加錨砂巖單軸力學(xué)特性及屈曲型巖爆控制機制

王斌,2,3，寧勇，馮濤，王衛(wèi)軍，郭澤洋

(1.湖南科技大學(xué)資源環(huán)境與安全工程學(xué)院，湖南湘潭，411201；2.湖南科技大學(xué)礦業(yè)工程博士后科研流動站，湖南湘潭，411201；3.亞利桑那大學(xué)材料科學(xué)與工程系，美國圖森，AZ85721)

礦山、水利水電、鐵路(公路)交通隧道等巖體工程建設(shè)已向深部發(fā)展，巖爆災(zāi)害給深部巖體工程建設(shè)帶來了巨大的挑戰(zhàn)，對人員、設(shè)備安全造成嚴重威脅。巖爆誘因的復(fù)雜性造成巖爆災(zāi)害具有多因一果的特殊性，也導(dǎo)致學(xué)術(shù)上尚未對巖爆形成統(tǒng)一的定義[1-3]。一般認為，巖爆是硬脆完整巖體開挖后急速釋放儲存于其中彈性變形能的動力破壞現(xiàn)象，是一種典型的脆性失穩(wěn)破壞，并在宏觀上主要表現(xiàn)為從完整的硬脆圍巖表面開始到圍巖內(nèi)部，往往由張性破裂向剪切破裂演化[4-6]。屈曲型巖爆概念自O(shè)RTLEPP等[7]提出以來，許多研究者對其進行了大量研究，如：馮濤等[8]結(jié)合斷裂力學(xué)原理，提出了巖爆發(fā)生機理的層裂屈曲模型；左宇軍等[9]建立了洞室層裂屈曲巖爆的突變模型；王斌等[10]基于飽水巖石的靜、動態(tài)破壞特征，探討了水防治層裂屈曲型巖爆的靜力學(xué)與動力學(xué)機制；周輝等[11]的研究表明，相對完整巖體的板裂化破壞所體現(xiàn)的脆性破壞形式是巖爆的一種前兆破壞，與巖爆的發(fā)生密切相關(guān)；宮鳳強等[12]利用大尺寸巖石真三軸巖石試驗系統(tǒng)對含貫穿圓形孔洞的立方體紅砂巖試樣進行了深部圓形隧洞板裂屈曲型巖爆的模擬試驗研究。層裂屈曲型巖爆表現(xiàn)為一種漸進式的伴有巖塊彈射的板裂脆性破壞，經(jīng)歷了“劈裂成板—剪斷成塊—塊片彈射”的過程[7-10]。目前已有屈曲型巖爆研究工作大多著重于對以現(xiàn)場實錄為依據(jù)的屈曲巖爆孕育規(guī)律、發(fā)生機制進行分析和巖爆預(yù)測，但較少涉及屈曲型巖爆的錨固控制研究。錨桿支護是當(dāng)前防治巖爆的主要方法[4,6,10]，迅速噴射的混凝土層和錨桿墊板可以阻止洞室圍巖臨空面發(fā)生張性破裂，圍巖深部發(fā)生的剪切破壞則必須依靠錨桿加以控制，錨桿對屈曲型巖爆在一定程度上具有較好的控制作用。但在實際工程中，錨桿錨固后的脆性圍巖隨著掌子面向前推進仍會出現(xiàn)圍巖表層層裂片剝、板裂等破壞現(xiàn)象[6]，錨桿控制屈曲型巖爆的機制還有待進一步研究。另外，錨桿支護措施下地下工程的巖爆災(zāi)害發(fā)生具有隱蔽性和滯后性，很難預(yù)防，如我國天生橋水電站引水系統(tǒng)、川藏公路二郎山隧洞、錦屏二級水電站勘探平洞等許多隧洞工程在已有錨桿支護措施條件下仍相繼發(fā)生了強烈?guī)r爆[6,10]，故進行加錨巖體的力學(xué)特性研究很有必要。由于巖爆形成的復(fù)雜特性，人們往往難以對其進行直接觀察預(yù)測。巖石等脆性材料在受力條件下發(fā)生變形、破壞的全過程中常有聲發(fā)射伴生，研究脆性巖石材料在加載過程中的聲發(fā)射規(guī)律有助于更好地理解巖爆的誘發(fā)機制。目前，采用聲發(fā)射技術(shù)對巖石破壞及其巖爆發(fā)生機理的研究成果較多[13-17]，但關(guān)于加錨巖體的聲發(fā)射研究較少，為此，本文作者對加錨砂巖試樣開展單軸壓縮條件下巖石破壞聲發(fā)射試驗，在研究加錨砂巖試樣的破裂模式、聲發(fā)射特征的同時，對錨桿控制屈曲型巖爆的機制進行探討，以期提高對錨桿調(diào)控巖爆作用機制的認識并為硬巖災(zāi)害控制提供參考。

