2.3 围岩物理力学性质

围岩的力学特性是影响隧道稳定性的主要因素，兰渝铁路众多隧道开挖过程中均出现挤压大变形，其中岩性多以板岩、板岩夹砂岩、千枚岩等为主，尤以薄层或薄层夹中的厚层变形更为剧烈。地下水的存在及活动往往也是影响围岩稳定性的重要因素，它在围岩洞周围产生的水力学的、力学的、物理及化学的作用几乎都不利于洞室的稳定性。现场监测资料表明，炭质板岩层理、节理十分发育，易风化，亲水性较强，遇水易软化碎裂，具有一定的流变性，其中蠕变性较为明显。炭质板岩的这些性质对隧道初期支护结构的效果及隧道的长期稳定性具有重要影响。

鉴于此，本节以兰渝铁路新城子隧道变形剧烈段炭质板岩为试验样本，采用现场原位测试与室内试验相结合的方法研究炭质板岩的力学特性。对中厚层炭质板岩现场取样后，通过室内单轴、三轴压缩试验以及三轴蠕变试验，研究在不同围压及泡水时间条件下炭质板岩的瞬时力学特性与蠕变特性。对薄层炭质板岩采用现场原位直剪试验与刚性承压板变形试验，研究薄层炭质板岩力学与变形特性，获得准确的岩体力学参数。

2.3.1 中厚层炭质板岩力学特性

1）试验方案

（1）试验系统

岩石单轴与三轴压缩试验在美国MTS公司生产的MTS 815 岩石材料力学试验机（图 2.1）上进行。

（2）试件制备

在隧道中厚层炭质板岩段，待围岩开挖后选取厚约 18 cm的长方形完整块体。由于板岩具有显著各向异性，所以钻芯取样时应垂直层里面方向取样。加工成 ϕ 50 mm×100 mm的标准圆柱体试件，尺寸误差为±0.3 mm。

（3）试验方案

为研究不同围压和不同含水条件下的炭质板岩力学特性，将试件分为 3 组，试验方案设计如下：

①A组试件，保持天然状态，进行单轴与三轴压缩试验；

②B组试件，先烘干测定其平均天然含水率，然后对干燥试样进行单轴与三轴压缩试验；

③C组试件，烘干后分别泡水 5 d、15 d、25 d,并测定其不同泡水时间下的含水率，然后选取部分试样进行单轴与三轴压缩试验。

2）干燥炭质板岩力学特性

（1）全应力-应变曲线

对干燥状态炭质板岩试件在MTS 815 上进行单轴压缩与常规三轴压缩试验，试验围压分别设置为 5 MPa、10 MPa、15 MPa、20 MPa、25 MPa。单轴试验以 0.5 MPa/ s的速率施加轴向应力，在比例极限后、峰值应力前改变加载控制方式为环向（横向）应变控制，直至试验结束。三轴试验以每秒 0.05 MPa/ s的速率施加到设定围压，待围压稳定后，以 0.5 MPa/ s的力控制加载速率，施加轴向荷载至岩样峰值荷载的 70%左右，之后转为环向引伸计控制，得到全过程曲线，直至岩石试件破坏。试验加载如图 2.2 所示，试验全过程的应力-应变曲线如图2.3所示。

从图 2.3 可以看出，干燥状态炭质板岩，抗压强度随围压增加而增大，初始无明显微裂隙闭合阶段，应力-应变曲线近似直线。随着轴向荷载增加，变形持续增加，达到峰值强度后，试件突然破坏，无明显屈服阶段。峰值后轴向应变变化较小，应力近似垂直状迅速跌落，侧向应变增加较大，说明破坏是由横向扩容引起的，呈现脆性破坏的特征。

