矿产资源是我国的重要资源，确保战略性矿产资源的可持续开发利用，对于促进我国的全面现代化进程具有重要意义（何满潮等，2016）。随着浅部矿产资源的枯竭，大多数矿山逐渐由露天开采转地下开采和深凹开采（李小双等，2019）。位于我国南部的矿山边坡岩体受开挖扰动和降雨入渗的影响，其岩体极易发生流变现象，导致边坡稳定性降低。特别是由于蠕变效应引发的矿山岩体滑坡，其灾害特性表现为短时间内难以发现且容易造成较大危害（葛虎胜等，2023；蒋涛等，2023；胡斌等，2023）。因此，研究矿山边坡岩体的蠕变力学特性，对于维护矿山边坡长期稳定性具有重要意义。

为探究开挖卸荷和水力条件耦合作用下矿山岩体的力学特性，国内外学者开展了诸多研究，包括：试验时间长达20年的水下凝灰岩蠕变压缩试验（Hashiba et al.，2020），轴压—水压耦合条件下岩体的蠕变力学特性研究（李勃等，2017；肖欣宏等，2020；刘旸等，2024），结合分级三轴蠕变试验与声发射特征分析岩石蠕变的损伤特征（Lyu et al.，2024），以及基于蠕变试验分析了岩体微观视角下的应力—应变规律（Mansouri et al.，2018；蒋明镜等，2023）。也有部分学者基于蠕变试验构建了关于岩体的力学参数模型和确定方法，如：低孔隙度岩石的损伤—多孔弹性模型（Choens et al.，2021）、横观各向同性岩石的三维蠕变参数本构模型（Li et al.，2021）和考虑损伤黏弹塑性体的非线性蠕变本构模型（蒋海飞等，2014；张子洋等，2022；王春萍等，2024）。在开挖卸荷方面，诸多学者针对开挖卸荷对岩体力学特性的影响开展了一系列研究，如：初始卸荷损伤增加会使岩体的弹性模量和长期强度降低（范浩等，2024）；深部软弱地层围岩受开挖卸荷和蠕变的影响，力学特性变化显著（黄兴等，2016）；大理岩蠕变力学特性在分级卸荷影响下变化显著（黄达等，2015）；对于硬脆型岩石，受开挖卸荷的影响，其侧向易产生蠕变现象（张龙云等，2015）；黄土边坡坡体在高卸荷应力水平下，蠕变变形增大，更容易发生滑坡（王新刚等，2024）。综上所述，对于开挖扰动和水力作用下岩石的力学特性研究，前人开展了诸多卓有成效的试验，但多数为单点研究，耦合研究相对缺乏。

鉴于此，选取江西省银山矿区边坡的千枚岩试样作为研究对象，对饱和千枚岩在开挖卸荷和孔隙水压耦合作用下的力学特性进行研究，为维护银山矿区边坡稳定性提供了参考数据。岩石开挖卸荷程度以应力集中系数K表征，试验设备选用GDS-VIS三轴流变仪，开展分级加载蠕变试验，系统研究了饱和千枚岩在开挖卸荷和孔隙水压下的蠕变力学特性，能够为矿山边坡稳定性研究提供参考。

江西省银山铜矿隶属于江铜集团，坐落于江西省德兴市，其地理位置如图1所示。该矿区地形以山地为主，矿区东北部群山起伏，山区海拔最高可超千米，西北区域地形主要为丘陵，内含河谷和盆地，地形多样。该矿区气候属亚热带季风气候，降水量相对较多，是我国降水量较多的地区之一。根据开采矿体种类，将银山矿区划分为6个矿带，分别是西铜硫金矿带、铅锌银矿带、九区铜硫银矿带、北山铅锌银矿带、西山铜硫金矿带和九龙上天铅锌银矿带。矿区围岩主要为绢云母千枚岩和英安斑岩。本文试验选用的千枚岩样品取自银山西区3#斜井边坡。

本研究使用的千枚岩试验样品选自江西省银山铜矿西区，千枚岩的主要组成为石英、绿泥石和绢云母。选取的千枚岩试样遵循《国际岩石力学规范》，将选取岩石制成若干φ50 mm×100 mm的标准圆柱形试件，并对试样进行饱水处理。饱和千枚岩力学参数见表1。图2（a）所示为岩样加工后的试件图，图2（b）所示为饱水处理后的试件。

