弱動(dòng)力擾動(dòng)對花崗巖圓形隧洞巖爆影響的試驗(yàn)研究*

劉巖鑫，蔣劍青，蘇國韶，趙國富，燕柳斌

（廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧 530004）

巖爆是深部巖體開挖中常見的工程地質(zhì)災(zāi)害現(xiàn)象，通常伴隨著猛烈?guī)r塊彈射，對現(xiàn)場施工人員和儀器設(shè)備具有極強(qiáng)危害性。近年來，隨著水利、交通和采礦等重大工程項(xiàng)目向深部轉(zhuǎn)移且深度不斷增加，巖爆問題日益凸顯[1-5]。從巖爆的觸發(fā)機(jī)制出發(fā)，巖爆可分為自發(fā)型和觸發(fā)型兩大類。與靜應(yīng)力集中導(dǎo)致的自發(fā)型巖爆不同，觸發(fā)型巖爆是指開挖應(yīng)力重分布后，深部工程圍巖在高應(yīng)力狀態(tài)下，由于受到工程爆破、機(jī)械鉆鑿、地震及相鄰隧道圍巖巖爆等引起的動(dòng)力擾動(dòng)作用而發(fā)生的巖爆[5-7]。與鉆爆法開挖隧洞時(shí)掌子面爆破時(shí)產(chǎn)生的強(qiáng)動(dòng)力擾動(dòng)不同（圖1），在距離爆源一定距離處，呈指數(shù)型衰減傳播的強(qiáng)動(dòng)力擾動(dòng)將變成幅值相對較低的弱動(dòng)力擾動(dòng)，而弱動(dòng)力擾動(dòng)觸發(fā)的巖爆，其發(fā)生位置和烈度具有很強(qiáng)的隨機(jī)性和時(shí)空滯后性，例如，錦屏二級(jí)水電站四條引水隧洞施工時(shí)，開挖后圍巖發(fā)生巖爆最長的滯后時(shí)間約為163 d，距離掌子面最遠(yuǎn)處約有384 m[8]。目前，此類巖爆發(fā)生的機(jī)理尚不十分清楚，難以預(yù)測，控制方法無規(guī)范可循。

圖1 鉆爆開挖隧道圍巖的受力狀態(tài)Fig.1 Stress state of surrounding rock under tunnel work with borehole-blasting method

試驗(yàn)研究是揭示巖爆機(jī)理的重要手段。目前，已有的巖爆試驗(yàn)研究多側(cè)重于探討靜力條件下的巖爆發(fā)生[9-15]。而已有的動(dòng)力巖石力學(xué)試驗(yàn)主要側(cè)重于強(qiáng)動(dòng)力擾動(dòng)下的巖石變形破壞[16-17]。但是，靜力與強(qiáng)動(dòng)力擾動(dòng)條件下的研究成果均無法用來解析弱動(dòng)力擾動(dòng)觸發(fā)型巖爆機(jī)理。針對此，何滿朝等[18]設(shè)計(jì)并研發(fā)沖擊巖爆試驗(yàn)系統(tǒng)，進(jìn)行了16 種簡諧波的沖擊荷載模擬開挖爆破、頂板垮落、斷層滑動(dòng)等沖擊擾動(dòng)試驗(yàn)，模擬了觸發(fā)型巖爆過程；蘇國韶等[19-20]開展了低頻周期動(dòng)力擾動(dòng)（頻率0.2～3.0Hz、振幅10～40 MPa）真三軸巖爆試驗(yàn)，探討了觸發(fā)型巖爆發(fā)生的能量機(jī)制；杜坤等[21]利用真三軸試驗(yàn)系統(tǒng)研究了卸荷及局部動(dòng)力擾動(dòng)對巖石以及類巖石材料破壞的影響。但是，上述研究中采用長方體巖樣，側(cè)重于模擬局部巖體的巖爆過程，未能很好地模擬實(shí)際工程中巖爆沿洞室徑向或軸向發(fā)育的整體空間特性，同時(shí)也未能模擬隧洞開挖斷面曲率對圍巖破壞的影響。因此，有必要開展結(jié)構(gòu)模型層面的觸發(fā)型巖爆試驗(yàn)研究。

本文中利用真三軸巖爆試驗(yàn)系統(tǒng)，采用預(yù)制貫穿圓形孔洞的花崗巖試樣，開展弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆影響的模型試驗(yàn)，再現(xiàn)深部地下洞室開挖中的巖爆現(xiàn)象，并利用微型攝像機(jī)及聲發(fā)射系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)測隧洞巖爆的孕育與發(fā)生過程，分析巖爆彈射破壞過程、宏觀破壞特征以及聲發(fā)射信號(hào)等特征，探討弱動(dòng)力擾動(dòng)巖爆的發(fā)生機(jī)制。

