本文是一篇土木工程论文，本文以某水封气库工程为背景设计了相似模型试验，并结合DIC光测技术和声发射系统多角度探究洞室岩体的失稳破坏过程；
第1章 绪论
1.1 研究背景及意义
随着我国地下工程的快速发展，在能源储备、采矿工程、交通工程和水利水电工程等领域出现了数量越来越多、种类各式各样的地下工程建筑，截至2021年底，我国内陆地区已建成的公路隧道超过21000座，总长22000余千米；已运营的铁路隧道超过1.3万座，在建的0.5万座，已规划的0.5万座；水利水电工程方面，已经建成并处于运行期的水工隧洞总长度超过10000千米，处于建设期的引、调水工程隧洞多于1000千米，已完成规划的引、调水工程隧洞超过10000千米；在能源储备工程方面，于黄岛、珠海、宁波等地修建的6座大型水封液化石油气库工程的库容量总计达400多万立方米，在建的地下储油工程如惠州地下水封油库、湛江地下水封油库等库容量均超过500万立方米。
充分开发利用地下空间是我国基础设施建设持续发展的必然趋势，以水封气库为代表的地下能源储备工程的数量和规模的不断增加将使地下空间和资源得到更加高效的利用，并有效推动社会经济的发展向着绿色低碳的方向转型，成为达成“双碳”目标至关重要的途径。
水封气库的洞室开挖前，岩体处于相对稳定的平衡应力场状态，洞室的开挖和上覆荷载的变化导致岩体处于多向受压或单向受压、受拉状态，而洞室的拱腰、拱顶等位置易在应力集中的条件下发生裂隙的扩展和贯通，进而引起围岩的局部破坏甚至整体失稳。
众多工程实践表明，洞室开挖产生的应力释放和上覆荷载的突然变化导致的围岩破坏现象普遍存在，因此只有弄清洞室岩体的失稳破坏机制，才能掌握工程围岩的变形破坏特征，对其强度和变形进行合理的预测，进而对处于危险区域的岩体及时进行支护，以保证工程施工与运营过程中围岩的相对稳定，故研究洞室岩体的失稳演化过程不仅具有理论价值，对实际工程的施工建设也具有重要的指导意义。
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1.2 国内外研究现状
1.2.1 洞室岩体失稳的理论研究
准确分析岩体的受力特征和变形规律是岩体稳定性评价的前提。自上世纪70年代起国内外学者开展了大量针对岩体受力变形的理论分析工作。目前利用理论解析的方法定量求解地下洞室围岩稳定性的问题时，岩体的本构模型主要基于弹性和弹塑性两种方法，并且一般按照平面应变问题的基本假设，采用极坐标进行解答。
学者们进行地下洞室围岩稳定性问题的求解时，基于平面应变问题的基本假设，一般将围岩体假设为各向同性的连续性介质，并且围岩的求解范围远大于洞室断面的尺寸。除例如爆破荷载的动力响应等问题外，一般假设洞室的围岩处于静力状态，利用应力平衡、微分、变分学等计算方法，可以推导出一些形状较为规则的地下洞室围岩的二次应力及变形特征方程。例如经典的隧洞应力和位移公式，即将岩体简化为理想弹塑性材料的Kastner公式。同时由于岩体变形具有典型的非线性特征，一些学者分别给出了Drucker-Prager准则[1]、Mohr-Coulomb准则[2]、Hoek-Brown准则[3]条件下的非线性解析解，同时为突破平面应变条件下的二维解析解公式在工程中的应用限制，Muelhaus等[4]，Chen等[5]在内的大量学者均给出了三维空间条件下的圆形洞室受力变形的解析公式等。
理论解析的方法适用于地下洞室围岩稳定性分析的规律性研究，具有精度高、求解方便、计算速度快的优点，在实际工程中可以对各种洞型的设计及施工处理方法进行理论化对比，从而对成洞条件做出大体的评价，因此在工程实践中仍不失为一种有效的围岩稳定性分析方法。
但是理论解析的方法由于各种假设和忽略时间的变量，一般只能描述单个时间点的岩体状态，而不能准确地描述地下洞室围岩的失稳及破坏过程，且现阶段的求解方程在岩体的应力超过峰值、应变到达极限应变，围岩整体进入应力-应变曲线的峰后段的刚体滑移和张裂状态时不再适用。并且理论解析法在求解时的各种理想化假设与实际工程中岩体的多孔、不均质及各向异性的客观条件等相矛盾，因此理论解析分析的方法在实际工程问题中的应用比较有限。但是通过理论解析方法对实际结果进行的分析，可以得到一些规律性的认识，这对于学者们正确认识和解释围岩的失稳破坏过程是非常重要和有益的。
