靜力加載條件下隧道碎石變形強度特性及二次破碎研究

0 引言

西部地區地質結構復雜，隧道施工過程中經常遭遇斷層破碎帶，由此引發突水、突泥、圍壓大變形等問題。茆大煒等運用大型三軸剪切儀研究了斷層破碎帶且富含地下水的軟弱、破碎圍巖工程巖體的力學行為及發生浸水濕化后的變形特性，不同含水率試樣的峰值強度、峰值應變均隨圍壓增大而升高，干燥試樣的峰值強度平均比自然、飽和狀態下高含水率的改變顯著影響試樣的峰值應變，圍壓一定時，自然含水試樣的峰值應變最大，干燥的卻最小。黃潤秋等通過花崗巖三軸試驗，認為巖體卸荷破壞時擴容現象及脆性特征隨卸荷初始圍壓的增大和卸荷強度的增強愈明顯，而在加載條件下隨圍壓增大巖體延性特征愈明顯。凌華等通過大型排水剪切試驗研究了級配對粗粒土強度變形特性的影響，發現隨著細顆粒含量的提高，黏聚力值降低，內摩擦角值增大；Y.Q.Cai等進行了一系列低圍壓大型循環三軸壓縮試驗，研究了循環加載條件下顆粒級配對碎石填料永久變形的影響。于群丁等開展室內擊實試驗和單調加載三軸試驗研究了級配對碎石壓實和強度特性的影響。Ghanbari等基于室內大型三軸試驗和大型直剪試驗研究了壩體碎石填料的力學性能，研究結果表明級配良好的碎石填料因更多的顆粒參與受力而具有更高的承載力和更大的摩擦角。秦尚林等利用大型三軸試驗研究了巨粒土的強度特性，試驗結果表明應力-應變曲線的形態主要依賴于圍壓的大小，巨粒土的抗剪強度隨應力水平非線性變化，具體表現為圍壓越大其強度參數越低。王鵬程通過室內大型直接剪切試驗、三軸剪切試驗，研究了碎石集料在動靜荷載作用下的強度與變形特性。王瑞紅等根據實際邊坡工程開挖后應力變化狀態進行了砂巖三軸卸荷破壞試驗，研究了卸荷狀態下巖體的應力應變特征、破壞特征及力學參數變化規律，并與加載破壞試驗數據進行了對比分析。卸荷破壞時巖樣變形模量隨著卸荷量的增加而降低，巖體的峰值應變隨圍壓線性增長。于群丁等基于顆粒堆積理論提出的不同透水性級配開展加載三軸試驗研究，得到了不同級配的巖樣的峰值偏應力存在差異，圍壓越大，差異越明顯。

截至目前，尚未發現學者對粗顆粒碎石土破碎前后的強度和變形特性進行深入研究，然而，隧道開挖不僅會導致圍巖應力狀態發生改變（如破碎帶的圍巖因開挖卸載導致強度降低），而且會導致水的滲流路徑發生變化（巖樣飽和進一步弱化其強度加速圍巖大變形），因此，粗顆粒碎石土破碎前后的強度和變形特性的研究對隧道設計施工具有重要意義，基于此，本實驗擬采用大型三軸試驗儀器，考慮圍壓、軸向應變、制樣及循環加卸載等因素以模擬現場開挖卸載、滲水飽和、施工擾動等工況，研究獲得飽和狀態和干燥狀態下巖石的強度及其變化規律，研究粗顆粒碎石土加載前后的應力應變曲線特性，再結合顆粒級配曲線，進一步研究加載破碎與強度之間的關系，以期獲得有價值的研究成果，為破碎帶軟弱圍巖的施工提供技術支撐。

1 工程概況

云南玉楚高速12標項目大栗樹隧道地勘資料顯示洞身圍巖為碎石土，強、中風化板巖夾炭質板巖、砂巖及白云巖，巖質軟，Rc=8MPa。巖體較破碎，呈碎裂狀結構，Kv=0.45。隧道開挖易產生潮濕狀、點滴狀出水。K1=0.40、[BQ]=186。圍巖無自穩能力，無支護時易產生塌方、掉塊及冒頂。

在大栗樹隧道施工（臺階法）過程中發現隧道初期襯砌支護沉降量較大，仰拱施工以后初期襯砌支護出現了嚴重的收斂，過大的沉降導致了ZK100+304~350段46米及YK100+307~341段34米初期襯砌支護入侵至二次襯砌范圍，隧道洞身段產生大變形，顯而易見，大變形發生部位表面滲水，局部有水滴，洞內潮濕，如圖2所示，而在該區段開挖之初未支護之前，并未發現有如此大量的地下水滲入隧道內。

