地應(yīng)力環(huán)境對深埋硐室?guī)r爆特性影響的數(shù)值模擬研究

趙紅亮，仇 巖，梁海安，楊澤平，張 娟

(東華理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，江西 南昌 344000)

隨著礦山建設(shè)、水利水電和油氣開采等行業(yè)的蓬勃發(fā)展，我國地層的淺部資源正在日益枯竭，深部開采逐漸成為資源開發(fā)的常態(tài)。當巖體開挖深度超過700 m，工程開挖作業(yè)即進入深部地質(zhì)環(huán)境，在深部地質(zhì)環(huán)境下開挖的硐室被稱為“深埋硐室”。與淺埋硐室相比，深埋硐室具有埋置深度大、原巖應(yīng)力和地應(yīng)力高等顯著特征[1]。地應(yīng)力賦存于巖體之中，是地下工程環(huán)境中最主要的指標之一，作為高地應(yīng)力環(huán)境下特有的工程地質(zhì)災(zāi)害現(xiàn)象，巖爆是硐室邊緣部位應(yīng)力集中超過了巖體的強度極限，從而導(dǎo)致巖體發(fā)生脆性破壞，并伴有圍巖片幫剝落、彈射拋擲等動力失穩(wěn)的現(xiàn)象[2]，在煤炭行業(yè)被稱為沖擊地壓。輕微巖爆會使硐室圍巖產(chǎn)生片幫現(xiàn)象，而強烈的巖爆往往會使巖石爆裂，崩出的破碎巖石會造成設(shè)備損壞、工期延誤、人員傷亡等嚴重后果，巖爆問題已成為巖體地下工程和巖石力學(xué)領(lǐng)域的世界性難題。巖爆的產(chǎn)生與地應(yīng)力聚集特性和地應(yīng)力量級有著密切關(guān)系，一般來說，較高地應(yīng)力區(qū)的巖體相較于較低地應(yīng)力區(qū)的巖體，彈性模量更大，強度更高，儲存的彈性變形能更多，更易產(chǎn)生巖爆。

