賈蓬，楊楠，劉冬橋，王德超，王述紅，趙永，徐雪桐

(1.東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)，110819；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京，100083)

隨地面發(fā)展空間的嚴(yán)重不足和淺部資源的日益短缺，深部地下工程的開(kāi)發(fā)與利用為經(jīng)濟(jì)的可持續(xù)發(fā)展帶來(lái)了新的活力[1]。向地球深部進(jìn)軍已成為全球?qū)＜覍W(xué)者的共識(shí)，地下工程建設(shè)在向深部發(fā)展過(guò)程中，因高應(yīng)力條件下開(kāi)挖所造成的巖爆等災(zāi)害也頻繁發(fā)生，給安全生產(chǎn)帶來(lái)嚴(yán)重的威脅，嚴(yán)重阻礙了工程建設(shè)的順利進(jìn)行[2]。

為研究開(kāi)挖卸荷誘發(fā)巖石的破壞機(jī)理，學(xué)者們展開(kāi)了深入研究。何滿潮等[3]設(shè)計(jì)真三軸單面卸載的應(yīng)力路徑，通過(guò)單面卸除最小主應(yīng)力模擬巖石開(kāi)挖所引起的應(yīng)力路徑轉(zhuǎn)化，再現(xiàn)了瞬時(shí)巖爆的破壞過(guò)程。SU 等[4]提出了單面臨空五面加載的應(yīng)力路徑，通過(guò)控制卸荷后的不同加載速率模擬研究開(kāi)挖后應(yīng)力集中效應(yīng)所引起的滯后巖爆破壞機(jī)理。FENG 等[5]進(jìn)行了不同加卸荷應(yīng)力路徑下的室內(nèi)試驗(yàn)，真三軸加卸載條件下試樣的破壞模式更為劇烈，卸載前主應(yīng)力越高破壞越嚴(yán)重。JIANG等[6]發(fā)現(xiàn)當(dāng)最小主應(yīng)力和卸荷速率較小時(shí)，巖石發(fā)生的剪切?拉伸破壞與現(xiàn)場(chǎng)剝落時(shí)的破壞類(lèi)似，當(dāng)最小主應(yīng)力和卸荷速率的初值都足夠大時(shí)，巖石在臨空面附近發(fā)生動(dòng)態(tài)巖爆。SI等[7]研究了三軸卸荷條件下巖爆的強(qiáng)度弱化效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)圍壓越高，巖石的強(qiáng)度弱化效應(yīng)越明顯，破壞模式由剪?拉復(fù)合破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槔炱茐?。隨計(jì)算技術(shù)的飛速發(fā)展，數(shù)值試驗(yàn)已然被學(xué)者們廣泛采用。HE 等[8]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)和PFC 顆粒流模型，研究了加載系統(tǒng)剛度與巖爆巖體剛度比對(duì)卸載條件下不同傾角層狀砂巖的破壞模式與能量釋放特征的影響。JIA[9]通過(guò)RFPA3D構(gòu)造三向高應(yīng)力條件下的隧洞開(kāi)挖模型分析了不同三向應(yīng)力比下的隧洞開(kāi)挖破壞模式，再現(xiàn)了巖體破壞過(guò)程中裂紋的孕育擴(kuò)展過(guò)程。

現(xiàn)有的一系列研究主要從開(kāi)挖卸荷的應(yīng)力路徑、加卸載速率、尺寸效應(yīng)、結(jié)構(gòu)面特征等幾個(gè)方面展開(kāi)[10?14]，對(duì)因開(kāi)挖卸荷誘發(fā)巖石破壞機(jī)理的研究主要針對(duì)同一種巖石。近年來(lái)研究發(fā)現(xiàn)組合巖石交界面處的開(kāi)挖更易誘發(fā)劇烈?guī)r爆，如在巴基斯坦Neelum?Jhelum水電站工程中粉砂巖與砂巖的交界面處發(fā)生極強(qiáng)巖爆，給工程的順利進(jìn)行帶來(lái)了極大的困難[15]。

