楊香英,劉志國,鄒福林,韋四江,周幸宇
(1.中鐵十一局集團第五工程有限公司,重慶 400037; 2.河南理工大學 能源科學與工程學院,河南 焦作 454003; 3.交通運輸部公路科學研究院,北京 100088)
隨著地下工程建設(shè)的發(fā)展,地下工程地質(zhì)環(huán)境越來復(fù)雜,其中,膨脹巖是眾多復(fù)雜地質(zhì)中十分典型和較為常見的巖石,因此,巖體在膨脹荷載作用下的破壞機理、破壞模式成為眾多學者重點關(guān)注方向之一。目前,對膨脹巖巖體穩(wěn)定的研究多側(cè)重于膨脹巖自身膨脹機理、膨脹本構(gòu)關(guān)系[1-5]研究,對膨脹荷載作用下巖石破壞影響,多施加直接荷載進行研究分析,而利用真實膨脹力作用下巖石破壞的試驗研究較為鮮見。為了在實驗室盡可能還原真實隧道圍巖致裂現(xiàn)象,開展膨脹荷載對巖石的致裂試驗的方法十分必要。借助于靜態(tài)破碎劑的發(fā)展,使得在實驗室中還原圍巖的膨脹破壞成為了可能,故對膨脹荷載作用下巖石致裂試驗方法進行可行性研究。
靜態(tài)破碎劑是一種新型工程爆破技術(shù)[6-11],其原理是膨脹材料的水化反應(yīng)[12]促使巖土體破裂。如王作鵬等[13]通過主要膨脹成分、水化控制成份、高效延緩劑、高效減水劑、膨脹應(yīng)力劑等的選擇,研制了一種新型靜態(tài)破碎劑。張錦瑞[14]利用鈉基膨潤土增加了靜態(tài)破碎劑的膨脹力。赫兵元、王建鵬、黃鑫、彭建宇等[15-18]等對靜態(tài)破碎劑作用下巖體開裂過程進行了研究,分析了靜態(tài)破碎劑作用下巖體破碎機理和破碎發(fā)展規(guī)律。
本研究采用α高強石膏粉制作試驗基體,以HSCA-II高效靜態(tài)破碎劑作為膨脹荷載供給者,研究巖石在膨脹荷載作用的破裂過程,以期為膨脹巖工程中巖體的穩(wěn)定性研判提供參考借鑒。
石膏質(zhì)類巖材料采用A級α高強石膏粉,按蒸餾水、石膏粉的質(zhì)量比3∶10進行配制,制作的巖石試塊為邊長20 cm的立方體,試驗所用試塊按照以下具體步驟制作。
(1)安裝模具:采用邊長200 mm的鐵質(zhì)模具,模具內(nèi)表面和接縫處涂抹潤滑油以便于拆模和防止?jié){液流失。
(2)澆注:為保證試塊密實,試塊澆注在振動臺上完成,首先將模具置于振動臺上,倒入配置并攪拌好的石膏漿液;然后開啟振動臺,振動2 min后關(guān)閉振動臺;最后將模具試樣靜置、凝固。
(3)脫模:待漿液完全凝固后,將保鮮膜蓋在模具表層,讓石膏粉與水充分反應(yīng),2 h后脫模。
(4)試塊靜置脫水:將脫模后的立方體試塊放置于陰涼通風處,自然干燥30 d及以上留存?zhèn)溆谩?/p>
(5)試件準備:試驗試件共分為2類,1類為對石膏質(zhì)類巖基本力學屬性測試的試件(編號為A);1類為用于測試膨脹荷載下巖石破裂的試件,該類試件(編號為C)在試塊中心鉆取設(shè)定的孔徑(見表1),孔深100 mm,用于放置提供膨脹荷載的靜態(tài)破碎劑材料。制作A類試件8個,編號分別為A1~A8。C類分為C1,C2,C3,孔徑如下。
表1 試件孔徑尺寸列表Tab.1 Aperture size of specimen
試驗采用HSCA-II高效靜態(tài)破碎劑作為膨脹荷載載體。該類無聲破裂劑水化材料反應(yīng)主要是氧化鈣水化生產(chǎn)氫氧化鈣過程中體積發(fā)生膨脹,在無約束時體積可增大2~4倍,使得在約束條件下能夠提供較大的膨脹壓力。靜態(tài)破碎劑水化膨脹機理如圖1所示。
圖1 靜態(tài)破碎劑膨脹模型[19]Fig.1 Expansion model of static crushing agent[19]
