软岩动态力学特性管理论文

【摘要】由于地下采空区具有隐伏性强、空间分布特征规律性差、采空区顶板冒落塌陷情况难以预测等特点，因此，如何对地下采空区的分布范围、空间形态特征和采空区的冒落状况等进行量化评判，一直是困扰工程技术人员进行采空区潜在危害性评价及合理确定采空区处治对策的关键技术难题。合理的有序的进行采空区工程地质勘察是相当必要的，直接影响后期方案比选、工程安全与质量。下面是小编精心推荐的《软岩动态力学特性管理论文(精选3篇)》，希望对大家有所帮助。

软岩动态力学特性管理论文 篇1：

含水炭质板岩非线性蠕变损伤模型及应用

作者简介：张永兴（1961），男，教授，博士生导师，主要从事土木工程研究，（Email）yxzhang@cqu.edu.cn。摘要：对深埋隧道炭质板岩进行高围压不同含水状态三轴蠕变试验。蠕变过程中，随着加载应力水平提高及含水量的增加，炭质板岩产生衰减、稳态及加速蠕变3阶段。将Burgers模型串联一个由非线性黏壶η(n,t)与塑性体并联而成的非线性粘塑性元件，改进后的模型可描述加速蠕变曲线。由该模型建立本构方程，拟合分析不同含水状态炭质板岩的蠕变参数，结果显示粘滞系数ηM、瞬时变形模量EM、粘弹性变形模量EK、粘弹性粘滞系数ηK随含水率增加呈指数形式递减，但递减规律并不相同。引入含水损伤变量D(w)，计算得到各蠕变参数指数型含水损伤演化方程，进而建立了考虑含水损伤的非线性蠕变模型，可充分反映不同含水状态对炭质板岩的蠕变损伤特性。建立数值模型，计算不同含水状态隧道围岩时效变形规律，结果显示初期支护体系于168 h左右闭合能有效限制围岩蠕变变形发展，二衬宜于初期支护闭合后360 h左右施作。

关键词：隧道；炭质板岩；非线性蠕变模型；含水损伤；围岩稳定性

Nonlinear Creep Damage Model of Water Bearing

Carbonaceous Slate and Its Application

ZHANG Yongxing, WANG Gengfeng, ZHOU Xiaoping, XIONG Xiaohui,

WANG Guilin，HUANG Da

（College of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, P. R. China）

Key words:tunnels; carbonaceous slate; nonlinear creep model; water damage; stability of surrounding rock

岩石的蠕变特性是工程岩体重要力学特性之一［1］，其往往表现出非线性的流变力学性质，传统的线性元件模型无法反映这点。因此，国内外学者对非线性蠕变模型开展了广泛的研究。Challamel等［2］从连续热力学出发建立了岩石非线性流变软化模型；Vyalov［3］提出了非线性关系的修正Bingham模型；Maranini等［4］基于Cristescu理论提出了岩石蠕变的非关联粘塑性本构方程；Keedwell［5］建立了变弹性模量和变粘滞系数的非线性Kelvin模型；Findley等［6］研究了材料非线性流变性态，得到了不同时刻的蠕变方程。Sun等［7］指出可用非线性元件代替线性元件的方法建立非线性流变模型；陈沅江等［8］提出了蠕变体和裂隙塑性体2种非线性元件；邓荣贵等［9］提出了能描述岩石加速蠕变的非牛顿体粘滞阻尼元件。已取得的研究成果极大的促进了岩石流变力学的发展，但考虑岩体流变含水损伤劣化效应的蠕变模型尚不多见。尤其是遇水强度软化可达0.5～0.8的泥岩、页岩、板岩等软岩［10］。随着含水量的增加，软弱岩体变形的时效积累显著，易引发岩体工程失稳，地下工程岩体长期稳定性依赖于应力与水长期共同作用下的耦合流变过程［11］。因此，研究不同含水条件下软岩的蠕变特性对地下工程围岩长期稳定性有重要意义。〖=D(〗张永兴，等：含水炭质板岩非线性蠕变损伤模型及应用〖=〗

该文结合深埋高地应力隧道大变形段的炭质板岩赋存条件，研究不同含水状态炭质板岩的蠕变特性，通过对不同含水状态蠕变参数的辨识与分析，建立考虑含水损伤且能描述岩石加速蠕变的非线性蠕变损伤本构模型。基于该模型，通过数值计算分析隧道围岩的时效变形规律，为初期支护设计、二衬支护时机及隧道的长期稳定提供理论依据。1含水炭质板岩三轴蠕变试验

1.1试验仪器

蠕变试验在RLW2000型岩石三轴蠕变试验机上进行，见图1。试验机轴向及侧向应变采用卡环式应变测量装置，最大轴向出力为2 000 kN，最大围压为80 MPa，仪器稳压效果良好。试验在具有恒温和恒湿条件的蠕变专用实验室内进行，室内温度始终控制在(20±1)℃。

图1RLW2000岩石三轴蠕变试验机

1.2试验方案

对隧道围岩现场钻芯取样，及时腊封后送至实验室加工成φ50 mm×100 mm的标准圆柱体试件。采用烘干和泡水试验获得干燥及不同含水状态试样。为模拟炭质板岩的赋存条件，根据现场地应力实测资料，确定蠕变试验的围压恒定为25 MPa。具体试验方案见表1，其中每级加载水平按常规三轴压缩得到的岩石抗压强度综合考虑确定。

表1三轴蠕变试验方案

试件

分组含水率

w/%围压σ3/

MPa加载应力水平

(σ1－σ3)/MPa每级荷载

持续时间/h10（干燥）2510、20、30、404820.35（天然）2510、20、30、404830.822510、20、30、404841.072510、20、30、404851.24（饱和）2510、20、30、4048

1.3含水炭质板岩蠕变特性

围压25 MPa不同含水状态炭质板岩三轴蠕变曲线如图2所示。可见，当含水率w为124%、107%及0.82%时随着加载应力水平的提高，出现衰减蠕变、稳定蠕变和加速蠕变3个阶段。而含水率w为0%及0.35%只出现衰减、稳定蠕变。

