Experimental study on initiation and damage strength characteristics of similar materials of basalt brittle
-
摘要: 岩石起裂强度和损伤强度是评价硬岩高应力破坏的重要指标。利用可表征玄武岩块体物理力学行为的脆性类岩石相似模型材料,基于Hoek三轴压缩试验与声发射测试,开展了模型材料的变形破坏特征、声发射特性、裂纹起裂与损伤应力阈值水平、岩石起裂与损伤强度特征等方面的研究工作。研究成果揭示了模型材料的硬脆性破裂演化特征,给出了模型材料的裂纹起裂应力、损伤应力阈值,定义了模型材料的起裂强度包络线与损伤强度包络线,探究了玄武岩块体脆性相似材料的起裂强度和损伤强度特征。研究成果可为玄武岩地区地下洞室开挖片帮、岩爆或破裂等应力控制型破坏的预警预报提供一定的技术支撑。Abstract: The crack initiation and crack damage strengths of rock are the important indexes to evaluate the high stress failure of hard rock. Based on the Hoek triaxial compression tests and acoustic emission tests, a brittle rock-like model material that can characterize the physical and mechanical behaviors of basalt block is used to carry out researches on the deformation and failure characteristics, acoustic emission characteristics, crack initiation and damage stress threshold levels, rock initiation and damage strength characteristics of the model materials. The evolution characteristics of hard and brittle fractures of the model materials are revealed. The crack initiation and crack damage stress thresholds of the model materials are given. The crack initiation and crack damage strength envelopes of the model materials are defined. The initiation and damage strength characteristics of similar materials of basalt brittle are investigated. The research results may provide certain technical support for the early warning and prediction of stress-induced failures such as wall caving, rock-burst or rupture during the excavation of underground cavities in basalt areas.
-
Keywords:
- basalt /
- acoustic emission /
- stress threshold /
- initiation strength /
- damage strength /
- strength envelope
-
0. 引言
当前,描述非饱和土变形本构模型通常也可分为非线性弹性模型和弹塑性模型。对于非饱和土非线性弹性模型,主要是基于常用的邓肯-张的E-μ模型,以及在该模型基础上发展建立的E-B模型、K-G模型上进行改进的,通常将非饱和土的净应力和基质吸力的影响考虑到非线性模型的参数上[1-3],或是通过考虑引入含水率或是初始饱和度来考虑吸力的变化的[4-5],进而扩展为非饱和土的非线性弹性模型。
