錦屏隧洞深部大理巖動(dòng)力擾動(dòng)力學(xué)特性試驗(yàn)研究

李邵軍，徐懷勝,2，晏飛，黃翔,2，周濟(jì)芳

(1.中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢，430071；2.中國科學(xué)院大學(xué)，北京，100049；3.雅礱江流域水電開發(fā)有限公司，四川成都，610051)

隨著國家基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的大規(guī)模推進(jìn)，資源、能源開采逐漸轉(zhuǎn)向深部，深部地下工程不斷增加，如深埋長大隧洞、高應(yīng)力地下廠房和礦山采場等。而深部工程巖體往往賦存于高地應(yīng)力、構(gòu)造活動(dòng)強(qiáng)烈的復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境下，并受到開挖(采)工程活動(dòng)、地震等帶來的強(qiáng)動(dòng)力擾動(dòng)影響[1]，由此帶來的巖爆、應(yīng)力型塌方等災(zāi)害頻發(fā)，常導(dǎo)致設(shè)備損毀和人員傷亡[2]。為此，深部巖體工程在靜、動(dòng)力作用下的穩(wěn)定性已成為當(dāng)前和未來巖土力學(xué)和工程研究的熱點(diǎn)和發(fā)展趨勢[3?6]。

在大型深部隧洞工程建設(shè)和地質(zhì)活動(dòng)帶來的動(dòng)力擾動(dòng)過程中，巖體始終處于相對高應(yīng)力狀態(tài)，如錦屏水電站交通洞和引水隧洞群，反演分析和測試獲得的最大主應(yīng)力甚至高達(dá)70 MPa[7?8]。對于此類深部巖體工程穩(wěn)定性和支護(hù)設(shè)計(jì)問題的研究，僅考慮靜態(tài)荷載作用或動(dòng)態(tài)荷載的擾動(dòng)，都不能完全與實(shí)際工程的工況相匹配[9]。

巖石的動(dòng)靜組合加載問題作為一個(gè)較新的研究方向，在2002年被首次提出[9]，通常認(rèn)為，工程活動(dòng)中的擾動(dòng)采用動(dòng)靜組合加載來模擬，比單純采用靜載作用或者只考慮動(dòng)載作用更與實(shí)際工況相匹配，更有實(shí)際意義[10]。此后，國內(nèi)外大量學(xué)者開展了此類研究，關(guān)于動(dòng)靜組合加載下的巖石力學(xué)特性，李夕兵等[11?13]開展了理論、實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場動(dòng)力響應(yīng)測試研究，獲得了大量的有益成果。宮鳳強(qiáng)等[14?17]將一維的動(dòng)靜組合荷載試驗(yàn)研究發(fā)展到二維，繼而進(jìn)一步擴(kuò)展到三維試驗(yàn)研究。在此基礎(chǔ)上，殷志強(qiáng)等[18?19]對巖爆及其巖石破壞過程進(jìn)行了能量演化分析。

然而，對于深部巖石工程而言，不同巖體、不同應(yīng)力條件下的隧洞動(dòng)力響應(yīng)、災(zāi)害特征和機(jī)理也不一樣，目前對于考慮不同靜態(tài)荷載情況且進(jìn)行動(dòng)態(tài)沖擊斷裂的試驗(yàn)與機(jī)理研究較為缺乏。為此，本文作者基于錦屏地下實(shí)驗(yàn)室隧洞工程，研究大理巖在不同靜載情況下，加以沖擊荷載作用時(shí)的動(dòng)力學(xué)特性，并探究靜載對大理巖沖擊破壞的影響，揭示深埋隧洞工程動(dòng)力擾動(dòng)下的巖石力學(xué)參數(shù)變化規(guī)律和破壞響應(yīng)特性，為深部地下工程建設(shè)與長期運(yùn)行安全分析及支護(hù)設(shè)計(jì)提供支撐。

1 試樣及實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 巖石試樣

試驗(yàn)巖樣取自錦屏地下實(shí)驗(yàn)室F支洞，埋深約2 400 m，該隧洞寬7.5 m，高8.0 m，為城門型截面。巖石取樣位置如圖1(a)所示。隧洞開挖過程中等巖爆頻繁發(fā)生[20]，現(xiàn)場施工開挖后的隧洞照片如圖1(b)所示。