1 試驗方案設(shè)計

1.1 試驗試樣加工

根據(jù)已有室內(nèi)加錨巖體及室內(nèi)巖爆試驗的研究成果[18-20]，本試驗采用的加錨基體為細砂巖，砂巖基體采用直徑×高度為50 mm×100 mm的標準圓柱體。錨桿材料的選擇與基體尺寸有關(guān)。考慮工程錨桿的抗拉強度和延伸率，根據(jù)相似理論，幾何相似比為10:1[20]，所選錨桿相似材料是抗拉強度為433 MPa、延伸率為16%的鐵絲，鐵絲直徑為2 mm，并經(jīng)過壓花處理，可增加與巖樣黏結(jié)的摩擦力。為實現(xiàn)錨桿與砂巖試樣的黏結(jié)，在試樣中部鉆有直徑為3 mm的貫通孔，鉆孔中心位置距離端面50 mm?？紤]到鉆孔會造成巖樣強度降低，選用環(huán)氧樹脂與聚酰胺樹脂的合劑進行黏結(jié)。圖1所示為試驗加錨試樣，另加工無錨試樣作為對比。采用RSM-SY5型數(shù)字式超聲波檢測儀對各試樣縱波波速進行測試。無錨試樣的平均縱波波速為3 138 m/s，加錨試樣平均縱波波速為3 664 m/s。

圖1 加錨砂巖試樣Fig.1 Anchored sandstone specimens

1.2 試驗方案

一般認為，深部巖體原來的三向應(yīng)力狀態(tài)會因被開挖而轉(zhuǎn)變成單向壓縮或雙向壓縮狀態(tài)。單軸壓縮試驗是研究巖爆發(fā)生機制的常用方法，本試驗采用RMT-150C型巖石力學(xué)伺服試驗機對試樣進行單軸壓縮試驗，加載過程采用0.001 mm/s準靜態(tài)加載速率進行位移控制，加載至試件被壓壞為止。試驗時，在試樣兩端涂上黃油以減少試驗過程中的端部效應(yīng)。試樣的軸向應(yīng)力、應(yīng)變由試驗機自行監(jiān)測，試樣初始裂紋的產(chǎn)生及擴展、貫通過程用高清數(shù)碼相機進行實時記錄。選用AEwin-USB型聲發(fā)射檢測系統(tǒng)對加載過程中試樣產(chǎn)生的聲發(fā)射進行同步采集，聲發(fā)射探頭粘貼于試樣表面中部。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 單軸壓縮力學(xué)性質(zhì)及最終破壞形式

2.1.1 無錨砂巖

無錨砂巖的單軸壓縮試驗的結(jié)果見表1，相應(yīng)的全應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖2，其最終破壞形式見圖3。對所得試驗結(jié)果進行分析可知：無錨砂巖的平均抗壓強度為72.628 MPa，平均彈性模量為10.272 GPa；各試樣全應(yīng)力σ-應(yīng)變ε曲線峰后幾乎垂直跌落，說明無錨試樣達到強度極限時突然失去了承載能力而發(fā)生瞬時破壞，脆性特征明顯；各無錨試樣的最終破壞形式均以張拉破壞為主。

