動荷載作用下不同應力波透射性結構面圍巖層裂特性

朱建波, 畢 碩, 孫家鑫, 暴偉越, 廖志毅, 王 鑰

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室, 天津 300350; 2.深圳大學 廣東省深地科學與地熱能開發利用重點實驗室, 廣東 深圳 518060; 3.深圳大學 深地科學與綠色能源研究院, 廣東 深圳 518060; 4.大連理工大學 巖石破裂與失穩研究所, 遼寧 大連 116081)

煤礦巷道經常受到礦震、爆破、機械振動等動荷載的影響[1–3],動荷載以應力波的形式在巷道圍巖內傳播, 當應力波傳播至巷道表面時, 產生反射現象, 由入射波與反射波疊加產生的拉伸應力波會使巷道表面圍巖產生層裂破壞[4–5]。同時, 結構面也會使圍巖內應力波產生透射和反射, 結構面的拉伸力學特性在層裂破壞中也起著重要作用[6], 因此煤礦巷道的動力響應頗為復雜[7]。

在復雜的地質活動下, 圍巖內會形成波阻抗與巖體相近的結構面, 這類結構面節理剛度和密度較高, 可以近似認為在應力波穿過這類結構面時完全透射[8–9], 筆者將此類結構面定義為“高應力波透射性結構面”, 將應力波無法完全透射的結構面定義為“低應力波透射性結構面”。含高應力波透射性結構面圍巖由于高應力波透射性結構面特殊的無反射特性使其力學響應不同于含低應力波透射性結構面圍巖, 在破壞模式上也表現出顯著的差異性。因此, 開展動力擾動作用下的含高應力波透射性結構面圍巖破壞特征研究對維護煤礦巷道的穩定性具有重要意義。

目前, 動荷載作用下含結構面巖體的動力響應及圍巖層裂特性研究, 主要集中在理論研究、試驗研究和數值模擬研究等3個方面。理論研究方面,李夕兵等[10]對半正弦波入射下巖石自由面附近發生的入射波、反射波相互作用進行了理論推導, 分析了巖石層裂破壞特性; 占學軍等[11]分析了矩形、三角形和指數衰減三角形脈沖荷載下的層裂現象,并對層裂厚度進行了理論推導; ZHU等[12–13]研究了應力波入射含黏彈性節理面、斷續節理面巖體的動態響應特性, 并推導出了相關的解析解。

現有試驗研究主要集中于利用霍普金森壓桿(SHPB)裝置對含缺陷巖體和混凝土試樣展開的沖擊破壞試驗。卞梁等[14]基于SHPB試驗裝置研究了損傷和應變率對混凝土層裂強度的影響, 發現層裂強度具有明顯的應變率效應; 邱加冬等[15]利用SHPB裝置分別對有無預制缺陷的花崗巖試樣進行了層裂破壞特性的研究, 研究結果表明預制缺陷會影響初始層裂破壞位置, 且反射拉伸波上升沿越長時, 初始層裂破壞越可能出現在預制缺陷處; TAO等[16]使用SHPB裝置研究了含預制孔洞巖樣的動態拉伸破壞過程, 過程中圓孔周圍產生應力集中現象, 研究發現巖樣破壞是靜應力集中和動應力集中共同作用的結果。目前, 關于巖體試驗的研究大多針對完整、含孔洞或含預制缺陷巖體受動力荷載作用下的破壞特征, 鮮有關于含結構面圍巖破壞模式的研究。

由于受試驗材料制備的限制, 國內外學者利用數值模擬軟件開展了巖體受荷破壞的研究。左宇軍等[17]通過基于細觀損傷力學開發的RFPA2D分析系統, 研究了不同自由面情況下沖擊載荷對巖石層裂過程的影響; 張曉春[18]、盧愛紅等[19]通過數值模擬的方法研究了動力擾動作用下, 應力波強度、巷道埋深和巖體物理性質等因素對圍巖層裂特性的影響; TAO等[20]對含有橢圓形孔洞的地下硐室圍巖進行了一維簡化, 研究了硐室在動態荷載下的層裂破壞過程; 廖志毅等[21]采用數值模擬方法模擬了動荷載擾動下含結構面的地下硐室, 研究了結構面對于地下硐室層裂破壞和應力波傳播的影響; NIU等[22]對不同頻率和不同幅值下的1/4半正弦應力波作用在不同長度青砂巖桿的層裂破壞進行了模擬研究; XU[23], ZHAO等[24]通過模擬的方法分別研究了混凝土、砂巖為硐室材料時, 硐室圍巖在不同結構條件和不同荷載類型下的層裂破壞情況; WANG等[25]通過自定義子程序的方法將巖石的連續損傷本構模型引入數值模擬軟件模擬了動荷載作用下巖石的層裂過程。上述研究多集中于完整圍巖或含低應力波透射性結構面圍巖在動力擾動作用下巖體性質以及動荷載參數對圍巖層裂破壞特征的影響, 鮮有含高應力波透射性結構面圍巖層裂破壞特征的相關研究, 難以滿足工程問題的需要。

