第六章相似材料模型在矿山压力方面的应用.docx

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第六章相似材料模型在矿山压力方面的应用

第六章相似材料模型在矿山压力方面的应用

相似材料模型在矿山压力方面应用极为广泛.从工程类别分有:

井巷、桐室，受采

动影响的巷道，采场以及涉及与三下采煤、开采顺序有关的岩层移动方面的模型等.在

模型规模上，有技术先进和没备复杂的三维加压的平面应变模型及立体模型，也有各种

常用的中型平面应力模型，甚至简易的局部性的模型.

第一节简易模型

为了探讨说明某些原理的内在规律或局部力学关系，可利用简易的模拟试验方式.

对与所探讨的规律关系不大的因素尽可能采取省略、简化的方法，这样可更快、更有针

对性地制作模型和求得其规律。

这也是模拟研究中一种经常采用的有效的方法.

一、巷遭支护阴力与顶板离层析裂的关系

在井下观侧及模拟试验时经常发现巷道顶板出现分层离层与折裂，这是围岩移动导

至支架受力的普遍形式.为探索这一矿压显现与岩层强度及支护阻力间的关系，特做成

简易的局部相似模型进行试验，如图6一1a所示.

图6一t巷道顶板离层折裂的模拟试验

a-部相似模型;b-顶板离层折裂，w-巷道觉度，S-佰向可缩量C-

据研究，这种顶板离层折裂经常与巷道的切向应力增大有关，而巷道附近的径向应

力常为降低带，故在厚20cm的模型侧面上加压作为模拟切向应力，在模型顶面留有活

动缩量而不加压，即设径向应力为零，模型底部留出82cm长的外露面作为巷道顶面，

用一些连杆对此外露面施加不同的支护阻力，以及在外露面上模拟有锚杆及芜锚杆两种

加固方式，然后施加切向应力而求取离层折裂时的极限值.模型受压破裂后的状态如图

6一1b所示，

试验结果如图6一2所示，从中可见，在分层厚度相同而岩层强度不同即相似材料

强度不同时，随着支架阻力增加，该岩层能承受晌极限切向应力也将增加。

然而，当支

架阻力增至一定值启，这种影响就不明显了这也说明支架阻力对不同的岩层强度及切

向应力状态下有不同的合理值.当岩层强度为85.6Mpa,而支架支撑力达0.5Mpa时岩层所能承受的极限切向应力可达80MPa以上.此外，图中还表明了在不同的岩层强

度情况下，有锚杆与没有锚杆支护时支护阻力与极限切向应力间的关系，虚线表示加锚

杆支护的情况.可见加锚杆是有利的

利用这个简易模型还研究了应在什么情况下加打巷道中间立柱。

试验情况是:

一开

始支架阻力很小，所以顶板很快出现离层弯曲，当岩层切向压缩8cm时，加上中间立

柱，阻力为0.6MPa,破坏切向应力只增加7%，即由岩层单向抗压强度的160f增加

到23%，这说明打中柱的时间过迟如图6-3a所示.

如呆一开始就打上中柱，则阻止围岩破坏的能力就大大提高了，如图6-3b所示可

使极限切向应力增加至岩层单向坑压强度的65%,说明了及时支护的重要性。

图6一2支架阻力与极限切向应力的关系

图6一3支护滞后与初撑力对围岩变形破坏的影响

a一支护滞后;b-及时支护

二、操柱、矿柱的承载能力

利用模型可研究煤柱尺寸、形式与其强度的关系二从已完成的研究成果中可找出模

型材料及模型尺寸和其强度之间的函

数关系，根据试验结呆，达长L由一5

~163cm的立方体煤样和抗压极限强

度的关系曲线如图6一4所示.对于

一种给定材料的几何相似模型，其抗

压强度Re理应与模型尺寸无关，但

上述结呆表明煤柱的强度是随L-'，而

改变的.这种结果是因为随着试样尺

寸增加，其中包含砚面的可能性愈

大.

另一试验是研究煤柱模型的形状因素即高h及宽I（另一水平方向的长度与煤柱强度无关），结果是在试件的高宽比小于1时，抗压强度Re较普通煤岩试样的强度要高，而且随

而增加，即

估计这是由于试件两端面的摩擦力造成约束，使矮试件的核心形成三向压缩而使强度加

大.一般情况下，在煤柱模型试验时，加

压板与试件间的摩擦引起的端部水平限

制力住往随试件而异.为了更相似于井下

煤柱的加载条件而采用如图6一5的煤柱

模型，煤柱端部是和顶底板相连的，钢圈

是为了对端部产生一个均匀的水平约束

力，这力可由贴在钢圈表面的应变片测

得.