表1 無錨砂巖單軸壓縮試驗結(jié)果Table1 Uniaxial compression test results of unanchored specimens

圖2 無錨試樣單軸壓縮全應(yīng)力σ-應(yīng)變ε曲線Fig.2 Uniaxial compression full stress-strain curves of anchorless specimens

圖3 無錨試樣單軸壓縮最終破壞形式Fig.3 Uniaxial compression ultimate failure modes of anchorless specimens

2.1.2 加錨砂巖

加錨砂巖的單軸壓縮試驗結(jié)果見表2。從表2可見：加錨砂巖的平均抗壓強度為77.192 MPa，與無錨砂巖相比，加錨試樣的抗壓強度提高約6.28%；平均彈性模量為11.328 GPa，約提高10.28%。全應(yīng)力σ-應(yīng)變ε曲線峰后依然表現(xiàn)為與無錨試樣相似的跌落特征，如圖4所示。加錨砂巖的最終破壞形式均表現(xiàn)為單一斜面剪切破壞，如圖5所示。從圖5可見：與無錨試樣的整體破壞相比，加錨試樣破壞后均能保持較好的完整性。

表2 加錨砂巖單軸壓縮試驗結(jié)果Table2 Uniaxial compression test results of anchored specimens

2.2 錨固對砂巖破裂擴展的影響

在試驗過程中，采用高清數(shù)碼全程拍攝，可以觀測無錨砂巖和加錨砂巖表面裂紋的初始起裂位置和擴展形式的差異。以無錨試樣R1-1和加錨試樣Rb1-3為例，其初始表面裂紋擴展模式分別如圖6和圖7所示。

由試驗結(jié)果可知，無錨砂巖試樣R1-1從加載到最終破壞歷時約987 s，初始表面裂紋產(chǎn)生歷時約985 s，從初始表面裂紋產(chǎn)生到最終裂紋形成僅歷時2 s。從圖6可見：初始表面裂紋在試樣端部產(chǎn)生，與試樣軸向平行，為典型張拉裂紋，初始表面裂紋出現(xiàn)后1 170 ms內(nèi)，保持單一張拉裂紋延伸擴展模式；加載1 200 ms時，張拉裂紋衍生成貫通張拉裂縫并迅速伴生出傾斜剪切裂縫，最終表現(xiàn)為以張拉裂紋為主導(dǎo)的拉剪破壞。

圖4 加錨試樣單軸壓縮全應(yīng)力σ-應(yīng)變ε曲線Fig.4 Uniaxial compression full stress-strain curves of anchored specimens

圖5 加錨試樣單軸壓縮最終破壞形式Fig.5 Uniaxial compression final failure modes of anchored specimens

圖6 無錨試樣R1-1的表面裂紋擴展模式Fig.6 Initial surface crack propagation modes of anchorless specimen R1-1

圖7 加錨試樣Rb1-3的初始表面裂紋擴展模式Fig.7 Initial surface crack propagation modes of anchored specimen Rb1-3

加錨砂巖試樣Rb1-3從加載到最終破壞歷時約840 s，初始表面裂紋產(chǎn)生歷時約838 s，從初始表面裂紋產(chǎn)生到最終裂縫形成僅歷時約2 s。從圖7可見：初始表面裂紋在試樣上端部產(chǎn)生，與試樣軸向成一定角度，為典型剪切裂紋；剪切裂紋單一，并由上向下擴展延伸，最終形成1條傾斜剪切裂縫，表現(xiàn)為典型的剪切破壞。

2.3 單軸壓縮破壞的聲發(fā)射特征

通過聲發(fā)射監(jiān)測，分析聲發(fā)射事件計數(shù)率、能量率等能分析巖石內(nèi)部微裂紋的動態(tài)演化過程，進而分析錨桿對砂巖試樣損傷及破壞的影響程度。

