中部鎖固巖橋脆性斷裂特征試驗(yàn)研究

楊泓全， 范杰， 黃成年， 劉先林， 朱星

(1.廣西新發(fā)展交通集團(tuán)有限公司， 南寧 530025； 2. 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(成都理工大學(xué))， 成都 610059； 3. 廣西交通設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司， 南寧 530029)

巖石作為一種重要的工程介質(zhì)，在長(zhǎng)期地質(zhì)作用及人類活動(dòng)的影響下內(nèi)部或端部發(fā)育有不同的裂隙缺陷，直接影響了巖石的力學(xué)特性。端部開裂的裂隙巖體穩(wěn)定性主要受鎖固巖橋的控制，而大量有關(guān)鎖固段或巖橋破裂演化機(jī)制的室內(nèi)外試驗(yàn)研究[1-6]均以鎖固段或巖橋脆性斷裂而告終。脆性作為巖石的重要力學(xué)性質(zhì)[7]，開展帶鎖固巖橋的端部開裂巖體脆性特征評(píng)價(jià)及破壞前兆信號(hào)研究具有重要的指導(dǎo)意義。

巖石的內(nèi)部損傷及結(jié)構(gòu)的變化由積累的彈性能以彈性波或聲波的形式釋放出來(lái)，因此可利用聲發(fā)射技術(shù)作為巖石脆性破壞早期預(yù)警信號(hào)研究的監(jiān)測(cè)手段。前人結(jié)合聲發(fā)射對(duì)巖石破裂前兆信號(hào)獲取豐碩的研究成果，Zhang等[8]通過(guò)室內(nèi)花崗巖單軸壓縮試驗(yàn)對(duì)聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行定量分析，以聲發(fā)射事件密度作為巖石破裂的預(yù)警閾值。Zhao等[9]對(duì)紅砂巖試件進(jìn)行了單軸壓縮試驗(yàn)，通過(guò)聲發(fā)射事件發(fā)生率和平均頻率質(zhì)心之間的關(guān)系揭示了巖石臨界破壞前兆特征。Zhang等[10]研究巖石破壞過(guò)程中聲發(fā)射信號(hào)的臨界慢化特性，揭示聲發(fā)射的方差和自相關(guān)系數(shù)的突然而顯著的增加可以作為巖石破壞的前兆。近年來(lái)，機(jī)器學(xué)習(xí)也逐漸引入巖石破裂關(guān)鍵聲發(fā)射信號(hào)的研究當(dāng)中[11-13]。綜上，已有研究對(duì)巖石破裂的聲發(fā)射前兆信號(hào)提取建立了較為廣泛且系統(tǒng)的方法，但這些研究主要利用聲發(fā)射信號(hào)特征參數(shù)時(shí)間上的異常變化，而這種變化往往由巖石內(nèi)部已有出現(xiàn)大尺度微破裂事件引起，因此很難滿足巖石脆性破壞前兆信號(hào)預(yù)警的要求。

聲發(fā)射測(cè)量系統(tǒng)與地震觀測(cè)系統(tǒng)相似。聲發(fā)射序列b值源于地震學(xué)研究中頻度與震級(jí)之間存在的指數(shù)關(guān)系，自引進(jìn)巖石力學(xué)聲發(fā)射試驗(yàn)研究以來(lái)，不少學(xué)者對(duì)b值的影響因素、演化規(guī)律展開了大量的討論。宋義敏等[14]研究了巖石摩擦滑動(dòng)變形過(guò)程中的聲發(fā)射b值的演化規(guī)律。王春來(lái)等[15]研究了不同硬巖破壞過(guò)程中聲發(fā)射b值演化特征差異，研究表明強(qiáng)度越大、脆性越高的巖石聲發(fā)射b值下降幅度越大。Zhang等[16]通過(guò)單軸壓縮試驗(yàn)研究了干、飽和水花崗巖試樣的聲發(fā)射b值特征，表明失穩(wěn)時(shí)刻飽和水花崗巖的b值下降幅度小于干花崗巖，水可以顯著降低花崗巖的巖爆傾向。以上研究成果表明，聲發(fā)射b值的演化趨勢(shì)對(duì)巖石脆性破壞指數(shù)具有一定的參考價(jià)值。