1 巖爆試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

本試驗(yàn)采用廣西大學(xué)自主研發(fā)的動(dòng)真三軸巖爆系統(tǒng)（圖2）。其中，高壓伺服動(dòng)真三軸試驗(yàn)機(jī)能在獨(dú)立施加三向相互垂直靜荷載的同時(shí)，也能夠施加水平x 向及豎直z 向的擾動(dòng)荷載；聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)能夠自動(dòng)記錄每個(gè)通道內(nèi)置的聲發(fā)射信號(hào)參數(shù)，并且可實(shí)現(xiàn)計(jì)算機(jī)顯示屏對聲發(fā)射信號(hào)的實(shí)時(shí)監(jiān)測。試驗(yàn)加載裝置及聲發(fā)射探頭布置如圖3 所示。試樣的外包夾具相互之間鑲嵌合且互不受力，外部壓力能完整地作用在巖樣的6 個(gè)表面。聲發(fā)射探頭布置在加載裝置底座四周，其采樣閥值設(shè)置為40 dB，采樣率為1 MHz。孔洞視頻監(jiān)測系統(tǒng)可實(shí)時(shí)監(jiān)測孔洞內(nèi)圍巖的宏觀破壞過程，該系統(tǒng)主要包括特制的x 向夾具、微型攝像機(jī)以及實(shí)時(shí)監(jiān)控器。

圖2 真三軸巖爆系統(tǒng)Fig.2 Ture triaxial rockburst test system

圖3 試驗(yàn)時(shí)夾具、聲發(fā)射探頭以及微型攝像機(jī)布置圖Fig.3 Arrangements of the loading plate, acoustic emission sensors, and micro-camera in experiments

圖4 花崗巖試樣Fig.4 Granite specimen

1.2 試樣制備

巖樣取自廣西梧州市岑溪縣紅色中粗晶?；◢弾r，主要由鉀長石（54%）、石英（30%）、斜長石（10%）組成，巖體內(nèi)礦物分布較為均勻，結(jié)構(gòu)緊密，未發(fā)現(xiàn)明顯的裂紋和損傷；經(jīng)測得試樣單軸抗壓強(qiáng)度σc為141.14 MPa，彈性模量為34 GPa，泊松比為0.23，常溫下縱波波速為4 812 m/s，其完整性較好。為減少材料非均質(zhì)性對試驗(yàn)結(jié)果的影響，所有試樣都取自一塊完整的巖石。試樣經(jīng)過加工打磨后，最終尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 含直徑50 mm 貫穿圓形隧洞的立方體試樣（圖4）；保證巖樣各方向受力均勻，其兩個(gè)相對面的平行度以及兩個(gè)相鄰面的垂直度滿足《水利水電工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》(SL264-2001)的相關(guān)要求。

1.3 試驗(yàn)方案

分別開展了無弱動(dòng)力擾動(dòng)和有弱動(dòng)力擾動(dòng)的圓形隧洞真三軸巖爆試驗(yàn)，通過對比兩者試驗(yàn)結(jié)果，分析弱動(dòng)力擾動(dòng)的影響研究，試驗(yàn)加載路徑見圖5 所示。對每種工況都做了3 組以上的重復(fù)性試驗(yàn)，且試驗(yàn)結(jié)果較為一致，考慮到文章篇幅問題，每種工況僅選取一組試驗(yàn)進(jìn)行分析。

（1）對于無擾動(dòng)試驗(yàn)，將其設(shè)置為對比試驗(yàn)（圖5（a））：首先，分別以0.2、0.1 MPa/s 的加載速率同時(shí)加載z、x 向應(yīng)力，在x 向應(yīng)力達(dá)到10 MPa 后再以0.1 MPa/s 的加載速率加載y 向應(yīng)力；然后，繼續(xù)以0.02 MPa/s 的速率增大z 方向應(yīng)力，直至試樣內(nèi)洞壁兩側(cè)發(fā)生明顯的巖爆彈射破壞現(xiàn)象。

圖5 加載路徑Fig.5 Loading paths

（2）對于有擾動(dòng)試驗(yàn)，以同樣的加載順序（先z、x 方向再y 方向）與加載速率（0.2、0.1、0.1 MPa/s）加載至預(yù)定值（洞壁已出現(xiàn)較大程度的巖爆），隨后再施加z 方向的擾動(dòng)荷載（圖5(b)），其中擾動(dòng)荷載的幅值為1.5 MPa，頻率為20 Hz，擾動(dòng)時(shí)間為10 s。另外，為了探討擾動(dòng)時(shí)機(jī)對巖爆的影響，在巖樣加載至較低的預(yù)定值后（洞壁開始出現(xiàn)局部巖爆破壞）開始施加間歇性擾動(dòng)荷載，即在z 向施加擾動(dòng)荷載10 s 后，繼續(xù)以0.2 MPa/s 的速率施加5 MPa 靜荷載，如此反復(fù)，直至試樣內(nèi)洞壁兩側(cè)發(fā)生明顯的巖爆彈射破壞現(xiàn)象。