对于非饱和土弹塑性模型,由于弹塑性理论是一个有力而灵活的框架,因而弹塑性本构模型仍然是非饱和土变形本构理论研究的一个特征[6]。在弹塑性模型中,Alonso等[7]提出的BBM模型是一个具有相当广泛代表性的非饱和土弹塑性模型,该模型是在修正剑桥(MCC)模型基础上拓展的,在p-q-s所建立的应力空间内探索非饱和土的变形问题。后继的很多非饱和土模型都是在Alonso等[7]提出的BBM的基础上建立的。Josa等[8]认为在某净围压下存在最大湿陷量,对加载-湿陷(LC)屈服曲线进行了修正。黄海等[9]和苗强强等[10]等根据大量非饱和黄土和非饱和含黏砂土三轴试验资料,分别利用得到的初始屈服线的形状、压缩指数的变化规律、广义土-水特征曲线和建立的p-s平面上屈服点连线的统一函数表达式对BBM模型进行了修正和验证。陈正汉[11]以BBM模型为基础,结合原状湿陷黄土的大量CT-三轴试验得到的细观结构演化规律,构建了原状湿陷性黄土的结构性模型(弹塑性损伤模型),并用于大厚度湿陷性黄土的现场浸水试验分析。陈正汉[11]通过对Gens等[12]提出的BBM膨胀土模型进行了不区分宏观和微观结构层次变形、针对膨胀变形特点增加SD屈服面、补充水量变化数学描述3点改进,改进模型能够预测重塑膨胀土的主要变形特征。姚仰平等[13]将BBM模型和UH模型,建立适用超固结土的非饱和土模型。张登飞[14]考虑力水作用的影响,对BBM模型屈服面的方程进行改进,建立了能够描述原状黄土力水耦合相关特性的弹塑性本构模型。刘帅帅[15]采用平均骨架应力对BBM模型中的LC屈服曲线进行改进,建立了吸力、变形与饱和度三者之间的关系,来描述非饱和土黄土的水力与力学的耦合。
可见,对于非饱和土变形特性的研究就是对非饱和土的各个应力状态变量与土粒、孔隙气和孔隙水各相间应变关系的研究。描述非饱和土体积变化行为的本构关系是将非饱和土的应力状态变量与应变状态变量联系起来,其中正确反映吸力在土变形中的贡献是非饱和土本构模型的关键。大多数的研究仍采用净应力(σ−ua)和基质吸力(ua−uw)为两个独立的应力变量作为相关的应力状态变量,来建立本构模型模拟非饱和土的相关力学行为。本文对基于临界状态提出的非饱和土BBM模型进行分析、研究、验证,并做进一步的修正,使模型更符合非饱和黄土基质吸力的变化规律,为解决实际工程中的非饱和黄土工程问题提供理论基础,对指导黄土地区的工程建设及运行、地质灾害的评价及预测具有重要意义。
1. 非饱和土BBM模型
Alonso等[7]提出的基于临界状态的非饱和土BBM模型是对Roscoe和Burland提出的修正剑桥模型(MCC)的扩展。非饱和土BBM模型由4个状态变量来定义,即净平均应力p=(σ1 + σ2 + σ3)/3− ua,剪应力q=σ1−σ3,基质吸力s=ua−uw,比体积v=1+e。
BBM模型具有两个状态边界面:一个曲面和一个平面。当土体状态位于状态边界面内时,模型表现为弹性应变;当土体状态到达状态边界面时,模型开始表现为塑性应变;当土体状态越过状态边界面时,塑性行为对应于屈服面在p:q:s空间上扩展。
1.1 各向等压应力状态
Alonso等[7]认为,对于各向等压状态,在恒定基质吸力s下,净平均p对比体积v的影响可定义为
v=N(s)−λ(s)lnppc。 (1) 式中:N(s)为p=pc时的比体积;pc为参考应力参数;λ(s)为吸力为s时的刚度参数,λ(s)定义为
λ(s)=λ(0)[(1−r)exp(−βs)+r]。 (2) 式中:r=λ(s→∞)λ(0);β为土体刚度随吸力增加速率的参数。
Alonso等[7]认为在一定基质吸力值s下,非饱和土的加载再卸载变形是弹性的,体积的变化可表示为
dv=−κdpp。 (3) 式中:κ为p变化时的刚度系数(图 1),在非饱和土BBM模型中,假定κ恒定的,不随基质吸力的变化而改变。
图 1为饱和土和非饱和土在各向等压应力状态下的比体积变化曲线。p*0为饱和土屈服应力,p0(s)为基质吸力s时的屈服净应力。不同吸力值下的屈服应力值p0(s)组合成了一条加载-湿陷屈服曲线(图 2),即LC屈服线。Alonso等[7]定义了LC屈服线的表达式为
p0(s)pc=[p*0pc]λ(0)−κλ(s)−κ。 (4) 如图 2所示,LC屈服线和SI屈服线(吸力增加屈服线)在(p,s)平面上包围的区域为弹性区域,SI屈服线的表达式为
s=s0, (5) 式中,s0为土在历史上曾经受过的最大吸力[12]。
1.2 剪切应力状态
BBM是基于临界状态框架的弹塑性本构模型,是对修正剑桥模型的扩展,将基质吸力s=ua−uw作为第三种应力状态变量来考虑基质吸力的影响。屈服面仍采用修正剑桥模型的椭圆形。基质吸力变化时,椭圆也变化,椭圆的大小由不同基质吸力下的屈服应力p0(s)来确定。BBM模型中假定黏聚力的增大是与基质吸力的增大是呈线性变化的。从而给出了该模型在(p,q)平面上的屈服面(图 3)的表达式为