基于以上研究成果，現(xiàn)結(jié)合聲發(fā)射監(jiān)測(cè)及能量散耗理論，對(duì)兩種帶中部鎖固巖橋的端部裂隙砂巖試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，研究其脆性斷裂特征及能量演化規(guī)律。模擬地震學(xué)中頻度-震級(jí)之間的指數(shù)關(guān)系，從聲發(fā)射事件頻度-能級(jí)角度分階段揭示巖橋脆性斷裂的前兆信息。這一研究旨在查明端部裂隙巖體的中部鎖固巖橋脆性斷裂特征并提供一種科學(xué)的預(yù)測(cè)方法。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1 巖樣制備

砂巖是昭通頭寨滑坡、灑勒山滑坡、溪口滑坡等大型巖質(zhì)鎖固型滑坡的主要巖石類型之一[1,5,17-19]。選用結(jié)構(gòu)均勻緊密的白砂巖作為材料，標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試件下平均單軸抗壓強(qiáng)度45.00 MPa，彈性模量4.20 GPa。

本研究中端部開裂的裂隙巖體概念模型及命名源自黃潤(rùn)秋等[5]根據(jù)鎖固段存在形式和賦存位置對(duì)鎖固段型滑坡的分類，“三段式”型和“擋墻式”型是兩種最為典型的中部鎖固巖橋的賦存類型。圖1所示為“三段式”滑坡示意圖，首先經(jīng)歷前緣蠕滑、后緣拉裂兩個(gè)階段，在坡體中部形成起控制作用的鎖固段，然后重力作用下鎖固段最終剪斷破壞[5]，左側(cè)為鎖固段部分的概念模型。圖2所示為“擋墻式”滑坡示意圖，以華鎣山溪口滑坡為代表[20]，中部斷層角礫巖起到“擋墻”作用，一定程度上抑制了滑動(dòng)體的變形?；谏鲜鰞深惢骆i固段賦存特性的概念模型，建立了兩種帶有中部鎖固巖橋(巖橋用于描述裂隙巖體，與鎖固段性質(zhì)相仿)的長(zhǎng)方體砂巖試樣模型，尺寸為φ100 mm×50 mm×30 mm，每種巖橋試樣制作4個(gè)，共8個(gè)巖樣。利用水刀切割技術(shù)，沿模擬滑動(dòng)面預(yù)制了1～2 mm的端部貫穿型裂隙，裂隙長(zhǎng)度、角度及布置如圖3所示，其中黑線為預(yù)制裂隙。

圖1 “三段式”滑坡示意圖及鎖固段概念模型[5]Fig.1 Schematic diagram of “three-section” landslide and conceptual model of locking section[5]

圖2 “擋墻式”滑坡示意圖及鎖固段概念模型[5,20]Fig.2 Schematic diagram of “retaining wall” landslide and conceptual model of locking section[5,20]

圖3 巖橋試樣形狀尺寸Fig.3 Shape and size of rock bridge sample

1.2 試驗(yàn)方法

研究采用WHY-1000型微機(jī)控制壓力試驗(yàn)機(jī)作為試驗(yàn)加載系統(tǒng)，采用加載速率為0.2 mm/min的位移控制加載方法。為減少加載初期因巖石內(nèi)部顆粒摩擦滑動(dòng)而產(chǎn)生噪聲信號(hào)，試驗(yàn)前將巖橋試樣預(yù)加載至1 kN。采用美國(guó)物理聲學(xué)公司(physical acoustics corporation, PAC)Micro-Ⅱ型聲發(fā)射系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行聲信號(hào)監(jiān)測(cè)，采樣頻率設(shè)為10 MHz，為減小噪聲和靜電對(duì)聲信號(hào)采集的影響，采樣門檻值設(shè)為45 dB，前置放大器增益設(shè)為40 dB。4個(gè)涂抹有凡士林的聲發(fā)射探頭耦合布置于巖橋附近，對(duì)采集到的3個(gè)及以上相同數(shù)據(jù)視為有效數(shù)據(jù)。此外，加載過(guò)程中使用CCD(charge coupled device)工業(yè)相機(jī)記錄下事件破裂的整個(gè)過(guò)程。

