朱集煤礦泥巖的流變試驗(yàn)與本構(gòu)模型研究

高春艷, 高全臣 ,江 斌,吳 浩

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；2.石家莊經(jīng)濟(jì)學(xué)院 管理科學(xué)與工程學(xué)院，石家莊 050031 )

朱集煤礦泥巖的流變試驗(yàn)與本構(gòu)模型研究

高春艷1，2, 高全臣1,江 斌1,吳 浩1

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；2.石家莊經(jīng)濟(jì)學(xué)院 管理科學(xué)與工程學(xué)院，石家莊 050031 )

巷道等地下工程圍巖的蠕變極大地影響著工程的穩(wěn)定性，正確認(rèn)識巖石的流變特性可以使巖土工程的設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)行更加安全可靠。以朱集煤礦泥巖為研究對象，采用分級加載方式，進(jìn)行單軸彈黏塑性流變試驗(yàn)，借助Origin軟件對流變試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行深入分析，研究該巖樣各級荷載作用下的軸向蠕變規(guī)律，并分別采用線性的Burgers模型和七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)對軸向蠕變曲線進(jìn)行擬合，確定流變模型的力學(xué)參數(shù)。將擬合曲線與試驗(yàn)曲線對比分析，結(jié)果表明：應(yīng)力水平較低時(shí)，2種模型均能較好地反映蠕變過程；當(dāng)應(yīng)力達(dá)到長期強(qiáng)度后，七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)能較好地反映泥巖巖樣流變的3個(gè)階段，而Burgers模型偏差較大。

泥巖；流變試驗(yàn)；軸向流變；蠕變模型；應(yīng)力水平

1 研究背景

流變是巖石材料的重要力學(xué)特性。許多大型地下洞室圍巖如巷道、隧道等的受力和變形只有從巖體流變學(xué)的觀點(diǎn)和方法出發(fā)，才能作出合理解釋。研究巖石的流變特性，可以為巖土工程的設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)行提供可靠的理論依據(jù)和參考數(shù)據(jù)[1-4]。進(jìn)行巖石室內(nèi)蠕變試驗(yàn)并根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立相應(yīng)的蠕變模型是研究巖石流變力學(xué)特性的主要途徑[5-9]。

國內(nèi)外學(xué)者對巖石流變特性做了大量的試驗(yàn)研究，并建立了多種本構(gòu)模型。傳統(tǒng)的蠕變模型有Kelvin模型、Burgers模型、西原模型等[10]。這些模型均是通過串聯(lián)或者并聯(lián)的方式將線性元件組合在一起形成的，具有各自特點(diǎn),適用于不同的情況，但是均不能描述巖石加速蠕變特征。而事實(shí)上,巖石材料尤其是軟巖都存在加速蠕變階段，深井圍巖在高應(yīng)力情況下同樣存在加速蠕變階段。近年來，一些學(xué)者采用非線性元件代替?zhèn)鹘y(tǒng)模型中的部分線性元件，或者增加一個(gè)非線性元件組成巖石非線性蠕變模型來描述巖石的流變。徐衛(wèi)亞等[11]將巖石非線性黏塑性體與五元件黏彈性模型串聯(lián)，建立巖石七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)；袁海平等[12]基于Mohr Coulomb準(zhǔn)則提出改進(jìn)的Burgers蠕變模型；范慶忠等[13]引入損傷和硬化2種機(jī)制建立非線性蠕變模型。隨著采礦巷道等地下工程相應(yīng)的巖石力學(xué)條件愈來愈復(fù)雜，蠕變模型的參數(shù)確定及在特定巖石中的應(yīng)用仍需深入研究。

朱集煤礦位于安徽省淮南市潘集區(qū)與懷遠(yuǎn)縣交界處的武前莊與騎龍莊一帶，含煤地層為石炭系和二疊系，其中二疊系的山西組與上、下石盒子組為主要含煤層段。主要可采煤層直接頂、底板均以泥巖為主，其次為粉砂巖和砂巖。泥巖巖體質(zhì)量指標(biāo)為0.74～1.27，平均值為0.95，巖體質(zhì)量一般為中等，少數(shù)為良，屬不穩(wěn)定～中等。特別是頂?shù)装鍨樘抠|(zhì)泥巖，厚度小，抗壓強(qiáng)度低，多屬軟巖，穩(wěn)定性差～中等。

