深埋隧洞硬岩板裂化过程试验研究

胡小川; 苏国韶; 陈冠言; 燕柳斌; 梅诗明

doi:10.11779/CJGE202012014

深埋隧洞硬岩板裂化过程试验研究 English Version

胡小川^1,,
苏国韶^{1, 2, ,},
陈冠言¹,
燕柳斌¹,
梅诗明¹

1.
广西大学土木建筑工程学院,广西　南宁　530004
2.
广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室,广西　南宁　530004

基金项目:

国家自然科学基金项目 41472329

广西研究生教育创新计划资助项目 YCBZ2018025

详细信息

作者简介:
胡小川(1990—),男,博士研究生,主要从事岩石力学与工程方面的研究工作。E-mail：h_xchuan@163.com

通讯作者:
苏国韶, E-mail：suguoshao@163.com

中图分类号: TU458
计量
- 文章访问数: 258
- HTML全文浏览量: 20
- PDF下载量: 129
出版历程
- 收稿日期: 2019-12-09
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2020-11-30

Experimental study on slabbing process of hard rock in deep tunnels

1.
School of Civil and Architecture Engineering, Guangxi University, Nanning 530004, China
2.
Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education, Guangxi University, Nanning 530004, China

摘要

摘要: 基于含孔花岗闪长岩试件成功再现了深部隧洞硬岩板裂化过程,并结合实时监测系统、光学显微镜、声发射监测系统对板裂过程、“V”型板裂破坏带、板裂微观机理、特征应力、碎屑及裂纹演化特征进行详细分析。结果显示：通过不断加载的应力路径可再现板裂化过程,板裂主要在压应力集中区域开始孕育,在微观上以穿晶、张性、膨胀性裂纹相互作用、联合贯穿,并以33.42°～41.91°的角度相交于临空面或洞壁,于潜在“V”型坑附近形成一系列薄岩板,岩板厚度通常为101.38～120.9 μm；岩板不断向外鼓胀、屈曲折断,最终在压应力集中区域形成近似对称的“V”型板裂带。板裂前期,声发射信号主频主要集中在260～340 kHz,幅值主要集中在40～60 dB,以产生高频、低幅、小尺度裂纹为主要特征；板裂后期,25～75 kHz的低频声发射信号开始出现,且在25～350 kHz整个区间均有分布,大于80 dB的高幅信号出现,以低频、高幅值裂纹号出现,低、中、高频和低、中、高幅值裂纹共存为主要特征；板裂中期,以主频、幅值特征介于上述二者之间的裂纹为主要特征。
- 岩石力学 /
- 深埋隧洞 /
- 板裂 /
- 物理试验 /
- 声发射
Abstract: Using the perforated granodiorite specimens, the slabbing of hard rock in deep tunnels is successfully reproduced. The real-time monitoring system, optical microscope and acoustic emission (AE) system are used to investigate the slabbing process, V-shaped slabbing band, micro-fracturing mechanism, characteristic stresses, fragments and crack characteristics. The results indicate that the slabbing can be reproduced by the continuously loaded stress paths. The slabbing is mainly inoculated in the region of compressive stress concentration. From a microscopic perspective, the extensile and dilatant cracks, generated in the form of trans-granular cracking, continue to interact and coalesce and then intersect with the free surface at the angle of 33.42°~41.91°, forming a series of thin plates with the thickness between 101.38~120.9 μm near the potential V-shaped pits. Subsequently, the plates continue to bulge outward, buckle and fracture, and finally form an approximately symmetrical V-shaped band. In the early stage, the dominant frequency of AE is mainly concentrated in 260 ~ 340 kHz, and the amplitude is mainly concentrated in 40~60 dB. This stage is mainly characterized by the cracks with high frequency, low amplitude and small rupture. In the later stage, the AE with the low frequency of 25~75 kHz begins to appear, resulting in a signal distribution from 25 to 350 kHz, and the AE with high amplitude larger than 80 dB appears. This stage is characterized by the appearance of cracks with low frequency and high amplitude and the coexistence of cracks with low, medium and high frequencies and low, medium and high amplitudes. In the medium stage, the cracks with the frequency and amplitude between the two are produced.
- rock mechanics /
- deep tunnel /
- slabbing /
- physical experiment /
- acoustic emission