长沙矿山研究院在研究开采锑矿床的房柱法采场中大量矿柱破坏倒塌引起采场冒顶

事故的试验中，采用了简易的模拟试验.模拟方法是制作线比为1:

200的采场采场

形状为走向及倾向长均为60m的方形，矿体厚10m,倾角15º,采场内有4排5列共20

个直径为4m的矿柱.用模具制成的采场顶底板及矿柱养护28天后，用胶粘合，其配

比为:

模拟顶底板的水泥（500﹟）:

河砂=1:

1;模拟矿柱的水泥（400﹟）:

河砂=

1:

2;所用粘胶，树脂:

乙二胺:

二丁脂=100:

15:

8.然后在试验机上加载，利用百分

表侧量顶底板移近量，用贴在矿柱上的电阻应变片测量矿柱的应变，其加载装置如图6

一6所示。

共试验了四组模型:

其中两组为试验具有全部矿柱采场的整体承栽能力;两组为试

验分批倒塌矿往后采场的承载能力，此外还分别加载单个矿柱以求其支承能力.

试验结果为:

1。

模型中矿柱破坏型式基本同于现场矿柱破坏情况，见图6一7.这三种分别为

拉伸、滑移和剪切破坏型，是现场常见的破坏形式.

2.采场整体承载能力随着矿柱数减少而降低，但并非线性关系（见图6一8）这表明此承载能力还与倒塌矿柱的位置有

关，因此在考虑矿柱支承预板的承载能力

时还应注意顶板的最大聚压点，

3.当采场矿柱倒塌后，原来所支承

的顶板压力转移到其他未破坏的矿柱上，

大部分转移到相邻矿柱上.当矿柱一侧的

相邻矿柱破坏后，其应变（或应力）增加

21%，而两侧的矿柱破坏后则增加57%。

三、检验地下圈形并巷的破坏准则

假如一地下结构物或结构件的最大强

度是可以由实验室得到的力学性质数据求取的，如坑压、抗弯及抗拉强度等，则要先定一个破坏准则.模型与原型即试件和结构

物的应力状态一般是不同的，但假如模型是原型缩小物，而且是由原型的材料制成，则

两者应力状态是相同约‘由于试验误差及岩石性质的变化，在试验时应做一些模型求得

统计上合理的平均强度，而且模型的形式应简单些，则误差可少些.

进行破坏性试验的模型可由两种材料制成，即原型材料（岩石）或相似材料.当模

型由原型材料制成时，可满足下列条件:

若线比为

则

及

又若R为强度极限，则

图6一9a为中间有一圆孔的大理石及砂岩模型，受单向压力Fx或双向压力Fr及

进行破坏试验‘设模型为一薄板，则其应力状态如图6一96所示.又因受压

载荷较自重大得多，故ν可忽略不计。

}l}原型中巷道的深度较其垂直尺寸大得多，单轴

受压时在TT'附近沿

，方向出现拉裂缝，双轴受压时沿cc'线出现压碎破坏.T及

C点的应力可利用弹性力学中的下式求得

在单轴压缩条件下，

=0则C点的切应力由

得

在T点，

得

的双向压缩条件下，C点的切应力为

，在T

点则

表6-1列出了这些点的极限应力及实验室单轴试验得出的压、

拉、弯强度，以作比较。

表中双轴受压时两种岩石模型在C点的极限压应力和单轴抗压

强度相近。

在模型单轴受压时r点的极限拉应力和抗弯强.度（外沿的抗拉强度）相近，

但这两种岩石的单轴抗拉强度比模型上相应的极限应力的一半还小.由此结果可知:

对

于圆形井巷处于单轴或双轴应力状态一下，最大应力理论是有根据的，当具有局部侧向限

制或不限制的岩体应力超出其单轴抗压强度或抗弯强度时就要产生破坏，

四、用砌块换型研究采场上扭岩层的平衡条件

在煤层开采过程中，靠近采场的上覆岩层中通常存在厚度较大的较坚硬岩层这个

岩层在下沉过程中，有可能断裂成规则的块沃，并相互存在力的联系，因而使其在运动

过程中处于相对平衡状态.这就是所谓采场上覆岩层中形成的“砌体梁”.这种“砌体

梁”力学结构的存在将对工作面产生保护作用。

当其失稳时将使工作面支架受载增大，

甚至使工作面顶板切落而造成事故.

