鄒清如

(中鐵十九局集團第三工程有限公司， 沈陽 110136)

0 引 言

隧道及地下硐室開挖打破了原巖的應力平衡狀態(tài)，開挖引起的應力重分布會在硐室周圍產(chǎn)生應力松弛或應力集中區(qū)域。當應力進行重分布后，若圍巖未達到其屈服強度，則圍巖仍處于彈性變形階段；若超過其屈服強度，則圍巖開始進入塑性屈服階段。圍巖塑性區(qū)內的應力變化是個復雜的加、卸載過程。

近年來，我國學者通過常規(guī)三軸壓縮實驗、恒軸卸圍實驗和升軸卸圍實驗對隧道及地下硐室圍巖的卸荷力學特性研究成果頗豐。朱涵成等[1]通過室內砂巖常規(guī)三軸加載實驗，通過標定顆粒流數(shù)值模型參數(shù)，分析了不同圍壓下的細觀參數(shù)。蘇承東等[2]采用RMT-150B巖石三軸實驗系統(tǒng)對紅砂巖進行常規(guī)三軸加載實驗，指出了不同圍壓下的試樣破壞模式、強度與變形特征。鄧輝等[3]運用MTS815對高溫后的致密砂巖進行了常規(guī)三軸加載實驗研究，獲得了高溫作用后砂巖的力學特性。楊永杰等[4]通過三軸卸圍壓實驗對煤及砂巖進行卸荷實驗，以及通過聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)監(jiān)測兩種巖石在卸荷破壞過程中的聲發(fā)射特征。黃興等[5]對泥質砂巖進行了恒軸壓分級卸圍壓三軸蠕變實驗，揭示了軟巖的軸向變形、側向變形及體積變形規(guī)律。俞縉等[6]通過不同凍融循環(huán)次數(shù)后砂巖試樣的三軸加卸荷實驗，指出了凍融循環(huán)作用后砂巖試樣的卸荷破壞特征及變形規(guī)律。黃達等[7]以雅礱江一級水電站大理巖為研究對象，分析了分級卸荷量對大理巖蠕變力學特性的影響。李地元等[8]對花崗巖進行了升軸卸圍實驗，探究了花崗試樣的應力-應變特征及破壞機制。陳國慶等[9]對帶有巖橋的花崗巖試樣進行升軸卸圍實驗，同時，采用聲發(fā)射監(jiān)測技術監(jiān)測了試樣破壞過程。

綜上分析，在已有研究的基礎上，筆者結合遼寧某在建隧道的實際工程，對該隧道砂巖展開不同應力路徑下的三軸實驗，對比分析常規(guī)三軸壓縮實驗，升軸壓、卸圍壓實驗以及恒軸壓、卸圍壓實驗下隧道圍巖的力學變化特征，擬為該隧道開挖施工提供可靠的理論依據(jù)。

1 實 驗

文中砂巖三軸加卸荷實驗均在MTS815.03多功能剛性伺服實驗機上完成。該實驗系統(tǒng)具有三套獨立的閉環(huán)伺服系統(tǒng)，包括軸壓、圍壓和孔隙水壓?？蓪r石類材料及混凝土進行單軸、三軸壓縮、孔隙水壓和蠕變實驗等。該系統(tǒng)具有多種加載控制方式，包括應力、應變、軸力及位移等，不同加載模式之間可任意切換。主要技術參數(shù)為門式框架剛度11.0 GN/m、最大軸向力4.6 MN、最大圍壓150 MPa、最大孔隙水壓140 MPa。

1.1 試 樣

文中隧道項目位于遼西地區(qū)，穿越海棠山山脈，該地區(qū)地表植被較為稀少，整體巖性以砂巖為主，高程差約1 km。實驗所用砂巖試樣均采自埋深約900 m處隧道施工現(xiàn)場，主要成分包括石英、長石、云母等。試樣的平均干密度為2.57 g/cm3，平均孔隙率為0.68%，粒徑范圍為0.018～0.540 mm。為了盡可能縮小實驗誤差，所有試樣均取自同一完整巖塊，將現(xiàn)場巖塊進行粗加工后運抵室內實驗室，經(jīng)過鉆孔、切割、打磨最終制成直徑50 mm、高度100 mm的標準圓柱試件。部分實驗用砂巖試件如圖1所示。