图2炭质板岩三轴压缩蠕变试验曲线

相同荷载水平随含水率增加，瞬时应变增大，衰减段的曲率半径也增大，进入稳定蠕变所需的时间增加，蠕变应变也越大，且蠕变速率增大［4］；随含水率增加屈服强度σS降低，岩石越快进入加速蠕变阶段，且加速蠕变破坏的时间越短。

表2为不同荷载对应不同含水率炭质板岩蠕变特性指标。分析知，相同含水状态初始瞬间应变随着加载应力水平的增加而增大，稳定蠕变速率也由零逐渐向非零常数变化，蠕变速率逐渐增大。

表2不同含水率蠕变特性指标

含水率

w/%(σ1－σ3)/

MPa初始应变ε/

10-3稳定蠕变速率/

(10-3·h-1)0.00100.874 30.000 0201.251 90.001 2301.629 50.003 7402.143 00.008 20.35101.194 40.000 0201.762 50.002 3302.330 60.005 2402.867 50.013 60.82101.164 30.001 8202.444 80.003 7303.276 30.008 4404.107 90.025 91.07101.868 20.002 6202.853 10.004 5303.817 50.011 0404.783 00.086 91.24102.076 90.003 6203.146 80.008 6304.216 70.014 8405.286 50.217 0

2非线性蠕变本构模型

不同含水状态炭质板岩三轴蠕变试验曲线特征分析表明：1）施加荷载后，岩石立即产生瞬间弹性应变，因此流变模型中应含有H体；2）荷载保持恒定轴向应变有随时间增加而有增大的趋势，可知蠕变模型中还应包含粘性元件［5］；3）当应力水平较高时，应变随时间的增长逐渐增大，应变速率逐渐趋于某恒定值；4）当应力水平达到岩石的屈服强度σS，应变随时间迅速增加，出现加速流变阶段，具有塑性特征。

2.1非线性粘弹塑性蠕变模型

含水炭质板岩的蠕变呈现出瞬弹性、粘弹性和粘塑性共存复杂特性。适于描述软岩流变模型有Burgers模型、西原模型等，但这些由线性流变元件串并联组合的模型不能反映岩石的加速流变特性［1213］。本文采用Burgers模型描述岩石瞬时弹性应变、衰减蠕变以及稳态蠕变，然后串联一个可描述岩石加速蠕变特征的非线性粘塑性元件［1418］，得到一个能反映岩石蠕变3阶段的6元件非线性粘弹塑性蠕变模型，如图3所示。

图3非线性蠕变模型

模型中反映加速蠕变的非线性粘塑性体由非线性粘性元件η(n,t)与塑性体并联而成，其中非线性粘壶本构见式(1)。

ηS(n,t)=η0tn－1=η0tn－10tn－1（1）

该非线性粘塑性体能充分反映岩石高应力状态下的加速蠕变特征，其相应的蠕变本构方程可表示为式（2)，

ε(t)=H(σ－σS)η(n,t)t=H(σ－σS)η0tntn－10=H(σ－σS)η0tn（2）

式中：η0为常量是加速蠕变初期的粘性系数；t0为单位参考时间；σS为岩石的屈服强度；n为加速蠕变参数，反映岩石加速流变速率的快慢程度。式中H的表达式见式（3）。

H(σ－σS)=0σ－σ∞

σ≤σSσ>σS（3）

围压下的非线性蠕变模型本构方程见式（4）、（5）。

1）当σ=σ1－σ3<σS时，模型退化为Burgers模型，其蠕变本构方程为:

ε(t)=σEM+σηMt+σEK［1－exp(－EKηKt)］（4）

2）当σ=σ1－σ3≥σS时，蠕变本构关系可写为：

ε(t)=σEM+σηMt+σEK［1－exp(－EKηKt)］+σ－σSηStn（5）

2.2参数辩识

采用该非线性粘弹塑性蠕变模型，基于1stOPT程序采用LM算法，对三轴蠕变试验数据进行迭代计算确定模型参数。表3为不同含水率蠕变模型拟合参数。

图4是不同含水状态加速蠕变阶段试验数据及非线性蠕变模型理论曲线，可见拟合效果较好。由表3可知，相同含水状态下岩石各蠕变参数随应力加载水平及持续时间不同呈现非线性变化特征。3非线性含水损伤蠕变本构模型

水是造成岩石强度损伤的重要原因，有时它比力学因素造成的损伤更为严重。大量的地下工程实践表明，软岩的流变性是隧道工程围岩变形失稳的重要原因之一。因此，建立考虑含水损伤的非线性蠕变模型对地下工程设计、施工及长期稳定性有着重要意义。

表3不同含水率非线性蠕变模型参数

含水率w/%(σ1-σ3)/MPaEM/GPaηM/(GPa·h)EK/GPaηK/(GPa·h)ηS/(GPa·h)n0.001011.4895 700.00125.75209.242015.9716 733.48108.43103.213018.428 337.0185.43156.184018.564 823.0490.16155.470.35108.3329 000.0043.0663.002011.3110 432.0561.57120.293012.815 874.4071.06140.244013.752 807.7490.00138.360.82106.205 609.4835.3846.24208.154 907.9644.7489.73309.063 701.9465.81131.03409.681 514.8975.2395.06178 506.26.841.07105.324 014.2325.0650.80206.993 873.7043.8473.73307.752 610.1449.56121.68408.34600.3484.8175.44423 152.011.781.24104.812 934.5019.4251.44206.292 277.1933.8168.94307.052 002.7345.42107.69407.57237.4689.7165.53699 501.07.80

图4不同含水率加速蠕变试验曲线与拟合曲线

3.1不同含水率蠕变参数演化规律

主要研究水对炭质板岩蠕变特性的影响，不考虑蠕变参数随应力及时间的损伤劣化。对同一含水率不同荷载下的蠕变参数取平均值，见表4。

表4不同含水率蠕变参数平均值

含水率w/%EM/GPaηM/(GPa·h)EK/GPaηK/(GPa·h)0.0016.1031 396.10102.44156.020.3511.5512 028.8066.42115.460.828.273 933.5455.2890.511.077.102 774.6050.8180.411.246.421 862.9747.0873.40