HTML全文

0. 引言

尾矿库是矿山企业排放弃渣的辅助生产设施,其运行安全不仅关系到矿山生产运行,更关系到坝下人民群众生命财产和环境安全^[1-2]。建国以来有统计的尾矿库溃坝事故有38起^[3-4],造成巨大的生命、环境损失。由于重视程度的不足,在2001年—2008年,尾矿库事故呈上升趋势,于2008年到达高峰,其中溃坝事故居首,占事故数的58%,2008年发生襄汾尾矿溃坝事故后,国家高度重视尾矿库安全管理^[5-6],致使该类事故逐渐减小,但仍时有发生。

目前,国内外学者对尾矿库溃坝机理、尾砂下泄沉积演进等方面有一定的探索并取得了一定的规律性成果。在模型试验方面,Hanson等^[7]总结了美国农业部农业研究所的7次漫顶溃坝试验,提出4阶段的溃口发展过程,建立了溃口发展与堤坝材料间的相关性。Hassan等^[8]开展了3种类别的溃坝模型试验,针对溃口发展和溃口流量过程评价了7个溃口计算模型的适用性,提出了溃口宽度的修正建议。Alonso等^[9-10]、Gens等^[11]以Aznalcollard大坝溃决为实例,从现场试验观测、坝体破坏条件和下泄演进3个角度对溃坝的机理和过程进行研究,基于孔隙水压力变化过程提出了渐进式材料侵蚀破坏模式,重现了坝体滑坡过程的数值计算。Lobovsky等^[12]采集了溃坝水流的对下游结构物的动压力,提出了冲击力的计算模型。在数值计算方面,Zandarín等^[13]以古巴某尾矿库溃坝为例,采用水土耦合有限元方法模拟了溃坝诱因,指出低渗透性坝体内的毛细水是影响稳定的关键因素,提出将毛细水测定引入到安全监测范畴。钟启明等^[14]提出了均质坝溃坝“陡坎”移动的数学模型,建立了溃坝过程的数值计算方法,通过溃口流量过程和溃口形态验证了模型的合理性。Aureli 等^[15]在溃坝下泄冲击里的数据基础上,建立了三维SPH冲击力模型,率定了模型的参数敏感性并应用到相关预测上。Yuan等^[16]利用Fluent软件建立从砂流运动速率、冲孔力和相应的埋砂深度等方面分析了尾砂流的演进特征,得出了下游各断面的压力分布规律。阮德修等^[17]、Blight等^[18]以泥石流冲击力的计算方法,通过修正相关参数,模拟了尾矿下泄冲击过程,给出了冲击力与流速、埋深等参数的相关性。

总结相关研究,溃坝过程的研究多集中在土质水坝上,溃坝下泄演进也以水流为主要物质,下泄冲击作用也仅考虑了水的作用,而尾矿坝的特异性在于库内填料和筑坝材料是相一致的,溃坝形式、过程和下泄演进均与水坝溃决区别较大^[19-21],下泄冲击即与水坝溃决冲击不同,也与泥石流冲击有所差异^[22-23]。对此,亟待提出针对细粒尾矿料筑坝的溃决发展模式及模型,开展尾砂流的下泄演进规律,获取下泄冲击特性。本文以某金属矿尾矿料为材料,建立了库容约2600 m³,坝高5 m,坝长20 m的尾矿库溃坝模型试验。采用无人机、高速摄影等手段采集了溃坝发展过程,下游设置动应力、流速仪等传感设备,采集尾砂流冲击力数据,提出溃口演化、冲击作用和尾砂流冲刷沉积规律。