为此，研究“砌体梁”的形成条件，讨论其失稳的可能性及其影响因素，对煤犷开

采将具有重大的理论及实际意义，中国矿业大学矿压研究窒通过非连续介质砌块模型方

法，探讨了较坚硬的厚岩层断裂后的运动规律和在不同条件下破断岩块所形成的结构物

平衡和失稳条件。

（一）相拟模拟材料及浏试方法

本试验线比采取1:

4U,采用类似岩石的脆性材料制作模型，用石膏浇注人试模后

固结成块，水膏比为1.15:

1,经干燥后，使其容重控制在0.45g/cm2左右。

此时，石

膏砌块的力学指标如表6-2所示。

:

在试验中，为了求得各种砌块几何尺寸对平衡的影响，采用的砌块尺寸有下列几

种:

15×10×14cm;20×10×14cm;40×10×14cm;60×10×14cm

模型的有效长度为1,2m和l.6m两

种.为了考查模型长度对块体失稳规律的

影响，曾将模型长加大至6m,结果影响

不明显，模型宽度为14cm,砌块高度为

10cm,共试验了由8块、6块，3块、2

块砌块组成的模型共四种，模型的布置如

图6一10所示.

模型的初始水平力T用螺旋干斤顶加

压，通过电阻式测力环荷重传感器作用在摸型上，并在试验过程中测水平力T的数值变化.砌体梁的下沉用百分表和电阻式位移传感器配合应变仪及x-y自动记录仪铡最。

模型的加载用铁块

每块砌块下面安放一用螺丝拧紧的支撑铁夹板，模拟砌块的支撑物，当逐一拧松螺

丝取出夹板时，即为模拟下部被开采，

此外，将中部一砌块沿宽度分两半浇制，在两端按一定间距贴上电阻应变片，然启

将两半砌块粘合，用以测定砌块活动时端面及铰接点受力变化.

（二）脚体梁的平衡条件试验结果

试验中产生三种不同的失稳现象.

1.变形失稳

试验开始后，随看不断拆除支

撑物（相当于进行回采）后，砌体

梁跨度L及梁止载荷Q（包括砌块

自重及加载总重）不断增加，岩梁

中部一F沉△S也不断加大，为了继

续保持三铰拱结构的平衡，水平挤

压力T也随之加大，如图6一II所

示。

此时T值应为:

式中K一水平力平衡力臂与梁

高之比.

按几何图形考虑，当砌块梁中部下沉量等于梁高，即ΔS=h时，

在一直线上，则水平力达最大值而砌块梁失稳，

由试验可知下列结果:

三铰拱顶和支座

1）砌块间铰接并非线接触，随着接触点应力超过极限而破坏将成为面接触，使两

对应端面上合力T间垂距缩小卜据表6一3统计其平衡力臂K约为梁高的78%,即式中

K=0.78_

2）当△s等于粱厚h的

时，

水平力可使砌块铰接点处于不稳定的流变状

息，砌块梁下沉速度愈来愈大而产生变形失稳，岩层内铰点同时产生剪切破坏，

3）变形尖稳主要是砌体梁的水平力所形成的平衡力矩M随着梁中部下沉量增加逐

渐趋向极限值，如图6一I2所示因而不足以平衡由载荷形成的旋转力矩，使砌块离煤.石

壁较远的一端急剧回转，这种变形失稳不一定对机道工作空间带来大的危害，因失稳后

又能形成新的三铰拱式平衡.

2.滑动失稳

如果水平挤J盛力T较小，岩块间的摩擦力不足以支撑砌体梁Q形成的剪力时，就要

发生滑动失稳.

在试验中，这种情况常产生在回采不久，即L不大的情况，因此△s很小，即砌块

未充分回转，未形成足够的T力，以及硬岩层厚度较大，载荷作用较大时.如在模型的跨距吞L=40cm、h=10cm块间的接触面与垂线的夹角θ=00,ψ=420时，易产生滑动

失稳.此时，T·tg（ψ-θ）<

老顶的这种失稳引起采场支架倾倒，顶板沿

煤壁下切，对工作面的安全威胁较大.