需要指出的是，本試驗(yàn)通過簡化的豎向擾動(dòng)模擬地下工程三維空間的三向擾動(dòng)，且所有試樣的初始圍壓及中間主應(yīng)力、最小主應(yīng)力均相同，主要研究弱動(dòng)力擾動(dòng)對隧洞巖爆的影響，對于試樣的加載速率及圍壓都是固定值。其中，通過施加不斷增大的豎向應(yīng)力σz，模擬洞壁開挖邊界附近不斷增大的環(huán)向應(yīng)力；通過施加固定不變的縱軸向應(yīng)力σx（35 MPa）模擬開挖后的縱軸向應(yīng)力無明顯變化情況；通過施加較低的水平應(yīng)力σy（5 MPa）模擬開挖邊界附近巖體較低的徑向應(yīng)力。豎向z 的加載速率為0.2 MPa/s，中間、最小主應(yīng)力加載速率為0.1 MPa/s。另外，分別考慮在較高應(yīng)力下和在較低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)兩種加載路徑，模擬現(xiàn)場隧洞圍巖在切向應(yīng)力不斷增大過程中高應(yīng)力下和低應(yīng)力下開始遭遇弱動(dòng)力擾動(dòng)而發(fā)生的巖爆。

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆彈射破壞的影響

由圖6～8 可知，在試驗(yàn)過程中，各巖樣圓孔洞壁圍巖都經(jīng)歷了相同的破壞過程，即低應(yīng)力下的多次劈裂破壞和巖塊剝落以及高應(yīng)力下的多次巖爆彈射破壞，明顯區(qū)別于以往長方體或立方體巖樣試驗(yàn)中的一次性巖石破壞或巖爆現(xiàn)象。特別是在高應(yīng)力下，隨著應(yīng)力升高，巖爆出現(xiàn)的時(shí)間間隔逐漸縮短，巖爆彈射破壞的劇烈程度不斷增強(qiáng)，直至最終強(qiáng)烈?guī)r爆的出現(xiàn)，并伴隨明顯的塵霧現(xiàn)象；與此同時(shí)，局部巖爆坑不斷擴(kuò)展并相互連接、匯聚，最終形成沿孔洞軸向發(fā)育的宏觀條狀破裂帶。需要指出的是，本文研究的對象是隧洞圍巖的巖爆彈射破壞，如果在塵霧現(xiàn)象出現(xiàn)后繼續(xù)加載，巖樣將出現(xiàn)整體性的垮塌破壞，這不利于后續(xù)巖爆坑或破裂帶的特征分析，因此，將由劇烈?guī)r爆彈射導(dǎo)致的塵霧現(xiàn)象作為驗(yàn)結(jié)束的標(biāo)志。

不同加載條件下，巖樣孔洞的巖爆彈射破壞特征存在諸多區(qū)別。首先，不同加載條件下，巖樣孔洞最終巖爆發(fā)生時(shí)（明顯塵霧出現(xiàn)時(shí)）的豎向應(yīng)力不同。相對于巖樣D1（無擾動(dòng)），巖樣D2（在高應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載）和巖樣D3（在低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載）的豎向應(yīng)力較低，說明動(dòng)力擾動(dòng)降低隧洞圍巖發(fā)生最終巖爆所需的應(yīng)力水平，促進(jìn)巖爆的發(fā)生；巖樣D3 的應(yīng)力水平要低于巖樣D2，說明低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載的作用相比于高應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載的作用更加明顯。其次，不同加載條件下，孔洞最終巖爆發(fā)生的快慢程度不同。對于巖樣D1 和D2，塵霧現(xiàn)象突然形成，孔洞內(nèi)可視度驟然降低（特別是巖樣D2），整個(gè)過程分別在14 和8 s 內(nèi)完成，說明最終巖爆的發(fā)生較為迅速；而對于巖樣D3，塵霧現(xiàn)象逐漸形成，孔內(nèi)可視度逐步降低，整個(gè)過程約24 s，說明最終巖爆的發(fā)生較為緩慢。此外，不同加載條件下，最終巖爆時(shí)的塵霧不同。最終巖爆造成塵霧現(xiàn)象進(jìn)而導(dǎo)致巖樣孔洞內(nèi)可視度降低。巖樣D2 可視度最低，其次是巖樣D1，巖樣D3 可視度最高。