q2−M2(p+ps)[p0(s)−p]=0。 (6) 式中:M为临界状态线的斜率;ps=ks,k为常数。
1.3 硬化规律和流动法则
(1)应变硬化规律
在非饱和土模型建立过程中,需要同时考虑净平均应力和基质吸力对弹塑性体应变产生的影响,分别定义如下。
弹性体应变:
dεev=dεevp+dεevs。 (7) 式中:dεev为弹性体应变;dεevp为由净平均应力引起的弹性体应变;dεevs为由基质吸力引起的弹性体应变。
塑性体应变:
dεpv=dεpvp+dεpvs。 (8) 式中:dεpv为塑性体应变;dεpvp为由净平均应力引起的塑性体应变;dεpvs为由基质吸力引起的塑性体应变。
总体应变:
dεv=dεev+dεpv。 (9) 根据式(3),弹性区域内由净平均应力导致的弹性体积应变dεevp为
dεevp=−dvv=κvdpp。 (10) 同样,弹性区域内由吸力导致的弹性体应变dεevs为
dεevs=κsvds(s+pat)。 (11) 在一定的基质吸力下,当净平均应力p增大到屈服净应力p0(s)时,由p导致的土体总体变dεvp为
dεvp=λ(s)vdp0(s)p0(s)。 (12) 则由p引起的塑性体变dεpvp为
dεpvp=dεvp−dεevp=λ(s)−κvdp0(s)p0(s)。 (13) 在一定净平均应力下,当基质吸力s增加到s0时,由s导致的土体总体变dεvs为
dεvs=λsvds0(s0+pat)。 (14) 则由基质吸力s引起的塑性体变dεpvs为
dεpvs=dεvs−dεevs=λs−κsvds0(s0+pat)。 (15) BBM模型硬化规律使硬化参数与塑性体应变相联系,相应的硬化规律可为
dp*0p*0=vλ(0)−κdεpv, (16) ds0s0+pat=vλs−κsdεpv。 (17) (2)流动法则
BBM模型采用的是非关联的流动法则,考虑到通常的临界状态模型过高地估计了侧压力系数K0值,故引入一修正参数α对相关联的流动法则进行了修正,得流动法则为
dεpddεpvp = 2qM2[2p+ps−p0(s)]α。 (18) 式中:dεpd为塑性偏应变增量;dεpvp为塑性体应变增量;其中修正系数α为
α = M(M−9)(M−3)9(6−M)11−κλ(0)。 (19) 1.4 模型迭代计算方法
对文献[16]中控制吸力常规三轴压缩试验在固结排水条件下非饱和土BBM模型本构关系的迭代计算方法进行修正,得到真三轴条件下等b等p且b=0时BBM模型的迭代计算方法,其中常规三轴压缩试验即为真三轴试验中等b等σ3试验中b=0路径下的试验。下面给出本次真三轴条件下等b等p且b=0时模型的详细计算步骤,以下计算步骤将结合图 4进行阐述。
(1)首先需要根据试验结果得出到相关试验参数,λ(0),r,β,pc,κ,p*0,G,M,k。
(2)根据式(2)计算λ(s)。
(3)计算B点的屈服应力p0B(s)(图 4(a)),根据式(4)得
p0B(s)=pc[p∗0pc]λ(0)−κλ(s)−κ。 (20) (4)计算初始屈服点B的坐标,以B点作为塑性应变增量的起点,由式(5)得
pB=pnet ,qB=M√(pnet+ps)(p0B(s)−pnet) 。} (21) (5)计算AB段弹性剪应变增量,
dεed=13GqB。 (22) (6)计算最终点E的坐标,
{pE=pnetqE=M(pnet+ps) 。 (23) (7)在BE段上将qB到qE之间划分成若干个相等的dq,以下以BE段中的BC段为例。
(8)计算C点的坐标,
pC=pnet ,qC=qB+dq 。} (24) (9)计算C点的屈服应力pCo(s),由式(5)得:
pCo(s)=pC+(qC)2M2(pC+ps)=pnet+(qC)2M2(pnet+ps)。 (25) (10)计算对应于B点在NCL线上的比体积vBN:
vBN=vA−κlnpB0(s)pnet=vini−κlnpB0(s)pnet。 (26) (11)计算对应于C点在NCL线上的比体积vCN:
vCN=vBN−λ(s)lnpC0(s)pB0(s)。 (27) (12)计算对应于C点的比体积vC:
vC=vCN+κlnpC0pD=vCN+κlnpC0pnet。 (28) (13)计算BC段弹性剪应变增量dεed和弹性体应变增量dεevp:
dεed=13G(qC−qC)=13Gdq, (29) dεevp=κνB(pC−pBpB)=0。 (30) (14)计算BC段总体应变增量dεvp和塑性体应变增量dεpvp:
