趙怡晴，劉佳偉，金愛兵，孫浩，王本鑫，魏余棟,3

(1.北京科技大學土木與資源工程學院，北京100083；2.北京科技大學金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京100083；3.煤炭開采水資源保護與利用國家重點實驗室，北京100011)

加卸荷是巖體工程中常見的力學行為，如在露天邊坡開挖中主要表現(xiàn)為橫向卸荷，加固又表現(xiàn)為橫向加載；地下硐室的掘進會發(fā)生應(yīng)力轉(zhuǎn)移，表現(xiàn)為在某一方向卸載，在另一方向加載，即“加軸壓卸圍壓”[1]。在加軸壓卸圍壓條件下，巖體力學性質(zhì)一般與常規(guī)單軸或三軸壓縮條件下的力學性質(zhì)不同，在深部開挖卸荷過程中，圍巖切向應(yīng)力增加，徑向應(yīng)力降低，力學平衡受到影響甚至遭到破壞[2]。此外，巖體中不可避免地存在各種結(jié)構(gòu)面，從而改變了巖體的受力特征和破壞模式，導致巖體強度大幅降低。節(jié)理分為貫通和非貫通，其中，非貫通節(jié)理之間的巖體稱為巖橋，針對加軸壓卸圍壓條件下節(jié)理的破壞、翼裂紋的擴展、巖橋的貫通規(guī)律及節(jié)理巖體破壞特性進行研究，對于節(jié)理巖體工程具有重要的理論與實踐意義。一些學者采用室內(nèi)試驗來研究節(jié)理巖體裂紋擴展規(guī)律，如：BOBET 等[3]對預(yù)制節(jié)理巖體進行單軸壓縮試驗，研究了其節(jié)理擴展、貫通機理；李建林等[4]結(jié)合三峽工程高邊坡巖體自制不同幾何尺寸及含不同方向結(jié)構(gòu)面的節(jié)理巖體進行卸荷試驗，得出巖體的卸荷與結(jié)構(gòu)面的角度有很大的關(guān)系，尺寸的增大降低了巖體的強度等力學參數(shù)；黃達等[5]根據(jù)相似比配備裂隙巖體，進行加軸壓卸圍壓與恒軸壓卸圍壓試驗，結(jié)果表明裂紋的擴展具有一定的突發(fā)性，不同傾角的裂紋擴展方式不同；柏俊磊[6]研究了加卸荷條件下非貫通節(jié)理巖體力學及其聲學特性，結(jié)果表明縱波波速的傳播速度隨著節(jié)理連通率的增加而減小，試樣在卸荷條件下表現(xiàn)為延性破壞；王瑞紅等[7-8]對含預(yù)制節(jié)理巖體進行二次加載試驗，結(jié)果表明變形模量與巖體所處圍壓關(guān)系不大，低圍壓條件下卸荷的影響更嚴重；王樂華等[9]設(shè)計不同角度下連通率分別為0.25，0.50 和0.75 的巖體試樣進行三軸加卸荷試驗，發(fā)現(xiàn)隨著節(jié)理連通率的增加，非貫通節(jié)理巖體的各向異性及變形模量的降幅越明顯，且相比于加載試驗，卸荷對試樣的破壞更大。室內(nèi)試驗可以直觀地體現(xiàn)非貫通節(jié)理巖體的破壞，但該方法存在操作復雜、可重復性差、危險系數(shù)高且不能直觀地觀察裂紋擴展過程等缺陷。

