岩爆形成机制的岩石力学试验研究

如题所述

推荐答案 2020-01-16

围绕岩爆形成的力学机制，开展了岩石力学试验、岩爆岩石断口电镜扫描和岩爆岩石X射线粉晶衍射成分分析。本节讨论岩石力学试验研究。

如前所述，岩体现场变形破裂现象为研究岩爆的形成过程提供了1：1的原型试验成果。为了解其形成演化过程的力学机制，开展了室内岩石力学试验研究。

6.3.1 单轴压缩下岩石破坏后区破坏型式的试验研究

Wawersik(1968)根据单轴压缩试验的结果，把岩石破坏后区之破坏形态分为Ⅰ、Ⅱ两大类型(图6-2)。Ⅰ型破坏属稳定破坏，岩石试件在峰值后所储存的变形能不能使其破裂继续扩展，故只有对它再继续做功，才能使它进一步破裂，硬度不高的岩石往往呈这种变形破坏型式；Ⅱ型破坏则是非稳定的，其破坏不需外力做功，岩石试件所储存的应变能突然释放即可使其自身破裂得以继续发展，一般脆而坚硬的岩石往往属此种变形破坏型式。

图6-2 单轴压缩下岩石破坏后区破坏类型

(据Wawersik，1968)

Ⅰ—稳定破坏；Ⅱ—非稳定破坏

Fig.6-2 Types of rock destruction under uniaxial compress

(Wawersik，1968)

Ⅰ—steady failure；Ⅱ—unsteady failure

本次试验在美国产 MTS815 Test star程控伺服岩石力学试验系统(下同)上进行，采用环向应变控制加载，以10^-7s^-1的加载速率施加轴压，进行岩石单轴应力-应变全过程测试研究，试样全部取自二郎山公路隧道。测试结果表明(图6-3)，发生岩爆地段的石英砂岩、粉砂岩、灰岩、砂质泥岩等硬脆性岩石均出现Ⅱ型破坏(图6-3(a)、(b)、(c)、(d))；不发生岩爆地段的砂质泥岩则出现了Ⅰ型破坏(图6-3(e))。

图6-3 单轴压缩条件下应力-应变曲线

Fig.6-3 Stress-strain curve under uniaxial compression

6.3.2 岩爆倾向性指数(Wet)测试研究

高地应力条件是导致岩爆发生的外部必要条件，但不是充分条件。因为岩体的性能和结构构造条件等有所不同时，其变形破裂特性也就不相同。所以在相同地应力条件下，围岩发生岩爆与否，尚取决于岩体的变形破裂特性，岩爆倾向性指数(Wet)可以反映岩石的这种性能(A.Q.Kidybinski，1972)。

测试以20kN/min的加载速率施加轴压进行加载，加载终值为单轴抗压强度R_b的0.7～0.8倍，然后再卸载至0.05R_b，得到单轴应力状态下的加、卸载应力-应变曲线，从而求得卸载所释放的弹性应变能(ф_SP)和耗损的弹性应变能(ф_ST)之比值ф_SP/ф_ST作为岩爆倾向性指数(Wet)。典型测试结果如图6-4(a)、(b)、(c)和表6-5所示。

图6-4 单轴压缩卸载过程Wet测试曲线

Fig.6-4 Wet test curve under uniaxial compression and unloading

表6-5 岩爆倾向性指数(Wet)测试分析表　Tab.6-5 The results of test and analysis for Wet

从表6-5中可以看出，EB6取样处岩石强度应力比R_b/σ₁=7.22，＞7，并未形成高地应力；Wet=0.63，小于2，故不具备发生岩爆的内、外因条件，因而无岩爆活动。EBS12取样处岩石强度应力比R_b/σ₁=5.67，属高地应力；Wet=4.68，介于2～4.9之间，故具备了发生岩爆的内、外因条件，因而发生了轻微岩爆活动。EBS42取样处岩石强度应力比R_b/σ₁=6.31，介于4～7之间，属高地应力；但Wet=0.87，小于2，因而不具备发生岩爆的内因条件，所以没有发生岩爆现象(判别标准参见表6-3)。综上所述，岩体只有在内、外因条件都具备时，才有可能发生岩爆活动。

6.3.3 卸荷状态下变形破裂机制的岩石力学实验研究

隧道围岩处在一个复杂的应力应变环境中。本书按照其岩石(体)的实际受力状态来研究它们的变形破裂特性，以探讨岩爆形成的力学机制之实验依据。

6.3.3.1 试验设计与方法

为简单计，我们设初始应力状态以λ表示，即λ=σ_H/σ_V(σ_H为水平应力，σ_V为垂直应力)；在围岩中开挖半径为a的圆形硐室后，其二次应力状态可以近似地用下列公式来加以表达：

