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辽宁工程技术大学博士学位论文 左右，初凝时间在4r n i n ～7m i n ，最好是现用现加的效果最好。再对C S 浆液进行一定程 度的振捣，使之达到密实的状态，并进行浇水养护。端锚锚固模型试样和养护试样见图4 ．1 1 和图4 ．1 2 所示。 图4 ．11端锚锚固模型试样 F i g ．4 ．1l E n da n c h O ra n c h o r a g em o d e ls a m p l e 4 ．2 ．4 试验装置与测试系统 图4 ．1 2试样注水养护 F i g ．4 ．12S a m p l ew a t e rc o n s e r V a t i o n 用D N l 5 0 型热镀锌管 外径规格6 英寸 来模拟承载岩体，C S 浆液来模拟锚固剂， 端部焊接与之相垂直1 2 0m m 长短钢筋头的光圆钢筋来模拟锚杆，按照中心拉拔试样的试 验方法进行加载，通过静载拉拔仪逐渐加大的荷载作用下上拔钢筋，直至系统承载能力破 坏，并记录下荷载尸与钢筋顶部位移w 的变化曲线，即尸．w 曲线。试验系统及测试系 统示意图见4 ．1 3 所示。 曰了 应 D H 3 8 l7 F 静 } 手动l ⋯、 变 态电阻应变仪 式 一{ 计算机 液压泵r 一 7 { 处理 测 麓位移传感器卜L i 动态。f l 文 试 锚 r I 组态器} r li 、1 7 ] 1 专{ 竖苦苦r 。 杆 图4 ．13测试系统信号流程图 F i g ．4 ．13S i g n a lf l o wd i a g r a mo fs y s t e m 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 1 加载系统，直接采用X H Y L ．6 0 锚杆综合参数测定仪进行加载 是由北京天地星 火科技发展有限公司生产 ，主要包括手动泵 工作压力6 3M P a 、液压缸 最大行程 1 2 0m m ，额定拉力5 0 0k N 、圆环压力传感器 测量范围O ～5 0 0k N 、位移传感器 测 量范围0 ～5 0m m 、智能中文组态器及带快速接头的高压油管等部分组成。模型试验加载 系统使用简单、操作安全和方便，调节智能中文组态器的存储时间间隔，进行自动存储试 验数据。加载装置如图4 ．1 4 所示。按照试验规程所规定的加载等级进行操作， 2 测试系统，应变采用1 0 通道的静态应变仪来对端锚钢筋上粘贴的应变片进行测 量数据。静态应变仪江苏东华测试技术股份有限公司，型号D H 3 8 1 7 F 静态应变仪，测 试系统包括数据采集箱、计算机和支持软件组成，采样率为1 k H z ，测试范围是±1 99 9 9 “s 。 详见如图4 ．1 5 所示。 幽4 ．1 4 模型加载系统 F i g4 ．14M o d e ll o a d i n gs y s t e m 图4 ．15D H 3 8 1 7 F 静态应变仪 F i g4 ．15D H 3 8 17 Fs t a t i cs t r a i ng a u g e 按照锚杆试验操作规程和试验仪器设备的说明书进行接线，完成之后进行系统测试， 主要是D H 3 8 1 7 F 静态应变仪的通道检查、通道通用参数设置 测量类型为应力应变型 、 通道子参数设置、通道标定 标定值6 0 0 ±2 0p o 的范围内为通道连接正常 和进行平衡清 零等操作。模型试验设备接线完成和测试系统调试分别如图4 ．1 6 和图4 ．1 7 所示。 辽宁工程技术大学博士学位论文 图4 ．1 6接线后模型试验设备 爹爹黧骧 图4 ．1 7测试系统调试 F i g ．4 ．16 M o d e lt e s te q u i p m e n tw i t hw i r i n g F i g ．4 ．17 T e s ts y s t e md e b u g g i n g 4 ．