王學(xué)濱[3]等利用FLAC模擬了不同圍壓條件下圓形巷道的巖爆過程，模擬結(jié)果表明，隨著圍壓的增大，圓形巷道“V型”巖爆坑的破壞深度增加、圓形硐室附近剪切帶花樣的對稱性變差，在高壓狀態(tài)下，剪切帶花樣與滑移線網(wǎng)有相似之處；肖繁[4]等基于最大主應(yīng)力的巖爆判別準則，預(yù)測了巷道周邊各部位的巖爆烈度等級，巷道不同部位的巖爆烈度等級由高到低依次為：底板兩側(cè)＞巷道兩幫＞拱頂邊緣；劉劍[5]等采用主成分分析法和改進貝葉斯(Bayes)判別法，選取巖石單軸抗壓強度、脆性系數(shù)、巖石彈性能量等指標，建立了巖爆綜合預(yù)測模型；陳衛(wèi)忠[6]等按照地下工程開挖卸荷特點，開展了脆性花崗巖常規(guī)三軸、不同卸載速率條件下峰前、峰后三軸卸圍壓試驗，探討了巖爆巖石的變形破壞特征和巖爆形成力學(xué)機制；陳結(jié)[7]等對長期預(yù)測和短期預(yù)警方法及存在的問題、機器學(xué)習(xí)方法、沖擊地壓短期預(yù)警及長期預(yù)測的應(yīng)用，以及傳統(tǒng)的經(jīng)驗驅(qū)動和機理驅(qū)動與機器學(xué)習(xí)的數(shù)據(jù)驅(qū)動在沖擊地壓預(yù)測預(yù)警方面的聯(lián)系與差異做了總結(jié)；羅天敏[8]等對國家能源集團新疆能源有限責(zé)任公司下屬礦井沖擊地壓監(jiān)測預(yù)警現(xiàn)狀進行了分析，提出了多參量集成監(jiān)測預(yù)警平臺本地化建設(shè)方案；楊凡杰[9]等為了對巖爆進行更準確的預(yù)測，結(jié)合試驗和理論分析認為，巖爆機制的研究在本質(zhì)上應(yīng)是對巖體中裂紋動態(tài)擴展問題的研究，進而提出一個新的巖爆能量判別指標——單位時間相對能量釋放率指標；張修峰[10]等通過沖擊地壓多參量聯(lián)合監(jiān)測預(yù)警方法研究、監(jiān)測監(jiān)控平臺系統(tǒng)開發(fā)和現(xiàn)場實踐，探索了新形勢下沖擊地壓監(jiān)控預(yù)警新模式，實現(xiàn)了礦井與防沖研究中心、井上與井下、靜態(tài)數(shù)據(jù)與動態(tài)數(shù)據(jù)、預(yù)警結(jié)果與現(xiàn)場處置措施等智能聯(lián)動及自動上報；呂鵬飛[11]等提出一種基于粒子群算法(PSO)優(yōu)化最小二乘支持向量機(LSSVM)預(yù)測方法，即沖擊地壓分級預(yù)測的PSO-LSSVM方法，該方法綜合考慮煤礦開采深度、地質(zhì)構(gòu)造、煤的堅固性系數(shù)、最大主應(yīng)力、煤層傾角變化、煤厚變化、頂板巖層厚度、開采工藝、頂板和底板巖石強度共10項指標因素，構(gòu)建沖擊地壓預(yù)測指標體系；陳衛(wèi)忠[12]等開展脆性花崗巖常規(guī)三軸、不同控制方式、不同卸載速率條件下，峰前、峰后卸圍壓試驗，從能量的原理探討巖石破壞過程能量積聚-釋放的全過程，研究巖石的變形破壞特征、能量集聚-耗散-釋放特征和基于能量原理的巖爆判據(jù)；姚精明[13]等采用物理實驗和多重分形理論相結(jié)合的方法，研究了煤樣變形破壞過程中多重分形譜寬度與其沖擊傾向、釋放能量的內(nèi)在關(guān)系；呂森鵬[14]對實際工程中巖爆的發(fā)生機理、預(yù)測預(yù)報模型開展試驗與理論研究、對巖爆防治對策進行實際探討，從而提出了可靠的預(yù)測方法和防治對策；陳玉濤[15]提出一種鄰近地質(zhì)構(gòu)造的不規(guī)則孤島工作面沖擊危險性評價方法；夏永學(xué)[16]等針對綜合指數(shù)法和多因素耦合法在進行沖擊危險性評價時存在臨界突變和權(quán)重量化困難等問題，通過因素分類、指數(shù)疊加和歸一化處理，建立了改進的綜合指數(shù)方法；宮鳳強[17]等基于現(xiàn)有的巖爆分級判據(jù)分析高地應(yīng)力環(huán)境下圍巖的破壞現(xiàn)象，提出了高地應(yīng)力“強度&應(yīng)力”耦合判據(jù)及其定量分級標準，結(jié)果表明，基于巖石強度和地應(yīng)力兩種要素提出的“強度&應(yīng)力”耦合判據(jù)能夠在眾多工程實例檢驗結(jié)果中證實該判據(jù)的合理性；榮海[18]等對堅硬巖層結(jié)構(gòu)特征、結(jié)構(gòu)形成條件、結(jié)構(gòu)失穩(wěn)尺度、結(jié)構(gòu)失穩(wěn)釋放能量等進行了分析，并分別給出了相應(yīng)的計算公式，確定堅硬巖層失穩(wěn)對沖擊地壓的控制作用。

綜上所述，現(xiàn)有的研究大都從影響巖爆產(chǎn)生的單一因素作為出發(fā)點，引入巖爆判別指標，判斷地應(yīng)力對巖爆特征的影響，但是影響巖爆產(chǎn)生的因素具有多樣性，僅憑單一的巖爆判別指標研究地應(yīng)力對巖爆特征的影響過于片面，因此筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，利用硬巖在某個特定圍壓狀態(tài)下的試驗數(shù)據(jù)，擬合出了硬巖的極限儲能值經(jīng)驗公式，從導(dǎo)致巖爆發(fā)生的能量角度和應(yīng)力角度出發(fā)，引入了彈性變形能和巖石應(yīng)力強度比作為巖爆發(fā)生的判別指標，通過FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)輸出巖爆判別指標云圖和監(jiān)測曲線，結(jié)合相關(guān)巖爆傾向判據(jù)分析地應(yīng)力環(huán)境對巖爆烈度等級和破壞區(qū)域的影響。