本试验主要研究饱和千枚岩在开挖卸荷和孔隙水压耦合作用下的蠕变力学特性，其中开挖卸荷以应力集中系数表示。因此，在分级加载蠕变试验之前，进行开挖卸荷预试验，以三轴压缩试验获取的千枚岩短期力学指标为基础，进行分级加载蠕变试验，以此分析饱和千枚岩的力学行为在开挖卸荷和孔隙水压耦合作用条件下的变化规律。千枚岩短期力学指标见表2。

选取GDS-VIS三轴流变仪，开展三轴分级加载蠕变试验。试验设备如图3所示。该试验设备可施加渗透水压、孔隙水压和温度等参数，实现复杂应力路径的加载，适用于圆柱体和非规则试样的力学参数测定。

（1）开挖卸荷预试验

Zha et al.（2021）提出可以用轴向应力模拟岩体的垂直应力，用径向应力模拟水平应力。具体应力路径如图4所示。OB段为岩石的地应力模拟阶段，点B为岩石的初始应力状态。BC段为开挖扰动阶段，应力表现为轴向应力集中，水平方向卸荷。点C为开挖扰动结束后岩石的应力分布状态。由于无法了解点B到点C过程中的应力变化，因此采用线性函数来展现BC段应力变化，即轴向应力线性增加时，径向应力减小。

根据连续介质力学理论，得出千枚岩各应力路径的应力分量如下：

式中：γ为覆盖层堆积密度，取值为16 kN/m³；L为岩石埋深，取值为250 m；λ为侧压系数，取值为1.2。K为应力集中系数，表示岩体的开挖卸荷程度。起初，以0.1 MPa/s的速率将围压加载至σ_3A，当岩体变形呈稳定状态，以相同速率将轴压加载至σ₁ = σ_1B，该试验为模拟岩石的原位应力阶段。随后，轴向应力加载与径向应力卸载同步进行，以0.1 MPa/s的速率将轴压加载至σ₁，以0.05 MPa/s的速率将围压卸载至σ₃。采用应力集中系数K来确定σ₁的最终值，当σ₁增加至σ_1C时，该阶段围压σ₃减少至σ_3C，此时停止加卸载操作，令围压处于稳定状态，该阶段模拟开挖卸荷后硬化区岩体的最终应力分布。

根据现场调查资料，该矿区主要采用全断面掘进法进行开采，而全断面掘进法产生的最大应力集中系数为1.5~2.0（Zha et al.，2021）。由于矿山边坡稳定性受应力重分布的影响，因此，在进行分级加载蠕变试验前，有必要开展开挖卸荷预试验。预试验设计应力集中系数K=1（模拟无开挖扰动）和K=2（模拟受开挖扰动）共2种方案，具体见表3。

（2）分级加载蠕变试验方案

本次分级加载蠕变试验方案以此前三轴压缩试验T1.6-P1试件所得的短期峰值强度σ_P为基准，设置轴向荷载为0.3σ_P、0.45σ_P、0.6σ_P、0.75σ_P和0.9σ_P共5个等级进行分级加载蠕变试验。详细试验方案见表4。

测试流程：在蠕变试验过程中，以0.1 MPa/s的速率加载轴向应力至一级载荷，在此过程中保持围压稳定。若此时一级偏应力小于开挖卸荷后岩石的轴向应力，则以相同速率卸载轴向应力至一级偏应力。在试验过程中，保持偏应力处于恒定状态，记录应力、轴向应变和时间等数据，保证每级载荷下的蠕变时间不少于12 h。当岩石蠕变时间大于等于12 h，轴向蠕变速率小于等于0.1×10^-4/h时，以0.1 MPa/s的速率加载轴向应力至二级偏应力。依此类推，当轴向应力加载至五级偏应力时，若试件在12 h内未发生蠕变破坏，则保持偏应力恒定直至试件发生蠕变破坏。