二郎山隧道高地应力与围岩稳定问题

式中：σ_r、σ_θ、τ_rθ分别为径向应力、切向应力和剪应力；φ为极角，

。当r=a时，α=1，圆形硐室周边的二次应力状态则变为：

二郎山隧道高地应力与围岩稳定问题

从以上公式中可以看出，隧道的开挖使其周边的围岩应力发生了重新调整分布：径向应力σ_r随着向开挖自由表面接近而逐渐减小，至硐壁处降为零；切向应力σ_θ沿硐壁周边的应力值及其分布主要决定于λ值。但总的来说，隧道的开挖卸荷作用在围岩中引起强烈的应力分异现象，使围岩应力差越接近开挖临空面越大，至硐壁处达到最大值。因而这一部分岩体的应力状态与低围岩(或无围压)条件下轴向应力增高这一应力状态大体相当。这种应力途径总体上可以通过卸围压σ₃、增加轴压σ₁的室内实验方式来加以模拟。

试验是在美国产MTS815 Teststar程控伺服岩石力学试验系统上进行的，采用位移控制(LVDT控制)方式，试验过程为：

(1)对每个试样加载，首先施加至静水压力状态(即σ₁=σ₃)，然后再增加轴压σ₁至岩样破坏前的某一应力状态；

(2)缓慢地降围压σ₃，同时以10^-5s^-1的应变速率再施加轴压σ₁，在获得峰值强度后继续试验，并获得峰值后各级围压下的强度；

(3)当轴压σ₁达到峰值、试样破坏时，立即停止降低围压σ₃，轴压σ₁仍保持10^-5s^-1应变速率加载，当测得的σ₁不再随轴向应变的增大而继续降低时，再缓慢降低一级围压，共降3、4级后即可结束试验。

此外，为便于对比分析研究，各大类岩石均分别做了常规三轴和单轴加载试验。

6.3.3.2 试验及结果分析

本次试验所用的两种岩石全部取自二郎山公路隧道岩爆区的新鲜、完整岩层中，岩性分别为粉砂岩(ZE2组)和灰岩(WP1组)。各试验主要成果如图6-5至6-8和表6-6所示。

6.3.3.2.1 变形与强度特征

从表6-6中可知，与常规三轴加载试验相比，岩石在位移控制方式下卸荷三轴试验中破坏时的应力差(σ₁-σ₃)和弹性模量值多明显减小。例如，灰岩WP1-23试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时的应力差仅为74.4MPa、弹性模量值为41.38GPa，而常规三轴LVDT控制方式下基本相同围压时加载破坏的WP1-25试样之应力差则为181.82MPa、弹性模量值达52.22GPa；粉砂岩ZE2-24试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时的应力差为123.07MPa、弹性模量值为31.79GPa，而常规三轴LVDT控制方式下基本相同围压时加载破坏的ZE2-25试样之应力差则为169.5MPa、弹性模量值达54.68GPa。此外，卸荷试验中，岩石破坏时随着围压σ₃的增大，其应力差σ₁-σ₃也逐渐增大。

图6-5 常规三轴应力-应变曲线

Fig.6-5 Triaxial stress-strain curve

图6-6 岩石卸荷破坏时σ₁-σ₃关系曲线

Fig.6-6 The σ₁-σ₃curve of rock unloading failure

表6-6 卸荷三轴试验成果综合表　Tab.6-6 The triaxial testing results under loading and unloading

图6-7 灰岩卸荷试验应力-应变曲线

Fig.6-7 Stress-strain curve of unloading test in limestone

图6-8 粉砂岩卸荷试验应力-应变曲线

Fig.6-8 Stress-strain curve of unloading test in siltstone

以轴向应力σ₁和围压σ₃为坐标轴，绘出试样卸荷破坏时的σ₁-σ₃关系曲线如图6-6所示。回归分析得出以下的线性关系式：

粉砂岩卸荷破坏时 σ₁=30.0857+8.153σ₃，r=0.9550 (6-3)

灰岩卸荷破坏时 σ₁=51.0249+2.6956σ₃，r=0.9425 (6-4)

式中σ单位为MPa。

上述关系式由于试样较少，加上试样本身结构性能等的影响，其规律性还有待于进一步探索。

此外，岩石试验抗剪断强度参数也有类似上述的变化规律：例如WP1灰岩组试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时抗剪断强度参数C为9.83MPa、φ为34.02°，而常规三轴LVDT控制方式下加载破坏时抗剪断强度参数C值高达15.15MPa、φ高达52.56°；ZE2粉砂岩组在LCDT控制方式下卸荷破坏时抗剪断强度参数C值为5.2MPa、φ为51.39°，而常规三轴LVDT控制方式下加载破坏时抗剪断强度参数C值则达8.3MPa、φ达55.39°。

6.3.3.2.2 破裂特征

本次试验所用的两组试样，均采自隧道岩爆区，分别为灰岩(图6-9)和粉砂岩(图6-10)，图6-9、6-10两图展示了试样的破裂迹象，有以下特征。