圖6 D1 試樣破壞過程Fig.6 Failure process of tested specimen D1

圖7 D2 試樣破壞過程Fig.7 Failure process of tested specimen D2

圖8 D3 試樣破壞過程Fig.8 Failure process of tested specimen D3

2.2 弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆坑破壞形態(tài)的影響

試驗(yàn)過程中各巖樣圓孔內(nèi)壁均出現(xiàn)巖爆彈射破壞現(xiàn)象，巖爆坑的形態(tài)和分布規(guī)律相近，如圖9 所示。巖爆破壞導(dǎo)致圍巖在徑向約0°和180°處形成兩邊淺、中間深的V 形巖爆坑，巖爆坑表面呈不規(guī)則鋸齒狀且布滿細(xì)小粉末；同時(shí)，巖爆坑沿軸向發(fā)育，形成左右兩條近似平行的條狀破裂帶。這與加拿大Mine-by 隧洞現(xiàn)場圍巖的破裂情況（圖10）一致，說明了本文中試驗(yàn)結(jié)果的合理性。另外，需要指出的是，Mine-by 隧道洞壁左右破裂帶在橫截面內(nèi)的連線與水平方向存在一定夾角，而本文破裂帶的連線與水平方向重合，這與主應(yīng)力方向有關(guān)。Mine-by 隧洞的主應(yīng)力與水平方向存在一角度，而在本文試驗(yàn)中主應(yīng)力與水平方向垂直或者平行；同時(shí)，由彈性力學(xué)分析可知，圓形隧洞開挖卸荷后，應(yīng)力集中導(dǎo)致的最大切向應(yīng)力 σθ分布在與最大主應(yīng)力σ1平行或與最小主應(yīng)力σ3垂直的隧洞邊界處（見圖11），應(yīng)力導(dǎo)致的巖石破壞通常發(fā)生在這些切向應(yīng)力最大的區(qū)域。

圖9 試樣最終破壞形態(tài)Fig.9 Final failure patterns of the experimental specimens

圖10 加拿大Mine-by 隧洞現(xiàn)場圍巖破裂及應(yīng)力分析圖[22]Fig.10 In-situ fracture of surrounding rock and stress analysis for mine by tunnel[22]

圖11 開挖卸荷后隧洞橫截面受力示意圖Fig.11 Stress state of the cross-section of the tunnel after excavation

為分析弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆發(fā)生后隧洞破壞特征的影響，分別測量了各巖樣巖爆破裂帶的長度、最大寬度和最大深度等尺寸，測量結(jié)果見表1。由表1 可知，無動(dòng)力擾動(dòng)巖樣D1 的巖爆破裂帶尺寸低于在高應(yīng)力條件下開始施加擾動(dòng)的巖樣D2 和在低應(yīng)力條件下開始施加擾動(dòng)的巖樣D3。從長度上來看，各巖樣洞壁左側(cè)破裂帶在洞軸線方向上是貫通的（圖9），對應(yīng)長度均為100 mm。而各巖樣洞壁右側(cè)破裂帶長度不同，巖樣D1、D2 和D3 右側(cè)破裂帶的長度分別為47、100 和89 mm。從中可知，有擾動(dòng)荷載作用下巖樣的右側(cè)破裂帶長度大于無擾動(dòng)荷載作用下巖樣的右側(cè)破裂帶長度，說明擾動(dòng)荷載會(huì)促進(jìn)巖爆沿軸向方向破壞。另外，巖樣D2 的巖爆破裂帶的長度大于巖樣D3，表明在高應(yīng)力條件下開始施加擾動(dòng)比在地應(yīng)力條件下施加擾動(dòng)對巖爆沿軸向發(fā)展的促進(jìn)作用更為明顯。從深度上來看，由強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則可知，圍巖在靜力荷載下發(fā)生破壞時(shí)，若不考慮圍巖長期時(shí)間效應(yīng)的損傷，對于某一特定的應(yīng)力水平，其圍巖發(fā)生破壞的深度是一定的[23]。然而，從試驗(yàn)結(jié)束后測得試樣巖爆坑尺寸的結(jié)果發(fā)現(xiàn)（表1），雖然巖樣D2 和D3 發(fā)生最終巖爆彈射破壞時(shí)洞壁圍巖的應(yīng)力水平低于巖樣D1，但巖樣D2 和D3 洞壁巖爆坑的平均深度分別為11 和9 mm，卻大于巖樣D1 的6 mm，說明動(dòng)力擾動(dòng)會(huì)促進(jìn)巖爆破壞沿徑向發(fā)展；同時(shí)可以看出，巖樣D2 的巖爆坑深度要大于巖樣D3，表明在高應(yīng)力條件下開始施加擾動(dòng)比在低應(yīng)力條件下施加擾動(dòng)對巖爆沿徑向發(fā)展的促進(jìn)作用更為明顯。

