大理巖真三軸單面卸荷條件下加卸載試驗研究

許文松 ，趙光明 ，孟祥瑞 ，李英明 ，蔡金龍 ，高 亮

（1.安徽理工大學煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學能源與安全學院，安徽 淮南 232001；3.皖西學院建筑與土木工程學院，安徽 六安 237012；4.神華神東煤炭集團有限責任公司布爾臺煤礦，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017209）

隨著我國交通隧道建設、礦藏資源越來越頻繁地向地下深入，由高應力造成的工程災害也日益增多，尤其是巖爆的發(fā)生，對安全生產(chǎn)構成嚴重的威脅[1].研究表明，巖爆多發(fā)生在掌子面附近，并隨著掌子面的前進被動向前推移，且發(fā)生的時間也存在不確定性[2-4].這些因素導致在地下工程開挖過程中無法準確地預測、預報及防治工程巖爆災害的發(fā)生.

為深入探索高應力條件下巖爆發(fā)生的機理，學者們開展了大量的實驗研究，取得了諸多研究成果.Li 等[5]利用挪威花崗巖，研究了單軸壓縮條件下長方體試樣板裂破壞的形成條件.Lee 等[6]利用花崗巖進行室內(nèi)雙軸壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)了V 型破壞形成過程中的板裂現(xiàn)象.黃達等[7]通過常規(guī)三軸壓縮試驗，對花崗巖脆性破壞及應力跌落規(guī)律進行了研究.李地元等[8]根據(jù)3 種不同應力路徑下的花崗巖三軸加、卸載試驗，分析了花崗巖在不同路徑下的破壞特征、變形特征及其強度特征.但是，巷（隧）道掘進開挖導致圍巖應力發(fā)生改變，實質上是第三主應力單面卸荷第一主應力加載，采用真三軸單面卸荷加、卸載試驗才能達到真正的圍巖狀態(tài)卸荷.

巖石真三軸試驗是一種最全面的強度試驗，它不僅是建立強度準則的重要資料，更是檢驗巖石強度準則的最有效依據(jù).巖石真三軸試驗通過試件3 個垂直方向的主應力獨立加載、水平方向的一個面突然卸載，來模擬地下工程中開挖后產(chǎn)生臨空面導致巖爆發(fā)生的現(xiàn)象.許多專家學者[9-13]采用真三軸試驗機對高應力條件下的硬巖做了巖爆試驗研究，認為巷（隧）道開挖過程實質上是一個卸荷過程，地應力一部分以能量的形式隨開挖面釋放，圍巖發(fā)生瞬時回彈變形；另一部分則向圍巖深部轉移，發(fā)生應力重分布和局部區(qū)域應力集中，并不斷調(diào)整，以期達到與當前環(huán)境相適應的新平衡狀態(tài).同時把巖爆分為瞬時巖爆、標準巖爆和滯后巖爆3 種類型，提出了時滯性巖爆的概念.可見，巖爆的發(fā)生機制分為兩種：一種是由于高地應力條件下，巖石聚集了大量的應變能，開挖導致圍巖體瞬時回彈，超過其承載強度產(chǎn)生的強烈卸荷現(xiàn)象；另一種是開挖圍巖發(fā)生瞬時回彈，未超過其承載強度，在應力重新分布的過程中，產(chǎn)生局部應力集中，導致圍巖體破壞產(chǎn)生的強烈卸荷現(xiàn)象.因此，對巖石的第三主應力單面卸荷加、卸載破壞研究顯得極為重要.

針對上述情況，筆者首先分析了高應力巷道開挖圍巖失穩(wěn)過程機理，概化出能量積聚型單面卸荷破壞和單面卸荷應力集中型破壞兩種物理工程模型；然后依托于真三軸擾動卸荷巖石測試系統(tǒng)，對兩個物理模型的應力-應變規(guī)律、破壞特征和強度特征進行研究，修正了廣義Hoek-Brown 強度準則，并驗證了其合理性，對于控制地下工程災害、保障施工安全具有重要的指導意義.