3 试验结果分析 4 ．3 ．1 试验结果 本次模型试验共5 个试件，其中两个端锚杆模型试件钢筋被拔出且有表层C S 砂浆发 生劈裂破坏，其余端锚杆试件均为被拔出破坏，发生相对滑动位移而破坏，破坏情况如图 4 ．1 8 和图4 ．1 9 所示，加载结果的数据情况如表4 ．5 所示。 图4 ．1 8锚杆拔出且浆体劈裂破坏图4 ．19端锚杆拔出 F i g ．4 ．18 P u l l o u ta n c h o rb O I ta n df l a c t u r e d F i g ．4 ．19 P u l l 一o u to fe n d - a n c h O rb o l t s d a m a g eo fm a t r i x ．6 5 ． 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 表4 ．5试件加载结果表 T a b ．4 ．5 L o a d i n gr e s u l t so fs a m D l e s 试件 试件极限相对滑动破模型试件 编号承载力／k N坏位移／m m破坏形式 在锚固长度三较短的情况下，认为端锚杆．砂浆界面上的剪应力是均匀分布的，则锚固 段界面上任一点的剪应力．r 为 r 去 4 ．2 5 r 一 L q ．Z J 7 c d L 试验得到的f w 实测关系曲线如图4 ．2 0 所示，为了方便应用，用三折线拟合实测关系 曲线。图4 ．2 0 中，_ ，r 分别为界面所承受的最大剪应力和界面破坏后的残余强度；Ⅵ，w 2 分别为对应的位移量；毛，哎分别为弹性阶段和塑性软化阶段的剪切刚度。 矿 鬈簟 西 图4 ．2 0f ．w 关系 一6 6 辽宁工程技术大学博士学位论文 依据试验结果，端锚杆．砂浆界面的黏结滑移关系可分成如下3 个阶段 1 弹性阶段当锚固界面上剪应力小于黏结强度．rl 时，r ．w 之间关系近似为一条 直线，可用下式表示，即 r 毛w 4 ．2 6 2 塑性软化阶段当锚固界面上剪应力达到最大后，界面之间产生粘结滑移，试 验机开始卸载，此时端锚杆．砂浆界面开始进入塑性软化阶段，上拔荷载值不断下降，锚杆 上拔的位移量持续增大。但塑性软化阶段维持时间较短，位移量变化也较小，端锚杆．砂浆 界面破坏后随即进入一个较为稳定的残余强度阶段。 3 残余强度阶段在这一阶段上拔荷载稳定在某一数值上，而界面间滑移量仍持 续增加，表明此阶段界面间主要表现为摩擦力，从图4 ．2 0 中可以看出，仍可假设该阶段变 化规律为近似一条水平线段。 表4 ．6 中，对于指定配合比的砂浆，云为5 个试样测试得到的黏结强度的平均值；瓦为5 个试样测试得到的残余强度的平均值；七为5 个试样测试得到的剪切刚度的平均值。 表4 ．6中心抗拔试验结果 T a b ．4 ．6R e s u l t so fp u l l o u tt e s t 编组 i ／M P a瓦／M P a瓦／瓦i ／ M P a ·m m 。1 乏／ M P a ·m m ‘1 由表4 ．6 可知 1 光圆钢筋与水泥砂浆的黏结强度为2 ．11 ～3 ．1 0M P a ，数值差距较小，表明水泥砂 浆的抗压强度对端锚杆．砂浆界面黏结强度影响较小； 2 当水泥砂 1 1 时，端锚杆．砂浆界面间黏结强度较高，这是因为此时的含砂 率较大，导致界面较为粗糙，黏结强度则相应提高； 3 比较S l 组和S 3 组，S 1 含砂率大于S 2 ，但相应的单轴抗压强度却下降明显，如 表4 ．2 所示。因此，可以判定存在一个最优含砂率的问题，在本次试验中S 3 组配比，水 水泥砂 0 ．3 6 1 1 是最合理的。 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 4 黏结强度远远大于残余强度，端锚杆．砂浆界面破坏以后，残余强度平均只有黏 结强度的4 7 ．5 ％。 5 水泥砂浆的剪切刚度随着单轴抗压强度的增大而增大。剪切刚度体现出光圆钢 筋与水泥砂浆界面变形的特性，这种变形特性与砂浆的剪切模量密切相关。