2.3.1 加錨砂巖的應(yīng)力-時間與聲發(fā)射事件計數(shù)率及累計計數(shù)的關(guān)系

試樣受壓過程聲發(fā)射事件計數(shù)率及累計計數(shù)如圖8所示(其中，聲發(fā)射能量計數(shù)是指聲發(fā)射信號檢波包絡(luò)線下的面積，是能量度量參數(shù)，單位為V·s)。從圖8(a)可見：無錨試樣R1-4在加載初期明顯經(jīng)歷了壓密和線彈性2個階段，此時，試樣保持完整，應(yīng)力較低時僅有頻度極低的聲發(fā)射活動發(fā)生，可認為是試樣本身固有微裂紋受壓擴展所產(chǎn)生的聲發(fā)射；陸續(xù)出現(xiàn)多段無聲發(fā)射活動發(fā)生的平靜期，其主要原因是幾乎沒有新裂紋生成，從而無法檢測到聲發(fā)射計數(shù)信號；當(dāng)時間增至768 s，應(yīng)力達到其峰值的80%時，無錨試樣的聲發(fā)射事件計數(shù)率開始逐漸增大，同時，增長速率也逐漸增大，表明試樣內(nèi)部裂紋開始萌生并逐步擴展；當(dāng)應(yīng)力達到其峰值90%即試樣接近破裂時，聲發(fā)射事件計數(shù)率快速變高，聲發(fā)射活動驟然增加，聲發(fā)射事件計數(shù)率峰值以階躍式的形式上升，在843，858和860 s發(fā)生了3次較大的聲發(fā)射活動，對應(yīng)的聲發(fā)射計數(shù)率分別為4 969， 11 303和28 023次/s。這說明在聲發(fā)射信號驟然增加的過程中，大量的巖石內(nèi)部微裂紋擴展、匯通成主要破壞裂紋，促使試樣釋放出強烈的聲發(fā)射信號。

圖8 試樣受壓過程聲發(fā)射事件計數(shù)率及累計計數(shù)Fig.8 Acoustic emission counting rate and cumulative count of specimens during the compression process

從圖8(b)可見：加錨試樣同樣在加載初期經(jīng)歷了顯著的壓密和線彈性2個階段，并同樣保持完整，但在錨桿影響下，試樣受載后迅速產(chǎn)生了一定頻度的聲發(fā)射信號(從加錨試樣的聲發(fā)射累計計數(shù)曲線可以看出)，聲發(fā)射活動較頻繁且發(fā)散，頻度高低不一，而后也出現(xiàn)了不同時段的聲發(fā)射平靜期；加錨試樣在加載初期就產(chǎn)生了比較活躍的聲發(fā)射活動，這一現(xiàn)象并非試樣內(nèi)部裂紋的萌生、擴展所致，而是與錨桿與圍巖的材質(zhì)和二者的相互作用有關(guān)，錨桿為高強度的韌性材料，其抗拉強度與抗壓強度近似一致，而砂巖試樣屬于典型脆性材料，抗拉強度很低，導(dǎo)致兩者在變形協(xié)調(diào)方面存在差異。盡管砂巖試樣的力學(xué)性質(zhì)在宏觀上表現(xiàn)出相對的均勻性，但錨桿錨固后的砂巖試樣其變形隨著應(yīng)力的持續(xù)加載而增大，錨桿逐漸處于拉伸狀態(tài)，等效于給錨桿錨固部分巖石施加了1個橫向荷載約束，使錨固范圍內(nèi)的巖石橫向變形小于錨固范圍以外巖石的橫向變形，這種非均衡的橫向變形使彈性應(yīng)變能得以釋放，從而表現(xiàn)出加錨砂巖試樣在加載初期就釋放出一定頻度的聲發(fā)射信號；當(dāng)應(yīng)力接近峰值應(yīng)力時，由于大量微裂紋擴展及匯聚而形成主裂紋，在908，910和911 s時，與無錨試樣相比，同樣發(fā)生了3次較大的聲發(fā)射活動，但間隔時間短，并很接近應(yīng)力峰值所對應(yīng)的時間，對應(yīng)的聲發(fā)射事件計數(shù)率分別為3 509，32 141和15 548 次/s。