dεvp=vB−vCvB, (31) dεpvp=dεvp−dεevp=dεvp。 (32) (15)计算BC段塑性剪应变增量dεpd:
dεpd=dεpvp2qM2[2p+ps−p0(s)]α。 (33) (16)计算BC段塑性总应变增量dεd:
dεd=dεed+dεpd。 (34) (17)BE其余点都按照以上BC段重复,即可绘制出相应的应力应变预测曲线。
如若初始屈服应力p0(s)未超过pnet,如图 4(b)所示,此时以pnet点作为塑性应变增量的起点开始计算。
(1)以pnet点作为塑性应变增量的起点:
pA′0(s)=pnet。 (35) (2)计算最终点E的坐标:
pE=pf=pnet ,qE=qf=M(pnet+ps) 。} (36) (3)在A´E段上将qA'到qE之间划分成若干个相等的dq,其余步骤重复以上(7)~(17)。
2. 模型预测
2.1 各向等压状态模型参数
真三轴重塑黄土试样的目标干密度为ρd=1.40 g/cm3,根据土-水特征曲线得到基质吸力s=100 kPa对应的含水率为w=19.5%,确定重塑试样含水率为w=19.5%。对重塑黄土试样进行了控制吸力s分别为50,100,200,300 kPa的真三轴条件下的等向压缩试验,根据试验测试结果绘制出等向压缩试验曲线,比体积ν与净平均应力p的关系曲线如图 5所示。根据等向压缩试验结果,确定相关土性参数,同一吸力的试验点近似的位于两条相交的直线上,两条直线的交点可看作屈服点[17-18],该点的净平均应力p即为屈服净应力p0(s)。
根据等向压缩试验结果得:s = 50 kPa时,p0=76 kPa,λ=0.2533,κ=0.0243;s=100 kPa时,p0=116 kPa,λ=0.2208,κ=0.0201;s = 200 kPa时,p0 = 164 kPa,λ=0.1984,κ=0.0208;s=300 kPa时,p0=200 kPa,λ=0.1870,κ=0.0191。根据所得试验结果,由式(2)可拟合得到不同基质吸力的刚度参数λ(s)与基质吸力s之间的关系,如图 6所示,得到相应的拟合参数分别为:λ(0)=0.3140,β=12.6211 MPa−1,r=0.5865,所得拟合曲线为
λ(s)=0.3140×[(1−0.5865)e−12.6211s+0.5865]。 (37) 根据试验结果和式(37),利用式(4)对屈服净应力p0(s)与刚度参数λ(s)之间的关系进行拟合,得到相应的拟合参数:p0∗ = 46.5 kPa,pc = 7.0 kPa;根据Alonso等[7]提出的非饱和土BBM模型中的假定κ为恒定值,在此κ取不同基质吸力试验下的平均值为κ=0.0211。得到屈服净应力p0(s)与刚度参数λ(s)之间的关系曲线为
p0(s)=7.0×(46.57.0)0.3140−0.0211λ(s)−0.0211。 (38) 根据式(37)和(38)可以得到非饱和土BBM模型预测的基质吸力s和屈服净平均应力p之间的关系曲线,见图 7。
2.2 轴对称剪切应力状态下模型参数
Alonso等[7]给出不同基质吸力下轴对称剪切试验的试验结果在p−q平面上可以统一表示为
q=Mp+Mks。 (39) 式中:p为净平均应力;q为剪应力;s为基质吸力;M为临界状态线的斜率;k为黏聚力随基质吸力s变化的速率。
对制备的真三轴重塑黄土试样进行了控制吸力s分别为50,100,200 kPa时真三轴条件下的等b等p剪切试验[19-20],利用式(39)对b=0的试验结果进行拟合(图 8),得到最佳拟合参数,临界状态线的斜率M=1.381,黏聚力随基质吸力s变化的速率k=0.980。
对于本文等b等p且b=0试验,弹性段剪切应变增量参见式(22),因此可通过应力应变曲线初始线性段来确定剪切模量G[16],对所有b = 0时得到的G求平均值,得G=6.7 MPa。
2.3 BBM预测结果
BBM模型预测需要根据试验结果得到相关试验参数为λ(0),r,β,pc,κ,p*0,G,M,k,其余初始状态参数为:pi=5 kPa,qi=0,si=100 kPa,v0=1.93。由2.1和2.2节已经求得所使用的黄土试样的模型参数分别为λ(0)=0.3140,r=0.5865,β= 12.6211 MPa−1,pc=7.0 kPa,κ=0.0211,p*0=46.5 kPa,G=6.7 MPa,M=1.381,k=0.890。图 9~11分别为不同净平均应力下、不同基质吸力下BBM模型预测结果,可以看到BBM模型对于低净平均应力的预测结果偏差相对较大。
3. BBM模型的修正
3.1 BBM模型的修正方法
在BBM模型中,模型在(p,q)平面上的屈服面的表达式为
