cè)徑向應(yīng)變基本相同。

(5)維持階段的應(yīng)變規(guī)律:不論是快速還是慢速卸荷，其內(nèi)外側(cè)的切向、軸向應(yīng)變偏差持續(xù)增大，且快速卸荷偏差增量更大。慢速卸荷時(shí)，內(nèi)外側(cè)的徑向應(yīng)變?cè)诰S持階段基本保持相同的偏差，即變化速率相同。快速卸荷時(shí)，內(nèi)外側(cè)的徑向應(yīng)變?cè)谶M(jìn)入維持階段，才開始產(chǎn)生偏差，并持續(xù)增大。

(6)破壞特征如下:圍巖試件高度降低10～30 mm，外側(cè)1/3高度處出現(xiàn)環(huán)狀貫通面并伴隨劈裂破壞，內(nèi)壁出現(xiàn)片狀剪切破壞區(qū);橫斷面出現(xiàn)兩個(gè)類似于圓環(huán)破壞帶的破壞區(qū)。