圖1 部分實驗巖樣Fig. 1 Part of experimental rock sample

1.2 實驗方案

為了研究在孔隙水壓作用下隧道圍巖的三軸卸荷力學特性，文中共設計了3組實驗方案，常規(guī)三軸壓縮實驗，升軸壓、卸圍壓實驗，恒軸壓、卸圍壓實驗。

2 實驗結果

2.1 常規(guī)三軸壓縮實驗

一般情況下，三軸卸荷實驗需根據(jù)常規(guī)三軸壓縮實驗來確定卸荷應力參數(shù)，因此，文中對砂巖試樣進行常規(guī)三軸壓縮實驗。首先將軸壓及圍壓同時加載至預定值，達到預定值后，保持圍壓恒定，增加軸壓至試樣破壞。常規(guī)三軸壓縮實驗采用位移控制的加載方式，加載速率0.5 mm/min。根據(jù)隧道的實際埋深情況，文中取圍壓分別為20、30、40、50 MPa。不同圍壓下的常規(guī)三軸壓縮實驗結果見表1，表中σ3為圍壓，ε1為軸向峰值應變，ε3為徑向峰值應變，Δσ=σ1-σ3，E為彈性模量，應力-應變曲線見圖2。

圖2 常規(guī)三軸壓縮實驗應力-應變曲線 Fig. 2 Stress-strain curve of conventional triaxial compression experiment

表1 常規(guī)三軸壓縮實驗方案及實驗結果

2.2 升軸壓、卸圍壓實驗

由于隧道開挖而引起的圍巖體應力重分布過程，采用升軸卸圍實驗來模擬該過程，具體實驗步驟如下：

(1)同步施加軸壓、圍壓至預定值；

(2)圍壓達到預定值后保持恒定，升軸壓至峰值強度的85%～95%；

(3)軸壓升高至設定值后，升軸壓同時卸圍壓直至試樣破壞，其中，軸壓以位移控制模式進行加載，速率為0.5 mm/min，圍壓以應力控制模式進行卸載，速率為0.1 MPa/s；

(4)試樣破壞后，恒定圍壓，軸向荷載繼續(xù)施加，直至達到試樣的殘余強度時停止實驗，取出巖樣，拍照記錄，提取實驗數(shù)據(jù)。升軸壓、卸圍壓實驗應力-應變曲線如圖3所示，實驗結果見表2。

圖3 升軸卸圍實驗全過程應力-應變曲線Fig. 3 Stress-strain curve of whole process of lifting axial compression and unloading

表2 升軸卸圍壓實驗結果

2.3 恒軸壓、卸圍壓實驗

恒軸壓、卸圍壓實驗與升軸壓、卸圍壓實驗較為相似，不同之處在于步驟(3)，恒軸壓、卸圍壓實驗中保持軸壓恒定，以0.1 MPa/s速率進行卸圍壓。不同孔隙水壓下的恒軸壓、卸圍實驗全過程應力-應變曲線如圖4所示，具體實驗結果見表3。

圖4 恒軸卸圍實驗全過程應力-應變曲線Fig. 4 Stress-strain curve of whole process of constant axial compression and unloading

表3 恒軸卸圍實驗方案及實驗結果

3 隧道圍巖卸荷變形特性

3.1 卸荷應力-應變曲線特征

從圖2～4可以看出，3種應力路徑下，砂巖在破壞時的峰值強度均隨破壞時圍壓的升高而增大，且試樣的橫向變形受圍壓的影響更大。常規(guī)三軸加載實驗中，軸向峰值應變隨圍壓的升高而逐漸增大，具有較為明顯的延性特征和應變硬化階段；在三軸卸荷實驗中，未出現(xiàn)較為明顯的峰值應變，與常規(guī)三軸條件下相比，三軸卸荷條件下的軸向應變有所減小，應變硬化階段較弱，同時有回彈現(xiàn)象出現(xiàn)。對于峰值橫向應變，從圖2～4可以明顯看出，卸荷實驗大于常規(guī)三軸加載實驗，從卸荷開始階段，試樣的體積應變就快速增大，隨即便出現(xiàn)擴容，且隨著圍壓的升高，擴容量逐漸增大。