表1 巖爆坑的尺寸Table 1 Dimensions of rockburst notch

綜上所述，動(dòng)力擾動(dòng)會(huì)促進(jìn)巖爆區(qū)域的發(fā)展，且高應(yīng)力條件下開始施加的動(dòng)力荷載對巖爆破裂發(fā)展的影響要強(qiáng)于低應(yīng)力條件下施加的動(dòng)力荷載。這主要是因?yàn)閲鷰r發(fā)生巖爆破壞后，所積蓄的彈性應(yīng)變能釋放，已發(fā)生巖爆處圍巖的應(yīng)力降低；而隨著豎向應(yīng)力的不斷升高，圍巖內(nèi)部應(yīng)力調(diào)整，潛在巖爆區(qū)向周邊區(qū)域轉(zhuǎn)移；動(dòng)力擾動(dòng)會(huì)促進(jìn)這一過程的發(fā)生，導(dǎo)致更多潛在巖爆區(qū)的形成。對于在高應(yīng)力條件下開始施加擾動(dòng)的巖樣D2，動(dòng)力擾動(dòng)會(huì)誘發(fā)大量處于臨界狀態(tài)條件下巖石釋放能量，造成巖爆彈射破壞；這是一個(gè)快速強(qiáng)卸荷的過程，可導(dǎo)致周邊處于穩(wěn)定或亞臨界狀態(tài)下的巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞，釋放更多的能量，誘發(fā)更為劇烈、更為廣泛地巖爆彈射破壞。然而，對于在較低應(yīng)力水平開始施加擾動(dòng)荷載的巖樣D3，當(dāng)應(yīng)力較低時(shí)，動(dòng)力擾動(dòng)不會(huì)誘發(fā)巖爆的發(fā)生或僅誘發(fā)輕微巖爆，隨著動(dòng)力擾動(dòng)次數(shù)的增加，巖爆的劇烈程度不斷增強(qiáng)，這是一個(gè)緩慢的卸荷過程，相比較于巖樣D2 在高應(yīng)力條件下僅擾動(dòng)一次就發(fā)生巖爆的快速強(qiáng)卸荷過程，該卸荷效應(yīng)對周邊處于亞臨界或穩(wěn)定狀態(tài)下巖體發(fā)生失穩(wěn)破壞的誘發(fā)作用較小。

為進(jìn)一步探索動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆破壞的影響，分析不同加載條件下碎屑的分布特征，對彈射碎屑進(jìn)行4.75、2.36、1.18、0.6、0.3 mm、盤底等6 個(gè)等級(jí)篩分，篩分結(jié)果見圖12。從中可知，相比較于巖樣D1，巖樣D2 和D3 的碎屑的總質(zhì)量分別增加了94.5%和91.5%。巖樣D1 的碎屑的最大尺寸為10.5 mm，巖樣D2 和D3 的碎屑明顯較大，最大尺寸分別為17 和15 mm。另外，相對于巖樣D2，D3 試樣的大碎屑數(shù)量較多，具有更大的寬度。這說明試樣洞壁內(nèi)在發(fā)生巖爆破壞時(shí)，擾動(dòng)荷載不僅會(huì)增加兩側(cè)圍巖形成劈裂破壞的數(shù)量，還會(huì)增大薄片狀碎屑長度和寬度。

為進(jìn)一步分析碎屑的分布特征，采用高靈敏度電子秤測量不同粒徑區(qū)間碎屑的質(zhì)量，測量結(jié)果見表2。在各等級(jí)的碎屑粒徑區(qū)間質(zhì)量占比中，巖樣D2 大于4.75 mm 的粗粒徑質(zhì)量占比要高于D3，而0.60～4.75 mm 的中、粗粒徑碎屑質(zhì)量占比都要低于D3。為了定量描述碎屑的分布特征，采用統(tǒng)計(jì)的方法，分析碎屑的平均破碎程度de[24]：

式中：di、ξi分別是碎屑等效粒徑和所對應(yīng)的質(zhì)量百分占比。de越大表示碎屑大塊體偏多；反之，小塊體偏多。高應(yīng)力水平擾動(dòng)試樣（D2）碎屑的de=2.46 mm，D3 碎屑的de=2.23 mm，這表明在低應(yīng)力水平施加擾動(dòng)荷載，圍巖巖爆彈射碎屑的平均破碎程度更大。這是因?yàn)殡S著豎向應(yīng)力的升高，以及在低應(yīng)力狀態(tài)施加完多次擾動(dòng)荷載后，會(huì)使得洞壁圍巖表面隨機(jī)生成更多的劈裂裂縫，圍巖內(nèi)裂紋發(fā)育得更為充分。