因此, 筆者圍繞動荷載擾動下, 含高、低應力波透射性結構面巷道圍巖層裂破壞這一科學問題,分別開展了含有不同抗拉強度的低應力波透射性結構面圍巖試樣室內動載試驗、和含高應力波透射性結構面圍巖層裂破壞數值模擬試驗?；贏BAUQS/Explicit, 建立了動載擾動下含Cohesive單元的低應力波透射性結構面圍巖層裂破壞的數值模型, 對模擬結果和室內試驗結果進行對比, 驗證了數值模型的準確性。在此基礎上, 建立含高應力波透射性結構面的數值模型, 分析應力波作用下結構面位置、結構面抗拉強度和應力波幅值對巷道圍巖層裂破壞特征的影響規律。研究成果可為煤礦巷道支護設計和穩定性評價提供參考。

1 試驗方案設計

試驗主要研究受動荷載擾動下含結構面圍巖的層裂破壞規律。試驗材料選用均質性較好、地下工程常見的青砂巖, 產自四川省內江市隆昌市,材料物理參數見表1。

表1 試驗材料及其基本物理參數Table 1 Test materials and basic parameters

青砂巖試樣材質較均勻、無明顯層理, 為長方體桿件, 其桿徑為35 mm×35 mm, 長度為1 000 mm,如圖1所示。試樣兩個端面需要經過垂直打磨, 使兩端面的不平行度和不垂直度均小于0.02 mm。同時, 將兩個端面的光滑程度控制在一定范圍內, 以此來減小入射桿/透射桿和巖石試樣之間的摩擦力,從而避免試樣橫向的不均勻形變。距離加載段每隔200 mm布置一個測點, 共布置4個測點, 如圖1所示。

圖1 試驗試樣Fig.1 Test specimens

因含高應力波透射性結構面圍巖制備難度較大, 室內試驗研究對象只限低應力波透射性結構面圍巖, 并將試驗結果作為數值模型驗證的依據。實際工程中常用工程膠、云石膠等作為圍巖加固材料, 圍巖加固后也會形成類結構面的結構, 因此針對結構面不同抗拉強度的研究條件, 筆者選取具有黏性的石膏、云石膠和工程膠作為巖體中不同抗拉強度的結構面材料。

軟弱結構面位置位于長方體試樣正中心處, 結構面的制備過程為: 首先將左右兩根巖石桿端部進行打磨, 使其平整度滿足規范要求; 然后將兩根巖石桿放置于水平平臺之上, 調整兩桿的水平位置和前后相對位置使其處于同一直線上, 預留3 mm間隙用于澆筑結構面材料; 固定好兩桿的位置后, 使用納米膠帶將其四周緊密纏繞, 并對巖石邊角處施加一定的力使納米膠帶與巖石之間緊密接觸, 防止澆筑過程中結構面材料在凝固之前從縫隙流出, 如圖2(a)所示; 由納米膠帶頂部預留的孔隙中澆筑結構面材料, 并在澆筑過程中用干凈的細鐵絲對其進行持續攪拌, 保證結構面材料的凝結過程中不產生氣泡從而影響其均質性; 當結構面材料從預留孔隙中流出時, 停止澆筑; 待結構面材料終凝后(1 h),拆除納米膠帶, 并用砂紙打磨結構面至平整后備用, 最終結構面效果如圖2(b)所示。不同結構面材質的抗拉強度通過室內巴西劈裂試驗測得, 試樣制備如圖2(c)所示。

