掘進(jìn)應(yīng)力擾動下細(xì)砂巖破裂規(guī)律及其強(qiáng)度損傷的實驗研究

李 竹，馮國瑞，崔家慶

(太原理工大學(xué) a.礦業(yè)工程學(xué)院，b.山西省綠色采礦工程技術(shù)研究中心，太原 030024)

井下巷道掘進(jìn)及煤層開采打破了地應(yīng)力原有的平衡狀態(tài)，巷道或采場成形后圍巖應(yīng)力重新分布達(dá)到新的平衡狀態(tài)[1-2]。采掘工程活動對圍巖形成了一定程度的擾動和損傷，并對后期采場及巷道圍巖支護(hù)中巖石的強(qiáng)度及變形特征造成影響[3-5]。因此，研究并揭示掘進(jìn)應(yīng)力擾動對巖石造成的損傷效應(yīng)及其對圍巖后期變形、破裂特征的影響規(guī)律，對采動圍巖控制具有重要意義。

采掘應(yīng)力擾動對圍巖破壞及其失穩(wěn)等力學(xué)行為的影響，主要體現(xiàn)在采掘工程應(yīng)力加卸載路徑對圍巖造成的微裂隙發(fā)育及其強(qiáng)度損傷。眾多學(xué)者就不同應(yīng)力路徑對巖石力學(xué)行為的影響規(guī)律開展了大量研究，并取得了豐碩的研究成果。例如尹光志等[6]研究了真三軸加卸載應(yīng)力路徑對原煤力學(xué)特性、微裂隙發(fā)育規(guī)律以及滲透率影響規(guī)律。王恩元等[7]深入探討了沖擊載荷作用下三軸煤體動力學(xué)響應(yīng)特征及損傷本構(gòu)方程。周宏偉等[8]研究了采動應(yīng)力擾動作用下煤體滲透率的變化規(guī)律并構(gòu)建了其數(shù)學(xué)模型。趙洪寶等[9]研究了單雙向約束下沖擊荷載對煤樣漸進(jìn)破壞的影響規(guī)律研究。趙毅鑫等[10]研究了單軸多級循環(huán)加載條件下加卸載響應(yīng)比的演化特征。徐穎等[11]研究了循環(huán)加卸載條件下泥巖能量演化規(guī)律，并深入分析了循環(huán)加卸載對泥巖造成的損傷效應(yīng)。姜玥等[12]研究了不同應(yīng)力路徑加卸載對灰砂巖力學(xué)特性與強(qiáng)度參數(shù)的影響規(guī)律。付建新等[13]探究了復(fù)雜加卸載路徑下閃長玢巖強(qiáng)度特征及聲發(fā)射特性。邱士利等[14]研究揭示了三軸加卸載條件下圍壓卸載速率對大理巖的極限承載強(qiáng)度存在顯著影響。張凱等[15]則通過實驗及數(shù)值模擬得出在屈服接近速率相等的條件下，卸載速率對大理巖強(qiáng)度幾乎沒有影響。李建林等[16]深入研究了砂巖在卸載條件下的應(yīng)力應(yīng)變特征，發(fā)現(xiàn)巖石卸載條件下的屈服函數(shù)隨卸載量在Griffith和Hoek-Brown準(zhǔn)則間呈線性變化。李浩等[17]對循環(huán)加卸載條件下致密砂巖的力學(xué)特性進(jìn)行研究后發(fā)現(xiàn)巖石破壞前的峰值彈性能隨圍壓的增大呈線性增加趨勢。趙軍等[18]深入研究了三軸及循環(huán)加卸載應(yīng)力路徑對深埋硬巖變形破壞特征的影響規(guī)律。孫德安等[19]基于數(shù)值模擬探討了不同應(yīng)力路徑下剪切帶的發(fā)育規(guī)律。馮友良等[20]探討了加卸荷應(yīng)力路徑下巷幫煤體力學(xué)特性響應(yīng)規(guī)律及加卸載應(yīng)力對煤體造成的損傷。劉海濤等[21]研究了砂巖在循環(huán)加卸載條件下的損傷特性以及聲發(fā)射效應(yīng)。韓兵等[22]，楊慧明[23]分別研究了試件外部受載應(yīng)力條件對聲發(fā)射活動特征的影響規(guī)律。郭軍杰等[24]探討了循環(huán)加卸載作用下煤樣聲發(fā)射特征及其滲透率的演化規(guī)律?？v觀已有文獻(xiàn)，相關(guān)研究大多是從卸載或是循環(huán)加卸載以及沖擊載荷的角度研究應(yīng)力路徑對巖石強(qiáng)度及變形特征的影響，且實驗中應(yīng)力路徑多數(shù)為研究變量之一，普遍呈現(xiàn)出均勻循環(huán)、逐級遞增循環(huán)的特點，這一應(yīng)力加卸載路徑多數(shù)是人為制定，出于探究循環(huán)加卸載對巖石損傷及其破壞特征的目的是可以接受，但該應(yīng)力路徑的變化規(guī)律或加卸載方法較難以貼合現(xiàn)場實際亦是不容忽略的。事實上，采掘工程帶來的應(yīng)力擾動大多情況下并非高頻率的循環(huán)加卸載過程，也不完全是單純的卸載過程，而應(yīng)該是既有加載也有卸載，且加卸載速率亦不均勻分布。因此，這一偏差極有可能對采動圍巖后期的變形及其破裂、破壞產(chǎn)生截然不同的影響。

