高應(yīng)力卸荷巖石破壞的力學(xué)特性試驗(yàn)研究

高應(yīng)力卸荷巖石破壞的力學(xué)特性試驗(yàn)研究

1地質(zhì)卸荷特性的研究隨著我國(guó)水利工程、西部開發(fā)、西醫(yī)、東歐生產(chǎn)、北海和仔細(xì)觀察等大型工程的建設(shè)，肯定會(huì)發(fā)現(xiàn)大量的巖體斜坡、地下車間、大型地下洞穴等項(xiàng)目。開挖過程主要是去除蓮花。卸荷條件下巖體力學(xué)材料參數(shù)會(huì)產(chǎn)生損傷,其力學(xué)特性與加載時(shí)有著本質(zhì)區(qū)別。對(duì)于加載條件下巖石的變形及其破裂機(jī)制的研究成果較多,它們是當(dāng)今巖(石)體力學(xué)的主要成果之一[2~4]。近年來,隨著巖石力學(xué)的深入發(fā)展及其工程建設(shè)的需要,關(guān)于巖石卸荷特性的研究已取得一定進(jìn)展,這些成果概括起來,主要存在如下4個(gè)問題:(1)對(duì)巖體卸荷破壞機(jī)制缺乏深入的研究,沒有分析對(duì)卸荷巖石破壞起主要作用的側(cè)向變形及其體積變形規(guī)律[5~7]。(2)缺乏卸荷巖石破壞特征及其演化機(jī)制研究。(3)沒有考慮巖石在卸荷點(diǎn)處材料參數(shù)損傷劣化效應(yīng)及其損傷因子變化規(guī)律[5~9]。(4)在分析抗剪強(qiáng)度參數(shù)時(shí),大多采用Mohr-Coulomb破裂準(zhǔn)則,然而大量的理論和試驗(yàn)成果表明,在高應(yīng)力條件下,Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則已不能很好的包絡(luò)應(yīng)力Mohr圓,需要提出適合深部巖石破壞的強(qiáng)度準(zhǔn)則。正處設(shè)計(jì)中的大渡河大崗山水電站地下廠房區(qū)位于高地應(yīng)力區(qū),其開挖區(qū)的最大主應(yīng)力達(dá)26.9MPa,開挖區(qū)的巖石多為質(zhì)地堅(jiān)硬的花崗巖。本文擬開展室內(nèi)巖石卸荷試驗(yàn),研究卸荷過程中巖石的破壞特征、力學(xué)材料參數(shù)損傷劣化規(guī)律及其破裂強(qiáng)度準(zhǔn)則,為該工程的開挖穩(wěn)定分析及開挖完成后的圍巖支護(hù)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù),也給其他同類工程提供有效參考。2試驗(yàn)計(jì)劃2.1剛性壓力裝置試驗(yàn)是在中國(guó)科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所的MTS815.03型壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行的。該試驗(yàn)機(jī)是美國(guó)MTS公司生產(chǎn)的專門用于巖石、混凝土試驗(yàn)的多功能電液伺服控制的剛性壓力裝置,配有伺服控制的全自動(dòng)三軸加壓和測(cè)量系統(tǒng)。試驗(yàn)中所用的花崗巖巖樣取自大渡河流域大崗山電站,此種花崗巖呈灰白色,主要成分為石英、長(zhǎng)石、角閃石、黑云母及少量膠結(jié)物,巖樣在天然含水狀態(tài)下縱波波速為3201~3801m/s、密度為2.61g/cm3,巖樣尺寸為φ50mm×100mm,其單軸抗壓強(qiáng)度為164.6MPa。2.2抗疲勞力路徑依據(jù)大崗山水電站地下廠房圍巖的實(shí)際應(yīng)力環(huán)境并結(jié)合已有研究成果,本文采用了2種卸圍壓卸荷方案。2.2.1初始應(yīng)力條件模擬地下廠房開挖卸荷過程中軸向應(yīng)力σ1恒定,圍壓σ3不斷降低的過程,各巖樣初始應(yīng)力條件見表1。試驗(yàn)步驟為:(1)首先按靜水壓力條件施加σ1=σ3到預(yù)定值,預(yù)定值為20,30,40,50MPa;(2)加軸壓σ1至預(yù)定值后,保持σ1恒定;(3)逐漸卸除圍壓,直至試件破壞。2.2.2靜水壓力應(yīng)力條件及試驗(yàn)步驟模擬地下廠房開挖卸荷過程中圍壓σ3不斷降低時(shí),軸向應(yīng)力σ1增大的應(yīng)力路徑,各巖樣初始應(yīng)力條件見表2。試驗(yàn)步驟為:(1)首先按靜水壓力條件施加σ1=σ3到預(yù)定值,預(yù)定值分別為20,30,40,50MPa;(2)加軸壓σ1至預(yù)定的初始應(yīng)力水平;(3)以0.3MPa/s的速率卸圍壓的同時(shí),以0.2MPa/s速率增加軸壓;(4)試件破壞。