围压作用下裂隙岩体变形破坏及碎胀特性研究

围压作用下裂隙岩体变形破坏及

碎胀特性研究

袁树成

(中铁十四局集团第二工程有限公司山东泰安271000)

摘要：巷道等围岩常存在裂隙，其支护问题一直是岩石力学研究领域的重难点。为了深入研究裂隙岩体变形破

坏的特性，开展了不同围压条件下不同裂隙倾角砂岩常规三轴压缩试验，探讨了围压及裂隙倾角对裂隙岩石强度 的共同影响，获得了裂隙岩石强度与围压及裂隙倾角之间的关系，分析了不同围压条件下裂隙岩石的碎胀变形特 性，建立了考虑裂隙倾角及围压的裂隙岩体碎胀变形模型，最后结合数值模拟试验对模型进行了验证与分析。研 究表明：一定围压条件下裂隙倾角越大岩石强度越小，一定裂隙倾角下围压越大岩石强度越大，裂隙岩石强度受围 压与裂隙倾角的共同影响；裂隙岩石的峰后碎胀变形远大于峰前弹塑性变形，围压主要影响裂隙岩石的碎账变形， 对峰前弹塑性变形的影响较小；而裂隙倾角对岩石峰前弹塑性变形及峰后碎胀变形均有影响，但由于破坏模式的 不同，裂隙倾角对岩石峰后碎胀变形的影响规律不明显。

关键词：裂隙岩石残余强度围压碎账变形中图分类号：U45丨.2

文献标识码：A

DOI： 10. 3969/j. issn. 1009-4539. 2019. 12.007

Study on Deformation and Dilatancy-bulking Failure Characteristics of

Jointed Rock Under Confining Pressure

Yuan Shucheng

(China Railway 14th Bureau Group 2nd Engineering Co. Ltd., Tai'an Shandong 271000, China)

Abstract： Surrounding rock of underground roadway often exist joints, and the problem of rock support has always been a difficult work in the field of rock mechanics. In order to fully study the characteristics of deformation and failure of jointed rock mass, the conventional triaxial compression tests of rock with different crack dip angles under different confining pressure conditions are carried out. The influence of confining pressure and crack inclination on the strength of rock is discussed and the fitting relations of rock strength with confining pressure and crack inclination is obtained. The deformation characteristics of jointed rock under different confining pressure are analyzed. And the model of jointed rock dilatancy- bulking deformation is established by considering confining pressure and crack dip angles. Finally, combined with numerical experiment, verification and analysis of the above model are carried out. The research shows that the greater the angles of the jointed rock under certain confining pressure, the smaller the rock strength ； the greater the confining pressure under certain crack inclination, the greater the rock strength, the strength of jointed rock is influenced by confining pressure and crack inclination ； the post-peak bulking deformation of the jointed rock is much larger than pre-peak elastic-plastic deformation, the confining pressure mainly affects the post-peak bulking deformation and has little effect on pre-peak elastic-plastic deformation； the crack dip angle has an influence on the pre-peak deformation and post-peak deformation, however, the influence rule of the crack dip angle on post-peak bulking deformation is not obvious owing to the different failure modes.

Key words： jointed rock； residual strength； confining pressure； dilatancy-bulking deformation

收稿日期：2019-10-12

基金项目•.中铁十四局集团有限公司科技研发计划项目（KJU-02) 作者简介：袁树成（1982-)，男，安徽蒙城人，高级工程师，主要从事桥

隧、路基工程专业技术研究；E-mail: 77503508@qq.com

铁道建筑技术 RAILWAY CONSTRUCTION TECHNOLOGY 2019(12)

21

•科技研究•

1引言

在巷道的施工过程中，围岩常发生威胁工程安全

度及残余强度的影响，并提出了提高岩体残余强度 的支护方法。

以上研究主要集中在围压或裂隙对岩体力学 特性的单一影响上，考虑裂隙倾角及围压共同影响 的研究比较少，特别是针对裂隙及围压对岩体峰后 碎胀变形影响的文献还很少见。本文开展了不同裂 隙倾角的类砂岩常规三轴压缩试验，分析了裂隙倾角 及围压对试块强度特性的影响，提出了裂隙岩体峰后 碎胀变形模型，研究了围压及裂隙倾角共同影响下裂 隙岩体的碎胀变形特性。研究成果为巷道等地下工 程的围岩支护设计提供一定的理论依据。2