（2）试验结果

根据单轴与三轴压缩试验，干燥状态下炭质板岩力学参数见表 2.1。其中岩石的抗剪强度参数 c 、 是通过绘制摩尔应力圆得到的。

板岩具有明显的各向异性特征，其力学参数随结构面倾角的不同而变化较大。 G.Tao与F.Homand通过试验，计算出板岩弹性模量、泊松比等随着倾角在 35° ~ 50°范围内时其值最小，在 0°、90°时其值最大。在相同围压条件下，板岩随结构面倾角由 0°变化到 90° 时，抗压强度由大变小再变大。板岩的强度变化近似呈抛物线型，以倾角 51.7°为对称点时由小变大再变大。由表 2.1 可知，围压对炭质板岩强度影响较大，不同围压下抗压强度变化曲线如图2.4所示。从图中可见，干燥状态下炭质板岩强度随围压增加而增加，呈线性增加趋势。

（3）破坏特征

不同围压下炭质板岩岩样的单轴与三轴压缩破坏形式，如图 2.5 所示。

由图 2.5 可见，试件破坏以剪切破坏为主，低围压时局部出现劈裂破坏。随着围压的增加，主破裂面与最大主应力的夹角逐渐增大，且破裂面越来越平整光滑。单轴时破裂面与垂直应力夹角约为 18°；围压 15 MPa时夹角约为 35°；围压 25 MPa时夹角约为 41°。板岩的破坏模式随层理面的倾角不同而不同，主要有三种破坏模式：顺层理面滑移破坏、剪切破坏与混合破坏，随围压增加，破坏模式有由滑移破坏向剪切破坏转化的趋势。由于本书试验所用试件均由垂直于层里面方向取样，所以试件主要是剪切破坏引起的。

3）不同含水状态炭质板岩力学特性

（1）试验结果

为研究地下水对炭质板岩强度的影响，将干燥状态试件泡水 5 d、泡水 15 d、泡水 25 d,分别测定其含水率。对制备好的试件与天然状态试件进行单轴与三轴压缩试验，试验结果见表 2.2。

由表 2.2 可知，随着泡水时间的增加，炭质板岩的抗压强度、弹性模量均有不同程度的降低，而泊松比则呈增加趋势。与干燥状态相比，自然状态下单轴压缩强度为 78.39 MPa,降低 32.48 %，试件泡水 5 d降低 43.86%；围压 25 MPa 下，泡水 5 d、15 d、25 d抗压强度比干燥状态分别下降 28.83%、36.07%、44.91%。由图 2.6 可见，抗压强度随泡水时间的增加呈直线下降趋势。

上述试验分析表明，炭质板岩遇水强度损失大。由于受水的物理、化学作用，岩石的黏聚力和内摩擦角减小，造成岩石承载能力显著降低。弹性模量随泡水时间的增加而降低，使得围岩抵抗弹性变形能力减弱，从而导致隧道围岩变形量增大，围岩稳定性降低。

泡水时间越长，炭质板岩的含水率越大。干燥试件泡水 5 d含水率为 0.344 %，泡水 15 d含水率增大到 0.78 %，泡水 25 d时含水率达到 1.24%。试验过程中发现，含水率在泡水 25 d后基本不变，可以认为此时试件达到饱和状态。泡水 5 d试件含水率与自然状态近似相等，为后续研究方便，将其视作自然试件。

（2）应力-应变曲线

图 2.7 为围压 25 MPa 下，泡水 5 d、15 d、25 d的炭质板岩应力-应变曲线。从图上可以看出，泡水后的应力-应变曲线峰值前存在一定的塑形屈服段，峰后出现应变软化段，且随着泡水时间的增加，峰前塑形屈服与峰后应变软化段更加明显。与干燥状态的峰后脆性跌落及突然破坏不同，泡水试件在峰值强度之后，随着应变的增加，应力下降，岩石发生应变软化，轴向压力使试件形成破裂面，强度降低，应变增长，表现出软岩渐进破坏的特征，且泡水时间越长，软岩特征越明显。与干燥状态相比，泡水后炭质板岩的峰前与峰后应变显著增加，充分反映了水对炭质板岩的弱化作用，水显著降低了炭质板岩抵抗变形的能力。