圖12 試樣碎屑Fig.12 Debris from the tested specimens

表2 不同粒徑巖爆碎屑質(zhì)量分布（單位：g ）Table 2 Mass distribution of rockburst debris with different particle sizes (unit: g )

需要指出的是，巖樣邊長與孔洞直徑之比雖然沒有達(dá)到3 至5 倍的要求，但本文試驗(yàn)仍能很好地模擬了圍巖發(fā)生劈裂、剝落、彈射等硬脆性圍巖的典型脆性破壞現(xiàn)象，巖樣的最終的破壞形態(tài)與工程實(shí)際較為相似，所模擬的巖爆破壞徑向深度非常小，遠(yuǎn)離巖樣外邊界，且距離開挖邊界較遠(yuǎn)處的巖石仍處于彈性應(yīng)力與穩(wěn)定狀態(tài)，這與現(xiàn)場的圍巖破壞情況是較為吻合的。

2.3 弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆過程的聲發(fā)射影響

聲發(fā)射信號(hào)是巖石受力過程中內(nèi)部裂紋萌生、發(fā)育、擴(kuò)展及聯(lián)結(jié)時(shí)所釋放的彈性應(yīng)力波，蘊(yùn)含著能夠表征巖石破壞過程和特征的重要關(guān)鍵信息。聲發(fā)射計(jì)數(shù)是指超過門檻值聲發(fā)射信號(hào)的振蕩次數(shù)，能夠直觀的反映巖石內(nèi)部的開裂過程。因此，可通過聲發(fā)射計(jì)數(shù)來分析弱動(dòng)力擾動(dòng)對圍巖內(nèi)部開裂的影響。

圖13 為實(shí)際加載路徑與聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)信號(hào)。各巖樣的聲發(fā)射演化規(guī)律在加載過程中大致相同，并可分為3 個(gè)階段：初始微裂紋壓密及彈性變形階段（階段Ⅰ）、微裂紋萌生及穩(wěn)定擴(kuò)展階段（階段Ⅱ）、微裂紋非穩(wěn)定發(fā)育至巖爆階段（階段Ⅲ）。但是，對于受力不同巖樣，階段Ⅲ的聲發(fā)射信號(hào)特征存在較大差異。首先，受到單次擾動(dòng)荷載試樣D2 以及多次擾動(dòng)荷載試樣D3 在階段3 后期的最大聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)分別為8.1×105、8.5×105，明顯高于沒有受到擾動(dòng)荷載試樣D1 的最大聲發(fā)射計(jì)數(shù)5.1×105，說明受到擾動(dòng)荷載的巖樣在后期發(fā)生破壞事件會(huì)更多。其次，對于在較高應(yīng)力條件下施加擾動(dòng)的巖樣D2，在施加擾動(dòng)前，聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)的變化特征與無擾動(dòng)的巖樣D1 相似；當(dāng)動(dòng)荷載施加后，本已處于較高水平的聲發(fā)射信號(hào)突增并達(dá)到最大值，這與無擾動(dòng)巖樣D1 的聲發(fā)射信號(hào)的變化特征有明顯區(qū)別；這是因?yàn)樵谠囼?yàn)過程中，施加擾動(dòng)荷載的時(shí)機(jī)接近巖樣臨界破壞點(diǎn)，更多集聚在巖石內(nèi)部的能量得以釋放，造成更為劇烈的巖石開裂和破壞。對于擾動(dòng)荷載施加時(shí)機(jī)提前、次數(shù)增加的巖樣D3，在階段Ⅲ前期較低應(yīng)力條件下施加擾動(dòng)荷載，聲發(fā)射計(jì)數(shù)信號(hào)也會(huì)出現(xiàn)明顯的突增，但隨后信號(hào)又趨于平穩(wěn)；在階段Ⅲ后期較高應(yīng)力條件下施加擾動(dòng)荷載（第三次擾動(dòng)荷載），聲發(fā)射信號(hào)持續(xù)增加，并在豎向靜應(yīng)力加載至最大值時(shí)聲發(fā)射信號(hào)也到達(dá)最大值。這主要是因?yàn)樘崆笆┘訑_動(dòng)荷載，洞壁兩側(cè)圍巖應(yīng)力狀態(tài)較低，可釋放的能量較少，不足以導(dǎo)致持續(xù)的巖石開裂行為，裂紋發(fā)育的較為微弱或者說不明顯；但多次擾動(dòng)會(huì)觸發(fā)更多裂紋的發(fā)育，造成相對于D2 巖樣更多的巖石開裂破壞。

圖13 不同加載條件下巖樣聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)Fig.13 Acoustic emission ringing count of the tested specimens under different loading conditions

