圍巖應(yīng)力梯度對應(yīng)變型巖爆特征荷載影響模型試驗研究

張 航，夏元友，劉夕奇，祝文化，吝曼卿

(1. 武漢理工大學 土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430070；2. 武漢工程大學 資源與安全工程學院，湖北 武漢 430062)

0 引言

應(yīng)變型巖爆作為一種典型的深部地下工程動力地質(zhì)災害，常常造成重大經(jīng)濟損失甚至人員傷亡[1-2]。為探明應(yīng)變型巖爆機理，國內(nèi)外學者進行了大量室內(nèi)外試驗研究。巖爆室內(nèi)試驗從單軸試驗、常規(guī)三軸試驗到真三軸加載試驗、加卸載試驗、加卸載擾動試驗等皆有嘗試[1]，尤其是近年來在真三軸加卸載試驗、加卸載擾動巖爆模擬試驗上取得了重要進展。如何滿潮等[3]、向天兵等[4]、蘇國韶等[5]通過真三軸三向六面加載-單面快速卸載-頂部加載的試驗方式，模擬了工程巖體的開挖卸荷及應(yīng)力集中過程，總結(jié)了模型發(fā)生巖爆各個階段的特點。李夕兵等[6]研究了不同第二主應(yīng)力及開挖擾動荷載對不同類型巖體巖爆的影響規(guī)律。蘇國韶等[7-8]研究了不同低頻擾動荷載、不同加載速率、不同溫度等對巖爆的影響規(guī)律，分析了巖樣的巖爆噴射過程、破壞現(xiàn)象、峰值強度、碎屑特征、聲發(fā)射特征及噴射動能的變化過程。何滿潮等[9]考慮了不同開挖卸荷速率下的巖爆特性，進行了4種不同速率卸載的巖爆試驗，得到了碎屑尺度特征及巖爆發(fā)生時的聲發(fā)射主頻特征。此外，Akdag等[10]在真三軸加卸載條件下，研究了熱損傷對硬脆性巖體應(yīng)變型巖爆的影響規(guī)律。Cheon等[11]設(shè)計并制造了一種新型的真三軸腔，可以在3個正交方向上都施加很高的應(yīng)力，采用開洞試驗的方法，研究了隧洞巖體損傷區(qū)的演化規(guī)律。祝文化等[12]為了探討液壓與氣液復合加載條件下地下洞室?guī)r爆現(xiàn)象的差異，利用自主研發(fā)的氣液復合型巖爆模型試驗裝置開展液壓與氣液復合加載洞室?guī)r爆物理模型試驗，模擬了深部地下洞室開挖過程中的巖爆現(xiàn)象。針對目前室內(nèi)試驗通常試件較小，在非開洞模型試驗中常忽略實際工程圍巖受梯度應(yīng)力加載的力學形態(tài)，夏元友、祝文化等[13-15]通過自主研發(fā)的氣液復合加載巖爆模擬裝置，對大尺寸試件(400 mm×600 mm×1 000 mm)進行了三向加載-單面卸載-豎向梯度應(yīng)力加載的試件巖爆試驗，發(fā)現(xiàn)圍巖應(yīng)力梯度對巖爆的破裂特性與破壞峰值荷載皆有明顯的影響。

應(yīng)變型巖爆是地下空間深部巖體脆性破壞形式之一，是由圍巖漸進破裂到突然破壞的過程，在此過程中圍巖的起裂荷載、損傷荷載和峰值荷載(在單軸或三軸試驗中也稱起裂強度、損傷強度、峰值強度)是圍巖漸進破裂過程重要的特征荷載，對脆性巖體穩(wěn)定性評價具有重要意義[16-20]。起裂荷載是巖石內(nèi)部微裂隙萌生發(fā)育的開始；損傷荷載表征巖石剪漲的開始，此時裂紋逐漸擴展連通；峰值荷載則表征裂隙交匯成宏觀破裂面，應(yīng)力開始跌落。但是，目前國內(nèi)外尚未明確揭示不同梯度應(yīng)力對地下洞室深部巖體特征荷載的影響規(guī)律。因此，本研究采用氣液復合加卸載真三軸巖爆模擬試驗裝置，在相同模型材料、圍壓與單面卸載條件下，進行4種不同豎向梯度應(yīng)力加載的巖爆模型試驗，基于試驗過程的聲發(fā)射監(jiān)測，探索圍巖應(yīng)力梯度對應(yīng)變型巖爆特征荷載的影響規(guī)律。