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第2章 洞室岩体失稳过程的模型试验
2.1 相似模型试验设计
2.1.1 试验材料
试件的材料选取质地均匀、无明显裂隙的砂岩（图2.1）。由于结构受力时将对周围3-5倍间距范围内的岩体产生较明显的扰动，因此确定整体的尺寸为500mm×500mm×150mm，由石材厂进行加工，并用水刀在中央处切割出直径为100mm的圆形洞室以及洞室跨度与高度均为80mm的直墙拱形洞室。将切割剩余的岩体加工为标准圆柱体试件以测定该材料的抗压强度。标准圆柱体试件的单轴压缩试验结果表明，该砂岩试样的单轴抗压强度为43.2MPa，弹性模量为10.1GPa，密度为2120kg/m3，波速为2940m/s。
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2.2 颗粒流仿真试验设计
2.2.1 本构模型的选取
平行黏结模型（平行健）可以设想为一组具有恒定法向刚度和剪切刚度的弹性弹簧，均匀分布于以接触点为中心的横截面上（图2.5）。黏结模型给出了俩黏结颗粒法向黏结力和切向黏结力的最大值。每个颗粒在颗粒表面连接处建立接触，通过法向和切向弹簧和阻尼器系统传递相互作用力，接触荷载矢量Fi 表示为颗粒与颗粒之间或者颗粒和边界约束之间的相互作用，相对于接触面，可以分解为法向荷载和剪切荷载。
平行黏结建立后，接触处的相对运动会导致黏结材料内产生与作用在黏结外围材料内的最大法向应力和剪应力有关的力和力矩，如果这些最大应力中的任何一个超过其相应的黏结强度，平行健将断裂，伴随的力和力矩也从模型中移除。因此平行黏结提供了两个接触构件间在有限尺度上建立的相互作用且不排除滑动的可能性，可在两个构件之间传递力和力矩的特性使其适用于岩石类材料的模拟研究。
2.2.2 细观参数的调节
在离散元计算中，细观参数是从微尺度调节模拟构件(圆柱或球体)的相互作用，进而由颗粒集的相互作用表现出整体的宏观力学特征。
对于模拟的试验材料，其宏观参数主要包括：弹性模量E、泊松比v、粘聚力c、摩擦角φ、抗拉强度σt。细观参数主要包括：模型基本参数(模型宽度w、模型高度h、最小颗粒半径Rmin、颗粒半径比Rmax/Rmin、颗粒密度dens、孔隙率poro)；接触参数(颗粒接触模量emodcontact、平行黏结模量emodpbond、颗粒刚度比kratpb/kratc、平行黏结抗拉强度tenpbond、平行黏结摩擦角fapbond、平行黏结粘聚力copbond)
可见颗粒和接触模型的细观参数繁多且相互影响，目前缺乏准确的相关理论研究依据，且宏、细观力学参数间的关系也尚未建立，导致参数校核耗时耗力且存在较大困难。
本文在进行参数调节时采用试验设计法[63]，参考文献[64]~[66]研究得到的规律，逐个分析平行黏结模型各细观参数和材料本身的细观参数对模型整体宏观力学性能相应的影响，获取宏、细参数间相互影响的规律或趋势；为验证参数的准确性，在调节过程中，对数值计算模型进行加载破坏，当模型整体的抗压强度、表面裂隙分布特征、围岩破坏时的形态等方面特征与砂岩洞室模型破坏试验的结果趋于一致时，表明该组颗粒流细观参数能较好地对应砂岩的宏观力学性能。
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第3章 洞形对施工巷道围岩失稳破坏的影响 ................................. 32
3.1 不同洞形施工巷道的颗粒流模型试验 ·························· 32