3.铰接点拉裂失稳

这是试验中大部分模型最常见的，累计有11

次产生砌体梁拉裂失稳

当砌体梁有一定下沉而产生足够的水平力

时，在岩块l'}1形成的摩擦力足以平衡岩块间的剪

力

，而不发生滑动·此时，岩梁两端岩

块上部张开而使最大剪力集中作用在两端铰接点

上，如图6一13所示。

因AB岩块的接触面积很

小而岩块的抗拉强度较低，尤其是分层面更低，

当剪力形成的A块端部拉应力达到强度极限时就

产生片状拉裂，B块即以G,D块间铰点为轴发生转动.同时，B块前端前移，按老顶下沉角为20一60计，每旋转10，前端前移

8.7---13.4mm,和A块下端第二次接触，继而又产生拉裂.这样连续数次拉裂形成三

角形扇状拉裂带，在工作面煤壁处产生顶板的台阶下沉、错动后，A,B岩块间接触面

积加大，不再继续产生拉裂现象而又呈平衡状态.

这种破坏形式的特点是，只在三铰

拱脚处的A和F岩块中发生破裂，而在

其他岩块上不发生破坏.由于B块下铰

点处主要是受压应力，故未破裂.

试验中，块体的坑拉强度为8.2--

7.8KPa,据l.1次拉裂失稳统计，砌块

被拉坏时的剪力为400---500N,基本上是一定值.着假设拉裂局部应力的分布呈三角形，则受拉面积A为:

母摸型宽脸工4cm,故拉裂面的初始长为0.8cm,即相当于原型沿拉裂岩层方向长为32cm.老顶岩层的拉裂失稳易造成采场端部冒顶、台阶下沉，将工作面支架向煤壁推倒等

安全事故，影响采场正常生产.为防止这类事故，应加强顶板来压预侧预报，摸清可能

拉裂失稳位置，加强支护强度及稳定性‘

第二节井巷矿山压力模拟试验

影响地下工程，如井筒、巷道、石同室等矿山压力大小及其分布的因素有很多，诸如

断面形状及尺寸、围岩性质、采动情况、支架结构及特性、施工组织以及开采深度及地

应力等.为分析这些复杂而且众多的影响因素对地下工程稳定性的作用，很早就应用了

相似模拟试验方法。

进行模拟试验可采取单独对模拟支架加载的方法，但由于地’斤工程与承受固定静载

的地面结构不同，向井巷支架加载的围岩，可看作是一种特殊的天然结构，井巷矿山压力

通常是“支架一围岩”力学平衡系统相互作用的结果。

因此，利用脆性相似材料模拟围

岩的地下工程矿山压力试验具有玉要意义.

井巷相似模型通常用于:

研究地下工程的破坏机理及各影响因素对井巷稳定性的作

用。

研究支架与围岩的相互作用，确定支护参数及方式，研究在动压影响下巷道与开采

空I'}}的关系及维护方式，如跨巷开采、沿空留巷等，以及研究在各种条件下井巷围岩的

位移场及应力场，

一、立井矿山压力的模拟试验

勺研究井筒深度、直径及支架特性对井筒矿山压力及稳定性的影响，全苏煤矿测量

研究院进行了下列试验.

试验条件为:

围岩的容重为22kN/m3,密度为2.88g/cm3，空隙度36%,湿度

15-19%,内摩擦角16~200泊桑比0.2~0.35,粘结力2.5MPa,抗压强度R`,4~

5MPa，开采深度H`.为1500mm以内

为便于进行有关灼试验项目，采取直径为1.5m的圆筒形立体模拟试验台，选取的

几何线比为1:

20，则该试验台可模拟直径为30m范围内的围岩，模型高0.8m相当于

模拟井筒深16m范国.

采用的相似材料容重为15kN/m3，故应力比为29.3.因最大深度时原始地压为33MPa

故模型上应加压1.126MPa,模型的总加压面积为1.78m2,总加压能力为2000kN_采

用均匀分布}J10台zoo}}r的液压缸加载，其布置如图6一14所示‘

为了便于试验，作为模型外壁的铁筒2安装在高1.2m的平台1上，顶座8用拉杆

5与底平台相连，在制作模型时，上顶座可围绕一根拉杆回转而移开，顶盖及底平台中

心有一直径350mm的观测孔。

相似材料的配比主要根据单轴杭压强度为0.153MP。

及其他参数选取.