針對上述分析，本文通過FLAC3D精細(xì)化開采模擬巷道掘進(jìn)過程，并提取掘進(jìn)全過程中圍巖應(yīng)力變化曲線?；诖嗽O(shè)計實驗室掘進(jìn)應(yīng)力加卸載路徑，將現(xiàn)場采集的巖石樣品加工成標(biāo)準(zhǔn)試件，通過電液伺服壓力機(jī)對其分別進(jìn)行單軸加載及掘進(jìn)應(yīng)力路徑擾動后的單軸加載實驗，并采集破裂過程破裂點定位坐標(biāo)及其能量信號幅值，以掌握前期掘進(jìn)應(yīng)力擾動對試件后期破裂演化規(guī)律及其強(qiáng)度的影響規(guī)律。本文的研究對于掌握掘進(jìn)應(yīng)力擾動作用下圍巖破裂全周期及其強(qiáng)度演化規(guī)律，確定合理的圍巖支護(hù)方法具有重要意義。

1 實驗設(shè)備及方法

1.1 實驗設(shè)備及方法

為探究前期掘進(jìn)應(yīng)力擾動對試件后期破裂演化規(guī)律及其強(qiáng)度的影響規(guī)律，取西銘礦回風(fēng)大巷細(xì)砂巖為研究對象。將試件加工為Ф50 mm×100 mm的圓柱形標(biāo)準(zhǔn)試件。采用電液伺服壓力機(jī)對巖石進(jìn)行不同應(yīng)力路徑的加載實驗，同時采用聲發(fā)射信號分析儀對巖石加載過程中的破裂信息進(jìn)行采集。所用電液伺服壓力機(jī)最大軸向試驗力2 000 kN，軸向試驗力測量誤差小于1%.所選聲發(fā)射信號分析儀連續(xù)數(shù)據(jù)通過率為65.5 MB/S，波形數(shù)據(jù)通過率為48 MB/S.測試時采樣率設(shè)置為2.5 MHz，通道門限值設(shè)置為40 mv.

