2018, Vol. 39
近二十年来, 随着经济的高速发展, 包括我国在内的世界许多国家的采矿、石油开采、能源和放射性核废料的储存，以及水利水电、铁路(公路)交通隧道与重要的国防工程等都向深部地下空间发展.在深部, 由于水平应力往往大于垂直应力[1], 洞室围岩的变形破坏形式除岩爆和围岩的挤压大变形以外, 还表现出与浅部围岩显著不同的力学特点, 如分区破裂现象[2-4].此外, 在钻孔稳定性实验研究中也发现类似现象, 如Papamichos等[5]采用不同的围压和轴向压力(沿圆形孔洞的轴线方向)对用红砂岩制成的厚壁圆桶岩样加载时发现, 当轴向压力为最大主应力时, 在圆孔周围会出现由剪切带发展而成的环状破裂带.
对于以环向破裂带为特征的围岩分区破裂现象及其发生机制, 目前已经开展了较多研究.顾金才院士等[6]首先对厚壁圆桶约束的相似材料进行了单轴压缩试验, 发现洞室围岩有可能在较大的轴向压应力作用下发生了分层断裂现象; 文献[7-9]采用三维地质力学模型试验系统, 发现沿巷道轴向较大的开挖应力是引起深部巷道围岩产生分区破裂的主要原因; Jia等[10-12]采用三维数值模拟手段, 分析了在三向应力条件下轴向应力对环状破裂发展演化的影响.诸多研究结果表明, 在隧道轴向存在较高地应力的作用是产生这种环状破裂现象的主要原因.然而由于不同工程所赋存的环境不同, 洞室的形状、尺寸不同, 且在深部采矿和交通、水电工程中, 还有大量近距离平行隧洞工程, 在较高轴向应力下环状破裂带的发展演化也不尽相同, 目前针对高轴向应力下深部隧道围岩环状破裂模式及其影响因素的研究还不多.
本文在以往数值试验研究的基础上, 借鉴顾金才院士的试验方案, 通过对厚壁钢桶约束的含孔试件进行轴向加载试验, 从模型试验角度讨论在高轴向应力条件下, 隧道直径、高跨比、双洞隧道及围岩材料非均匀性等因素对环状破裂模式的影响, 以期对有围压高轴向应力作用下深部隧道围岩的破裂模式及其影响因素有进一步的认识.
1 试验方法及材料配比模型试验在500 t的压力机上进行, 基于压力机承台底座的最大尺寸，选取420 mm的钢桶内径, 钢桶壁厚12 mm, 如图 1所示.由于在钢桶的约束下, 试件的抗压强度将大幅提高, 因此试件所用材料应为低强度脆性材料.通过一系列配比试验, 最终选定的材料配比为m水泥:m砂:m水=1:12:1.5, 其标准立方体试块的单轴抗压强度为2.23 MPa, 单轴抗拉强度为0.18 MPa, 黏聚力为0.78 MPa, 内摩擦角为49°, 变形模量为0.81 GPa.材料混合前对河沙进行洗净和晾干, 按配比进行称重、掺混、加水、掺拌的步骤完成混合材料的加工.对钢桶内壁进行打磨并在钢桶内壁表面涂抹黄油并粘贴保鲜膜以减小摩擦力的影响.
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图 1 模型示意图(mm) Fig.1 Sketch map of model |
模型采用分层浇筑并捣实, 在模型中间部位预留管模, 并在材料达到一定的强度后抽出以形成孔洞.浇筑完毕后, 在自然状态下养护28 d后进行加载试验.在模型的最上部放置直径为420 mm, 厚度为14 mm钢垫板以使模型材料均匀受压.加载前在孔洞内填充陶粒泡沫以保持洞壁破裂岩体的位置以便观察破坏形态.以100 kN/min的速度加载, 当轴向位移突然增大时, 即认为模型材料的内部出现了破裂, 停止加载并保持一段时间后卸载, 剖开模型材料, 观察内部破裂现象.