圖2 隧道圍巖大變形及滲水

隧道洞身段大變形與地下水、斷層破碎帶等因素有關，且由于強風化板巖的存在，隧道開挖導致圍壓的釋放，導致圍巖出現大范圍的松動，支護結構產生變形。為研究破碎圍巖變形強度特性，并模擬隧道開挖導致應力釋放、洞內滲水、施工擾動等工況，為此根據隧道地下水和圍巖壓力測試情況，進行破碎巖體大型三軸試驗研究。

2 粗粒土三軸試驗方案

本文試驗采用大型高壓三軸剪切儀進行，該試驗儀器是由成都東華卓越科技有限公司、四川大學華西巖土儀器研究所研制的DJSZ-150動靜三軸試驗系統。該試驗系統主要針對粒徑較大的試驗材料試樣設計，包括碎石土、粗粒土、砂土等。DJSZ-150動靜三軸試驗系統由硬件設備和軟件系統組成，其中，硬件設備主要由主機、伺服液壓機、電控系統四個部分組成，還包括測控設備和計算機；軟件系統分試驗數據采集控制系統和數據處理系統兩部分，操作系統平臺為中文Windows XP，系統控制軟件使用VC++語言編制。試樣尺寸：Φ300×600mm或（Φ300×750mm）；最大軸向靜態荷載：1500kN；最大軸向動荷載；變形測量：軸向靜變形控制0.02mm/min-30mm/min，控制精度±1%；變形測量范圍：±100mm；變形測量精度：優于±0.1%；位移測量范圍：0～300mm；最大圍壓4MPa。

根據制樣干密度（d=2.018g·cm）、試樣尺寸和計算級配（表1），試驗過程：將破碎巖體材料用托盤裝好放在烘箱內，把碎巖體中水分充分烘干，然后再將烘干的碎巖體用一套標準篩在振動篩分臺上進行篩分，分60～50，50～37.5，37.5-31.5，31.5-19，19-16，16-9.5，9.5-4.75，4.75-2.36，2.36-1.18，1.18-0.6，0.6-0.3，0.3-0.075，0.075-0mm等13種粒徑范圍稱取材料，得到試驗所需的不同粒組的試驗材料。根據擊實試驗獲得的不同級配的最大干密度，將備好的材料分成六等份，混合均勻。試驗前清洗試驗機，用乳膠管將乳膠膜綁扎在底座上，裝上角柱后用螺栓把護筒固定在角柱上，將乳膠膜翻轉過來套在護筒上并使護筒內乳膠膜平順，將配置好的試驗材料分6次裝入護筒內，分層擊實，控制每層擊實后的高度為10cm，待6層均擊實后蓋上頂蓋、綁扎上端乳膠膜，用真空泵抽真空立樣，然后拆除護筒和角柱并把底座清洗干凈，制成直徑300mm，高度為600mm的圓柱形試樣，如圖3所示。試樣制好后蓋上壓力罩，將試樣推入反力架中放置在基座上，往壓力室內注水。壓力室內的水充當圍壓傳遞媒介，圍壓是由圍壓控制器對水媒介進行加壓施加在試樣上。采用真空飽和法使試樣完全飽和，待固結完成后，采用等應變加載控制方式進行靜態加載，位移剪切速率為3mm/min。當強度曲線驟降或軸向應變達到15%時，即認為試樣達到剪切強度，發生剪切破壞。

表1 顆粒級配

圖3 三軸試驗儀器

為獲得破碎巖樣的抗剪切強度，本試驗采用固結不排水（CU Test）試驗方式，并設置3種圍壓值，即200kPa，500kPa和1000kPa等。試驗中采用軸向加載的方式模擬隧道開挖導致應力釋放工況；為模擬隧道洞內滲水對破碎圍巖的強度影響，本試驗選取干燥和飽和2種狀態，并對比兩種狀態下的圍巖強度值；為模擬施工擾動對隧道破碎圍巖的強度影響，本試驗考慮制樣、單級加載和循環加載三種因素對顆粒級配的影響規律，在此基礎之上，對同一級配試樣進行兩次重復的三軸試驗，對比第一次和第二次試樣的強度。試驗加載方案如表2所示。