1 巷（隧）道開挖圍巖失穩(wěn)機理分析

深埋巷（隧）道在開挖前，巖體在原巖應力的作用下處于三維應力平衡狀態(tài).巷（隧）道的開挖導致原巖體內(nèi)部產(chǎn)生臨空面，圍巖產(chǎn)生瞬時回彈，從而打破原始平衡，所引起的卸載效應使原來處于三向受力狀態(tài)的圍巖向臨空面運動，圍巖在切向相互擠壓加劇的情況下形成應力集中（如圖1所示）.其中，σ1、σ2、σ3分 別是第一、第二和第三主應力；σ3i（i=1,2,···,6）代表距洞壁不同距離的第三主應力，在不斷的應力集中過程中，第一主應力表現(xiàn)為加載，第三主應力方向為卸載，其破壞問題與連續(xù)加載情況下的破壞機理不同.總體來說，巷（隧）道的附近圍巖的圍壓環(huán)境由以前的高圍壓環(huán)境轉變?yōu)榈蛧鷫涵h(huán)境.

對巖石應力路徑的研究，最早可追溯到Von[14]和Boker[15]在Prandtl 教授指導下進行的大理巖三軸試驗.Von[14]所做試驗從靜水壓力狀態(tài)（σ1=σ2=σ3=P）開始，保持 σ2、σ3固 定，不斷增加 σ1直至巖樣破壞；Boker[15]試驗同樣從靜水壓力狀態(tài)開始，保持σ1、σ2固定，減少 σ3直至巖石破裂；這兩個著名的試驗表明巖石的破裂過程與應力狀態(tài)類型和應力路徑相關.通常單面卸荷或者雙面卸荷，加、卸荷路徑分為兩種：一種是第三主應力卸載，加載第一主應力；另一種是第一主應力不變，第三主應力卸載，這種卸荷路徑最危險[16].而本文的卸荷與彈塑性力學里面加、卸載準則的卸荷不同，其實質是卸圍壓，而屈服面（臨空面）上加載，屈服面（臨空面）發(fā)展至破壞面，直至巖石破壞.

根據(jù)上述分析，本文針對高應力巷（隧）道開挖圍巖破壞形式，概化出能量積聚型單面卸荷破壞和單面卸荷應力集中型破壞兩種模型.能量積聚型單面卸荷破壞是指深部或者強烈地質構造運動區(qū)，高圍壓下巖體積聚的大量彈性應變能在開挖卸荷過程中因原巖應力超過圍巖承載能力急劇釋放而產(chǎn)生卸荷破壞的現(xiàn)象.單面卸荷應力集中型破壞是指處于高應力狀態(tài)下的巖體開挖后，引起圍巖應力重新分布，臨空面附近的圍巖產(chǎn)生應力集中，當次生應力超過圍巖的承載極限時巖體產(chǎn)生破壞的現(xiàn)象.

圖1 巷道開挖模型Fig.1 Roadway excavation model

2 真三軸單面卸荷試驗

2.1 試驗設備

試驗所采用的真三軸擾動卸荷巖石測試系統(tǒng)（見圖2），通過3 個相互垂直方向獨立加載，水平方向一個面單獨突然卸載，暴露試件的一個側表面，模擬地下工程中開挖后產(chǎn)生臨空面和巖體積聚能量向臨空面方向釋放而產(chǎn)生破壞的現(xiàn)象.系統(tǒng)垂直方向（Z）加載油缸最大載荷5 000 kN；擾動油缸安裝在垂直加載框架的下橫梁上，最大動態(tài)荷載500 kN；水平方向（X、Y）的兩個加載油缸最大載荷均為3 000 kN；其中一個油缸為動態(tài)油缸，用于快速卸載；加卸載采用全數(shù)字伺服測控器控制，為確定巖體發(fā)生破壞的應力狀態(tài)提供了必要的手段.

圖2 真三軸擾動卸荷巖石測試系統(tǒng)Fig.2 True-triaxial unloading disturbance testing system

2.2 試驗方案

本試驗主要模擬真三軸三向六面受力狀態(tài)下能量積聚型單面卸荷破壞和單面卸荷應力集中型破壞試驗，如圖3所示.巖樣采用完整性和均勻性較好的長方體大理巖，初始密度為2 758 kg/m3，含水量為0.02%，尺寸為100 mm × 100 mm × 100 mm.

（1）常規(guī)單軸壓縮試驗

為獲得大理巖常規(guī)壓縮強度、變形參數(shù)以及破壞特征，為真三軸三向六面受力狀態(tài)下單面卸荷加卸載試驗提供參考，本試驗設計1#試樣圍壓為0（如表1）.為了更好地觀察峰后變化曲線規(guī)律，試驗采用變形方式加載（如圖3（a）），加載速率為0.05 mm/min，圖中，σ為應力.t為時間.

