不同初始蓄能的梯度加載巖爆模型試驗*

祝文化，李 倫，項戈澤，燕 星，夏元友

( 武漢理工大學 土木工程與建筑學院，武漢 430070)

巖爆是深埋高地應力地區地下洞室開挖過程中普遍存在的問題，巖爆產生的剝落、彈射、拋擲等破壞現象，直接威脅施工人員及設備的安全，造成巨大的經濟損失[1]。因此，針對工程建設過程中巖爆這一亟待解決的世界性難題，國內外巖石力學工作者都很重視，多年來在巖爆的定義、判據、預測及機理研究方面，進行了大量研究工作，已取得了一些研究成果，但由于巖爆問題的復雜性，還未形成成熟的理論和方法[2-8]。

當前巖爆的研究主要通過室內巖石力學試驗、數值分析、現場監測和物理模擬試驗等手段，其中，物理模型試驗是探討巖爆機理的一種重要方法[9]。費鴻祿、何滿潮、李夕兵、馮夏庭、李天斌等介紹了我國在巖爆物理模型試驗領域的部分研究成果[10-13]，但已開展的巖爆模型試驗多基于一些巖石試驗機，其加載應力路徑及能量條件與巖體實際巖爆發生條件仍有一定的差異。一般情況下，深埋高地應力地下工程施工過程中，開挖擾動影響了圍巖應力的重新分布，開挖擾動區內不同位置處巖體的垂直應力集中程度隨著其距洞室邊墻距離的增大呈梯度衰減，當應力集中到一定程度時，會導致巖爆的發生[14]，而現有模型試驗(非開洞)因加載裝置的結構限制了模型的尺寸，大多數的巖爆試驗都采用的是均布加載，其巖爆影響條件與實際巖體孕育的巖爆環境存在一定差異，一定程度上制約了巖爆機理的研究。因此，進行現場開挖擾動區應力環境梯度加載的大尺寸模型試驗是巖爆物理模擬試驗的發展趨勢[15]。另一方面，早期人們認為巖爆巖體是一種能量體，只有當巖體積聚的能量達到一定條件時，才可能發生巖爆，對巖爆體結構特性受荷載因素及圍巖因數的影響考慮較少，從而對巖爆發生過程中，巖塊飛射的動力學過程及巨大的能量釋放等巖爆機理解釋存在一定的局限性。唐禮忠等提出以巖石在峰值強度前儲存的彈性應變能和峰值強度后穩定 破壞所需的能量耗散之差(即剩余能量)與峰值強度后穩定破壞所需的能量耗散之比作為剩余能量指數,以反映巖石在峰值強度后區的動態特性[16]。伍穎等認為彈性能量指標、強度指標和脆性指標均可用來較好地評價或描述巖爆產生的巖性與應力條件[17]。錢七虎從能量角度對應變型巖爆的理論機制進行概括[18]。趙菲認為髙儲能的巖體更有可能發生巖爆，而成為髙儲能巖體的必備條件包括兩個方面，即巖體有足夠的能力儲存較大的彈性應變能和巖體內部產生高度的應力集中[19]。李春林通過提出巖爆的球-崖概念模型，從能量角度介紹了應變巖爆和礦震巖爆的發生條件[20]。顧金才等認為[21]，巖爆瞬間巖爆體自身積蓄的能量是有限的，不足以產生明顯的拋擲性巖爆現象，必須要有周圍巖體對巖爆體產生能量匯聚，從而對巖爆體破壞過程進行快速的能量補充?，F有的巖爆試驗系統多采用液壓加載系統，在試件破壞瞬間油路供油緩慢，很難保障較高的加載速率，實現對巖爆體進行快速的能量補充和動力補充使巖體發生拋擲性巖爆。

針對現有巖爆模型試驗研究方法及試驗系統存在的不足，2010年作者課題組自主研發了模擬洞室圍巖應力分布的梯度加卸載巖爆模型試驗裝置，并于2016年對該裝置進行了改造，實現了氣液復合加載，可進行不同初始蓄能氣壓加載，以模擬不同蓄能性能巖體圍巖對巖爆體的快速動力能量補充[22]?；谠撛囼炑b置，先后進行了液壓梯度加卸載、氣液復合型梯度加卸載巖爆模型試驗，實現了巖爆現象的室內模擬再現，獲得了較為合理的梯度加載方法及巖爆破壞過程的相關規律[23-26]。