巖土流變特性分析是預(yù)測巷道圍巖長期穩(wěn)定性的重要依據(jù)。因此，本文選取朱集煤礦深井泥巖為研究對象，采用分級加載方式，進(jìn)行單軸彈黏塑性流變試驗(yàn)；利用Origin數(shù)據(jù)處理軟件對流變試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行深入分析，詳細(xì)研究該類巖石各蠕變階段軸向非線性黏彈塑性變形特性。分別采用線性的Burgers模型和七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)對軸向蠕變數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，確定力學(xué)參數(shù)，并將擬合曲線和試驗(yàn)曲線對比，分析2種流變模型的適用性與合理性，為朱集煤田巷道及類似巖土工程的設(shè)計(jì)、施工和長期穩(wěn)定提供理論參考。

2 流變試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

2.1 巖樣特性

朱集煤礦巷道頂、底板泥巖主要為炭質(zhì)泥巖，原巖物理力學(xué)性質(zhì)匯總見表1。因工程現(xiàn)場地質(zhì)條件復(fù)雜，取樣范圍廣泛，故數(shù)據(jù)離散，工程上一般僅用平均值作參考。

表1 朱集煤礦巷道泥巖物理力學(xué)性質(zhì)

本文選取編號為“頂2/6-7”試樣進(jìn)行研究。試樣為圓柱形，尺寸為?50.2 mm ×106.5 mm。將聲波、外觀、礦物成分與“頂2/6-7”試樣相似的試件進(jìn)行對比分析，確定“頂2/6-7”試樣瞬時(shí)抗壓強(qiáng)度約為70 MPa，取長期抗壓強(qiáng)度為瞬時(shí)抗壓強(qiáng)度的75%，約53 MPa。

2.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)在TAW-2000M巖石多功能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。TAW-2000M巖石多功能試驗(yàn)機(jī)最大軸向力2 000 kN，試驗(yàn)力精度±1%，試驗(yàn)力分辨率1/120 000，位移精度±1%，位移分辨率1/100 000，變形分辨率1/100 000，變形測量范圍軸向?yàn)?～10 mm、徑向?yàn)?～5 mm。蠕變加載系統(tǒng)加載平穩(wěn)，長時(shí)間穩(wěn)定性好，在軸向試驗(yàn)力、剪切試驗(yàn)力和圍壓量程范圍內(nèi)，100 h力值波動(dòng)小于1/100；試驗(yàn)持續(xù)時(shí)間大于120 d。

2.3 試驗(yàn)方案

為避免外界環(huán)境的影響，試驗(yàn)在恒溫恒濕的流變實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行。室內(nèi)溫度控制在(20±3)℃,濕度控制在40%。

試驗(yàn)根據(jù)瞬時(shí)抗壓強(qiáng)度逐級施加荷載。第1級荷載的應(yīng)力擬定為常規(guī)抗壓強(qiáng)度的40%，約為29.8 MPa，施加的荷載約為59 kN。后面幾級荷載按10 kN遞增，直到試樣破壞，第1～6級應(yīng)力水平分別為29.8,34.8,39.9，44.9,50.0,55.0 MPa。加載速率為20 N/s。試驗(yàn)過程中計(jì)算機(jī)自動(dòng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集,加載期間采樣間隔0.01 min，加載穩(wěn)定后采樣間隔5 min。最后一級荷載持續(xù)時(shí)間由試驗(yàn)的破壞情況決定，本試驗(yàn)約為2.76 h，其余各級荷載持續(xù)時(shí)間控制在24 h左右。

流變試驗(yàn)的主要步驟為：

(1) 將烘干巖樣用橡皮膜包好(防止壓壞以后碎屑崩落，保持破壞時(shí)試驗(yàn)的原始狀態(tài))，裝好測量軸向變形和側(cè)向變形的引伸計(jì)；

(2) 將準(zhǔn)備好的試樣放入試驗(yàn)機(jī)中，調(diào)整好試樣的中心位置，使巖樣的軸線與試驗(yàn)機(jī)加載中心線相重合，避免巖樣偏心受壓；