1. 尾矿库溃坝模型试验

1.1 试验目的及预期

尾矿库溃坝及下泄冲击试验是根据相似理论构建尾矿库物理模型,在库内注水,模拟排水不畅的不利工况,使坝体浸润线提升、饱和,在薄弱处形成管涌,模拟管涌发展形成溃坝的物理过程,对溃坝全过程进行监测,测得下泄尾砂流在不同速度下的应力时程曲线和冲刷沉积数据,揭示尾矿库管涌溃坝机理、尾砂流冲击特性及冲刷沉积特征。

1.2 尾矿库模型设计

本试验模型选址地为广东省大宝山矿槽对坑尾矿库库区内,矿区范围9.53 km²,是典型的大型铁、铜、铅、锌等多种重金属硫化物综合性矿场。为便于模型库内补充水源,且溃坝试验所产生的尾砂流直接排于库内,不对库区安全造成影响,将筑坝模型选在槽对坑尾矿库的库尾,其平面如图1所示。

图 1 试验区域设置

Figure 1. Test area

下载: 全尺寸图片幻灯片

利用此尾矿砂填筑的模型库,顶部长、宽分别为26,20 m,库底部长、宽分别为20,16 m,库内深度为5 m,总库容约2100 m³。库内堆放尾矿砂厚度为3 m,以模拟尾矿库存料并作为溃坝后尾砂流的来源,空余高度2 m用于注水浸润坝体,引导溃坝的发生。坝体高5 m,长22 m,顶宽1 m,坝内坡比1∶0.75,外坡比1∶1,模型设计及实体如图2,3所示,库容水位关系如图4所示。

图 2 尾矿坝试验模型设计

Figure 2. Model design of tests on tailing dam

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 尾矿坝实体模型

Figure 3. Physical model for tailing dam

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 库容水位曲线

Figure 4. Curve of water level

下载: 全尺寸图片幻灯片

本试验主要关注于尾矿坝的溃坝过程分析溃口演化规律,分析下泄尾砂流冲击特征及影响因素,阐述尾砂流冲砂沉积规律,因此不再考虑相似比尺问题,且本模型试验较大,可反映实际尾矿坝的溃决特性。

模型库选用原尾矿砂作为填筑材料,该库为,以铜矿为主的多金属沉积尾矿砂,尾矿砂颗分曲线如图5所示,从曲线中可以看出,D₅₀=0.12 mm,小于0.075 mm的颗粒含量占26%,属于细粒尾矿砂,在土的类别上属黏性土,渗透系数为2.89×10^-4 cm/s,属低渗透性。该尾矿砂因其含有选矿剂,具有较高的天然强度,表观性状为在天然含水量下经压实后有较高的强度,黏结性也很好,当浸水后选矿剂溶于水中,整体呈浆状,不再具有强度。模型填筑完毕后再坝体各位置采集试样获取基本物理参数如表1所示。

图 5 尾矿砂颗分曲线

Figure 5. Grain-size distribution curve of tailings

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 坝体各位置取样物理力学性质

Table 1. Physical and mechanical properties of sampling at each position of dam body

取样位置	含水率/%	密度/(g·cm^-3)	干密度/(g·cm^-3)	摩擦角/(°)	黏聚力/kPa
左坝肩	8.06	1.66	1.53	57.97	31.66
坝顶	9.57	1.69	1.55	50.21	32.45
右坝肩	6.65	1.75	1.64	61.44	36.06
左坝坡中	7.03	1.72	1.61	55.98	30.71
坝坡中	4.36	1.70	1.63	59.94	32.72
右坝坡中	6.53	1.67	1.57	57.27	30.90
左坝脚	6.29	1.82	1.71	58.09	35.27
右坝脚	5.84	1.79	1.69	57.97	31.38

下载: 导出CSV

| 显示表格

从坝体8个典型位置的力学性质可得坝体材料的平均摩擦角为56.43°,平均黏聚力为32.78 kPa,反映该材料在天然含水率下具有较好的强度。

1.3 监测布置方案

（1）溃口演化及下泄过程记录

为监测溃口发展规律和坝体变形,在坝体坡面设置50 cm边长的正方形网格,为捕捉初始溃决流速,在渠道内设置100 cm边长正方形网格,网格配合3台高帧率摄像及共同构成记录系统。如图6所示。

