擾動誘發高應力巖體開挖卸荷圍巖失穩機制

趙光明，許文松，孟祥瑞，劉崇巖

(1.安徽理工大學 深部煤礦采動響應與災害防控國家重點實驗室，安徽 淮南 232001; 2.安徽理工大學 能源與安全學院，安徽 淮南 232001)

高應力巖體的開挖卸荷勢必導致圍巖產生應力集中，隨著圍巖應力的增高，其應力狀態接近或超過了巖體的極限強度，極易受外界載荷擾動產生失穩。當遠場外來載荷與靜載疊加合成載荷超過巖體的破壞臨界載荷，發生巖爆、沖擊地壓、瓦斯爆炸等沖擊破壞。

巖體工程是一個龐大的地質體，其內部存在大量的節理、結構面、裂隙、構造等，其力學特性在不同加、卸載路徑下有明顯的區別。哈秋舲[1-2]根據不同巖體工程的不同力學狀態，提出了“卸荷非線性巖體力學”的新概念，分析了不同巖石工程中巖石力學的各向異性，歸納為基礎工程的主要表現形式為加載，邊坡工程的主要表現形式為卸載，而地下工程的主要表現形式為兩者共同存在，即切向為加載，徑向為卸載。嚴鵬等[3]將原巖應力場和開挖擾動引起的二次應力進行疊加，分析了圓形隧洞鉆爆開挖時開挖邊界上初始應力場動態卸荷效應，并計算了其破壞范圍。王明洋等[4]研究加卸載條件下巖石的局部破壞特征，巖石在加載和卸載時內部出現的拉應力及其對巖石破壞模式的影響;李邵軍等[5]以錦屏II級水電站3號引水隧洞為研究對象，通過事先開挖的平行于引水隧洞的2-1號試驗支洞，利用數字鉆孔攝像技術，對TBM掘進過程中圍巖的開挖損傷區進行原位測試，研究成果為現場支護設計、支護時機、圍巖變形特性和地質資料分析提供直接依據;READ[6]、MARTIN[7]、KWON等[8]和YONG等[9]通過數值仿真試驗及現場實驗得到:開挖卸荷打破了原始應力平衡，導致巷道附近圍巖應力場重新分布，當應力大于圍巖自身強度時產生破壞，由自由面向巖體內部逐漸擴張。陳景濤和馮夏庭[10]研究表明，卸荷比加載破壞更加劇烈，卸荷條件下巖體主要向卸荷面擴容，發生拉伸張性破壞-劈裂破壞-剪切破壞復合型破壞;李宏等[11]研究表明，高應力巖體開挖卸荷最大切向應力是巖石內部發生張拉性破壞的主要因素;張傳慶等[12]研究表明，圍壓較低時破壞主要表現為拉伸-劈裂破壞，圍壓較高時破壞主要表現形式轉變為剪切破壞;任建喜和葛修潤[13]率先開展了巖石卸荷全程CT試驗，研究了巖石卸荷過程中損傷裂縫發育破壞的實時演化過程，研究表明，卸荷比加載更加容易破壞，同時具有突發性。李建林和孟慶義[14]根據巖體三軸卸荷試驗,研究了卸荷巖體的各向異性特性,如巖體卸荷的應力-應變關系、抗拉強度和變形模量等;李建林等[15]通過制作不同傾角單一預制節理試件，開展節理巖體三軸卸荷試驗，研究卸荷條件下節理巖體的應力-應變關系、變形特征、強度特征和破壞模式。目前普遍接受高應力開挖卸荷圍巖損傷開裂機制的觀點是由于高應力巖體開挖卸荷致使徑向卸荷從而引發切向應力集中，造成垂直于最大主應力或平行于開挖方向發生損傷張性拉伸破壞，最終導致巖體整體發生剪切破壞[16]。上述成果對高應力巖體開挖卸荷效應的研究起到了巨大的推進作用，但多數為單軸、雙軸卸荷試驗，采用真三軸單面卸荷試驗更能真實的模擬地下開挖卸荷現象;且在深部地下開挖過程中，開挖臨空面不僅僅受卸荷作用，同時軸向爆破引起的動態擾動也是致災的關鍵因素。竇林名等[17-19]初步探討了動靜疊加誘發沖擊礦壓原理并對薄煤層動靜疊加誘發機制進行了研究;劉少虹、李鳳鳴等[20]試驗研究了動靜加載下煤的破壞特性及機制。然而針對擾動誘發高應力巖體開挖卸荷損傷圍巖失穩機制還需進一步研究。