图5～8是根据表4得到的瞬时变形模量EM、粘滞系数ηM、粘弹性变形模量EK、粘弹性粘滞系数ηK随含水率变化的拟合曲线，拟合方程见式（6）～(9)。

EM=15.792 6e－0.764 9w（6）

ηM=31 211.353 2e－2.568 6w（7）

EK=96.391 2e－0.647 8w（8）

ηK=151.888 4e－0.615 9w（9）

图5EM随含水率w变化曲线

图6ηM随含水率变w化曲线

图7EK随含水率变化曲线

图8ηK随含水率变化曲线

分析知各蠕变参数随含水率增加呈指数形式y=ae－bw递减，但各蠕变参数的变化特征并不相同。其中ηM变化最为显著，说明炭质板岩对水的润滑作用比较敏感；随含水率增加瞬时应变增大， EM明显降低；EK、ηK随含水率增加演化特征相似。

3.2非线性含水损伤蠕变本构模型

蠕变模型中表征瞬间变形的蠕变参数EM的变化是随含水率的增大而减小的，因此含水率变化对EM的损伤可定义式(10)，

DEM(w)=EM(0)－EM(w)EM(0)（10）

式中：EM(0)为干燥状态时的瞬间变形模量；EM(w)为任意含水状态下的瞬间变形模量。干燥状态损伤为0，随着含水率的增加，损伤变量DEM(w)越来越大，但始终小于1。将不同含水状态炭质板岩对应的平均EM(w)代入式（10）计算出对应的DEM(w)，将得到的DEM(w)采用最小二乘法拟合可得EM随含水率w变化的损伤演化方程，见式(11)。

DEM(w)=0.73［1－e－1.368 7w］(11)

同理可定义ηM、EK和ηK对应的损伤DηM(w)、DEK(w)和DηK(w)，计算并拟合得到各蠕变参数的损伤演化方程见式(12)～(14)。

DηM(w)=0.960 3［1－e－2.933 4w］(12)

DEK(w)=0.532 6［1－e－2.916 3w］(13)

DηK(w)=0.617 2［1－e－1.476 8w］(14)

式（11）～（14）对含水率w求偏导可得对应蠕变参数的损伤率演化方程。

参数EM、ηM、ηK、EK的蠕变损伤与含水率w拟合曲线如图9所示，可见随着含水率的增大损伤增大，当含水率为1.24%时，EM损伤达到0.601。ηK、EK的损伤演化规律基本相同。

图9DGM(w)、DηM(w)、DGK(w)及DηK(w)

随含水率拟合曲线

将各蠕变参数的含水损伤演化方程代入式（4）、（5）［1921］建立考虑含水损伤的炭质板岩蠕变本构方程。

1）当σ<σS时:

ε(t,w）= σE*M + ση*Mt + σE*K［1-e-E*Kη*Kt］(15)

2）当σ≥σS时：

ε(t,w）= σE*M+ση*M t + σE*K［1-e-E*Kη*Kt］ + σ-σSηStn(16)

式中：E*M = EM(1-DE M (w))；ηM=ηM(1－DηM(w))；EK=EK(1－DEK(w))；ηK=ηK(1－DηK(w))。

一维状态下的损伤表达式在拓展到三维状态下时，要进行相关假定。采用常体积模量法进行建模，在模型参数转换关系中凡是涉及到泊松比μ时，含水损伤的模型参数损伤表达式也会变化［5］，因此瞬时变形模量GM的含水损伤DG M(w)变化为：

DG M (w）= 1-［1-DE M(w)］(1 + μ)(1 + μ*)（17）

式中：μ为含水率为零时的泊松比；μ任意含水率情况下的泊松比。表5不同含水条件蠕变损伤变量

含水率w/%泊松比DE M(w)DG M (w)0.000.207000000000.370.2620.2830.3140.820.2970.4860.5001.070.3140.5590.5651.240.3230.6010.604

拟合得到DGM(w)的含水损伤演化方程：

DGM(w)=0.673 6［1－e－1.733w］（18）

蠕变参数ηM、GK、ηK三维状态下含水损伤演化方程与一维状态相同。采用常体积模量假设，损伤蠕变本构方程推广到三维形式有：

1）当(Sij)0<σS时：

eij=σm3Kδij+Sij2GM+Sij2ηMt+Sij2GK·

1－e－GKηKt（19）

2）当(Sij)0≥σS时：

eij=σm3Kδij+Sij2GM+Sij2ηMt+Sij2GK·

1－e－GKηKt+Sij－σS2ηStn（20）

其中GMηM、GK、ηK的含水损伤表达式为G*M = GM(1-DG M (w)),η*M = ηM(1-DηM (w))，G*K = GK(1-DG K (w)),η*K = ηK(1-DηK(w))，K=K(w),σS=σS(w)为不同含水状态下体积模量与屈服应力，可根据试验确定。4含水损伤蠕变本构模型应用

取样隧道长8 503 m，最大埋深约700 m，区域原岩应力较大且以水平构造应力为主，根据围岩强度应力比判断属于极高地应力状态。隧道采用三台阶弧形导坑预留核心土开挖，设计初支钢架采用Ｉ20ｂ，1榀/05 m。在高应力与地下水双场耦合作用下，隧道开挖后围岩时效变形大，大变形造成初支严重破坏。大变形段地层主要为中、薄层炭质板岩，节理裂隙较发育，裂隙水较大。

初期支护后调整为全环H175型钢，间距05 m，拱部6 m长φ22组合中空锚杆，边墙8 m长φ22砂浆锚杆，全环C25喷射砼30 cm厚。二衬调整为C35钢筋砼，仰拱厚度为70 cm,拱墙厚度为60 cm。