1 巖爆的評價指標和判據(jù)

1.1 彈性變形能指標

基于彈性變形能理論，巖體產(chǎn)生破壞主要是能量驅(qū)動的結(jié)果。當巖體可釋放的彈性變形能Ue達到巖體破壞所需的極限儲能U0時，也即Ue=U0時，巖體內(nèi)部彈性變形能完全釋放，巖體產(chǎn)生靜態(tài)破壞，此時不會發(fā)生巖爆災(zāi)害；當Ue=U0時，巖體發(fā)生動態(tài)破壞，誘發(fā)巖爆的產(chǎn)生。

彈性變形能作為表征巖爆現(xiàn)象發(fā)生的物理量，能夠結(jié)合相關(guān)巖爆判別準則來對巖爆發(fā)生的烈度等級進行分析。

巖體發(fā)生巖爆破壞的條件為

針對巖石的極限儲能值U0，筆者結(jié)合文獻[6，12，14]中有關(guān)花崗巖在加、卸載速率為0.1 MPa/s，不同控制方式下的極限儲能結(jié)果(表1)，擬合得到了其在特定圍壓狀態(tài)下的極限儲能經(jīng)驗公式，擬合曲線如圖1所示。

圖1 巖石極限儲能與圍壓擬合曲線Fig.1 Fitting curve of rock limit energy storage and confining pressure

表1 花崗巖在不同控制方式下的極限儲能Table 1 Limit energy storage of granite under different control methods

極限儲能經(jīng)驗公式為

彈性變形能物理表達式為

式中，σ1,σ2,σ3為單元體的3個主應(yīng)力；μ為泊松比；E為彈性模量。

1.2 能量判別準則

陳衛(wèi)忠[12]等定義巖爆能量指數(shù)為巖體單元的真實能量U與巖石極限儲能U0的比值，具體判據(jù)為

1.3 巖石應(yīng)力強度比指標

HOEK[20]根據(jù)南非礦井的巷道破壞情況，利用巖石單軸抗壓強度和硐壁切向應(yīng)力建立了表征巖爆與硐室圍巖應(yīng)力關(guān)系的巖石應(yīng)力強度比指標，即

式中，σθ為硐壁切向應(yīng)力；σc為巖石單軸抗壓強度。

E.Hoek判別準則為

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 數(shù)值模型及巖石力學(xué)參數(shù)

硐室的長度遠大于其截面尺寸時，可視為平面應(yīng)變問題，在FLAC3D程序中建立準三維數(shù)值計算模型，如圖2所示。

圖2 硐室三維數(shù)值計算模型Fig.2 Three-dimensional numerical model of chambers

模擬工況為：開挖隧硐埋深為1 500 m，模型尺寸為50 m×50 m，中央位置處為直徑10 m的圓形待開挖隧硐，左右兩側(cè)邊界施加水平方向位移約束，前后邊界施加水平方向位移約束，底部邊界施加垂直和水平方向位移約束，上部邊界施加上覆巖體自重應(yīng)力。先對模型施加初始地應(yīng)力場，當計算達到應(yīng)力平衡狀態(tài)后，再開挖圓形硐室。假設(shè)巖體為均質(zhì)各向同性，并采用FLAC3D內(nèi)置的Morh-Coulomb本構(gòu)模型。數(shù)值計算采用的花崗巖物理力學(xué)參數(shù)為：彈性模量E為50 GPa，泊松比為0.2，容重為26.9 kN/m3，黏聚力c為2.6，內(nèi)摩擦角為43°。