1.2 采動應(yīng)力路徑的標(biāo)定

實驗分兩組進(jìn)行，每組3個試件。一組試件以0.24 mm/min的加載速率持續(xù)加載至破壞。另一組試件先經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力路徑擾動加載，而后再以0.24 mm/min的加載速率加載至破壞。掘進(jìn)應(yīng)力路徑提取自FLAC3D數(shù)值計算結(jié)果，1∶1等比例構(gòu)建原位巷道掘進(jìn)模型，其中圍巖范圍為50 m，模型開挖過程中循環(huán)開采步距為0.5 m，并不計算達(dá)到穩(wěn)定而通過時步控制反映巷道掘進(jìn)期間的時間效應(yīng)。圍巖力學(xué)性質(zhì)參數(shù)通過FLAC3D數(shù)值模擬進(jìn)行單軸壓縮實驗標(biāo)定，以此確保模擬結(jié)果與現(xiàn)場掘進(jìn)應(yīng)力演化規(guī)律的一致性，F(xiàn)LAC3D數(shù)值模擬單軸壓縮標(biāo)定實驗及其結(jié)果，如圖1所示。圍巖力學(xué)密度為2 600 kg/m3，體積模量9 GPa，剪切模量7 GPa，內(nèi)摩擦角35 °，內(nèi)聚力3 MPa，抗拉強(qiáng)度1 MPa，側(cè)壓力系數(shù)取0.5.在模型中部開挖寬度為4 m且寬高比為1∶1的矩形巷道。掘進(jìn)過程中監(jiān)測巷道兩幫測點垂直應(yīng)力，結(jié)果如圖2(a)中藍(lán)色實線所示，由此可見，掘進(jìn)應(yīng)力擾動僅為一次應(yīng)力加卸載擾動，不存在明顯的加卸載周期屬性，這與已有研究中頻繁采用的周期性循環(huán)加卸載來研究其對圍巖的破裂損傷效應(yīng)存在顯著不同，這也正是巷道掘進(jìn)過程中掘進(jìn)應(yīng)力加卸載的特色。根據(jù)圖2(a)中藍(lán)色五角星標(biāo)記曲線的變化趨勢，設(shè)計如圖2(b)中紅色菱形方點曲線所示的應(yīng)力加卸載過程。

圖1 FLAC3D模擬材料參數(shù)標(biāo)定實驗Fig.1 Parameter calibration results of the FLAC3D numerical simulation

圖2 掘進(jìn)應(yīng)力路徑示意圖Fig.2 Schematic diagram of mining stress path

圖2(b)中紅色虛線與黑色實線共同構(gòu)成的連續(xù)折線即為掘進(jìn)應(yīng)力路徑，基于該路徑在電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行單軸壓縮實驗，實驗中應(yīng)力的加卸載過程是通過預(yù)先設(shè)置加載速度和加卸載應(yīng)力幅值進(jìn)行的，并不是按照時間進(jìn)行控制的。實驗具體操作：先按照0.24 mm/min的速率加載到20 kN，之后再按照0.48 mm/min的速率加載到56 kN(61%FN，F(xiàn)N為峰值載荷)，接著再以14.4 mm/min的速率卸載到6 kN，卸載速率約為加載速率0.48 mm/min的30倍，如圖2(b)所示，最后以0.48 mm/min的速率加載至12 kN，至此掘進(jìn)應(yīng)力路徑結(jié)束，穩(wěn)壓10 s后采用0.24 mm/min的速率加載至試件破壞。在經(jīng)歷加卸載前，先預(yù)加載到20 kN表征巖石承受的初始應(yīng)力，然后應(yīng)力加卸載速率及過程按照FLAC3D模擬結(jié)果中圍巖實際經(jīng)歷的掘進(jìn)應(yīng)力設(shè)計。最后仍采用單軸壓縮的方式使經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力后的試件加載至破壞，通過與未經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力加卸載的試件對比，探究掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石強(qiáng)度、裂縫擴(kuò)展以及巖石試件宏觀破裂特征的影響規(guī)律。

2 掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石強(qiáng)度及變形特征的影響

FLAC3D數(shù)值模擬結(jié)果表明，掘進(jìn)應(yīng)力路徑并非是周期性的應(yīng)力加卸載過程，而是加卸載先后出現(xiàn)，且卸載速率遠(yuǎn)高于加載速率，卸載速率約為加載速度的30倍。此種應(yīng)力加卸載對巖石強(qiáng)度存在顯著影響，同時也直接影響著后期掘進(jìn)巷道圍巖穩(wěn)定性及其支護(hù)方法。西銘礦回風(fēng)大巷砂巖試件單軸壓縮以及歷經(jīng)掘進(jìn)應(yīng)力擾動后單軸壓縮，此兩種加載路徑下的試件破壞形態(tài)以及實驗全過程試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。

圖3 兩種試件破壞概貌及其全應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Failure profile of two specimens and their full stress-strain curves