地下水对炭质板岩流变特性影响显著，基于所建立的考虑含水损伤非线性粘弹塑性蠕变模型，采用MohrCoulomb屈服准则，利用VC++6.0开发环境将本构模型编译成DLL文件，并添加到FLAC3D的动态链接库当中［2223］。对取样隧道进行自然和饱和状态下的围岩稳定性数值计算［24］，确定合理的初期支护闭合时间与二衬支护时机。

选取隧道埋深450 m断面建立数值计算模型，侧压力系数λ=15，分别考虑围岩天然含水状态和饱和状态，围岩基本力学参数见文献［25］，蠕变计算参数按岩体与岩石的粘聚力比值cm/cr=1235折减。初期支护采用Shell单元，钢拱架采用等效方法将其强度折算到喷混凝土层。锚杆采用Cable单元，围岩与二衬采用实体单元。分别布置拱顶沉降监测点A及上、中、下台阶水平位移监测点B、C、D，见图14，材料力学参数见表6。表6支护材料力学参数

材料E/MPaμH/Dρ/

(kN·m-3)Kbond/

MPaSbond/

(N·m-1)初支(钢架

及喷砼)34.60.2530024锚杆210.022775.66×1032.62×105二衬35.00.2560025

4.1初期支护封闭成环时间

如图10所示，随含水量增加，开挖后围岩变形量增大，趋于稳定的时间增长，稳定蠕变速率增高。天然含水状态上台阶开挖支护8 h后，水平测点B趋于稳定，而拱顶测点A约16 h后蠕变变形开始发展。原因在于拱部松动压力大，可适当加长锚杆加固拱部围岩，以及设置锁脚锚杆、临时支撑控制蠕变变形继续发展。

图10不同含水状态上台阶开挖48 h围岩位移

图11是天然含水状态中台阶开挖120、240、360、480 h围岩监测点位移变化情况。文献［25］对兰渝线大变形隧道统计分析的基础上提出高地应力隧道初期支护变形可接受准则：当初期支护累计变形δ≥30 cm或单侧变形δ′≥15 cm，初期支护钢架扭曲错断、喷射混凝土大面积开裂、掉块，变形不可接受。由图11、12可见，自然含水状态中台开挖约400 h后趋于稳定，饱和含水状态约700 h趋于稳定，此时B点位移为0.31 m和0.74 m，变形必将导致初期支护大面积破坏，不可接受。可见，高应力软岩隧道，应力释放调整时间缓慢，变形持续时间长，在蠕变变形发展至不可接受变形前，初期支护体系宜及早闭合。

图11自然含水状态中台阶开挖120、240、480 h围岩位移图12饱和含水状态中台阶开挖围岩位移

合理的确定初期支护封闭成环时间是控制软岩大变形的关键。图13是天然含水状态下台阶开挖初期支护在168 h闭合围岩位移变化规律。可见，调整后的初期支护刚度适宜，初支闭合可较好抑制围岩变形的进一步发展，围岩变形速率大大减小，变形趋于稳定。据此，隧道初期支护宜于168 h左右闭合，这样既保证围岩有一定的应力释放调整时间，又能控制围岩的蠕变变形继续发展。实际施工过程中，台阶长度应尽可能短，上台阶不宜大于5 m，中台阶不宜大于15 m，下台阶及仰拱紧跟，保证初期支护尽早封闭。

图13下台阶开及挖初期支护168 h闭合围岩位移

4.2二衬最佳支护时机

大变形软岩隧道二次衬砌浇筑太早，将会导致其承受过大围岩形变压力，使得二次衬砌设计不安全。图14为自然状态初期支护闭合360 h后施作二衬围岩位移变化规律，可见，适时施作二衬可承载部分流变压力，与初期支护共同作用抑制围岩蠕变变形，隧道整体处于稳定状态。

图14自然状态初期支护闭合360 h后施作二衬围岩位移

4.3不同含水状态围岩塑性区

隧道开挖168 h初期支护闭合前2种含水条件下隧道围岩塑性区分布情况如图15所示。可见，饱和状态开挖168 h后的塑性区分布面积较自然含水状态的大。边墙处塑性区面积较拱顶大，这是由于水平构造应力大，导致围岩收敛变形相对较大形成的。在仰拱位置，底鼓变形造成的岩体塑性区面积较大，主要是卸荷引起。若不及时闭合初期支护，围岩塑性区将会进一步发展，导致隧道边墙及底鼓大变形灾害加剧。

图15隧道开挖168 h后2种含水状态下围岩塑性区

综合上述分析可知，饱和状态下测点围岩变形值较自然含水状态的大。采用当前的支护体系，及早的闭合初期支护，适时施作二衬，能有效控制任意含水状态下围岩变形的发展，隧道整体稳定。5结论

1）通过不同含水条件炭质板岩三轴蠕变试验得到了各蠕变参数EM、ηM、EK、ηK随含水率增加呈指数递减形式，但递减规律并不相同。

2）引入损伤变量D(w)，基于试验结果分析得到EM、ηM、EK、ηK随含水率变化的损伤演化方程DEM(w)、DηM(w)、DEK(w)和DηK(w)。

3）将各蠕变参数对应的损伤演化方程代入非线性粘弹塑性蠕变模型，得到考虑含水损伤效应非线性蠕变本构方程，可描述炭质板岩瞬间弹性变形、衰减蠕变、加速蠕变以及含水损伤特性。

4）研究了不同含水状态隧道围岩的时效稳定性，采用调整后的初期支护与二次衬砌结构，自然状态下初期支护宜在168 h左右闭合，能有效抑制围岩蠕变变形继续发展，闭合后360 h左右施作二衬，隧道整体处于稳定状态。

参考文献：

［1］孙钧.岩石流变力学及其工程应用研究的若干进展［J］.岩石力学与工程学报,2007,26(6): 10811106.

SUN Jun. Rock rheolgical mechanics and its advance in engineering applications［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007,26(6):10811106.

［2］Challamel N, Lanos C, Casandjian C. Creep damage modelling for quasibrittle materials［J］. European Journal of Mechanics A/Solids, 2005, 24:593613.

［3］Vyalov S S. Rheological fundamentals of soil mechanics［M］. London: Elsevier Applied Science Publishingers, 1986: 231232.