目前，針對(duì)巖層交界面處巖爆發(fā)生機(jī)理尚不清楚，急需開(kāi)展對(duì)組合巖石在開(kāi)挖卸荷下誘發(fā)巖石的破壞機(jī)制研究。梁正召等[16?17]研究了不同傾角互層巖石試樣在單軸加載下的破壞規(guī)律，得出互層巖石傾角與峰值強(qiáng)度的關(guān)系，并討論了互層傾角對(duì)單軸加載下的破裂模式的影響。朱卓慧等[18]對(duì)煤巖組合體進(jìn)行了單軸分級(jí)循環(huán)加卸載的實(shí)驗(yàn)研究，得到了剪切型為主的破壞模式及應(yīng)力與應(yīng)變耗散能的關(guān)系。左建平等[19]對(duì)煤巖組合試樣進(jìn)行了單軸和三軸壓縮試驗(yàn)，獲得了不同應(yīng)力條件下的煤巖單體和組合體的力學(xué)特征和破壞模式。對(duì)于組合巖石的試驗(yàn)研究多集中于常規(guī)單軸試驗(yàn)和三軸加載試驗(yàn)[20?22]，而單軸加卸載和三軸加載下的巖石破壞規(guī)律并不符合深部三向高應(yīng)力巖體在開(kāi)挖卸荷下的應(yīng)力轉(zhuǎn)化路徑，故難以解釋深部圍巖的破壞機(jī)制。鑒于此，本文作者采用RFPA3D?Parallel數(shù)值分析工具構(gòu)造真三軸卸荷試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，研究軟硬組合巖石試樣在高應(yīng)力開(kāi)挖卸載下的破壞過(guò)程及發(fā)生機(jī)制。

1 數(shù)值模型試驗(yàn)的建立

1.1 RFPA3D數(shù)值分析工具

與其他數(shù)值分析軟件不同，RFPA3D通過(guò)對(duì)細(xì)觀基元性質(zhì)的隨機(jī)分布描述了巖石特有的非均勻性，表征巖石受載破壞變形過(guò)程的宏觀非線性[23]。常采用Weibull 分布和定義均質(zhì)度m的方法，假設(shè)材料強(qiáng)度和彈性模量等主要參數(shù)服從：

式中：x0為細(xì)觀參數(shù)，表示宏觀力學(xué)參數(shù)x的期望值；均質(zhì)度m表征分布函數(shù)的形狀并反映力學(xué)參數(shù)的均勻程度，m越大代表材料力學(xué)參數(shù)越均勻，集中在期望值x0附近的單元數(shù)目越多；m越小，代表材料力學(xué)參數(shù)均勻性越差，單元性質(zhì)分布越廣泛。詳細(xì)理論見(jiàn)文獻(xiàn)[24]。

計(jì)算中巖石細(xì)觀單元的聲發(fā)射破壞集聚現(xiàn)象和細(xì)觀基元參數(shù)劣化的時(shí)空分布規(guī)律可以很好地再現(xiàn)巖石破裂的孕育演化過(guò)程，因此，本文使用RFPA3D研究組合巖石在真三軸開(kāi)挖卸荷應(yīng)力路徑下的巖石破壞過(guò)程及機(jī)制。

1.2 數(shù)值模型建立

數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示，試樣長(zhǎng)×寬×高為50 mm×50 mm×100 mm，計(jì)算單元選取邊長(zhǎng)為1 mm的正六面體。試樣6個(gè)表面外側(cè)均設(shè)置1個(gè)單元厚度的鋼片來(lái)模擬圍巖約束作用，與室內(nèi)試驗(yàn)墊板作用相似。數(shù)值試樣的加(卸)載過(guò)程可分為3個(gè)階段：真三軸加載階段；開(kāi)挖卸荷階段(單面卸除左側(cè)鋼片)；卸荷后再加載階段。第一階段的真三軸加載使巖樣達(dá)到開(kāi)挖前所處的不同主原巖應(yīng)力狀態(tài)，為開(kāi)挖卸荷后巖爆的產(chǎn)生積蓄能量。

圖1 軟硬組合巖石加卸載模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of loading-unloading model of combined soft-hard rock