2.3.2 中厚层炭质板岩蠕变特性

1）三轴蠕变试验方案

（1）试验仪器

岩石三轴蠕变试验在RLW-2000 型微机控制岩石三轴蠕变试验机上进行（图 2.8 ），试验机主要由主机（轴向加载框架）、压力室、轴向力加载装置、围压加载装置、充液油源、气泵、计算机测控系统等部分组成。试验机的最大轴向试验力为 2 000 kN,最大围压为 80 MPa,试验力测量精度在±1%以内，位移测量精度在±0.5%以内，围压测量精度在±2%以内。试验机稳压效果良好，连续工作时间最长达 1 000 h,试验力、围压长时稳定度在±2%以内，框架刚度为5 000 kN/ mm。

（2）试验方案与方法

为研究炭质板岩的流变特性以及水对炭质板岩流变特性的影响，采用分级加载法，分别对不同泡水时间下的炭质板岩进行三轴蠕变试验。试验采用固定围压，以轴向压力分级加载方式进行，加载应力水平按瞬时抗压强度综合考虑。试验过程采用应力控制，保持轴向压力稳定误差为 0.5 %，侧向压力稳定为 0.5 MPa,采样点为 1 个/ min。具体试验方案见表 2.3。试验数据处理采用陈氏加载处理法。

2）干燥状态下的蠕变特性

（1）轴向与侧向蠕变规律

干燥状态炭质板岩在恒围压分级加载下的轴向应变与侧向应变曲线如图 2.9 所示。轴向变形和侧向变形规律既有相同之处，也有各自不同的特点：

①每级荷载作用下，轴向和侧向都有瞬时应变与蠕变应变产生，轴向变形比侧向变形大，为侧向变形的 2~3 倍。

②随着加载应力水平的提高，轴向变形和侧向变形均依次出现衰减蠕变、稳定蠕变和加速蠕变。

③轴向与侧向蠕变明显存在有蠕变起始应力阈值 σ _k 。当加载应力水平小于 σ _k 时，蠕变很快衰减趋于零，只出现衰减蠕变。当加载应力水平大于 σ _k 时，才产生蠕变速率为常量的稳定蠕变。当前围压下，轴向蠕变应力阀值 σ _k = 90 MPa,约为同围压下瞬时抗压强度的42.3 %，侧向蠕变应力阈值 = 50 MPa,小于轴向蠕变应力阀值 ，且有 = 0.55 σ _k 。

表 2.4 为炭质板岩三轴蠕变试验的蠕变指标，分析可知：

①随着荷载水平提高，轴向瞬时应变与蠕变应变增大，且蠕变应变占总变形量比例逐渐增大。破坏应力水平达 130 MPa 时，加速破坏前，蠕变应变占总变形量的比例达到 49.59%。

②随着荷载水平提高，侧向瞬时应变增大，侧向蠕变应变呈现出增大—减小—增大的复杂趋势，反映了岩石内部微裂纹扩展形成宏观主裂纹的非线性过程。

③轴向瞬时应变、蠕变应变量值均比侧向应变、蠕变应变量大。侧向蠕变应变占侧向总变形的比例较大，侧向的蠕变发展要较轴向的快。如应力水平为 50 MPa 时，轴向和侧向的蠕变量分别占各自总变形量的 0.74%和 12.99%；应力水平为 90 MPa 时，轴向和侧向蠕变量分别占各自总变形量的 23.32%和 35.28%。

由图 2.10、图 2.11 轴向蠕变加速曲线与侧向蠕变加速曲线可见，当加载水平达到130 MPa 时，轴向变形出现衰减蠕变、稳态蠕变及幂指数型的加速蠕变三阶段。侧向加速蠕变比轴向加速蠕变发生略早，侧向加载约 5.18 h,轴向加载约 5.34 h出现破坏。且侧向变形加速蠕变时应变呈线性急剧增长，试样破坏时侧向的反应要比轴向更为剧烈和明显。