針對不同類型圍巖儲存能量特性對巖爆產生的影響，采用三種初始蓄能氣壓模擬不同類型圍巖儲存能量特性，進行梯度加載巖爆模型對比試驗，對模型試件發生巖爆的宏觀破壞形態、破壞瞬間的應變特性及聲發射特征參數進行分析，以探討不同儲能能力類型巖體中發生巖爆破壞過程及破壞瞬間的能量釋放特性。

1 試驗概況

1.1 試驗系統

模型試驗是在武漢理工大學和總參工程兵科研三所聯合研制的氣液復合加載巖爆物理模型試驗系統上進行，如圖1。

圖 1 氣液復合型加載巖爆模型試驗裝置Fig. 1 Test device of rock burst loading by combined gas-liquid

模型試驗系統可以進行液壓與氣液復合型的梯度加載巖爆模型試驗。試驗系統主機頂部由四組相互獨立的氣液復合加載器組成，可實現對試件的梯度加載；試件破壞瞬間，氣液復合加載器蓄能腔初始蓄能氣體能夠快速響應補償加載器的壓力損失，克服了液壓傳動加載速率遲緩，無法及時進行能量補充的缺點[22-26]。不同初始蓄能氣壓可以模擬不同蓄能性能巖體圍巖對巖爆體的動能補充，滿足現場巖爆體破壞過程的能量積聚和動力快速補充的實際應力環境。

1.2 模型試件

根據已進行的模型試驗成果，按模型材料物理力學性能需滿足巖爆傾向性指標的要求，選用高強度石膏材料制作模型，模型分兩塊進行制作，每塊尺寸為1000 mm×600 mm×200 mm(長×寬×厚)，水灰比為0.65，添加檸檬酸作緩凝劑，試件制作完成后經常溫干燥和烘干處理。為量測試驗過程模型試件內部受力和變形狀況，在模型試件表面按設計布設量測應變片[23-26]，粘貼完應變片后，經過保護處理，利用快干水泥將2塊試件進行合模黏結，形成巖爆模型試驗整塊試件(1000 mm×600 mm×400 mm)。

模型試驗相似問題，主要考慮了幾何相似條件和應力相似條件，根據試驗裝置的內部結構尺寸，選取幾何相似系數為1∶10，應力相似系數為1∶10。試驗確定的模型材料參數與根據相似比換算出的原型巖體力學參數，見表1。

表 1 模型材料及原型巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of prototye rock mass and model material

根據設備特點，試件內部靜態應變測點布置在試件卸載面一側的豎向荷載梯度較大的區域，在梯度1加載區域頂部位置布置了3個動態應變測點，其中I～III為動態應變測點，1～40為靜態應變測點，測點布置如圖2所示。

圖 2 應變片測點布置圖(單位：mm)Fig. 2 Layout of strain gauge measuring point(uint：mm)

2 試驗加載路徑

試驗加載過程中為了模擬實際工程巖體應力環境，在試件頂部利用四組獨立的氣液復合加載器形成梯度加載，模擬開挖洞室邊墻臨空面豎向應力集中程度，試件頂部最小應力σz4與側面應力σx及后端部應力σv相等，且維持試件圍壓一定，模型頂部梯度加載如圖3所示。

圖 3 模型試件梯度加載Fig. 3 The gradient loading diagrams of model test

由于模型尺寸較大，為了盡可能減少側面和后端面摩擦力對于豎向應力傳遞的影響，取單軸抗壓強度的1/6即1 MPa作為側壓力(σx)進行模型試驗[22-23]。三組試驗對氣液復合加載器蓄能腔設置不同的初始蓄能氣壓，分別為0 MPa、2 MPa、3 MPa(換算成試件表面初始應力為0 MPa 、0.9 MPa、1.35 MPa)。根據文獻[23]的研究成果，選擇距離卸載面梯度荷載差值較大的加載方法，探討不同初始蓄能氣壓條件下的梯度加載方法對試件破壞過程的能量積聚及作用規律。三組試驗加載路徑如圖4所示。