2 力學(xué)特性分析

2.1 軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線特征

為便于說(shuō)明，本研究中“三段式”中部鎖固巖橋試樣統(tǒng)一簡(jiǎn)稱為“TS”(three sections)，“擋墻式”中部鎖固巖橋試樣統(tǒng)一簡(jiǎn)稱為“RW”(retaining wall)。圖4所示為單軸壓縮條件下兩類中部鎖固巖橋裂隙巖體的典型巖石力學(xué)軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線，其中有一組巖樣試驗(yàn)不成功。兩類巖橋試樣軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線大致都包含4個(gè)階段：初始微裂隙閉合(軸向應(yīng)力隨應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)十分緩慢，趨近于0)、彈性變形階段(軸向應(yīng)力隨應(yīng)變呈線性增長(zhǎng))、塑性變形階段(軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率增加，呈一定加速度光滑增長(zhǎng))、破壞階段(軸向應(yīng)力達(dá)到峰值強(qiáng)度后迅速降低)。

表1所示為兩種中部鎖固巖橋試樣在單軸壓縮下力學(xué)參數(shù)，結(jié)合圖4可以看出，兩類巖橋試樣的峰值破壞形變平均值均為2.02%，小于3%，滿足巖石脆性破壞這一特性?！叭问健辨i固巖橋峰值強(qiáng)度平均值為22.06 MPa，彈性模量平均值為1.48 GPa；“擋墻式”鎖固巖橋峰值強(qiáng)度平均值為15.40 MPa，彈性模量平均值為1.30 GPa。初步推測(cè)，相同荷載作用下，相比于“三段式”鎖固巖橋，“擋墻式”巖橋有更低的承載能力，其抗形變能力較弱。

表1 巖橋試樣在單軸壓縮下的力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock bridge specimens under uniaxial compression

圖4 軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Axial stress-strain curve

2.2 巖橋裂紋貫通特征

表2所示為單軸壓縮條件下兩類裂隙巖橋試樣的初始裂紋萌生、次生裂紋擴(kuò)展、巖橋脆性斷裂的時(shí)空演化過(guò)程。為便于描述，本文將P定義為初始裂紋(primary cracks)，將S定義為次生裂紋(secondary cracks)。鑒于同類巖橋試樣破裂方式大致相同，為節(jié)省篇幅，選取TS-1和RW-2作為代表性分析試樣。

表2 兩類巖橋裂紋擴(kuò)展特征Table 2 Crack propagation characteristics of two types of rock bridges

在表2與圖5中，用白色實(shí)線表示為裂紋，紅色虛線表示為巖橋部分。對(duì)于TS-1試樣，荷載作用下最先由底部預(yù)制裂隙尖端產(chǎn)生初始裂紋P1，發(fā)育不明顯。隨后裂紋P1繼續(xù)向上擴(kuò)展為次生裂紋S1，同時(shí)，上部預(yù)制裂隙尖端產(chǎn)生近軸向的次生裂紋S2，與S1呈翼狀。加載末期，次生裂紋S2加速擴(kuò)展、合并成較發(fā)育的次生裂紋S3，隨著較小聲響，巖橋出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象，巖塊無(wú)彈射現(xiàn)象。根據(jù)巖石斷裂力學(xué)理論[21]對(duì)裂紋的分類方法，P1、S1可視為張拉型裂紋(裂紋表面位移垂直于裂紋面)，S2、S3視為張拉-剪切復(fù)合型裂紋(裂紋內(nèi)表面交錯(cuò)滑移)，巖橋斷裂為平面內(nèi)剪切破壞。對(duì)于RW-2試樣，前期巖橋部分裂紋發(fā)育不明顯，加載后期出現(xiàn)從上部預(yù)制裂隙尖端沿巖橋水平方向的初始裂紋P1，在較短的時(shí)間內(nèi)裂紋P1快速演化成較為明顯的次生裂紋S1，同時(shí)下部預(yù)制裂隙尖端沿S1擴(kuò)展反方向形成次生裂紋S2，隨后伴隨著較大聲響，巖橋急劇貫通失穩(wěn)，巖塊有彈射崩落現(xiàn)象。TS-1試樣初始裂紋與次生裂紋主要為拉伸裂紋，RW-2試樣初始裂紋與次生裂紋表現(xiàn)為剪切裂紋，兩類試樣最終破壞均由巖橋剪斷引起。但TS-1試樣巖橋剪斷面凹凸不平[圖5(a)]，裂紋發(fā)育更加明顯。RW-2試樣而巖橋剪斷面近乎光滑平整[圖5(b)]，前期裂紋形成時(shí)間非常短暫，巖橋剪斷表現(xiàn)出更強(qiáng)烈的突發(fā)性與破壞性。