图 6 溃口演化及下泄过程记录网格

Figure 6. Record grids of breach evolution and discharge process

下载: 全尺寸图片幻灯片

（2）尾砂流下泄冲击记录

为测得下游不同距离处的溃坝下泄流速和冲击作用,在渠道内安装6根钢结构立柱作为承载设置,其中^#1立柱高,安置于距离坝址5 m处,其余5根立柱高1.5 m,以10 m的等间距安装于下游渠道内,立柱根部安装4枚动应力计,上部安装雷达流速仪,侧边安装水尺。在坝体上安装12支渗压计用于获取坝体浸润线变化规律。整体安装简图如图7所示。

图 7 尾砂流下泄冲击记录仪器安装

Figure 7. Installation of impact recording instrument for tailing discharge

下载: 全尺寸图片幻灯片

（3）摄像系统

通过架设高帧率摄像机,并配合各立柱侧边的测量水尺记录溃坝泥石流到达该处的时间、淹没高度及泥深变化情况。其中^#3立柱顶端安置一枚高速摄像机,捕捉溃坝正视图像及^#2立柱水位过程；渠道侧边安置1台摄像机,捕捉^#1立柱水位过程；全景摄像头安置于^#5—^#6立柱中间位置的渠道上,用于捕捉^#4—^#6立柱水位过程。无人机悬空正拍摄初始演进过程及溃口发展情况。

2. 试验结果及分析

2.1 尾矿坝管涌溃坝全过程分析

为实现管涌溃坝模式,在坝体填筑时左侧偏上距坝顶约1 m位置处的尾矿砂仅放置而不进行压实,使得该处的渗透系数大于其他部位,以确保能发生渗漏通道。在蓄水过程中,水面距坝顶0.4 m时,即淹没预制薄弱点0.6 m,发生渗漏现象,此时模型库内蓄水高度为1.6 m。

从发生管涌现象到溃坝完结历时约25 min,可将溃坝过程分为7个阶段,如图8所示：①在管涌位置坝体内侧土料被流水带出,外部形成小孔洞,内部空洞直径大于外部；②管涌通道贯通后迅速发展,并向下切割,下部形成的冲刷通道逐渐大于原始管涌通道；③坝体自下而上呈“八”字形跌落,当原始管涌通道扩大到上方自重大于摩阻力时,上部坝体脱落,并被溃坝水流带走,形成贯通坝体的溃口；④下游坝坡出现初始冲坑,随后形成“陡坎”并逐渐发展为近似直立状；⑤陡坎”向坝体上游发展,并保持直立,同时溃口的宽度和深度也不断发展,直至“陡坎”发展到上游库内尾矿料顶面；⑥溃口边坡发生失稳坍塌,且内侧边坡先于外侧边坡坍塌；⑦当水流的冲蚀能力小于土体的抗冲蚀能力时,溃坝过程停止。

图 8 溃坝发展过程

Figure 8. Dam break development process

下载: 全尺寸图片幻灯片

将水位下降过程与时间相关联得出如图9所示曲线,该曲线可显著表示水位下降的3阶段特征,首先是前240 s的缓慢下降段,其次为240～450 s的快速下降段,最后为450 s以后的末端平稳段,前期的缓慢下降段占总溃坝时间的52%。通过对溃坝的发生条件和过程进行分析,尾矿库排水条件不利,液面升高,坝体浸润线抬升时对其稳定最为不利。

图 9 水位下降与时间关系曲线

Figure 9. Relationship between water level and time

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 尾砂流下泄冲击特性

本次试验溃决点发生在坝体左侧,因此水流绕过第一根立柱,经喇叭口汇合聚拢后具备较大流速和冲击力,第一根立柱所测结果并不反映下泄时程特征,从第二根立柱分析溃决后尾砂冲击应力时程曲线,如图10所示。