表1 初始應力值Tab.1 Initial stresses MPa

（2）能量積聚型單面卸荷破壞試驗

為模擬深部高應力開挖巷道附近圍巖體變形、破壞特征，采用高應力單面卸荷加卸載方式實現(xiàn)能量積聚型單面卸荷破壞試驗.本試驗試樣為2#～6#，采用載荷控制加載，加載速率為0.5 MPa/s，試驗過形成應力集中現(xiàn)象引起的破壞.本試驗試樣為7#～10#，采用載荷控制加載，加載速率為0.5 MPa/s，試驗過程應力加載路徑如圖3（c）所示.X、Y和Z方向以0.5 MPa/s，加載至設定的初始應力水平（如表1），達到初始應力水平后，Y和Z 方向保持應力不變，X方向的一個面以50 mm/s 速度進行瞬態(tài)卸載（如圖4（b）），隨后Z方向以0.5 MPa/s 速度進行加載，直至破壞.程應力加載路徑如圖3（b）所示.首先X，Y和Z方向以0.5 MPa/s 速度加載至設定的初始應力水平（如表1），達到初始應力水平后（如圖4（a）），Y和Z方向保持應力不變，X方向的一個面以0.05 MPa/s速度進行卸載，直至為0.

（3）單面卸荷應力集中型破壞試驗

模擬深部巷道開挖后，原來處于三向受力狀態(tài)的圍巖向臨空面運動，圍巖在切向的相互擠壓加劇

圖3 試驗加卸載路徑示意Fig.3 Loading and unloading paths in tests

圖4 巖樣放置空間位置示意Fig.4 Pictures of marble sample installation

3 應力-應變曲線分析

3.1 應力-應變曲線對比分析

為了更好地分析不同加卸載方式對巖樣破壞的影響，對2#、3#、9#巖樣進行對比分析，應力-應變曲線如圖5所示.由于第一主應力和第三主應力單面卸荷是導致巖樣破壞的根本因素，因此應力-應變曲線中的應力采用 σ1和 σ3的差值.2#、3#試樣為能量積聚型加卸載模式，首先對巖樣進行三向六面加壓至初始載荷，2#試樣初始載荷 σ1、σ2、σ3分別為140、20、10 MPa，3#試樣初始載荷為160、20、10 MPa，隨后對第三主應力進行單面卸荷至破壞.9#巖樣采用應力集中型加卸載模式，首先對9#巖樣加載至初始載荷σ1、σ2、σ3分別為50、20、10 MPa，然后第三主應力單面瞬態(tài)卸荷，再進行第一主應力加載至破壞.

由圖5可以看出，初始荷載σ1、σ2、σ3分別為140、20、10 MPa 時，單面卸荷巖樣未發(fā)生宏觀破壞；當σ1、σ2、σ3分別為160、20、10 MPa 時，單面卸荷巖樣發(fā)生宏觀破壞.采用應力集中型單面卸荷加載，初始載荷σ1、σ2、σ3分別為50、20、10 MPa時，其破壞強度為200 MPa，采用能量積聚型單面卸荷同圍壓卸荷，當軸壓小于峰值的70%時，σ3單個方向卸荷，巖樣不發(fā)生破壞；隨著軸壓的增大，在峰前的80%，巖樣發(fā)生破壞，說明卸荷比加載更容易破壞.

圖5 加、卸荷應力-應變曲線對比Fig.5 Stress-strain curves under loading and unloading conditions

3.2 能量積聚型單面卸荷破壞應力-應變曲線

巖樣在三向六面加壓至初始載荷后，隨后繼續(xù)加載 σ1，σ1增加到設定值140、160、180、200、220 MPa，分別為同圍壓峰值的70%、80%、90%、100%、110%，再進行 σ3單個方向卸荷.如圖6所示，隨著卸荷面應力的減小，巖樣出現(xiàn)擴容現(xiàn)象，由于第二主應力的限制，擴容方向主要向卸荷面發(fā)展，軸向應力不變，應變持續(xù)增大，當卸荷面應力達到一定值時，導致巖樣破壞；并且 σ3單個方向卸荷破壞臨界值隨著第一主應力的增加而增加.