目前，越來越多的學者采用數(shù)值模擬對節(jié)理巖體方向進行研究。KULATILAKE 等[10]通過室內(nèi)物理試驗和PFC3D 數(shù)值試驗，研究了節(jié)理塊體在單軸加載時的力學特性。LEE等[11]制備了含有單節(jié)理與雙節(jié)理的巖體試樣，研究了單軸壓縮條件下預(yù)制節(jié)理周圍裂紋的延伸與擴展問題，采用PFC進行數(shù)值模擬并與試驗進行對比，發(fā)現(xiàn)匹配結(jié)果良好，結(jié)果對分析巖石和巖石結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性有較大幫助。BAHAADDINI 等[12]運用PFC 研究了節(jié)理幾何參數(shù)對單軸抗壓強度、巖體破裂機制和變形模量的影響。李同錄等[13]利用Hook-Brown 準則與損傷力學知識，建立巖體力學特征與結(jié)構(gòu)面參數(shù)的關(guān)系，綜合考慮了巖體結(jié)構(gòu)面特征及巖體賦存條件，為數(shù)值模擬提供了節(jié)理力學參數(shù)的獲取方法。金愛兵等[14]利用PFC建立不同節(jié)理角度、節(jié)理長度、巖橋長度的巖體模型并進行雙軸試驗數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)在加載過程中，模型經(jīng)歷了翼裂紋擴展、次生裂紋的延伸以及巖橋的貫通，在不同節(jié)理參數(shù)條件下，節(jié)理長度對巖樣力學特征的影響最大。王賀等[15]針對模擬中節(jié)理參數(shù)難確定問題，設(shè)計了結(jié)構(gòu)面直剪試驗，結(jié)合相關(guān)分析得到剛度參數(shù)表征公式并應(yīng)用于數(shù)值模擬計算，并將結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比，證明了其可行性。周喻[16]等建立了斷續(xù)節(jié)理巖體及邊坡PFC 模型，研究表明巖橋破壞模式可分為4類，滑坡的微破裂首先從邊坡底部斷續(xù)節(jié)理端部產(chǎn)生。

在加軸壓卸圍壓過程中，由于應(yīng)力調(diào)整，導致開挖過程中圍巖切向應(yīng)力增加與徑向應(yīng)力降低，從而引發(fā)巖體的破壞與失穩(wěn)，且由于巖體中非貫通節(jié)理的存在，其破壞形式更為復雜。目前PFC模擬中所采用的卸荷主要通過徑向墻體移動來實現(xiàn)，其卸荷速度是一定的，而在實際工程中，巖體的卸荷是非線性的，卸荷與時間并非呈線性關(guān)系，因此，模擬實際巖體工程開挖過程中的非線性加卸荷，研究非貫通節(jié)理巖體的力學及破壞特性非常必要。本文作者通過室內(nèi)試驗獲得所用砂巖的彈性模量、泊松比、應(yīng)力-應(yīng)變曲線等，并采用顆粒流程序PFC2D 進行相關(guān)模擬，匹配所需試樣參數(shù)。利用DFN 設(shè)計非貫通節(jié)理砂巖模型，進行三軸壓縮及非線性加軸壓卸圍壓模擬，研究非貫通節(jié)理巖體裂紋擴展及破壞規(guī)律。

1 室內(nèi)巖石力學試驗

1.1 試驗條件

試驗材料為陜西漢中地區(qū)未風化中砂巖，主要礦物含長石、石英、云母等，平均密度為2.18 g/cm3，彈性模量約為18 GPa，泊松比約為0.25。為減小因樣品本身的差異而造成的離散性，采用超聲檢測分析儀測定波速，選取波速相近的試樣。室內(nèi)試驗設(shè)備為GAW-2000 微機控制電液伺服剛性壓力試驗機。在試驗過程中，采用精度高、誤差小的引伸計進行變形測量。將試樣固定后，以軸向速度0.01 mm/min進行加載，直至試樣破壞。

1.2 試驗結(jié)果分析

室內(nèi)單軸壓縮試驗為后續(xù)數(shù)值模擬奠定基礎(chǔ)，為細觀角度下分析非貫通節(jié)理巖體在加卸荷條件下的破壞特性提供條件。選取3組具有代表性的巖體試樣A1，A2和A3，其破壞形式如圖1所示。從圖1可見：破壞形式為標準的劈裂破壞。試驗測得所用砂巖平均單軸抗壓強度為50.34 MPa，試驗破壞后峰后強度并不明顯。

圖1 室內(nèi)單軸壓縮試驗破壞形式Fig.1 Destructive forms of indoor uniaxial compression test

2 數(shù)值模擬分析

目前，PFC在邊坡工程、采礦工程、隧道工程以及放礦力學等方面都有重要的應(yīng)用[17]。利用PFC可以清晰地呈現(xiàn)巖體在不同條件下的裂紋擴展情況，且不存在可重復性差、操作復雜等缺點[18]。