［4］Maranin E, Brignoli M. Creep behavior of a weak rock: experimental characterization［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1999, 36 (1): 127138.

［5］Keedwell J K. Rheology and soil mechanics［M］. London: Elsevier Applied Science Publishingers, 1984: 9192.

［6］Findley W N, Lai J S, Onaran K. Creep and relaxation of nonlinear viscoelastic materials［M］. NorthHolland Publishing Company, 1976: 196253.

［7］Sun J, Wang S J. Rock mechanics and rock engineering in China：developments and current stateoftheart［J］. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2000,37(1):447465.

［8］陈沅江，潘长良，曹平，等.软岩流变的一种新力学模型［J］. 岩土力学，2003，24(2)：209214.

CHEN Yuanjiang，PAN Changliang，CAO Ping，et al. A new mechanical model for soft rock rheology［J］. Rock and Soil Mechanics，2003，24(2)：209214.

［9］邓荣贵，周德培，张倬元，等.一种新的岩石流变模型［J］.岩石力学与工程学报，2001，20(6)：780784

DENG Ronggui，ZHOU Depei，ZHANG Zhuoyuan，et al. A new rheological model for rocks［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2001，20(6)：780784.

［10］杨文东，张强勇，张建国. 不同含水条件下板岩力学实验研究与理论分析［J］.岩土力学, 2006, 27(9): 16381642.

YANG Wendong, ZHANG Qiangyong, ZHANG Jianguo. Experimental study and theoretical analysis of slates under different saturated conditions［J］. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(9): 16381642.

［11］黄小兰,杨春和.不同含水情况下的泥岩蠕变试验及其对油田套损影响研究［J］. 岩石力学与工程学报,2007, 26(Sup2):34773482.

HUANG Xiaolan, YANG Chunhe. Experimental study on mudstones creep behavior under different water content and its effect on casing damage［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007, 26(Sup2): 34773482.

［12］袁海平，曹平，许万忠. 岩石粘弹塑性本构关系及改进的Burgers蠕变模型［J］. 岩土工程学报, 2006, 28(6): 797799.

YUAN Haiping，CAO Ping，XU Wanzhong. Viscoelastoplastic constitutive relationship of rock and modified Burgers creep model［J］. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 28(6): 797799.

［13］曹树刚,边金,李鹏.岩石蠕变本构关系及改进的西原正夫模型［J］.岩石力学与工程学报,2002,21(5):632634.

CAO Shugang, BIAN Jin, LI Peng. Rheologic constitutive relationship of rocks and a modifical model［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(5):632634.

［14］徐卫亚,杨圣奇,褚卫江.岩石非线性勃弹塑性流变模型(河海模型)及其应用［J］.岩石力学与工程学报,2006,25(3):433447.

XU Weiya, YANG Shengqi, CHU Weijiang. Nonlinear viscoelastoplastic rheological model(Hohai Model）of rock and its engineering application［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(3): 433447.

［15］杨圣奇. 岩石流变力学特性的研究及其工程应用［D］. 南京：河海大学，2006.

［16］徐卫亚, 杨圣奇, 谢守益. 绿片岩三轴流变力学特性的研究(Ⅱ):模型分析［J］. 岩土力学, 2005, 26(5): 694697.

XU Weiya, YANG Shengqi, XIE Shouyi. Investigation on triaxial rheological mechanical properties of greenschist specimen(Ⅱ)：model analysis［J］. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(5): 694697.

［17］黄明.含水泥质粉砂岩蠕变特性及其在软岩隧道稳定性分析中的应用研究［D］.重庆：重庆大学,2010.

［18］周家文,徐卫亚,杨圣奇.改进的广义Bingham岩石蠕变模型［J］.水利学报,2006,37(7):827830.

ZHOU Jiawen, XU Weiya, YANG Shengqi. Improved generalized Bingham creep model for rocks［J］. Journal of Hydraulic Engineering,2006,37(7):827830.

［19］Li Y S, Xia C C. Timedependent tests on intact rocks in uniaxial compression［J］. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics

［20］Chna K S, Bodner S R, Fossum A F, et al. A constitutive model for inelastic flow and damage evolution in solids under triaxial compression［J］. Mechanics of Materials, 1992(14):114.

［21］Costin L S. Timedependent damage and creep of brittle rock［C］//Damage Mechanics and Continuum Modeling, ASCE, New York, 1985:2538.

［22］陈卫忠,王者超,伍国军,等.盐岩非线性蠕变损伤本构模型及其工程应用［J］.岩石力学与工程学报, 2007, 26(3): 467472.

CHEN Weizhong, WANG Zhechao, WU Guojun, et al. Nonlinear creep damage constitutive model of rock salt and its application to engineering［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(3): 467472.

［23］杨文东，张强勇，张建国. 基于FLAC3D的改进Burgers蠕变损伤模型的二次开发研究［J］.岩土力学, 2010, 31(6): 19571963.

YANG Wendong, ZHANG Qiangyong, ZHANG Jianguo. Second development of improved Burgers creep damage constitutive model of rock based on FLAC3D［J］. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(6): 19571963.

［24］Malan D F. Timedependent behavior of deep level tabular excavations in hard rock［J］. Rock Mechanics and Rock Engineering, 1999, 32(2):123155.