圖6 能量積聚型單面卸荷破壞應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of energy accumulation failure with single-face unloading

楊圣奇等[17]提出粗粒大理巖的臨界圍壓為0.47 σc，σc代表單軸抗壓強度，徐松林等[18]給出大理巖的臨界圍壓為（0.85～1.00）σc，Singh 等[19]通過對201 組完整巖石的三軸試驗結果分析，提出當臨界圍壓約等于 σc時，一致性方差最小，Hoek[20]提出當圍壓超過 σc時，巖石進入從脆性階段向延性轉換.但其都沒有考慮第三主應力單面卸荷和第一主應力大小的影響.由試驗可得第三主應力單面載荷臨界值如表2所示.由表2可以看出，隨著軸壓的升高其臨 界 值 分 別 為0.038σ3、 0.074σ3、 0.162σ3、 0.299σ3.

本文根據(jù)第三主應力單面卸荷的臨界值，擬合軸壓和第三主應力單面卸荷臨界值的非線性關系（如圖7），曲線擬合度R2值高達0.989 23.圖中，σ3cr為單面載荷得臨界值，σD為軸壓與第三主應力單面載荷差值.擬合曲線反映了第三主應力單面卸荷臨界值隨第一主應力變化的敏感性，通過曲線斜率可以看出，第三主應力單面卸荷臨界值對第一主應力的增加是極其敏感的，當?shù)谝恢鲬Τ^其峰值后，卸荷面臨界值快速增大，第一主應力哪怕是很微小的增加，都會引起最小主應力急劇增加.這就是說，只有巷道圍巖第一主應力達到一定值后，才會出現(xiàn)板裂屈曲巖爆現(xiàn)象，且隨著第一主應力的增加巖爆現(xiàn)象越劇烈.因此，可將巷道第一主應力和卸荷面臨界值作為板裂屈曲巖爆發(fā)生的準則.

表2 第三主應力單面卸荷臨界值Tab.2 Critical values of minimum principal stress under single-face unloading condition MPa

圖7 軸向應力與卸荷面臨界值擬合曲線Fig.7 Fitting curve for the critical values with single-face unloading vs.axial stress

3.3 單面卸荷應力集中型破壞應力-應變曲線

真三軸不同圍壓第三主應力單面卸荷后，繼續(xù)加載的應力-應變曲線（如圖8），與1#巖樣無圍壓破壞巖樣相比，應力集中型應力-應變曲線具有如下特征：在無圍壓的情況下，峰值為88 MPa，隨著圍壓的增加，峰值點增大，分別為151、162、200、264 MPa，并且峰前曲線具有明顯的屈服點，隨著圍壓的增大，屈服點和峰值點增大，屈服點和峰值之間的曲線斜率較為平緩，對應的破壞現(xiàn)象是臨空面出現(xiàn)劈裂破壞和巖體出現(xiàn)潛在剪切破壞.峰后應力-應變曲線較陡斜，當圍壓為30、20 MPa 時，峰后曲線最陡，峰后應變最小.說明隨著圍壓的增大，破壞由張拉剪切復合破壞變成劈裂破壞，并且破壞越劇烈，發(fā)生巖爆的劇烈程度更大.

4 破壞特征分析

4.1 常規(guī)單軸壓縮試驗

常規(guī)單軸壓縮試驗中大理巖試樣的宏觀破壞主要為劈裂-剪切復合破壞（如圖9）.由于大理巖屬于硬巖，脆性系數(shù)比較高，立方體試樣在無圍壓情況下，楞角存在邊界約束效應，在破壞過程中巖樣的上部存在一條劈裂破壞面，與第一主應力面幾乎處于平行狀態(tài)，破壞后巖樣表面存在剝落面；在巖樣的下部存在一個主控剪切面，其面上存在大量的擦痕和細小巖樣的碎塊和粉末，這是在剪切滑移過程中抵抗載荷作用時由于應力集中而形成的二次剪切破壞所致.