試件1，試驗加載前，先將試件頂部和側面的均布加載器與試件表面接觸，圍壓值控制在0.2 MPa，然后將頂部梯度1、2、3、4的荷載統一施加至1 MPa，穩壓30 min；對梯度4荷載保持1 MPa不變，梯度1、2、3加載至下一級荷載1.5 MPa，同時將試件圍壓加載至1 MPa，圍壓荷載保持1 MPa直至試驗結束，穩壓30min；保持梯度3荷載1.5 MPa不變，梯度1、2加載至下一級荷載2 MPa，穩壓30 min；保持梯度2荷載2 MPa不變，梯度荷載1加載至下一級荷載2.5 MPa，穩壓30 min；最后按照每加載0.25 MPa穩壓10 min的荷載級別，逐步加大梯度1的荷載直至試件破壞。如圖4(a)所示。

圖 4 試件加載應力路徑Fig. 4 Loading path of test specimen

試件2，試驗加載前，先將試件頂部和側面均布加載器與試件表面接觸，圍壓值控制在0.2 MPa，將頂部梯度2、3、4的荷載統一施加至1 MPa，梯度1先對氣液復合加載器蓄能腔施加2 MPa氣壓荷載(對應于試件表面荷載0.9 MPa)，再通過液壓加載至1 MPa，穩壓30 min；梯度4荷載保持1 MPa不變，梯度1、2、3加載至下一級荷載1.5 MPa，同時將試件圍壓加載至1 MPa，圍壓荷載保持1 MPa直至試驗結束，穩壓30 min；保持梯度3荷載1.5 MPa不變，梯度1、2加載至下一級荷載2 MPa，穩壓30 min；保持梯度2荷載2 MPa不變，梯度荷載1加載至下一級荷載2.5 MPa，穩壓30 min；最后按照每加載0.25 MPa 穩壓10 min的荷載級別，逐步加大梯度1的荷載直至試件破壞。如圖4(b)所示。

試件3，試驗加載前，先將試件頂部和側面均布加載器與試件表面接觸，圍壓值控制在0.2 MPa，將頂部梯度2、3、4的荷載統一施加至1 MPa，梯度1先對氣液復合加載器蓄能腔施加3 MPa氣壓荷載(對應于試件表面荷載1.35 MPa)，穩壓30 min；梯度4荷載保持1 MPa不變，梯度1、2、3加載至下一級荷載1.5 MPa，同時將試件圍壓加載至1 MPa，圍壓荷載保持1 MPa直至試驗結束，穩壓30min；保持梯度3荷載1.5 MPa不變，梯度1、2加載至下一級荷載2 MPa，穩壓30 min；保持梯度2荷載2 MPa不變，梯度荷載1加載至下一級荷載2.5 MPa，穩壓30 min；最后按照每加載0.25 MPa 穩壓10 min的荷載級別，逐步加大梯度1的荷載直至試件破壞。如圖4(c)所示。

3 試驗結果與分析

3.1 試件宏觀破壞現象

模型試驗共進行了3組，不同初始蓄能氣壓條件下的梯度加載產生的巖爆現象具有較大的差異性，三組試件宏觀破壞現象如圖5所示。

圖 5 試件宏觀破壞Fig. 5 The macro damage of test specimen

(1)試件1破壞時頂部荷載梯度依次為5.0 MPa，2.0 MPa，1.5 MPa，1.0 MPa，圍壓為1.0 MPa，如圖5(a)。試件發生破壞時，首先在試件頂部右端產生裂紋并迅速貫穿發生脫落；左側頂部和底部發生片狀剝落，卸載面觀察有整體的塊狀從試件脫落。從兩側面來看，試件已經產生從上到下的貫穿式斜裂縫，破壞主要以剝落的形式產生碎屑、板狀碎塊。試件1的破壞形態說明試件在加載破壞過程中，大部分能量因為豎向裂縫的發育而消散，沒有多余的能量轉化為動能，同時梯度荷載1沒有蓄能氣壓的能量補充，破壞時加載速率主要為液壓加載，以壓縮剝離破壞為主。