根據(jù)室內(nèi)單軸試驗獲取砂巖彈性模量、泊松比等宏觀參數(shù)，利用PFC 程序進行參數(shù)匹配獲得與試驗材料特征相同的模型。在以往研究的基礎(chǔ)上，采用DFN創(chuàng)建非貫通節(jié)理，生成長為15 mm、巖橋長為10 mm、水平夾角為30°的非貫通節(jié)理模型，觀察三軸壓縮與非線性加軸壓卸圍壓條件下裂紋的發(fā)生與擴展行為，為實際工程的開挖提供幫助。

2.1 參數(shù)匹配

以室內(nèi)試驗結(jié)果為參考，利用離散元軟件PFC中平行黏結(jié)模型設(shè)計與巖體宏觀特征一致的數(shù)值模型，通過多次匹配，確定的最優(yōu)細觀力學參數(shù)組合如表1所示，應(yīng)力-應(yīng)變對比曲線如圖2所示。模型共含3 996個顆粒，最小顆粒半徑為0.45 mm，最大顆粒與最小顆粒的粒徑比為1.66。單軸壓縮模擬結(jié)果如圖3 所示，其中，紅色裂紋代表剪切裂紋，藍色裂紋代表拉伸裂紋，模擬顯示峰值強度為49.81 MPa，彈性模量和泊松比等與室內(nèi)試驗結(jié)果基本相同，因此，按照表2中細觀參數(shù)匹配的模型可以用來模擬真實砂巖試樣。

表1 計算模型細觀力學參數(shù)Table 1 Meso mechanical parameters of calculation model

圖2 單軸壓縮模擬曲線對比Fig.2 Comparison of uniaxial compression simulation curves

圖3 單軸壓縮模擬結(jié)果Fig.3 Uniaxial compression simulation res ults

2.2 非貫通節(jié)理巖體單軸壓縮模擬

根據(jù)文獻[19]中非貫通節(jié)理巖體等效強度等參數(shù)，選取合適的節(jié)理參數(shù)，如表2所示。

表2 節(jié)理細觀力學參數(shù)Table 2 Mesoscopic mechanical parameters of joint

所建立的試樣模型為非貫通雙節(jié)理模型，以節(jié)理長度為15 mm、巖橋長度為10 mm，節(jié)理傾角為30°為例，研究非貫通節(jié)理的破壞特性。對非貫通節(jié)理砂巖模型進行單軸壓縮模擬，結(jié)果如圖4所示，其中，黑色裂紋代表非貫通節(jié)理，棕色裂紋代表節(jié)理剪切裂紋，粉色裂紋代表節(jié)理拉伸裂紋，紅色裂紋代表剪切裂紋，藍色裂紋代表拉伸裂紋。應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示。

圖4 非貫通雙節(jié)理巖體模型及單軸壓縮結(jié)果Fig.4 Intermittent double joint rock mass model and uniaxial compression result

圖5 非貫通節(jié)理巖體模型單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Uniaxial compression stress-strain curve of intermittent double joint rock mass model

模擬非貫通節(jié)理巖體在單軸壓縮條件下的破壞特征，節(jié)理兩端主要為拉伸破壞，巖橋主要被剪切裂紋破壞且最終被貫通，節(jié)理被拉伸裂紋與剪切裂紋共同破壞。非貫通節(jié)理巖體單軸強度為20.47 MPa，與完整試樣相比，承載能力大幅度降低。由于節(jié)理的存在，在峰后高軸壓前提下，軸壓的快速下降導致徑向變形有一定回彈，破壞主要發(fā)生在節(jié)理周圍。

2.3 非貫通節(jié)理巖體三軸壓縮模擬

對非貫通節(jié)理巖體模型進行5，10 和15 MPa圍壓下的三軸壓縮模擬，結(jié)果見圖6。應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7 所示，峰值強度分別為37.40，45.93 和48.10 MPa。

圖6 非貫通雙節(jié)理巖體模型三軸壓縮結(jié)果Fig.6 Triaxial compression result of intermittent double joint rock mass model

圖7 非貫通雙節(jié)理巖體模型三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Triaxial compression stress-strain curves of intermittent double joint rock mass model