圖9 常規(guī)單軸壓縮宏觀破壞示意Fig.9 Conventional uniaxial compression failure

4.2 能量積聚型單面卸荷破壞試驗

由于存在圍壓，在對巖樣進行加載初始值（σ1=140，160，180，200，220 MPa）過程中，巖樣處在彈性階段，巖樣未發(fā)生破壞.6#巖樣在軸壓為140 MPa（加載破壞峰值70%）時，未發(fā)生破壞.7#～10#巖樣均發(fā)生板裂彈射后，臨空面板裂破壞，并有白色的細巖粉；巖體內(nèi)側出現(xiàn)兩條較大的剪切斜裂縫，縫內(nèi)出現(xiàn)大量的白色細巖粉；伴隨著軸向應力增大，板裂寬度增加巖樣最終破壞形態(tài)（如圖10）.巖體板狀劈裂以張性斷裂為主，局部存在剪切應力作用，是一個“劈裂成板-剪斷成塊-塊、片彈射”的漸進破壞過程.說明在進行 σ3單 面卸荷過程中，σ2限 制了巖樣在σ1作用下側向的擴張，致使其向臨空面發(fā)展，持續(xù)的變形導致巖樣從受壓轉換為致拉，當達到抗拉強度時，在卸荷面附近產(chǎn)生貫通巖樣的縱向裂紋，使之成平行于卸荷面的巖板.隨著卸荷面繼續(xù)卸載，巖板達到屈曲臨界值，伴隨著多余能量的釋放產(chǎn)生巖爆破壞.

圖10 能量積聚型單面卸荷宏觀破壞示意Fig.10 Energy accumulation failure of marble samples with single-face unloading

4.3 單面卸荷應力集中型破壞試驗

巖樣在三軸加壓至初始狀態(tài)保持一定時間后，對第三主應力單面迅速卸荷，巖樣處于微裂紋發(fā)育階段，微裂紋數(shù)增多但未出現(xiàn)宏觀裂紋巖樣，隨后σ1繼 續(xù)加載，2#巖樣在 σ1=142 MPa 時，發(fā)生劈裂破壞，中部有小塊片脫落，達到峰值后臨空面板脫落；3#巖樣在 σ1=151 MPa 時，發(fā)生劈裂破壞形成板，伴隨清脆的破裂聲，達到峰值后，臨空面板折斷且發(fā)生彈射；4#巖樣在 σ1=182 MPa 時，頂部出現(xiàn)少量彈射，隨后發(fā)生板裂，具有較大聲響，達到峰值后，臨空面板折斷且發(fā)生彈射；5#巖樣在 σ1=225 MPa 時，發(fā)生劈裂破壞形成板，臨空面局部脫落，達到峰值后，發(fā)生巨大聲響.

圖11 單面卸荷應力集中型宏觀破壞示意Fig.11 Stress concentration failure of marble samples with single-face unloading

巖樣破壞后的形態(tài)（如圖11所示），2#～5#巖樣在臨空面都出現(xiàn)了板裂現(xiàn)象，呈現(xiàn)出片狀、薄板狀、楔形狀3 種類型.說明在真三軸單向卸荷條件下有圍壓時出現(xiàn)張拉破壞；隨著圍壓的增加，巖樣破壞出現(xiàn)二元性，先發(fā)生張拉破壞，隨后發(fā)生壓剪破壞，臨空面表面出現(xiàn)V 型破壞坑，離臨空面較遠的地方出現(xiàn)貫穿性剪切裂縫；圍壓增大到一定程度，巖樣發(fā)生劈裂破壞，整個巖體呈現(xiàn)劈裂貫穿性裂紋.這說明在深埋高地應力巷道開挖過程中，兩幫會產(chǎn)生一個瞬時的卸載效應，發(fā)生瞬時回彈變形，隨著應力重分部和局部區(qū)域應力集中，超過圍巖抗拉強度時，兩幫會逐漸出現(xiàn)板裂、片幫、巖爆等事故.

5 強度特征分析

5.1 廣義Hock-Brown 強度準則

Hoek[20]針對1980年提出的強度準則的不足之處進行了改進，與巖石質量有關的mb、s、α參數(shù)發(fā)生了較大變化，提出廣義Hoek-Brown 經(jīng)驗強度準則，其表達式為

式中：mb為 巖石的堅硬程度；mi為巖體的經(jīng)驗參數(shù)值；G為巖體質量指標；D為擾動系數(shù)；s、α為巖體特征有關的常數(shù)，對于完整巖石s= 1，α= 0.5.