圖5 巖橋斷面特征Fig.5 Cross-section characteristics of rock bridge

2.3 脆性破壞應(yīng)變能耗散特征

國(guó)內(nèi)外針對(duì)巖體脆性指數(shù)評(píng)價(jià)的研究已給出大量的計(jì)算方法[7]，這些方法大多基于峰值強(qiáng)度、應(yīng)變與殘余強(qiáng)度、應(yīng)變之間的對(duì)比。而本研究中，巖橋試樣峰值強(qiáng)度后應(yīng)力-應(yīng)變曲線在滯留很短時(shí)間后便突降，巖塊崩落無(wú)法提供殘余強(qiáng)度。應(yīng)變能釋放是巖體脆性破壞內(nèi)在原因[22]，為此，基于能量轉(zhuǎn)化角度對(duì)兩類巖橋脆性斷裂特征進(jìn)行分析評(píng)價(jià)。

根據(jù)熱力學(xué)第一定律，假設(shè)試驗(yàn)系統(tǒng)與外界沒(méi)有熱交換，巖體在外力作用下輸入的總功為

U=Ud+Ue

(1)

式(1)中：Ud為巖體內(nèi)部損傷、變形消耗的應(yīng)變能；Ue為可釋放的彈性應(yīng)變能。

圖6所示為Ud、Ue與應(yīng)力-應(yīng)變曲線之間的關(guān)系，陰影面積部分為Ue，Ue與應(yīng)力-應(yīng)變曲線之間空白部分為Ud，E′為彈性卸載模量。巖體各部分能量[22]可表示為

(2)

(3)

圖6 Ud和Ue之間的關(guān)系[22]Fig.6 The relationship between Ud and Ue[22]

(4)

采用單軸壓縮試驗(yàn)，只存在軸向應(yīng)力的作用。另外，Li等[23]研究發(fā)現(xiàn)，加載彈性模量E可近似代替卸載彈性模量Ei，故本研究中上式可修改為

(5)

(6)

圖7所示為單軸壓縮下巖橋試樣的應(yīng)變能轉(zhuǎn)換特征，由于彈性變形階段應(yīng)力-應(yīng)變曲線非絕對(duì)線性，彈性模量計(jì)算與彈性變形階段選取存在一定的人為誤差，導(dǎo)致應(yīng)變能演化曲線出現(xiàn)有輕微波動(dòng)，為此對(duì)應(yīng)變能演化曲線進(jìn)行平滑濾波處理。每組試樣的結(jié)果較為相似，與前文對(duì)應(yīng)，選擇TS-1、RW-2試樣進(jìn)行階段性分析。

(1)壓密階段：兩類試樣散耗能Ud接近總能量U，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于彈性應(yīng)變能Ue，都呈近線性增長(zhǎng)，散耗能增長(zhǎng)速率高于應(yīng)變能。這表明，巖石內(nèi)部微裂隙受壓閉合能量主要以散耗的形式存在，小部分隨變形儲(chǔ)存為彈性應(yīng)變能。

(2)彈性變形階段：彈性應(yīng)變能呈非線性加速增長(zhǎng)，在較短的時(shí)間內(nèi)超過(guò)能量的散耗，能量主要以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存在巖樣當(dāng)中。

(3)塑性變形階段：這一階段彈性應(yīng)變能累積速率減慢，部分應(yīng)變能由塑性破壞引起的裂紋擴(kuò)展所消耗。TS-1試樣應(yīng)變能曲線下凹，RW-2試樣由于塑性變形階段較短，這一現(xiàn)象不明顯。