綜合以上分析可知：無錨砂巖試樣在加載前期只有極低頻度聲發(fā)射甚至沒有聲發(fā)射活動發(fā)生，只是在試樣接近破壞時聲發(fā)射信號才以階躍式的形式驟然增加，聲發(fā)射活動表現(xiàn)為集發(fā)性、突發(fā)性特征；而加錨砂巖試樣在加載前期發(fā)生的聲發(fā)射活動就比較活躍，具有散發(fā)性的聲發(fā)射事件計數(shù)率特征，即在峰值破壞時聲發(fā)射活動也表現(xiàn)劇烈，但產(chǎn)生的聲發(fā)射活動與無錨試樣相比，約降低44.52%。

2.3.2 加錨砂巖的應(yīng)力-時間與聲發(fā)射能量計數(shù)率及聲發(fā)射能量總計數(shù)的關(guān)系

巖石材料等的加載過程與能量的釋放密切相關(guān)，在其內(nèi)部微裂紋的形成、擴展及試樣破壞過程中都會有能量(彈性能)釋放。根據(jù)聲發(fā)射能量總計數(shù)的監(jiān)測結(jié)果，分別繪制無錨試樣R1-4和加錨試樣Rb1-1加載全過程能量計數(shù)隨時間的變化曲線，見圖9，從能量釋放角度對受壓變形破壞全過程進行分析。從圖9可見：

圖9 試樣受壓過程聲發(fā)射能量計數(shù)率及能量總計數(shù)-時間曲線Fig.9 Relationship between acoustic emission energy rate and cumulative released energy and time of specimens during compression process

1)對于無錨試樣R1-4，從0～563 s處于穩(wěn)定期Ⅰ，此過程內(nèi)巖石持續(xù)積累能量，彈性變形能逐漸增大，聲發(fā)射(AE)能量總計數(shù)約為13 mV?s，可認為是自身固有微裂紋受壓擴展所釋放的聲發(fā)射能量；從563～803 s，聲發(fā)射能量總計數(shù)約為135 mV?s，處于緩慢增加期Ⅱ，在此過程中，仍有一部分外力所做的功直接轉(zhuǎn)化為巖石內(nèi)部積聚的彈性變形能，剩下的則被巖石以某種形式所耗散(包括塑性勢能和損傷勢能)；從803～860 s，AE能量總計數(shù)約為3 074 mV?s，處于快速增加期Ⅲ，在此過程中，變形持續(xù)加大，巖石內(nèi)部所形成的大量裂紋加速擴展，匯聚形成宏觀主裂紋；當(dāng)巖石破壞達到臨界點時釋放的能量總計數(shù)為2 850 mV?s，AE能量總計數(shù)約為3 222 mV?s?？梢姡簾o錨試樣的前2個階段內(nèi)能量計數(shù)率維持較低、平穩(wěn)的狀態(tài)，處于儲能、孕育階段；在快速增加期Ⅲ內(nèi)，瞬間釋放出大量能量，瞬間達到最大值，處于能量的釋放階段。

