劉崇巖，趙光明，許文松，孟祥瑞

(1.安徽理工大學 深部煤礦采動響應與災害防控國家重點實驗室，安徽 淮南 232001; 2.安徽理工大學 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室，安徽 淮南 232001)

深部高應力巖體開挖卸荷往往會在洞壁附近產生應力集中和應變能積聚的現(xiàn)象，當聚集的應變能超過巖體的儲存極限時，就會引起巖爆等巖石非線性動力破壞現(xiàn)象，對人員安全造成嚴重的威脅。

近年來，采礦工程和地下隧道中巖爆發(fā)生的頻率明顯增加，其影響因素非常復雜[1-3]，例如施工方式、圍巖應力狀態(tài)、巖體結構及其性能等。學者們對巖爆孕育過程、發(fā)生機理進行了深入研究，探討了不同環(huán)境巖體的巖爆特征[4-8]，發(fā)現(xiàn)巖爆大多發(fā)生在高應力環(huán)境下的堅硬巖體中，劇烈程度與圍巖應力集中的程度密切相關，并將洞壁切向應力σθ和巖石單軸抗壓強度σc比值作為巖爆的重要判據(jù)之一。

隨著對巖爆測試系統(tǒng)研究的逐步加深，針對巖爆問題開展的室內試驗由單軸壓縮試驗過渡到假設σ2=σ3的常規(guī)三軸試驗，再到能三向加載的真三軸試驗，更準確地模擬了原巖受力狀態(tài)[9-14]。例如許文松等[15]采用真三軸卸荷擾動巖石測試系統(tǒng)對大理巖進行小主應力單面卸荷加卸載試驗研究，采用不同應力加卸路徑模擬能量積聚型和應力集中型2種物理工程破壞模型，更加準確地評價巷道開挖面附近圍巖的穩(wěn)定性;胡杰等[16]開展了各向異性層狀砂巖應變巖爆試驗，在真三軸應力狀態(tài)下單面卸荷，對比4種層理傾角的砂巖巖爆烈度與破壞特征;這類試驗以圍巖單元體進行分析，很好地反映了局部巖爆行為，卻無法較為準確模擬圍巖的整體結構響應和空間分布特征。因此，采用和現(xiàn)場幾何形狀、環(huán)境相似的巖石試件模擬巖爆，能更準確反映巖爆動態(tài)發(fā)展過程;如宮鳳強等[17]采用真三軸試驗系統(tǒng)對含直墻拱形孔洞的紅砂巖立方體試樣進行試驗，對試驗過程中孔洞側壁破壞過程、破壞特征進行了分析，并與同等深度的圓形孔洞洞壁破壞進行了對比;HU X C等[18]利用鉆孔的矩形棱柱花崗巖試件研究隧道巖爆響應特征，以聲發(fā)射參數(shù)表征巖爆過程能量變化，定量研究圍巖的開裂機制;但是，針對高應力巷道巖爆的發(fā)生過程及時空演化規(guī)律還需進一步研究，對于消除巖爆災害，提高巖爆的預測和控制具有重要參考意義。

聲發(fā)射信號可以反應巖石中裂隙的發(fā)育、擴展、成核到最終破壞的情況，熱成像技術常被用于監(jiān)測應力巖石的溫度變化[19-20]。眾多學者通過試驗聲發(fā)射、熱成像等參數(shù)分析巖石破裂形態(tài)與損傷演化規(guī)律，CHANG S H等[21]利用聲發(fā)射的矩張量分析方法研究了三軸加載條件下巖石損傷和破壞機理;何滿潮等[22]進行室內瞬時巖爆模擬試驗，結合聲發(fā)射頻值等參數(shù)研究花崗巖巖爆能量變化;劉善軍等[23]為研究巖石加載過程表面紅外輻射溫度場演化的定量分析方法，引入分形、熵和統(tǒng)計學理論，提出用特征粗糙度、熵和方差作為指標定量描述巖石加載過程中紅外輻射溫度場的演化特征;吳賢振等[24]在提出“紅外溫變場(ITVF)”概念的基礎上，對巖石破裂失穩(wěn)過程中紅外溫度場的瞬時變化特征進行討論;然而，聲發(fā)射和紅外熱成像技術在室內巖爆模擬試驗中相對較少采用，以AE和熱成像等參數(shù)反映孔洞巖爆過程中圍巖破裂災變的時空演化規(guī)律研究仍需要繼續(xù)開展。