(3) 通過伺服系統(tǒng)給巖樣施加第一級應(yīng)力，系統(tǒng)按指定的時(shí)間間隔自動(dòng)記錄該級應(yīng)力水平下巖樣的變形值，當(dāng)達(dá)到規(guī)定觀測時(shí)間后，則進(jìn)入下一級應(yīng)力水平試驗(yàn)。在最后一級荷載作用下巖樣發(fā)生流變破壞；

(4) 取出巖樣，描述其破壞形式，整理試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)所得軸向分級加載軸向蠕變曲線如圖1所示。曲線對應(yīng)數(shù)字為各級荷載的應(yīng)力水平。

圖1 軸向蠕變試驗(yàn)曲線

3.2 數(shù)據(jù)分析

本文利用Origin軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)分析并進(jìn)行流變模型擬合和參數(shù)確定。Origin軟件不需要在編程上花費(fèi)大量精力，操作簡單,容易掌握,可以繪制各種圖形，還可以方便地實(shí)現(xiàn)自定義函數(shù)的擬合。

試驗(yàn)結(jié)果表明：

(1) 在每一級荷載作用下，都會(huì)產(chǎn)生瞬時(shí)線性應(yīng)變，如表2所示。瞬時(shí)應(yīng)變?yōu)閺募虞d開始至加載完成的應(yīng)變量。瞬時(shí)應(yīng)變占每級荷載下總應(yīng)變的比率隨著荷載等級的增高逐漸減小。

表2 各級荷載作用下的應(yīng)變

圖3 各級荷載作用下的軸向蠕變速率

圖2 加載過程中的瞬時(shí) 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

各級荷載加載期間的瞬時(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖2。第一級荷載加載初期曲線上凹，試件中原有張開性結(jié)構(gòu)面或微裂隙逐漸閉合，巖石被壓密，形成早期的非線性變形。當(dāng)應(yīng)力約為11.7 MPa時(shí)，曲線呈直線，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性關(guān)系，一直到加載完成。其余各級荷載在加載期間曲線始終為直線，應(yīng)力-應(yīng)變?yōu)榫€性關(guān)系。

(2) 在前5級荷載作用下，經(jīng)過24 h，軸向應(yīng)變逐漸趨于穩(wěn)定。在最后12 h內(nèi)，第1，第2級荷載作用下試樣的變形量約為0.001 mm，第3—5級荷載作用下試樣的變形量約為0.003 mm。第5級荷載作用結(jié)束時(shí)的總應(yīng)變?yōu)?.007 22。蠕變曲線呈衰減趨勢，各級荷載下的蠕變速率隨著時(shí)間推移而減小至0，如圖3所示。

(3) 在第6級荷載作用下，應(yīng)力達(dá)到55.0 MPa，

經(jīng)過2.69 h，試樣破壞，其蠕變?nèi)糖€如圖3(f)所示，曲線可劃分為4個(gè)階段：Ⅰ瞬時(shí)變形階段，加載后試樣產(chǎn)生瞬時(shí)彈性變形；Ⅱ衰減蠕變階段，蠕變速率逐漸衰減為恒定值，約為0.002 6/h；Ⅲ穩(wěn)定蠕變階段，蠕變速率基本保持不變，持續(xù)約50 min；Ⅳ加速蠕變階段，蠕變速率迅速增大，直到試樣破壞，持續(xù)時(shí)間非常短暫，約為25 min。

通過對以上蠕變曲線的分析可知，該泥巖試樣具有以下幾個(gè)特點(diǎn)：①施加某一應(yīng)力水平后，產(chǎn)生瞬時(shí)彈性應(yīng)變，所以流變模型中應(yīng)包含彈性元件；②各級應(yīng)力水平下，應(yīng)變均隨時(shí)間的推移而增加,模型中應(yīng)包含黏性元件；③應(yīng)力水平較低時(shí),應(yīng)變速率隨時(shí)間增大而減小,應(yīng)變最終將趨于穩(wěn)定，應(yīng)力水平越高，最終應(yīng)變越大；未出現(xiàn)定常蠕變和加速蠕變，巖樣不會(huì)破壞，在模型中應(yīng)包含能模擬衰減蠕變的元件，如開爾文體等；④應(yīng)力水平較高時(shí),出現(xiàn)衰減蠕變、定常蠕變和加速蠕變，巖樣會(huì)發(fā)生破壞。