為討論不同高度比和不同傾角組合巖石在開(kāi)挖卸荷下的破壞機(jī)制，設(shè)計(jì)以下2組試驗(yàn)：

1)不同組合高度的軟硬巖石試樣的真三軸單面卸荷試驗(yàn)。設(shè)定軟硬巖石高度比K=hs/ha(其中，hs和ha分別為軟巖和硬巖的高度)，K分別取0:1，1:2，1:1，2:1和1:0，如圖2所示。

圖2 軟硬組合巖石高度比KFig.2 Height ratio K of combined soft-hard rock

2)不同組合傾角下的軟硬巖石試樣的真三軸單面卸荷試驗(yàn)：組合傾角α設(shè)置為0°，15°，30°，45°，60°，75°和90°，如圖3所示。

圖3 軟硬組合巖石傾角αFig.3 Dip angle α of interface of combined soft-hard rock

1.3 數(shù)值模擬參數(shù)的選取

硬巖參數(shù)選取參考何滿潮等[3]的室內(nèi)試驗(yàn)，彈性模量E=66 700 MPa，單軸抗壓強(qiáng)度σc=165 MPa，拉壓比T/C=1/10(T為單軸抗拉強(qiáng)度，C為單軸抗壓強(qiáng)度)。根據(jù)ZHU 等[25]提出的方法，對(duì)宏細(xì)觀力學(xué)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，取均質(zhì)度m=8，平均彈性模量Ea=74 000 MPa，平均抗壓強(qiáng)度Sa=320 MPa，拉壓比為1/10。軟巖參數(shù)各自選取硬巖參數(shù)的1/2，如表1所示(此處軟巖、硬巖僅表示它們的強(qiáng)度存在差異)。

表1 數(shù)值試驗(yàn)軟硬巖石組合試樣細(xì)觀參數(shù)Table 1 Numerical parameters of combined soft-hard rock samples

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析討論

2.1 不同組合高度巖石的加卸載破壞機(jī)理研究

2.1.1 破壞過(guò)程分析

圖4所示為0°傾角軟硬組合巖石高度比K=1:1時(shí)的應(yīng)力?應(yīng)變曲線特征和破壞演化過(guò)程(εx為法向應(yīng)變)，顯示了在加卸載過(guò)程中組合巖石的聲發(fā)射破壞、彈性模量劣化和損傷位置分布的變化，再現(xiàn)了微裂紋的孕育擴(kuò)展過(guò)程。由圖4可知：在真三軸加載階段，首先將巖樣三向加載至真三軸的應(yīng)力狀態(tài)以模擬開(kāi)挖卸荷前的三向高應(yīng)力(其中，σ1=100 MPa，σ2=40 MPa，σ3=5 MPa)，經(jīng)過(guò)反復(fù)試算以確保在卸荷前的真三軸加載過(guò)程不會(huì)發(fā)生加載破壞，且卸荷瞬間可以產(chǎn)生明顯的聲發(fā)射現(xiàn)象，σ1采用位移加載，加載步長(zhǎng)為0.002 mm，σ2和σ3采用圍壓加載，加載步長(zhǎng)為2.5 MPa。當(dāng)σ1=100 MPa時(shí)瞬時(shí)卸除左側(cè)鋼片以模擬單面卸載最小主應(yīng)力σ3，同時(shí)保持σ2不變，在σ1方向繼續(xù)進(jìn)行位移加載，以模擬開(kāi)挖引起應(yīng)力重分布導(dǎo)致的切向應(yīng)力集中效應(yīng)。