筆者利用真三軸擾動卸荷巖石測試系統(tǒng)開展巖爆模擬試驗，借助微型攝像機、聲發(fā)射(AE)系統(tǒng)和紅外熱像儀等監(jiān)測系統(tǒng)展現(xiàn)巖爆孕育到孔洞坍塌的全過程，分析不同側向應力下巖爆的破裂形態(tài)與能量變化，探討巖爆過程中的聲發(fā)射時序、時頻及時空演化特征，研究熱成像溫度運移與圍巖屈曲破壞之間的關系，為揭示巖爆的時空演化規(guī)律提供科學依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試樣制作

以巖爆傾向較為明顯的花崗巖為試驗材料，建立了巷道巖爆模型。為減少試件離散性引起的試驗誤差，試件取自同一塊原巖，加工成100 mm×100 mm×100 mm的立方體，保證試件端面不平行度和不垂直度小于0.02 mm，然后在試件中心鉆取直徑30 mm，深度為100 mm的貫通圓孔。在試驗前，進行一系列單軸壓縮和巴西劈裂等試驗獲得花崗巖材料的基本物理參數(shù)見表1。

表1 花崗巖材料的基本物理參數(shù)
Table 1 Basic physical parameters of granite specimen

密度/(g·cm-3)縱波波速/(m·s-1)橫波波速/(m·s-1)孔隙率/%泊松比單軸抗壓強度/MPa彈性模量/GPa2.645 6703 5410.450.27220.9626.8

1.2 試驗設備及方法

試驗采用真三軸擾動卸荷巖石測試系統(tǒng)，該裝置3個方向的加載系統(tǒng)可獨立控制，對豎向最大施加5 000 kN載荷，兩個水平方向最大施加3 000 kN載荷，可進行單軸、雙軸、三軸試驗，加載過程通過全數(shù)字伺服測控器控制。聲發(fā)射信號監(jiān)測選用軟島DS5聲發(fā)射系統(tǒng)，配合6個聲發(fā)射探頭采集信號，為盡量減少噪音影響，門檻值設定40 dB，聲發(fā)射采樣頻率范圍設定1 kHz～1 MHz，聲發(fā)射信號分析軟件實時記錄AE事件、能量、振幅等參數(shù)，并根據(jù)采集參數(shù)進行三維定位。紅外測試系統(tǒng)選用MISSCNR600型號的紅外熱像系統(tǒng)，測試波段7～14 μm，熱靈敏度0.06 ℃，在30 ℃時，最小焦距0.3 m，圖像頻率25 Hz。采用自制的微孔攝像頭實時監(jiān)測記錄孔洞內部破壞情況以有效地捕捉試件從微裂隙發(fā)育到最終發(fā)生宏觀破壞的響應特征，試驗設備如圖1所示。

圖1 試驗設備Fig.1 Test equipment

在試驗前保證試樣和儀器與周圍環(huán)境溫度一致，試驗過程保證試驗室封閉，通過斷鉛試驗對巖樣進行聲速標定。試驗設備安裝時，在夾具表面均勻涂抹潤滑油，聲發(fā)射探頭涂抹耦合劑，從而減小摩擦等因素造成的試驗誤差。試驗開始時，將加載設備與監(jiān)測設備同時開啟，保證時間單位統(tǒng)一，聲發(fā)射探頭位置及儀器安裝如圖2所示。

圖2 試驗裝置安裝示意Fig.2 Test device installation diagram

巷道開挖導致圍巖表面巖體從三向受力狀態(tài)轉變成近似單向或雙向受力狀態(tài)，從而致使應力重新調整并出現(xiàn)局部集中現(xiàn)象，當切向應力集中超過巖體強度，多余的應變能會劇烈釋放出來，發(fā)生巖爆事故[18];為了模擬巷道開挖巖爆破壞現(xiàn)象，試驗選擇雙軸加壓方式，保持一定側向載荷σv，不斷增加豎向載荷σh。