试验设计

的有害变形,围岩支护是减小有害变形的常用有 效手段。对于存在破裂带的巷道围岩，已有研究证明 裂隙倾角影响裂隙岩体的力学行为，巷道围岩的支护 对象是具有复杂力学行为的裂隙岩体[3_4]。因此，研 究不同围压条件下裂隙岩石变形破坏及碎胀特性 对确保巷道围岩稳定性至关重要。

室内试验是研究岩石力学行为的重要手段，刘 洪磊等[5]结合声发射监测技术开展了岩石试样的 单轴压缩试验，分析了试块受力破坏时的声发射规 律，研究了单轴压缩条件下岩石的强度特性及破坏 模式。向天兵等[6]通过开展裂隙岩石的真三轴试 验，分析了三向应力条件下结构面对岩体的稳定性 的控制效应，研究指出岩体的破坏模式及支护效果 与结构面参数息息相关。等[7]利用真三轴巷 道平面应变模型试验，研究了节理密度对深埋裂隙 岩体破裂区及碎胀变形的影响。TIWARI等[8]为了 充分研究裂隙岩石的峰后失稳行为，相继开展了常 规三轴试验与真三轴试验，研究了裂隙几何形状及 加载方式对岩石强度及变形破坏的影响，提出了在 准三轴和真三轴应力条件下估算峰后模量的表达 式，建立了岩石硬化、软化、弹塑性变形的评估方 法。Kulatilake1、、Sagong'IQ\\Wang:11 ■等人则是将室 内试验与数值分析方法相结合，分别研究了单轴、 三轴条件下裂隙岩体裂纹发展规律。通过试验的 方法得到岩石的力学性质后，要建立本构模型才能 将变形规律广泛地应用到实际工程中，国内外的许 多学者都做过岩石本构模型方面的研究。张强 等[12]针对深部岩体，引入中间主应力，基于统一强 度理论建立了弹塑脆性模型，通过解析的方法获得 了围岩应力场及变形场。卢兴利[13]、黄兴[14]等人 依托室内岩石三轴卸荷试验，分析了不同围压条件 下完整岩石各特征应力值的演化特性，提出了岩石 发生峰后碎胀变形的判别准则，建立了考虑岩石扩 容碎胀演化机制的本构模型，并通过数值软件实现 了本构模型的工程应用，但并未考虑裂隙的影响。

本次试验试样采用含预制裂隙的标准圆柱形

(高为100 mm，直径为50 mm)类砂岩试件。预制裂 隙的倾角分别为15°、30°、45。、60。、75。,如图1所示。

图1含贯穿节理的岩石试件

试件采用425#普通硅酸盐水泥、砂子、水、早强 减水剂按照1:2.8: 0. 36:0.02的比例进行配比，试块 力学参数满足砂岩相似度要求DW6^6 ,表1为试块 与砂岩物理力学参数的对比结果。对于裂隙的模拟， 本文在对比分析不同的裂隙制作方法后，选用硬纸条 编成的网状结构模拟裂隙[17]，硬纸条宽1 cm(见图

2)

,图中空隙部分允许透过上述水泥砂子混合液。试

块制作过程为:按比例配置材料—搅拌机搅拌均匀— 将均匀的混合料倒人模具中—振动去泡—养护24 h 后拆模—标准养护28 d—取芯—打磨端部。

.

'、 、'■.'

