隧洞围岩在超载和卸载状态下的破坏模式

阿比尔的，向钰周，郑颖人，柴少波,4，袁和川，刘 露

(1.重庆交通大学 国家内河航道整治工程技术研究中心 山区公路水运交通地质减灾重庆市教委重点实验室，重庆 400074；2.重庆城市交通开发投资（集团）有限公司，重庆 400015；3.解放军陆军勤务学院，重庆 400041；4.长安大学 建筑工程学院，陕西 西安 710064)

隧洞开挖伴随着断面收敛，围岩应力重分布，严重时可能会出现大变形、坍塌、岩爆等失稳破坏。掌握围岩破坏模式是地下工程围岩稳定性分析、控制和支护设计的基础。

地下工程的开挖是一个复杂的径向应力减小、轴向应力增大的加卸载过程。针对该径向应力减小、轴向应力增大的应力路径，有学者开展了室内试验研究，结果表明，加轴压、卸围压路径与常规三轴路径相比，岩样在峰值荷载处能量释放更剧烈，声发射事件计数率更大，岩样破坏更剧烈[1]。可见，应力路径对岩石的破坏模式影响较大。此外，为研究隧洞围岩失稳破坏过程，国内外学者做过很多研究，目前的研究手段主要集中在模型试验[2–7]、现场试验[8–9]、数值分析[10–15]和解析解[16–22]等方面。模型试验方面，Idinger[2]和Wong[3]等通过土工离心机进行小型隧道模型试验，探究了隧洞工作面被动破坏机理；Lin等[4]利用地质力学模型研究高地应力状态下隧道的应力、变形破坏特征；Divall等[5]开展离心机模型试验，探究了双隧道的沉降对邻近结构物的损伤；Ahmed等[6]采用透明土工模型，观测盾构隧道开挖引起的地表沉降剖面，得到隧道附近土体变形的分布规律；宫凤强等[7]利用花岗岩材料加工含预制矩形孔洞的试样，开展了深部硬岩矩形隧洞围岩板裂破坏试验模拟研究；Zhang等[8]结合现场试验，开展了土压平衡（EPB）盾构上搭接和下搭接斜交隧道变形分析；李波等[9]基于现场径向液压枕试验，建立隧道岩石抗压系数理论计算模型，提出大断面高速铁路隧道抗岩系数的推荐值。数值分析方面，Abbo等[10]利用上限刚性块法和有限元极限分析，研究了矩形隧道的稳定性；Avgerinos等[11]研究了隧道开挖对既有隧道影响；李建贺等[12]采用FLAC3D对 Mine-by试验洞掌子面掘进过程中围岩的复杂应力路径和破坏模式进行探讨；Chen等[13]基于离散元分析法研究了浅埋盾构隧道工作面破坏机制；Jia等[14]利用RFPA数值分析法研究了节理隧道围岩的渐进破坏过程；Wang等[15]模拟了横观各向同性岩石中圆形隧道的两种主要破坏模式。解析解方面，相关学者主要计算分析了隧洞堆载极限载荷的严格下限和上限解[16]、主动和被动破坏压力的最优上限解[17]、工作面坍塌压力最佳解[18]、开挖下失效概率[19]、计算卸荷应力的明德林解（Mindlin解）[20]、城门洞型隧洞边界位移的黏弹性解析解[21]及上部荷载对不同土岩分界面隧道变形的半解析预测[22]。

实践证明，模型试验是研究地下工程问题的一种有效方法。目前的模型试验大多采用先开挖后加载的超载法研究隧洞的破坏模式[23–24]。超载试验下，围岩的轴向和径向应力都逐渐增加，其应力路径与常规三轴接近，故其应力状态与隧洞开挖卸载不同。卸荷效应是隧洞施工中必须考虑的因素，这直接关系到卸载作用下隧洞围岩的稳定性判定[25–26]、洞周和地表土体的变形问题[27]、隧洞围土的应力分析[28]。