(2)試件2破壞時頂部荷載梯度依次為5.4 MPa，2.0 MPa，1.5 MPa，1.0 MPa，圍壓為1.0 MPa，如圖5(b)。試件2發生巖爆破壞前，試件左邊中部出現一條裂縫，右邊頂部出現弧形裂紋，而后瞬間發生巖爆現象，碎屑及板塊迅速被彈出，碎屑的彈射距離達0.5m，并伴隨有明顯破裂聲響，形成比較明顯的拋擲現象。梯度荷載1的均布加載器初始蓄能氣壓的能量補充，促進了加載過程中試件內部積聚能量瞬間快速釋放，使卸載面巖塊或巖片產生彈射或剝落。

(3)試件3破壞時頂部荷載梯度依次為5.6 MPa，2.0 MPa，1.5 MPa，1.0 MPa，圍壓為1.0 MPa。如圖5(c)。試件3破壞時發生較強的巖爆，巖爆瞬間伴有非常響亮的聲音，試件上部破壞碎片迸射而出，碎屑大小均勻，碎片最遠拋擲距離達1 m以上。但試件左側局部在破壞前產生了豎向貫穿裂紋，形成板狀碎片，消耗了加載過程積聚的能量，導致破壞碎片沒有從試件母體上彈出。

三組不同初始蓄能氣壓的梯度加載巖爆模型試驗，在試件發生巖爆破壞時，模型頂部最大荷載為單軸抗壓強度的0.8左右的荷載范圍時發生巖爆，與Russeenes巖爆判別準則及現場實例統計結果相一致，說明氣液復合的梯度加載模型試驗方法符合現場工程巖體的實際受荷狀態[23]。

3.2 試件應變特性分析

試驗時對荷載較大的梯度1、2的加載區域分別布置了垂直和水平應變片。本文列出了距離卸載面的梯度荷載1對應區域的應變實測結果。應變片V1、V2、V3、V4、V5是從試件頂部到底部垂直布置，相應于測試洞室邊墻的豎向應變；應變片H1、H2、H3、H4、H5是從試件頂部到底部水平布置，相應于測試洞室邊墻的徑向應變。3組模型試驗距離卸載面的荷載梯度1加載區域的第一、二列的測點應變變化特征如圖6、圖7、圖8所示。

圖 6 試件1應變-時間曲線Fig. 6 Strain-time curve of Specimen 1

圖 7 試件2應變-時間曲線Fig. 7 Strain-time curve of Specimen 2

從三組試件的應變—時間關系曲線及表2、表3梯度1加載區域的應變統計可以看出，隨著各級荷載的加載，試件內各測點應變呈現明顯的階梯式增長，垂直向各測點應變階梯式增長趨勢較水平向各測點更為顯著；試件破壞時距離卸載面的荷載梯度1加載區域的垂直向壓應變最大值由小到大分別為試件1、試件2、試件3，說明氣液復合加載在試件破壞瞬間的能量補充比較顯著，保障了破壞瞬間的荷載加載速率，初始蓄能氣壓越大，試件發生巖爆破壞的現象越顯著；水平向拉應變最大值由小到大分別為試件2、試件3、試件1，同時水平向應變顯示，第二列各測點應變值明顯大于第一列，說明在梯度加載條件下，試件內部介質向卸載面方向有明顯的水平擠壓作用，擠壓巖爆體并為其補充能量，與現場實際巖爆過程中的巖體應力條件基本吻合，水平向作用力越大，破壞時的巖爆烈度越大。

表 2 梯度1加載區垂直向應變Table 2 Vertical strain of Gradient 1 loading zone

表 3 梯度1加載區水平向應變Table 3 Horiontal strain of Gradient 1 loading zone

結合試件宏觀破壞現象，三組試件不同的初始蓄能氣壓影響試件內部破壞瞬間的能量集聚及能量釋放速率，對巖爆的破壞范圍和破壞程度有較大的促進作用。初始蓄能氣壓越大，試件在破壞點處應變變化幅值越大，試件破壞瞬間轉化為碎屑彈射的動能越多，破壞歷時越短，巖爆破壞越顯著。