筆者采用真三軸卸荷擾動巖石測試系統，對高應力巖體開挖單面卸荷漸進性破壞規律進行研究，基于動力擾動波動方程及其擾動能量演化規律，分析不同初始應力、不同擾動振幅、不同擾動頻率靜動組合條件下高應力巖體單面卸荷力學特征和破壞特征，揭示擾動誘發高應力巖體開挖卸荷圍巖失穩機制，對高應力巖體開挖卸荷圍巖支護理論起到了重要的作用。

1 擾動誘發高應力巖體開挖卸荷圍巖失穩機制

1.1 高應力巖體開挖卸荷效應

巖體在開挖之前處于三維應力平衡狀態，開挖導致圍巖產生單面卸荷，打破原始平衡，由原始三向六面受力狀態轉變三向五面受力。由于圍巖具有自身的力學特性，一部分地應力以回彈變形的能量發生在開挖臨空面，另一部分向深部轉移，從而進行應力重新分布產生局部應力集中，當開挖巖體附近圍巖應力達到其臨界破壞強度時發生局部漸進性破壞，如圖1所示，其中，τ為剪切應力;c為黏聚力;σ為法向應力;φ為內摩擦角。臨近巷道的圍巖經歷了應力集中作用過程，從而在巷道周圍會形成應力梯度，而應力梯度是導致巷道圍巖破壞的重要影響因素之一[21]。不同應力條件下圍巖發生梯度破壞宏觀和細觀特征，隨著深度增加，應力梯度更明顯[22]。

1.2 擾動誘發圍巖失穩機理

地下開挖過程中高應力區域圍巖易發生動力破壞，對地下工程施工人員及施工設備構成了相當大的威脅。在離掘進工作面較遠的開挖邊界附近，圍巖常處于欠耦合靜動力加載狀態，遠程觸發的動力破壞常發生在高應力巖體開挖過程中。靜應力是切向應力集中引起的高應力，動荷載是掘進工作面在平行于掘進軸線圓形圍巖中傳播的爆破動力波所引起的，如圖2所示，其中，σ1為第一主應力;σ2為第二主應力;σ3為第三主應力;σx0為沿x方向地應力;σy0為沿y方向地應力;σz0為沿z方向地應力，在靜-動耦合荷載作用下，巖石發生的嚴重失穩破壞。高應力條件下的圍巖破壞可能是由軸向動力擾動載荷觸發的具有明顯時空滯后特征的動力破壞。

圖2 開挖后自由邊界附近典型巖石單元的應力狀態Fig.2 Stress state of a representative rock element near the free boundary after excavation

1.3 動力擾動波動方程及其傳播規律

假設巖體為理想彈性體，根據彈性理論和物理學知識可知擾動三維波動方程為

(1)

令μ=0，則有

(2)

簡諧震動是分析復雜動力擾動的基礎，設式(2)解的形式為

p=p(x)ejwt

(3)

式中，w為簡諧振動頻率;j為x方向;p(x)為一般簡諧振動方程。

將式(2)代入式(3)，并整理得

(4)

式中，k為波數，k=w/c0。

常微分方程(4)的解取復數組合形式為

p(t,x)=Aej(wt+kx)+Bej(wt+kx)

(5)

式中，A，B為通解系數。

波動方程

p(t,x)=paej(wt-kx)

(6)

衰減波動方程

p(t,x)=pae-axej(wt-kx)

(7)

反射應力波為

pR(t,x)=γpae-a(2t-x)ej(wt+kx)

(8)

式中，pa為常微分方程(4)特解;pR為反射應力波;γ=(ρ2c2-ρ1c1)/(ρ2c2+ρ1c1)為反射系數，ρ1，c1為一介質密度與波速，ρ2，c2為二介質密度與波速(損傷體可以通過改變介質密度來實現)。

入射應力波與反射應力波疊加得到經過自由面反射后的波動方程:

p(t,x)=pae-axej(wt-kx)+vpae-a(2t-x)ej(wt+kx)

(9)

1.4 擾動能量演化特征

在巖體中取一個微小單元體，其初始體積為V0，外力合力為P，密度為ρ0，速度為v，則該單元體的動能ΔEk為

(10)

在擾動作用下，單元體體積將發生膨脹與壓縮變形，其形變能ΔEp為

(11)

在平面波傳播過程中，只考慮縱波傳播時，有

(12)