綜上所述，當(dāng)試樣受到擾動(dòng)荷載后，巖石內(nèi)部開裂程度增大，并導(dǎo)致洞壁圍巖發(fā)生更為明顯的宏觀破壞（劈裂和巖爆）。高應(yīng)力條件下（臨近巖石破壞）的擾動(dòng)荷載會(huì)促進(jìn)裂紋以一種更為迅速形式發(fā)育并擴(kuò)展；多次擾動(dòng)荷載（從較低應(yīng)力條件下開始）會(huì)促進(jìn)裂紋以一種更為充分的形式發(fā)育。

2.4 弱動(dòng)力擾動(dòng)對巖爆烈度影響

下面從能量的角度，通過隧洞圍巖釋放的彈性應(yīng)變能Ur和洞壁開裂耗散的能量Ud分析巖爆發(fā)生時(shí)的劇烈程度。

長方體或圓柱體巖樣試驗(yàn)過程中能量釋放明顯區(qū)別于隧洞模型試驗(yàn)。對于前者[3]，隨著巖樣應(yīng)力的增大，外界不斷對巖樣做功W，大部分輸入的能量以彈性應(yīng)變能Ue的形式儲(chǔ)存在巖石內(nèi)部，少部分能量用于巖石峰前裂紋發(fā)展，這部分能量也可稱為峰前耗散能Ud；當(dāng)應(yīng)力達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)，集聚的彈性應(yīng)變能快速釋放，裂紋迅速匯聚貫通，導(dǎo)致巖石最終破壞；因此，峰后Ur主要源自峰前Ue，并取決于巖石的強(qiáng)度，巖石的強(qiáng)度越大，對應(yīng)的Ue越多，峰后Ur越多。對于后者，巖樣不發(fā)生整體性破壞，集聚巖樣內(nèi)部的彈性應(yīng)變能Ue不完全釋放，Ur可表述為：

應(yīng)力做功W 與彈性應(yīng)變能Ue可通過應(yīng)力-應(yīng)變曲線積分計(jì)算獲得：

通過對應(yīng)力-應(yīng)變曲線積分，可得外界對巖樣D1、D2 和D3 做功分別為445.9、502.9、423.7 kJ，儲(chǔ)存在巖石內(nèi)部的能量分別為388.3、381.2、381.1 kJ，進(jìn)而由式（2）可得洞壁圍巖釋放彈性應(yīng)變能分別為57.5、121.7 和42.6 kJ（圖14）。

裂紋發(fā)展是能量耗散的主要形式，本試驗(yàn)通過聲發(fā)射絕對能量來分析裂紋發(fā)展耗散的能量。其中，聲發(fā)射絕對能量是聲發(fā)射撞擊信號(hào)能量的真實(shí)反映[25]。如圖15所示，巖樣D1、D2 和D3 的聲發(fā)射累積絕對能量分別為6.02、23.8 和35.7 nJ。由此說明，當(dāng)試樣受到擾動(dòng)荷載后，圍巖內(nèi)部裂紋的發(fā)育及擴(kuò)展會(huì)耗散更多的能量，即擾動(dòng)荷載的施加會(huì)導(dǎo)致圍巖內(nèi)部開裂程度的增加，且開裂程度會(huì)隨著擾動(dòng)次數(shù)的增加而增大。因此，擾動(dòng)荷載會(huì)促進(jìn)能量耗散，并以更為明顯的裂紋發(fā)展表現(xiàn)出來；當(dāng)試樣受到擾動(dòng)荷載后，圍巖發(fā)生巖爆時(shí)所形成的巖爆坑規(guī)模及巖爆破壞范圍都會(huì)增大，進(jìn)而導(dǎo)致彈射碎屑的質(zhì)量也增多，這與本節(jié)宏觀破壞特征結(jié)果相吻合。

圖14 外力做功與可釋放能Fig.14 Work done by external force and releasable energy

圖15 聲發(fā)射累積絕對能量Fig.15 Cumulative acoustic emission absolute energy

對于受到多次擾動(dòng)的試樣D3，洞壁圍巖內(nèi)可釋放的彈性應(yīng)變能要小于無擾動(dòng)的巖樣D1，其中圍巖內(nèi)耗散的能量要明顯多于D1；另外，其彈射碎屑的質(zhì)量與數(shù)量都要大于D1。因此，試樣D3 圍巖在發(fā)生巖爆彈射時(shí)，平均到每塊碎屑的彈射動(dòng)能會(huì)減少，即說明多次擾動(dòng)試樣的巖爆烈度要弱于無擾動(dòng)試樣。然而，由于試樣D2 在高應(yīng)力狀態(tài)時(shí)受到擾動(dòng)荷載，且擾動(dòng)荷載對試樣的應(yīng)變增量要明顯更多，使得圍巖內(nèi)儲(chǔ)存的可釋放彈性應(yīng)變能要遠(yuǎn)大于無擾動(dòng)試樣D1，進(jìn)而導(dǎo)致巖爆的烈度增強(qiáng)。此外，從圍巖彈射過程中的塵霧現(xiàn)象的強(qiáng)弱，也可較為直觀地看出洞壁巖爆時(shí)的劇烈程度由強(qiáng)到弱為：高應(yīng)力水平擾動(dòng)荷載、無擾動(dòng)試樣、低應(yīng)力水平多次擾動(dòng)。