［25］兰渝铁路高地应力软岩隧道施工技术研究［R］. 铁道部工程管理中心，2010.（编辑胡英奎）

作者：张永兴 王更峰 周小平 熊晓晖 王桂林 黄达

软岩动态力学特性管理论文 篇2：

浅谈采空区工程地质勘察

【摘 要】由于地下采空区具有隐伏性强、空间分布特征规律性差、采空区顶板冒落塌陷情况难以预测等特点，因此，如何对地下采空区的分布范围、空间形态特征和采空区的冒落状况等进行量化评判，一直是困扰工程技术人员进行采空区潜在危害性评价及合理确定采空区处治对策的关键技术难题。合理的有序的进行采空区工程地质勘察是相当必要的，直接影响后期方案比选、工程安全与质量。

【关键词】工程地质勘察；采空区；稳定性

一、前言

采空区问题作为铁路工程勘察设计建设中不良地质问题就愈发显得突出。

对于地下采空区的分布范围、空间形态特征和采空区的冒落状况等进行量化评判问题就会影响到线路的选线、优化方案和工程投资的估算。近年来，高速铁路迅猛发展，在很多时候都面临无法绕避采空区的问题，加强地质勘察质量以及铁路采空区的稳定性评价就显得尤为重要。

二、场地因素分析

1、煤矿采空区覆岩的石岩组类型

覆岩力学性质是对采空区下沉影响程度较大的因素，我国的煤矿开采实践也表明：岩体越坚硬，地表下沉系数的值就越小。

由于破碎的岩体具有分形的几何特性，因此，可以用小尺寸的破碎岩体（数十毫米级）模拟大尺寸的破碎岩体（数十米级）。为了模拟近似实际的矿山压力，采用伺服机，可以达到实验要求。而只要满足了几何相似和应力应变相似，即可进行相似模拟实验。软硬岩石高压固结模拟实验结果表明：

①覆岩的力学性质和结构特征对沉陷变形的影响很大，软岩比硬岩更易被压缩变形，故在软岩厚度大的采空区，地面沉降量会相对较大；

②地下水的浸泡可使软岩产生更大的附加沉降，故煤层顶板中较厚的软岩会导致固结沉陷速度加快，沉降量增大，采空区稳定性变差；

③覆岩主要为硬岩的条件下，沉陷稳定的时间较长，若覆岩主要为软岩，则沉陷稳定的时间较短。

2、煤矿采空区的面积及开采倾角

采空区范围的大小可以决定地表移动过程中发展的程度以及地表移动盆地的形状和大小。采空区的面积对移动角有一定影响，一般来说岩层移动角随着采空区面积的增大而减小，但当采空区面积很大时，对移动角的影响不大，在一定开采深度条件下，随着采空区面积的增大，地表移动影响范围变得越来越大。

3、煤矿采空区采厚及采深

研究资料表明：随着采厚的增加，冒落带和裂隙带的高度按线性比例增加，即在相同条件下，采厚越大，破坏波及的范围就越大，岩石的破坏也就越严重。通常以深厚比作为衡量开采条件对地表移动和变形影响的粗略估计指标。一般说，随开采深度的增加，下沉速度减小，地表移动范围增大，扩展到地表所需时间延长，但移动和变形值变化不大，因而地表移动和变形比较慢，同时下沉盆地变得平缓。

4、终采时间指标

终采时间即自终采延续到现今的时间，单位可以是年、月或日。按照《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》的规定：连续6个月下沉值不超过30mm时，可认为地表移动期结束。按此规定一般工作面终采1～2年地面变形即可满足地表移动期结束的条件，但实际上工作面终采5～10年甚至更长时间，地面仍存在残余变形。总体而言，采空区随着终采时间的延续而逐渐趋于稳定，因此，终采时间是评价采空区稳定性的直接指标。

三、工程地质勘察

1、煤矿采空区勘探特点

要求对顶板围岩及煤层稳定程度进行研究，对岩石稳定程度研究目前已由定性描述转变为定量计算，但对煤层稳定程度的研究，目前仍然主要是定性的描述，定量的研究虽有所发展，但还没有形成统一的数量标准作为煤层稳定程度的依据，采空区问题更加复杂，难以定量分析。在我国近年来由于煤矿采空区引起的问题日益严重，大多数矿山不同程度地存在着一些未处理的采空区，采空区是工程建设的一大隐患，但通过资料调查和钻探无法察明采空区确切的形态和位置。

近年来众多物探工作者对采空区勘探进行了研究，取得了很多实用性的成果。如运用瞬变电磁、浅层地震、高密度电法相结合的综合物探方法在煤矿采空区的勘探研究。

也有部分专家学者对其它物探方法，如地质雷达、CT法等方法对采空区中的勘探效果进行了研究。

煤矿采空区的探测，目前，国内外主要是以资料收集、采矿情况调查、工程钻探、地球物理勘探为主，辅以变形观测、水文试验等。

2、煤矿采空区工程地质勘察

（一）、煤矿采空区勘察技术方法选择

总结以往工作经验，在多种多样的勘察技术中，采矿资料的收集、工程地质调查、采矿调查是采空区勘察工作的基础，已往的采空区勘察忽视这方面工作或对此重视不够，往往使物探和钻探工作陷入盲目状态。

煤矿采空区勘察前期应进行详细的工程地质调查、采矿调查，大概确定采空区部位及范围，然后根据测区地形、地质、地球物理条件，有目的的选用几种物探方法进行探测；再根据调查及物探结果布设钻孔进行验证；最后综合分析地质、物探和钻探资料，圈定采空区范围、形态，经济准确地查清采空区分布及赋存状况。

（二）、采空区塌陷、沉降

采空区的塌陷是由于地面到采空区顶板的厚度较薄，强度较底。由于上覆荷载过高及采空区煤柱形成的自由面，原来的应力平衡被破坏就会产生地面裂缝沉降然后塌陷等现象，严重危害人类活动。所以在铁路工程设计时应尽量避开采空区。

由于采空区的存在，使得地表产生移动和变形，当煤层为倾斜煤层时，地表呈现严重的非连续性破坏产生松脱地压，往往出现漏斗状塌陷坑，当开采倾斜和急倾斜矿层时，存在以下几种移动形式：

（1）垮落岩石下滑矿层采出后，為采空区上覆岩块所充填。如果矿层倾角较大，上部垮落的岩石下滑充填下部采空区。垮落岩石下滑后，其上部岩石失去支撑而垮落，造成垮落和裂隙向上发展。

（2）岩石沿层理方向滑移，在岩层倾斜的情况下，由于自重方向不与岩层层面垂直，在自重作用下，岩体除发生垂直于层理面方向的弯曲外，还产生沿层理面方向的顺层滑移。

（3）底板岩石隆起，当地表岩石软弱且倾角较大时，在矿体采出后，周围岩体应力平衡条件发生了变化，采空区多以残留杂物和空洞构成，地下水作用十分强烈，使其力学性能降低。所以对其进行高效、准确勘察是很重要的工作。