4 流變本構(gòu)模型研究

根據(jù)巖體的力學(xué)特性和流變特性選用不同的巖石流變模型,通過與實(shí)際數(shù)據(jù)的對比進(jìn)行參數(shù)的調(diào)整,最終確定模型類型和參數(shù)形式,并通過擬合計(jì)算出彈性和黏塑性參數(shù)的具體值。根據(jù)前面的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析,本試驗(yàn)選用線性伯格斯(Burgers)模型和七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)，利用Origin軟件對數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合，確定力學(xué)參數(shù)。

4.1 伯格斯模型擬合和參數(shù)辨識

伯格斯(Burgers)模型如圖4所示，是由開爾文體和馬克斯威爾體串聯(lián)形成的，是一種黏彈性體，適合擬合較低應(yīng)力下的軟巖蠕變曲線。

圖4 伯格斯模型

伯格斯(Burgers)模型的蠕變方程為

(1)

式中:σc為應(yīng)力常數(shù);t為時(shí)間；E1,E2為材料的彈性模量；η1，η2為材料的黏性系數(shù)。

擬合曲線如圖5所示，擬合參數(shù)如表3所示。擬合相似度越接近于1，表明擬合準(zhǔn)確度越好。

圖5 伯格斯模型擬合曲線

Table 3 Parameters of Burgers model

荷載等級應(yīng)力/MPa擬合相似度E1/MPaη1/(MPa·h)E2/MPaη2/(MPa·h)第1級29．80．9839756．26221894．593091．296212．64第2級34．80．9960261．14339717．683803．2811837．16第3級39．90．9940365．43120194．483251．837039．21第4級44．90．9977368．38180581．643686．378913．97第5級50．00．9898971．34170903．953351．2110681．82第6級55．00．8502973．56601．16-16．18-623．42

通過對圖1和圖5以及表3的分析可知:前5級荷載的蠕變曲線擬合較好，最后一級荷載曲線擬合不理想。4個(gè)參數(shù)在不同應(yīng)力水平下的數(shù)值有所不同，但除最后一級荷載外變化范圍相對平均值來說并不大，所以均可取其平均值得：E1=64.5 MPa，E2=3 436.8 MPa，η1=206 658.4MPa·h，η2=8 937.0 MPa·h，E2/η2=0.384 6。則伯格斯蠕變方程為

(2)

第6級荷載作用下的應(yīng)力為55 MPa，應(yīng)力水平高于長期強(qiáng)度，所以出現(xiàn)了加速蠕變階段，但是伯格斯模型并不能很好地模擬這一過程，需改用其他傳統(tǒng)模型。因?yàn)槟Ｐ偷慕M成元件均為線性的，所以無論元件多少，組合形式多復(fù)雜，均不能模擬加速蠕變，有必要采用非線性的黏彈塑性流變模型對蠕變曲線進(jìn)行擬合。

4.2 七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)擬合和參數(shù)辨識

河海模型是一種七元件組成的非線性黏彈塑性流變模型，如圖6所示。該模型由五元件黏彈性模型和一個(gè)非線性黏塑性體串聯(lián)而成。當(dāng)流變指數(shù)n=1時(shí)，模型退化為西原模型；n≠1時(shí)為非線性模型；n<1，可以描述衰減蠕變，n>1，可以描述加速蠕變。

圖6 七元件非線性黏彈塑性模型(河海模型)

河海模型蠕變方程為：

當(dāng)σ<σs時(shí),

(3)

當(dāng)σ≥σs時(shí),

(4)

式中:σs為屈服應(yīng)力或長期強(qiáng)度;E1,E2,E3為材料的彈性模量;η1,η2,η3為材料的黏性系數(shù);n為流變指數(shù)。

擬合過程可參考文獻(xiàn)[5]，擬合曲線如圖7所示，擬合參數(shù)如表4所示。擬合效果相對伯格斯模型效果更好，尤其是對第6級荷載下的加速蠕變能

表4 七元件非線性黏彈塑性模型(河海模型)擬合參數(shù)