3.1.1 试验方案 ....................................... 32
3.1.2 试验流程 ....................................... 33
第4章 高跨比对主洞室围岩失稳破坏的影响 ............................ 41
4.1 不同高跨比的颗粒流模型试验设计 ······················ 41
4.1.1 试验方案 ........................................ 41
4.1.2 试验流程 ...................................... 42
第5章 主洞室群的围岩失稳破坏过程分析 ................. 49
5.1 不同洞室间距的颗粒流模型试验设计 ························· 49
5.1.1 试验方案 ............................................ 49
5.1.2 试验流程 ................................... 50
第5章 主洞室群的围岩失稳破坏过程分析
5.1 不同洞室间距的颗粒流模型试验设计
5.1.1 试验方案
为更好地进行对比研究，模拟试验以控制变量法为基本原则，这里选定第4章所述高跨比为1.0的直墙拱形断面为研究对象，在保证细观参数与应力路径与前文所述颗粒流仿真试验相同的条件下，仅改变双洞室间的距离以建立不同间距的双洞室试验模型，并对其进行竖向加载破坏，模型尺寸如下图5.1所示（以高跨比等于1.5的模型为例）：
双洞室模型的整体尺寸较前文所述的试验更大，因此本试验选定70cm×50cm的长方形作为墙体边界，洞室形状为高跨比等于1.0的直墙拱形，单个洞室的跨度为8cm，双洞室的拱底位于同一水平线上，洞室间距共设置3个梯度，分别为1.0倍、1.5倍和2.0倍的洞室跨度。
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第6章 结论与展望
6.1 结论
(1)洞室岩体失稳的模型试验中，圆形洞室的洞口两侧首先出现V型裂隙和张拉型裂隙；内壁前后两侧出现片帮现象，随后出现翼型拉-剪复合裂隙，洞内片帮在进深方向逐渐贯穿整个洞室；直墙拱洞室的裂隙首先自拱角开始发育并逐渐延伸至拱肩，拱底出现板裂片层；峰值荷载时，洞室内部两侧直墙处的岩体被裂隙切割成块掉落。声发射特征为：振铃计数曲线和能量计数曲线在21.5MPa以后变得极为活跃；峰值荷载时，同时到达最大值并迅速跌落。DIC光测特征为：洞口的斜上、下方首先形成竖直分布的应变集中区，峰值荷载时，拉应变集中区和剪应变集中区的分布几乎重合。
(2)圆形洞室的仿真试验中，裂隙首先在洞口两侧接近“V”形分布，洞室内有少量颗粒掉落。随后洞口两侧形成竖直分布的裂隙集中区并最终发育为细长贯通的裂隙带；直墙拱形洞室的仿真实验中，裂隙近似“V”形分布并竖直向上延伸，右侧拱角处形成贯通的裂隙带是洞室破坏的主因。
（3) 不同洞室形状的仿真试验中，椭圆形、蛋型、马蹄形和直墙拱形断面的峰值荷载分别为圆形断面的96.41%、95.22%、94.06%、87.33%；马蹄形断面对应力的响应最早；蛋形和直墙拱形断面出现颗粒弹出时的应力水平较低，蛋型断面最早出现裂隙大范围贯通的破裂区。
(4) 不同高跨比洞室的仿真试验中，0.8、1.5和1.8高跨比模型的极限承载能力分别为1.0高跨比模型的97.95%、88.17%和85.79%，过大的高跨比会导致岩体内部应力分布不均匀并显著削弱岩体的极限承载能力。
(5) 不同洞室间距的仿真试验中，间距为1.0倍洞室跨度时，中间岩体力链的分布近似于单向压缩，间距为1.5倍洞室跨度时，中间岩体的中心处还有明显的力链分布，间距为2.0倍洞室跨度时，靠近中心处的力链几乎消失；峰值应力时，三者的剪切裂隙数量占比分别为10.47%、12.32%和14.26%。
参考文献（略）