在試驗測試中,將靜態(tài)破碎劑與水混合攪拌后灌注于試塊鉆孔中,水化反應(yīng)后對孔壁產(chǎn)生擠壓從而實現(xiàn)對試件加載。考慮到水化熱對數(shù)據(jù)采集元件的影響,試驗測試過程中數(shù)據(jù)采集的應(yīng)變片僅布設(shè)在孔周邊,未在孔內(nèi)布設(shè)。
針對厚壁圓筒的內(nèi)側(cè)受壓力,受力圖如下。
圖2 靜態(tài)破碎劑膨脹壓力示意圖Fig.2 Schematic diagram of expansion pressure of static crushing agent
在試驗中可根據(jù)彈性力學中厚壁圓筒理論,僅在內(nèi)側(cè)受壓的情況下可推導(dǎo)得出以下公式:
(1)
(2)
式中,σρ為厚壁圓筒內(nèi)任意一點的徑向應(yīng)力;σφ為厚壁圓筒內(nèi)任意一點的環(huán)向應(yīng)力;a為內(nèi)壁空心圓筒半徑;b為外圓筒半徑;qa為內(nèi)側(cè)圓筒內(nèi)壓力;ρ為距離圓心的距離。
因為在豎向上并未施加約束,在環(huán)向上布置應(yīng)變片測得的應(yīng)變εt為:
(3)
式中,E為石膏質(zhì)巖試件的彈性模量;μ為石膏質(zhì)巖試件的泊松比。
考慮經(jīng)驗系數(shù)得到孔壁產(chǎn)生裂縫破壞的條件是
E·εt≥Rt·B,
(4)
式中,Rt為被破碎材料的抗拉強度;B為經(jīng)驗系數(shù)。
試驗數(shù)據(jù)采集采用BX120-50AA-Y 3型電阻應(yīng)變片+程控靜態(tài)電阻應(yīng)變儀方式。其中,電阻應(yīng)變片沿著孔的某個半徑方向依次布置貼片,從孔邊緣貼起,每15 mm貼1個應(yīng)變片,共貼5個,由近到遠依次是G1,G2,G3,G4,G5(見圖2)。粘貼應(yīng)變片時,首先用細紗布打磨試樣上表面并擦拭干凈,然后用環(huán)氧樹脂膠將應(yīng)變片和接線端子焊接在給定的位置。
程控靜態(tài)電阻應(yīng)變儀采用1/4電橋連續(xù)監(jiān)控采集數(shù)據(jù),溫度補償由120 Ω的電阻補償片實現(xiàn),采樣頻率1.0 Hz。
試驗過程中,將無聲破裂劑漿液向灌漿孔灌注前,開啟程控靜態(tài)電阻應(yīng)變儀進行數(shù)據(jù)采集,同時對灌漿后試件表面進行觀測,及時記錄裂紋產(chǎn)生、擴展等情況。當采集數(shù)據(jù)不變或試塊破裂完成后,試驗測試結(jié)束。
為獲取石膏質(zhì)類巖石的基本力學屬性,在進行膨脹試驗前,首先測試了室內(nèi)澆注完成試塊的基本物理力學屬性,開展了單軸壓縮試驗和三軸壓縮試驗。
石膏質(zhì)類巖試塊A1,A2,A3單軸抗壓強度應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。
圖3 試樣單軸抗壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Uniaxial compressive stress-strain curves of sample
根據(jù)單軸壓縮獲取的單軸抗壓強度信息,石膏質(zhì)類巖試塊A4~A8三軸壓縮試驗設(shè)置了3,6,9,12,15 MPa 共5種圍壓工況,各圍壓下三軸抗壓強度應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖4所示。
圖4 試樣三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Triaxial compressive stress-strain curves of sample