圖7 應(yīng)變能演化特征Fig.7 Evolution characteristics of strain energy

(4)破壞階段：峰值破壞后，彈性應(yīng)變能急劇釋放，同時(shí)散耗能急劇上升。

巖橋內(nèi)部應(yīng)變能散耗主要發(fā)生在壓密階段和塑性變形階段，主要由微裂紋閉合和塑性破壞引起。為研究試樣的破裂程度，對(duì)散耗能峰前轉(zhuǎn)化率(峰值應(yīng)力前能量隨時(shí)間增幅)、峰后轉(zhuǎn)化率(峰值應(yīng)力后能量隨時(shí)間增幅)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)[19]，結(jié)果如表3所示。RW-2試樣散耗能峰后轉(zhuǎn)化率與峰前轉(zhuǎn)換率比值為134，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于TS-1試樣的57，表明峰值破壞時(shí)RW-2試樣應(yīng)變能釋放更劇烈，脆性特征更明顯。

表3 散耗能轉(zhuǎn)換率Table 3 Conversion rate of dissipated energy

3 聲發(fā)射頻度-能級(jí)特征分析

3.1 聲發(fā)射特征參數(shù)分析

由于巖石礦物顆粒內(nèi)部結(jié)構(gòu)的不同，荷載作用下不同破裂程度會(huì)產(chǎn)生不同特征參數(shù)的聲發(fā)射信號(hào)。巖橋斷裂的內(nèi)部聲發(fā)射頻度-能級(jí)特征主要涉及AE事件數(shù)、幅值、絕對(duì)能量等三種特征參數(shù)，因此繪制了包含累積AE事件(傳感器累積捕獲的聲發(fā)射事件數(shù))、絕對(duì)能量、幅值的時(shí)間-應(yīng)力-應(yīng)變-特征參數(shù)關(guān)系曲線，如圖8所示。

圖8 時(shí)間-應(yīng)力-應(yīng)變-特征參數(shù)關(guān)系曲線Fig.8 Time-stress-strain-characteristic parameter relationship curve

根據(jù)聲發(fā)射監(jiān)測(cè)結(jié)果，兩類巖橋試樣在壓密階段產(chǎn)生的AE事件數(shù)較為穩(wěn)定，累積AE事件近似呈勻速緩慢增長(zhǎng)，偶爾伴隨著較低的能量釋放，約2×107aJ，聲信號(hào)振幅密集分布在45～65 dB。在壓密階段向彈性變形階段過(guò)渡區(qū)間，聲發(fā)射特征參數(shù)與前期壓密階段存在明顯的分層，兩類巖橋試樣產(chǎn)生的聲發(fā)射事件數(shù)不斷增加，累積AE事件曲線呈下凹狀的加速增長(zhǎng)，同時(shí)巖橋內(nèi)部能量釋放頻繁，高振幅信號(hào)(65～80 dB)頻發(fā)。隨后TS-1試樣產(chǎn)生的AE事件數(shù)開始快速下降，累積AE事件緩慢增長(zhǎng)，同樣RW-2試樣產(chǎn)生的AE事件數(shù)也開始下降，但相對(duì)較為緩慢，巖石內(nèi)部無(wú)明顯能量釋放，高振幅信號(hào)減少。兩類試樣聲發(fā)射呈現(xiàn)平靜狀態(tài)，稱之為平靜區(qū)。塑性變形階段兩類試樣累積AE事件再次加速增長(zhǎng)，峰值破壞后隨能量達(dá)至頂峰隨后降至最低。值得注意的是，TS-1試樣在峰值破壞前就多次產(chǎn)生較高的能量釋放，且峰后仍有多段的能量釋放。RW-2試樣則僅僅在峰值破壞時(shí)能觀測(cè)到能量的劇烈釋放，且遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于TS-1試樣。

巖橋內(nèi)部聲發(fā)射事件主要活躍在壓密階段向彈性變形階段過(guò)渡、塑性階段兩個(gè)區(qū)間，前者推測(cè)是由微裂隙閉合后，砂巖內(nèi)部顆粒與膠結(jié)物之間的黏性以及摩擦增大引起；后者由初始裂紋、次生裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展合并成宏觀裂紋，砂巖連續(xù)塑性破壞引起。RW-2試樣內(nèi)部顆粒之間的摩擦活動(dòng)更為頻繁，能量釋放更加活躍，儲(chǔ)能與釋能也遠(yuǎn)大于TS-1試樣。聲發(fā)射事件平靜期主要存在于彈性變形階段中后期，產(chǎn)生的AE事件與幅值都維持在較低水平，其中TS-1試樣平靜期較為明顯，約占整個(gè)加載過(guò)程的26.1%，而RW-2試樣平靜期僅約13.6%。綜上，“擋墻式”中部鎖固巖橋受壓情況下內(nèi)部AE活性更強(qiáng)，能量釋放更強(qiáng)烈，內(nèi)部破裂規(guī)模越大。