對于卸荷實驗，圍壓剛開始卸載，試樣橫向變形快速增大，且增長速率遠大于軸向變形，短時間內巖石由壓縮狀態(tài)轉為體積膨脹，臨近試樣峰值強度時，橫向變形幾乎呈水平狀增長。根據(jù)卸荷實驗結果可知(表2、3)，當初始圍壓分別為20、30、40、50 MPa時，對應的升軸壓、卸圍壓實驗的橫向峰值應變分別為0.872%、0.847%、0.918%和0.903%，恒軸壓、卸圍壓實驗的橫向峰值應變分別為0.793%、0.873%、0.954%和0.969%，可見，隨著初始圍壓的逐漸增大，砂巖的卸荷破壞橫向峰值應變呈逐漸增大趨勢，且增幅逐漸增大。對比兩種卸荷實驗橫向峰值應變發(fā)現(xiàn)，相同初始圍壓下，升軸壓、卸圍壓實驗要略高于恒軸壓、卸圍壓實驗。對于軸向峰值應變，其同樣隨初始圍壓的升高而增大，但增幅小于橫向峰值應變，且兩種卸荷路徑下的軸向峰值應變較為接近。通過上述分析可知，砂巖卸荷破壞主要是橫向變形快速增加導致的體積膨脹破壞。

根據(jù)實驗結果可知，當圍壓卸載至某一值時，試樣的偏應力峰值強度迅速減小，表明試樣將在短時間內喪失承載能力，進而失穩(wěn)破壞。從圖3、4可以看出，兩種應力路徑下的峰后曲線較為相似，試樣從峰值強度跌落至殘余強度，軸向應變變化量較小，且各條件下卸荷曲線均呈斷崖式下降，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征，同時伴有清脆的破裂聲。相對常規(guī)三軸實驗，卸荷實驗巖石的破壞程度更劇烈。

根據(jù)表2、3中數(shù)據(jù)可知，在升軸壓、卸圍壓實驗中，當圍壓卸載至初始圍壓的79.8%～83.7%時，試樣破壞。在恒軸壓、卸圍壓實驗中，當圍壓卸載至初始圍壓的46.6%～59.7%時，試樣破壞，可見，在相同初始圍壓下，升軸壓、卸圍壓實驗更易使試樣失穩(wěn)破壞。原因可解釋為在升軸壓、卸圍壓實驗過程中，卸圍壓的同時升軸壓；而在恒軸壓、卸圍壓實驗中，卸圍壓的過程中軸壓恒定；兩種方式對比可知，在升軸壓、卸圍壓實驗中單位時間內的偏應力增量要大于恒軸壓、卸圍壓實驗，進而導致試樣更易發(fā)生破壞。另外，由表2、3還可分析得出，隨著卸荷過程起始圍壓的升高，(σ3/σ30)同樣逐漸增大，表明巖樣更易失穩(wěn)破壞。因此，卸荷實驗中初始圍壓越高，巖樣越容易破壞。

3.2 卸荷變形參數(shù)特征

一般情況下，巖石類材料的變形參數(shù)通常由單軸壓縮實驗獲取，變形模量和泊松比分別為

式中：E——割線變形模量；

E′——切線變形模量；

υ——割線泊松比：

υ′——切線泊松比。

根據(jù)兩種卸荷實驗應力-應變曲線可知，卸荷過程中，軸向應變遠小于橫向應變，若采用常規(guī)三軸實驗的計算方法將帶來很大誤差。因此，文中在計算砂巖卸荷變形參數(shù)時，充分考慮了橫向應變及圍壓的影響。假設巖石卸荷過程滿足虎克定律，則變形參數(shù)為