2 洞径对环状破裂带的影响为讨论隧道洞径对环状破裂模式的影响, 分别在试样中心预留直径为75, 90, 120 mm的孔洞.图 2为含不同直径孔洞模型在加载结束后在同一位置剖开后显示的破裂情况.洞径越小的模型, 其承载压力越大, 因此, 含75 mm孔洞的模型在压力机加载压力达到行程上限时, 洞周破坏范围仍然有限, 仅沿洞壁周边出现了剪切滑移破坏, 两簇破裂带在洞壁周围相交彼此切割, 未出现围绕洞壁的环状破裂带; 洞径为90 mm的模型, 当压力达3 800 kN时, 位移增大明显, 在孔洞周围出现了较大范围的剪切滑移破坏, 两簇等角度滑移线沿相反方向扩展并在洞周相互交割, 但并没有环状破裂带出现; 当模型洞径增加到120 mm时, 加载压力达2 500 kN时模型破坏, 承载力最低.可以看到在洞周相交的两簇剪切滑移带将洞壁围岩切割得更加破碎, 在剪切滑移交割带的外部, 有一段环形裂纹由两簇剪切带的交点处沿近似平行于洞壁的方向扩展, 如箭头所示.可见隧道直径越大, 出现环状破裂带所需的轴向压力越小.测量各模型相互交割的破裂带间距发现:洞径为75 mm的模型, 其破裂带间距为5 mm左右; 洞径为90 mm模型, 其周边破裂带间距为5~10 mm; 洞径为120 mm模型, 其周边破裂带间距为10~15 mm.
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图 2 含不同直径圆孔模型在高轴向应力作用下的内部破裂情况 Fig.2 Fractures around hole of different sizes under high axial stress (a)—75 mm, 4 300 kN；(b)—90 mm, 3 800 kN；(c)—120 mm, 2 500 kN. |
由于洞壁径向应力很小, 洞壁岩体主要受到洞周切向应力和沿洞轴线方向的双轴应力作用.Jia等[10]针对岩石在双轴应力作用下的破坏模式进行了详细研究.试验结果表明:当洞径较小时, 由于洞壁岩石的承载力较高, 洞周仅发生剪切滑移破坏; 当洞径较大时, 洞壁岩石的承载能力降低, 在相对更高的强度应力比作用下, 洞壁围岩形成了环绕洞壁的劈裂破坏带, 与文献[10]的模拟结果一致.
3 隧道高跨比对环状破裂的影响由上面的试验可知, 圆形隧道在高轴向应力下, 洞径越大, 即洞壁曲率越小, 越容易出现与洞壁近似平行的破裂带, 对圆形隧道则表现为环状破裂带.文献[6, 9, 13]通过模型试验给出了在高轴向应力下, 高跨比接近1的U形隧道的破裂模式仍为整体环绕隧道的环状破裂模式.但是对于水电工程当中较为常见的高边墙隧道, 即隧道高度远远大于跨度的情况则未见讨论.由于边墙部位高度相较于拱部和底部尺寸更大, 加上边墙的曲率为0, 根据第2节的试验结果可以推断, 在高轴向应力下, 围岩的破裂模式可能不完全为环状破裂.如在高边墙隧道开挖过程中, 常可观察到如图 3所示[14]的平行于洞壁的层状破坏; 白鹤滩大型地下厂房开挖围岩片帮观察也表明, 片帮破坏发生在与隧洞横断面上最大主应力方向呈大夹角或近似垂直于洞周轮廓线[15].针对层状破裂带与高轴向应力下的环状破裂带之间是否相关的问题进行如下试验研究.
为便于对比, 本模型中的高边墙隧道面积均与直径90 mm圆形隧道面积相同, 其高跨比分别为1.5, 2.0和2.5, 模型材料及加载方式均与第2节相同.图 4为含不同高跨比高边墙倒U型隧道模型在加载结束后的内部破裂情况.由于边墙较高, 且支护阻力几乎为零, 加载后边墙向洞内发生了较大的位移.但从最终破坏模式可以看出, 在拱顶上方均出现了由剪切滑移带相互交割形成的倒V字形破坏; 在每侧拱脚处, 分别出现了向拱底中央和边墙延伸的两簇剪切滑移带, 其中左右拱脚处向拱底扩展的剪切带在拱底相互交割, 形成拱底破碎带; 而拱脚处分别向两侧边墙扩展的剪切滑移带逐渐向上方扩展时, 其扩展方向与洞壁夹角逐渐减小, 逐渐改变为近似平行于洞壁的方向, 形成了数条近似平行于边墙的破裂带.这些破裂带主要分布在边墙两侧, 而在拱顶和拱底均没有出现平行于拱顶和拱底洞壁轮廓的破裂带, 在离洞壁较远处的破裂带近似呈环状.