阴影部分表示硬纸条，空白部分表示空隙

一

1

Gao等[15]则认为在岩石破坏不可避免时，应当重点 关注岩体的残余强度，特别是对于预先存在裂隙的

岩体，其借助离散元软件分析了围压对岩体峰值强22

图2

模拟裂隙的网状结构

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•科技研究•

表1

试块与砂岩的力学参数对比

材料

试件密度/(s-™r3)压缩弹性模量/GPa单轴抗压强度/MPa

泊松比

内摩擦角/(°)粘聚力/MPa单轴抗拉强度/MPa

标准圆柱体完整试块

2.49.239.80.223016.25. 1砂岩

2.3 ~2.7

5〜60

22 ~ 175

0.2 -0.3

30-50

4〜40

4 ~23

本次试验采用的试验设备为RLW-1000型岩石三 50『

^ 60

轴流变仪。试块的轴向应变与径向应变分别采用轴向 £N4

o

位移传感器与径向位移传感器进行测量，而后根据应 /

3

?o

~-

变的定义计算得到相对应的应变。定围压为2、5、7、 to

2

+預制裂《倾爲15° ^

~-〇- «制裂隙倾爾30° )-^

1^+預餉裂«龥帛45°10 MPa,加载速率为200 N/S;轴压以0.5 mm/min的加 1+ «制裂F*頻角60° ^

-〇-預制裂f*傾負75°

0.006

0.018 0.0300.007

0.0210.035

载速率加载到岩石试件完全破坏为止。试验时对每个 应变e, 应变e,

裂隙倾角试件，进行相同试验条件下的重复试验，每个 a. 2 MPa

b. 5 MPa

預系列重复3次，选取平均值作为该角度的试验结果。預制制裂裂w《倾倾瘌麻丨350。° «

70

56

3

试验结果分析

主28

預3.1围压及裂隙倾角对岩石强度的影响

蕷刺裂P*傾烏45° P <«制裂隙輛角60° & 14+«刺制裂裂r陳*翎倾雋角15° 預制裂陳倾烏75*

+

+預—〇—蕷制預剩裂刺裂I*裂竦類隙倾麟30° 倾鳥45° 瘌6705°。

通过常规三轴试验得到不同围压下裂隙岩石的 0.01 0.02 0.03 0.04

应变0.006 0.018 e,0.030

应力应变曲线，如图3所示。从图3a中可以看出:裂 应变e,

：.7 MPa

d. 10 MPa

隙倾角15°的试块峰值强度最大，裂隙倾角75°的试 图3不同围压条件下不同裂隙倾角 块峰值强度最小;裂隙倾角由30°增大到45°时，其应 岩样的应力-应变曲线

力-应变曲线差别最大，其峰值强度及残余强度均显 著减小。从图3b中可以看出：峰值强度与残余强度 表2为不同裂隙倾角及围压下试块的峰值强度 最大的仍是含15°倾角裂隙的试块;但当裂隙倾角超 值及残余强度值。根据表中数据，分别得到峰值强 过60°时，其峰值强度、残余强度的减小趋势减弱。从 度和残余强度与围压及裂隙倾角的相关关系，其拟 图3c中可以看出：当裂隙倾角小于等于60°时，裂隙 合关系如式（1)所示。从式中可以看出，裂隙试块 倾角对其峰值强度及残余强度的影响较大，但整体上 的峰值强度及残余强度受裂隙倾角与围压的共同 试块的峰值强度及残余强度均随着裂隙倾角的增大而 影响。

减小。从图3d中可以看出：10 MPa围压条件下，试块 crf = - 1. 623 2 • 峰值强度及残余强度随着裂隙倾角的变化趋势与2、5、 38.536 6 • sin0+. 7 6 « =0.987 2 (1)

7 MPa围压条件下相同，均是随着裂隙倾角的增加而减 crc = - 1. 347 1 • £t3 • sin20 +2. 327 1 • 〇r3 -

小;但对于具有相同倾角裂隙的试块,10 MPa时的峰值 17.037 8 • sin6»+31.911 3 « =0.980 5

强度>7 MPa时的峰值强度>5 MPa时的峰值强度 式中，A为试件峰值强度；R为试件残余强度；* >2 MPa时的峰值强度，10 MPa时残余强度>7 MPa B寸 为围压值;0为预制裂隙倾角;为拟合相关系数。