（2）加载应力水平对侧向-轴向变形特性的影响

加载应力水平对岩石流变形特性有着重要影响，不同应力水平下侧向应变与轴向应变关系呈现不同的特征。图 2.12 为破坏应力水平 90 MPa时侧向应变与轴向应变的关系曲线，可见，当加载应力水平小于屈服应力时，侧向变形与轴向变形近似成正线性关系且同步增加，即 ε ₃ = aε ₁ + b 。文献[55]认为应力水平越大， a 值也越大。图 2.13 为破坏应力水平130 MPa时侧向应变与轴向应变关系曲线，可见，侧向变形增加的速率高于轴向变形，且两者成幂指数关系 ε ₃ = a exp（ bε ₁ ）。由此可见，随着应力水平由低向高转变，岩石侧向应变与轴向应变之间的关系也由同步线性增加而向非线性增加转变。

（3）蠕变速率规律

图 2.14（a）为加载 90 MPa时轴向和侧向蠕变速率与时间的关系曲线。图 2.14（b）为加载至 130 MPa蠕变破坏时轴向和侧向蠕变速率与时间的关系曲线。

由图 2.14（a）可知，蠕变速率随着应力水平的变化而变化，轴向蠕变速率大于侧向蠕变速率。破坏应力水平前，轴向和侧向蠕变速率均只表现为初期和稳态蠕变速率 2 个阶段。初期蠕变速率大,90 MPa时轴向初期蠕变速率为 1.6 mε / h,随着时间增长，很快衰减至某一常量且基本保持不变。

由图 2.14（b）可见，加载至 130 MPa时,6 h内岩石轴向与侧向蠕变速率的变化经历了初期蠕变速率、稳态蠕变速率以及加速蠕变速率 3 个阶段。随着加载应力水平提高，蠕变速率亦增大，岩样破裂时，蠕变速率急剧增大，导致岩样迅速破裂并伴有显著的扩容与体积膨胀。

3）不同泡水时间下的蠕变特性

分别对泡水 5 d、15 d、25 d试件进行 25 MPa围压下的三轴蠕变试验，蠕变试验曲线如图 2.15—图 2.18 所示。

由图可见，泡水 5 d、15 d时随着加载应力水平的提高，轴向与侧向蠕变均只出现衰减蠕变、稳定蠕变两阶段。泡水 25 d,当加载水平达到 100 MPa 时，轴向与侧向在经历衰减蠕变与稳定蠕变后，很快出现加速蠕变，最终导致岩石破坏。不同泡水时间的四级荷载下试样应力值及蠕变特性指标列于表 2.5。

（1）轴向与侧向蠕变

①相同泡水时间，轴向与侧向初始瞬间应变均随着应力水平的增加而增大。如当试件泡水 5 d 时，荷载水平 40 MPa下轴向瞬间应变为 2.746 4 m ε，侧向瞬间应变为 0.46 mε；应力水平为 60 MPa 时，轴向瞬间应变量达到 3.927 m ε，侧向瞬间应变为 0.921 mε；应力水平为80 MPa 时，轴向瞬间应变量达到 4.768 m ε，侧向瞬间应变为 1.239 mε；应力水平为 100 MPa 时，轴向瞬间应变量达到 5.734 m ε，侧向瞬间应变为 1.587 mε。

②随着泡水时间增长，同级荷载水平轴向与侧向瞬间应变均增大。如荷载水平 40 MPa 下，试件泡水 5 d时瞬间应变为 2.746 4 m ε，试件泡水 15 d时瞬间应变为 3.447 m ε，试件泡水25 d时瞬间应变量达到 4.285 mε。

③随着泡水时间增长，轴向与侧向蠕变极限变形量显著增加。如泡水 5 d试件轴向与侧向极限变形量分别为 6.031 mε和 1.664 mε；泡水 15 d试件轴向与侧向极限变形量分别为7.419 mε和 2.184 mε；泡水 25 d试件发生加速蠕变破坏前轴向与侧向极限变形量分别为9.897 mε和 2.564 mε。泡水 15 d、25 d轴向、侧向极限变形量与泡水 5 d极限变形量相比，分别增加 23.014%、31.25%和 64.1%、54.09%。