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图 4 不同高跨比高边墙U型隧道在高轴向应力条件下的内部破裂情况 Fig.4 Fractures around the U-shaped high wall tunnel with different height-span ratio under high axial stress (a)—1.5；(b)—2.0；(c)—2.5. |
可见, 在高轴向应力作用下, 尽管高跨比较大, 洞壁围岩仍会出现环状破裂带, 只是破裂带的形状越靠近边墙(曲率为0), 则越接近洞壁的形状, 表现为近乎平行的层状破裂带.而在拱顶处, 由于曲率远大于边墙曲率, 未形成环状破裂带, 在底板处, 由于跨度远小于边墙, 也没有形成环状或层状的破裂带.这说明, 在高轴向应力下环状破裂带的出现与洞壁临空面的曲率和跨度密切相关, 曲率越小, 跨度越大的临空面附近易形成近似平行于该临空面的层状破裂.
为获得在高轴向应力作用下高边墙隧道洞壁围岩内部破裂机制, 在试验前, 在洞壁周围模型内部布置了应变片, 其布置示意图如图 5所示.在加载过程中模型内部的应变发展情况如图 6所示.在左右边墙靠近拱肩部位的应变监测数据表明, 在加载过程中, 第2, 17, 20号应变片均经历了明显的受压过程, 但最终破坏模式均为拉破坏; 在左右边墙靠底板处, 除7, 15号应变片损坏未测到数据外, 左右边墙下部各测点的应变几乎均为拉应变.可见, 在高轴向应力作用下, 高跨比较大的直立高边墙隧道边墙部位的层状破裂主要为拉破坏.
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图 5 高跨比为2.5高边墙隧道模型内应变片布置 Fig.5 Arrangement of strain gages around the U-shaped high wall tunnel with height-span ratio of 2.5 |
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图 6 加载过程中高跨比为2.5隧道模型内部不同部位的应变(以拉为正) Fig.6 Strain changing around the U-shaped high wall tunnel with height-span ratio of 2.5 during loading process(tensile strain is positive) |
以往对于高轴压下洞周围岩破裂模式的研究, 多集中在对单洞隧道围岩破裂模式和破裂机制的探讨, 对于深部工程中较常见的近距离隧(巷)道在高轴向应力下的破裂问题讨论不多.为此, 分别制作了2个含双洞的模型试件, 其洞间距分别为洞径的1.5倍和2倍, 单洞直径为75 mm.模型的整体尺寸、材料配比及加载方式均与前述试验相同.加载结束后将两模型在相同位置剖开, 结果如图 7所示.
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图 7 双洞隧道模型在高轴向应力下的破裂模式 Fig.7 Fracture around twin tunnel under high axial stress (a)—1.5倍洞径, 3 500 kN；(b)—2倍洞径, 3 594 kN. |
在高轴向应力下, 2个单洞隧道周边都出现了靠近洞壁的剪切滑移破裂, 图 7a由于洞间距较大, 两洞相互影响较小, 破裂模式与单洞圆形隧道模型相同，即在2个单洞洞壁附近, 产生了两簇扩展方向相反的剪切滑移破坏, 在离洞壁一定距离处, 由剪切滑移交割尖端出现了沿平行于洞壁方向扩展的环状破裂带, 如图中箭头所示.破裂带分别环绕2个单洞扩展.在图 7b中由于洞间距较小, 二者距离较近, 洞间岩柱应力集中程度大, 两单洞隧道在相互靠近侧, 其洞周剪切滑滑移线相互切割严重, 分别形成两个V形破坏区; 在两洞相互远离侧, 分别有两条环状破裂带由剪切滑移带交割处的尖端, 围绕两双洞扩展.破裂带在向远离洞壁方向延伸时, 其扩展方向与洞壁的夹角逐渐减小, 在两洞上下侧形成了2个近似环状的破裂带, 如图中的箭头所示.试验结果表明, 在有围压约束的高轴向应力作用下, 环状破裂是洞周围岩的特定力学响应.当两洞间距近, 应力场相互叠加强烈时, 环状破裂将环绕两洞, 呈椭圆形, 椭圆的长轴方向为两洞中心连线方向; 当两洞距离较远, 应力场叠加不明显时, 环状破裂带将分别围绕单洞扩展.