圖3 試驗加載路徑及圍巖平面應力分布Fig.3 Test loading path and stress distribution of surrounding rock plane

分別進行側向壓力保持在5,10,15,20,25,30 MPa的6組加載試驗，試驗采用負荷控制，加載速率為0.1 MPa/s，具體加載應力路徑為:同時開始加載σh及σv至設定的側向壓力值時，保持σv不變，繼續(xù)加載σh至試件發(fā)生宏觀破壞后停止試驗，加載路徑如圖3所示。圖中，σr,σθ和τrθ分別為圍巖徑向應力、切向應力和剪應力，R為圓孔半徑;r為巖體單元到圓孔中心距離;θ為巖體單元與水平方向夾角。

2 試驗結果分析

2.1 孔洞破壞過程

微孔攝像機完整地記錄了圍巖顆粒彈射到孔洞坍塌破壞的全過程。本文以側向載荷為15 MPa的S-15試件為例，如圖4所示，分析巖爆的演化過程。

模型破壞過程大致可分為4個階段，平靜期、顆粒彈射期、穩(wěn)定破壞期、全面崩塌期。初始加載較長的時間內洞壁并未發(fā)生明顯變化，孔洞處于穩(wěn)定狀態(tài)。在豎向載荷為66.41 MPa時，開始間歇性出現(xiàn)小顆粒彈射，進入顆粒彈射期，應力集中強度低，彈射顆粒的尺寸和速度較小;豎向加載到91.12 MPa時，左壁出現(xiàn)小巖片彈射，孔壁未產生明顯裂隙，彈射的小巖片彈射方向和速度隨機。當豎向載荷增大到107.01 MPa時，進入穩(wěn)定破壞期，左壁局部巖板向外曲屈折斷為上下兩巖片，巖片裂縫中間彈射出小顆粒，隨后豎向載荷達到116.81 MPa，折斷的下部巖片突然失穩(wěn)滑落，以此為基點，左側圍巖開始沿軸向屈曲板裂化破壞，圓孔表面片狀剝落伴隨連續(xù)顆粒彈射，逐漸形成“V”型坑，右壁開始出現(xiàn)小面積破壞，如圖4(f)所示。理論上，左右兩側載荷相同，破壞情況相同，但是由于自然巖體的各向異性和試件磨削精度等因素影響，試驗過程無法達到完全理想情況，與GONG F Q等[25]試驗洞壁破壞情況相似。

當豎向載荷增加到148.02 MPa時，左側洞壁從“V”型槽中間不斷爆裂噴射出顆粒、巖片，導致“V”型槽的寬度和深度增大，伴隨噪聲和大量霧狀粉塵，同時右側破壞區(qū)部分貫通，并持續(xù)發(fā)展。豎向載荷增加到166.73 MPa時，左壁破裂巖板已完全剝落，粒徑不一的巖屑持續(xù)彈出，右壁破壞區(qū)沿軸向方向完全貫通，但在176.70 MPa時，彈射的顆粒和粉塵大量減少，巖爆活動減弱。豎向載荷為177.82 MPa，進入全面崩塌期，“V”型槽受壓開始變形，179.53 MPa時，洞壁兩側“V”型凹槽附近的巖塊內折突起，隨后試件失穩(wěn)破壞，完成整個模擬試驗。

2.2 孔洞破壞演化特征

假設圓孔圍巖視為均質、各向同性的連續(xù)性介質，圍巖受力和變形簡化為平面應變問題，如圖3所示，計算任一點的應力[26]為

(1)

在非靜水壓力下，由式(1)可知圍巖最大切應力位于兩幫的中點位置，r=R，θ=0°，σθmax=3p-q，所以圍巖兩側中部壓應力集中最大，首先發(fā)生板裂屈曲巖爆。