残余强度>5 MPa时残余强度>2 MPa时残余强度。

表2

试样强度

综上所述：一定围压条件下，预制节理倾角越 试件

预制裂隙

围压/

峰值强残余强大，裂隙试块的峰值强度及残余强度越小;不同裂 编号

倾角/(°)

MPa度/MPa

度/MPa

S-15-2249.457 232.246 1隙倾角试块应力应变曲线峰前阶段的形状基本相 S-15-5似，裂隙倾角主要影响裂隙试块应力应变曲线的峰 S-15-715

557.320 437.016 37.263 745.242 84后部分;在一定节理倾角下，试块的峰值强度及残 S-15-101067.914 550.417 7S-30-2241.623 928.063 6余强度随着围压的增加而增大;低围压状态下试块 S-30-5的峰后塑性变形小于高围压状态下的试块峰后塑 S-30-730

550.508 136.402 6757.436 138.758 7性变形，即随着围压的增大试块的峰后塑性增强。

S-30-10

10

62.720 9

40.882 5

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23

•科技研究•

续表2

试件编号

S-45-2S45-5S45-7S谷10S-60-2S-60-5S-60-7S-60-10S-75-2S-75-5S-75-7S-75-10

756045

A点即为弹性变形转为弹塑性混合变形的临界点。AB 段:试块发生弹塑性变形，试块内部裂纹不断发展，造 成试块体积膨胀，产生损失扩容;当达到B点时，试块 内部微裂纹逐渐贯穿，但并未出现滑移扩张。BC段: 峰值强度后，试块内部裂纹进一步扩展，并大量贯通， 导致试块产生初期碎胀变形;断裂能逐渐降低为零,试 ±夬体内的弹性能转化为动能，表现为破裂缝的扩张。 CD段:此阶段的应力较低，破裂块体在低应力作用下，沿 破坏面滑移、转动，产生较大的体积膨胀，试块结构破坏。

根据岩石体积应变的定义〜+e2 +心[〜， 围压条件下& =&，则由试验测得的试块轴向应变、 径向应变可得到其体积应变。表3为部分试样的轴 向应变、径向应变，计算整理后体积应变如图5、 图6所示。图5为裂隙倾角为30°的试块在不同围压 条件下的体积应变。从图5中可以看出，峰后的碎胀 变形远大于峰前的弹塑性变形，约占总体积应变的 90%左右;围压越大，裂隙试块峰后碎胀变形越小，但 围压对峰前弹塑性变形的影响并不明显，即围压对控 制试块的碎胀变形更有效。图6为7 MPa围压条件 下不同裂隙倾角试块的体积应变。由图6可知，裂隙 倾角对峰前弹塑性变形的影响程度高于围压对峰前 变形的影响程度;裂隙倾角对峰后碎胀变形的影响基 本表现为裂隙倾角越大峰后碎胀变形量越小，但规律 并不唯一，可能与试块破坏模式有关。

预制裂隙

倾角/(°)

围压/

MPa257102571025710

峰值强度/MPa

32.551 336.258 444.108 8.803 124.192 026.220 530.727 034. 184 119.617 325.001 228.234 733.340 9

残余强度/MPa

25.635 129.236 232.524 633.823 19.124 823.032 924.1 231.832 417.485 219.039 422.813 627.922 3

注:试件编号第一个字母S表示Sample;第二个数字表示裂隙倾 角；第三个数字表示围压大小。

3.2围压及裂隙倾角对体积应变的影响

根据上述试验得到的裂隙岩石应力-应变曲 线的变化趋势，可将不同围压条件下裂隙岩石应力 -应变曲线分为以下4个阶段 (见图4)。OA段:此阶段初始 阶段内部微裂纹被压密，试块 体积略微减小，随着应力的不 断增加，试块发生可恢复的弹性 变形，而后试块由单纯的弹性 变形转化为弹塑性混合变形，

表3

试件编号

S-30-2S-30-5S-30-7S-30-10S-15-7S-30-7S45-7S-60-7S-75-7

0.30

0. 24 0.0. 8 110.0

试样应变

峰值强度对应的应变轴向

0.016 920.016 820.017 210.010 550.014 210.017 21

预制裂隙倾角/(°)