水泥砂浆的单 轴抗压强度越高，其剪切模量也越高。 4 ．3 ．2 端锚杆界面受力计算理论 针对端锚杆的计算理论，较为准确的方法是将钢筋．砂浆界面间的黏结．滑移曲线关系 简化成线性或非线性的切向弹簧，见图4 ．2 1 。此方法核心思想是将锚杆简化成多个弹性单 元，每个单元与岩体之间用弹簧连接，模拟锚杆．浆体之间的荷载传递关系，此种方法称为 荷载传递法，而荷载传递关系即为通过试验测得的r ．w 关系曲线。根据试验结果，选取三 折线模型 如图4 ．2 1 所示 来拟合锚固界面间黏结力．剪切位移关系，即 f 墨w o ≤w ≤Ⅵ f { 砭w f 2 一乞w l Ⅵ≤w ≤w 2 4 ．2 7 【r 2 w 心 继续施加荷载，当超过弹性阶段的极限承载力时，锚固系统界面顶部开始出现软化和 滑移，粘结界面受力分布由滑移段、软化段和弹性段3 个部分组成，见图4 ．2 1 。 图4 ．2 1界面弹簧分析模型 F i g ．4 ．21 M o d e lo fl i n k i n gs p r i n ga ti n t e r f a c t 辽宁工程技术大学博士学位论文 端锚杆一砂浆界面的本构模型为 窘 曷心， 其中，最为钢筋的弹性模量；彳为钢筋的横截面积。 将式 4 ．2 7 带入式 4 ．2 8 ，可得 其中 4 ．2 8 卢1 2 w o ≤w ≤Ⅵ 所w c Ⅵ≤w ≤比 4 ．2 9 a 丁 w w 2 卧豫确 豫 需要注意的是卢为复数。 求解式 4 ．2 9 a 得到位移表达式为 一器㈠籼Ⅵ2 曷L ㈤2 ㈦ C 1 扩 C 2 P 一岛2 舻 驴一善 三乃2 C 5 z C 6 其中，C l ，C 2 ，C 3 ，C 4 ，C 5 ，C 6 均为待定系数。 式 4 ．3 0 的一阶导数为 d w 出 0 ≤w ≤Ⅵ w l ≤w ≤w 2 4 ．3 0 w 心 C l 卢l e 岛2 C 2 卢l P A 2 厶≤z ≤￡ C 3 p 2 P 卢2 2 C 1 4 卢2 P 一岛2 厶≤z ≤厶 4 ．3 1 乃 C 5 0 ≤z ≤厶 1 弹性段系数求解 受力边界条件为最彳乩- o ，即 C l p l P 岛2 一C 2 卢l P 一卢1 2 0 4 ．3 2 业舻 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 位移边界条件为从厶 Ⅵ，即 C l P 岛厶 C 2 P 一岛厶 w l 联立 4 ．3 2 ， 4 ．3 3 ，可得 C 1 w P 卢l 厶 ≯i ≯酉’ 2 滑移段系数求解 受力边界条件为色彳乩- 尸，即 位移边界条件为w 厶 w 2 ，即 G 篙 门P o 2 可 三玛2 C 5 厶 C 6 心 联立 4 ．3 5 ， 4 ．3 6 ，可得 C 63 心专弘南厶 3 软化段系数求解 位移边界条件为认厶 w ，似厶 心，即 驴却～善 Ⅵ 驴嘶峨钆毒2 ％ 联立 4 ．3 8 ， 4 ．3 9 ，可得 r 一一眦C 卢2 2 w 2 一P 一嗽C 卢2 2 w 1 1 2 掰s i n h 【卢 厶一厶 】 睁丝篆糍畿产 7 0 4 ．3 3 4 ．3 4 4 ．3 5 4 ．3 6 4 ．3 7 4 ．3 8 4 ．3 9 4 ．4 0 4 ．4 1 辽宁工程技术大学博士学位论文 4 ．3 ．3 端锚杆上拔过程受力分析 端锚杆．砂浆界面破坏过程是粘结界面之间的剪应力随上拔荷载的逐渐增大而导致破 坏的过程，具体过程见图4 ．2 2 。当锚杆顶部位移达到弹性极限位移w l 时剪应力达到Tl 如 图4 ．2 2 a 所示 ，此时锚杆界面处于弹性极限状态，对应的上拔荷载尸E 为弹性极限荷 载。 。P D弓 ，套，惫t斛 _ 一 啦段上E√ 7 7 Z ‘尸 p0 弓 ． ，套／ 々x 萝一 化段上R 性段上E ‘P D 0 巧． 产，枣 眵段t 比段 上R 性段上E r a 弹性状态 b 弹性一塑性软化状态 c 弹性一塑性软化一部分开裂滑移状态 图4 ．