2)加錨砂巖試樣Rb1-1能量釋放復(fù)雜，從0～23 s，聲發(fā)射(AE)能量總計數(shù)為0 mV?s，處于穩(wěn)定期Ⅰ；從23～420 s，AE能量總計數(shù)為1 685 mV?s，處于較快增加期Ⅱ；從420～856 s，AE能量總計數(shù)為217 mV?s，處于緩慢增加期Ⅲ；從856～911 s，AE能量總計數(shù)為2 493 mV?s，處于快速增加期Ⅳ，其中，在909 s時釋放的能量為2 115 mV?s，AE能量總計數(shù)約為4 395 mV?s?？梢姡涸诜€(wěn)定期Ⅰ和緩慢增加期Ⅲ這2個階段內(nèi)同樣只有少量的能量釋放，處于能量積聚階段。與無錨試樣不同的是：加錨試樣錯開出現(xiàn)了2個能量率維持較高、平穩(wěn)狀態(tài)的階段(較快增加期Ⅱ和快速增加期Ⅳ)，釋放出大量能量，都處于能量的釋放階段。但釋放大量能量的原因有所不同，在較快增加期Ⅱ釋放大量能量的原因是錨桿錨固作用使巖體錨固區(qū)與非錨固區(qū)之間產(chǎn)生了非均衡變形，而大量裂紋的急劇擴展、匯通而導(dǎo)致在快速增加期Ⅳ內(nèi)釋放了大量能量。

由上述分析可得：無錨試樣的儲能時間約占93%，釋能時間僅占7%，而加錨試樣的儲能時間和釋能時間約各占50%。經(jīng)對比分析可知：無錨試樣積累的大量能量在試樣峰值破壞處的短時間內(nèi)全部突然釋放，加錨試樣的釋能時間大幅度增加，積累的大量能量更加分散釋放。盡管加錨試樣的AE能量總計數(shù)高于無錨試樣的AE能量總計數(shù)，但由于此時AE能量總計數(shù)先表現(xiàn)出漸增式的聲發(fā)射能量釋放，彈性應(yīng)變能的積聚緩慢，導(dǎo)致加錨試樣在完全破壞時所釋放的能量反而比無錨試樣整體破壞時釋放的能量小。

3 錨桿控制屈曲巖爆機理

3.1 基于錨固組合梁的屈曲巖爆控制

錨桿錨固控制巖爆機制示意圖如圖10所示。圖10(a)所示為無錨試樣的曲屈巖爆破裂情況，其中存在一定層數(shù)的預(yù)爆裂層。周輝等[11,18]對處于錦屏二級水電站的深埋隧洞施工過程中圍巖發(fā)生的板裂化破壞現(xiàn)象進行了研究，認為從自由面到圍巖內(nèi)部，存在多組由薄逐步變厚的板狀巖體；而在深埋高地應(yīng)力條件下，形成的板狀巖體極易發(fā)生層板爆裂。

圖10 巖爆的錨固控制機制示意圖Fig.10 Sketches of anchoring mechanism of rockburst

對于加錨試樣而言，試樣中部的錨桿貫穿于各預(yù)爆裂層，錨桿的作用在于依靠錨桿黏結(jié)互鎖作用增加各預(yù)爆裂層間的黏結(jié)力和摩擦力，限制預(yù)爆裂層層面間的相對位移，使得一定錨固影響范圍內(nèi)的幾個預(yù)爆裂層形成一個等效的較厚巖層(等效組合梁)，如圖10(b)所示，表現(xiàn)出對層狀巖體的組合作用，試樣在劈裂作用下形成的層狀巖板向自由面的屈曲變形受到了極大限制，其中，對于實現(xiàn)錨桿錨固形成組合梁的整體彎曲效果也是有條件的。由彈性理論可知，組合梁發(fā)生橫力彎曲時的剪應(yīng)力τmax為[19]

錨桿錨固后層間所具有的抗剪強度[τ]為

式中：Qmax為橫截面上的最大剪應(yīng)力；Smax為最大靜矩；q為橫向均布載荷；b為組合梁跨度；nr為巖層層數(shù)；h為巖層分層厚度；d為錨桿布置密度；S為錨桿橫截面積；Cb為錨桿的內(nèi)聚力；σ為層間法向壓應(yīng)力；φ為層間摩擦因數(shù)角。