图 10 各位置冲击力时程曲线

Figure 10. Time-history curves of impact force at each position

下载: 全尺寸图片幻灯片

由于试验溃口位置偏向坝体左侧,与渠道中流速监测点相对位置关系并非直接对应的,下泄物在^#2位置开始汇集,造成了^#2位置流速相对^#3位置小。^#3—^#6位置的最大流速随距离呈指数型衰减,如图11所示。据此可建立流速与冲击力间的相对关系。

图 11 最大流速随距离的衰减形式

Figure 11. Attenuation form of maximum velocity with distance

下载: 全尺寸图片幻灯片

综合分析各立柱位置流速与冲击力关系,从时程曲线上可看出,冲击力和流速整体曲线发展形态均包含上升段、峰值段和下降段,这3段在时间上也相互对应,但下降段流速呈“凹”型下降,而冲击力呈“凸”型下降,这与流速与冲击力的非线性关系有关。

为更具体的解构流速与冲击力的关系,将各立柱的最大冲击力与所对应流速耦合分析,建立流速大于4 m/s时流速与冲击力对应关系,同时在下降段找出同时刻下流速小于4 m/s时流速与冲击力对应关系,对应关系如表2所示,并绘制对应曲线关系如图12所示。

表 2 尾砂下泄流速与冲击力关系

Table 2. Relationship between velocity of tailing discharge and impact force

流速/(m·s^-1)	冲击力/kPa
1.62	17.14
1.79	21.69
2.21	19.17
2.60	22.64
3.08	26.58
4.67	44.08
5.44	57.29
6.18	73.96
6.54	85.22
8.03	137.43

下载: 导出CSV

| 显示表格

图 12 流速与冲击力对应关系

Figure 12. Corresponding relationship between velocity and impact force

下载: 全尺寸图片幻灯片

尾砂流的冲击力不仅与流速相关,与密度也直接相关,采集溃坝过程的尾砂流进行密度测试,得出平均密度为1.3 g/cm³,结合图12所示可知,在此密度下尾砂流的冲击力与流速呈幂函数相关性。拟合关系为

f = \frac{1}{2} ×1 .46 \times 1 {.3}^{3 .61} \times v^{2} +7 .62

$f = \frac{1}{2} ×1 .46 \times 1 {.3}^{3 .61} \times v^{2} +7 .62$ ,

(1)

式中,1.3为下泄尾砂流的平均密度,7.62为后缀项,可理解为与冲刷时的下泄埋深相关。对此可将式（1）抽象为一般化冲击力与冲击速度、埋深、密度的相关模型为

f = \frac{1}{2} α \cdot ρ^{β} \cdot v^{2} + γ \cdot ρ g h

$f = \frac{1}{2} α \cdot ρ^{β} \cdot v^{2} + γ \cdot ρ g h$ ,

(2)

式中, $α$ $α$ , $β$ $β$ , $γ$ $γ$ 为待定系数项,ρ为下泄尾砂流的密度,v为下泄冲击速度,g为重力加速度,h为下泄尾砂流冲击时的埋深。

2.3 尾砂流下泄冲刷沉积特性

坝体溃决后尾砂流在近端产生冲刷作用,在远端出现堆积,为分析尾矿库溃坝下泄泥砂在坝址下游的冲刷和沉积规律,采用无人机倾斜摄影建模方法,建立溃坝前后的精细地理模型,水平精度达到5 mm,如图13所示。

图 13 溃坝前后倾斜摄影地理模型

Figure 13. Photographical geographical model for slope before and after dam break

下载: 全尺寸图片幻灯片

利用此模型,沿渠道内在5,15,25,35,45,55 m和转弯处量测溃坝前后高程变化,渠道内的坡度为2%,在渠道内,由于流速较大,水深较深,造成竖直走向渠道内主要为水流的冲刷下切作用,且在有立柱阻挡的位置产生更大的激波,在立柱周围的冲刷更加严重,冲刷下切深度与流速正相关。渠道内整体冲刷深度如表3所示。

表 3 竖直渠道内的冲刷深度

Table 3. Scour depths in vertical channel

距坝址距离/m	原始高程/m	冲刷后高程/m	冲刷深度/cm
15	561.05	560.79	26
25	560.85	560.59	26
35	560.63	560.39	24
45	560.42	560.18	24
55	560.24	560.01	23