1 模型試驗

1.1 試驗系統(tǒng)與模型制備

采用真三軸氣液復合加卸載巖爆模型試驗裝置進行模型試驗，試驗裝置如圖1所示。

圖1 真三軸氣液復合加卸載巖爆模型試驗裝置Fig.1 True triaxial gas-liquid composite loading and unloading rockburst model test device

為實現(xiàn)豎向梯度應(yīng)力加載，試驗采用類巖石材料的大尺寸試件(1 000 mm×600 mm×400 mm)。為能夠制作具有巖爆傾向性的模型試件，模型制作選用石膏作為原材料，因石膏材料具有性能穩(wěn)定、輕質(zhì)、低強、易成型、脆性好等特點，被廣泛用作混凝土結(jié)構(gòu)與巖體的模擬材料。通過制作不同水膏比的標準試件進行單軸壓縮試驗，得出不同水膏比材料的力學參數(shù)及沖擊能量指數(shù)，從而選擇合適的配比以使模型材料具有強巖爆傾向，最終選取水膏比為 0.7的材料進行模型制作。模型材料特性參數(shù)見表1。

表1 模型材料參數(shù)及巖爆傾向性指標Tab.1 Model material parameters and rockburst tendency indicators

1.2 試驗方案及加載路徑

地下巖體在開挖后，圍巖內(nèi)部的應(yīng)力會重新分布，靠近開挖面切向應(yīng)力最大，形成應(yīng)力集中，切向應(yīng)力從遠離巖體暴露面向內(nèi)部方向逐漸減小趨向于原巖應(yīng)力。試驗切向應(yīng)力加載將豎向加載面分成4個相等區(qū)域單獨進行，實現(xiàn)梯度應(yīng)力加載，試件單面卸載后試件加載示意圖見圖2。σ1-1，σ1-2，σ1-3，σ1-4分別為頂部4個不同區(qū)域的加載壓力，σ2和σ3為巖爆裝置側(cè)壁施加的水平圍壓。本研究將地下巖體開挖后切向應(yīng)力的分布規(guī)律簡化為y=ae-bx+c曲線來表示[15]。y為巖體內(nèi)部某處的切向應(yīng)力；x為巖體內(nèi)部某點到卸載面的距離，當x=0時，y=a+c為巖體卸載面處切向應(yīng)力，即圖2試件中梯度1(最大梯度荷載)加載值；c為切向原巖壓力；b為應(yīng)力梯度系數(shù)，表示不同的應(yīng)力梯度，b=0表示豎向為均布應(yīng)力加載，b≠0表示豎向為梯度應(yīng)力加載，b值越大代表豎向加載的應(yīng)力梯度也越大。試驗選取應(yīng)力梯度系數(shù)分別為b=0,2,4,6共4種情況進行巖爆對比試驗。

圖2 試件單面卸載后加載示意圖Fig.2 Schematic diagram of loading on specimen after unloading on one side

考慮模型材料強度較低及一定的地應(yīng)力側(cè)壓系數(shù)，試驗取初始圍壓c=1.5 MPa。應(yīng)變型巖爆是由圍巖開挖后應(yīng)力集中導致的，其應(yīng)力集中過程是隨分步開挖逐步形成的，因此為了保證模擬受力過程盡量與實際相符，試驗采用較低等級荷載(0.5 MPa)的分級加載方式。在試驗初始階段對模型采取分級加載形式，施加3向6面的初始圍壓載荷，每級荷載穩(wěn)壓時間為2 h。當模型加載至初始圍壓1.5 MPa后，保持此時的壓力狀態(tài)6 h，使模型在初始地應(yīng)力的作用下達到充分變形。然后迅速撤離裝置前側(cè)限位門板，卸載1面水平圍壓，將聲發(fā)射探頭布置在卸載表面上，聲發(fā)射門檻值設(shè)定為40 dB，再開始進入豎向梯度應(yīng)力分級加載階段。梯度1按照每級加載，其他3個梯度應(yīng)力通過y=ae-bx+c計算結(jié)果進行加載，直到發(fā)生巖爆。每級加載后的穩(wěn)壓時間為0.5 h。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試件宏觀破壞特征分析