四、采空区工程地质勘察及稳定性评价

1、现采空区稳定性评价

现采空区是目前正在开采或开采工作面其主沉降尚未结束的采空区（工作面）。

现采空区稳定性现状评价是基于现状开采条件下，从现有资料进行研究分析，从煤层赋存特征、采煤及顶板管理方法、地表移动所处阶段、剩余沉降量、采深采厚比、采空区“活跃期”变形特征、煤层开采及地震活动等方面对拟建场地的现状稳定性进行分析评价。

地表移动的持续时间是影响现采空区稳定性的主要因素。采空区地面变形稳定时间与其埋深有关，一般把地表移动盆地主断面出现下沉10mm时作为移动期开始时间，连续6个月下沉值不超过30mm时认为地表移动期结束，从地表移动期开始到结束的整个时间称为地表移动的持续时间。当无实测资料时，可采用经验公式（T—移动盆地内某一区域稳定所需的时间（天）；H0—平均开采深度（m）进行计算。若计算稳定所需时间超过计算时的时间点，应认为采空区处于起始期～活跃期，相应采空区应定为现采空区，否则则定为老采空区。根据现状评价结果，场地稳定性分为不稳定区和稳定性差区。

2、未来采空区稳定性评价

未来采空区对场地稳定性的影响与采煤方法、顶板管理方法、工作面推进速度及开采持续时间等因素有关。未来采空区的主沉降及变形的估算相关参数应依据开采规划中的相关开采情况进行。根据场地内的煤层赋存特征，未来采空区对场地稳定性影响较大。

场地内煤层的开采，采空区的规模及其对地面的影响具有动态变化特点，随着煤层的开采地面变形量及规模亦逐渐扩大，因此，场地的稳定性同样具有“动态稳定”的特征，且这种稳定直至采煤工作结束后一定时期内才能最终完成。根据现采空区和未来采空区的叠加，场地应划分为“不稳定区”。

3、采空区稳定性的综合评价

勘查区主要采用垮落法采煤，属浅层采空区，断层发育，覆岩（顶板）岩性以炭质泥质、炭质页岩和粉砂页岩等中硬覆岩为主，岩层的节理和裂隙较发育，开采煤层多为缓倾斜～倾斜矿层断裂带部位常沿断裂延伸方向采空，由于断裂带产状陡倾，由于采煤后顶板全部垮落，使覆岩沉陷破坏严重，使上覆岩层的冒落裂隙带高度得到充分发展，采空区往往沿断裂面滑动冒落，并在采空区上盘岩层以沉陷和水平移动变形模式，出现地表裂缝，目前已经出现多处塌陷、裂缝现象，现状稳定性较差，虽然采空区尚未完全塌落，但在后期不利因素作用下，采空区有进一步塌陷的可能，给地表建筑及人员生命财产造成危害。

今后的工程建设，需根据采空区的特点及建筑物的布局进行建筑地基稳定性评价，并根据评价结果，采取合适的防治措施，避免引发或遭受地面塌（沉）陷的危害。

五、结束语

铁路采空区工程地质勘察及稳定性评价是一项全面系统复杂的工程，尤其要加强地质勘察中相关问题的探讨，提高勘察技术的水平，结合实际情况进行评价，加强铁路采空区工程的稳定性。

参考文献

[1]潘瑞林；采空区物探方法新探[J]；铁道勘察；2010年06期

[2]李国和；李桂芳；采空区铁路工程地质选线研究[J]；铁道工程学报；2012年10期

[3]劉熙；张昆；李晓凡；铁路穿越小型采空区稳定性的评价方法研究[J]；铁道工程学报；2012

作者：孙林

软岩动态力学特性管理论文 篇3：

关于深巷支护技术的一些探析

摘要：随着我国煤矿开采越来越向深部延伸，深部巷道的支护越来越成为一个突出的高难度的安全技术问题而亟待解决，深部巷道支护面对着一些突出的难题，比如地压大直接巷道的变形厉害、围岩破裂严重等。本文就深巷的支护技术做一些简单的探析以与读者共赏。

关键词：深部巷道 围岩破裂 巷道变形 深巷支护

0 引言

随着煤矿开采向深部延伸。地压愈来愈大，以导致深巷支护困难、巷道围岩变形严重，是矿井深部开采的重大难题和主要急需解决的难题。其中巷道围岩的破裂区的存在是深巷与浅巷的主要区别，因此深巷的支护重点就是如何做好破裂区的支护和控制围岩的破裂。

1 概述

围岩的压力与矿井的开采深度基本成一个线性的正比关系，从岩石力学的实验曲线来看，深巷的围岩压力处在曲线蜂后的区域。我们知道，施工破坏了岩体的原始的稳定的应力平衡，应力进行重新分配，从三向应力变为两向应力，应力再重新分配平衡的过程中会导致深巷围岩的破裂，也就是围岩的破坏。所谓的破裂区就是在改变岩石原始应力平衡的过程中的岩体表面错位、原始岩体的裂隙的张开以及新的裂隙产生等变形。

2 深巷破坏的几种主要形式

要想搞好深巷的支护首先必须了解深巷的几种主要的破坏形式，深巷的破坏形式主要有：①因深巷围岩严重变形而引起的破坏；②锚杆组合体失效而引起的破坏；③因深巷底板底鼓而引起的破坏。

2.1 因深巷围岩严重变形而引起的破坏 深部巷道的强大压力和施工等的影响而在围岩表面产生破裂，且此种破裂是一种非线性变形，错乱无序，不好预见预知。我们知道虽然是破碎的围岩，但还是有一定的承载力，然而，目前关于此方面的较为科学和有信服力的研究还没有。围岩的破裂也不是一次成型，破裂随着地应力和地压及其它的综合效应而处在一个持续的动态的破坏过程，围岩的破裂如不能及时很好的控制其对支护的影响将是致命的，围岩的变形程度随着威严破裂的增加而不断增大，其最直接的结果是巷道的破坏，支护的完全失效。因此，要想是深巷的支护效果可靠安全，首先要学会如何控制围岩的破裂区的进一步扩大，理解掌握围岩区的力学特征和围岩区的破坏的岩体的力学性质的改变情况，从而提出可行的措施控制围岩破裂区的继续扩大。