围压/MPa

2

残余强度对应的应变轴向

0.023 550.030 500.037 190.024 070.029 750.037 190.022 010.023 120.015 02

径向

0.003 620.003 250.003 440.003 130.003 550.003 440.003 320.002 370.001 82

径向

0.105 900.082 800.059 520.055 730.072 510.059 520.071 780.052 580.036 95

30

5710

15304560750.25

7

0.013 270.009 900.007 50

,0.20

^ 0.15還 0.10

峰后碎綠*形

^峰前洋*性《形

4裂隙岩体碎胀变形模型

26

4.1碎胀变形模型的建立

巷道支护的主要作用是松动圈内碎裂岩

15 30 45 60 75裂咪倾角/(°)

长 0.05

0.00

围盔/MPa

0.00

体在发展过程中产生过大的有害变形[19]58。由于松 动圈内围岩处于破裂状态，原有的以弹塑性为基础 的数学模型在此无法直接引用和借鉴。根据围岩

图5不同围岩下的 体积应变

图6不同裂隙

倾角体积应变

24

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•科技研究•

松动圈内位移的传递规律[19]56_57,裂隙岩体碎胀应 变可以用图7来描述，其数学表达式为：

式中乂为松动圈的厚度;P。为原岩应力；A为围压 即支护力;0为裂隙倾角；对于某一具体的工程,a、6 为常数。

将公式(6)代人式(5)，整理得：

^ =BV

sa(r) 1 ⑵

式中，&是指碎胀应变;^指松动圈表面的碎胀应 变，即试验测得的体积应 变;r。为巷道半径;i为松动 圈的厚度；n是指与岩石性 质有关的曲线形状因子，》=0时£TS为常数，n = 1时A

为一条直线，n越大说明岩图7 5•与L的关系曲线 石强度越高。

巷道周边的裂隙岩体碎胀应变产生碎胀变形，

造成碎胀压力。假定r处碎胀应变引起巷道周边裂 隙岩体径向碎胀变形的增量为心s，则

2Tir0dus = 2-nres(r)dr

ro

'____________________〇£〇____________________.(-1.347 loysin20+2327 1(73-17.037 8sin6> + 31.911 3)(re + l) +

b

n + 1

2abP0

r〇(n + l)(/i+2)

_______^_______r0(n + l) (n +2)

_____________________^P[_____________________•r〇(-1.347 l〇-3-sin20+2 327 lcr3-17.037 8sin(9+31.911 3)2(n+ l)(n+2)

(7)

从上式可知，裂隙倾角与围压共同影响着裂隙岩 体的碎胀变形。在实际工程中应针对不同的裂隙岩 体设置适当的支护力（及时支护）来抵抗围岩碎胀

(3)

力,抑制围岩的体积应变，控制围岩碎胀变形,从而防 止巷道周边裂隙岩体过分变形发展造成工程事故。'

4.2碎胀变形模型的验证

为了验证上述模型的可行性，采用FLAC3D进 行数值模拟试验。计算模型如图8所示，高宽厚均 30 m,裂隙倾角分别为30°、75°，简化后的巷道断面

将私=~^，（r)dr代入式（2)中，整理得到岩体碎胀变形〃s,如式(4)。

对于某一具体的工程，《、;•。为常数，则公式(4) 积分得碎胀变形\\为：

直径为5 m。物理力学参数如表1所示，裂隙的参 数是将岩体参数弱化1 〇〇〇倍。上表面为自由边 界，其余表面采用法向固定约束，模型顶部施加应 力16.4 MPa用于补偿高埋深产生的原岩地应力。■

__________16.4 MPa____________________16.4 MPa________gv 乙，

U,

n + 1

eyL2r0(ra + l)(n+2)

结合3.2节及式（5)分析可知围压越大，&越 小，碎胀变形越小。

巷道开挖后，岩体应力重新分布，由于应力集 中，围岩周围形成松动圈，巷道周边岩体应力逐渐 下降至残余应力。已有研究证明，残余强度对控制 松动圈的进一步发展至关重要[16]9,也就是说，可 通过提高岩体的残余强度来控制巷道周边裂隙岩 体的应变，支护主要是要控制岩石峰后残余强度阶