式(2)中，只有當(dāng)[τ]≥τmax時，錨桿錨固后才能形成有效的組合梁整體彎曲效果，從而保證錨桿與圍巖有較好的協(xié)同變形，二者同時達到峰值強度，并大大提高了錨固體的彈性模量。錨固體的彈性模量Ec為[20]

式中：Er為巖石的彈性模量；Eb為錨桿的彈性模量；f為錨桿的體積比率，%。據(jù)已有硬巖層爆錨桿錨固機制得到臨空面附近硬巖層爆層數(shù)N的計算公式為[21]

式中：σi(i=1，2，3)為巖石3個主應(yīng)力；ν為泊松比；σt為巖石的單軸抗拉強度；R為壓拉比；m和n分別為劈裂系數(shù)和剪切系數(shù)，其取值范圍均為0～1，且m+n=1，當(dāng)完全發(fā)生劈裂破壞時，m=1，n=0；當(dāng)完全發(fā)生剪切破壞時，m=0，n=1。

由圖5可知：加錨試樣完全發(fā)生剪切破壞，取m=0，n=1，此時，式(4)變?yōu)?/p>

錨桿錨固形成的等效組合梁在很大程度上提高了錨固體整體的抗拉強度，因此，在同等受力狀態(tài)下，錨桿錨固將使層爆層數(shù)大為降低甚至不發(fā)生層爆，進而消弱和降低屈曲型巖爆的發(fā)生強度和頻率。

3.2 基于試樣破裂模式的屈曲巖爆控制

層裂曲屈型巖爆會經(jīng)歷“劈裂成板—剪斷成塊—塊片彈射”演化過程?！芭殉砂濉彪A段作為屈曲型巖爆的初始破壞階段，也是巖爆的儲能、孕育階段，“剪斷成塊”屬于巖爆彈射的醞釀階段。本文無錨砂巖試樣的單軸壓縮宏觀破壞形態(tài)也驗證了上述結(jié)論(如圖6所示)，無錨試樣先產(chǎn)生平行于加載方向即試樣軸向的局部單一初始表面裂紋，為典型的張拉裂紋；然后，裂紋基本保持單一形式在平行加載方向上下擴展，可見具有劈裂成板的特征。劈裂成板后，在壓應(yīng)力的進一步作用下，彈性應(yīng)變能持續(xù)積聚，同時向臨空面伴生出剪切破壞。當(dāng)積累的彈性應(yīng)變能達到使巖體失穩(wěn)破壞的臨界值時，會形成板裂屈曲巖爆災(zāi)害。

但砂巖試樣加錨后，表現(xiàn)出與無錨試樣不同的破裂特征(如圖7所示)，裂紋的初始表面裂紋以及裂紋的擴展、貫通模式也都發(fā)生了明顯變化，最終發(fā)生單一傾斜剪切破壞，因而不具備劈裂成板的特征。可見：錨桿錨固后，抑制了形成巖爆的初期破壞階段，即抑制了張拉裂紋的產(chǎn)生，破壞了巖爆的孕育過程，從而起到控制層裂屈曲型巖爆的作用。

3.3 基于能量釋放的屈曲巖爆彈射分析

洞室?guī)r體在受載過程中，其內(nèi)部有能量消耗，也伴隨著應(yīng)變能的儲存。巖石材料的損傷劣化與內(nèi)部能量的耗損有關(guān)，巖石結(jié)構(gòu)的突發(fā)破壞則與結(jié)構(gòu)體內(nèi)可釋放應(yīng)變能相關(guān)。陳旭光等[22]對單軸壓縮條件下巖石在不同受力階段的能量變化進行了分析，得到