注：第6級荷載的擬合相似度表示黏彈性蠕變擬合部分，黏塑性蠕變擬合的相似度為0.956 81。

夠很好擬合。將各參數(shù)的平均值作為流變參數(shù)，得到河海模型的蠕變方程：

當(dāng)σ<53 MPa時(shí),

(5)

當(dāng)σ≥53 MPa時(shí),

(6)

圖7 七元件非線性黏彈塑性模型 (河海模型)擬合曲線

5 結(jié) 論

(1) 軸向應(yīng)力狀態(tài)是影響巖石流變的最重要因素， 應(yīng)力值越大流變量越大。 朱集煤礦深井巷道頂板泥巖試樣的單軸流變試驗(yàn)研究， 獲得了各級荷載作用下的蠕變曲線，并對曲線進(jìn)行了分析， 總結(jié)了泥巖試樣軸向蠕變特性和規(guī)律。研究表明： 軸向應(yīng)力小于長期強(qiáng)度時(shí)，巖樣表現(xiàn)出線性黏彈性； 軸向應(yīng)力達(dá)到長期強(qiáng)度時(shí)，巖樣表現(xiàn)出非線性黏彈塑性。

(2) 根據(jù)巖石蠕變試驗(yàn)數(shù)據(jù),利用Origin軟件分別對Burgers模型和七元件非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)進(jìn)行了辨識。應(yīng)力水平較低(低于長期強(qiáng)度)時(shí)，2種模型的擬合曲線和試驗(yàn)曲線均吻合較好。當(dāng)應(yīng)力達(dá)到長期強(qiáng)度后，河海模型能較好地反映出泥巖巖樣流變的3 個(gè)階段，而伯格斯模型擬合偏差較大。

(3) 本文從巖石流變試驗(yàn)出發(fā)，確定蠕變方程和流變參數(shù)，能夠?yàn)橄锏赖脑O(shè)計(jì)、施工和正常運(yùn)行提供理論參考，具有一定的實(shí)用價(jià)值。

(4) 因試驗(yàn)條件限制，本文試驗(yàn)時(shí)間較短，采用該時(shí)間段的蠕變數(shù)據(jù)對巖石長期蠕變進(jìn)行擬合和分析具有一定局限性，還需作進(jìn)一步研究。

[1] 孫 鈞. 巖土材料流變及其工程應(yīng)用[M]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，1999. (SUN Jun. Rheological Behavior of Geotechnical Materials and Its Engineering Applications[M]. Beijing：China Architecture and Building Press，1999.(in Chinese))

[2] 孫 鈞. 巖石流變力學(xué)及其工程應(yīng)用研究的若干進(jìn)展[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2007，26(6)：1081-1106. (SUN Jun. Rock Rheological Mechanics and Its Advance in Engineering Applications[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，26(6)：1081-1106.(in Chinese))

[3] GRIGGS D T. Creep of Rocks[J]. Journal of Geology,1939,47:225-251.

[4] LNAGER M. Rheological Behaviour of Rock Mass[C]//Proceedings of the 4th International Congress of Rock Mechanics, General Report. Themel, Monrteux, ISRM,1979: 29-96.

[5] 楊圣奇. 巖石流變力學(xué)特性研究及其工程應(yīng)[D]. 南京：河海大學(xué)，2005.(YANG Sheng-qi. Study on Characteristics of Rock Rheological Mechanics and Its Engineering Applications[D]. Nanjing：Hohai University，2005.(in Chinese))

[6] 齊明山. 大變形軟巖流變性態(tài)及其在隧道工程結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究[D]. 上海：同濟(jì)大學(xué)，2006. (QI Ming-shan. Study on Rheological Properties of Soft Rock with Large Deformation and Its Application in Tunnel Engineering[D]. Shanghai：Tongji University，2006. (in Chinese))

[7] 趙旭峰. 擠壓性圍巖隧道施工時(shí)空效應(yīng)及其大變形控制研究[D]. 上海：同濟(jì)大學(xué)，2006. (ZHAO Xu-feng. Temporal and Spatial Effect of Construction and Control of Large Deformation of Tunnels in Squeezing Ground[D]. Shanghai: Tongji University，2006.(in Chinese))