式中，λ為拉梅彈性常數;Δ為二次函數中代表根的判別式。

由式(12)可得

(13)

式中，ks為彈性系數，組合式(11),(13)整理得

(14)

體積元里總的附加能量(觸發能量)為動能與位能之和，即

(15)

根據牛頓第二運動定律則有

(16)

聯立式(7)，(15)，(16)整理得，應力擾動體積元的總能量(觸發能量)ΔE為

(17)

擾動能流密度Δe為

(18)

2 單面卸荷擾動試驗設備及方案

巖石真三軸試驗是一種最全面的強度試驗，它不僅是建立強度準則的重要資料，更是檢驗巖石強度準則的最有效依據。巖石真三軸試驗可以通過試件3個垂直方向的主應力獨立加載、水平方向的一個面突然卸載，來模擬地下工程中開挖后產生臨空面導致圍巖破壞失穩的現象。

2.1 試驗設備

本試驗采用自主研發的真三軸卸荷擾動巖石測試系統不僅能夠模擬系統三向獨立加載高壓真三軸狀態，獲得高應力狀態下巖石的力學特性和變形破壞特征，還能夠模擬單向或雙向突然卸載，監測礦巖的損傷演化和破裂規律，同時可以實現2個方向的擾動(或沖擊)，振動擾動載荷范圍0～500 kN，頻率范圍0～50 Hz，可實現點的形式、面的形式進行擾動，如圖3，4所示。同時配套聲發射監測系統，聲發射信號監測選用軟島DS5聲發射系統，配合6個聲發射探頭采集信號，為盡量減少噪音影響，門檻值設定40 dB，聲發射采樣頻率范圍設定1 kHz～1 MHz，聲發射信號分析軟件實時記錄AE事件、能量、振幅等參數，并根據采集參數進行三維定位，如圖5所示。

2.2 試驗方案設計

本文采用自主研發的真三軸卸荷擾動巖石測試系統進行模擬真三軸三向六面受力狀態下單面卸荷試驗，試件采用完整性和均勻性較好的砂巖，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm。

方案1:分級加卸載試驗。

為了更好的分析巖樣在不同圍壓單面卸荷的力學特性，1～4號選取砂巖進行分級加卸載試驗，分級加卸載試驗過程采用液壓載荷手動控制對試件進行加載，初始圍壓見表1。每級應力為10 MPa，加載間隔約15 min[23]，觀察聲發射信號不發生變化時，證明該處巖石內部應力處于穩定狀態，內部損傷破壞不會發展，進行下一步加載。首先，對試件施加初始載荷，模擬地下工程圍巖的初始應力狀態，然后對最小主應力進行單面瞬時卸荷，第二主應力不變，穩定15 min，再對試件最小主應力卸荷面進行加載至原始應力值，最大主應力在原來的基礎上增加10 MPa，然后對最小主應力進行單面瞬時卸荷，如此循環直至破壞，如圖6所示。

方案2:單面卸荷擾動試驗。

圖3 真三軸擾動卸荷巖石測試系統Fig.3 True triaxial disturbance unloading rock test system

圖4 真三軸擾動卸荷巖石測試系統加載方式Fig.4 Loading method of true triaxial disturbance unloading rock test system

圖5 聲發射系統Fig.5 AE systems

假定真三軸卸荷擾動巖石測試系統Z方向為σ1方向、Y方向為σ2方向、X方向為σ3方向。試驗過程分為以下3個階段:① 初始應力加載;② 進行單面卸荷;③ 擾動震源為側向擾動，波形施加在側向，應力路徑如圖7所示，擾動時間函數為

表1 不同初始圍壓
Table 1 Different initial confining pressures

編號σ1/MPaσ2/MPaσ3/MPa卸荷速率/(kN·m-1)130105瞬時230155瞬時330205瞬時430255瞬時

(19)

式中，F(t)為擾動載荷大小，kN;Pmax為擾動載荷的峰值。

圖6 分級加卸載試驗路徑Fig.6 Step loading and unloading test path

圖7 應力路徑Fig.7 Stress path

根據文獻[17]可知，井下震動最大峰值速度取值范圍為0.52～4.38 m/s，頻率范圍為2～15 Hz，橫波速度為2 480 m/s，縱波速度為4 300 m/s，擾動試驗選擇頻率分別為5，10，15 Hz。