試驗期間4塊試件都發(fā)生了巖爆。圖3給出了不同梯度應(yīng)力加載條件下巖爆試件破壞及碎屑的分布情況照片。

圖3 試樣破壞及碎屑分布Fig.3 Damages of specimens and debris distributions

如圖3(a)所示，當b=0時，試件A為均布加載，巖爆碎屑多為大體積板塊狀，分布集中在卸載面附近，與卸載面的最大距離為1.0 m，巖爆過程中碎屑彈射現(xiàn)象幾乎沒有，動力破壞現(xiàn)象不明顯。

如圖3(b)所示，當b=2時，試件B卸載面部分被剝離并伴隨部分碎屑彈出，呈扇形向外輻射狀分布于卸載面前，碎屑與卸載面的最大距離為1.6 m。相比于試件A，試件B存在輕微的動力破壞現(xiàn)象，巖爆碎屑較小。

當應(yīng)力梯度系數(shù)增加到b=4時，試件C的破壞模式與試件A，B的破壞情況差別較大。從圖3(c)可以看出，巖爆碎屑噴射距離較遠，且粉末狀碎屑明顯增多，拋射動能較大，散落在承接板上的碎屑與卸載面的最大距離達2.7 m。巖爆瞬間可觀察到明顯的噴發(fā)拋擲現(xiàn)象，空氣中有彌漫的煙塵。

如圖3(d)所示，隨著b進一步增加到6，試件D在加載過程中發(fā)生了嚴重的動力破壞。卸載面附近巖爆碎屑明顯減少，大量的小碎片和粉末狀的碎屑顆粒呈扇形向外形成輻射面散布在卸載面前方，碎屑大小相對均勻，碎片的最大噴射距離達3.5 m，且破壞瞬間可以觀察到伴隨巨響，煙塵彌漫，巖爆動力破壞現(xiàn)象表現(xiàn)最為明顯。

從以上試驗結(jié)果可以看出，試件在不同的梯度應(yīng)力作用下表現(xiàn)出不同的巖爆破壞特征。隨著應(yīng)力梯度系數(shù)的逐步增大，巖爆碎屑由大塊板狀為主過渡到以小塊片狀、塊狀與粉末狀為主，巖爆碎屑與卸載面的最大距離從1.0 m(b=0)逐步增加到3.5 m(b=6)，巖爆的動力破壞現(xiàn)象越發(fā)明顯。

2.2 試件巖爆聲發(fā)射特征及模型特征荷載分析

應(yīng)變型巖爆的破壞過程伴隨著巖體的裂隙擴展過程。由于巖石內(nèi)部裂紋的萌生與擴展能激發(fā)瞬時應(yīng)力波形成聲發(fā)射信號，聲發(fā)射信號在一定程度上反映了巖體內(nèi)部的破裂程度和應(yīng)力增長速度，因此，通過聲發(fā)射特征參數(shù)來反映巖體新生微裂紋及其擴展被大量研究者采用[1,4,14-17]。巖體的脆性破壞階段一般可以分為4個階段[19-20]：(1)裂紋閉合階段；(2)彈性變形階段；(3)裂紋穩(wěn)定擴展階段；(4)裂紋不穩(wěn)定擴展階段。因此，可以根據(jù)巖石在受壓過程中不同階段的聲發(fā)射能量或振鈴計數(shù)隨時間(荷載)的變化來區(qū)分巖石的起裂荷載和損傷荷載[17, 19, 21]。

圖4為4塊試件的豎向加載梯度1應(yīng)力σ1-1和監(jiān)測的聲發(fā)射能量與累計能量變化的關(guān)系曲線。該圖直觀展示了在不同豎向梯度應(yīng)力加載作用下，試件能量隨加載過程的釋放過程?？梢钥闯?，隨豎向加載應(yīng)力梯度系數(shù)的增大，試件在破壞過程中釋放的累計能量逐漸小，能量釋放越來越趨于巖爆前集中釋放。這些規(guī)律與試驗觀察到的宏觀破壞現(xiàn)象一致。