[8] 陳文玲. 黑河水庫壩肩邊坡云母石英片巖三軸蠕變機(jī)理及蠕變模型研究[D]. 西安：長安大學(xué)，2009. (CHEN Wen-ling. Study on Triaxial Creep Mechanism and Creep Model of Mica-quartzose Schist at Dam Abutment of Heihe Reservoir[D]. Xi’an：Chang’an University，2009. (in Chinese))

[9] 楊圣奇，徐衛(wèi)亞，楊松林. 龍灘水電站泥板巖剪切流變力學(xué)特性研究[J]. 巖土力學(xué)，2007，28(5)：895-902.(YANG Sheng-qi，XU Wei-ya，YANG Song-lin. Investigation on Shear Rheological Mechanical Properties of Shale in Longtan Hydropower Project[J]. Rock and Soil Mechanics，2007，28(5)：895-902.(in Chinese))

[10]范廣勤 . 巖土工程流變力學(xué)[M]. 北京: 煤炭工業(yè)出版社, 1993. (FAN Guang-qin. Rheology Mechanics of Geotechnical Engineering[M]. Beijing: China Coal Industry Publishing House, 1993. (in Chinese))

[11]徐衛(wèi)亞，楊圣奇，褚衛(wèi)江. 巖石非線性黏彈塑性流變模型(河海模型)及其應(yīng)用[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2006，25(3)：433-447.(XU Wei-ya，YANG Sheng-qi，CHU Wei-jiang. Nonlinear Visco-elasto- plastic Rheological Model (Hohai Model) of Rock and Its Engineering Application[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(3)：433-447.(in Chinese))

[12]袁海平，曹 平，許萬忠，等. 巖石黏彈塑性本構(gòu)關(guān)系及改進(jìn)的Burgers蠕變模型[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2006，28(6)：796-799.(YUAN Hai-ping， CAO Ping， XU Wan-zhong，etal. Visco-elasto-plastic Constitutive Relationship of Rock and Modified Burgers Creep Model[J]. Chinese Journal of Geotechnica1 Engineering，2006，28(6)：796-799.(in Chinese))

[13]范慶忠，高延法. 軟巖蠕變特性及非線性模型研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2007，26(2)：391-396. (FAN Qing-zhong, GAO Yan-fa. Study on Creep Properties and Nonlinear Creep Model of Soft Rock[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，26(2)：391-396. (in Chinese))

(編輯：黃 玲)

Rheological Test and Constitutive Model ofMudstone of Zhuji Coal Mine

GAO Chun-yan1,2, GAO Quan-chen1, JIANG Bin1, WU Hao1

(1.School of Mechanics & Civil Engineering, China University of Mining & Technology(Beijing), Beijing 100083，China; 2.School of Management Science and Engineering, Shijiazhuang University of Economics, Shijiazhuang 050031, China)

The stability of underground projects like roadway tunnel is greatly affected by the rheology of surrounding rock. A correct understanding of the rheological properties of rock is beneficial to the design, construction and operation of geotechnical engineering. The axial rheology regularity of mudstone sample collected from Zhuji coal mine was researched as an example. Uniaxial visco-elasto-plasticity rheological tests were carried out by step loading, and the Origin software was employed to analyse the test data in depth. Furthermore, the axial rheology curves were fitted using Burgers model and the seven-component nonlinear visco-elasto-plastic rheological model, also known as Hohai model, to determine the mechanical parameters of rheological models. Comparison between the fitting curves and the test curve shows that two rheological models could both reflect the creep process at low stress level; but the Hohai model could reflect the three rheological stages more accurately whereas the Burgers model has large deviations when the stress approaches the long-term strength.

mudstone; rheological test; axial rheology; rheological model；stress level

2014-01-26；

2014-02-24

高等學(xué)校博士點(diǎn)基金項(xiàng)目(20120023110007)；河北省重點(diǎn)學(xué)科技術(shù)經(jīng)濟(jì)及管理資助

高春艷(1979- )，女，山東菏澤人，博士研究生，主要從事巖石力學(xué)與工程方面的研究，(電話) 15383001907(電子信箱)gaochunyan2010@163.com。

10.3969/j.issn.1001-5485.2015.05.015

2015,32(05):76-81

TU452

A

1001-5485(2015)05-0076-06