2.2 不同地應(yīng)力環(huán)境下主應(yīng)力差分布特征

巖爆是高應(yīng)力集中的結(jié)果，因此應(yīng)著重關(guān)注硐室周圍的應(yīng)力集中區(qū)域。巖爆產(chǎn)生的破壞類型多為壓剪破壞，導(dǎo)致巖體破壞的剪切應(yīng)力可由主應(yīng)力差間接表示。由于FLAC3D數(shù)值分析軟件無法直接輸出模型的主應(yīng)力差，筆者基于主應(yīng)力差理論，利用FISH語言進行軟件的二次開發(fā)，從而實現(xiàn)主應(yīng)力差云圖的輸出。

圖3為不同側(cè)向壓力系數(shù)時的圓形硐室主應(yīng)力差云圖?？紤]到實際工程當中面臨的地應(yīng)力環(huán)境不同，筆者通過側(cè)向壓力系數(shù)λ為0.50，0.75，1.50，2.00時的模擬結(jié)果，分析地應(yīng)力最大主應(yīng)力方向?qū)鲜規(guī)r爆產(chǎn)生的影響。

圖3 圓形硐室主應(yīng)力差分布云圖Fig.3 Cloud map of main stress difference distribution in circular chambers

由圖3可知，受開挖擾動的影響，圍巖應(yīng)力在一定范圍內(nèi)重新分布，越靠近圓形硐室周邊區(qū)域，圍巖主應(yīng)力差的分布不均勻性越顯著，隨著開挖遠離圓形硐室邊緣，主應(yīng)力差分布不均勻程度明顯降低。

當?shù)貞?yīng)力場中的水平應(yīng)力小于豎向應(yīng)力(λ＜1.0)時，硐室兩側(cè)的應(yīng)力集中情況較為顯著，主應(yīng)力差最大值位于硐室兩側(cè)，對應(yīng)硐室兩側(cè)的剪應(yīng)力集中程度較為明顯。應(yīng)力集中區(qū)距離硐室邊緣約1.2 m，最大主應(yīng)力差為68.762～73.772 MPa，該狀態(tài)下可能發(fā)生巖爆災(zāi)害的區(qū)域主要為硐室兩側(cè)。

當?shù)貞?yīng)力場中的水平應(yīng)力大于豎向應(yīng)力(λ＞1.0)時，硐室頂部和底部的應(yīng)力由應(yīng)力釋放狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閼?yīng)力集中狀態(tài)，對應(yīng)硐室頂部和底部區(qū)域的剪應(yīng)力集中程度較為顯著，應(yīng)力集中區(qū)距離硐室邊緣約3.1 m，最大主應(yīng)力差為102.79～141.74 MPa，該狀態(tài)下可能發(fā)生巖爆的區(qū)域主要為硐室的頂部和底部位置。

2.3 不同地應(yīng)力環(huán)境對硐室?guī)r爆的發(fā)生及烈度等級的影響

2.3.1 彈性變形能變化特征及分析

基于彈性變形能理論得到巖體單元彈性變形能量公式(3)，利用FLAC3D內(nèi)嵌FISH語言編寫計算函數(shù)，輸出圓形硐室彈性變形能云圖，通過巖體開挖后硐室周圍能量的變化，分析側(cè)向壓力系數(shù)對巖爆的影響。

圖4為不同側(cè)向壓力系數(shù)下，圓形硐室的彈性變形能分布云圖，當λ＜1.00時，彈性變形能積聚區(qū)位于硐室兩側(cè)，彈性變形能的釋放區(qū)域位于硐室的頂部和底部；當λ=0.50 時，彈性變形能最大值為1.939 5 MJ；當λ=0.75 時，彈 性 變形 能最 大 值為1.838 4 MJ。當λ＞1.00時，彈性變形能的積聚區(qū)域由硐室的兩側(cè)轉(zhuǎn)變?yōu)轫鲜业捻敳亢偷撞?；當?1.5時，彈性變形能最大值為4.766 9 MJ；當λ=2.00時，彈性變形能最大值為5.326 MJ。

圖4 圓形硐室彈性變形能分布云圖Fig.4 Cloud map of elastic deformation energy distribution in circular chambers