當顆粒間黏結(jié)所受拉力或剪切力大于其法向或者切向黏結(jié)力時，黏結(jié)發(fā)生破壞，從而形成拉伸或剪切裂紋，光滑節(jié)理處破裂原因亦是如此。隨著圍壓的增加，峰值強度逐漸增大，由圖1可以看出：節(jié)理內(nèi)部出現(xiàn)大量剪切裂紋和少量拉伸裂紋，巖橋被剪切裂紋與拉伸裂紋貫通，節(jié)理周圍顆粒呈壓密狀態(tài)；隨著圍壓和軸壓的增加，巖橋貫通更加嚴重，節(jié)理的破壞更明顯，巖體破壞程度更加劇烈。由于節(jié)理的存在，三軸壓縮峰后出現(xiàn)一定的波動。破裂帶沿節(jié)理走向，節(jié)理巖體的破壞過程實質(zhì)是結(jié)構(gòu)面的相互作用與擴展的過程，結(jié)構(gòu)面的存在對破壞類型、破壞形式、裂紋的延伸有著重要的影響。

圍壓10 MPa 下非貫通節(jié)理巖體三軸壓縮條件下的裂紋發(fā)生與擴展過程如圖8所示。

圖8 10 MPa圍壓下非貫通雙節(jié)理巖體三軸壓縮模擬過程Fig.8 Triaxial compression simulation process of nonpenetrating double jointed rock mass under 10 MPa confining pressure

在不斷加載軸壓的過程中，試樣首先于非貫通節(jié)理兩端出現(xiàn)少量剪切與拉伸裂紋；節(jié)理兩端裂紋進一步發(fā)育，導致試樣整體破壞角度與節(jié)理角度相同，巖橋上方出現(xiàn)破裂區(qū)；巖橋內(nèi)部剪切裂紋居多，但巖橋并未貫通，當軸壓達到峰值強度時，剪切裂紋過多造成巖橋被貫通，非貫通節(jié)理巖體峰值強度的瞬間降低是巖橋被貫通導致的。隨后，節(jié)理翼裂紋繼續(xù)發(fā)育，左節(jié)理左側(cè)裂紋向下延伸，巖橋內(nèi)部和右節(jié)理右側(cè)裂紋向上延伸，節(jié)理周圍裂紋的發(fā)育引發(fā)節(jié)理內(nèi)部開始發(fā)生破壞，生成節(jié)理拉伸裂紋與節(jié)理剪切裂紋。隨著時間的推移，節(jié)理破壞劇烈，試樣右側(cè)裂紋延伸至模型頂端，整體破壞形式為沿雙節(jié)理方向的破裂帶，節(jié)理的方向?qū)r體破裂帶的走向有著直接的影響。

2.4 非貫通節(jié)理巖體加軸壓卸圍壓模擬

在實際工程中，開挖卸荷為非線性卸荷，卸荷的速度不定。很多研究按墻體速度卸荷來模擬巖體開挖，墻體速度卸荷方式是指側(cè)向墻體按一定的速度卸載圍壓，但該方式存在以下問題：

1)在實際工程中，圍巖/支護的移動速度并非是固定的，墻體按一定速度模擬卸載并不嚴謹；

2)在模擬過程中，由于徑向變形的增加，會導致圍壓的回彈，從而引起軸壓不降反升，破壞結(jié)果更具有三軸壓縮的特征，并不能確定到底是由卸荷引起的還是軸壓的增加造成的。

應(yīng)力/時步卸荷方式是指按照每時步卸載相同的圍壓來模擬卸荷，該方式能夠更好地降低圍壓，防止反彈，避免結(jié)果的不確定性，同時，PFC中時步與實際時間并非對應(yīng)，從而可模擬卸荷的非線性。此外，墻體速度并不固定，從而可模擬圍巖/支護的非線性。因此，與墻體速度卸荷相比，應(yīng)力/時步卸荷方式更具有準確性與說服力。

不同卸荷方式墻體速度曲線如圖9所示；墻體速度卸荷固定為0.7 mm/s，不同卸荷方式的圍壓曲線如圖10所示。從圖10可見：在墻體速度卸荷方式下，圍壓先下降，隨后有明顯的大幅度回升，圍壓升高后，軸壓會繼續(xù)上升，從而導致試樣明顯的三軸壓縮破壞現(xiàn)象；而在應(yīng)力/時步卸荷下，墻體速度并不一定，圍壓卸載曲線基本平滑，卸荷效果較好，結(jié)果更加可信。