根據(jù)圖4試驗曲線可得出三軸抗壓峰值強度、靜彈性模量、變形模量,如表2所示。
表2 石膏質(zhì)類巖石三軸試驗結(jié)果Tab.2 Triaxial test result of gypsum rocks
由表2可知,試樣峰值強度隨圍壓的增大逐漸增加,而圍壓的改變對試樣的彈性模量和變形模量的影響較小。圍壓3 MPa時試樣的峰值強度為51.16 MPa,與圍壓3 MPa時試樣峰值強度相比,圍壓6,9,12,15 MPa時各試樣的峰值強度分別增大16.87%,30.57%,9.74%,66.40%。
石膏質(zhì)類巖石三軸抗壓峰值強度與圍壓的關(guān)系如圖6中散點所示,二者呈線性關(guān)系,經(jīng)線性函數(shù)擬合得出二者關(guān)系為:
σ1=2.66σ3+42.98,
(5)
式中,σ1為三軸抗壓峰值強度;σ3為試驗圍壓。
由式(1)可見,圍壓影響系數(shù)為2.66,三軸抗壓峰值強度與圍壓的線性相關(guān)系數(shù)為0.97,具有良好的相關(guān)性;式(1)若各組試樣的三軸壓縮峰值強度與圍壓σ3為零時,可得到單軸抗壓強度理論值為42.98 MPa。與3.1節(jié)單軸抗壓強度試驗測試值僅差0.01 MPa,基本一致。因此,試驗澆注的石膏質(zhì)類巖石的強度符合庫倫-莫爾強度準則。
峰值強度與圍壓關(guān)系見圖5。
圖5 峰值強度與圍壓關(guān)系Fig.5 Relationship between peak intensity and confining pressure
依據(jù)庫倫-莫爾強度準則,主應(yīng)力與圍壓關(guān)系為:
(6)
式中,c為巖樣黏聚力;φ為內(nèi)摩擦角。
由式(1)、式(2)可計算出石膏質(zhì)類巖石內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的值,計算值見表2。
若σ1=0時,可由式(1)可理論推得庫倫-莫爾強度準則的抗拉強度值,抗拉強度值為16.2 MPa。
根據(jù)公式可換算石膏質(zhì)類巖石試件(C1,C2,C3)在高效靜態(tài)破碎劑膨脹過程中各測點膨脹應(yīng)力與時間的變化曲線關(guān)系,如圖6所示。
圖6 各測點應(yīng)力與時間關(guān)系Fig.6 Relationships between stress and time of different measuring points
觀察上圖可以得出:
(1)試件C1的應(yīng)變片1(以下簡稱C1-G1)的應(yīng)力隨時間增長變化量最大,測試最大應(yīng)力達1.5 MPa,C1-G1在5.2 h前應(yīng)力主要表現(xiàn)為負的壓應(yīng)力,5.2 h后變?yōu)檎?。C1-G2與C1-G1相仿,在8 h前應(yīng)力表現(xiàn)為負值,8 h后轉(zhuǎn)變?yōu)檎怠1-G3,C1-G4,C1-G5在測試的12 h內(nèi)主要表現(xiàn)為負值。
(2)試件C2的C2-G1應(yīng)力-時間關(guān)系走勢為先緩慢增長約9 h,而后驟增至峰值又旋即下降。 C2-G2,C2-G3的發(fā)展態(tài)勢與C2-G1的趨勢相當,都有1個拉應(yīng)力的突變,C2-G1的峰值為11.33 MPa。
(3)試件C3的各測點的應(yīng)力變化類似于C2試件。C3-G1的峰值應(yīng)力為10.64 MPa,并且所有的測點都變現(xiàn)為受拉應(yīng)力。