由彈性變形能分布特征可知，地應(yīng)力環(huán)境的變化會影響硐室周邊彈性變形能積聚區(qū)的分布及數(shù)值的變化，相應(yīng)地發(fā)生巖爆破壞的部位和烈度等級也會發(fā)生變化。當λ＜1.00時，彈性變形能的積聚區(qū)域位于硐室兩側(cè)，對應(yīng)硐室兩側(cè)發(fā)生巖爆的可能性較硐室其他部位大；當λ＞1.00時，彈性變形能積聚區(qū)域由硐室兩側(cè)位置轉(zhuǎn)移至硐室的頂部和底部，對應(yīng)硐室頂部和底部兩處位置發(fā)生巖爆的可能較硐室其他部位大。

為了進一步探究側(cè)向壓力系數(shù)λ對硐室?guī)r爆特征的影響，在圓形硐室周圍布置監(jiān)測點，監(jiān)測巖體開挖后彈性變形能的變化，得到硐室周圍彈性變形能變化曲線，結(jié)合巖爆能量判據(jù)對圓形硐室?guī)r爆發(fā)生的破壞區(qū)域和烈度等級進行分析。由于模擬巖體為均質(zhì)各向同性，開挖圓形硐室上下左右均對稱，因此在圓形硐室頂部、腰部分別布置一排5個監(jiān)測點，如圖5所示。

圖5 圓形硐室監(jiān)測點布置示意Fig.5 Layout diagram of monitoring points in circular chamber s

由圖6(a)和圖4(a)可知，當λ=0.50時，硐室頂部和底部的能量整體處于彈性變形能釋放狀態(tài)，巖體內(nèi)部不存在彈性變形能積聚區(qū)，且各監(jiān)測點的能量均未超過巖石的儲能極限值，因此硐室頂部和底部不會發(fā)生巖爆災(zāi)害。

圖6 λ=0.50 時硐室周圍監(jiān)測點彈性變形能變化曲線Fig.6 Variation trend of the elastic deformation energy curves of the monitoring point around the chambers when λ=0.50

由圖6(b)可知，6號監(jiān)測點巖體單元的能量U6=0.68 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U06=0.42 MJ，巖爆能量指數(shù)U6/U06=1.6，因此硐室腰部6號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；7號監(jiān)測點巖體單元的能量U7=0.72 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U07=0.50 MJ，巖爆能量指數(shù)U7/U07=1.4，因此硐室腰部7號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；8號監(jiān)測點巖體單元的能量U8=0.63 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U08=0.62 MJ，巖爆能量指數(shù)U8/U08=1.0，因此硐室腰部8號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險。結(jié)合巖爆能量判據(jù)可知，硐室兩側(cè)表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。應(yīng)力的調(diào)整使得能量積聚區(qū)向巖體內(nèi)深部轉(zhuǎn)移，由巖體內(nèi)部9號和10號監(jiān)測點彈性變形能增量的變化，結(jié)合圖4(a)可知，圓形硐室腰部兩側(cè)的彈性變形能積聚區(qū)距離 硐室邊緣約3.8 m，影響范圍約2.5 m。

圖7為λ=0.75時硐室周圍監(jiān)測點的彈性變形能變化曲線。

圖7 λ=0.75 時硐室周圍監(jiān)測點的彈性變形能變化曲線Fig.7 Variation trend of the elastic deformation energy curves of the monitoring point around the chambers when λ=0.75

由圖7(a)和圖4(b)可知，當λ=0.75時，圓形硐室頂部和底部的能量整體處于彈性變形能釋放狀態(tài)，巖體內(nèi)部不存在彈性變形能量積聚區(qū)，且各監(jiān)測點的能量均不超過巖石的儲能極限值，因此硐室頂部和底部不會發(fā)生巖爆災(zāi)害。

由圖7(b)可知，6號監(jiān)測點巖體單元的能量U6=0.94 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U06=0.90 MJ，巖爆能量指數(shù)U6/U06=1.0，因此硐室腰部6號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；7號監(jiān)測點巖體單元的能量U7=1.03 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U07=0.95 MJ，巖爆能量指數(shù)U7/U07=1.1，因此硐室腰部7號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；8號監(jiān)測點巖體單元的能量U8=1.03 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U08=0.98 MJ，巖爆能量指數(shù)U8/U08=1.1，因此硐室腰部8號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險。結(jié)合巖爆能量判據(jù)可知，硐室兩側(cè)表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。應(yīng)力的調(diào)整使得能量積聚區(qū)向巖體內(nèi)部轉(zhuǎn)移，由巖體內(nèi)部9號和10號監(jiān)測點彈性變形能增量的變化，結(jié)合圖4(b)可知，圓形硐室腰部兩側(cè)的彈性變形能量積聚區(qū)域距離硐室邊緣約3.4 m，影響范圍約2.0 m。

