True triaxial test and DEM simulation of rock mechanical behaviors, meso-cracking mechanism and precursor subject to underground excavation disturbance
地下开挖扰动下岩石力学行为、细观破裂机理及前兆的真三轴试验与DEM模拟
机械开挖或爆破会产生应力波，这些应力波迅速在周围高地应力岩体中衰减，导致微观动态扰动。
这些扰动会触发岩石内微裂纹的形成，甚至引发工程灾害。
然而，
受开挖扰动作用下的三维地应力岩体的断裂行为和机制仍不明确
。因此，
本研究提出了一种真正的三轴静动态联合加载方法，以捕捉隧道开挖损伤过程和微观动态扰动引发的持续裂纹扩展
。通过
真三轴静动态联合试验和基于PFC3D-GBM的数值模拟
，系统分析了主应力σ1、σ2和σ3对闪长岩扰动力学行为的影响。
真三轴应力下的扰动破坏表现出三阶段变形模式：减速阶段、恒速阶段和加速阶段。
随着σ1的增大或σ2、σ3的减小，闪长岩的扰动承载能力显著降低。此外，σ1和σ3的增大对应着颗粒间剪切裂纹比例的增加，而σ2的增大则导致颗粒内拉伸裂纹的显著增加。在减速和恒速阶段，小幅度事件趋于分散，而较大幅度的事件则集中在加速阶段。AE参数b值在扰动破坏过程中先增大后减小。
隧道开挖扰动加剧了损伤带的深度和释放的能量，从而提高了灾难性深层破裂的风险
。
在深层地下工程开挖后，围岩经历复杂的三维应力重分布，包括初期的高地应力卸载和应力集中。
这导致岩石损伤和破裂，形成开挖损伤带。此外，相邻隧道的机械开挖或爆破会产生高幅值和高频率的动态扰动应力波。
这些动态扰动应力波在初次产生时具有较大的幅值，但随着它们在围岩中传播，幅值和频率迅速衰减，形成微观动态扰动。然而，
这一现象触发了损伤岩石内部微裂纹的持续扩展，并引发了工程灾害
。
造成开挖扰动灾害发生的关键因素是缺乏对岩石在真实三维应力作用下的扰动力学特性、破坏机制和前兆的清晰认识。
因此，
迫切需要对这些因素进行深入研究，以更好地理解和控制开挖扰动灾害。
深层围岩通常处于真实三维应力状态，采用真三轴试验对于准确表征其原位力学性质至关重要。这些真三轴试验根据应变速率的不同可分为静态和动态试验。
目前，许多研究者在真三轴静态研究领域取得了一定的成果，研究方向和重点各有不同。
在强度、变形和破坏机制方面，已有大量研究成果。
研究者们对多种岩石类型在不同应力组合下进行了真三轴试验，揭示了不同应力条件下强度特性的演变趋势。
以往的研究主要分析了中间主应力对岩石横向膨胀及脆性-塑性转变机制的影响。
通过分析岩石的宏观破坏特征，探索了不同应力条件下拉伸破坏和剪切破坏机制的转变。研究了微裂纹类型，揭示了不同应力条件下岩石颗粒间和颗粒内裂纹的演变趋势。
此外，在裂纹预测、能量转换和应力路径等方面也取得了一定的研究成果。
在深层工程中，围岩受动态荷载作用，如爆破、机械开挖和相邻隧道岩爆。
因此，了解岩石的动态力学性质对于深层工程开挖至关重要。与静态荷载相比，岩石的动态特性研究主要依赖于单轴或常规三轴试验。
在单轴试验中，进行动态压缩试验以阐明初始微裂纹对岩石力学性质的影响。在三轴试验中，使用三轴霍普金森压力棒研究砂岩在三轴应力状态下的动态力学响应。此外，采用真三轴分裂霍普金森压力棒系统进行动态压缩试验，研究扰动力作用下的各向异性力学性质和破坏行为。另外，开发了真三轴试验设备，研究了在真实三轴压缩下不同动态扰动引起的岩石破坏过程。目前，
考虑真实三维应力路径和静动态耦合加载扰动的真三轴试验研究仍然有限
。此外，
现有的扰动试验往往集中于高幅值或高频扰动，关于低幅值和低频微扰动的研究较为缺乏
。
由于实验中夹具屏蔽和微观试验层次的限制，岩石裂纹演化和微观拉伸-剪切机制的研究存在一定局限性
。岩石力学
在真实三维高地应力作用下的微动态扰动动态行为尚不清楚
，尤其是扰动变形破坏模式、扰动动态响应和扰动破坏前兆特征。
数值方法在研究岩石破裂过程和微观裂纹机制方面具有重要作用，为该领域做出了显著贡献
。此外，连续介质建模方法能够模拟复杂的三维裂纹。目前，颗粒流动代码（PFC）是评估岩石在单轴和常规三轴静态应力条件下静力学行为的常用离散元方法框架。然而，
对于岩石在真实三轴应力状态下或动态加载条件下的力学行为，研究较少
。数值模拟已用于研究中间主应力和节理倾角对真实三轴静态应力加载下岩石力学性质的影响。此外，数值模拟还用于研究石英岩在真实三轴静态试验中的声发射机制和裂纹演化速率。动态单轴压缩和巴西劈裂模拟试验提供了岩石在动态加载下微观破裂行为的见解。PFC已被用于进行单轴压缩时间依赖性变形破坏试验，以研究冲击加载下岩石裂纹的起裂、扩展和汇聚过程。PFC还被用来进行循环加载试验，探索砂岩在动态荷载作用下的疲劳损伤过程和能量耗散。然而，
目前关于岩石在真实三轴应力下的颗粒流动模拟研究尚不充分
。此外，现有的颗粒流动研究主要采用传统的群体平衡模型（PBM）建模方法构建数值模型。尽管这些模型能准确捕捉岩石的宏观特性，但
仅考虑了矿物颗粒之间的颗粒间破裂，未能区分颗粒内的颗粒内破裂
。岩石在微观颗粒层面上往往同时经历颗粒内和颗粒间破裂。在真实三维动态条件下，
深巷道及其围岩中颗粒流动的数值模拟仍然不足，特别是在考虑实际矿物颗粒粒度分布和颗粒间、颗粒内破裂模式时
。因此，
亟需进一步的模拟研究，探索真实三轴微动态扰动破坏过程及其拉伸-剪切机制
。
为解决上述问题，
本研究采用实验和数值模拟相结合的方法，研究了在真实三轴扰动下辉长岩的力学性质和破坏机制
。首先，实施了真实三轴静动态加载路径，
模拟了隧道开挖损伤的整个过程及其后续扰动引起的持续裂纹破坏
。随后，
建立了一个PFC3D-GBM数值模型
，准确表示了辉长岩的天然矿物组成、粒度分布以及颗粒间和颗粒内的各种接触关系，并进行数值模拟。
通过对比实验和模拟结果
，本研究系统全面地
揭示了辉长岩在真实三轴静动态加载条件下应力-应变曲线、扰动承载能力、各向异性累积扰动应变、宏观裂纹演化过程、微观裂纹机制和破坏前兆的特征
。
Fig. 1
.