q2−M2(p+ps)[p0(s)−p]=0。 (40) 在该模型中假定黏聚力的增大是与基质吸力的增大是呈线性变化的,即在该模型中假定ps=ks,k为常数。但是,根据本次及已有文献中黄土试验结果[21-24],黄土的总黏聚力与基质吸力的关系并非是呈线性增大的。因此,在修正BBM模型中构建ps和s的非线性关系为双曲线形式:
ps=sM(a+ms), (41) 式中,a,m为控制黏聚力随基质吸力变化的土性参数。
在p-q面上不同基质吸力s下的临界状态线可由以下表达式进行描述(图 12):
q=Mp+μ(s)。 (42) 在式(42)中依然假定临界状态线的斜率M不随基质吸力变化,μ(s)为不同基质吸力s下临界状态线的纵截距。如图 12所示,得
ps=μ(s)M。 (43) 利用式(42)对不同基质吸力s下的试验数据点进行拟合,得到M=1.219,μ(50)=106.569 kPa,μ(100)=168.210 kPa,μ(200)=268.363 kPa,利用式(43)求得ps,ps(50)=87.423 kPa,ps(100)=137.990 kPa,ps(200)=220.150 kPa。
利用式(41)对不同吸力的结果进行拟合,得到的双曲线的拟合参数为:a=0.4055,m=1.7183,R2=0.9980。ps和s的关系式为
ps=s1.291×(0.4055+1.7183s)。 (44) 将修正BBM模型的预测曲线和BBM模型的预测曲线都显示在p-s平面上,如图 13所示,可以看出在目前所测试的吸力范围内,BBM中的假定过于偏小与试验结果有差距。
3.2 BBM模型的修正后模型预测结果
修正BBM模型需要根据试验结果得到相关试验参数为λ(0),r,β,pc,κ,p*0,G,M,a,m,本次黄土试所使用的黄土试样的模型参数分别为λ(0)=0.3140,r=0.5865,β=12.6211 MPa−1,pc=7.0 kPa,κ=0.0211,p*0=46.5 kPa,G=6.7 MPa,M=1.219,a=0.4055,m=1.7183。图 14~16分别为不同基质吸力下的修正BBM模型预测结果,可以看到修正BBM模型整体预测结果都比较理想,尤其是对于低吸力低净平均应力下的预测结果相较于BBM模型的预测结果比较理想。
4. 结论
(1)利用重塑黄土控制吸力等向压缩下的试验结果,拟合得到非饱和黄土不同基质吸力的刚度参数λ(s)与基质吸力s之间的关系及屈服净应力p0(s)与刚度参数λ(s)之间的关系,并且可以较好地利用非饱和土BBM模型得到基质吸力s和屈服净应力p0(s)之间的预测曲线。
(2)对Alonso等[7]提出的基于临界状态的非饱和土BBM模型进行了分析,对等b等σ3且b = 0时的BBM模型的迭代计算方法进行修正,给出等b等p且b = 0时的BBM模型的迭代计算方法。
(3)修正BBM模型和BBM模型在p-s平面上预测曲线表明,在试验所测试的吸力范围内,BBM中的假定过于偏小,与试验测试结果差距较大。
(4)考虑ps随基质吸力s变化的非线性关系,构建了ps和s的双曲线形式的函数关系对BBM模型进行修正,且修正BBM模型对非饱和黄土剪切应力状态下试验结果的预测结果整体比较理想,尤其是对于低吸力低净平均应力下的预测结果更为理想。
-
表 1 脆性类岩石材料试样裂纹起裂与损伤应力值统计表
Table 1 Statistical table of crack initiation and crack damage stress levels of brittle rock-like samples
编号 σ3/MPa σc/MPa σci/MPa σci/σc σcd/MPa σcd/σc σci/σcd 1 0 70.55 39.77 0.56 69.41 0.98 0.57 2 1.5 74.26 42.08 0.57 73.52 0.99 0.57 3 3.0 79.87 46.18 0.58 79.12 0.99 0.58 4 4.5 92.58 51.19 0.55 91.65 0.99 0.56 5 6.0 98.41 55.78 0.57 95.70 0.97 0.58 6 7.5 101.62 56.71 0.56 99.59 0.98 0.57 7 10.5 107.39 61.44 0.57 106.16 0.99 0.58 8 14.0 122.58 68.22 0.56 122.58 1.00 0.56 平均值 0.56 — 0.99 0.57 -