在試驗中，隨著豎向載荷不斷增大，圍巖裂隙開始發(fā)育，切應力逐漸集中，儲存的能量較小;進入顆粒彈射期后，洞壁開始出現(xiàn)小顆粒彈射，且彈射的顆粒粒徑逐漸變大，圍巖未出現(xiàn)明顯的曲屈變形，但是圍巖內已經開始產生拉裂破壞，形成一排甚至多排的新生拉裂紋，這些裂紋不斷擴展，成核，靠近洞壁表面的裂紋貫通后形成一定厚度的巖塊或巖片。發(fā)展到穩(wěn)定破壞期時，在切向應力的進一步作用下，圍巖積聚的彈性應變能增加，當超過巖體的承受能力時，圍巖局部出現(xiàn)曲屈變形，巖板折斷，伴隨持續(xù)的顆粒彈射。隨著載荷的增加，巖爆破壞區(qū)沿圓孔軸向方向擴展，破壞深度增加，逐漸形成“V”型巖爆帶，試驗典型的板裂與“V”型巖爆坑如圖5(a),(b)所示，與深部巷道工程板裂化破壞及巖爆破壞情況相似，圖5(c),(d)?？锥磧杀趲r爆帶都完全貫通后，圍巖逐漸穩(wěn)定，巖爆活動減弱，彈射的顆粒和粉塵大量減少。在高應力作用下，“V”型凹槽受擠壓開始變形，當圍巖應力無法調整平衡時，出現(xiàn)大巖塊的突出或洞壁圍巖大面積變形，隨后孔洞失去承載能力失穩(wěn)坍塌。

圖5 試驗和工程現(xiàn)場的板裂與“V”型巖爆坑情況[27-28]Fig.5 Slab cracking and “V” shaped rock burst pit inlaboratory and engineering sites[27-28]

巖體破壞時廣義H-B巖體強度準則，表達式為

(2)

其中，σ1,σ3為最大、最小主應力;σc為單軸抗壓強度;m,s,a均為反應巖體特征的經驗參數(shù)，取a=0.5，s=1，且洞壁σ3=0，圍巖曲屈破壞時滿足:σθmax=σ1=σc。說明孔洞周邊圍巖切向應力達到單軸抗壓強度時發(fā)生破壞，但本文在試驗中圍巖曲屈破壞時，σθmax≈(1.38～1.85)σc，這也與前人研究結果相符[18，25]，原因可能是孔洞具有一定曲率，試件破壞受到尺寸效應和強度效應的影響。

2.3 不同側向載荷下破壞階段分析

對試驗過程中各階段持續(xù)時間以及應變特征進行分析見表2，發(fā)現(xiàn)各階段的時間和應變量隨載荷的變化趨勢與巖體的承載能力有較好的相關性，如圖6所示。

隨著側向載荷增大，平靜期的持續(xù)時間和應變量增加，圍巖積累的彈性應變能增加，側向載荷促進了圍巖內部微裂隙的壓密閉合，裂紋的發(fā)育貫通受到限制，使得顆粒彈射時間滯后，σv=30 MPa時，平靜階段時間最長，顆粒彈射期最短。顆粒彈射期持續(xù)時間逐漸變短，應變減小，因為隨著側向載荷的增加，平靜期積聚的能量顯著增加，在進入顆粒彈射期后能量釋放更加集中，巖爆發(fā)生進程加快，顆粒彈射到巖板屈曲破壞發(fā)展更為迅速，平靜期與顆粒彈射期持續(xù)時間呈負相關。一定范圍內，穩(wěn)定破壞期持續(xù)時間隨側向載荷的增大逐漸增大，在側壓20 MPa時持續(xù)時間最長，占加載總時間的48.77%，但側壓超過20 MPa后，穩(wěn)定破壞期持續(xù)時間開始變短，表明較高的側壓開始促進巖石的破壞，巖爆能量釋放率更大，進而誘發(fā)突發(fā)性強，破壞性大的巖爆災害。不同側向壓力下全面崩塌期持續(xù)時間都較短，在高應力狀態(tài)下，圍巖一旦出現(xiàn)大變形，孔洞也就隨之失去承載能力。各階段時間和應變特征對實際工程中判斷巖爆孕育和巷道的失穩(wěn)坍塌有一定的參考意義。