下载: 导出CSV

| 显示表格

在转弯处,存在消能效应,靠近渠道侧壁的一侧为冲刷区,远离的一侧为沉积区,冲刷区的形态与弯道形态基本一致,沉积区呈扇形展开。水流的冲刷作用使得冲刷区渠道围堰被掏蚀,渠道厚度变薄,如图14所示。

图 14 转弯区冲刷及沉积区划分

Figure 14. Division of erosion and sedimentary area in turning area

下载: 全尺寸图片幻灯片

冲刷相对严重的区域位置大致与竖直渠道相垂直,在流速方向由0°转为90°的过程中侧向侵蚀效应最大,如图15所示。

图 15 冲刷严重区域位置

Figure 15. Areas with severe erosion

下载: 全尺寸图片幻灯片

该侵蚀效应最大的沿程长度约为17 m,即一个转弯半径的长度,将弯道起始位置定义为沿程长度的0 m,利用地理模型量测溃坝前后外侧渠道厚度和底面高程,定量化的说明冲刷强度,并绘制冲刷特征与弯道起始距离的关系曲线如图16所示,可看出在弯道处冲刷现象显著,特别是侧向冲刷,最大侧向冲刷侵蚀为1.5 m,冲刷深度上在弯道处也明显加深。同时,在阻挡物的底部位置也发生较严重冲刷现象,该位置产生激波作用,往往比平顺位置更容易被掏蚀。

图 16 转弯处冲刷特征

Figure 16. Erosion characteristics at turning point

下载: 全尺寸图片幻灯片

从冲刷侵蚀特性上进一步分析可得,溃坝尾砂流的防护设施可设置在下游一定距离处,采用弯道引导泄流方向的形式,在弯道处尾砂流撞击弯道壁并改变流动方向,实现能量耗散,并在内侧设置开放式通道供耗散后的尾砂流沉积,实现整体性的防护。

3. 结论

（1）尾矿坝管涌溃坝模式属于冲刷掏蚀形成管涌通道,出现上部塌落、侧向冲刷,进而发生溃坝。溃口的发展经历了通道扩大、纵向下切和横向扩展3个过程,并基于此提出了7阶段的溃坝过程。

（2）尾砂流下泄速度随距离呈对数型衰减形式；根据下泄冲击力与冲击速度间的幂相关性特征,提出了含有冲击速度、密度、埋深的3参数冲击力模型。

（3）下泄尾砂流在坝体近端呈现下切冲刷的特征,冲刷下切深度与流速正相关；远端呈现沉积特征,特别的,在弯道流向转变的作用下,靠近渠道侧壁的一侧为冲刷区,远离的一侧为沉积区,冲刷区的形态与弯道形态基本一致,沉积区呈扇形展开。

（4）在弯道处,流速方向由0°转为90°的过程中侧向侵蚀效应最大,消能也最大,长度约为弯道的转弯半径；根据此特性可在下游一定距离处,采用弯道引导泄流方向的形式进行防护。

图 1 宏观、微观观测及试件

Figure 1. Macro- and micro-scopic observation and specimen

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 现场板裂应力路径^[17]

Figure 2. In-situ slabbing stress paths^[17]

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 加载应力路径

Figure 3. Loading stress paths

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 真三轴试验系统

Figure 4. True triaxial testing system

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 加载装置与视频监控系统

Figure 5. Loading devices and observation system

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 声发射监测系统

Figure 6. AE monitoring system

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 板裂化过程

Figure 7. Slabbing process

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 受力机制

Figure 8. Stress mechanism

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 板裂机制

Figure 9. Slabbing mechanism

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 左右边墙破坏

Figure 10. Failure results of sidewalls

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 破坏结果

Figure 11. Failure results

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 板裂深度和应力之间的关系^[18]

Figure 12. Relationship between slabbing depth and stress^[18]

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 切片位置

Figure 13. Slicing position

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 “V”型坑附近微观破坏

Figure 14. Micro-fracturing around V-shaped zone

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 局部破坏

Figure 15. Local failure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 “V”型坑裂纹密度