卸荷瞬間，在較軟巖石的臨空面附近出現(xiàn)局部微損傷(圖4(a))，表明瞬時(shí)卸荷對(duì)巖樣引起的損傷主要集中在較軟巖石臨空面處，與此同時(shí)應(yīng)力?應(yīng)變曲線產(chǎn)生10.9 MPa 的垂直應(yīng)力降。在卸荷后的加載階段，卸荷后再繼續(xù)位移加載σ1，聲發(fā)射破壞大量聚集在軟巖的臨空面，在軟硬巖石的交界面出現(xiàn)少量局部微損傷(圖4(b))，進(jìn)一步加載σ1，在較軟巖石的臨空面產(chǎn)生局部微裂紋，并逐步擴(kuò)展至較硬巖石(圖4(c))，隨后巖石的應(yīng)力?應(yīng)變曲線產(chǎn)生第一個(gè)屈服臺(tái)階，當(dāng)持續(xù)加載至接近巖石的峰值強(qiáng)度時(shí)，在較軟巖石臨空面附近形成局部V型破壞，并在較硬巖石的內(nèi)部形成平行于臨空面的第二條張性裂紋(圖4(d))，繼續(xù)加載時(shí)，巖石的應(yīng)力?應(yīng)變曲線急劇跌落，在軟巖臨空面附近的破壞進(jìn)一步加劇，在較硬巖石內(nèi)部形成新的平行裂紋(圖4(e))。各條裂紋相互貫通，最終形成靠近軟巖臨空面的局部剪切破壞，并擴(kuò)展至較硬巖的張性復(fù)合破壞(圖4(f))。

圖4 軟硬組合巖石加卸載應(yīng)力?應(yīng)變曲線和破壞演化過(guò)程圖(0°,K=1:1)Fig.4 Stress?strain curves and failure process of scombined soft-hard rock(0°,K=1:1)

2.1.2 力學(xué)特征分析

圖5所示為不同高度比的軟硬組合巖石在真三軸加卸載條件下的應(yīng)力?應(yīng)變曲線特征。由圖5可知：在真三軸加載階段，隨軟巖高度比增大，應(yīng)力?應(yīng)變的斜率減小，表明組合巖石的彈性模量隨軟巖高度比增加而減??；卸荷瞬間組合巖石試樣均產(chǎn)生垂直應(yīng)力降，依次為8.2，10.2，10.9，11.8和12.9 MPa，即隨軟巖高度比例增大，卸荷產(chǎn)生的瞬時(shí)應(yīng)力降也逐漸增大，表明軟巖高度比例越大的巖石試樣瞬態(tài)卸荷產(chǎn)生的損傷效應(yīng)越明顯。組合巖石和軟巖單體(硬巖所占的高度比例為0，組合巖石為單一的軟巖)在真三軸卸荷后的再加載階段應(yīng)力?應(yīng)變曲線均有明顯的塑性屈服平臺(tái)，且隨軟巖高度增加，達(dá)到峰值應(yīng)力所需的峰值應(yīng)變逐漸增大。在K=0:1 時(shí)(軟巖所占的高度比例為0，組合巖石為單一的硬巖)應(yīng)力?應(yīng)變曲線在峰后段呈現(xiàn)出跌落的脆性跌落特征，對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度為380 MPa。隨軟巖高度比增大，組合巖石的峰值強(qiáng)度逐漸降低，但含有軟巖的組合體峰值強(qiáng)度集中在220 MPa左右，表明組合巖石的峰值強(qiáng)度主要受軟巖的力學(xué)性質(zhì)控制。

圖5 不同高度比K軟硬組合巖石的應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.5 Stress?strain curves of combined soft-hard rock with different height ratios

圖6所示為在真三軸單面卸荷條件下，不同高度比組合巖石對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變?chǔ)舩隨切向應(yīng)力σ1變化的曲線。由圖6可知：當(dāng)K=0:1時(shí)(組合巖石為單一的硬巖)，組合試樣的峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變最小。隨軟巖高度比例增加，峰值應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變逐漸增加，表明隨軟巖高度比增加，側(cè)向擴(kuò)容增強(qiáng)；當(dāng)K=2:1和K=1:0時(shí)，應(yīng)力?應(yīng)變曲線接近水平，呈現(xiàn)出強(qiáng)烈的擴(kuò)容特性。

圖6 不同高度比下軟硬組合巖石對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變?chǔ)舩隨切向應(yīng)力σ1變化曲線Fig.6 Curves of stress σ1 vs.normal strain(εx)of combined soft-hard rocks with different height ratios