根據前人總結的經驗公式[22]，可擬合100 kg炸藥擾動波峰值隨著距離的衰減規律，如圖8所示。擬合公式為

y=234.229 99x-2.867 99R=0.999 99

(20)

由式(20)可知，擾動波峰值隨著距離的增加而衰減，衰減系數為2.867 99。

圖8 擾動峰值隨爆破中心的應力衰減擬合曲線Fig.8 Fitting curve of disturbance peak with the stress attenuation of blasting center

根據文獻[24]可知:距掘進工作面3～5 m，應力集中系數最大，最為危險，因此分析主要采用5～10 m的擾動波峰值分別為0.5，1.0，1.5 MPa，具體擾動試驗設定值見表2，其中，σt為破壞應力。

3 高應力巖體開挖卸荷圍巖漸進性破壞規律

高應力巖體開挖過程出現的變形破壞現象均是巖體開挖應力重新分布導致巖體動力破壞的表現形式，都涉及開挖邊界上地應力瞬態卸荷及鄰近圍巖應力動態調整。同時，伴隨巖體開挖必然導致圍巖能量的集聚、儲存、耗散與釋放，上述圍巖變形與失穩現象本質上也是能量驅動下的巖體動態破壞。

表2 擾動試驗設定值
Table 2 Disturbance test set value

編號初始圍壓/MPa軸壓循環次數幅值/MPa頻率/Hz530,20,10————630,20,1080%σt2000.55730,20,1080%σt2001.05830,20,1080%σt2001.55930,20,1080%σt2000.5101030,20,1080%σt2000.5151130,20,1090%σt2000.551230,20,1090%σt2001.051330,20,1090%σt2001.55

3.1 高應力巖體開挖卸荷圍巖應力-應變曲線

研究高應力巖體開挖過程中圍巖應力與應變能的瞬態調整過程，有助于探明高應力巖體變形破壞的孕育、演化及發生機制，掌握高應力開挖卸荷圍巖漸進性破壞規律，為高應力巖體的變形分析及穩定控制提供必要的試驗支持。圖9為不同圍壓條件下，試樣瞬時卸荷的應力-應變曲線。

圖9 分級加卸載應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain curves under graded loading and unloading

由圖9可以看出:單面瞬時卸荷時，軸向應變存在瞬時回彈現象，說明巖體由于3向受壓，存儲大量的能量，在最小主應力單面瞬時卸荷時，有慣性力的存在，巖體發生瞬時擴容;隨后軸向應變存在一個增大的過程，到某個值時固定不變，說明巖樣單面卸荷后，由于第二主應力的限制，擴容方向主要向臨空面擴展，在軸壓不變的情況下，應變增大，因此可以看出，單面卸荷后巖體存在一個流變的時間效應。隨著第二主應力的增加，破壞時軸向應力發生改變，且單面卸荷后發生破壞的時間也不同，見表3。

表3 不同主應力單面卸荷軸向應力及破壞時間
Table 3 Single side unloading axial stress andfailure time with different principal stresses

第二主應力/MPa軸向應力/MPa破壞時間/min10100101511032012012511013

隨著第二主應力的增大，破壞強度呈現一個先升高后降低的一個過程，第二主應力為20 MPa處是破壞強度的轉折點。由此可以看出，初始圍壓越大儲存的能量越多，開挖卸荷后釋放的能量就越多，沿卸荷面產生的變形就越大、越劇烈。

3.2 高應力巖體開挖卸荷巷道圍巖破壞特征

為了進一步分析瞬時卸荷試樣的宏觀破壞特征，對試樣施加不同圍壓情況下，進行單面瞬時卸荷，從而對比分析其差異。通過圖10可以看出:試樣卸荷面都產生了劈裂成板的現象，在第二主應力為10 MPa時，試樣內部出現剪切裂紋;隨著第二主應力的增加，試樣內部剪切現象逐漸消失，出現的劈裂裂紋增加，在第二主應力為20 MPa時，試樣內部基本全部處于劈裂破壞。說明試樣進行單面卸荷，第二主應力限制了其應變擴展方向，對卸荷破壞的最終形態呈現著關鍵因素。

根據巖石Kaiser效應的特點，將試件應力-應變曲線與相應的聲發射振鈴計數、能量計數進行分析處理，如圖11，12所示。

圖10 分級加卸載宏觀破壞Fig.10 Macroscopic failure diagram of hierarchical loading and unloading

圖11 應力和能量-振鈴計數-到達時間演化曲線Fig.11 Stress and energy ringing count arrival time evolution curves