5.2 修正廣義Hoek-Brown 強度準則

Hoek-Brown 強度準則能推得巖體瞬時內(nèi)聚力和瞬時摩擦角描述巖體的抗剪強度特性，更好地反映了巖體中或潛在破壞面上正應力的影響及巖體破壞的非線性特性，但是其適用范圍是在軸對稱加卸載條件下；在高應力第三主應力單面卸荷和第三主應力單面卸荷加載條件下，存在單面卸荷臨界破壞值和加載破壞值，其值相對于軸對稱加卸載值較小.針對上述情況，對廣義Hoek-Brown 強度準則進行修正.

Singh 采用 σ2和 σ3的 平均值代替了 σ3，修正了Hoek-Brown 強度準則[21]為

Lode 參數(shù)是常用的應力狀態(tài)表征量，表征了σ2和 σ1、 σ3的 相對比例 μd，見式（3）.

第二主應力表示為

將式（4）代入式（2）中，整理得

對于完整巖石，s= 1，α= 0.5，整理可得

對于給定 σ2、σ3，單面卸荷破壞時偏應σ1-σ3誤差為Aσ23，其中，A為與巖石類型有關的系數(shù)，σ2

3是基于真三軸試驗結果（擬合度比較好），則改進的Hoek-Brown 經(jīng)驗強度準則可以寫成

由文獻[22]可知，σ3趨近于臨界圍壓，其曲線梯度趨于0，即

對式（7）中 σ3求微分得到

臨界狀態(tài)，σ3=σ3cr，由式（8）、（9）得

5.3 基于修正廣義Hoek-Brown 強度準則試驗數(shù)據(jù)結果分析

利用高應力真三軸第三主應力單面卸荷和真三軸第三主應力卸荷加載試驗的數(shù)據(jù)，討論修正Hoek-Brown 強度準則的實用性.

由式（3）、（6）、（7）、（10），可以得出能量積聚型單面卸荷破壞修正公式為

單面卸荷應力集中型破壞修正公式為

為了說明修正Hoek-Brown 強度準則的合理性，在不同條件下進行了能量積聚型單面卸荷破壞和單面卸荷應力集中型破壞試驗，如圖12所示.

圖12 修正Hoek-Brown 強度準則驗證試驗Fig.12 Validation of modified Hoek-Brown strength criterion

由圖12可知：當初始圍壓 σ1=2 00 MPa，σ2=30 MPa，σ3=10 MPa 時，根據(jù)能量積聚型單面卸荷破壞試驗，得出第三主應力卸荷面臨界值為2.21 MPa，由式（10）反演mb值 為3.973 98，與修正mb值相比，誤差為25.3%；當初始圍壓 σ1=5 0 MPa，σ2=30 MPa，σ3=10 MPa 時，根據(jù)單面卸荷應力集中型破壞試驗得出的軸壓為222 MPa，由式（11）反演mb值為3.973 98，與修正mb值相比，誤差為20.83%.通過上述驗證可以發(fā)現(xiàn)，與文獻[22]相比，修正的廣義Hoek-Brown 強度準則對高應力大理巖第三主應力單面卸荷和第三主應力卸荷加載破壞具有更好的實用性.

6 結 論

（1）揭示了巷（隧）道開挖面附近圍巖失穩(wěn)的機理，通過第三主應力單面卸荷不同應力加卸載路徑模擬了能量積聚型和應力集中型兩種物理工程破壞模型.且對兩種破壞模型進行對比分析，同圍壓情況下，卸荷破壞強度是加載破壞強度的80%，巖體卸荷比加載更容易破壞.

（2）能量積聚型單面卸荷破壞，在進行第三主應力 σ3單面卸荷過程中，隨著軸壓的升高，劈裂成板的厚度增大，卸荷臨界值也增大，破壞消耗的能量減小，多余能量的釋放變多，產(chǎn)生的破壞劇烈強度增大.單面卸荷應力集中型破壞，在第三主應力單面瞬時卸荷時，巖樣存在瞬時擴容階段，軸向應變發(fā)生回彈；在應力達到峰前時，存在屈服階段有明顯的屈服點，隨著圍壓越高，屈服點和峰值點增大，由局部張拉-劈裂-剪切復合性破壞發(fā)展成整體劈裂破壞.

（3）Hoek-Brown 強度準則適用范圍都是在軸對稱加卸載條件下進行的；在高應力第三主應力單面卸荷和第三主應力單面卸荷加載條件下，存在單面卸荷臨界破壞值和加載破壞值，修正Hoek-Brown強度準則，并驗證了其合理性.