基于PFC 軟件的伺服機制，采用應(yīng)力/時步的卸荷方式進行卸圍壓，有效避免了墻體速度卸荷方式的線性約束，模擬結(jié)果可信性更高。

圖9 不同卸荷方式墻體速度曲線Fig.9 Wall speed curve of different unloading modes

圖10 不同卸荷方式圍壓曲線Fig.10 Confining pressure curves of different unloading modes

首先，將軸壓、圍壓加載到相同的水平；其次，在保持圍壓不變的條件下，將軸壓加載到峰值強度的80%；最后，在軸壓加載情況不變的前提下，以25 Pa/步的速度卸載圍壓，直至試樣破壞，從而模擬實際工程非線性加軸壓卸圍壓的開挖卸荷方式。

不同圍壓下卸荷模擬結(jié)果如圖11 所示，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖12所示。三軸壓縮峰值強度與卸荷峰值強度對比見表3。

圖11 非貫通雙節(jié)理巖體模型卸荷結(jié)果Fig.11 Unloading result of intermittent double joint rock mass model

圖12 非貫通雙節(jié)理巖體模型卸荷應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.12 Unloading stress-strain curve of intermittent double joint rock mass model

表3 三軸壓縮峰值強度與卸荷峰值強度對比Table 3 Comparison of peak intensity of triaxial compression and unloading

與三軸壓縮模擬相比，卸荷導致試樣的徑向變形增加，卸荷曲線比三軸壓縮曲線更為平滑，巖橋被剪切裂紋與拉伸裂紋貫通，破壞主裂紋沿節(jié)理方向延伸，由于圍壓卸載，節(jié)理面上下兩部分產(chǎn)生滑移運動，相對位移比三軸壓縮的大；節(jié)理破壞更為嚴重，節(jié)理剪切裂紋與拉伸裂紋增多，節(jié)理周圍顆粒無明顯的壓密狀態(tài)；隨著卸荷進行，徑向擴容持續(xù)，徑向變形發(fā)生少量回彈。當圍壓卸載到卸荷峰值強度后，軸壓與圍壓共同降低，沒有明顯的峰后強度。

以10 MPa 圍壓條件為例，在節(jié)理內(nèi)部及兩端設(shè)置7 個監(jiān)測點，監(jiān)測圓布置圖如圖13 所示；監(jiān)測加軸壓卸圍壓過程中該處的剪應(yīng)力變化情況。模擬過程如圖14所示。

圖13 監(jiān)測圓布置圖Fig.13 Monitoring circle arrangement

圖14 10 MPa圍壓下非貫通雙節(jié)理巖體卸荷模擬過程Fig.14 Unloading simulation process of non-penetrating double jointed rock mass under 10 MPa confining pressure

在卸荷初始階段，軸向應(yīng)力為峰值強度的80%，節(jié)理兩側(cè)有少量剪切與拉伸裂紋，軸向應(yīng)力繼續(xù)增加，巖橋內(nèi)有少許裂紋，但并未貫通(圖14(a))；節(jié)理兩端裂紋增多后，巖橋才被貫通，巖橋的破壞速度較三軸壓縮緩慢，且拉伸與剪切裂紋分布較均勻，這與三軸壓縮中剪切裂紋占主體不同；隨著卸荷進行，巖橋上部生成破裂區(qū)(圖14(b))，節(jié)理兩側(cè)裂紋繼續(xù)擴展，并向試樣的兩側(cè)延伸。由于圍壓的卸荷，試樣的承載能力大幅降低，試樣發(fā)生破壞，巖橋的貫通隨后引發(fā)節(jié)理發(fā)生破壞，產(chǎn)生節(jié)理拉伸裂紋與節(jié)理剪切裂紋，翼裂紋的擴展主要表現(xiàn)為拉伸裂紋增多，整體破壞形式初步形成。卸荷結(jié)束后，節(jié)理完全破壞，且破壞程度遠大于三軸模擬的破壞程度(圖14(c))，節(jié)理周圍裂紋延伸至模型頂部，整體破壞形式為沿節(jié)理方向的破壞，試樣被節(jié)理面分為上下兩部分，并產(chǎn)生相對滑移。在卸荷過程中，隨著圍壓降低，徑向約束減小，顆粒逐漸有徑向擴展的趨勢，試樣徑向變形增大，節(jié)理兩端出現(xiàn)拉應(yīng)力集中，拉伸裂紋向試樣兩側(cè)擴展，在軸向應(yīng)力、徑向卸荷與內(nèi)部剪切力的共同作用下，形成沿節(jié)理的剪切破壞形式，進一步引發(fā)巖橋完全貫通。綜上所述，巖橋內(nèi)部破壞順序為靠近節(jié)理面的部分率先破壞，巖橋中心的破壞緩于巖橋兩端，節(jié)理面的破壞比巖橋的破壞慢。