式中：U為外力功輸入能量；Ue為單元可釋放彈性應(yīng)變能；Uθ為表面能；Us為耗散的塑性能。

由于本試驗中的砂巖為脆性巖石，所以，耗散的塑性能可忽略不計，故式(6)可改寫為

而在巖石釋放能量的瞬間，巖石儲存的彈性能轉(zhuǎn)化為巖塊的動能和巖塊間的摩擦功，可釋放應(yīng)變能(儲存的彈性能)Ue的能量組成可表示為

式中：Uv為巖塊彈出的動能；Uf為巖塊彈出時產(chǎn)生的摩擦熱能。有

劈裂破壞過程中的能量變化過程與剪切破壞過程基本類似，但缺少摩擦能的消耗[22]。根據(jù)圖9所示聲發(fā)射能量監(jiān)測結(jié)果可知：加錨砂巖試樣可更加分散地釋放累積的大量彈性應(yīng)變能，在最終破壞時驟然釋放的能量要小于無錨砂巖試樣破壞時釋放的能量，同時，在錨桿錨固影響下，加錨砂巖試樣積聚彈性應(yīng)變能的速度緩慢，這就使得加錨試樣的可釋放動能Uv占外界輸入巖石的能量(總變形能)的比例減?。欢?dāng)可釋放動能Uv減小到一定值時，巖塊的彈射速度可在一定程度上得到控制，甚至可能不發(fā)生彈射，降低了巖爆的孕育能力和發(fā)生的烈度，從而達到了控制層裂屈曲型巖爆的作用。。

4 結(jié)論

1)錨桿錨固對砂巖單軸抗壓強度的提升有限，但加錨砂巖與無錨砂巖的破壞模式存在差異：無錨試樣以張拉破壞為主，并伴生有剪切破壞；加錨試樣均為單一斜面剪切破壞，在臨近破壞時都發(fā)生3次較大的聲發(fā)射活動，并分別與各自初始表面裂紋的3個擴展階段相對應(yīng)。

2)無錨砂巖破壞全過程的聲發(fā)射能量總計數(shù)隨時間演化大致可分為穩(wěn)定期Ⅰ、緩慢增加期Ⅱ、快速增加期Ⅲ共3個階段，其中，前2個階段處于儲能、孕育階段，時間約占全過程93%；快速增加期Ⅲ處于能量的釋放階段，時間僅占全過程的7%。加錨砂巖全過程的聲發(fā)射能量總計數(shù)隨時間演化大致可分為4個過程，分別是穩(wěn)定期Ⅰ、較快增加期Ⅱ、緩慢增加期Ⅲ和快速增加期Ⅳ。穩(wěn)定期Ⅰ和緩慢增加期Ⅲ這2個階段處于能量積聚階段，較快增加期Ⅱ和快速增加期Ⅳ都處于能量的釋放階段。儲能時間和釋能時間約各占50%。

3)錨桿錨固在很大程度上可以形成組合梁的整體抗彎效果，使巖體在劈裂作用下形成的層狀巖板向自由面的屈曲變形受到了極大限制，使層爆層數(shù)大為降低甚至不發(fā)生層爆，從而消弱和降低了屈曲型巖爆的發(fā)生強度和頻率。

4)加錨砂巖的破壞不同于無錨砂巖的張拉破壞，錨桿影響下裂紋的初始表面裂紋以及裂紋的擴展、貫通模式都發(fā)生了明顯變化，表現(xiàn)為剪切破壞形式，表明錨桿錨固在一定程度上抑制了張拉裂紋的產(chǎn)生，使其不具備劈裂成板的特征，破壞了巖爆的孕育過程，從而起到控制層裂屈曲型巖爆的作用

5)加錨砂巖在加載初期就使系統(tǒng)的能量充分釋放，更難于儲存彈性應(yīng)變能，使完全破壞時所釋放的能量小于無錨試樣在整體破壞時釋放的能量。加錨砂巖可釋放的動能所占總能量的比例減小，當(dāng)減小到一定值時，巖體塊片的彈射速度可得到一定程度的控制，降低了巖爆的孕育能力和發(fā)生的烈度。