由圖3可知，單軸加載路徑下所選巖樣在加載初期表現(xiàn)為明顯的壓密特征，曲線呈向下外突的特點；之后在應(yīng)變3‰～7‰間，曲線近似直線上升，變形特征較為穩(wěn)定；應(yīng)變超過7‰后，曲線強(qiáng)度斜率變緩，強(qiáng)度增幅速度降低，曲線呈現(xiàn)上凸特征；達(dá)到峰值應(yīng)力70MPa后，應(yīng)力出現(xiàn)小幅波動；超過峰值應(yīng)力70 MPa后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線陡降，巖石產(chǎn)生明顯的脆性破壞特征。歷經(jīng)掘進(jìn)應(yīng)力路徑擾動的試件在其單軸壓縮過程中，軸向應(yīng)變小于7‰時，應(yīng)力-應(yīng)變曲線與單軸加載路徑下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎重合；在應(yīng)變?yōu)?‰～4‰時，由于應(yīng)力卸載形成了滯回環(huán)，此時塑性應(yīng)變約2‰；重新加載后，當(dāng)應(yīng)力加載恢復(fù)至卸載前應(yīng)力值后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線仍然沿著與單軸加載路徑下應(yīng)力-應(yīng)變曲線的軌跡上升，直至峰值強(qiáng)度達(dá)到62 MPa，相對于單軸加載路徑試件峰值強(qiáng)度降幅達(dá)到11.43%.造成這一現(xiàn)象的主要原因是前期應(yīng)力擾動對巖石試件造成了一定程度的損傷，加載曲線與卸載曲線不重合形成的滯回環(huán)，也表明預(yù)加載應(yīng)力擾動對試件造成了約為2‰的塑性變形，這是誘發(fā)峰值強(qiáng)度降低的主要原因。為進(jìn)一步揭示掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石破裂的影響機(jī)制及其對峰值強(qiáng)度的削減效應(yīng)，結(jié)合聲發(fā)射信號監(jiān)測結(jié)果，研究了掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石破裂特征的影響規(guī)律。

3 掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石破裂演化過程的影響

巖石在加載過程中伴隨著裂縫的萌生及擴(kuò)展會釋放相應(yīng)的能量，通過聲發(fā)射技術(shù)捕捉此類破裂的位置及能量大小信息，能夠準(zhǔn)確表征巖石裂縫生成及其擴(kuò)展過程。一般而言，通常選用累計撞擊次數(shù)和能量值作為統(tǒng)計破裂事件數(shù)量以及衡量破裂劇烈程度的指標(biāo)，并通過定位點掌握巖石內(nèi)部的破裂位置，以此深入研究掘進(jìn)應(yīng)力路徑對巖石破裂及裂縫擴(kuò)展規(guī)律。

3.1 常規(guī)加載條件下巖石的破裂演化過程

當(dāng)巖石未經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力擾動時，其破裂特征主要取決于巖石自身力學(xué)特性及外部加載條件。實驗過程中，單軸加載條件下聲發(fā)射監(jiān)測探頭布置方法如圖4(a)所示，巖石破裂過程中軸向負(fù)荷、聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)及能量值隨時間的變化曲線如圖4(b)所示。以單軸壓縮過程中，不同百分比峰值強(qiáng)度為主觀測時段，監(jiān)測不同的軸向負(fù)荷作用下聲發(fā)射能量釋放點位置，以揭示試件內(nèi)部破裂位置，實驗過程中聲發(fā)射能量釋放點位如圖4(c)所示。為便于描述，選取加載過程中不同軸向負(fù)荷點位進(jìn)行敘述，選取點位分別為軸向負(fù)荷的21%、44%、85%和100%4個點位。

圖4 單軸加載條件下未經(jīng)歷應(yīng)力擾動的試件裂隙演化規(guī)律Fig.4 Crack evolution law of specimens without stress disturbance under uniaxial loading