3.3 傳感器應力數據分析

為了解試件在加載過程中的受力狀態，在試件內部按設計布置應力傳感器，1號測點為試件頂部應力傳感器，臨近頂部均布加載器，2號測點為試件中部位置應力傳感器，3號測點為試件底部位置應力傳感器，傳感器的布置見圖9，應力傳感器的實測結果見圖10。

圖10為試件(2)測試結果，三個測點的實測應力曲線一致性較好，明顯反映了試件內部應力值在加載過程中隨埋設深度增大呈遞減的變化規律，試件破壞時實際加載為5.4 MPa，1號傳感器實測荷載為5.2 MPa，2號為4.6 MPa，3號為4.0 MPa。同一時刻，試件內部受力與實際加載存在一定的差異，且從上至下呈遞減的趨勢，1、2、3號測點減小的比例分別為3.7%、14.8%、26%，說明試件加載過程中側面的摩擦力對試件內部的應力傳遞有較大的影響，反映在試驗結果上，直接影響了試件的宏觀破壞區域，使巖爆破壞時多處于試件卸載面的中上部位。后續試驗時還需重點進行減少摩擦力的相關措施研究工作。

3.4 動態應變數據數據分析

巖爆發生的瞬間，極短時間內應變的變化非常迅速，靜態電阻應變儀無法捕捉到巖爆發生時的瞬間應變數據。本試驗嘗試在頂部梯度1加載區域臨近試件頂部位置布置3個(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)豎向應變片(見圖2)，采用TS3801動態應變儀，設置了相關采集參數，對三組模型試件破壞瞬間的動態應變進行采集，動態應變實測結果如圖11所示。

圖 8 試件3應變-時間曲線Fig. 8 Strain-time curve of Specimen 3

圖 9 傳感器布置圖(單位：mm)Fig. 9 Layout of sensor(unit：mm)

圖 10 試件傳感器應力圖(試件2)Fig. 10 Sensor stress of specimens

從圖11中可以看出三組試件破壞瞬間的動態應變差異較大，試件1(初始蓄能氣壓0 MPa)破壞時的動態應變值在2500 με左右，破壞過程長達1.5 s，從開始出現應變增長到試件破壞，應變緩慢增長；試件2(初始蓄能氣壓2 MPa)動態應變值為4000 με左右，試件破壞過程0.6 s左右，應變值達峰值后回落；試件3(初始蓄能氣壓3 MPa)破壞時動態應變值最大，達6000 με，試件破壞過程僅用了0.3 s左右的時間，破壞瞬間應變值向上突變。

圖 11 三組試件動態應變圖Fig. 11 Dynamic strain of three specimens

對比三組試件的動態應變數據，可以看出蓄能氣壓越大，試件破壞瞬間的應變值越大，應變值變化越陡峭，同時經歷的時間也就越短。破壞時卸載面應力集中程度越高，在單位時間內彈性應變能的釋放更為集中，試件破壞時就可能出現強烈巖爆現象。

4 試件聲發射能量特征分析

聲發射(AE)是指巖石受外力或內力作用產生變形或斷裂破壞，以應力波形式釋放應變能的現象，在一定程度上代表了其脆性破裂過程中能量釋放和損傷程度[27-29]。聲發射能量定義了單位時間內采集到的聲發射事件產生的能量綜合，因其更加敏感的特性，聲發射能量比聲發射事件數更加適合衡量巖石的破壞強度，可以有效的反應巖體內部破壞特征[30]。以試件合?？p為中線，在試件卸載面由上至下均勻布置聲發射傳感器探頭，共五個測點。聲發射傳感器的布置見圖12。聲發射能量-時間-累積能量見圖13。

圖 12 聲發射傳感器布置圖(單位：cm)Fig. 12 Layout of AE sensors(unit：cm)