圖4 試件隨加載的聲發(fā)射能量Fig.4 Acoustic emission energies of specimens varying with loading

圖5為4塊試件隨豎向加載梯度1應(yīng)力σ1-1的增大，所監(jiān)測的聲發(fā)射振鈴計數(shù)、總計數(shù)的關(guān)系曲線，該圖直觀展示了隨加載過程中新生裂紋的積累情況。利用聲發(fā)射振鈴總計數(shù)與荷載的關(guān)系曲線上各階段拐點，結(jié)合線性輔助線可以得到每塊試件的特征荷載值，即加載過程中試件內(nèi)部起裂荷載σci及損傷荷載σcd。

圖5 試件隨加載的聲發(fā)射振鈴計數(shù)Fig.5 Acoustic emission ringing counts of specimens varying with loading

圖5(a)為試件A的聲發(fā)射振鈴計數(shù)、總計數(shù)與最大加載應(yīng)力σ1-1的關(guān)系曲線?？梢钥闯銮€分為幾個不同階段。在加載初始階段，試件中存在的一些原始微裂隙開始閉合，振鈴計數(shù)有一小段增長過程，這一階段的終點對應(yīng)著閉合荷載σcc，為1.00 MPa；隨著荷載進一步增加，聲發(fā)射總計數(shù)開始進入緩慢線性增長階段直至σci，此階段試件處于彈性變形階段；當σ1-1達到起裂荷載σci時，隨著荷載增加，試件內(nèi)部裂紋大量發(fā)育，聲發(fā)射總計數(shù)開始進入非線性增長階段。用圖中的線性輔助線可把破壞過程分為4個階段，并確定非線性增長階段的起點，即可得出試樣的起裂荷載σci為3.05 MPa；隨著荷載不斷增加，裂紋增長速度也逐漸增大，裂紋數(shù)量不斷累積，當試件A到達其損傷強度σcd時開始進入裂紋不穩(wěn)定擴展階段，此時內(nèi)部結(jié)構(gòu)破壞加劇，聲發(fā)射總計數(shù)的曲線斜率激增，說明此時巖石的內(nèi)部出現(xiàn)了較大且數(shù)量更多的裂縫，可得損傷荷載σcd為5.10 MPa。在試件最終被破壞的過程中，振鈴計數(shù)不斷增大直到峰值。

圖5(b)為試件B的聲發(fā)射振鈴計數(shù)、總計數(shù)與σ1-1的關(guān)系曲線。可以看出，總計數(shù)曲線同樣可分為4個不同階段，聲發(fā)射總計數(shù)隨加載的變化規(guī)律和試件A類似。采用同樣方法可以獲得試件B的閉合荷載σcc為1 MPa，起裂荷載σci為3 MPa，損傷荷載σcd為5.10 MPa。相比于試件A，試件B的起裂荷載與損傷荷載幾乎沒變，但對比圖5(a)和圖5(b)可看出試件B的聲發(fā)射振鈴總計數(shù)小于試件A，加載后期聲發(fā)射振鈴計數(shù)的曲線斜率比試件A更大，說明加載后期試件B的加速破裂比試件A更快。

圖5(c)～(d)為試件C、試件D的聲發(fā)射振鈴計數(shù)、總計數(shù)與σ1-1的關(guān)系曲線，其振鈴總計數(shù)曲線也有著類似的階段。可以得到試件C的閉合荷載σcc為1 MPa，起裂荷載σci為3.25 MPa，損傷荷載σcd為5.15 MPa；試件D的閉合荷載σcc為1 MPa，起裂荷載σci為3.70 MPa，損傷荷載σcd為4.80 MPa。

表2列出了在不同梯度應(yīng)力加載下4塊試件的破壞特征荷載，其中σf為σ1-1的峰值荷載。對比4組試件不難發(fā)現(xiàn)，隨著加載應(yīng)力梯度系數(shù)b的增大，試件的閉合荷載σcc基本保持不變，起裂荷載σci趨向于增大，損傷荷載σcd變化規(guī)律不明顯且變化不大，其峰值荷載σf減小。從試件 A，B，C，D的振鈴總計數(shù)(圖5)還可以看出，隨著加載應(yīng)力梯度系數(shù)b的增加，起裂荷載點位置不斷后移，進入失穩(wěn)破壞階段后，在試件破壞過程中產(chǎn)生的聲發(fā)射振鈴總計數(shù)增長速率越來越快。