2.1.3 破壞結(jié)果分析

圖7所示為不同高度比組合巖石在真三軸加卸荷下的破壞模式。由圖7可知：破壞主要集中在軟巖的臨空面附近并向硬巖石擴(kuò)展，其中軟巖的裂紋破壞更靠近臨空面附近，硬巖裂紋則距離臨空面一定范圍更靠近巖石內(nèi)部。在破壞模式上，隨軟巖高度比增大，巖石的破壞模式由以剪切破壞為主的剪張復(fù)合型破壞向以張拉為主的張剪復(fù)合型破壞轉(zhuǎn)變，如當(dāng)K=0:1時(shí)，破壞模式為臨空面附近的剪切性破壞伴隨少量的張性破壞；當(dāng)K=1:2和K=1:1時(shí)，在軟巖臨空面附近形成局部張剪復(fù)合破壞，硬巖距離臨空面一定距離形成多條平行裂紋的張性破壞；當(dāng)K=2:1和K=1:0時(shí)，在臨空面附近形成以拉破壞為主的張性破壞，并伴隨少量的剪切破壞。

圖7 不同軟硬巖石組合高度比對(duì)應(yīng)的破壞模式Fig.7 Failure modes of combined soft-hard rocks with different height ratios

2.2 不同組合傾角巖石的加卸載破壞機(jī)理研究

2.2.1 破壞過(guò)程分析

圖8所示為45°軟硬組合巖石試樣在真三軸加卸載條件下的應(yīng)力?應(yīng)變曲線和破壞演化過(guò)程。由圖8可知：首先將巖石加載至與0°傾角組合試樣相同的卸荷前應(yīng)力狀態(tài)，即σ1=100 MPa，σ2=40 MPa，σ3=5 MPa。瞬時(shí)卸除左側(cè)鋼片以模擬開(kāi)挖引起的卸荷效應(yīng)，卸荷瞬間，較軟巖石的臨空面附近和軟硬巖石交界面均出現(xiàn)少量局部微損傷，與此同時(shí)，應(yīng)力?應(yīng)變曲線產(chǎn)生10.9 MPa 的垂直應(yīng)力降(圖8(a))；卸荷后繼續(xù)加載σ1，聲發(fā)射大量聚集于軟巖臨空面附近和軟硬巖石交界面，局部微裂紋開(kāi)始萌生(圖8(b))；繼續(xù)加載σ1，應(yīng)力?應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯的非線性變形并出現(xiàn)第一個(gè)屈服臺(tái)階，且在交界面形成宏觀滑移裂紋(圖8(c))；進(jìn)一步加載，應(yīng)力?應(yīng)變曲線斜率明顯減小，表明巖石的宏觀彈性模量降低，出現(xiàn)了第一個(gè)屈服平臺(tái)，組合巖樣的滑移裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展(圖8(d))；持續(xù)加載至巖石的峰值強(qiáng)度，在較軟巖石臨空面附近形成平行于臨空面的張性裂紋(圖8(e))，最終加載至巖石的殘余強(qiáng)度，形成沿著軟硬巖石交界面的主滑移破壞，并在較軟巖石臨空面附近形成局部張剪復(fù)合V型破壞(圖8(f))。

圖8 軟硬組合巖石加卸載應(yīng)力?應(yīng)變曲線和破壞演化過(guò)程圖(45°)Fig.8 Loading-unloading stress?strain curves and failure process of combined soft-hard rock(45°)

2.2.2 力學(xué)特征分析

圖9所示為不同軟硬組合傾角巖石加卸載應(yīng)力?應(yīng)變曲線。由圖9可知：卸荷前的真三軸加載過(guò)程均采用相同的加載方式和應(yīng)力狀態(tài)。真三軸單面卸荷瞬間組合巖石均產(chǎn)生了11 MPa 左右的應(yīng)力降，這與卸荷前的真三軸應(yīng)力狀態(tài)相同有關(guān)。在卸荷后再加載階段，所有組合巖石在應(yīng)變0.20%之后均產(chǎn)生了明顯的屈服臺(tái)階，表明軟硬組合巖石宏觀滑移破壞面形成。組合巖樣的峰后應(yīng)力應(yīng)變曲線均呈現(xiàn)出跌落特征，脆性特征顯著。最終巖石的峰值強(qiáng)度與組合傾角有關(guān)，即隨組合傾角的增加，峰值應(yīng)力呈現(xiàn)出先減小后增大的規(guī)律，在α=60°時(shí)取得最小值，α=90°時(shí)取得最大值，峰值應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變也呈現(xiàn)出相同的規(guī)律，這與文獻(xiàn)[16]和文獻(xiàn)[17]中互層巖石在單軸加載下的規(guī)律一致。