表2 各階段結果統(tǒng)計
Table 2 Results of each stage

編號峰值載荷/MPaσθmax/σc平靜期時間/s應變/10-3顆粒彈射期時間/s應變/10-3穩(wěn)定破壞期時間/s應變/10-3全面崩塌期時間/sS-5155.451.85489.126.0893.094.6160.211.412.12S-10166.621.75620.3011.5700.224.0320.251.519.16S-15179.631.38664.1012.1404.892.3718.715.714.24S-20206.691.40750.2215.6350.812.0950.905.920.45S-25190.281.44825.1116.3325.531.7730.664.518.93S-30165.771.721 192.0416.8175.140.8276.862.89.82

圖6 峰值載荷和破壞各階段時間曲線Fig.6 Peak load and duration of each stage of failure

巖體的峰值強度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，表明側向壓力在一定程度上對圍巖的承載能力起到先增強后弱化的效果。所以應力集中在一定范圍內時，側向載荷有利于增加圍巖的承載能力，降低巖爆發(fā)生的風險，但是側向載荷高于臨界值時，應力集中的水平較高，此時會降低圍巖的穩(wěn)定性，一旦巖爆發(fā)生，會釋放更多的彈性應變能，巖爆更加劇烈。所以在工程建設時考慮側向載荷對圍巖穩(wěn)定性的影響也至關重要。

2.4 巖爆過程的聲發(fā)射時空演化規(guī)律

雖然微孔攝像機和試驗機的應力應變測量系統(tǒng)可以觀察到巖石的宏觀破壞，展現(xiàn)孔洞內顆粒彈射，巖片剝落等破壞過程，但巖石內部的損傷無法很好的體現(xiàn)出來。聲發(fā)射參數(shù)能夠準確表征巖石中的微觀破壞規(guī)律，通過分析聲發(fā)射時序、時頻、時空演化特征來研究孔洞巖爆過程。

聲發(fā)射參數(shù)只表示數(shù)學上意義，不能代表巖體破壞實際能量大小。不同側壓條件下模型聲發(fā)射特征大致相似，選擇兩組典型試驗進行分析，如圖7所示。S-10在σh為62.1 MPa以前圍巖中存在裂隙壓密和發(fā)育，振鈴計數(shù)率和累計能量較小。σh加載至約62.1 MPa時，洞壁表面顆粒開始彈射，振鈴計數(shù)率明顯增加，信號強度增強。持續(xù)加載70 MPa后，洞壁表面圍巖開始曲屈變形，巖片剝落，局部巖爆發(fā)生，持續(xù)有聲發(fā)射信號出現(xiàn)，伴隨累計能量階梯式增長，圍巖積聚的彈性能大量釋放。豎向載荷到159.6 MPa時，右側巖爆帶基本貫通，巖爆開始往深部發(fā)展，導致聲發(fā)射振鈴計數(shù)率開始不斷陡增。豎向載荷增加到163.5 MPa左右，聲發(fā)射信號經歷了一段平靜期，與上文分析中巖爆帶形成后巖爆活動逐漸減弱，出現(xiàn)平靜期的情況吻合，在165.4 MPa時，振鈴計數(shù)率突然小幅增加，持續(xù)19 s左右后，孔洞坍塌。

圖7 聲發(fā)射振鈴計數(shù)率、累計能量、豎向載荷與時間關系曲線Fig.7 Relationship curve of AE ringing count,cumulative energy,verticall load and time

S-25試件在加載82.0 MPa時，開始出現(xiàn)小顆粒彈射，聲發(fā)射振鈴計數(shù)率間斷出現(xiàn)。豎向載荷增加100.0 MPa后，圍巖開始曲屈變形，間斷有局部巖爆發(fā)生，聲發(fā)射振鈴計數(shù)率反復升高后降低，呈現(xiàn)出多峰狀態(tài)，累計能量計數(shù)階梯式增長。在179.5 MPa左右，孔洞兩側的巖爆帶基本形成，巖爆向圍巖深部發(fā)展，產生強烈的聲發(fā)射信號，累計振鈴計數(shù)率陡增。豎向載荷為186.3 MPa后，振鈴計數(shù)率進入平靜階段，繼續(xù)加載到188.0 MPa時聲發(fā)射信號再次小幅出現(xiàn)，持續(xù)18.56 s后應力跌落，試件破壞。