分级加载蠕变试验主要研究了饱和千枚岩在不同开挖卸荷和孔隙水压条件下的蠕变特性，试验得出饱和千枚岩在不同开挖卸荷和孔隙水压条件下的轴向应变—时间曲线如图5所示。饱和千枚岩轴向应变值随时间的增加呈阶梯状上升。在试验过程中，岩石内部的初始裂隙和次生裂隙在压应力作用下随时间的增加而逐渐封闭，表现为轴向应变缓慢增加至趋于稳定，此时岩石表现为黏弹性特征。试件内部裂纹随轴向荷载等级的上升稳定拓展。当处于五级偏应力阶段时，岩石内部的不可逆裂纹损伤逐步积累，在此过程中，岩石表现为黏弹塑性特征。经过加速变形后，岩石试件表现出脆性破坏，具体表现为快速蠕变断裂。在分级加载蠕变试验过程中，所有试件均在第五级载荷下发生加速蠕变破坏，在前四级偏应力水平下试件蠕变曲线表现为衰减蠕变和稳态蠕变。由此可见，在分级加载蠕变试验过程中，饱和千枚岩的蠕变行为可划分为衰减蠕变、稳态蠕变和加速蠕变3个阶段。

（1）蠕变曲线：如图6所示，饱和千枚岩的蠕变破坏时间随孔隙水压的增加而降低。当应力集中系数K=1，孔隙水压由0增加至1.5 MPa时，蠕变应变峰值增幅为12.3%，蠕变破坏时间由71.80 h缩短至57.77 h，缩小幅度为19.5%。当应力集中系数K=2，孔隙水压由0增加至1.5 MPa时，蠕变应变峰值增幅为23.6%，蠕变破坏时间由61.20 h缩短至50.85 h，缩小幅度为16.9%。由此可见，在相同开挖卸荷条件下，孔隙水压的增加会导致饱和千枚岩劣化程度加剧，导致其蠕变破坏速度加快。

（2）瞬时应变和瞬时弹性模量：瞬时应变ε_e为应力加载过程中岩石产生的变形。如图7所示，饱和千枚岩瞬时应变与孔隙水压呈线性正相关，瞬时应变随孔隙水压的增加而增大。其原因是千枚岩内部结构受到水浸泡后，岩石强度降低，当对试样进行加荷载时，试样瞬时应变增大。此外，孔隙水导致的压溶作用会降低岩石试样的蠕变破坏强度。

瞬时弹性模量E_S为偏应力与瞬时应变的比值。由于在蠕变试验前进行了开挖卸荷预试验，试样存在初始轴向应力，因此瞬时弹性模量可表示为

式中：σ_1C为开挖卸荷后岩石的初始轴压；ε_e为岩石的瞬时应变。

如图8所示，饱和千枚岩的瞬时弹性模量随孔隙水压的增加而逐渐减小，且抗变形能力随孔隙水压的增加而减弱。

（3）蠕变应变：蠕变应变ε_r反映的是恒定偏应力作用下岩石随时间的变形。由图9（a）可知，当K=1时，在一二级偏应力作用下，蠕变应变随孔隙水压的增加而减小；在三级至五级偏应力作用下，蠕变应变随孔隙水压的增加而增加，且在五级载荷水平下，蠕变应变增幅显著提高。由图9（b）可知，当K=2时，在一级载荷水平下，当孔隙水压增加时，蠕变应变先减小后增大；在二级偏应力水平下，蠕变应变先增大后减小；在三级至五级偏应力水平下，蠕变应变随孔隙水压的增加而增加，蠕变应变的变化规律与K=1时相似。

产生这种现象的原因，除了考虑试验误差，还可能是岩石在蠕变初始阶段，内部结构受到压力作用导致孔隙间相互隔绝，孔隙水难以排出，在裂纹表面形成抗力，使岩石轴向变形受阻。因此，在低载荷水平下，当孔隙水压增加时，岩石蠕变应变会逐渐减小或逐渐持平。

（4）稳态蠕变速率：由图10可知，当K=1和K=2时，试样的稳态蠕变速率随孔隙水压的变化规律呈相同特征。在低载荷水平等级下，孔隙水压对稳态蠕变速率的影响程度较低。但孔隙水压对稳态蠕变速率的影响存在一个阈值，当轴向应力超过该应力阈值时，稳态蠕变速率随孔隙水压的增加呈指数增长，且施加轴向应力越高，稳态蠕变速率增长程度越大。

（5）长期强度：长期强度（σ_LTS）是指岩石发生加速蠕变破坏所需的最小应力。为保证试验结果的准确性，选取稳态蠕变速率法（李良权等，2010）测定饱和千枚岩的长期强度。由图11可见，饱和千枚岩的长期强度随孔隙水压的增加呈指数性下降。以未受开挖扰动试样为例，当孔隙水压为0时，长期强度为45.21 MPa；当孔隙水压为1.5 MPa时，长期强度为43.59 MPa，降幅为3.58%，表明岩石在高孔隙水压条件下更容易发生蠕变破坏。