表2 不同梯度應(yīng)力加載下試件的特征荷載值(單位：MPa)Tab.2 Characteristic load values of specimens under different gradient stress loadings (unit: MPa)

結(jié)合巖爆宏觀破壞現(xiàn)象不難發(fā)現(xiàn)，加載應(yīng)力梯度系數(shù)b較小時，在試件達到損傷荷載σcd后需要一段較長的加載歷程才達到巖爆整體破壞，有明顯的漸進性破壞特點。模型加載應(yīng)力梯度系數(shù)b較大時，在達到損傷荷載σcd后，模型內(nèi)部破裂急劇擴展，由穩(wěn)態(tài)擴展發(fā)展成非穩(wěn)定的動態(tài)擴展，對應(yīng)的聲發(fā)射振鈴總計數(shù)曲線陡峭上升，進入巖爆發(fā)生時間變短，巖爆動力破壞現(xiàn)象更明顯。

表3列出了在不同梯度應(yīng)力加載下4塊試件的破壞特征荷載比值σci/σf，σci/σc，σcd/σf，σcd/σc，σf/σc?？梢钥闯?，4塊試件的σci/σf變化范圍為0.53～0.74，σcd/σf的變化范圍為0.88～0.96，σci/σc的變化范圍為0.31～0.39，σcd/σc的變化范圍為0.50～0.54，對比已有文獻的巖石單軸或三軸試驗[17-20]，σci/σc和σcd/σc值明顯偏低，其原因主要是采用單面卸載與豎向梯度應(yīng)力加載應(yīng)力路徑的影響。由表3可以看出，各試件的峰值荷載σf與試件材料單軸抗壓強度σc的比值隨加載應(yīng)力梯度系數(shù)b的增大呈減小趨勢，σf/σc變化范圍為0.52～0.6，說明此類應(yīng)力路徑對試件的峰值荷載影響較大，大量類似試驗結(jié)果也證明了類似結(jié)論[13-15]，這也與巖爆破壞在低于其圍巖單軸抗壓強度時發(fā)生的應(yīng)力比強度判別準則吻合[22]，說明所采用的模型試驗符合應(yīng)變型巖爆實際。

表3 不同梯度應(yīng)力加載下試件的特征荷載比值Tab.3 Characteristic load ratios of specimens under different gradient stress loadings

以上分析結(jié)果表明，隨著豎向加載應(yīng)力梯度系數(shù)的增大，試件的起裂荷載σci趨向于增大，損傷荷載σcd則變化不大，峰值荷載σf減小。這說明圍巖應(yīng)力梯度越大，圍巖的穩(wěn)定性越差，越易于引發(fā)巖爆，且?guī)r爆動力破壞現(xiàn)象越明顯。

3 結(jié)論

采用真三軸氣液復合加卸載巖爆模擬試驗裝置，在相同模型材料、圍壓與單面卸載條件下，進行了4種豎向梯度應(yīng)力加載的巖爆模型試驗，采用聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)捕捉聲發(fā)射特征參數(shù)，系統(tǒng)分析了圍巖應(yīng)力梯度對應(yīng)變型巖爆圍巖破壞特征荷載的影響，獲得以下主要結(jié)論：

(1)隨豎向加載應(yīng)力梯度系數(shù)的逐步增大，試件巖爆碎屑由大塊板狀為主過渡到以小塊片狀、塊狀與粉末狀為主，巖爆碎屑彈射距離增大，巖爆動力破壞現(xiàn)象越明顯。

(2)隨豎向加載應(yīng)力梯度系數(shù)的增大，試件加載過程釋放的聲發(fā)射累計能量減小。

(3)隨豎向加載應(yīng)力梯度的增大，試件的起裂荷載σci趨向于增大，損傷荷載σcd則變化不大，峰值荷載σf減小。

(4)圍巖應(yīng)力梯度系數(shù)越大，圍巖的穩(wěn)定性越差，越易于引發(fā)巖爆。