10 MPa 圍壓下監(jiān)測點剪切力如圖15所示，曲線標號為對應(yīng)監(jiān)測圓標號。

圖15 10 MPa圍壓下監(jiān)測圓剪應(yīng)力Fig.15 Monitoring circular shear stress data under 10 MPa confining pressure

從圖15 可見：卸荷初始時，節(jié)理兩側(cè)剪應(yīng)力較大，巖橋中心次之，2 個節(jié)理面的剪應(yīng)力最小，約為0 MPa；2 條節(jié)理靠近巖橋中心的一側(cè)先發(fā)生破壞，2 號與3 號監(jiān)測圓的剪應(yīng)力突降，1 號監(jiān)測圓的剪應(yīng)力上升；剪應(yīng)力突變后，節(jié)理靠近墻的一側(cè)剪應(yīng)力最大，即7號與6號測量圓的剪應(yīng)力最大，靠近巖橋中心的剪應(yīng)力次之；在巖橋內(nèi)部，2號監(jiān)測圓剪應(yīng)力大于3 號監(jiān)測圓剪應(yīng)力，1 號監(jiān)測圓剪應(yīng)力最??；試樣達到峰值前后，各監(jiān)測圓剪應(yīng)力再次發(fā)生突變，7號、6號、2號、1號監(jiān)測圓的剪應(yīng)力驟降，之后，7 號和3 號監(jiān)測圓的剪應(yīng)力略有上升，說明該位置于峰后承受更大的剪應(yīng)力。巖橋的破壞由兩端翼裂紋的發(fā)育直至整體貫通，節(jié)理面的剪應(yīng)力一直趨近于0 MPa，巖體其他部分充分破壞后，節(jié)理面才發(fā)生破壞。

3 結(jié)論

1)在實際工程中，圍巖/支護的移動速度并不固定，且由于模擬過程中徑向變形增加，導致圍壓回彈，破壞特征與三軸壓縮的相近，因此，按墻體速度卸荷并不嚴謹；應(yīng)力/時步卸荷方式能夠更好地降低圍壓，防止反彈，避免結(jié)果的不確定性，更具有準確性與說服力。

2)在三軸壓縮模擬中，巖橋上部先出現(xiàn)裂紋延伸，隨后引發(fā)巖橋貫通，從而導致峰值應(yīng)力下降，巖橋的破壞以剪切裂紋為主；而在非線性加軸壓卸圍壓模擬中，當軸向應(yīng)力達到峰值時，巖橋并沒有立即破壞，而是緩慢破壞，且拉伸裂紋與剪切裂紋分布較均勻；巖橋被貫通后，裂紋才向巖橋上部進行擴展。

3)節(jié)理的破壞滯后于巖橋的破壞。無論是三軸壓縮，還是加軸壓卸圍壓，節(jié)理均是在巖橋貫通之后開始發(fā)生破壞，首先于節(jié)理兩側(cè)產(chǎn)生拉伸與剪切裂紋，隨后貫穿整個節(jié)理，且在加軸壓卸圍壓條件下，節(jié)理的破壞程度遠大于三軸壓縮的破壞程度。

4)在卸荷過程中，節(jié)理兩側(cè)剪應(yīng)力最大，巖橋中心的次之，2個節(jié)理面的剪應(yīng)力最小，剪應(yīng)力突變造成對應(yīng)位置發(fā)生破壞。