2 2锚杆一砂浆界面剪应力变化过程 F i g ．4 ．2 2C h a n g ep r o c e s so fs h e a rs t r e s so fi n t e r f a c eb e t w e e nb 0 1 ta n dm o r t a r 弹性段长度k ￡·厶，即厶 0 ，则此时对应锚杆顶端的上拔荷载为弹性荷载足 足 ， 厶 E 彳 C l 屈P 卢l 厶 C 2 卢l P 一卢1 厶 将式 4 ．3 4 带入式 4 ．4 2 ，可得 足 一最彳p 。w lt a 】血 屈t 其中，厶为端锚杆弹性段的有效作用长度，即弹性应力作用的范围。 上拔荷载尸的作用方向与图4 中坐标规定的正方向相反。对于长锚杆， t a l l l l 卢l 岛 2 1 4 ．4 2 4 ．4 3 式 4 ．4 3 中负号表示 假设厶足够长，则有 4 ．4 4 当屈k ≥3 时可满足式 4 ．4 4 的要求。弹性段的长度达到下式时，再增加锚杆长度也难 以提高其弹性极限上拔荷载，即 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 k 3 ／屈 4 ．4 5 由式 4 ．4 5 可将弹性极限上拔荷载简化为 足 一w 1 最么卢1 4 ．4 6 随着荷载的增加，锚杆顶部位移逐渐超过w l ，此时锚杆顶端一部分界面产生塑性屈服， 直到顶端位移达到w 2 时界面剪应力强度退化到r2 如图4 ．2 2 b 所示 。此时锚杆界 面处于塑性极限状态，对应的上拔荷载尸R 为塑性极限荷载。 软化段长度k 厶一厶，则有厶 O ，此时软化段底端轴力与弹性段顶端轴力相等，即 P 厶 足 E 。么 C 3 p 2 P p 2 厶 c 4 p 2 P 一9 ‘ 4 ．4 7 将G 、C 4 代入式 4 ．4 7 可得 生 竺±旦2 当 坠壁2 生 二 竺±鱼兰 4 ．4 8 巨么卢s i I 山 p k 根据式 4 ．4 8 可通过迭代计算得出锚杆的软化段长度k 。同理可得锚杆顶端塑性极 限荷载为 斥卅[ 坐≮镒产] ㈤4 ” 随着上拔荷载持续增大，锚杆顶端界面经过软化阶段和弹性阶段变化，滑移量增大。 当锚杆顶端位移超过w 2 时锚杆顶端界面开始产生开裂滑移 如图4 ．2 2 c 所示 。此 时锚杆顶端滑移部分的剪应力等于残余强度．r2 ，滑移段长度厶气2 ，锚杆任一界面处轴力 连续条件为 丛坐土儿， 上 4 ．5 0 E s AE s A 。 E s A 由式 4 ．5 0 及三。 ￡2 可得 上生一儿 4 ．5 1 E s AE s A ’ 根据式 4 ．5 1 可计算上拔荷载作用下开裂滑移段的长度。 辽宁工程技术大学博士学位论文 4 ．4本章小结 为研究端锚粘结式锚杆的锚固机理，进行端锚杆中心拉拔试验。利用配置的5 种水泥 砂浆分析钢筋和水泥砂浆界面的黏结强度，得出以下结论 1 光圆钢筋与水泥砂浆的黏结强度为2 ．11 ～3 ．1 0M P a ，数值差距较小，表明水泥砂 浆的抗压强度对端锚杆一砂浆界面黏结强度影响较小； 2 当水泥砂 1 1 时，端锚杆．砂浆界面间黏结强度较高，这是因为此时的含砂 率较大，导致界面较为粗糙，黏结强度则相应提高； 3 比较S 1 组和S 3 组，S 1 含砂率大于S 2 ，但相应的单轴抗压强度却下降明显，如 表4 ．2 所示。因此，可以判定存在一个最优含砂率的问题，在本次试验中S 3 组配比，水 水泥砂 0 ．3 6 1 1 是最合理的。 4 黏结强度远远大于残余强度，端锚杆．砂浆界面破坏以后，残余强度平均只有黏 结强度的4 7 ．5 ％。 5 水泥砂浆的剪切刚度随着单轴抗压强度的增大而增大。剪切刚度体现出光圆钢 筋与水泥砂浆界面变形的特性，这种变形特性与砂浆的剪切模量密切相关。水泥砂浆的单 轴抗压强度越高，其剪切模量也越高。 6 根据室内试验结果，依据荷载传递法推导出端锚杆．砂浆界面历经弹性状态、塑 性软化和开裂滑移3 个阶段的数学模型。 