在平靜期時，由微裂隙活動產生的振鈴計數(shù)率較弱。持續(xù)有聲發(fā)射信號出現(xiàn)，信號強度相對增加，累計能量穩(wěn)定增加，巖爆進入顆粒彈射期。隨著應力集中，巖爆進入穩(wěn)定破壞期，聲發(fā)射振鈴計數(shù)率反復升高后降低，呈現(xiàn)多峰狀態(tài)，累計能量階梯式增長。劇烈?guī)r爆后，聲發(fā)射經歷一段平靜期進入全面崩塌期，振鈴計數(shù)率小幅增加并持續(xù)一小段時間，孔洞坍塌。振鈴計數(shù)率和累計能量變化特征可以分析巖爆的階段信息，判斷圍巖是否處于危險狀態(tài)，劇烈?guī)r爆后的平靜期可作為預測孔洞坍塌破壞的預警信號。

用快速傅里葉變換(FFT)可以對非平穩(wěn)聲發(fā)射信號進行綜合分析，獲得二維頻譜圖來研究主頻在損傷演化過程中的變化規(guī)律，聲發(fā)射主頻與巖石內部開裂過程相關，高頻聲發(fā)射信號源自小尺度裂紋，大破裂對應低頻聲發(fā)射信號[29]。做出S-10，S-25主頻豎向載荷與時間的關系，重點研究顆粒彈射期與穩(wěn)定破壞期主頻特征，如圖8所示，在孔洞破壞過程中聲發(fā)射信號主頻分布范圍0～500 kHz，統(tǒng)計分析主頻的分布規(guī)律以及變化過程，可為巖爆過程提供額外的定量信息。

圖8 聲發(fā)射主頻、豎向載荷與時間關系曲線Fig.8 Relationship curves of main frequency,verticall load and time

S-10在62 MPa前AE信號在低頻(0～90 kHz)、中頻(90～200 kHz)、高頻(300～500 kHz)都有分布，頻值較為分散。在進入顆粒彈射期以后，AE信號持續(xù)出現(xiàn)，低頻占聲發(fā)射信號1.8%，中頻為47.8%，高頻50.4%，表明顆粒彈射期以中小破裂為主。豎向載荷為132 MPa進入穩(wěn)定破壞期后，AE信號較為密集，低頻信號比例增加，中頻信號比例基本不變，高頻信號比例降低，大尺度巖爆活動增加，圍巖板裂化破壞，但在洞壁巖片剝落后，巖爆帶破壞加深，噴射出霧狀顆粒，以中小型破裂為主，所以在穩(wěn)定破壞期以中頻和高頻占主導地位。隨著巖爆的劇烈發(fā)生主頻由分散態(tài)趨于聚集態(tài)。

S-25在顆粒彈射期，低頻比例為1.9%，中頻為72.9%，高頻為25.2%，以中小尺度破壞為主，到穩(wěn)定破壞期各頻段AE信號均較為密集，中頻和低頻比例升高，高頻比例明顯下降，隨著載荷的增大，巖爆中等尺度損傷破壞更加密集，大尺度破壞比例增加。S-10模型側壓為10 MPa，巖爆過程中頻和高頻占主導地位，破壞以中小尺度破裂為主，S-25處于高側壓25 MPa環(huán)境下，在顆粒彈射期與穩(wěn)定破壞期都是以中頻為主，巖爆大多數(shù)為中等尺度破壞，比S-10破壞程度更高，破裂尺度更為集中，側壓較大的情況下，應力集中高，容易誘發(fā)突發(fā)性強，能量釋放劇烈的巖爆。

巖石內部裂紋發(fā)育擴展，以彈性波的形式釋放能量被聲發(fā)射探頭接收到，可以通過傳感器接收P波到達的時間差反演破裂源的位置。為了更直觀反應巖爆過程，對反演結果進行范圍篩選，主要體現(xiàn)出S-15試件孔洞附近的定位點演化特征。