模拟试验的量测方法为:

测量围岩移动采用在模型筒壁处按设4台百分表，利用埋

在模型内的深基点拉动百分表来求取位移量，在模型的直径方向按设16个微压计测量

围岩的应力分布及变化，如图6-15所示.

井筒模拟支架有下列三种:

1.刚性支架.由厚9mm，直径300mm的金属管制成（图6一16a），

2.柔性文架.也由直径为300mm的金属管制成，但厚度仅1.2mm（图6—16b）,

在管壁增加柔性块以补足厚度上的差值，柔性块按方格形排列布置在筒表面，柔性块本

身可作为测力计，如图8-16d所示.在模型高处可侧量井筒中部支架受力，

3初撑力可调支架.如图6-1fic所示，利用中间锥体移动，可压缩弹簧而调节支

架初撑力.

为了研究施工次序对井筒上矿压显现的影响而专门设计制作了施工模拟支架，如图

6一I7所示，支架由安装在总的骨架上的三个可动节组成.每节高255mm,模拟分段高

5.1m的井筒支架.每节分为8片通过撑杆支在可调锥体上，此锥体可用专门的手把调

节，使每个锥体可上下移动而按任何次序改变各节的直径，彼此互不影响甲若模拟推进

井筒可减少分节直径，而模拟支架及充填则可采用增加分节直径的方法.

共制作并试验了六个模型，包括:

改变井筒直径，分别为2.1,6.0,7.5m,采用

刚性与可缩性两种支架，每个模型改变加压载荷，相当于井深变化于100^-1000m范围

内，研究支架与围岩相互作用、支架类型及开掘施工工序与矿山压力的关系.

研究结果表明:

随着井筒深魔增加，载荷增长的特点是不同的.按深度可分为三

区，各区内支架平均载荷和深度成线性关系.各区内岩石处于不同的状态，产生不同的

矿压显现，这是由岩石强度特性及应力情况引起的。

深度100--300m为第一区，此区内支架载荷是由于岩石蠕变及出现有限的局部垮

落形成的.此区内每百米深度载荷绝对增长值为50---100kN/m2.

深度300-500m为第二区，载荷急剧增长，每百米深度增加400kN/m2，这表明岩

石的应力状态有改变，导致非弹性变形急剧发展，破坏了岩依的连续性。

当井筒深度大于550米为第三区，岩石转入

塑性状态，每加深百米载荷增长1400kN/m2

研究结果还表明支架上载荷与井筒直径关系

密切，见衰6-4.

井筒施工次序对支架与围岩关系的研究表

明:

井筒总变形的80~90%产生在井壁刚暴露

至安设支架期间.其中50---60%是在掘进后瞬

时产生的，在离工作面5--10m后变形强度渐

弱，直至总移动量的80-90%.其余的5-I5%

总变形量产生在砌筑支架及进行壁后充填区.因

此，约95%---97%的井壁变形量产生在安设支架

前.围岩强烈移动处位于离支架0.7—1.2m处，

即此距离为井筒直径乘系数0.2—0.3

二、地下门宣稼定性的挑拟试脸

武汉水利电力学院等单位对某地下水电站桐

室的稳定性进行了模拟试验，其主洞室的尺寸

为:

长x宽x高二125x17.5x39.2m

（一）模拟范围为82.5x12.5x25.85m,试验的任务为通过平

面应变相似材料模型研究此地下雨室在围岩失稳

时的破坏形态和机理.

所研究的侗室处于厚层状灰质白云岩及白云

质灰岩地段，铜室下有F,F2两条断层通过。

根据确室围岩应力重新分布的影响范围、_断层的位置、拱顶上覆岩层的深度，以及

考虑模型架的具体尺寸，使桐室周围应力影响范围不受模型架边界效应的影响，确定槟

拟范围为:

主酮室上帮岩柱宽B2.2m,副桐室下帮岩柱宽fi1,gm，全宽193,9m.垂直

方向高度为F82.7m.

（二）模型的相似材抖

该试验使用武汉水利电力学院研制的地质力学模型材料〔MIB}，这是一种高容重。

低弹模，低强度的材料.因该试验为立式模型，埋深小，重力在破坏试验中作用很大，

故采用高容重材料作试验.岩体的原始实测物理力学性能指标及选走充比的相袖材料物理力学特性如表6一5

所示.