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 5 高家梁煤矿软岩巷道支护结构数值模拟分析 基于第三章推导，以V C 作为开发平台，将包含分数阶的五元件非线性蠕变损伤本 构方程程序化，生成动态链接库文件 D L L 文件 以方便用户通过F L A C 3 D 主程序调用。 至此，便实现了基于F L A c 3 D 的损伤蠕变本构模型二次开剔1 8 2 。1 9 0 1 。并结合第四章推导的 端锚杆一砂浆界面在弹性状态、塑性软化和开裂滑移3 个阶段的数学模型，对高家梁煤矿 软岩支护结构进行数值模拟分析。通过F L A C 3 D 软件对巷道支护前后的位移场和应力场进 行计算分析，将数值计算结果与现场监测数据进行对比分析，检验联合支护对软岩巷道变 形的控制效果。 5 ．1F L A C 3 0 简介 在数值分析理论中关于有限差分方法较多，较为经典常用的为欧拉法和拉格朗日法。 欧拉法采用的是定点观察，而拉格朗日法则采用随流观察。拉格朗日法考察每个流体质点 单元与时间域变化的状态，即研究流体流动的任意单元质点，分析该质点在任意时间内的 运动轨迹、速度、压力等典型特性。具体的研究方法是将该区域进行网格划分，其结点就 等效为流体单元的质点，再利用拉格朗日法中的时步来研究结点的运动特征情况，上述方 法被称之为拉格朗日法。它与边界元、有限元等的区别是，有限差分中的拉格朗日法采用 的显式计算方法，在方程一侧都是方程的未知参数，不需要形成矩阵来求解大型方程组。 故该方法占用内存少，求解速度快，便于计算机进行运算求解来解决较大的实际工程问题 【1 9 l ·1 9 4 1 。 F L A C F a S tL a g r a l l 西a 1 1A n a l y s i so f C o n t i n u a 的全称是“连续介质快速拉格朗日分析”， 它是由美国的I T A S C A 和C u n d a l l 共同开发的有限差分数值计算程序，该程序自1 9 8 6 年问 世后，起初主要是二维 2 D 的平面分析，经过十几年的不断完善和发展，目前市场上主 要是三维 3 D 的立体分析有限差分程序；F L A C 3 D 的主要应用范围是岩土工程和地质工 程的力学分析，能解决岩土工程中的三维弹塑性问题，尤其能模拟岩土工程中的大变形问 题，还能模拟锚杆、锚索类似的加固结构与围岩的相互作用，所以该软件在岩土加固与稳 定性分析中应用广泛。 辽宁工程技术大学博士学位论文 5 ．2 计算原理与本构关系 5 ．2 ．1 计算原理 对于F L A C 3 D 有限差分软件，不仅利用有限差分方法，还融合了混合离散法与动态松 弛方法，在这一点上又体现了区别有限元软件。拉格朗日法是利用有限差分近似等效为函 数变量关于时空域的一阶导数，大大增加计算的速度。模拟材料的塑性破坏和塑性流动可 以用混合离散方法进行更加精准的计算，它比常规的力学计算有限元方法进行积分更加合 理。关于动态松弛方法可利用质点的运动方程来求解，利用阻尼来平衡运动，致使更加满 足岩体状态的变化规律【1 9 5 郴8 1 。 1 导数的有限差分近似 如图5 1 所示，节点编号设为1 4 ，与节点刀相对的面号编为刀，则有任意一点的速率 分量表示为u ，则会有 jy ，，，dy2JV ，胛J d s 5 ．1 ， S 其中，y 为四面体的体积，m 3 ；S 为四面体的外表面积，n u I l 2 ；门，为外表面积单位法向量。 1 4 2Z ．』 图5 ．1四面体单元 3 常应变单元的V ；采用线性分布， 传在各个面上均为常数量，在节点上的变量采用上 标，来表示，在面，上的函数变量的上标采用 ， 来表达，即可将上式 5 ．1 简化为 _ ，2 专霉。咖；。妒 5 ．2 2 运动方程 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 节点运动方程如下 av j 一 af F ，7 f 历， 5 ．3 在上述表达式中，F ，7 r 代表在f 时刻，节点的在f 方向的不平衡分量，垅7 代表在f 节点上的集中质量。 