（1）蠕变曲线：如图12所示，当K=1（岩样未受开挖扰动）时，在相同孔隙水压条件下，蠕变破坏比K=2（岩样受开挖扰动）花费时间更长。以孔隙水压P=1 MPa为例，当K=1时，饱和千枚岩的蠕变破坏时间为60.91 h；当K=2时，饱和千枚岩的蠕变破坏时间为54.06 h，未受开挖扰动试样蠕变破坏耗费时间比受开挖扰动试样多12.67%，说明受开挖卸荷扰动的饱和千枚岩更容易发生蠕变破坏。

（2）瞬时应变与弹性模量：图13所示为饱和千枚岩瞬时应变在不同开挖卸荷水平下的变化规律，受开挖扰动（K=2）试样的瞬时应变小于未受开挖扰动（K=1）试样。饱和千枚岩在不同开挖卸荷水平下的瞬时弹性模量如图14所示，与未受开挖扰动的饱和千枚岩相比，受开挖扰动的饱和千枚岩瞬时弹性模量更低，说明受开挖扰动过程中，岩石抵抗瞬时变形能力随着径向应力卸载而逐渐减弱。

（3）蠕变应变：由图15可知，当孔隙水压P=0且为一级偏应力时，受开挖扰动试样的蠕变应变小于未受开挖扰动试样，当载荷水平为二级至五级时，受开挖扰动试样的蠕变应变大于未受开挖扰动试样。当孔隙水压为0.5，1.0，1.5 MPa时，不同偏应力等级下受开挖扰动试样的蠕变应变均大于未受开挖扰动试样。由此可见，饱和千枚岩的蠕变应变随开挖卸荷程度的增加而逐渐增大。

（4）稳态蠕变速率：由图16可知，在相同孔隙水压条件下，前三级偏应力水平下受开挖扰动试样稳态蠕变速率略大于未受开挖扰动试样，但总体而言，二者均呈现为较小的稳态蠕变速率。当偏应力为四级和五级时，二者的稳态蠕变速率呈现明显变化，均表现为受开挖卸荷扰动试样的稳态蠕变速率大于未受开挖扰动试样。由此可见，当试样处于低偏应力水平时，开挖卸荷行为对饱和千枚岩稳态蠕变速率的影响不明显。然而，随着偏应力的增大，稳态蠕变速率随开挖卸荷程度的增加而显著增大。

（5）长期强度：由图17可知，在相同孔隙水压条件下，受开挖扰动试样的长期强度小于未受开挖试样。当孔隙水压为0，0.5，1.0，1.5 MPa时，与未受扰动试样相比，受开挖扰动试样的长期强度降幅分别为4.16%、4.13%、4.16%和4.18%，即随着卸荷程度的增加，饱和千枚岩的长期强度呈降低趋势。

本文以应力集中系数K表征岩石的开挖卸荷程度，对开挖卸荷与孔隙水压耦合作用下饱和千枚岩的蠕变力学特性进行了研究。通过分级加载蠕变试验，对饱和千枚岩蠕变曲线、瞬时应变、瞬时弹性模量、蠕变应变、稳态蠕变速率和长期强度进行系统分析。得出如下结论：

（1）在相同开挖卸荷条件下，当孔隙水压升高时，饱和千枚岩的瞬时应变随之增大，瞬时弹性模量逐渐减小。在相同孔隙水压条件下，受开挖扰动饱和千枚岩的瞬时应变和瞬时弹性模量小于未受开挖扰动的饱和千枚岩。

（2）当开挖卸荷条件相同时，饱和千枚岩的蠕变应变受孔隙水压的影响与偏应力大小相关。随着偏应力水平的升高，蠕变应变受孔隙水压的影响愈加显著。当孔隙水压相同时，受开挖扰动试样的蠕变应变明显大于未受开挖扰动试样。

（3）当轴向应力超过某一应力阈值时，饱和千枚岩的稳态蠕变速率随孔隙水压的增加而呈指数增长。随着载荷水平的升高，受开挖扰动和未受开挖扰动饱和千枚岩的稳态蠕变速率均显著增大。

（4）随着开挖卸荷程度的增加和孔隙水压的升高，饱和千枚岩的长期强度逐渐降低。