Figure 16. Fracture density around V-shaped zone

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 17 裂纹在洞壁的孕育角度

Figure 17. Fracture angle near opeing wall

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 18 碎屑及碎屑分布

Figure 18. Fragments and mass distribution

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 19 碎屑超景深三维显微镜扫描

Figure 19. 3D hyper-focal distance microscopic images of fragments

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 20 声发射主频、幅值特征

Figure 20. Dominant frequencies and amplitudes of AE

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 21 主频和幅值关系

Figure 21. Relationship between dominant frequency and amplitude

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 22 幅值统计

Figure 22. Statistics of amplitude

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 23 主频统计

Figure 23. Statistics of dominant frequency

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 24 岩性对板裂影响

Figure 24. Influences of lithofacies on slabbing

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 25 板裂^[6]和岩爆破坏^[2]

Figure 25. Slabbing and rockburst

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 试件特征应力

Table 1 Characteristic stresses of specimens

特征应力	时间/s	$σ_{z}$ $σ_{z}$ /MPa	$σ_{θ}$ $σ_{θ}$ /MPa	$σ_{θ}$ $σ_{θ}$ / $σ_{θ \max}$ $σ_{θ \max}$
起裂应力 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$	1547.64	74.00	212.00	0.55
明显颗粒弹射	2301.12	113.72	331.16	0.86
损伤应力 $σ_{cd}$ $σ_{cd}$	2563.56	127.50	372.50	0.96
板裂化开始	2460.60	122.10	356.30	0.92
明显板裂化	2650.32	132.08	386.24	1.00

下载: 导出CSV

参考文献(21)