圖1 錦屏地下實(shí)驗(yàn)室隧洞大理巖取樣區(qū)Fig.1 Marble sampling zone in Jinping underground laboratory

試樣為灰白色、灰黑色厚層塊狀白山組大理巖T2b。經(jīng)礦物顆粒分析測試，其主要成分有白云石、方解石和云母，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為91.0%，8.6%和0.4%。

為滿足霍普金森壓桿(SHPB)系統(tǒng)試驗(yàn)要求，試樣加工為直徑50 mm，高25 mm 的圓柱體，按照巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)規(guī)范，對2 個(gè)端面進(jìn)行磨平處理，并且其不垂直度和不平行度均嚴(yán)格滿足實(shí)驗(yàn)要求。制樣完成后，在巖樣中心位置粘貼應(yīng)變片，最終制得的大理巖巖石試樣如圖2所示。

圖2 錦屏T2b大理巖試樣Fig.2 Specimen of Jinping marble T2b

對該大理巖進(jìn)行常規(guī)靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)，獲得其靜態(tài)力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 錦屏T2b大理巖靜態(tài)力學(xué)參數(shù)Table 1 Static mechanical parameters of Jinping marble T2b

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

本試驗(yàn)在國防科技大學(xué)霍普金森壓桿(SHPB)裝置上進(jìn)行，SHPB 系統(tǒng)示意圖[21?22]如圖3所示，與無預(yù)加靜載不同的是，本試驗(yàn)在吸收桿后方設(shè)置一個(gè)千斤頂，實(shí)現(xiàn)預(yù)加荷載PS的施加與保持，該裝置沖擊斷裂試驗(yàn)應(yīng)變率范圍為101～103s?1。動(dòng)拉伸和動(dòng)壓縮試驗(yàn)中，沖擊加載為恒應(yīng)變率的半正弦波應(yīng)力脈沖，加載模型如圖4所示。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)除了常規(guī)采集輸入桿和輸出桿應(yīng)變外，在動(dòng)拉伸試驗(yàn)時(shí)特別對巖石中心點(diǎn)位置應(yīng)變進(jìn)行全過程動(dòng)態(tài)監(jiān)測。

圖3 霍普金森桿系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of SHPB system

圖4 動(dòng)靜組合試驗(yàn)加載模型Fig.4 Loading model of static-dynamic coupling loading test

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 巖樣拉伸斷裂和壓縮斷裂破壞情況

圖5所示為動(dòng)靜組合壓縮情況下大理巖的主要斷裂破壞形態(tài)。從圖5可知：動(dòng)靜組合加載巖樣的破壞形態(tài)均為劈裂破壞，隨著應(yīng)變率的增大，劈裂破壞加重，最終成粉狀。

圖5 動(dòng)靜組合壓縮巖樣破壞情況Fig.5 Damage under dynamic-static coupling compressive loading

圖6所示為動(dòng)靜組合拉伸情況下的巖石破壞形態(tài)。從圖6可以看出：按照巴西劈裂原理，該試驗(yàn)很好地吻合其破壞形態(tài)，沿著加載軸形成了巴西劈裂破壞形態(tài)。劈裂破壞形成2 個(gè)較為完整的塊體，并且在較短時(shí)間內(nèi)，在實(shí)驗(yàn)桿之間尚有一定的承受荷載的能力，因此表現(xiàn)出應(yīng)變最大發(fā)生破壞時(shí)應(yīng)力并沒有達(dá)到最大的試驗(yàn)偏差問題。

圖6 動(dòng)靜組合拉伸巖樣破壞情況Fig.6 Damage under dynamic-static coupling tensile loading

2.2 大理巖動(dòng)靜組合加載試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變分析

與常規(guī)SHPB實(shí)驗(yàn)不同的是，為了準(zhǔn)確跟蹤巖樣中心位置處的應(yīng)變情況，特別在測試巖樣的中心位置安置應(yīng)變片，以監(jiān)測巖樣斷裂破壞的應(yīng)變演化全過程。巖樣斷裂破壞過程中應(yīng)力應(yīng)變關(guān)于時(shí)間的變化曲線如圖7所示。

圖7 加載過程應(yīng)力和應(yīng)變時(shí)間曲線Fig.7 Stress and strain curves of loading process