圖8為λ=1.50時硐室監(jiān)測點的彈性變形能曲線。

圖8 λ=1.50 時硐室周圍監(jiān)測點彈性變形能變化曲線Fig.8 Variation trend of the elastic deformation energy curves of the monitoring point around the chambers when λ=1.50

由圖8(b)和圖4(c)可知，當λ=1.50時，圓形硐室腰部兩側(cè)的能量整體處于彈性變形能釋放狀態(tài)，巖體內(nèi)部不存在彈性變形能量積聚區(qū)，因此腰部兩側(cè)不會發(fā)生巖爆災(zāi)害。

由圖8(a)可知，1號監(jiān)測點巖體單元的能量U1=2.20 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U01=1.24 MJ，巖爆能量指數(shù)U1/U01=1.8，因此硐室頂部1號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；2號監(jiān)測點巖體單元的能量U2=2.35 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U02=1.35 MJ，巖爆能量指數(shù)U2/U02=1.7，因此硐室頂部2號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；3號監(jiān)測點巖體單元的能量U3=2.40 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U03=1.40 MJ，巖爆能量指數(shù)U3/U03=1.7，因此硐室頂部3號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；結(jié)合巖爆能量判據(jù)可知，硐室頂部和底部表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。應(yīng)力的調(diào)整使得能量積聚區(qū)向巖體內(nèi)部轉(zhuǎn)移，由巖體內(nèi)部4號和5號監(jiān)測點彈性變形能增量的變化，結(jié)合圖4(c)可知，圓形硐室頂部和底部的彈性變形能量積聚區(qū)域距離硐室邊緣約4.1 m，影響范圍約4.6 m。

圖9為λ=2.00時硐室監(jiān)測點的彈性變形能曲線。

圖9 λ=2.00 時硐室周圍監(jiān)測點彈性變形能變化曲線Fig.9 Variation trend of the elastic deformation energy curves of the monitoring point around the chambers when λ=2.00

由圖9(b)和圖4(d)可知，當λ=2.00時，圓形硐室腰部兩側(cè)的能量整體處于彈性變形能釋放狀態(tài)，巖體內(nèi)部不存在彈性變形能量積聚區(qū)，因此腰部兩側(cè)不會發(fā)生巖爆災(zāi)害。

由圖9(a)可知，1號監(jiān)測點巖體單元的能量U1=2.50 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U01=0.98 MJ，巖爆能量指數(shù)U1/U01=2.6，因此硐室頂部1號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；2號監(jiān)測點巖體單元的能量U2=2.60 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U02=1.10 MJ，巖爆能量指數(shù)U2/U02=2.4，因此硐室頂部2號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；3號監(jiān)測點巖體單元的能量U3=2.70 MJ，巖體單元能量超過巖石的極限儲能值U03=1.30 MJ，巖爆能量指數(shù)U3/U03=2.1，因此硐室頂部3號監(jiān)測點巖體單元存在巖爆風(fēng)險；結(jié)合巖爆能量判據(jù)可知，硐室頂部和底部表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。應(yīng)力的調(diào)整使得能量積聚區(qū)向巖體內(nèi)部轉(zhuǎn)移，由巖體內(nèi)部4號和5號監(jiān)測點彈性變形能增量的變化，結(jié)合圖4(d)可知，圓形硐室頂部和底部的彈性變形能量積聚區(qū)域距離硐室邊大約4.5 m，影響范圍約5.8 m。