圖 13 聲發射能量-時間-累積能量圖Fig. 13 Relation curves of AE energy-time-cumulative energy

聲發射測試結果如表4，試件1初始蓄存氣壓為0 MPa，加載過程中試件聲發射事件數和能量隨加載逐步遞增，試件內部產生破壞裂紋，直至形成貫穿裂縫到完全破壞。

表 4 試件聲發射能量參數Table 4 AE energy parameters

根據測得各通道最大能量釋放時間，試件完全破壞經歷的時間達1.5 s，因為試件破壞的歷時長，大量彈性應變能被裂縫的擴展所消耗，破壞形式以剝落為主，產生大量碎塊。試件2初始蓄存氣壓為2 MPa，試件破壞前出現了一定量的聲發射事件數，但聲發射事件數和能量主要集中在試件破壞瞬間，在試件發生巖爆時大部分彈性能轉化為破壞時碎屑的動能，試件破壞過程持續0.6 s。試件3初始蓄存氣壓為3 MPa，發生巖爆破壞前各通道彈性能耗散較少，其累積能量相對較大，巖爆過程歷時0.3 s，能量釋放速率最快，大部分彈性能在極短時間內轉化為破壞時碎屑的彈射動能，發生強烈巖爆現象。

三組試件梯度加載路徑相同，但由于初始蓄能氣壓不同，導致試件破壞瞬間卸載面的應力集中程度不同，破壞現象也完全不同，初始蓄能氣壓的大小在巖爆發生破壞瞬間的能量補充對巖爆現象有顯著影響，能量釋放的速率越快，則巖爆現象越強烈。

5 結論

利用改進后的氣液復合加載巖爆模型試驗裝置，進行了不同初始蓄能氣壓條件下的梯度加載巖爆模型對比試驗，模擬不同類型圍巖儲存能量特性對巖爆的影響，得出以下結論：

(1)三組試件梯度加載路徑相同，但由于初始蓄能氣壓不同(巖爆圍巖儲能不同)，顯著影響試件破壞瞬間內部的能量集聚及能量釋放速率。初始蓄能氣壓越大，在巖爆發生破壞瞬間，試件內部積聚的能量越大，破壞瞬間釋放的速率越快，巖爆現象越強烈。這一現象與現場不同蓄能能力巖體發生巖爆的強烈程度基本一致。

(2)三組不同初始蓄能氣壓的梯度加載巖爆模型試驗，在試件發生破壞時，模型頂部豎向應力在單軸抗壓強度的0.8左右的荷載范圍時發生巖爆，與相關現場實例統計結果及巖爆判別準則相一致，說明氣液復合的梯度加載模型試驗方法與實際工程巖體的應力環境基本相似。

(3)三組試件的水平向應變—時間關系曲線顯示，試件內部(第二列)各測點水平應變值明顯大于卸載面(第一列)，說明在梯度加載條件下，試件內部介質向卸載面方向有明顯的水平擠壓作用，擠壓巖爆體并為其補充能量，與現場實際巖爆過程中的巖體應力條件基本吻合。

(4)三組試件破壞瞬間的動態應變差異較大，初始蓄能氣壓的大小決定了試件在破壞瞬間的應變大小及應變梯度。初始蓄能氣壓越大，試件破壞瞬間的應變值越大，破壞經歷的時間也越短，破壞時卸載面應力集中程度越高，在單位時間內彈性應變能轉化為更多的碎屑彈射動能，巖爆破壞越顯著。

(5)試件內部的應力傳感器實測結果表明，試件內部受力與實際加載存在一定的差異，且隨著傳感器位置的不同，應力實測值從試件上部至下部呈遞減分布，破壞時下部應力傳感器的實測值與實際破壞荷載減少了近1/3，說明試件加載過程中側面的摩擦力對試件內部的應力傳遞有較大影響，直接影響了試件的宏觀破壞區域，使巖爆破壞時多處于試件卸載面的中上部位。另外，初始蓄能氣壓如何定量反映不同類型圍巖儲存能量特性，這些都是后續試驗工作需重點解決的問題。