圖12 應變和能量-振鈴計數-到達時間演化曲線Fig.12 Strain and energy ringing count arrival time evolution curves

圖13 單面卸荷Fig.13 Single side unloading

結合圖11，12中聲發射撞擊數、能量及計算參數的時間演化曲線，可以看出，在試樣加載至初始圍壓過程中，產生大量聲發射，同時出現一個峰值，能量增大，這是由于試樣處于壓密階段，原有微裂隙在載荷作用下閉合發生變形;當達到初始圍壓后，進行最小主應力瞬時單面卸荷，軸向應力不變，應變瞬間減小，同時能量突然減小，AE事件數急劇增加。在穩定的15 min內，能量幾乎沒有改變，AE事件數緩慢逐漸增加;當最小主應力單面卸荷15 min后，最小主應力卸荷面加至初始圍壓，然后軸壓在原來基礎上增加10 MPa，能量急劇增加，在軸壓加載結束后，能量出現一個峰值，AE事件數在此過程中也急劇增大。隨著軸壓的增大，在軸壓加載過程中的能量峰值增大，AE事件數呈現階梯狀增加;說明試件在初始加載過程中，外部對系統做功積聚為應變能，在應力保持過程中聲發射不再發生，處于平靜期;當進行最小主應力瞬時單面卸荷時，試件內部突然發生應力調整，聲發射急劇增加，產生塑性變形;提高軸向壓力后應力保持以及單面卸載產生的AE事件數突然上升，伴隨能量驟降。當應力達到試驗的失穩強度時，試件產生整體破壞，伴隨著聲發射事件急劇增加。隨著第二主應力的增大，巖樣破壞強度呈先增加再減小的過程。

4 擾動誘發高應力單面卸荷巖體破壞試驗結果分析

在分析擾動誘發高應力巖體開挖破壞之前，首先對單面卸荷破壞的力學特性進行研究，圍壓σ1=30 MPa,σ2=20 MPa,σ3=10 MPa時的應力-應變曲線、破裂形態及聲發射定位，如圖13所示。聲發射定位圖中綠色小球代表初始圍壓瞬時單面卸荷，巖樣內部的損傷破壞;藍色小球代表擾動情況下，巖樣內部的損傷破壞;紅色小球代表最終破壞時，巖樣內部的損傷破壞情況。

4.1 單面卸荷力學特性及破壞分析

由圖13可以看出，巖樣在發生破壞時分為3個階段;第1個階段，彈性階段。此階段巖石應力-應變曲線呈線性變化，內部無裂紋擴展。第2階段，緩慢變形階段。此階段巖石內部產生微裂紋，卸荷面產生的微裂紋較多，當軸壓達到126 MPa時，體積應變向卸荷面急劇擴展，軸向應變迅速增大，卸荷面產生板裂破壞，聲發射定位與破壞形態基本吻合。第3階段，變形加速失穩階段。由于巖體單面卸荷變形本構呈非線性關系，巖體承載能力不能和外載同步線性增長，當軸壓達到152 MPa時，巖石發生失穩整體破壞。

4.2 不同擾動幅值力學特性及破壞分析

巖樣采用相同的靜載與不同擾動振幅組合試驗，巖樣單面卸荷抗壓強度為152 kN，靜載取80%，即121 kN，振幅分別為0.5，1.0，1.5 MPa，頻率為5 Hz，擾動200個循環，其應力-應變曲線、破裂形態及聲發射定位，如圖14所示。

由圖14可以看出，當靜載為破壞強度的80%時，擾動振幅為0.5 MPa，擾動200個循環，破壞強度為148.6 MPa;當擾動振幅為1.0 MPa時，相同條件下的破壞強度為138.6 MPa;當擾動振幅為1.5 MPa時，擾動在160個循環時發生破壞。說明動靜組合作用下，靜載相同時，隨著擾動振幅的增加，動載對巖體的能量輸入越大，引起的損傷越大，致使巖體的破壞強度越低。由破壞形態和聲發射定位可以看出，當靜載一定時，巖樣破壞過程動載占主導，擾動振幅較小時，巖樣破壞形態和單面卸荷破壞形態一樣呈現復合破壞，振幅進一步增高時，巖樣表現為劈裂破壞，破壞更為充分，聲發射空間分布與其破裂形態基本相吻合。