将上式 5 ．3 左侧利用中心差分来近似计算，就会得到如下 略H 等㈦如一等， 半△， 4 ， 3 应变、应力及在节点上的不平衡力 由科技文献可知单元应变微小增量可利用速率来求解出，则有上述速率公式 5 ．4 可 近似为 △e 玎 寺 V ¨ V 川 △f 5 ．5 在求解出的应变微增量后，利用材料自身的本构方程性质来推导出应力的微增量，采 用虚功原理来求解出节点的不平衡力。 4 阻尼力 为将使系统震动逐渐过渡到系统的平衡状态，特将引入非线性阻尼的概念，进而将上 式 5 ．3 变换为 8 v 一F l ； t 、 f l { L t 、 af聊7 则非线性阻尼力∥印 可以表示为 厂亿 一仅阿 ， l s f g 胛 Vj 在表达式中，仅表示为阻尼系数，一般情况下默认为O ．8 。 s f g 船 V ； 1 y o 一1 y 1 1 时，端锚杆．砂 浆界面间黏结强度较高，这是因为此时的含砂率较大，导致界面较为粗糙，黏结强度则相 应提高；比较S 1 组和S 3 组，S 1 含砂率大于S 2 ，但相应的单轴抗压强度却下降明显，如 表4 ．2 所示。因此，可以判定存在一个最优含砂率的问题，在本次试验中S 3 组配比，水 软岩非线性蠕变损伤特性及锚固机理研究 水泥砂 0 ．3 6 1 1 是最合理的；黏结强度远远大于残余强度，端锚杆．砂浆界面破坏以后， 残余强度平均只有黏结强度的4 7 ．5 ％；水泥砂浆的剪切刚度随着单轴抗压强度的增大而增 大。剪切刚度体现出光圆钢筋与水泥砂浆界面变形的特性，这种变形特性与砂浆的剪切模 量密切相关。水泥砂浆的单轴抗压强度越高，其剪切模量也越高；根据室内试验结果，依 据荷载传递法推导出端锚杆．砂浆界面历经弹性状态、塑性软化和开裂滑移3 个阶段的数 学模型。 6 通过F L A C 3 D 有限差分软件，基于推导的包含分数阶的五元件非线性蠕变损伤 本构模型和端锚杆．砂浆界面在弹性状态、塑性软化和开裂滑移3 个阶段的数学模型，对高 家梁煤矿2 0110 辅运巷道和2 01 10 皮带运输巷道的软岩支护结构进行数值计算分析，对 支护前后的位移场、应力场及塑性区的变化进行了对比分析，得出本文所采用的锚网索支 护结构较好的控制了围岩的变形，位移场、应力场及塑性区范围在进行支护后均极大的缩 小，提高了巷道整体的稳定性和安全性。通过与现场实际监测结果对比分析表明，随时间 的发展拱顶沉降及两帮水平收敛变化模拟值与监测值发展趋势基本一致。 6 ．2创新点 1 引进考虑荷载级别与时间效应的损伤变量，将含分数阶的变粘性系数F C 元件替 代N e Ⅲo n 粘壶，提出一种新的五元件非线性蠕变损伤本构模型； 2 采用具有遗传交叉因子的改进粒子群算法和最小二乘法联合反演的方法，对非 线性泥岩蠕变损伤本构模型进行参数反演； 3 分析端锚粘结式锚杆锚固特性，推导了端锚杆砂浆界面粘结滑移关系。 6 ．3展望 1 大多数岩石材料为各向异性的，因此需要进一步研究提出更适合软岩的各向异 性损伤变量，建立软岩各向异性蠕变本构方程； 2 真实环境中，岩石往往受渗流、温度、化学、损伤和应力影响，所以下一步工 作，应展开多场耦合作用下岩石试验研究，建立多场耦合作用下岩石蠕变本构模型。 1 0 6 辽宁工程技术大学博士学位论文 参考文献 [ 1 ] 何满潮，吕晓俭，景海河．深部工程围岩特性及非线性动态力学设计理念[ J ] ．岩石力学与工 程学报，2 0 0 2 ，2 1 8 1 2 1 5 1 2 2 4 ． [ 2 ] 缪协兴．采动岩体的力学行为研究与相关工程技术创新进展综述[ J ] ．岩石力学与工程学报， 2 0 1 0 ，2 9 1 0 1 9 8 8 一1 9 9 8 ． [ 3 ] 景海河，于怀昌，刘汉东．三轴压缩下粉砂质泥岩蠕变本构模型研究[ J ] ．岩土力学，2 0 1 2 ， 3 3 7 2 0 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