2.3.2 巖石應(yīng)力強度比變化特征及分析

利用巖石應(yīng)力強度比來表征巖爆與硐室圍巖應(yīng)力的關(guān)系，基于FISH語言編寫巖石應(yīng)力強度比公式(4)的計算函數(shù)，通過提取應(yīng)力集中區(qū)監(jiān)測點的最大切向應(yīng)力，替代彈性分析中硐壁最大切向應(yīng)力的解析解，輸出圓形硐室?guī)r石應(yīng)力強度比云圖，從力學(xué)角度研究不同側(cè)向壓力系數(shù)λ對硐室?guī)r爆特征的影響。

圖10為不同側(cè)向壓力系數(shù)λ下圓形硐室?guī)r石應(yīng)力強度比云圖。

圖10 不同側(cè)向壓力系數(shù)λ 下圓形硐室?guī)r石應(yīng)力強度比云圖Fig.10 Rock strength stress ratio nephogram of circular chambers under different lateral pressure coefficients

由圖10可知，當λ＜1.00時，巖石應(yīng)力強度比的最大值位于硐室兩側(cè)；當λ=0.50時，巖石應(yīng)力強度比最大值為1.139 2；當λ=0.75時，巖石應(yīng)力強度比最大值為0.997 46，結(jié)合E.HOEK巖爆判據(jù)可知硐室兩側(cè)部位表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。當λ＞1.00時，巖石應(yīng)力強度比的最大值位于硐室頂部和底部；當λ=1.50時，巖石應(yīng)力強度比最大值為1.505 8；當λ=2.00時，巖石應(yīng)力強度比最大值為2.060 1，結(jié)合E.HOEK巖爆判據(jù)可知硐室頂部、底部表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆傾向。

3 結(jié) 論

(1) 當λ＜1.00時，應(yīng)力集中區(qū)域和彈性變形能聚集區(qū)位于硐室兩側(cè)，隨著側(cè)向壓力系數(shù)λ的增加，應(yīng)力集中區(qū)的主應(yīng)力差最大值降低，能量聚集區(qū)的彈性變形能數(shù)值逐漸下降。應(yīng)力重新分布后，圍巖內(nèi)部彈性變形能聚集區(qū)向巖體內(nèi)部轉(zhuǎn)移的距離由3.8 m縮小至3.4 m，對應(yīng)巖爆產(chǎn)生的風(fēng)險變小，破壞深度減小。

(2) 當λ＞1.00時，應(yīng)力集中區(qū)域和彈性變形能聚集區(qū)域位于硐室頂部和底部，隨著側(cè)向壓力系數(shù)λ的增加，應(yīng)力集中區(qū)的主應(yīng)力差最大值增大，能量聚集區(qū)的彈性變形能數(shù)值逐漸增加。應(yīng)力重新分布后，圍巖內(nèi)部彈性變形能聚集區(qū)向巖體內(nèi)部轉(zhuǎn)移的距離由4.1 m增加至4.5 m，對應(yīng)巖爆產(chǎn)生的風(fēng)險變大，破壞深度增大。

(3) 不側(cè)向壓力系數(shù)λ下，硐室存在巖爆災(zāi)害的風(fēng)險等級均表現(xiàn)為IV級強烈?guī)r爆。當λ＜1.00時，產(chǎn)生巖爆的部位在硐室兩側(cè)，隨著側(cè)向壓力系數(shù)λ的增大，該部位的巖石應(yīng)力強度比逐漸減小，對應(yīng)巖爆發(fā)生的風(fēng)險減小，破壞范圍縮??；當λ＞1.00時，產(chǎn)生巖爆的部位在硐室頂部和底部，隨著側(cè)向壓力系數(shù)λ的增大，巖石應(yīng)力強度比值由1.5增大至2.1，對應(yīng)巖爆產(chǎn)生的風(fēng)險變大，破壞范圍增大。

筆者借鑒國內(nèi)相關(guān)學(xué)者對巖石儲能機制的相關(guān)試驗研究，重新擬合了不同圍壓下花崗巖的極限儲能經(jīng)驗公式，引用相應(yīng)的巖爆指數(shù)能量判別準則用于表征巖石受載過程中的儲能特征和能量轉(zhuǎn)化，可以較好地從能量角度解釋巖石工程失穩(wěn)破壞機制，但限于巖石力學(xué)試驗的復(fù)雜性，對加卸載速率的影響考慮還不夠充分，尚有不足之處。