由圖7可見：在加載過程中，應(yīng)力與應(yīng)變到達(dá)峰值并不同步，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到最大即試樣破壞時(shí)，應(yīng)力峰值有明顯的滯后現(xiàn)象。原因在于，在加載過程中，應(yīng)變到達(dá)峰值后，巖樣斷裂成2部分，但這2 塊斷裂巖樣仍相互嵌合夾在2 個(gè)加載桿之間，仍能承受較大荷載，因此，在應(yīng)力上表現(xiàn)為峰值滯后，測試獲得的應(yīng)力偏大。基于此，所有試驗(yàn)結(jié)果基于應(yīng)變監(jiān)測進(jìn)行修正，避免出現(xiàn)偏大的現(xiàn)象。

動(dòng)拉伸應(yīng)力時(shí)程曲線(靜載0 MPa)及動(dòng)壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線(靜載10 MPa)如圖8所示。由圖8可見：在動(dòng)拉伸條件下，靜載為0 MPa時(shí)，隨著加載速率降低，峰值強(qiáng)度從876 GPa/s下降到207 GPa/s，在動(dòng)壓縮條件下，靜載為10 MPa 時(shí)，隨著加載速率降低，峰值強(qiáng)度從581 GPa/s 下降到391 GPa/s。由此可知，隨著加載速率的降低，試樣的破壞強(qiáng)度顯著降低，但加載速率下降到一定程度之后，試樣破壞所需的時(shí)間及相應(yīng)應(yīng)變率也會(huì)增加。

圖8 典型加載過程應(yīng)力時(shí)程曲線及應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.8 Typical stress curves of loading process and stressstrain curves

2.3 大理巖動(dòng)靜組合壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果

不同靜載情況下的大理巖動(dòng)態(tài)壓縮強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。從圖9可知：大理巖動(dòng)壓縮強(qiáng)度與加載速率之間具有很強(qiáng)的線性相關(guān)性，且在低加載速率時(shí)，大理巖動(dòng)態(tài)壓縮強(qiáng)度對靜態(tài)載荷敏感性較低，在140～160 MPa之間；隨著加載速率的增大，動(dòng)壓縮強(qiáng)度線性增大且靜載影響突顯，其中在靜載為10 MPa 時(shí)，試樣動(dòng)壓縮強(qiáng)度增幅最大，20 MPa時(shí)次之，無靜載時(shí)最小?？芍?，對大理巖進(jìn)行動(dòng)靜組合壓縮試驗(yàn)時(shí)，在靜載為0～20 MPa時(shí)，隨著靜載的增大，試樣動(dòng)壓縮強(qiáng)度先增大后減小，且增幅大于減幅。

圖9 動(dòng)靜組合壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Experimental results under dynamic-static coupling compressive loading

不同靜載情況下的動(dòng)靜組合壓縮情況下的動(dòng)態(tài)彈模的結(jié)果如圖10所示。由圖10可知：大理巖動(dòng)壓縮強(qiáng)度與加載速率之間同樣具有很強(qiáng)的線性相關(guān)性，但與動(dòng)壓縮強(qiáng)度不同的是，不同靜載下的動(dòng)彈性模量隨加載速率的變化趨勢相近，但靜載為10 MPa 時(shí)，試樣動(dòng)彈性模量最大，無靜載時(shí)次之，靜載為20 MPa 時(shí)，最小。這是因?yàn)椋红o載較小時(shí)，巖體被壓密，從而導(dǎo)致其動(dòng)壓縮強(qiáng)度和動(dòng)彈模都相應(yīng)增大；而靜載較大時(shí)，巖體產(chǎn)生一定的損傷，導(dǎo)致其彈模和強(qiáng)度又開始下降。

圖10 動(dòng)靜組合壓縮下動(dòng)態(tài)彈性模量Fig.10 Dynamic elastic modulus under dynamic-static coupling compressive loading