圖2 結構面制備示意Fig.2 Schematic diagram of structural surface preparation

試驗裝置為分離式霍普金森壓桿, 試驗裝置如圖3所示。其中入射桿為圓柱型硅錳鋼桿, 桿徑為50 mm, 長度為3 000 mm。入射子彈為同材質的圓柱型鋼錠, 直徑為50 mm, 長度為100 mm。鋼桿的彈性模量為211 GPa, 密度為7 652 kg/m3, 縱波波速為5 201 m/s。試驗中采用直徑為13 mm, 厚度為1.5 mm的黃銅圓片作為波形整形器, 用于消除應力波的彌散效應。

2 不同結構面抗拉強度影響規律

結構面的不同組分使其整體力學性能和界面兩端黏結性能產生較大差異。筆者通過界面無填充、石膏填充、云石膠填充和工程膠填充等4種工況來說明結構面抗拉強度的變化。結構面的抗拉強度通過室內巴西劈裂試驗測得, 分別測得石膏、云石膠和工程膠作為填充材料時圓盤試樣的巴西劈裂強度σK為3.0, 4.9, 6.8 MPa?？芍こ棠z充填結構面的抗拉強度明顯高于石膏和云石膠填充。

完整砂巖桿及不同結構面強度砂巖桿的層裂破壞試驗結果如圖4所示, 應力波從長方體試樣右端進入, 結構面均距離自由端500 mm, 位于長方體試樣中心處。

圖4 不同結構面抗拉強度時巖石桿破壞結果Fig.4 Failure results of rock rods with different tensile strengths of structural planes

當結構面材質為無填充、石膏和云石膠填充時, 砂巖桿在應力波的作用下, 桿件中部的結構面先發生破壞, 隨后靠近自由端處的巖石發生層裂破壞。由于結構面處強度較低, 在經歷第1段軸向壓縮波時, 結構面界面先發生破壞, 隨后砂巖桿自由端發生拉伸破壞。當使用力學性能較好的工程膠填充結構面時, 結構面在相同峰值的第1段壓縮波作用下未發生破壞, 僅靠近自由端處的巖石發生層裂破壞。

對試驗結果中的結構面抗拉強度、層裂體長度(自由端到發生層裂破壞位置的長度)和4號測點拉伸應力幅值進行總結, 繪制3者的變化趨勢圖,如圖5所示。由圖5可知, 相較于無充填結構面, 當結構面材質為石膏時, 結構面抗拉強度提高至3 MPa, 測點拉伸應力提高了1.9%, 層裂體長度縮短了16.0%; 當結構面材質為云石膠時, 結構面抗拉強度提高至4.9 MPa, 拉伸應力提高了15.0%, 層裂體長度縮短了31.4%; 應力波幅值相同時, 結構面先發生破壞。隨著結構面抗拉伸強度的增加, 靠近自由端處4號測點拉伸應力逐漸增加, 層裂體長度逐漸縮短。當工程膠填充結構面時, 結構面抗拉強度提高至6.8 MPa, 結構面不發生破壞, 4號測點拉伸應力處于較高水平, 層裂體長度為16.4 cm。

圖5 應力波幅值、層裂體長度與不同結構面抗拉強度關系Fig.5 Relationship between stress wave amplitude, spall thickness and tensile strength of different structural planes

3 數值模擬

工程模擬有限元軟件ABAQUS/Explicit在處理非線性動力學問題時能夠詳細展現破壞過程, 精確反映材料破壞前的應力–應變狀態, 且其內置的Cohesive單元可以用來模擬兩個單元之間的黏合行為、不同種材料之間的界面黏結行為和界面的完整性等。筆者通過在圍巖模型中批量插入Cohesive單元對含高應力透射性巷道圍巖在動荷載影響下的拉伸破壞行為進行模擬。

利用分離式霍普金森壓桿裝置和ABAQUS/Explicit軟件研究巖石受動荷載影響下的動態響應破壞過程。

3.1 數值模型建立

基于ABAQUS有限元軟件, 建立動力擾動作用下巖石層裂破壞的數值模擬模型, 設置模型左側為加載端, 右側為自由端。鑒于筆者側重于探究一維應力波作用下巖石的層裂破壞過程, 為增加計算效率, 將模型簡化為二維平面結構, 模型尺寸為35.3 mm×1 000 mm, 單元數3 946個。