另外，對于長方體試樣模擬局部巖爆破壞過程，巖爆發(fā)生時(shí)巖樣會(huì)出現(xiàn)整體結(jié)構(gòu)性失穩(wěn)，動(dòng)力擾動(dòng)在巖樣加載過程中促進(jìn)裂紋的發(fā)育，降低巖樣的承載能力和極限儲(chǔ)能，導(dǎo)致巖爆發(fā)生時(shí)釋放的能量減少，巖爆彈射動(dòng)力或烈度降低，無擾動(dòng)試樣的巖爆烈度強(qiáng)于有擾動(dòng)試樣的。對于圓形隧洞模型模擬整體隧洞圍巖的巖爆破壞過程，與無擾動(dòng)的巖爆相比，弱動(dòng)力擾動(dòng)會(huì)誘發(fā)隧洞整體洞段巖體內(nèi)彈性能沿開挖邊界向外突然猛烈釋放，巖爆發(fā)生時(shí)巖體會(huì)釋放更多的能量，造成更為嚴(yán)重的洞壁圍巖破壞，促成更為劇烈的巖爆現(xiàn)象；動(dòng)力擾動(dòng)對能量釋放起到了激發(fā)和放大的作用。在低靜應(yīng)力條件下，弱動(dòng)力擾動(dòng)逐漸促進(jìn)圍巖內(nèi)部能量釋放，即使局部巖體內(nèi)集聚的彈性應(yīng)變能在靜應(yīng)力條件下未達(dá)到臨界條件，巖爆也會(huì)發(fā)生，巖爆烈度通常較低；在高靜應(yīng)力條件下，巖爆潛在區(qū)相對較少，導(dǎo)致巖爆烈度降低；動(dòng)力擾動(dòng)對能量釋放僅起到激發(fā)的作用。

3 結(jié) 論

通過動(dòng)真三軸巖爆試驗(yàn)機(jī)在室內(nèi)模擬了圓形隧洞的弱動(dòng)力擾動(dòng)觸發(fā)型巖爆過程，并采用聲發(fā)射系統(tǒng)與視頻觀測系統(tǒng)監(jiān)測巖爆的孕育過程，主要結(jié)論如下：

（1）弱動(dòng)力擾動(dòng)降低隧洞圍巖發(fā)生最終巖爆所需的應(yīng)力水平，促進(jìn)巖爆的發(fā)生；低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載的作用相比于高應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)荷載的作用更加明顯。其次，高應(yīng)力下開始施加的擾動(dòng)荷載會(huì)促使最終巖爆以一種較快的方式發(fā)生，低應(yīng)力下開始施加的擾動(dòng)荷載導(dǎo)致的最終巖爆發(fā)生緩慢。

（2）與自發(fā)型巖爆相比，弱動(dòng)力擾動(dòng)下的觸發(fā)型巖爆發(fā)生后，隧洞圍巖破裂程度更嚴(yán)重。

（3）從巖爆烈度方面來比較，與長方體巖樣模擬的弱動(dòng)力擾動(dòng)下巖爆烈度不同，考慮開挖斷面曲率影響的圓形隧洞模型，在高應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)所觸發(fā)的巖爆最劇烈，無擾動(dòng)的自發(fā)型次之，低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)所觸發(fā)的相對輕微。在高應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)，弱動(dòng)力擾動(dòng)可誘發(fā)隧洞整體洞段巖體內(nèi)彈性能沿開挖邊界向外突然猛烈釋放；相對于無擾動(dòng)的情況，弱動(dòng)力擾動(dòng)所觸發(fā)的巖爆發(fā)生時(shí)巖體會(huì)釋放更多的能量，造成更為嚴(yán)重的洞壁圍巖破壞，從而促成更為劇烈的巖爆現(xiàn)象；弱動(dòng)力擾動(dòng)對能量釋放起到了激發(fā)和放大的作用。在低應(yīng)力下開始施加擾動(dòng)，弱動(dòng)力擾動(dòng)可逐漸促進(jìn)圍巖內(nèi)部能量釋放從而觸發(fā)巖爆，但與高靜應(yīng)力條件相比，巖爆烈度相對較低；弱動(dòng)力擾動(dòng)對能量釋放僅起到激發(fā)的作用。