2.4 大理巖動(dòng)靜組合拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)表1，大理巖靜載抗拉強(qiáng)度為4.5 MPa，因此，選擇接近該抗拉強(qiáng)度50%的2 MPa 作為最高靜載。在動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)中，分別取靜載為0，1.0和2.0 MPa，得到不同靜載下大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度，并對結(jié)果進(jìn)行線性擬合，如圖11所示。從圖11可以看出：大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度與加載速率之間線性關(guān)系明顯，且在不同靜載下，其線性變化趨勢相同；動(dòng)拉伸強(qiáng)度與加載速率呈正相關(guān)，與靜載呈負(fù)相關(guān)，且靜載每增大1 MPa，動(dòng)拉伸強(qiáng)度減小約2 MPa。

圖11 動(dòng)靜組合加載下動(dòng)拉伸強(qiáng)度Fig.11 Dynamic tensile strength under dynamic-static coupling tensile loading

2.5 大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度影響因素與分析模型

在動(dòng)靜組合加載情況下，大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度與預(yù)加靜載、加載速率有關(guān)，除此之外，大理巖靜態(tài)拉伸強(qiáng)度也會(huì)影響大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度?；诖耍紤]以上3個(gè)因素，建立大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度擬合分析模型如下：

式中：σ0為靜態(tài)抗拉強(qiáng)度；σs為預(yù)加靜載；為加載速率；為參考加載速率；A，B，n為擬合系數(shù)。擬合可得：

從式(2)可知：大理巖動(dòng)靜組合荷載下動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度與靜態(tài)拉伸強(qiáng)度為線性關(guān)系，與預(yù)加靜載和加載速率為非線性關(guān)系，其擬合曲線如圖12所示。從圖12可知：在低加載速率下，隨著加載速率的增大，大理巖動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度出現(xiàn)一個(gè)快速增大階段，此階段，動(dòng)拉伸強(qiáng)度受靜載影響較??；隨著加載速率的增大，大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度增速放緩，此階段，預(yù)加靜載影響突顯。整體上大理巖動(dòng)拉伸強(qiáng)度與預(yù)加靜載之間呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)線性關(guān)系，與加載速率之間呈現(xiàn)正相關(guān)指數(shù)關(guān)系，與靜態(tài)拉伸強(qiáng)度之間為正相關(guān)線性關(guān)系。

圖12 動(dòng)靜組合動(dòng)拉伸強(qiáng)度擬合曲線Fig.12 Fitting curves of dynamic tensile strength under dynamic-static coupling tensile loading

3 結(jié)論

1)無論是動(dòng)壓縮還是動(dòng)拉伸，其強(qiáng)度受動(dòng)態(tài)荷載的加載速率影響較大，并且隨著沖擊荷載加載速率的增大，強(qiáng)度相應(yīng)明顯增大。

2)對于動(dòng)壓縮來說，隨著靜態(tài)荷載的增大，動(dòng)壓縮強(qiáng)度先增大后出現(xiàn)減小，在靜載10 MPa下，動(dòng)壓縮強(qiáng)度最大，靜載20 MPa 時(shí)，動(dòng)壓縮強(qiáng)度次之，無靜載時(shí)，動(dòng)壓縮強(qiáng)度最小。加載速率越大，動(dòng)壓縮強(qiáng)度受靜載影響越大，加載速率較小時(shí)，動(dòng)壓縮強(qiáng)度受靜載影響較小。巖樣的壓縮破壞形態(tài)在低加載速率下產(chǎn)生劈裂裂紋而破壞，高加載速率下劈裂成粉狀而破壞。

3)對動(dòng)拉伸破壞實(shí)驗(yàn)過程進(jìn)行全過程動(dòng)態(tài)應(yīng)變監(jiān)測表明，大理巖沖擊斷裂破壞過程中，巖石應(yīng)力和應(yīng)變達(dá)到峰值時(shí)并不同步，以試驗(yàn)最大應(yīng)力作為巖石動(dòng)拉伸強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)方法得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏大，因此，建議沖擊拉伸實(shí)驗(yàn)動(dòng)拉伸強(qiáng)度以應(yīng)變監(jiān)測進(jìn)行修正。

4)對于動(dòng)靜荷載拉伸實(shí)驗(yàn)，隨著靜載載荷的增大，動(dòng)拉伸強(qiáng)度明顯減小，并且靜載每增大1 MPa，動(dòng)拉伸強(qiáng)度減小約2 MPa。大理巖動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度與靜態(tài)拉伸強(qiáng)度和預(yù)加靜載呈線性關(guān)系，與加載速率成指數(shù)函數(shù)關(guān)系。