在平靜期，定位點主要源自原生裂隙的閉合與發(fā)育，聲發(fā)射信號弱，定位點隨機分布，主要集中在圍巖表面，如圖9(a)所示。

圖9 S-15聲發(fā)射時空演化特征Fig.9 AE space-time evolution characteristics of specimen S-15

顆粒彈射期開始后，圍巖顆粒彈射引起定位點增多，隨機分布，但定位點開始由表面向內擴展，因為在切向應力的作用下，靠近洞壁圍巖已經產生的裂紋貫通后形成一定厚度的巖塊或巖片，并且聲發(fā)射事件在左壁出現(xiàn)局部集中，如圖9(b)所示。

在穩(wěn)定破壞期，少數(shù)聲發(fā)射信號分布在圍巖頂部和底部，左側的定位集中區(qū)事件數(shù)首先增多，與圖4(d)圍巖曲屈的位置大致對應。隨著載荷的增大，孔洞表面裂紋貫通，圍巖曲屈，以此為基點，定位點沿軸向擴展，兩側定位點大量增加，范圍逐漸增大并向圍巖深部發(fā)展，形成兩條明顯的集中條帶，與“V”型巖爆坑對應。

孔洞坍塌后的定位點如圖9(d)所示，試件發(fā)生宏觀破壞，破裂帶沿巖爆坑擴展，形成“X”型剪切破裂面，定位點集中區(qū)與模型主破裂面基本吻合如圖9(e)所示。在高偏應力場作用下，巷道周圍會形成蝶形高剪切應力區(qū)[30]，該區(qū)域內的巖體與應力狀態(tài)滿足摩爾-庫侖剪切破壞條件而遭到破壞，因而形成以圓孔為中心的“X”型共軛剪切破裂。

2.5 紅外熱成像溫度運移規(guī)律

在孔洞右側圍巖對稱取邊長為10 mm的正方形區(qū)域作為研究對象，分析巖爆過程中圍巖的熱成像溫度運移規(guī)律及其破裂前兆響應特征。

采用圖像差值算法對紅外熱像進行去噪處理，進行熱輻射溫度場的空間演化分析。

gk(x,y)=fk(x,y)-f1(x,y)

(3)

式中，k為紅外熱像序列指標;fk(x,y)，f1(x,y)分別為從第k幅和第1幅熱像圖中提取的各個像素點溫度值構成的矩陣;gk(x,y)為每幅熱像與第1幅熱像的差值矩陣。

以試件S-25紅外熱像數(shù)據(jù)為例進行研究，探討巖爆過程紅外空間分布狀態(tài)及運移規(guī)律。平靜期，試件所受載荷相對較低，孔洞左右兩側受力均勻，圍巖未出現(xiàn)應力集中，表面溫度場表現(xiàn)為整體低溫狀態(tài)，如圖10(a)所示。

圖10 紅外熱成像溫度場運移規(guī)律Fig.10 Temperature migration pattern of infrared thermal image

在顆粒彈射期，孔洞受到的外界載荷增大，圍巖整體溫度升高，且隨著載荷的增加出現(xiàn)升溫集中現(xiàn)象，并且洞壁有攜帶一定能量的細小顆粒彈出，致使圍巖溫度場靠近圍巖側出現(xiàn)部分低溫點，如圖10(b)所示。

穩(wěn)定破壞期，應力集中在孔洞兩側，平行于最大主應力方向，高溫集中區(qū)域愈發(fā)明顯，主要出現(xiàn)在圍巖淺部位置，向內呈現(xiàn)波形遞減趨勢，如圖10(c)所示。切向應力增大致使圍巖壓致張裂，形成板狀劈裂，體積膨脹產生吸熱的熱彈效應[31]，所以板巖間溫度略微降低，呈現(xiàn)高溫嵌套低溫條帶，如圖10(d)所示。隨著豎向載荷的增加，應力集中區(qū)溫度整體升高并開始向內擴展，如圖10(e)所示。孔洞表面巖板屈曲破裂后，出現(xiàn)巖片剝落伴隨顆粒彈射現(xiàn)象，表面溫度相對降低，應力集中向自由面轉移，新的自由面溫度隨之升高，所以出現(xiàn)圍巖淺部溫度下降，高溫區(qū)向深部運移的現(xiàn)象，如圖10(f)所示。劇烈?guī)r爆時，巖爆坑不斷加寬加深，圍巖釋放大量能量，巖爆坑深部巖板折斷、巖體摩擦，顆粒噴射，熱成像溫度整體呈高溫狀態(tài)，巖爆坑深部溫度相對淺部更高。如圖10(g)所示。