④相同泡水时间，随着加载应力水平的提高，轴向蠕变应变量（即总应变减去初始瞬间应变）随之增大，蠕变应变占同级荷载下总变形量的比例逐渐增加。随泡水时间增长，同级荷载下蠕变应变量越大，蠕变应变占同级荷载下总变形量的比例也逐渐增加。如泡水 15 d,荷载水平 60 MPa时蠕变应变量为 0.058 m ε，占该级总变形量的 5.221%；荷载水平 80 MPa时蠕变应变量为 0.206 m ε，占该级总变形量的 16.259%；荷载水平 100 MPa时蠕变应变量为0.252 m ε，占该级总变形量的 18.974%。如泡水 25 d,荷载水平 60 MPa时蠕变应变量为0.207 m ε，占该级总变形量的 13.24%；荷载水平 80 MPa时蠕变应变量为 0.409 9 m ε，占该级总变形量的 21.897%；荷载水平 100 MPa时蠕变应变量为 0.497 m ε，占该级总变形量的27.785%。

⑤相同状态，轴向瞬时应变、蠕变量值均较侧向大，瞬时应变约为侧向量值的 3 ~ 4 倍，蠕变量值为 2~6 倍。

⑥不同泡水时间，侧向蠕变总体上随泡水时间的增加而呈增大趋势。

⑦随泡水时间增加，起始蠕变应力阈值降低，出现非零常数的稳定蠕变速率时间提前。随着应力水平的提高，稳定蠕变速率由零逐渐向非零常数变化。蠕变经历衰减蠕变进入稳定蠕变阶段所需时间随着泡水的增长而减少。

（2）蠕变速率

炭质板岩在破坏应力水平前，轴向与侧向蠕变均出现衰减蠕变速率与稳定蠕变速率两个阶段，当加载水平达到破坏应力水平时，还将出现加速蠕变速率阶段。随泡水时间的增加，同级荷载水平下，轴向衰减蠕变速率与稳定蠕变速率总体呈增大趋势，侧向稳定蠕变速率总体呈增大趋势，而衰减蠕变速率初始值变化不大，如图 2.19 所示。

泡水 5 d、15 d第一级应力水平 40 MPa 时，轴向稳定蠕变速率为 0,侧向稳定蠕变速率分别为 0.003 9 mε / h、0.082 mε / h。泡水 5 d应力水平 60 MPa 时，初始衰减蠕变速率为 0.45（单位为 0.01 / h ），泡水 15 d为 0.5,泡水 25 d达到 0.62,稳定蠕变速率分别为 0.003 9 mε / h、0.082 mε / h、0.12 mε / h,呈增加趋势。当应力水平达到 100 MPa 时，轴向蠕变速率由 0.7 迅速衰减至稳定蠕变速率，加载3.889 h轴向出现加速蠕变破坏，侧向加速蠕变破坏较轴向时间略早，约为 0.375 h,且呈线性急剧增长，增长速率较轴向快，与干燥状态围压 10 MPa相比，泡水后蠕变速率显著增加，初始衰减蠕变速率与稳态蠕变速率增大 2~3 倍。

（3）破坏特征

由图 2.20 不同泡水时间试件的蠕变破坏情况可见，干燥状态围压为 10 MPa的情况下，试件呈剪切破坏，碎裂块体基本可循。围压为 25 MPa 时，试件破坏呈现剪切与劈裂破坏以及两者的复合形式，而且泡水时间越长，试件破坏时碎裂越完全，碎裂块体越小，碎屑状越多。