[1] 徐卫亚, 郑文棠, 石安池. 水利工程中的柱状节理岩体分类及质量评价[J]. 水利学报, 2011, 42(3): 262-270. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201103005.htm XU Weiya, ZHENG Wentang, SHI Anchi. Classification and quality assessment of irregular columnar jointed basaltic rock mass for hydraulic engineering[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2011, 42(3): 262-270. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201103005.htm
[2] 张春芳, 王奖臻, 许模, 等. 白鹤滩峨眉山玄武岩系熔岩层界面的鉴别标志[J]. 水土保持研究, 2008, 15(2): 217-219. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-STBY200802061.htm ZHANG Chunfang, WANG Jiangzhen, XU Mo, et al. The identification symbols of the E'mei mountain basalt lava lay-series in Baihetan hydropower plant[J]. Research of Soil and Water Conservation, 2008, 15(2): 217-219. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-STBY200802061.htm
[3] 刘国锋, 冯夏庭, 江权, 等. 白鹤滩大型地下厂房开挖围岩片帮破坏特征、规律及机制研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(5): 865-878. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201605001.htm LIU Guofeng, FENG Xiating, JIANG Quan, et al. Failure characteristics, laws and mechanisms of rock spalling in excavation of large-scale underground powerhouse Caverns in Baihetan[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(5): 865-878. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201605001.htm
[4] 胡伟, 邬爱清, 陈胜宏, 等. 含隐裂隙柱状节理玄武岩单轴力学特性研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(8): 1880-1888. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201708007.htm HU Wei, WU Aiqing, CHEN Shenghong, et al. Mechanical properties of columnar jointed basalt rock with hidden fissures under uniaxial loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(8): 1880-1888. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201708007.htm
[5] LIU G, XIAO F K, CHENG Q L, et al. Experimental study on acoustic emission characteristics of dry and saturated basalt columnar joints under uniaxial compression and tensile damage[J]. Shock and Vibration, 2019, 2019: 1-12.