因受模型材料特性的限制，上列指标不能完全相似，考虑到洞室围岩的破坏，大多

为压剪型破坏，故以弹性模量与抗压强度作为应力相似常数的选择依据，表中Cx与Cr

较为接近.但破坏时，围岩强度为决定因素，故取Cr=141.8'7作为模型设计时的应力

相似常数.该相似材料的应力应变关系曲线如图6-

18所示.测量试件应变时，用电阻应变片及千

分表同时测定，如图中电测和机测曲线.由

于该相似材料为低弹模材料，电阻应变片的

刚化效应很明显，故以机侧为准.岩体破坏

时最大应变值约4000με,由应力、应变关

系曲线可见，模型与原型基本上处于全相似

范围内.几何相似常数CL为

其他相似常数Cμ=1,而

，因该材料的内摩擦角为390,是目前地质力学模型材料中最高的，该材料能较好反映大理岩、灰岩等的破坏情况，故不强求Cψ=1

据实例，断层的宽度8m,弹模为8000MPa，若按应力几何相似常数计算，则模拟断层的弹模应为

其厚度为

由于没有适当的相似材料满足.上述要求，只能用组合材料来代替

变相似.试验中采用两层厚6mm与8mm的玻璃，中间夹1,lmm

层厚的橡皮来模拟断,其组合弹模

因玻璃及橡皮}l实测弹模分别为:

9x1014及4MPa,故E=54.9MPa,hm二1.51cm

接近要求值.

测定断层F1及F2与岩体的摩擦系数分别为0.45及0.25,故在模拟的断层内分别

夹入两层聚乙烯薄膜及两层腊纸而形成摩擦面，其摩擦系数分别为0.43及0.25,均接

近要求值

（三）模型制作与安装

该模型材料由}}1粒状物质胶结压铸而成，按照设计配比，先将材料在钢模具巾压成

砌块，再将砌块粘接成模型.砌块间的接缝，用新拌合的相同散料充填打实压紧，干燥

后砌块即粘接在一起，接缝处的物理力学性能与砌块相同卜在砌筑模型时，将电阻应变

片埋贴在模型内部，应变片的粘贴剂采用与模型胶膜相同的胶粘剂.

模型在后约束架上砌筑好后，将约束架转动竖立起来，此时自重应力场即白动形

成，再把约束架连同模型及底板2推进试验架1内（如图8-19a所示），调整位置后，

在模型四周安袭液压枕3，在液压枕土方有调整螺栓5，传压板4与模型之间垫有两层

聚四氟乙烯薄膜，其间并加有减摩剂，以消除对模型的边界摩擦力.

然后，安装模型的前约束架（见图6一19b），约束架的刚度远大于模型，后约束架

的面板为厚钢板，前约束架面板为厚有机玻璃板，在试验过程中，可以透过有机玻璃

观察到模型破坏的部位和过程.前、后两约束架用螺拴9同试验架连接成整体，保证模

型受裁后在纵向不产生位移，从而达到平面应变的要求在后面板与模型间垫有聚四氟

乙烯薄膜及减座剂，在前有机玻璃板与模},r间也采取了减摩措施，使接触面间的摩擦系

数减小到0.08，

（四）模型的边界加载和量浏

模型按照实际边界情祝缩小为直立的六边形.如图6一19a所示.模型的底部及上帮

侧的下半部为固定面，粘结在纵向模型架上.

模型的栽荷由自重应力和边界主应力组成.自重应力由模型材料白贡形成根据模

型外形边界载荷分五个区施加，各区的主应力值按地应力资料分别施加，其原型主应力

值r一v区分别为5.5、6.3、10.7、0.96、5.5MPa,然后除以应力比求得模型上各

区的加压值其接触面上的剪.应力分量由浆四氟乙烯加减摩擦材料来消除‘

模型的加载系统由五台油压泵、油稳压器、分油器、压力盒、测压表等组成.荷载

通过液压枕作用在模型边界上.加载试验台土装有调整螺栓，用以根据模}a加载后的沉

缩情况调整液压枕位置，使对模型能稳定地均匀加载.

模型的测点布置见图6-20，为了仗于确定和分析酮室围岩的破坏形态和机理，在模

型桐室周边范围内布置若干应变花1及单向应变片2.在模型巾部垂直模型平面的方向

上设有纵向应变片8用以监测纵向变形.

电阻应变片采用2xl0mm掐式纸基电阻丝式应变片，用Y1Sy-14型静态数字应变

仪测