2.2.3不同圍壓水平下的常規(guī)三軸試驗(yàn)為了研究研究巖樣在卸荷時(shí)的損傷劣化效應(yīng)及其對(duì)比分析,還設(shè)計(jì)了不同圍壓水平下的常規(guī)三軸試驗(yàn),其巖樣圍壓設(shè)計(jì)水平分別為20,30,40,50,60MPa。3種方案的應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)^程曲線圖1~3給出了初始圍壓分別為30和40MPa時(shí),3種試驗(yàn)方案下以靜水壓力狀態(tài)時(shí)的變形作為應(yīng)變軸起點(diǎn)的巖樣應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)^程曲線。圖1中的虛線處代表了卸荷起點(diǎn)。圖4為只研究卸圍壓過程中引起的變形,并假定這部分變形從0開始而得到的典型巖樣在初始圍壓下卸荷的應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)^程曲線。分析應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)^程曲線,可以得出如下結(jié)論:(1)從圖1~3三種方案的應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)^程曲線可以看出:加載試驗(yàn)中的軸向應(yīng)變較卸荷試驗(yàn)中的大,延性特征較為明顯,在卸荷過程中軸向應(yīng)變變化較為平緩(圖4(a)說明了這一點(diǎn))。(2)比較圖1~3,可得出方案III中巖樣破壞時(shí)橫向變形較方案I,II中的巖樣破壞時(shí)橫向變形要小;卸荷試驗(yàn)中橫向擴(kuò)張非常大,臨近破壞點(diǎn)時(shí),變形更加劇烈,方案II較方案I表現(xiàn)的更為明顯,這一點(diǎn)可以從圖4看出。(3)方案III的常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)中巖石體積變形在加載屈服段擴(kuò)容不明顯(如圖3所示)。而在方案I,II的卸荷試驗(yàn)中,在巖石卸荷時(shí),體積擴(kuò)容非常明顯(如圖1,2所示);從圖4可清楚看出:在相同的初始應(yīng)力水平下,卸荷階段方案I的巖石擴(kuò)容較之方案II劇烈。(4)加載試驗(yàn)時(shí)巖石破壞是因?yàn)槠漭S向壓縮變形所致,而卸荷試驗(yàn)中巖樣破壞是因?yàn)橄蛐逗煞较虻膹?qiáng)烈擴(kuò)容所致,臨近破壞點(diǎn)時(shí)巖樣的擴(kuò)容劇烈程度與卸荷方式有關(guān)。4參數(shù)特征分析及其缺陷糾正規(guī)律4.1變形模量與泊松比的計(jì)算對(duì)巖石類材料進(jìn)行力學(xué)分析時(shí),其變形參數(shù)如變形模量和泊松比一般通過室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得,即在常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)中由于采取圍壓σ3不變的加載方式,可將式(1)中的σ1替換為σ1-σ3后進(jìn)行力學(xué)變形參數(shù)計(jì)算。但本文考慮到卸荷試驗(yàn)中巖石軸向應(yīng)變變化很小(這一點(diǎn)可以從圖4的試驗(yàn)曲線中得出),此時(shí)如果仍采用上述算方法求得的變形模量將會(huì)很大,與實(shí)際情況不吻合[11~15]。因此本文采用了如下計(jì)算變形模量及其泊松比的公式(應(yīng)力以壓為正,變形以壓縮為正):圖5為卸荷中巖石變形模量隨圍壓變化的關(guān)系曲線,從圖5可以看出:卸荷過程中變形模量隨著圍壓的減小變化平緩,但總體趨勢(shì)是逐漸減小的,在試件發(fā)生卸荷破壞時(shí),變形模量急劇降低。對(duì)比方案I,II中變形模量隨圍壓變化的關(guān)系曲線可以發(fā)現(xiàn),在初始圍壓相同的情況下,方案II中變形模量隨圍壓的衰減程度較方案I的強(qiáng)烈。從圖6的巖石卸荷中泊松比隨圍壓變化的關(guān)系曲線可以得出:(1)泊松比隨著圍壓的減小而不斷增大,開始變化速率較為平緩,但臨近卸荷破壞時(shí),變化速率急劇增加,在初始圍壓相同時(shí),方案I的變化速率較之方案II大。(2)臨近卸荷點(diǎn)時(shí),泊松比超過了0.5并呈繼續(xù)增加的趨勢(shì),這是因?yàn)閹r石本身存在著諸多微小裂隙,隨著圍壓的不斷減小,這些微小裂隙不斷擴(kuò)展變形,直至貫通破壞,從而導(dǎo)致側(cè)向變形劇增;泊松比增大超過彈塑性材料極限泊松比值,此時(shí)的泊松比已經(jīng)不再是一般意義上的材料特性,它包括了裂隙的擴(kuò)展變形。