2.2 锚杆组合体失效而引起的破坏 对于目前围岩支护的常用做法是锚杆支护，但是对于地应力较大的深巷的支护目前常采用的是锚杆组合体支护即锚杆、锚索等组合体支护。锚杆和锚索的组合体支护理论上是可行的，但是对于不同的深巷其地质条件是不同的，因此需要不同的锚杆组合体的支护参数，只有支护参数设计的合理，才能是组合体发挥最佳效果。通常深巷的锚杆组合体支护的效果不理想并不是组合体的支护强度不够，最主要的原因是深巷的冒顶和片帮和其它的地应力破坏而导致组合体的支护失去效果，对于组合体在支护过程中发生由于拉、剪应力的破坏到目前为止还是比较少见的。深巷由于地应力大，深巷的护帮、护顶比较困难使得围岩产生破裂和裂隙以致锚杆组合体附近岩体脱落的话，那么锚杆组合体就容易失效而不能很好支护。因此对于这一现象通常会采取锚网等措施阻止岩体脱落而防止破裂区域扩大和向深部延伸。

2.3 因深巷底板底鼓而引起的破坏 我们知道煤矿井下巷道对底板一般是不采取措施的，但是底板的底鼓对围岩的破裂区其实也是有很大的影响，起了很大的诱发作用，尤其是当深巷底角应力比较集中的时候，深巷底板底鼓将更加的厉害，这也是深巷的一个显著特点。据统计资料，深巷在回采时，一般据工作面一百米以上就会有底鼓现象发生，掘进深巷底鼓更明显。对于深巷的底鼓现象，通常可行的措施是在深巷的底角处加强支护，在一般的深巷底板也采取支护以防因深巷底鼓而诱发围岩破坏。

3 合理设计深巷支护的原则

前面对深巷的支护难度和主要破坏形式做了介绍，要搞好深巷的支护，需要在了解深巷的支护难点和主要破坏形式后在源头上就开始加以盖上和建立规范——深巷支护的设计原则：

3.1 护的原则 控制围岩的破裂区不扩大、围岩不掉顶、掉帮、围岩裂隙影响区域不扩大是深巷支护中护的最基本原则，为了体现这一基本原则，在最初的深巷支护设计时我们要充分考虑到：对于围岩所采取的措施要护得住，支护采取的要及时合理，锚杆组合体的参数要根据岩石的力学特性来设置，配套设施要考虑充分，加强支护如锚网+钢带+喷浆等措施该上的要上，这些设计时都要充分考虑。

3.2 参数的合理选定 对于不同的岩石力学性质的深巷，锚杆组合体的参数选择尤为重要，这直接关系到组合体支护效果的好与坏，设计之前要充分的实验和调研，不可套模板，要使所设的参数与现场需要所吻合，同时要做到“动态施工、动态设计”。合理参数的选择有利于提高锚杆组合体的支护效果，同时也能产生最大的经济效益从而避免不必要的浪费。同时设计支护要充分考虑支护的富余能力，以满足围岩的动态变化。

3.3 重点区域重点支护的设计原则 我们知道深巷的围岩的各个区段其围岩的力学结构和特性是不一样的，因此在设计支护的时候就要充分考虑这一因素，对于不同的围岩结构和围岩应力变化而采取不同的组合体支护和不同的参数以使深巷整体产生的变形最小，以及各局部由于采取不同的支护力度使得最终变形量基本相同。深巷的变形基本就是收缩变形，对于扩大变形基本不会发生对于整体来讲，且此收缩变形是一种耦合变形，这主要体现在顶底板和两帮的比例耦合变形，控制好耦合变形以控制深

巷围岩的变形。设计时需对易耦合变形区域重点设计支

护。

3.4 设计合理巷道断面的原则 据实验和统计数据选择不同的巷道断面其航道的变形是不一样的，不同的巷道断面设计对于巷道的底鼓控制也是不一样的，因此在设计时要选择合理的经济的巷道断面，以使得底鼓量最小从而对围岩的变形以及破裂区的发展的正面作用最小。经验和现场应用表明设计弧形的深巷底角其底鼓变形量最小。

3.5 给突发的不可控的巷道变形留有空间 深巷面临着高地应力，对于看不见摸不着的深巷周围的应力情况不能完全详细透彻的掌握，因此在设计时应给突发的情况下的围岩变形留有空间——记在合理的情况下优先选择大断面进行设计。

3.6 设计的可行性原则 设计要根据现有的科学生产力和装备技术水平来，要使得设计的支护和支护的条件具有可操作性，同时注重支护的操作的简易性。

3.7 “动态支护，动态设计”的原则 设计是指导现场支护操作的，现场的支护操作反馈设计的好坏，所以应根据现场的效果及时的修正支护工艺和参数，以达到“动态支护、动态设计”。

4 小结

随着煤矿的开采向深部延伸，深巷的支护越来越成为主要问题而摆上桌面。深巷的支护难题主要是深部地应力大而导致的围岩破坏严重，在设计支护时要充分考虑巷顶和巷帮以及深巷底角的支护，合理选择锚杆组合体的支护参数以达到最佳的巷道控制效果，对于底鼓对深巷围岩的诱发而可采取深巷留设弧形底角来有效解决，同时坚持“动态设计、动态施工”。

参考文献：

[1]陈炎光，陆士良.中国煤矿巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社，1994.

[2]荆升国.高应力破碎软岩巷道棚-索协同支护围岩控制机理研究[D].徐州：中国矿业大学，2009.

[3]王其洲，蒋现科.软岩巷道支护方式探讨[J].能源技术与管理，2012.1.

作者：李景