表2 加載方案

3 試驗結果分析

3.1 固結不排水剪試驗結果

飽和狀態下應力應變曲線如圖4所示，由圖4可知，飽和狀態下破碎巖樣的應力隨著應變的增加而增大，其彈性模量的變化較大，在應變達到3%以前，其彈性模量較大，應力隨應變的增加較快，在應變達到3%以后，其彈性模量突變減小，應力隨應變的增加較慢。

圖4 飽和狀態下應力-應變曲線

干燥狀態下應力應變曲線如圖5所示，由圖5可知，應力隨著應變的增大而增大，其彈性模量的變化較平緩，應力隨應變曲線較光滑，圍壓越大偏應力越大，當軸向應變接近某一值時，偏應力強度達到最大值。對比圖4和圖5可知，圍壓越大，試樣的峰值強度越大；飽和狀態下破碎巖石的應力應變曲線成臺階狀，有突變點，而干燥狀態下破碎巖石的應力應變曲線變化比較均勻，峰值強度高。

圖5 干燥狀態下應力-應變曲線

圖6和圖7分別為飽和狀態下和干燥狀態下試樣的抗剪切強度線，由圖可知，飽和狀態下試樣的內摩擦角24.7°，粘聚力為117kPa，干燥狀態下試樣的內摩擦角為38°，粘聚力為180kPa。由此說明，試樣飽和狀態強度遠低于試樣干燥狀態強度。

圖6 飽和狀態下破碎巖石的抗剪切強度線

圖7 干燥狀態下破碎巖石的抗剪切強度線

圖8為飽和狀態下偏應力-孔隙水壓力曲線，由圖可知，孔隙水壓力隨著偏應力的增加而增大，在達到一定強度后孔隙水壓力隨著偏應力的增加而減小；圍壓越大，孔隙水壓力峰值越大。

圖8 飽和狀態下偏應力-孔隙水壓力曲線

圖9為軸向應變與孔隙水壓力關系，由圖可知，圍壓越大，孔隙水壓力峰值越大；孔隙水壓力隨著軸壓的增大先迅速增大，到達峰值后，緩慢減少。

圖9 軸向應變與孔隙水壓力關系圖

圖10-圖12為不同圍壓下偏應力與孔隙水壓力隨軸向應變變化圖，由圖可知，孔隙水壓力的峰值點與偏應力的突變點接近，但孔隙水壓力的峰值點比偏應力的突變點滯后，滯后大約1個微應變。

圖1 軟弱破碎圍壓

圖10 圍壓0.2MPa下偏應力與孔隙水壓力與軸向應變關系

圖11 圍壓0.5MPa下偏應力與孔隙水壓力與軸向應變關系

圖12 1MPa圍壓下偏應力與孔隙水壓力與軸向應變關系

圖13為不同圍壓下有效應力與軸向應變關系圖，由圖可知，有效應力隨軸向應變的增加而逐漸增大，增大的速率先大后下，中間存在突變點；有效應力峰值強度隨著圍壓的增大而增大。

圖13 不同圍壓下有效應力與軸向應變關系

3.2 固結條件下逐級加卸載循環不排水剪試驗結果

圖14為循環加卸載條件下軸向應變與偏應力關系圖。如圖所示，循環加卸載條件下，圍壓越大，峰值強度越低，0.2MPa時，試樣峰值強度是單級加載峰值強度的95%，0.5MPa時，試樣峰值強度是單級加載峰值強度的85%，在1MPa時，試樣峰值強度是單級加載峰值強度的76%。由此說明，破碎圍巖強度受施工擾動影響，擾動越頻繁，強度下降越多。

圖14 軸向應變與偏應力關系圖

圖15為循環加卸載條形下孔隙水壓力與軸向應變之間的關系，如圖所示，孔隙水壓力隨著軸向應變的增大而增大，達到峰值后，略微有下降，基本上保值在峰值壓力附近；圍壓越大，孔隙水壓力峰值強度越大；圍壓越大，卸載條件下孔隙水壓力增加幅度越大；應變幅度越大，循環加卸載對孔隙水壓力的影響越明顯。

圖15 循環加卸載條件下孔壓與軸向應變的關系圖

圖16為循環加卸載條件下有效應力與軸向應變的關系圖，軸向應變小于6%時，圍壓越大，有效應力越大，軸向應變位于7%和15%之間，圍壓1MPa時，有效應力最小。

圖16 循環加卸載條件下有效應力與軸向應變的關系圖

4 試驗導致的碎石二次破碎分析

4.1 初次樣不同含水率和加載方式下破碎巖體級配分析

分別取上述試驗飽和樣單級加載、飽和樣循環加卸載、干燥樣單級加載在1MPa、0.5MPa、0.2MPa下加載完后的試驗，卸樣后用盤裝好（如圖17所示）放入烘箱，烘干后樣如圖18所示，用搖篩機進行篩分，篩分完結果如圖19所示，看加載后的破碎巖體級配變化情況由此判斷加載對破碎巖體試樣的影響。