2.3.3 薄层炭质板岩力学特性

薄层炭质板岩层厚 1~5 cm,软弱破碎，无法钻芯取样，只能通过岩体原位测试来研究岩体的力学特性与变形特性。本次岩体大型试验位于新城子隧道出口大变形段，试验开挖支洞断面尺寸为 2 m×2 m,洞深 15 m,洞向与主洞轴线垂直。试验洞室开挖后，现场按相关规范要求刻凿试体，其中大剪试验 1 组，共 5 块矩形体，尺寸为 60 cm×60 cm×30 cm;变形试验2 组，试体直径 D = 70 cm。图 2.21 为试验洞室开挖与试体制作照片。

1）岩体抗剪（断）试验

（1）试体加工与试验过程

岩体抗剪试验采用平推法，液压千斤顶加荷，其中法向荷载加荷方向位于试体中心并垂直于预定剪切面，剪切荷载加荷方向平行于预定剪切面并通过试体中心。

加荷时法向荷载分两次施加完毕，其最大正应力最初预估为 1.0 MPa,则 5 个试件正应力应分别按照 1.0 MPa、0.8 MPa、0.6 MPa、0.4 MPa、0.2 MPa由大到小施加，然而在试验过程中，受围岩稳定性及岩体强度影响，在正应力施加到 0.55 MPa时试件的垂直应变已达到0.5 cm。为了不影响试件的结构，随即停止继续施加正应力而按照 0.55 MPa为最大正应力进行试验，受此影响，该组试验最大正应力取值为 0.55 MPa,其余 4 个试件的正应力依次为0.45 MPa、0.36 MPa、0.27 MPa、0.18 MPa,而第 3 块试件由于实际剪切面面积为 3 025 cm ² ，所以其实际正应力为 0.43 MPa。按照内聚力 0.5 MPa、内摩擦角 25°分别预估最大剪切荷载，并将预估的最大剪应力分为 8~12 等份，然后每 5 min一次逐级施加。剪断后继续施加直到测出残余值为止。抗剪（断）试验完成后再按照以上程序进行抗剪（摩擦）试验。

（2）岩体直剪试验结果与分析

图 2.22 为岩体抗剪试验现场照片。试验完成后绘制 曲线，根据曲线确定出抗剪（断）的比例极限（直线阶段）、屈服极限（屈服阶段）、峰值（破坏阶段）、残余值及抗剪（摩擦）试验的峰值，然后分别按照各点的正应力 σ 绘制各阶段的 曲线，最后由库伦公式：

确定出岩体抗剪（断）过程中各阶段的内摩擦角 及内聚力 c 。

从图 2.23 来看,5 个试件的 曲线基本呈抛物线形，说明岩体的抗剪断破坏形式基本以塑性破坏为主。在剪应力施加初期，试件结构尚未破坏， 曲线近似直线，变形主要是弹性变形，该阶段即为直线阶段；随着剪应力的增加，软弱结构面逐渐延伸、贯通，形成剪断面，试件缓慢地沿剪断面蠕滑，试件逐渐破坏， 曲线也沿一定弧度发展，当变形达到一定程度，剪断面上积聚的应力迅速释放，试件变形迅速增大，此时的剪应力值即对应于屈服值，该阶段为屈服阶段；剪应力值继续增大，试件蠕滑速度增快，当达到峰值后，剪应力值不再增大，而试件变形继续发展，试件彻底遭到破坏，此段变形即为破坏阶段。

由图 2.24 围岩体抗剪（断）试验- σ 曲线可见,5 个试件对应的（ σ ，）点离散性虽较大，但基本能以直线形态发展，反映出试件岩体结构和强度差异较大，根据剪断后剪断面处岩体形态的观察,5 个试件剪断面处岩体裂隙发育程度、泥化程度均存在较大差异，其中 2 号试件已基本泥化,3 号试件仅局部裂隙面处存在泥膜，其余 3 个试件介于 2、3 号之间。

由图 2.25 试件大剪试验前后对比图，可见：

试件 1 沿预定剪切面上部 10 cm处剪断。剪断面处岩体极为破碎，其中约 2 /5 部分基本为原岩，但基本均为岩屑、岩块;3 /5 部分已完全泥化。剪断面处基岩含水率为 3.8%~5.7%。