升軸壓、卸圍壓實驗和恒軸壓、卸圍壓實驗的變形模量、泊松比隨圍壓的分布曲線如圖5所示。由圖5可以看出，兩種卸荷實驗中，變形模量均隨圍壓的減小而逐漸減小，且減幅逐漸遞增；泊松比則隨圍壓的減小而逐漸增大，且增幅逐漸遞增。對比兩種卸荷實驗在同一初始圍壓條件下的變形模量和泊松比的變化規(guī)律發(fā)現(xiàn)，升軸壓、卸圍壓實驗中的變形模量隨圍壓的的減小幅度和泊松比的增大幅度顯著大于恒軸壓、卸圍壓實驗，表明升軸壓、卸圍壓實驗的變形模量和泊松比較恒軸壓、卸圍壓實驗更劇烈。

圖5 兩種卸荷實驗中變形參數(shù)隨圍壓的分布曲線Fig. 5 distribution curve of deformation parameters with confining pressure in two unloading experiments

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因可解釋為，升軸卸圍與恒軸卸圍兩種應力路徑相比，前者單位時間內的應力變化量更大，導致在同一圍壓下試樣所承受的軸向應力越大，試樣的破壞程度越嚴重，進而導致試樣的軸向剛度較小，徑向變形增大，力學參數(shù)上表現(xiàn)為升軸卸圍路徑下的彈性模量較小、泊松比較大。

3.3 卸荷抗剪強度參數(shù)特征

為了分析不同應力路徑下砂巖的抗剪強度參數(shù)變化特征，假設巖石在卸荷破壞過程中同樣滿足Mohr-Coulomb 強度準則。主應力表示的Mohr-Coulomb 強度準則可表示為

σ1=mσ3+b，

(1)

(2)

式中：m——數(shù)據(jù)點(σ1,σ3)的擬合曲線的斜率；

b——數(shù)據(jù)點(σ1,σ3)的擬合曲線的截距；

c——材料的黏聚力；

φ——內摩擦角。

根據(jù)式(1)求得，升軸卸圍和恒軸卸圍三種應力路徑下的黏聚力分別為3.40、3.33和3.10 MPa，內摩擦角分別為37.6°、41.47°和43.08°，與常規(guī)三軸條件相比，黏聚力減幅分別為2.06%和8.82%，內摩擦角增幅分別為10.28%和14.58%，不同應力路徑下的砂巖的抗剪強度參數(shù)見圖6。

圖6 不同應力路徑下砂巖的抗剪強度參數(shù)對比Fig. 6 Comparison of shear strength parameters of sandstone under different stress paths

由圖6可知，與常規(guī)三軸壓縮實驗相比，卸荷實驗中的黏聚力顯著下降，而內摩擦角有所提升。原因可解釋為：在卸荷實驗中，橫向變形顯著，試樣在體積膨脹過程中會產(chǎn)生大量的張拉裂隙，試樣以張拉破壞為主，而在常規(guī)三軸實驗中，試樣的破壞則主要以剪切破壞為主。因此，試樣壓剪破壞的黏聚力要大于張剪破壞。由于卸荷破壞以張拉破壞為主，破裂面相對粗糙，而加載破壞以剪切破壞為主，破裂面發(fā)生較為嚴重的摩擦，致使破裂面粗糙度下降。因此，卸荷實驗的內摩擦角有所提升。

4 結 論

(1) 對比三軸應力路徑下的應力-應變曲線發(fā)現(xiàn)，卸荷實驗的橫向峰值應變要遠大于常規(guī)三軸實驗的橫向峰值應變，且升軸壓、卸圍壓實驗的橫向峰值應變要大于恒軸壓、卸圍壓實驗。隨著卸荷過程起始圍壓的升高，σ3/σ30同樣逐漸增大，巖樣更易失穩(wěn)破壞。

(2) 兩種卸荷實驗中，變形模量均隨圍壓的減小而逐漸減小，且減幅逐漸遞增，泊松比則隨圍壓的減小而逐漸增大，且增幅逐漸遞增。升軸壓、卸圍壓實驗的變形模量和泊松比較恒軸壓、卸圍壓實驗更劇烈。

(3) 與常規(guī)三軸壓縮實驗相比，卸荷實驗中的黏聚力顯著下降，而內摩擦角有所提升。這是由于卸荷實驗以張拉破壞為主，常規(guī)三軸實驗以張剪破壞為主。