建立含低應力波透射性結構面的圍巖模型, 需分3部分進行建模, 分別為兩段500 mm的圍巖模型與一段3 mm的結構面模型, 并分別設置兩段圍巖與結構面之間的接觸方式。面與面之間的接觸考慮采用通用接觸(General Contact), 對于圍巖與結構面之間的接觸, 考慮到其易發生受拉破壞, 在接觸屬性中添加了Cohesive單元行為以及損傷演化準則。

完整巷道圍巖和含結構面圍巖數值模型如圖6(a), (b)所示, 與驗證試驗模型保持一致, 圍巖材料和結構面材料參數及Cohesive參數設定見表2。

圖6 數值模型示意Fig.6 Schematic diagram of numerical model

表2 Cohesive單元基本參數設定Table 2 Basic parameter setting of Cohesive unit

3.2 對比驗證

根據上述過程建立基于分離式霍普金森壓桿裝置的二維圍巖數值模型進行數值模擬仿真, 通過對比完整圍巖和含結構面圍巖的破壞過程和應力波幅值等參數驗證數值模型的可行性。

在進行模型驗證時, 巖樣加載端處的入射波形特征與室內試驗保持一致, 波形如圖7所示。通過對完整圍巖和低透射性結構面圍巖數值和物理試驗結果的對比, 驗證模擬試驗圍巖材料參數和結構面材料參數、Cohesive單元參數的準確性。

圖7 加載應力波波形Fig.7 Waveform diagram of loading stress wave

3.2.1 完整圍巖驗證

筆者首先通過對比完整圍巖的數值模擬結果,對數值模型和圍巖材料設置的有效性和準確性進行驗證。選取試驗過程中圍巖的4號測點(距自由端200 mm處)與數值模型中相同位置拉伸應力波進行比較, 以此驗證數值模型層裂破壞過程和模型參數設置的合理性和準確性。兩者的層裂破壞結果和4號測點拉伸應力波對比結果如圖8所示。

圖8 完整巷道圍巖動力學試驗與數值模擬結果Fig.8 Dynamic test and numerical simulation results of surrounding rock of complete tunnel

3.2.2 含低應力波透射性結構面圍巖驗證

在驗證完整圍巖模型參數合理的基礎上, 通過對比含低應力波透射型結構面模型模擬破壞過程,驗證結構面參數設置的合理性。選取石膏填充材料作為含低應力波透射型模型中結構面材料對比分析, 結構面位置與試驗保持一致, 位于桿件中心處, 同樣選取距自由端200 mm處4號測點的應力波對比分析, 室內試驗和模擬結果如圖9所示。

圖9 含結構面巷道圍巖動力學室內試驗和數值模擬結果Fig.9 Dynamic test and numerical simulation results of surrounding rock of cavern with structural plane

由圖9可知, 含低應力波透射性結構面圍巖在室內試驗時發生層裂破壞的位置與在數值模擬時相同, 均距離自由端22 cm。由圖9(c)可知, 室內與模擬試驗在4號測點拉伸應力波幅值誤差在15%以內, 波形變化趨勢大致相同, 故可以認為含低應力波透射型結構面模型與室內試驗具有較高的一致性, 結構面參數設置合理。

4 高應力波透射性圍巖層裂特性數值模擬

第3節驗證了數值模型的可行性, 圍巖材料參數、結構面材料參數和Cohesive單元參數設置的準確性, 在此基礎上, 筆者重點研究不同工況下含高應力波透射性結構面圍巖的破壞過程及力學特征。

建立含高應力波透射性結構面圍巖數值模型時, 以在完整1 000 mm圍巖的既定位置插入Cohesive單元來實現對高應力波透射性結構面的模擬。

4.1 結構面抗拉強度對層裂的影響

由室內試驗結果可知, 結構面抗拉強度對含低應力波透射型圍巖受力狀態及層裂位置影響較大, 因此針對含高應力波透射型結構面, 進行相同入射波幅值下的含不同抗拉強度結構面的模擬試驗。