4.3 不同擾動頻率力學特性及破壞分析

巖樣采用相同的靜載與不同擾動振幅頻率組合試驗，巖樣單面卸荷抗壓強度為152 kN，靜載取80%，即121 kN，頻率分別為5，10，15 Hz，振幅為0.5 MPa，擾動200個循環，其應力-應變曲線、破裂形態及聲發射定位，如圖14(a),15所示。

圖14 擾動頻率5 Hz、靜載80%時不同擾動振幅下的應力-應變曲線、破裂形態、聲發射定位Fig.14 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance amplitudes at 5 Hz disturbance frequency and 80% static load

圖15 擾動振幅0.5 MPa、靜載80%時不同擾動頻率下的應力-應變曲線、破裂形態、聲發射定位Fig.15 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance frequencies with disturbance amplitude of 0.5 MPa and static load of 80%

由圖14(a)，15可以看出，當擾動頻率為5 Hz時，擾動經歷200個循環未發生破壞，隨后進一步加載至148.6 MPa巖樣發生整體破壞;當擾動頻率為10 Hz時，擾動經歷200個循環未發生破壞，隨后進一步加載至124.8 MPa巖樣發生整體破壞;當擾動頻率15 Hz時，巖樣擾動130個循環時發生整體破壞。由此可見，擾動頻率越高，巖樣破壞強度越低，這是由于擾動頻率越大，巖樣擾動應變率越大，對內部損傷也越大。從破壞形態和聲發射定位分析，擾動頻率越大，循環動載對巖樣卸荷面損傷累計越明顯，破壞越嚴重，拉伸-剪切復合破壞轉化為劈裂破壞，與聲發射空間分布基本吻合。

4.4 不同靜載條件下擾動力學特性及破壞分析

巖樣采用不同靜載擾動組合試驗，巖樣單面卸荷抗壓強度為152 kN，靜載取80%,90%，即121，136 kN，頻率為5 Hz，振幅為0.5，1.0，1.5 MPa，其應力-應變曲線、破裂形態及聲發射定位，如圖14(靜載取80%)，16(靜載取90%)所示。

圖16 擾動頻率5 Hz、靜載90%時不同擾動振幅下的應力-應變曲線、破裂形態、聲發射定位Fig.16 Stress-strain curves,fracture morphology and acoustic emission location under different disturbance amplitudes at 5 Hz disturbance frequency and 90% static load

由圖14，16可以看出，靜載是單面卸荷整體破壞強度的90%進行擾動時，振幅為0.5 MPa，擾動200個循環，巖樣的整體破壞強度為142.4 MPa;相同條件下振幅為1.0 MPa時，擾動120個循環巖樣整體發生破壞;相同條件下振幅為1.5 MPa時，擾動80個循環巖樣整體發生破壞。當靜載較小時，一定動載反復對巖樣進行擾動，雖然產生了一定的損傷，但是未發生破壞;當靜載較高時，較小的動載擾動即可誘發巖樣的破壞。由此可知，靜載的大小與巖樣的強度是決定破壞的關鍵因素，靜載越高，巖樣整體破壞強度越小，隨靜載的增大，巖樣整體破壞所需動載強度逐漸減小，靜載越趨近于巖樣整體強度，動靜組合加載時，巖樣破壞所需擾動能量越小;若靜載遠遠小于巖樣的強度，一定強度的動載很難誘發巖樣整體破壞。聲發射空間分布大致與巖樣破壞形態重合，巖樣強度越高，聲發射時間越多。

5 結 論

(1)采用真三軸卸荷擾動巖石測試系統，對試樣三向六面加載不同第二主應力單面卸荷，與現場巷(隧)開挖兩幫產生臨空面接近，真實的模擬了開挖導致圍巖漸進性破壞的現象。

(2)高應力巖體單面瞬時卸荷時，軸向應變存在瞬時回彈-壓縮流變現象，軸向應力越大，回彈量越小，壓縮量越大其破壞形式為拉伸-劈裂-剪切破壞復合破壞，第二主應力對卸荷破壞的最終形態呈現著關鍵因素，且隨著第二主應力的增大，破壞強度呈現一個先升高后降低的一個過程，第二主應力為20 MPa處是破壞強度的轉折點。

(3)動靜組合作用下，靜載的大小與巖樣的強度是決定破壞的主要因素，靜載越大巖體破壞所需的觸發能量越小，靜載相同時，隨著擾動振幅、頻率的增加，巖體的破壞強度越低，對高應力巖體開挖卸荷圍巖支護理論起到了重要的作用。