3.2 聲發(fā)射序列b值特征

聲發(fā)射b值的表征著巖石內(nèi)部的破裂尺度，通常當(dāng)b值減小時(shí)，巖石內(nèi)部大尺度微破裂事件為主導(dǎo)，當(dāng)b值增大時(shí)，微破裂事件以小尺度為主導(dǎo)。此外，b值變化幅度的大小象征著破裂事件的劇烈程度。巖石脆性破壞引起聲發(fā)射b值的下降已成為共識(shí)[16]，為查明巖橋脆性破壞前兆信息，對(duì)聲發(fā)射事件頻度-能級(jí)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，其頻度與能級(jí)的對(duì)數(shù)關(guān)系為

lgN=a-bM

(7)

式(7)中：M為聲發(fā)射能級(jí)；N為在某一能級(jí)范圍ΔM內(nèi)的聲發(fā)射事件數(shù)；a、b為常數(shù)。

在聲發(fā)射中，通常以絕對(duì)能量(lgE)、振幅(A/20)等兩種特征參數(shù)來(lái)表示能級(jí)[14-16，24-25]。圖9所示了兩類巖橋試樣的頻度-能級(jí)關(guān)系及擬合曲線，M1為由振幅換算的能級(jí)，M2為由絕對(duì)能量換算的能級(jí)。由圖9可知，TS-1與RW-2試樣整體的頻度-能級(jí)關(guān)系分別可表示為lgN(M1)=6.25-1.15M1、lgN(M2)=6.61-0.54M2與lgN(M1)=6.12-0.965M1、lgN(M2)=5.02-0.54M2，總體上RW-2試樣的a值與b值均小于TS-1試樣，結(jié)合前文可推測(cè)，巖橋脆性破壞能量釋放越劇烈，聲發(fā)射b值越小。相比于絕對(duì)能量，由振幅換算的能級(jí)效果更加線性平穩(wěn)，所求得的頻度-能級(jí)對(duì)數(shù)關(guān)系精確度更高，后續(xù)聲發(fā)射b值隨時(shí)間演化的計(jì)算以振幅為例。計(jì)算聲發(fā)射b值的演化規(guī)律，為保證計(jì)算結(jié)果精確性，取100個(gè)聲發(fā)射事件為步長(zhǎng)，由最小二乘法對(duì)b值進(jìn)行滑動(dòng)計(jì)算。聲發(fā)射參數(shù)中平均頻率(RA)和上升時(shí)間/振幅(AF)的比值常用于巖石力學(xué)中剪切裂紋與拉伸裂紋的區(qū)分，RA值較大、AF值較小的剪切波特征的聲發(fā)射信號(hào)對(duì)應(yīng)為剪切破裂，反之為張拉破裂[25-26]。前文可知本研究中兩類巖橋破壞均為剪切破壞，因此本文中結(jié)合RA/AF值與聲發(fā)射b值進(jìn)行對(duì)比分析，從聲學(xué)角度將試驗(yàn)過(guò)程分為5個(gè)階段，結(jié)果如圖10所示。

圖9 頻度-能級(jí)關(guān)系Fig.9 Frequency-energy level relationship

階段1：對(duì)應(yīng)巖橋的壓密階段，微裂隙和微裂紋閉合，聲發(fā)射采集到的事件數(shù)較少導(dǎo)致b值浮動(dòng)較大，但整體趨于平緩，表明巖橋內(nèi)部裂隙閉合尺度較為穩(wěn)定。

階段2：聲發(fā)射b值呈緩慢上升，RA/AF保持較高水平集中。微裂隙壓實(shí)后，隨著荷載增加開始產(chǎn)生新的裂紋，巖橋內(nèi)部破裂事件以大尺度為主導(dǎo)。這一階段巖石顆粒表面開始出現(xiàn)滑移和錯(cuò)動(dòng)，產(chǎn)生大量微觀的剪切破壞。

圖10 聲發(fā)射序列b值演化規(guī)律Fig.10 The b-value evolution law of acoustic emission sequence