為詳細研究含不同抗拉強度結構面圍巖在動力擾動下的破壞形式與層裂破壞過程, 分別將結構面抗拉強度設置為5, 10, 15, 20, 25 MPa進行研究,結構面位置位于桿件正中心處, 通過調整Cohesive單元的黏聚力參數實現對結構面抗拉強度的調整。加載應力波幅值為75 MPa, 波長為1 000 mm。對不同結構面抗拉強度條件下的含高應力波透射性結構面圍巖的破壞過程進行模擬, 并對A, B兩點(A, B測點為緊鄰圍巖層裂破壞面及結構面的兩個測點, 位置如圖10(a)所示)的波形進行了監測, 其監測到的應力波幅值如圖11所示。

圖10 不同結構面強度數值模擬相關計算結果Fig.10 Numerical simulation related calculation diagram

圖11 不同結構面抗拉強度巷道圍巖A, B測點處拉伸應力波幅值曲線Fig.11 Tensile stress amplitude curves at A and B measuring points of surrounding rock of caverns with different structural plane tensile strength

數值模擬結果得出, 在應力波的擾動下, 當結構面抗拉強度為5, 10, 15, 20 MPa時, 含高應力波透射性結構面圍巖在巖石靠近自由端處和結構面處均發生破壞; 當結構面抗拉強度為25 MPa時, 只在靠近自由端處發生層裂破壞, 結構面處未發生破壞。當沖擊應力波在巷道圍巖模型中傳播時, 其材質自身的密度、孔隙率和阻尼等物理性質及彈性模量等力學性質會影響應力波的傳播, 應力波幅值會隨著傳播距離的增加逐漸衰減。當結構面處拉伸應力波疊加后的幅值大于結構面抗拉強度時, 結構面發生破壞, 反之幅值小于結構面抗拉強度結構面不發生破壞。由圖10(b)可知, 不同高應力波透射性結構面抗拉強度下的圍巖層裂拉伸破壞位置相同, 且與圖9中完整圍巖的破壞位置一致, 均在距自由端260 mm處發生破壞, 不同于低應力波透射性結構面圍巖層裂規律(圖4)。這是由于相同應力波的作用下, 高應力波透射性結構面的透射系數幾乎等于1, 不會在結構面處產生反射拉伸應力波。因此, 該類型結構面抗拉強度不影響圍巖層裂的破壞位置, 應力波先后在靠近自由端處發生反射波疊加現象, 最終圍巖先發生層裂破壞, 然后結構面發生拉伸破壞。

由圖11可知, 靠近層裂位置的測點A處應力波幅值隨著結構面抗拉強度的增加基本保持水平, 表現出結構面抗拉強度無關性; 靠近結構面位置測點B處的應力波幅值隨著結構面抗拉強度的增加而增加。根據最大拉應力破壞準則, 當結構面和圍巖處發生層裂破壞時, A, B測點處測得的拉伸應力波幅值分別小于圍巖層裂破壞處和結構面處的應力波幅值, 考慮為破壞后的殘余拉伸應力波。當結構面抗拉強度為25 MPa時, 由于到達結構面部位的拉伸應力波幅值經衰減后低于25 MPa, 未達到結構面破壞要求, 所以未發生破壞。因此, 測點A的拉伸應力波幅值表現出結構面抗拉強度無關性, 測點B的拉伸應力波幅值與結構面是否破壞有關: 當結構面發生破壞時, 與結構面抗拉強度成正相關; 當結構面未發生破壞時, 測點B的拉伸應力波幅值趨向于低于結構面抗拉強度的定值。

4.2 不同應力波對層裂的影響

應力波幅值對含結構面圍巖層裂的破壞程度和破壞規律影響較大。為研究不同應力波幅值下含高應力波透射性結構面圍巖的動力學響應, 分別將應力波幅值設置為45, 55, 65, 75和85 MPa, 應力波的波長固定為1 000 mm。將結構面的抗拉強度設定為20 MPa, 結構面位置仍位于桿件正中心處。

對不同幅值應力波作用下的含高應力波透射性結構面圍巖破壞過程進行模擬, 并對A, B兩點(A, B測點為分別緊鄰圍巖層裂破壞面及結構面的兩個測點, 位置同圖10(a)所示)的應力波波形進行監測。