據(jù)圖4(a)和4(b)可知，聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)隨載荷水平的升高而增大，當(dāng)載荷水平低于71%峰值載荷(FN)時，聲發(fā)射撞擊次數(shù)增長趨勢較為平緩，表明巖石內(nèi)部尚未發(fā)生大規(guī)模破裂，僅存在局部微小破裂現(xiàn)象，本文將這一時期命名為“平靜期”。當(dāng)載荷水平超過71%FN時，聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)開始迅速增長，表明試件內(nèi)部開始發(fā)生大量破裂，本文將這一時期命名為“活躍期”。在活躍期內(nèi)，伴隨著聲發(fā)射撞擊次數(shù)的不斷累積，聲發(fā)射能量值在峰值強(qiáng)度附近出現(xiàn)突增。為深入揭示加載全過程中巖石內(nèi)部的破裂特征及其發(fā)育規(guī)律，取21%FN、44%FN、85%FN及100%FN處的聲發(fā)射定位點分布特征進(jìn)行分析。圖4(c)中定位點分布規(guī)律再現(xiàn)了試件內(nèi)部聲發(fā)射事件的空間分布規(guī)律，點位的不同顏色亦反映了聲發(fā)射信號出現(xiàn)的不同時刻，其中，顏色在圖例上邊的彩點出現(xiàn)的早，而顏色在圖例下邊的彩點出現(xiàn)的較遲。21%是加載初期幾乎沒有引起變化的點；44%是加載過程的中間點；85%為黑色曲線的轉(zhuǎn)折點，其含義是累計撞擊次數(shù)開始顯著增加，進(jìn)入破裂事件高發(fā)的活躍期；最后，100%是峰值應(yīng)力處，試件集中破壞應(yīng)力點。由此可知在單軸加載初期，試件下部破裂事件數(shù)遠(yuǎn)多于上部。21%FN與44%FN載荷水平下定位點的數(shù)目和位置差異較小，而85%FN與100%FN載荷水平下定位點的數(shù)目和位置差異相對較大，100%FN載荷水平下試件的上部和下部均新增了許多破裂點，但試件下部破裂點分布密度及其能量幅值明顯高于上部。從載荷水平自21%FN、歷經(jīng)44%FN和85%FN、達(dá)到100%FN的過程中，可以看出裂隙萌生位置以及試件宏觀斷裂面均呈現(xiàn)出自下而上的發(fā)育特征，直至試件最后發(fā)生剪切破壞；且裂縫上行發(fā)展過程中，破裂的分布及其演化并非均勻發(fā)展，而是越接近峰值載荷，破裂速度和規(guī)模越大。

3.2 掘進(jìn)應(yīng)力路徑下巖石的破裂演化過程

當(dāng)巖石經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力擾動時，其破裂特征除巖石自身力學(xué)特性及外部加載條件相關(guān)外，前期應(yīng)力擾動作用亦不可忽略。實驗中，采用了與單軸加載條件下相同的聲發(fā)射監(jiān)測探頭布置方法，如圖4(a)所示，巖石破裂過程中軸向負(fù)荷、聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)及能量值隨時間的變化曲線如圖5(a)所示。同時，采用與前述實驗相同的百分比峰值強(qiáng)度的觀測時段，監(jiān)測不同的軸向負(fù)荷作用下聲發(fā)射能量時放點位置，以此揭示試件內(nèi)部破裂位置，實驗過程中聲發(fā)射能量釋放點位如圖5(b)所示。

圖5 單軸加載條件下經(jīng)歷應(yīng)力擾動的試件裂隙演化規(guī)律Fig.5 Crack evolution law of specimen undergoing stress disturbance under uniaxial loading

據(jù)圖5(a)可知，掘進(jìn)應(yīng)力路徑下聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)先平緩增長，當(dāng)載荷水平超過77%FN后開始高速增長，因而將77%FN作為劃定平靜期和活躍期的界線。聲發(fā)射能量值的突增也主要發(fā)生在活躍期內(nèi)，在擾動應(yīng)力加載峰值處聲發(fā)射能量值也存在一處突增，如圖5(a)中A點所示，這表明掘進(jìn)應(yīng)力的加卸載過程亦對試件可能造成了一定損傷，引起了試件內(nèi)部表面能量的釋放，并形成新的裂隙面。為進(jìn)一步探究前期掘進(jìn)應(yīng)力擾動對后期單軸加載試件破裂演化過程的影響規(guī)律，依然選取21%FN、44%FN、85%FN及100%FN處的聲發(fā)射定位點進(jìn)行分析，如圖如5(b)所示。由圖5(b)可知在21%FN及44%FN處試件自下部開始產(chǎn)生破裂點，兩個載荷水平下破裂點未發(fā)生顯著差異，這與單軸加卸路徑下觀察到的現(xiàn)象相似。當(dāng)載荷水平達(dá)到85%FN后試件上部的破裂點顯著增多，至軸向載荷水平達(dá)到100%FN后，試件上、下部的破裂點均顯著增多，但試件上部破裂點分布密度及其能量幅值明顯高于下部。由此可知，試件內(nèi)部破裂的萌生位置自下而上發(fā)展，但試件內(nèi)部裂紋擴(kuò)張以及由此形成的試件宏觀斷裂貫通面的生成規(guī)律發(fā)生改變，即由先前的自下而上調(diào)整為自上而下，由此可知兩種實驗條件下，試件中宏觀斷裂面的貫通方向分別如圖4(c)和圖5(b)中紅色箭頭指示方向。