[6] 吴贤振, 刘建伟, 刘祥鑫, 等. 岩石声发射振铃累计计数与损伤本构模型的耦合关系探究[J]. 采矿与安全工程学报, 2015, 32(1): 28-34, 41. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-KSYL201501006.htm WU Xianzhen, LIU Jianwei, LIU Xiangxin, et al. Study on the coupled relationship between AE accumulative ring-down count and damage constitutive model of rock[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2015, 32(1): 28-34, 41. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-KSYL201501006.htm
[7] 张春生, 朱永生, 褚卫江, 等. 白鹤滩水电站隐晶质玄武岩力学特性及Hoek-Brown本构模型描述[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38(10): 1964-1978. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201910003.htm ZHANG Chunsheng, ZHU Yongsheng, CHU Weijiang, et al. Mechanical behaviors of basalt at Baihetan hydropower station and simulation with Hoek-Brown constitutive model[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 38(10): 1964-1978. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201910003.htm
[8] 刘刚. 柱状节理玄武岩破坏全过程声发射监测研究[D]. 哈尔滨: 黑龙江科技大学, 2014. LIU Gang. Study on Acoustic Emission Monitoring of the Whole Failure Process of Columnar Jointed Basalt[D]. Harbin: Heilongjiang University of Science and Technology, 2014. (in Chinese)
[9] 孔洋, 阮怀宁, 汪璋淳. 玄武岩脆性类岩石相似模型材料比选与力学特性测研究[J]. 岩土工程学报, 2023, 45(11): 2308-2318. doi: 10.11779/CJGE20220984 KONG Yang, RUAN Huaining, WANG Zhangchun. Study on selection and mechanical properties testing of similar brittle rock-like model materials of basalts[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2023, 45(11): 2308-2318. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE20220984
[10] MARTIN C D, CHANDLER N A. The progressive fracture of Lac du Bonnet granite[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1994, 31(6): 643-659.
[11] CAI M, KAISER P K, TASAKA Y, et al. Generalized crack initiation and crack damage stress thresholds of brittle rock masses near underground excavations[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2004, 41(5): 833-847.
[12] HOEK E, MARTIN C D. Fracture initiation and propagation in intact rock—a review[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2014, 6(4): 287-300.
[13] ZHAO X G, CAI M, WANG J, et al. Damage stress and acoustic emission characteristics of the Beishan granite[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2013, 64: 258-269.