圖9 不同傾角組合巖石應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.9 Stress?strain curves of combined rock with different dip angles

圖10所示為不同組合傾角下軟硬巖石對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變?chǔ)舩隨最大主應(yīng)力σ1變化的曲線。由圖10可知：相比于組合傾角為0～60°的情況，當(dāng)組合傾角為75°～90°時(shí)，卸荷面法向應(yīng)變?cè)趲r樣達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)迅速增大，表現(xiàn)出強(qiáng)烈的擴(kuò)容特征。應(yīng)力?應(yīng)變曲線逐漸接近水平，擴(kuò)容現(xiàn)象顯著，這與組合巖石在75°～90°的張性破裂為主的破壞模式密切相關(guān)。

圖10 不同傾角組合巖石對(duì)應(yīng)的卸荷面法向應(yīng)變?chǔ)舩隨切向應(yīng)力σ1變化曲線Fig.10 Curves of stress σ1 vs.normal longitudinal strain(εx)of combined soft-hard rocks with different dip angles

2.2.3 破壞結(jié)果分析

圖11所示為不同傾角組合巖石在真三軸卸荷下的破壞結(jié)果。由圖11可知：組合巖石的主破裂位置與巖石的軟硬程度有關(guān)。巖石的破壞首先出現(xiàn)在靠近較軟巖石的臨空面附件和軟硬巖石組合的交界面處，組合巖石的破壞主要發(fā)生在較軟的巖石上，且局部化破壞特征顯著。主破壞模式與軟硬巖組合傾角有關(guān)：0～15°組合下巖石形成以拉破壞為主的貫通軟硬巖石的張性破壞。在30°～45°組合傾角下，局部破壞特征顯著，沿著軟硬巖石交界面伴隨滑移破壞在較軟巖石臨空面附近形成V型巖爆坑。在60°～75°組合傾角下，巖石滑移破壞顯著；90°組合傾角形成拉破壞為主的破壞，主要集中在較軟巖層。

圖11 不同傾角軟硬巖石組合對(duì)應(yīng)的破壞模式Fig.11 Failure modes of combined soft-hard rocks with different dip angles

3 結(jié)論

1)組合巖石在真三軸加卸荷下的破壞位置與軟硬巖石有關(guān)，巖石的破壞首先發(fā)生并集中破壞于較軟巖石的臨空面和軟硬巖石的交界面，并向硬巖石內(nèi)部擴(kuò)展。軟巖處裂紋更靠近臨空面附近，硬巖裂紋距離臨空面一定范圍并深入巖石內(nèi)部。

2)組合巖石的破壞模式與軟硬巖石的高度有關(guān)，隨軟巖高度比增加，組合巖石破壞由剪切破壞為主的剪張復(fù)合型破壞向以張性為主的張剪復(fù)合型破壞轉(zhuǎn)變。

3)組合巖石的破壞模式與軟硬巖組合傾角有關(guān)。在0～15°組合傾角下，巖石形成以拉破壞為主的貫通軟硬巖石的張性破壞；在30°～45°組合傾角下，局部破壞特征顯著，沿著軟硬巖石交界面伴隨滑移破壞形成V 型巖爆坑；在60°～75°組合傾角下，巖石滑移破壞顯著；在90°組合傾角下，形成以拉破壞為主的破壞。

4)組合巖石的峰值應(yīng)力與巖石組合體的高度比密切相關(guān)。隨軟巖的高度比增加，組合巖石的峰值強(qiáng)度逐漸降低，表明組合巖石的峰值強(qiáng)度主要受軟巖的力學(xué)性質(zhì)控制。隨組合傾角增大，峰值應(yīng)力呈先減小后增大的規(guī)律，在α=60°時(shí)，峰值應(yīng)力取得最小值，α=90°時(shí)，峰值應(yīng)力取得最大值。