在單軸加載路徑下試件內(nèi)部的破裂信號以及斷裂面貫通方向自始至終均為自下而上的上行發(fā)育，而在歷經(jīng)掘進(jìn)應(yīng)力擾動作用后，自85%FN后試件上部的破裂程度顯著高于下部，且斷裂面貫通方向調(diào)整為自上而下的下行發(fā)育。此外，經(jīng)歷掘進(jìn)應(yīng)力擾動的單軸壓縮試件破裂過程中，聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)增多約20%，而聲發(fā)射最高能量峰值則相對減小，降幅約15%.由此可見，在歷經(jīng)掘進(jìn)應(yīng)力路徑的擾動作用后，巖石內(nèi)部發(fā)生損傷效應(yīng)，介質(zhì)完整性及其空間連續(xù)性遭到破壞，在相同應(yīng)力水平下更易發(fā)生破裂，誘發(fā)裂隙進(jìn)一步擴(kuò)張，且材料儲能效果亦隨之降低，微裂隙廣布的試件中能量略有集聚便即刻釋放，呈現(xiàn)出能量釋放頻次急劇增加而能量釋放幅值降低的現(xiàn)象。

4 結(jié)論

1) 以西銘煤礦回風(fēng)大巷砂巖頂板為例，研究了掘進(jìn)應(yīng)力擾動下砂巖破裂規(guī)律及其強(qiáng)度損傷規(guī)律，分析了單軸壓縮及掘進(jìn)應(yīng)力擾動后單軸壓縮實驗中試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線特征、聲發(fā)射特征，揭示了掘進(jìn)應(yīng)力擾動對巖石峰值強(qiáng)度的削減效應(yīng)以及微裂隙擴(kuò)展及其宏觀斷裂面貫通規(guī)律的影響機(jī)制。

2) 掘進(jìn)應(yīng)力擾動作用下巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線會產(chǎn)生塑性滯回環(huán)，再次加載后應(yīng)力-應(yīng)變曲線仍沿原來的變化趨勢上升。僅單軸壓縮與歷經(jīng)掘進(jìn)應(yīng)力擾動后再單軸壓縮，兩者在應(yīng)變小于7‰時，應(yīng)力-應(yīng)變曲線軌跡極為接近，掘進(jìn)應(yīng)力路徑對其變形特征的影響并不顯著，但前期掘進(jìn)應(yīng)力擾動會對巖石造成內(nèi)部損傷，導(dǎo)致巖石峰值強(qiáng)度的削減效應(yīng)，峰值強(qiáng)度降幅達(dá)到11.43%.

3) 僅單軸加載路徑下載荷水平超過71%峰值載荷后巖石內(nèi)部的破裂進(jìn)入活躍期，聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)及能量值均呈現(xiàn)快速增長的現(xiàn)象。試件微裂隙自下部開始萌生，并上行發(fā)育直至試件宏觀斷裂面貫通；掘進(jìn)應(yīng)力路徑擾動后，平靜期與活躍期的分界線相對延后，且軸向載荷水平超過77%后才開始進(jìn)入活躍期。試件內(nèi)部聲發(fā)射累計撞擊次數(shù)增多約20%，而聲發(fā)射最高能量峰值則相對減小，降幅約15%.試件破裂自下部開始萌生，但裂隙急速擴(kuò)張位置轉(zhuǎn)移至上部，并下行發(fā)育直至形成宏觀貫通裂隙。