全面崩塌期，孔洞坍塌前，巖體受擠壓變形，巖石發(fā)生大量摩擦，應力集中于“V”型巖爆坑深部，溫度急速升高，溫差變化大，整體熱成像如圖10(h)所示。試件無法承受外界載荷時，巖石集聚的能量突然釋放，模型發(fā)生宏觀破壞，孔洞整體升溫，高溫區(qū)沿巖爆坑深部擴展，通過上文討論，模型破壞時理論上呈現(xiàn)“X”型共軛剪切破裂，但試驗過程中存在誤差，主剪切破面呈現(xiàn)“X”的一部分，出現(xiàn)“v”型“y”型或者貫穿型斜剪破壞，如圖10(i)所示，破壞面沿巖爆坑深部擴展，形成近似“v”型高溫剪切帶。

在工程施工時，可以通過熱輻射溫度識別應力集中區(qū)域，并根據(jù)圍巖具體情況設定預警值，圍巖淺部溫度升高并向內擴展時，要及時對圍巖采取卸壓和補強支護等措施，防止劇烈?guī)r爆的發(fā)生。

3 結 論

(1)巷道圍巖破壞可分為4個階段。在平靜期開始孕育，隨著儲存的能量增大，開始出現(xiàn)顆粒彈射;發(fā)展到穩(wěn)定破壞期時，圍巖曲屈變形，巖板折斷，巖片剝落伴隨劇烈的顆粒彈射，形成“V”型巖爆帶;隨著載荷的增加，經歷一小段平靜期，圍巖變形，巖爆帶附近巖塊內折突起，隨后巷道失穩(wěn)坍塌。

(2)隨著側向載荷的升高，模型在平靜期積累的彈性應變能增加，顆粒彈射期持續(xù)時間變短，能量釋放率增大，巖爆進程加快，穩(wěn)定破壞期持續(xù)時間隨側向載荷的增大先增加后減小，與巖石的峰值強強度變化趨勢一致;側向載荷的升高對圍巖承載能力起到先增強后弱化的效果。

(3)平靜期，由微裂隙活動產生的聲發(fā)射信號較弱，振鈴計數(shù)率和累計能量較低，主頻分散，定位點隨機分布，主要集中在洞壁;隨著載荷增加，進入顆粒彈射期，聲發(fā)射信號持續(xù)出現(xiàn)，累計能量穩(wěn)定增加，主頻由分散態(tài)趨于聚集態(tài)，定位點開始由孔洞表面向內擴展并出現(xiàn)局部集中;在穩(wěn)定破壞期，振鈴計數(shù)率呈現(xiàn)多峰變化，累計能量階梯式增長，低頻比例增加，高頻比例降低，定位點沿孔洞軸向擴展，再向深部擴展;全面坍塌期，振鈴計數(shù)率小幅增加，“V”型巖爆帶形成后的一小段聲發(fā)射平靜期可作為孔洞全面崩塌的前兆信號，試件破壞后定位點形成以孔洞為中心的“X”型共軛剪切破裂。

(4)隨著豎向載荷的增大，圍巖應力集中區(qū)域紅外溫度場整體溫度逐漸升高，呈現(xiàn)高溫區(qū)嵌套低溫條帶的特點，淺部圍巖片狀剝落后，溫度降低，高溫區(qū)由淺部向深部運移，在孔洞整體失穩(wěn)坍塌前，巖爆坑深部溫度急劇上升，隨后以此為基點形成高溫剪切破裂帶。