[1]	钱七虎. 地下工程建设安全面临的挑战与对策[J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(10): 1945-1956. doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.10.001 QIAN Qi-hu. Challenges faced by underground projects construction safety and countermeasures[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(10): 1945-1956. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1000-6915.2012.10.001
[2]	冯夏庭. 岩爆孕育过程的机制,预警与动态调控[M]. 北京: 科学出版社, 2013. FENG Xia-ting. Mechanism, Warning and Dynamic Control of Rockburst Development Processes[M]. Beijing: Science Press, 2013. (in Chinese)
[3]	CAI M. Influence of intermediate principal stresson rockfracturing and strength near excavation boundaries- insight from numerical modeling[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2008, 45(5): 763-772. doi: 10.1016/j.ijrmms.2007.07.026
[4]	JIANG Quan, FENG Xia-ting, FAN Yi-lin, et al. In situ experimental investigation of basalt spalling in a large underground powerhouse cavern[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2017, 68: 82-94. doi: 10.1016/j.tust.2017.05.020
[5]	MARTIN C D. Hoek-Brown parameters for predicting the depth of brittle failure around tunnels[J]. Canadian Geotechnical Journal,1999, 36(1): 136-151. doi: 10.1139/t98-072
[6]	READ R S. 20 years of excavation response studies at AECL's Underground Research Laboratory[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2004, 41(8): 1251-1275. doi: 10.1016/j.ijrmms.2004.09.012
[7]	张传庆, 冯夏庭, 周辉. 深部试验隧洞围岩脆性破坏及数值模拟[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(10): 2063-2068. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201010017.htm ZHANG Chuan-qing, FENG Xia-ting, ZHOU Hui, et al. Brittle failure of surrounding rock mass in deep test tunnels and its numerical simulation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(10): 2063-2068. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201010017.htm
[8]	吴世勇, 龚秋明, 王鸽. 锦屏II级水电站深部大理岩板裂化破坏试验研究及其对TBM开挖的影响[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(6): 1089-1095. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201006003.htm WU Shi-yong, GONG Qiu-ming, WANG Ge, et al. Experimental study of slabbing failure for deep-buried marble at Jinping Ⅱ Hydropower Station and its influences on TBM excavation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(6): 1089-1095. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201006003.htm
[9]	DIEDERICHS M S, KAISER P K, EBERHARDT E. Damage initiation and propagation in hard rock during tunnelling and the influence of near-face stress rotation[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2004, 41(5): 785-812. doi: 10.1016/j.ijrmms.2004.02.003
[10]	DIEDERICHS M S. The 2003 Canadian Geotechnical Colloquium: Mechanistic interpretation and practical application of damage and spalling prediction criteria for deep tunnelling[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2007, 44(9): 1082-1116. doi: 10.1139/T07-033
[11]	侯哲生, 龚秋明, 孙卓恒. 锦屏二级水电站深埋完整大理岩基本破坏方式及其发生机制[J]. 岩石力学与工程学报,2011, 30(4): 727-732. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201104012.htm HOU Zhe-sheng, GONG Qiu-ming, SUN Zhuo-heng. Primary failure types and their failure mechanisms of deep buried and intact marble at Jinping Ⅱ hydropower station[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(4): 727-732. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201104012.htm
[12]	宫凤强, 罗勇, 司雪峰, 等. 深部圆形隧洞板裂屈曲岩爆的模拟试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(7): 1634-1648. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201707008.htm GONG Feng-qiang, LUO Yong, SI Xue-feng, et al. Experimental modelling on rockburst in deep hard rock circal tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(7): 1633-1648. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201707008.htm
[13]	宫凤强, 罗勇, 刘冬桥. 深部直墙拱形隧洞围岩板裂破坏的模拟试验研究[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(6): 1091-1100. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201906015.htm GONG Feng-qiang, LUO Yong, LIU Dong-qiao. Simulation tests on spalling failure in deep straight-wall-top-arch tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(6): 1091-1100. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201906015.htm
[14]	周辉, 徐荣超, 卢景景. 深埋隧洞板裂屈曲岩爆机制及物理模拟试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2015, 34(增刊2): 3658-3666. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2015S2006.htm ZHOU Hui, XU Rong-chao, LU Jing-jing, et al. Study on mechanisms and physical simulation experiment of slab buckling rockburst in deep tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(S2): 3658-3666. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2015S2006.htm
[15]	HAIMSON B. Micromechanisms of borehole instability leading to breakouts in rocks[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2007, 44(2): 157-173.
[16]	ZHAO X G, WANG J, CAI M, et al. Influence of unloading rate on the strainburst characteristics of Beishan granite under true-triaxial unloading conditions[J]. Rock mechanics and Rock engineering, 2014, 47(2): 467-483.
[17]	MARTIN C D. Seventeenth Canadian geotechnical colloquium: the effect of cohesion loss and stress path on brittle rock strength[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1997, 34(5): 698-725.
[18]	MARTIN C D, CHRISTIANSSON R. Estimating the potential for spalling around a deep nuclear waste repository in crystalline rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2009, 46(2): 219-228.
[19]	CHANG S H, LEE C I. Estimation of cracking and damage mechanisms in rock under triaxial compression by moment tensor analysis of acoustic emission[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2004, 41(7): 1069-1086.
[20]	CHAGN C D, HAIMSON B. True triaxial strength and deformability of the German Continental Deep Drilling Program (KTB) deep hole amphibolite[J]. Journal of Geophysical Research: Solid Earth, 2000, 105(B8): 18999-19013.
[21]	CAI M, KAISER P K, MORIOKA H. FLAC/PFC coupled numerical simulation of AE in large-scale underground excavations[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2007, 44(4): 550-564.

施引文献(4)

期刊类型引用(3)

1.	沈扬，邓珏，翁禾，阳龙. 分级加卸载下南海珊瑚泥一维固结长期变形试验及模型研究. 岩土力学. 2023(03): 685-696 . 百度学术
2.	陈信升，丁选明，蒋春勇，方华强，王成龙. 吹填珊瑚岛礁钙质软泥的渗透特性试验研究. 土木与环境工程学报(中英文). 2021(04): 58-66 . 百度学术
3.	王竞州，丁选明，蒋春勇，方华强. 钙质软土的真空预压与电渗固结室内试验研究. 岩土工程学报. 2021(S2): 36-40 . 本站查看