不同幅值應力波條件下的數值模擬結果如圖12所示。由圖12可知, 隨著應力波幅值的改變, 巷道圍巖整體出現: 整體未破壞(應力波幅值45 MPa),圍巖完整–結構面破壞(應力波幅值55, 65 MPa), 圍巖破壞–結構面破壞(應力波幅值75, 85 MPa)等3種破壞形式。

圖12 不同幅值應力波數值模擬計算結果Fig.12 Numerical simulation calculation results of different stress amptitudes

通過模擬結果可知, 應力波在高透射性結構面未發生反射現象, 應力波在340 μs時到達結構面,在750 μs時到達自由端并發生反射。巷道圍巖中的應力波隨著傳播距離的增加逐漸衰減, 當應力波幅值為45 MPa時, 從自由面反射的應力波在整個圍巖和結構面位置處的幅值未滿足拉伸破壞強度要求,故未發生破壞。隨著應力波幅值的增加, 由于結構面的抗拉強度低于圍巖的抗拉強度, 整體在破壞時依次出現圍巖完整–結構面破壞, 圍巖破壞–結構面破壞(圍巖先破壞, 結構面后破壞)的破壞模式。當應力波幅值增大到85 MPa時, 靠近自由面的圍巖在高幅值反射應力波的疊加作用下多處發生層裂破壞, 同時高幅值反射波傳播至結構面致使結構面也發生拉伸破壞。

由圖13可知, 隨著入射應力波幅值的增大, 在自由端反射形成的反射拉伸波幅值也隨之增大。

圖13 不同幅值應力波下巷道圍巖A, B測點處拉伸應力波曲線Fig.13 Tensile stress amplitude curves at measuring points A and B of surrounding rock under different stress amplitudes

對靠近自由端測點A來說, 當入射波應力低于75 MPa時, 圍巖未發生層裂破壞, A點測得的幅值隨著入射波幅值的增加呈上升趨勢。當入射波應力高于75 MPa時, 圍巖發生破壞, A點測得的幅值穩定在26 MPa左右?？拷Y構面測點B展現出相同的變化規律, 當入射波幅值低于55 MPa時曲線成正比, 高于55 MPa時, 結構面發生破壞, 幅值穩定在19 MPa左右。根據最大拉應力破壞準則, 測點前位置發生破壞時, 測得的拉伸應力波為此位置發生拉伸破壞后的殘余拉伸波, 其最大拉伸應力幅值約等于圍巖的層裂強度, 因此破壞位置后測得的幅值基本保持不變。由上述分析可知, 當測點前位置處未發生破壞時, 測點測得的應力波幅值隨著入射波幅值的增加而增加。反之測點前位置處發生破壞時,測點測得的應力波幅值趨于一個低于監測位置處層裂強度的定值。

4.3 結構面位置對層裂的影響

巷道圍巖中的結構面控制著圍巖整體的破壞情況, 結構面距離自由端的位置也對圍巖整體的力學響應起著關鍵作用。

為詳細研究結構面的不同空間位置對于圍巖層裂破壞的影響規律, 分別將結構面位置設置為距自由端167, 334, 500, 667 mm和833 mm。結構面抗拉強度設置為20 MPa, 應力波幅值設置為75 MPa,波長1 000 mm。

不同結構面位置下圍巖數值模型層裂破壞形式及破壞位置如圖14所示。

圖14 不同結構面位置時巷道圍巖動力學數值模擬結果(左側為加載端, 右側為自由端)Fig.14 Numerical simulation results of surrounding rock dynamics of cavern at different structural plane positions(the left side is the loading end, and the right side is the free end)

當高應力波透射性結構面距離自由端較遠(833, 667, 500 mm)時, 圍巖先發生層裂破壞, 且其圍巖層裂破壞位置與不含結構面圍巖發生層裂破壞位置基本一致(距自由端260 mm), 隨后結構面處發生拉伸破壞。當高應力波透射性的結構面距離自由端較近(167, 334 mm)時, 圍巖只發生結構面處的拉伸破壞, 未發生層裂破壞。