圖17 試驗完后濕試樣

圖18 試驗完后烘干樣

圖19 試驗完后試樣篩分圖

圖20為不同圍壓下加載后顆粒級配曲線圖，由圖可知，試樣加載導致試樣二次破碎，影響原級配曲線，干燥樣單級加載組的巖樣破碎程度最嚴重，其次是飽和樣循環加載，飽和樣單級加載對巖樣的破碎程度影響最小。

圖20 不同圍壓下加載后顆粒級配曲線圖

4.2 初次樣和二次樣在相同狀態下加載破碎巖體二次破碎分析

選取一個試樣在圍壓1MPa飽和狀態下進行三軸試驗完成之后，再將破碎巖樣烘干，再進行制作試樣，進行第二次相同條件下的大三軸試驗，在每次做完試驗后將巖樣烘干進行篩分，看兩次加載后的級配變化情況，由此判斷二次破碎對巖樣應力應變的影響規律。

圖21為初次試樣、二次試樣加載后的軸向應變與偏應力之間關系，由圖可知，二次試樣的偏應力峰值強度小于初次樣的峰值強度，減少了近600kPa，約占峰值強度的三分之一。圖22為兩次試樣的軸向應變與孔隙水壓力之間關系，由圖可知，二次破碎導致孔隙水壓力峰值強度增大，顆粒越破碎，有效應力降低越多。如圖23為二次試樣加載后的級配情況，由圖可知，三軸試驗對試樣二次加載的影響比初次試樣加載的影響大，顆粒級配曲線上移幅度二次樣大于一次樣，二次加載后中顆粒和細顆粒明顯增多，說明三軸試驗導致巖樣二次破碎，且二次破碎對巖樣的峰值強度影響較大。

圖21 軸向應變與偏應力之間關系

圖22 軸向應變與孔隙水壓力之間關系

圖23 試樣兩次加載后的顆粒級配曲線

4.3 制樣導致的碎石二次破碎分析

三軸試驗制樣采用錘擊法將試樣壓實，在此過程中，勢必會導致粗顆粒破碎變細，中細顆粒因錘擊變得更細，這種現象能夠在顆粒級配曲線中體現。為研究制樣本身對碎石樣破碎程度的影響，本文采用相同的原級配碎石樣，相同的制樣工藝條件下制作了3個試樣，試樣完成后再取出做級配曲線，所得結果如圖24所示，如圖所示，3個試樣的顆粒級配曲線位于原級配曲線之上，由此說明，制樣本身會導致試樣級配微小變化，其中，制樣后中細顆粒明顯增多，但是，由于制樣過程受人為因素及其他因素影響，3次試樣的級配都存在微小差異。

圖24 制樣前后顆粒級配曲線對比圖

為進一步研究加載和制樣兩因素對顆粒級配影響的程度，特將不同加載條件、不同含水率狀態下及制樣不加載條件下級配曲線進行對比分析，如圖25所示，由圖可知，制樣不加載條件對顆粒級配影響最較弱，加載條件對顆粒級配影響較大，制樣不加載條件對顆粒粒徑小于1.18mm的細顆粒影響較大，而制樣及干燥樣單級加載和飽和樣循環加卸載條件對顆粒粒徑小于19mm的顆粒都有顯著影響。

圖25 顆粒級配曲線對比圖

5 結論

①飽和狀態下破碎巖樣的應力和狀態下破碎巖樣的應力隨著應變的增加而增大，在應變達到3%以前，其彈性模量較大，應力隨應變的變化較大，在應變達到3%以后，其彈性模量突變減小，應力隨應變的變化減緩；試樣飽和狀態強度遠低于試樣干燥狀態強度；②破碎圍巖強度受施工擾動影響，擾動越頻繁，強度下降越多；③二次破碎導致巖樣的峰值強度減少了近600kPa，約占峰值強度的三分之一，二次破碎導致孔隙水壓力峰值強度增大。④干燥樣單級加載組的巖樣破碎程度最嚴重，其次是飽和樣循環加載，飽和樣單級加載對巖樣的破碎程度影響最小。⑤制樣不加載條件對顆粒級配影響較弱，加載條件對顆粒級配影響較大。