5 岩石非均匀性对破裂模式的影响岩石材料是典型的非均匀材料, 工程开挖影响范围内的岩体内部包含众多的节理、裂隙等结构面, 其力学性质、结构特点各不相同, 对洞壁围岩的破裂模式影响也不尽相同, 即使在力学特性较为接近但岩性不同的完整岩体中, 由于构成岩石材料的矿物颗粒大小不同, 洞壁围岩的破裂模式也可能不同.为讨论完整岩体岩石材料本身矿物颗粒大小的非均匀程度对环状破裂的影响, 分别建立3个均匀程度不同的模型.
模型预留孔直径为90 mm, 分别在每个模型中加入不同比例的粗砂、中砂和细砂以模拟完整岩体岩石材料本身矿物颗粒大小的非均匀程度.图 8a中材料配比为m水泥:m细砂:m水=1:12:1.5;图 8b中材料配比为m水泥:m砂:m水=1:12:1.5, 其中m粗砂:m细沙=1:4.4;图 8c中材料配比为m水泥+石膏:m砂:m水=1:13:1.21, m粗砂:m中砂:m细砂=1:2:5, 为避免增加粗骨料导致材料强度提高而无法压坏, 在水泥中加入了少量石膏(m水泥:m石膏=5.4:1)以降低材料的强度.三种配比材料的单轴压缩试验均表现为脆性破坏特征.
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图 8 材料非均匀性对破裂模式的影响 Fig.8 Effect of heterogeneity on fractures (a)—3 800 kN；(b)—3 600 kN；(c)—4 000 kN. |
由于粗骨料增加了试件的强度且洞径较小, 在压力几乎达到压力机行程时, 在洞周也并未出现明显的环状破裂带.比较3个模型的试验结果可以看到, 由于图 8a材料较均匀, 在洞壁附近出现了明显的剪切滑移破坏, 但随着材料非均匀性的增加, 图 8b和图 8c洞壁围岩破碎程度逐渐增加, 图 8c洞壁的裂纹张开明显, 显示较为明显的拉破裂特征.这说明, 随着岩石材料非均匀程度的增加, 洞壁围岩的破坏将由剪切破裂为主转变为拉破坏为主, 这与Jia等[12]的数值试验结论一致.
6 结论1) 环状破裂是由洞壁剪切破坏带相互交割处开始, 向远离洞壁方向开展的以拉为主的破裂, 扩展方向与洞壁的夹角随距洞壁距离的增加而逐渐减小, 最终形成近似平行于洞壁的破裂带.
2) 曲率小, 跨度越大的临空面附近易形成近似平行于该临空面的破裂带, 在圆形隧道附近表现为环状, 在直立高边墙附近表现为平行于洞壁的层状破裂, 破裂带间距随洞径的增加而增加.
3) 对于双洞隧道, 当两洞间距近, 应力场相互叠加强烈时, 环状破裂将环绕两洞, 呈椭圆形发展, 椭圆的长轴方向为两洞中心连线方向; 当两洞距离较远, 应力场叠加不明显时, 环状破裂带将分别围绕单洞扩展.
4) 随着岩石材料非均匀性增强, 洞壁附近围岩的剪切破坏逐渐减少, 拉伸破坏逐渐增多, 洞壁围岩破碎程度逐渐增大.
需要说明的是, 本文在前人试验研究的基础上, 仅对有围压高轴向应力条件下洞周围岩环状破裂及其影响因素做了初步探讨, 实际上影响围岩破裂形态的因素还很多, 如地应力的各向异性、围岩材料的不同力学特性、隧道开挖顺序、结构面的影响等, 这些问题都需要在今后的工作中逐步深入和完善.
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