段的变形。基于3.1节中裂隙岩石残余强度与围压 及倾角的关系，得到含裂隙的巷道围岩松动圈发展 变化规律[2〇]:

L=a — + 6 =

图8计算模型

图9为不同支护力作用下巷道周围竖向位移分 布云图，图中的A为围压即支护力，0为裂隙倾角。 从图中可以看出：相同裂隙倾角下，提高支护力能

有效控制围岩变形;相同支护条件下，0=45°时巷道 围岩变形大于0 = 30°时的变形。选取数值模拟中 巷道顶部竖向位移与本文碎胀变形理论模型对比，

25

a___________________P〇___________________+b

a- 1. 347 loysin26> + 2_ 327 1(6)

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•科技研究•

结果如图10所示。由图10可知，理论计算结果和 数值模拟结果基本一致，验证了上述碎胀变形模型 的正确性。

参考文献

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图9

巷道周围竖向位移

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5结论[10] SAGONG M, PARK D, Y00 J, et al. Experimental and

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(1)

开展了不同裂隙倾角的裂隙岩石常规三轴

under biaxial compression [ J ]. International Journal of 压缩试验，获得了不同围压条件下裂隙岩石变形破 Rock Mechanics and Mining Sciences, 2011，48(7): 坏规律及碎胀特性，建立了裂隙岩体峰后碎胀变形

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模型，并通过数值试验验证了模型的可行性。

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变形，峰值强度之后裂隙岩石主要发生碎胀变形。 [12] 张强，王红英，王水林，等.基于统一强度理论的破裂

围压主要影响裂隙岩石的峰后碎胀变形，围压越 围岩劣化弹塑性分析[J]•煤炭学报，2010,35(3) :381 大,岩石的峰后碎胀变形越小。

-386.

(3)

裂隙倾角与围压共同影响着裂隙岩石变形

[13] 卢兴利，刘泉声，苏培芳.考虑扩容碎胀特性的岩石本

构模型研究与验证[J].岩石力学与工程学报，2013, 破坏规律及碎胀特性。在含裂隙的巷道围岩支护 32(9) ：1886 -13.

设计施工中应充分考虑围压及裂隙倾角对围岩稳 [14]

黄兴，潘玉丛，刘建平，等.TBM掘进围岩挤压大变形机

定性的影响。对于裂隙数目对巷道围岩峰后体积 理与本构模型[J].煤炭学报，2015,40(6):1245 - 1256.

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(上接第13页）

结构型式全部一致，调整施工方向前架桥机退至已 架好的梁面上,1、4号腿支撑，布置锚索，2、3号支腿 可在1、4号支腿支撑时，利用天车将其相对位置进 行倒换并旋转180°实现架桥机反向施工（见图10)。

力的理论支持及实践。

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4.4架桥机通过限高

为满足架桥机通过限高要求，架桥机起车 布置在主梁巷内，有效压缩了整机高度，利用天车 吊具配合手动穿心顶调整各节段姿态，显著降低了 吊具高度（传统吊具是利用旋转吊具下布置调整油

缸），另外在架桥机通过限高前，架桥机桥面站位 后，在1、4号支腿布置锚索[12]，利用天车拆除2、 3号支腿托辊以下的支撑结构（拆除部分在主梁下 妥善布置），利用1、4号 支腿作为升降架降低、升高整机高度，实现架 桥机通过限高并在通过 限高后恢复架梁高度 (见图11)。5

结论

本架桥机在东莞地铁R2线应用后，同类型架桥机 又在上海地铁5#号线[13_|4]、广州地铁14#号线等项目 上应用，充分体现了本机型的安全性、通用性等特点。

随着节段拼装工法从沿海发达城市到内陆的 不断推广（南昌市政高架、郑州四环高架等），对应 工法的节段拼装架桥机需求量将不断加大，而本机 型将为后续节段拼装架桥机的设计、制造提供强有

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