由彈性力學理論可知,內(nèi)壁受均勻膨脹力時,環(huán)向應(yīng)處于始終受拉,不應(yīng)表現(xiàn)為壓應(yīng)力。但由于膨脹劑在發(fā)生膨脹反應(yīng)是放熱反應(yīng),故應(yīng)變片表現(xiàn)為受壓狀態(tài)可能是因為反應(yīng)放熱升溫所致,故利用ABAQUS考慮膨脹劑反應(yīng)放熱對整體試件的應(yīng)力影響。
表3 石膏質(zhì)巖體試件的計算參數(shù)Tab.3 Calculation parameters of gypsum rock mass specimens
圖7 C1試件內(nèi)側(cè)孔洞加溫x方向應(yīng)變Fig.7 Heating strain of inner hole of specimen in x direction
圖7為C1試件內(nèi)側(cè)孔洞加溫在x方向的應(yīng)變。根據(jù)ABAQUS的模擬結(jié)果可知,當試件C1處于20 ℃環(huán)境溫度下,內(nèi)壁升溫至120 ℃時,在xOy平面上x方向的應(yīng)變是向開口孔邊發(fā)展的(y方向的應(yīng)變同樣向孔邊發(fā)展),即往內(nèi)澆注HSCA-II膨脹劑時,會因為反映放熱并且膨脹劑未能凝固受力導(dǎo)致應(yīng)變片發(fā)生負應(yīng)變。
即使應(yīng)變片可能收到部分溫度的影響,但曲線走勢基本反映了應(yīng)力隨時間變化的規(guī)律。試件C1各應(yīng)變片的應(yīng)力未出現(xiàn)明顯的抵達峰值后驟降的趨勢,是由HSCA-II漿液在12 h內(nèi)未能將試件C1破碎所致,這與試驗結(jié)束時觀測到的試件C1上表面無可見裂紋吻合。
測點在達到峰值應(yīng)力后迅速下降,由受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)為受壓狀態(tài)。峰值前后的持續(xù)時程十分短暫,約0.5 h,表明試塊受拉破壞后應(yīng)力狀態(tài)快速進行了調(diào)整。同時,試塊進入受壓狀態(tài)后壓應(yīng)力仍在不斷增加,該種狀態(tài)孔徑內(nèi)靜態(tài)破碎劑仍在持續(xù)水化膨脹,而試塊已經(jīng)破裂和擠壓。因此,該狀態(tài)下試塊測點的應(yīng)力不再是單一膨脹荷載作用下的應(yīng)力,而是膨脹應(yīng)力與破裂后各部位調(diào)整共同作用的應(yīng)力,該狀態(tài)影響應(yīng)力因素和機理復(fù)雜,故不做進一步分析。
試件C1,C2,C3試驗測試前后狀態(tài)如圖8~圖10所示。
(1)試件C1在注漿后30 min時,孔內(nèi)試件C1發(fā)生凝固,水化反應(yīng)過程中孔口溫度大于石膏類巖石周圍溫度。在整個測試過程中,試件C1表面未能發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂紋。
(2)試件C2在注漿凝固后約9 h時,試件上表面出現(xiàn)肉眼可見的裂紋,裂紋最終發(fā)展成為呈現(xiàn)3條呈“Y”型主裂紋,裂縫兩兩之間互成約120°的夾角。
(3)試件C2在注漿凝固后約9 h時,試件出現(xiàn)裂縫,裂縫從大致走向上來看呈“Y”型主裂紋,裂縫兩兩之間互成約120°的夾角。
圖8 C1試件測試前后照片F(xiàn)ig.8 Photos of specimen C1 before and after test
圖9 C2試件測試前后照片F(xiàn)ig.9 Photos of specimen C2 before and after test
圖10 C3試件測試前后照片F(xiàn)ig.10 Photos of specimen C3 before and after test