結合距離自由端200 mm和160 mm處的應力波波形(圖15), 對結構面與自由端之間的圍巖進行分析, 定義第1個反射拉伸波的完整脈寬所持續的時長為有效波長, 發現當結構面距離自由端的距離縮短時, 反射拉伸波的有效波長也會隨之縮短(結構面距自由端334 mm和167 mm時, 有效波長分別為0.475, 0.195 m), 拉伸波的幅值也會降低。這是因為當結構面距離自由端較近時, 反射拉伸波抵達結構面時首先發生了拉伸破壞, 破壞后的結構面會形成新的自由面, 自由面的存在會使剛剛抵達的反射拉伸應力波發生二次反射, 成為向自由端傳播的壓縮應力波。結構面與自由端越近, 形成的新自由面距離巷道壁就越近, 導致多次反射并相互疊加。拉伸應力波的有效波長縮短、幅值降低, 無法達到圍巖層裂所需的最大拉應力(26.7 MPa), 故結構面距離自由端較近(334, 167 mm)的情況下圍巖不會發生層裂破壞。

圖15 不同位置處的應力波波形Fig.15 Stress wave waveforms at different positions

5 討 論

現有圍巖層裂研究主要針對完整圍巖, 通過分析層裂破壞特征指導工程支護問題[27–28], 對于含結構面圍巖的研究較少, 尤其是缺乏對含高應力波透射性結構面圍巖的層裂破壞特征研究。筆者通過數值模型開展了對含高應力波透射性結構面圍巖層裂破壞研究, 分別討論了結構面位置、結構面抗拉強度等因素對層裂破壞特征的影響, 研究結果可為含不同結構面類型的圍巖破壞情況進行預測, 為支護工程提供依據。

通過筆者的室內試驗和數值模擬結果發現, 當結構面抗拉強度改變時, 含低應力波透射性結構面與高應力波透射性結構面圍巖的破壞模式不同, 不同抗拉強度下結構面的層裂體長度和圍巖層裂位置后的應力波幅值(4號測點和A測點)對比如圖16所示。

圖16 高、低應力波透射性結構面對比Fig.16 Comparison of high and low stress wave transmission structural planes

由圖16可知, 低應力波透射性的試驗中, 破壞模式為結構面先發生破壞, 后圍巖發生層裂破壞。當結構面發生破壞時, 隨著結構面抗拉強度的增大, 層裂體長度逐漸縮短, 測點處的應力波幅值也逐漸增大。高應力波透射性的數值模擬中, 破壞模式為圍巖先發生層裂破壞, 后結構面發生破壞, 層裂體長度和測點處應力波幅值表現出結構面抗拉強度無關性。

破壞行為不同的原因在于結構面的透反射系數。室內試驗中, 當結構面抗拉強度不同時, 透反射系數并不一致, 結構面強度的增加導致透射系數的增加, 進而自由端處應力波幅值增加, 應力波疊加強度更快到達圍巖破壞強度, 導致層裂體長度逐漸縮短。

反觀數值模擬中, 結構面為高應力波透射性,應力波全部透射, 即透射系數等于1。應力波經過結構面時不發生衰減, 層裂體長度及自由端應力波幅值不受到抗拉強度改變的影響, 抗拉強度改變僅影響到結構面破壞與否。筆者在進行數值模擬時,設置圍巖材質為理想均質材料, 且未考慮溫度、濕度等環境因素的影響, 存在一定局限性, 后續可開展更接近實際工況的試驗研究。

6 結 論

(1)結構面抗拉強度顯著影響低應力波透射性結構面圍巖的破壞特征, 對高應力波透射性結構面圍巖破壞特征無明顯影響。隨著結構面抗拉強度的增加, 低應力波透射性結構面圍巖層裂體長度逐漸縮短, 結構面拉伸破壞先于圍巖層裂破壞; 高應力波透射性結構面的層裂體長度則與結構面抗拉強度無關, 圍巖層裂破壞先于結構面拉伸破壞。

(2)應力波幅值是影響巷道圍巖破壞模式的重要因素。隨著應力波幅值的增加, 高應力波透射性結構面圍巖破壞模式依次為: 整體未破壞、圍巖完整–結構面拉伸破壞、圍巖層裂破壞–結構面拉伸破壞。

(3)結構面位置對高應力波透射性結構面巷道圍巖的層裂破壞特征影響較為顯著。結構面距離自由端較遠時, 圍巖先發生層裂破壞再發生結構面拉伸破壞, 結構面位置不影響層裂位置; 結構面距離自由端較近時, 巷道圍巖只發生結構面拉伸破壞, 不發生層裂破壞。