Surrounding rock failure induced by excavation disturbance of deep underground engineering. (a) In-situ collapse; (b) concept map.
Fig. 2
.
(a) High pressure servo dynamic true triaxial test system; (b) typical gabbro specimen; (c) Mineral composition of diorite gabbro; (d)the stress paths under true triaxial static–dynamic combined loading experiment (TTSDC).
Fig. 3
.
The method and specific processes of 3D–GBM for the gabbro.
Fig. 4
.
Comparison of experimental and simulated results of the gabbro at the same true triaxial static-dynamic combined condition. (a) (c); Stress–strain curves; (b) (d) failure characteristics.
Fig. 5
.
Experimental and simulated results of stress–strain curve characteristics of gabbro under TTSDC at different
σ
1
and the same
σ
2
(40 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)
σ
1
= 264 MPa; (b)
σ
1
= 280.5 MPa (c)
σ
1
= 297 MPa; (d)
σ
1
= 307 MPa.
Fig. 6
.
Experimental and simulated results of stress–strain curve characteristics of gabbro under TTSDC at different
σ
2
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)
σ
2
= 10 MPa; (b)
σ
2
= 20 MPa (c)
σ
2
= 40 MPa; (d)
σ
2
= 60 MPa.
Fig. 7
.
Experimental and simulated results of stress–strain curve characteristics of gabbro under TTSDC at different
σ
3
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
2
(40 MPa). (a)
σ
3
= 0.5 MPa; (b)
σ
3
= 1 MPa (c)
σ
3
= 2 MPa; (d)
σ
3
= 5 MPa.
Fig. 8
.
Experimental and simulated results of the ultimate disturbance period number of gabbro under TTSDC at different principal stresses
σ
1
,
σ
2
,
σ
3
. (a) at different
σ
1
and the same
σ
3
= 5 MPa,
σ
2
= 40 MPa; (b)
σ
3
= 5 MPa,
σ
1
= 264 MPa; (c)
σ
2
= 40 MPa,
σ
1
= 264 MPa.
Fig. 9
.
Experimental and simulated results of gabbro cumulative disturbance strain–disturbance period curve in three principal directions under TTSDC at different
σ
1
and the same
σ
2
(40 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)-(c) experiment (
ε
1
,
ε
2
,
ε
3
N
); (d)-(f) simulation (
ε
1
,
ε
2
,
ε
3
–
N
).
Fig. 10
.
Experimental and simulated results of gabbro three directions cumulative disturbance strain–disturbance period curve changing under TTSDC at different σ2 and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)-(c) experiment (ε
1
, ε
2
, ε
3
Fig. 11
.
Experimental and simulated results of gabbro three directions cumulative disturbance strain–disturbance period curve changing under TTSDC at different
σ
3
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
2
(40 MPa). (a)-(c) experiment (
ε
1
,
ε
2
,
ε
3
Fig. 12
.
Tensile–shear mechanism of microcracks in gabbro under TTSDC. (a) at different
σ
1
and the same
σ
2
(40 MPa) and
σ
3
(5 MPa); (b) at different
σ
2
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
3
(5 MPa); (c) at different
σ
3
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
3
(40 MPa) (PB–ShearFail indicates intragranular shear crack; PB–TensileFail indicates intragranular tensile crack; SJ–ShearFail indicates intergranular shear crack; SJ–TensileFail crack indicates intergranular tensile crack).
Fig. 13
.
AE evolution in the whole failure process of gabbro under TTSDC at different
σ
1
and the same
σ
2
(40 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)
σ
1
= 264 MPa; (b)
σ
1
= 280.5 MPa; (c)
σ
1
= 297 MPa; (d)
σ
1
= 307 MPa.
Fig. 14
.
AE evolution in the whole failure process of gabbro under TTSDC at different
σ
2
and the same
σ
1
(264 MPa) and
σ
3
(5 MPa). (a)
σ
2
= 10 MPa; (b)
σ
2
= 20 MPa; (c)
σ
2
= 40 MPa; (d)
σ
2
= 60 MPa.
Fig. 15
.
AE evolution in the whole failure process of gabbro under TTSDC at different
σ
3
and the same
σ
1