對比4.1節(jié)、4.2節(jié)石膏質(zhì)類巖試件測試數(shù)據(jù),發(fā)現(xiàn)試件C2的G1應(yīng)力-時間關(guān)系走勢為先緩慢增長約9 h,而后驟增至峰值又旋即下降;試件C3的G1應(yīng)力-時間關(guān)系走勢大致與G2相仿,只是驟增起始點較G2約早了0.5 h,應(yīng)是孔徑增大,起裂速度加快的原因。這體現(xiàn)了HSCA-II漿液的膨脹應(yīng)力隨時間的基本變化趨勢。其余應(yīng)變片距離孔的距離較遠,應(yīng)力相對較小。
由試件C2和C3的應(yīng)力數(shù)據(jù),可初步看出單孔石膏類巖石試件在受到靜態(tài)破碎劑作用下的應(yīng)力-時間關(guān)系基本規(guī)律,即先緩慢增長再迅速達到峰值隨后迅速下降并保持穩(wěn)定。原因在于隨著時間增長,HSCA-II漿液水化反應(yīng)體積膨脹,試件受到孔中HSCA-II漿液的膨脹應(yīng)力而產(chǎn)生應(yīng)力,繼而產(chǎn)生應(yīng)變,應(yīng)變的持續(xù)增長階段反映了內(nèi)部應(yīng)力的增長。應(yīng)力到達峰值后,增長的趨勢轉(zhuǎn)為下降,這是因試件開裂,孔內(nèi)的膨脹應(yīng)力釋放所致。由此可看出,HSCA-II漿液對25 mm和30 mm孔徑的石膏質(zhì)類巖石的作用相對較大。還可看出,部分應(yīng)變片試件起裂后應(yīng)變?nèi)匀辉谠黾樱砻髋蛎洃?yīng)力仍在增加,如C3試樣中的G1。分析原因在于試件產(chǎn)生裂縫,孔內(nèi)能量得到釋放,但試件未完全開裂,隨著能量的集聚,膨脹應(yīng)力再次上升。
綜上分析,針對試驗結(jié)果與試驗方法的探究得出如下結(jié)論:
(1)試件C2和C3的所測得的開裂應(yīng)力分別為11.33 MPa和10.64 MPa,與理論值16.2 MPa有一定差異,這是因為在試驗中未對試件的邊界施作任何約束,試件僅在膨脹荷載的作用下處于單向受力的狀態(tài),單向受力狀態(tài)下測量巖石強度會低于在現(xiàn)場實際場景中圍巖的多向受力狀態(tài)下的強度。若希望完全模擬巖石在真實狀態(tài)下的受力狀態(tài),需要在該試驗的基礎(chǔ)上對試件的大小與邊界約束條件的施加方式進行進一步研究。
(2)靜態(tài)破碎劑能有效地破碎石膏類巖石,試樣膨脹試驗效果明顯,鉆孔周圍均出現(xiàn)3條主裂紋,主裂紋分布較均勻,裂縫兩兩之間互成120°夾角。單孔石膏類巖石孔周圍抵抗膨脹應(yīng)力的能力均等,所以3條主裂紋分布均等30 mm孔徑的石膏類巖石破碎效果最好,注漿后最早開始出現(xiàn)裂紋,原因在于孔徑越大,孔內(nèi)HSCA-II含量越多,水化反應(yīng)越迅速。C2與C3試件最后測得的膨脹應(yīng)力處于同水平,證明該試驗測試巖石在膨脹荷載下的測量其致裂應(yīng)力可行性。
(3)在C2試樣與C3試樣的測量中發(fā)現(xiàn)二者的最終致裂應(yīng)力雖然處于同等水平,但結(jié)果實測并不相同,且σc2>σc3,但C3試樣出現(xiàn)開裂的時間是提早于C2試塊??紤]到二者所使用的膨脹材料用量不同,導(dǎo)致最終破壞荷載存在微小的差異,但不會對石膏質(zhì)類巖試件各點應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)換和破裂模式造成實質(zhì)上的影響,故使用HSCA-II高效靜態(tài)破碎劑作為巖石膨脹荷載供給者,能夠較好地模擬圍巖膨脹過程,為膨脹荷載作用巖石破壞行為觀測提供了技術(shù)途徑。