[14] 孟国涛, 樊义林, 江亚丽, 等. 白鹤滩水电站巨型地下洞室群关键岩石力学问题与工程对策研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(12): 2549-2560. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201612020.htm MENG Guotao, FAN Yilin, JIANG Yali, et al. Key rock mechanical problems and measures for huge Caverns of Baihetan hydropower plant[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(12): 2549-2560. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201612020.htm
-
期刊类型引用(25)
1. 洪嘉伟,张彬,潘道明. 隧道注浆圈渗透系数对邻侧隧道的影响. 交通科技与管理. 2025(01): 147-151 . 百度学术
2. 胡颢,王超林,黄小龙,党爽,刘腾龙. 岩溶隧道对地下水环境影响分析及涌水量预测研究. 贵州大学学报(自然科学版). 2024(02): 103-109+124 . 百度学术
3. 于勇,刘文骏,傅鹤林,胡凯巽. 超高水压超大埋深组合工法水下隧道连接段泄水降压研究. 隧道建设(中英文). 2024(04): 663-672 . 百度学术
4. 樊浩博,陈宏文,赵东平,朱正国,赵梓宇,朱永全,高新强. 在役岩溶隧道衬砌水压分布及预警控制标准研究. 岩土力学. 2024(07): 2153-2166 . 百度学术
5. 魏福成,汪镇,周凤玺. 层状地质条件下注浆模型渗流场解析解. 科学技术与工程. 2024(29): 12723-12733 . 百度学术
6. 魏荣华,张康健,张志强. 铁路隧道深埋水沟防排水技术参数优化研究. 现代隧道技术. 2024(05): 183-192 . 百度学术
7. 雒少江,丁卫华,薛海斌,李玉波,严广艺,宋常贵,张东旭. 基于宏观地质模型分类的深埋输水隧洞衬砌外水压力研究. 中国农村水利水电. 2024(12): 177-184+192 . 百度学术
8. 戚海棠,任旭华,张继勋. 基于井流理论的隧洞外水压力解析计算方法研究. 水力发电. 2023(04): 29-35+74 . 百度学术
9. 黄威,孙云,张建平,王耘梓,张延杰,徐卫亚. 深埋隧洞高外水压力研究进展. 三峡大学学报(自然科学版). 2023(05): 1-11 . 百度学术
10. 雷刚,杨凌武,胡明华,施芸,盛磊. 基于实时扫描的隧道自动开槽机器人电气系统设计. 制造业自动化. 2023(11): 107-110 . 百度学术
11. 王新越,王如宾,王丹,向天兵,王鹏,黄威,张建平,徐卫亚. 滇中引水松林隧洞高外水压力作用数值模拟分析. 隧道与地下工程灾害防治. 2023(04): 72-80 . 百度学术
12. 傅鹤林,安鹏涛,成国文,王仁健,李鲒,余小辉. 考虑注浆圈与复合衬砌时体外排水方式设计. 湖南大学学报(自然科学版). 2022(01): 174-182 . 百度学术
13. 傅鹤林,安鹏涛,成国文,李鲒,余小辉,陈龙. 富水区隧道环向盲管间距优化分析. 现代隧道技术. 2022(02): 20-27 . 百度学术
14. 黄世光,杨艳娜,范全忠,黄靖宇,余磊. 隧道堵水限排设计参数变化规律试验研究. 现代隧道技术. 2022(03): 201-210 . 百度学术
15. 任世林. 四线临海隧道开挖渗流演变及参数影响分析. 铁道科学与工程学报. 2022(07): 1985-1996 . 百度学术
16. 高国庆,齐国庆,陈仲达,刘剑锋. 基于GMS的红崖山隧道渗流场分析与涌水量预测. 水利与建筑工程学报. 2022(04): 142-148+211 . 百度学术
17. 张治国,程志翔,陈杰,吴钟腾,李云正. 盾构隧道接缝渗漏水诱发既有管线变形模型试验. 隧道与地下工程灾害防治. 2022(03): 77-91 . 百度学术
18. 黄文华,张云. 基于浆液扩散的软弱围岩隧道注浆加固效果研究. 公路. 2021(08): 355-359 . 百度学术
19. 刘世伟,赵书争,付迪,赵强,朱泽奇. 长期渗漏水条件下海陆相浅埋盾构隧道隧顶水土荷载计算. 岩石力学与工程学报. 2021(10): 2149-2160 . 百度学术
20. 袁鸿鹄,刘勇,顾小明,张琦伟,李宏恩,孙洪升,杨良权. 冬奥会综合管廊绿色减排数值模拟分析. 水利水电技术(中英文). 2021(S2): 326-331 . 百度学术
21. 李林毅,阳军生,王树英,包德勇,高超. 体外排水方式在隧道工程中的研究及应用. 铁道学报. 2020(10): 118-126 . 百度学术
22. 张进. 富水环境下隧道地下水限量排放的衬砌外水压力分析. 四川建筑. 2020(05): 96-98+102 . 百度学术
23. 和晓楠,周晓敏,郭小红,徐衍,马文著. 深埋隧道注浆加固围岩非达西渗流场及应力场解析. 中国公路学报. 2020(12): 200-211 . 百度学术
24. 杨栋. 松散区盾构隧道注浆控制技术研究. 现代交通技术. 2020(06): 30-34 . 百度学术
25. 关振长,任璐瑶,何亚军,胡宏林. 山岭隧道渗流及衬砌等效渗透系数的实用计算. 水利与建筑工程学报. 2020(06): 52-56 . 百度学术
其他类型引用(20)