階段3：聲發(fā)射b值再次趨于平緩，巖橋處于微裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)。TS-1試樣RA/AF較低水平集中，以張拉破壞為主；RW-2試樣RA/AF保持較高水平集中，以剪切破壞為主，與2.2節(jié)相印證。

階段4：聲發(fā)射b值快速下降，巖橋內(nèi)部大尺度微破裂事件劇烈增加，由RA/AF值變化特征可知，破裂事件表現(xiàn)為剪切破壞。由于微裂紋與已有斷裂界面的不斷摩擦，微裂紋擴(kuò)展為宏觀裂紋，隨b值的急劇下降，巖橋貫通失穩(wěn)。這一階段可作為巖橋脆性破壞的前兆信號(hào)。

階段5：TS-1試樣聲發(fā)射b值有回彈現(xiàn)象，表明巖橋破壞后仍有一定的承載能力，在應(yīng)力作用下有殘余微破裂事件，RW-2試樣巖橋則表現(xiàn)為瞬間崩落失效，聲發(fā)射b值無(wú)回彈現(xiàn)象。

表4 階段時(shí)間占比Table 4 Proportion of stage time

表4所示了由聲發(fā)射b值劃分的5個(gè)階段與加載總過(guò)程的時(shí)間占比，結(jié)合圖10進(jìn)行對(duì)比分析，與TS-1試樣相比，RW-2試樣在第2階段(微裂紋產(chǎn)生)時(shí)間占比更高，高達(dá)到35.4%，表明巖橋內(nèi)部微裂紋破裂規(guī)模越明顯，且主要為剪切破壞。RW-2試樣在第3階段(裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展)、第4階段(宏觀裂紋擴(kuò)展、貫通)時(shí)間占比更低，表明巖橋內(nèi)部裂紋擴(kuò)展較活躍、脆性破壞越劇烈。RW-2試樣在第2、3階段內(nèi)部均以小尺度的微剪切破裂事件為主，由于其較大的水平剪切面，在抗剪強(qiáng)度前累積能量沒(méi)有以應(yīng)變的形式散耗，這就解釋了為什么RW-2試樣巖橋內(nèi)部宏觀裂紋擴(kuò)展時(shí)間更短、脆性斷裂更劇烈這一現(xiàn)象。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)兩類帶中部鎖固巖橋的端部開裂巖體開展單軸壓縮試驗(yàn)，得出如下結(jié)論。

(1)裂隙巖體的脆性斷裂傾向與鎖固巖橋賦存位置與形式相關(guān)。相對(duì)于“三段式”鎖固巖橋，“擋墻式”鎖固巖橋彈性模量和峰值強(qiáng)度降低。

(2)兩類中部鎖固巖橋最終脆性斷裂形式均為剪切破壞?！叭问健辨i固巖橋貫通特征為初始裂紋從下部預(yù)制裂隙尖端起裂，隨后向上發(fā)展為宏觀張拉裂紋，同時(shí)上部預(yù)制裂隙尖端向下開裂形成張拉-剪切復(fù)合型宏觀裂紋，隨之巖橋貫通破壞?！皳鯄κ健辨i固巖橋貫通特征為巖橋兩端反向剪切，當(dāng)荷載超過(guò)其承載能力時(shí)巖橋貫通破壞。

(3)與“三段式”鎖固巖橋相比，“擋墻式”鎖固巖橋受荷作用下內(nèi)部聲發(fā)射事件更活躍，能量釋放更強(qiáng)烈，裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展持續(xù)時(shí)間更短。

(4)TS-1試樣與RW-2試樣頻度-能級(jí)的關(guān)系可分別表示為lgN=6.25-1.15M與lgN=6.12-0.965M，脆性特征越明顯，聲發(fā)射b值(斜率)越小。聲發(fā)射b值的快速下降可作為巖橋脆性破壞的前兆信號(hào)。

(5)巖橋的斷裂尺度由應(yīng)變能轉(zhuǎn)換率為主導(dǎo)，“擋墻式”鎖固巖橋由于其較大的剪切面，外力作用下巖石內(nèi)部累積的能量無(wú)法以應(yīng)變的形式散耗，導(dǎo)致巖橋內(nèi)部宏觀裂紋擴(kuò)展時(shí)間更短、脆性斷裂特征更明顯，這可以從能量的角度解釋巖質(zhì)滑坡快速與慢速的形成機(jī)制。