试件 2 沿预定剪切面上部约 10 cm处剪断。剪断面处岩体已基本泥化，其中仅有个别破碎岩块、岩屑存在。剪断面处基岩含水率为 2.8%~9.5%。

试件 3 基本沿预定剪切面剪断。剪断面处岩体较为破碎，大部分为岩块，少部分为岩屑，局部裂隙面处有泥膜存在；剪断面凹凸不平，由沿剪应力方向的裂隙延伸、贯通发展形成。剪断面处基岩含水率为 1.0%~1.5%。

试件 4 基本沿预定剪切面剪断。剪断面处岩体极为破碎，基本均被错动成松动的岩块、岩屑，裂隙面处有泥膜存在；剪断面凹凸不平，由沿剪应力方向的裂隙延伸、贯通发展形成。剪断面处基岩含水率为 1.8%~2.0%。

试件 5 沿预定剪切面上部 10 cm处剪断。剪断面处岩体极为破碎，已被错动成松动的岩屑，局部泥化，有个别松动岩块分布。剪断面处基岩含水率为 4.2%~5.9%。

从剪切面形态和破坏过程及其成果看，试验具有下面几个特点：

①试体很少有沿预计的剪切面剪断，其破坏面均由追踪裂隙或层理的组合弱面而破坏，且弱面起着一定的控制作用，并沿裂隙或层理面在将要剪断时有明显的“爬坡”现象。剪切破裂断口呈锯齿-上凸状，多在预估剪切面上部断开，并导致试件的抬升现象。

②在剪切过程中，表现为明显的渐进性破坏特征，主要是试件部位的裂隙或岩层“弱面”导致传递介质的非连续性和非均一性，与水平剪切力的力矩效应以及岩层产状共同起作用的结果。

③抗剪强度指标一般同试验岩体的风化程度和深度有关。

在岩体的抗剪（摩擦）试验过程中，试件沿已有的剪断面滑移，受剪断面的影响，试件变形不同程度地产生“爬坡”现象。其变形较之抗剪（断）阶段反而有所减小（见图 2.26 ），但其变形规律基本与抗剪（断）阶段相同，说明岩体本身强度较低，因此在破坏后各项抗剪指标值降低程度较小，其变化规律基本相同。

总之，薄层状围岩体抗剪（断）试验强度值较低，其试验成果从客观上反映出了岩体的抗剪（断）强度指标。表 2.6 是围岩体抗剪（断）试验正应力与剪应力的关系表，表 2.7 是围岩体抗剪（断）强度试验的成果汇总表。

因为围岩体抗剪（断）试验指标值中直线阶段时围岩体结构尚未遭到破坏，峰值阶段时岩体结构已经被破坏，所以围岩体的抗剪（断）试验指标值建议以抗剪（断）阶段中岩体由整体变形到逐渐破坏时过渡的屈服阶段的指标值提供，即：内摩擦角 值为 25.6 °，内聚力 c ′值为 0.08 MPa。

2）岩体变形试验

（1）试体加工与试验过程

岩体变形试验采用刚性圆形承压板（静力）法进行，图 2.27 位岩体变形试验照片。试件均采用手工刻凿的方式进行加工。首先将试验点范围 2 m×2 m的边界岩面的松动岩石清除，并使其大致平整，然后在新鲜基岩上加工出规格为 ϕ 70 cm的岩面，岩面起伏差小于5 mm。

采用油压千斤顶施加压力，通过圆形承压板（直径 45 cm）将压力传递到岩体上，观测岩体变形，并按均匀、连续各向同性的半无限弹性体表面受局部荷载的公式来计算岩体变形特性指标。加荷方式为逐级一次循环法，加压采用时间控制，即加压后立即读数一次，此后每隔 10 min读数一次，当所有承压板上测表相邻两次读数之差 与同级压力下第一次变形读数差（ W ₂ - W ₁ ）之比的绝对值 小于 5% 时，认为变形稳定，可施加下一级压力，此次试验最大压应力为 3.263 MPa。