(3)卸荷過程中泊松比隨圍壓的變化關(guān)系均可用指數(shù)函數(shù)表達(dá)。對(duì)于方案I,泊松比可表示為式中:A,B均為系數(shù),是卸荷起始點(diǎn)圍壓的函數(shù);μ0為常數(shù),是卸荷起始點(diǎn)圍壓的函數(shù)。上述參數(shù)可表示為式中:σ為偏應(yīng)力,且有σ=σ1-σ3。對(duì)于方案II,泊松比可表示為其中,4.2損傷效應(yīng)法表3為在同一圍壓下,通過3種試驗(yàn)方案得到的巖樣變形模量和泊松比,對(duì)于在相同應(yīng)力初始水平下的巖樣,其變形模量和泊松比取3個(gè)試驗(yàn)巖樣的平均值。本文的卸荷試驗(yàn)中,所選取卸荷起點(diǎn)的參數(shù)值即為圖5,6曲線的起點(diǎn)值。從表3可以看出:在卸荷時(shí),巖石變形模量及其泊松比較之常規(guī)三軸試驗(yàn),均發(fā)生了一定的損傷劣化效應(yīng),但巖石力學(xué)數(shù)值計(jì)算表明:當(dāng)巖石材料泊松比未達(dá)到其極限值時(shí)(一般認(rèn)為彈塑性材料極限泊松比值為0.5),其數(shù)值上的微小變化對(duì)分析其變形行為影響不大。故從研究的實(shí)際意義出發(fā),本文僅對(duì)其變形模量的損傷效應(yīng)進(jìn)行具體分析,定義一維損傷變量因子D如下:式中:E為卸荷變形模量,Ε0為常規(guī)三軸試驗(yàn)中變形模量。設(shè)定損傷因子D為初始圍壓σ3的函數(shù),則在2種不同的卸荷試驗(yàn)方案下,損傷因子與卸荷起點(diǎn)圍壓的曲線按二次多項(xiàng)式關(guān)系進(jìn)行擬合(見圖7),可得以下表達(dá)式:(1)方案I:(2)方案II:5oct與3種方案的關(guān)系本文提出了將Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則運(yùn)用到3種試驗(yàn)方案的三軸壓縮結(jié)果中,認(rèn)為巖樣破壞是由于其破壞面上的八面體剪應(yīng)力τoct達(dá)到了極限值,與Mohr-Coulomb準(zhǔn)則有著顯著的區(qū)別,是因?yàn)镸ohrCoulomb準(zhǔn)則認(rèn)為巖樣破壞是由于其面上的剪切應(yīng)力τ達(dá)到了極限值。Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則將巖樣破壞時(shí)的八面體剪應(yīng)力τoct看成最大和最小主應(yīng)力和的平均的函數(shù),在主應(yīng)力空間中,有在本次試驗(yàn)中σ2=σ3,故有現(xiàn)設(shè)τoct與2σ1+σ3之間成線性映射關(guān)系,則有式中:a,b均為Mogi線性參數(shù),與Coulomb抗剪強(qiáng)度參數(shù)黏聚力c、內(nèi)摩擦角?在三軸壓縮狀態(tài)下的關(guān)系為圖8為3種方案下巖樣破壞時(shí)關(guān)系擬合曲線,并依據(jù)擬合曲線得出了各試驗(yàn)方案下強(qiáng)度參數(shù),其結(jié)果如表4所示。從表4可以看出:Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則較好地反映了高應(yīng)力條件下巖石破壞強(qiáng)度,擬合曲線的相關(guān)系數(shù)均達(dá)到了0.99。相對(duì)于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn),卸荷條件下巖石的黏聚力c降低,而內(nèi)摩擦角?增到,這是因?yàn)樾逗稍囼?yàn)中,巖石以向卸荷主方向張裂擴(kuò)容變形為主,而方案III的常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)中,試件是以壓剪變形為主,而巖石張剪性破壞的c值較壓剪性破壞的c值低,一般來說張剪性破裂面的粗糙度較壓剪性破裂面高,故卸荷時(shí)的?值較常規(guī)三軸試驗(yàn)的高。相比較于巖石加載試驗(yàn):方案II的峰值c較方案I的峰值c減小的多,而?值則增大的多,這是因?yàn)榉桨窱I中巖石較之方案I,向卸荷主方向張裂擴(kuò)容的更為明顯、劇烈,使得巖樣壓剪性破壞更為強(qiáng)烈,故c值減小的多,進(jìn)而破裂面的粗糙度更高,使得?值增大的多。6檢測(cè)后卸荷點(diǎn)的變形模量損傷劣化效應(yīng)(1)卸荷中巖石在卸荷主方向上的變形較大、體積擴(kuò)容顯著,脆性破壞特征明顯,試驗(yàn)方式對(duì)卸荷階段卸荷主方向張裂擴(kuò)容的劇烈程度存在影響。(2)卸荷過程中,泊松比隨著圍壓按照指數(shù)關(guān)系增長(zhǎng);變形模量初始變化微