（2）岩体变形试验结果与分析

由于岩体本身是非弹性体，其弹性变形和塑性变形同时存在，岩体变形试验是对岩体进行反复加卸荷，得到的 P-W 关系曲线出现塑性回滞环。根据现场变形试验原始记录，绘制出岩体应力与应变 P-W 关系曲线，按下式计算岩体的变形模量或弹性模量：

式中： E ———以全变形代入时为变形模量，以弹性变形代入时为弹性模量；

I ₀ ———刚性承压板的形状系数，圆形承压板取 0.785;

P ———压力；

D ———承压板直径，取 45 cm;

μ ———岩体泊松比，取 0.30;

W ———全变形或弹性变形。

岩体变形试验成果见汇总表 2.8。

本次试验岩层岩体破碎，呈薄层状或薄片状、碎块状，岩质软弱，变形基本以塑性变形为主，仅有少量的弹性变形伴随。从图 2.28 试体E ₁ 、E ₂ 的 P-W 关系曲线可以看出，曲线外包络线形态大体上呈现下凹形。

下凹形（弹-塑）：此类曲线反映岩体在荷载初期，原岩结构尚未遭到破坏，具有一定的抗变形能力，围岩体表现为整体性的变形，此时岩体变形以弹性体变形为主；由于岩质软弱，岩体本身强度较低，又受构造影响，岩体极为破碎，基本呈碎块状、薄片状，所以此次试验外包络线形态中的直线阶段（弹性阶段）只占很小的比例，该阶段岩体的模量值较高。随着压力的加大，岩体原有结构很快遭到破坏，岩体沿裂隙蠕滑错动，变形增大，此时岩体的变形已由整体性变形向局部岩体沿裂隙、层面等结构面相互剪切破坏发展，该阶段的变形以塑性变形为主，所以模量逐渐减小，外包络线逐渐变缓。

由此可见，本次岩体变形试验在施加应力初期，岩体原有结构尚未遭到破坏，岩体以整体形式提供阻抗能力，岩体变形以弹性变形为主；但由于围岩岩质软弱，岩体本身强度较低，又受构造影响，岩体极为破碎，基本呈碎块状、薄片状，所以岩体原有结构随着应力的加大而很快遭到破坏，岩体沿裂隙、层面等结构面相互剪切错动，岩体变形中不可逆变形部分增大，回弹变形减小，此时岩体变形以塑性为主。所以本组岩体变形试验为先弹性后塑性变形形式，变形 P-W 关系曲线为下凹形。反映在模量值上，因为岩体整体变形（即全变形）较大，所以岩体的变形模量较小，同时因为岩体变形以不可逆变形为主，回弹较小，所以岩体的弹性模量较大。由于E ₂ 试验点第一级循环的变形模量值与第二级循环模量值差异较大，且不符合整体趋势，所以在模量值的平均指标中剔除了第一个循环的模量值。图 2.29 为变形试验E ₂ 点试验前后的对比图。

试验得到E ₁ 岩体变形平均指标为：弹性模量 E _S = 588.18 MPa,变形模量 E ₀ =184.58 MPa;E ₂ 岩体变形平均指标为：弹性模量 E _S = 503.34 MPa;变形模量 E ₀ =164.98 MPa。

岩体变形试验中因为岩体只有在应力很小时以弹性变形为主，随着应力逐渐增大，变形很快就转换为以塑性变形为主，仅有少量的弹性变形伴随，故回滞环很小。因此，建议岩体变形试验指标值取五个循环中剔除了第一级循环后的其余四级的平均值，即：弹性模量 E _S 为 546 MPa,变形模量 E ₀ 为 175 MPa。

3）岩体物理指标

采用室内试验与现场点荷载试验得到了岩体物理指标，表 2.9 为岩块密度及比重试验成果汇总表，表 2.10 为岩块含水率成果汇总表，表 2.11 为岩块点荷载强度试验成果表。