围岩的应力路径是影响其破坏模式的重要因素。相比采用超载法研究隧洞围岩开挖扰动破坏机理仍存在一定的局限性，卸载试验更能反映开挖卸载时隧洞内部的真实应力应变状态。目前，隧洞超载破坏试验和开挖卸荷试验的差异研究不足[29–30]，因此，本文针对不同应力状态围岩的破坏模式，通过开展隧洞超载试验和卸载试验研究，观察裂隙发展演变过程和破坏面特征，对比分析隧洞围岩的轴向和径向应变演化规律及破坏机制。该研究对隧洞开挖引起的变形破坏有了进一步的认识，对隧洞围岩稳定分析、支护设计具有一定的指导意义。

1 模型试验

1.1 试验设计

模型试验参照重庆某地铁区间隧洞，跨度12 m，高度18 m，围岩为Ⅳ级砂岩和泥岩，岩体的力学参数根据《公路隧洞设计规范》选取。为模拟重庆地铁区间隧洞，确定相似比如下：几何相似比Cl=150，容重相似比Cp= 1，泊松比相似比Cv= 1，应变相似比Cε=1，内摩擦角相似比Cφ= 1，弹性模量相似比CE=150。

试验选用石英砂为骨料，以石膏、滑石粉和水泥作为胶结材料，加一定量水拌合形成复合材料，其质量配比为m砂∶m石膏∶m滑石粉∶m水泥∶m水=1.00∶0.60∶0.20∶0.20∶0.35。配出的复合材料和原型隧洞围岩强度参数如表1所示。

表1 隧洞围岩的物理力学参数Tab. 1 Physical and mechanical parameters of tunnel surrounding rock

加卸载试验在解放军陆军勤务学院WE–600B型液压式万能试验机上完成，如图1所示，最大轴向载荷600 kN，试验机可以满足复杂模型的加载需求。

图1 试验用万能试验机Fig. 1 Universal test machine

为实现试验模拟隧洞的加卸载破坏，设计一套隧洞模型试验仪器。模型尺寸长×宽×高为56 cm×52 cm×15 cm，如图2所示。模型前后有两块56 cm×52 cm的钢板，在观测方向一侧的钢板上开一个24 cm×30 cm的观察窗，并在此钢板内侧与模型试件之间放置厚2 cm的钢化玻璃，以利于对隧洞的破坏过程进行跟踪观察；左右两侧的钢板尺寸为15 cm×52 cm，用于侧向约束；底面钢板平台尺寸为56 cm×25 cm；整个模型通过8根螺栓固定以提供约束荷载；上表面放置一个40 cm×15 cm的加载板，加载板厚度3 cm。为实现不同应力下的隧洞围岩开挖，在试验装置观察窗背面钢板设计一个可拆卸的开挖窗（图2（b）），在施加初始应力时，将开挖窗的钢板用螺栓固定在侧向约束板上，提供侧向约束力；施加初始围岩压力后，取下螺丝固定的约束棒，取出开挖窗钢板，并从开挖窗一侧由外向里逐层进行围岩开挖。

图2 试验模型Fig. 2 Test model

制作物理模型前，首先，将钢板用螺栓固定成型；然后，将石英砂、石膏、滑石粉、水泥和水按配比快速拌匀，分层（每层厚约8 cm）填入模型中振捣密实。经过15 d的固结硬化，待材料达到试验强度后，在模型表面粘贴应变片，用于记录试验模型受荷过程中的应变演化过程。边界约束采用平面应变约束，对模型的前后左右钢板进行位移约束，在模型的上表面由液压式万能试验机均匀施加竖向荷载σz。

1.2 试验方案

1）超载破坏试验

模型试验加载前，试验模型预先开挖一个跨度8 cm、直墙高8 cm、拱高4 cm的城门洞；其后，将模型放入万能试验机进行超载破坏试验。施加竖向荷载过程中，围岩的竖向应力逐渐增加；而模型侧向应力受钢板平面应变约束，也随着竖向荷载而逐渐增大。因此，超载破坏下围岩的应力路径类似于加轴压、加围压的应力路径。试验过程中，记录应变、沉降和裂缝扩展情况等，确定模型峰值荷载 σzmax。荷载作用下，围岩侧壁初次塌落剥落时定义为初次破坏，此时，隧洞已经破坏，洞型发生改变，形成新轮廓的隧洞模型，但仍可以继续承载。继续加载，破坏范围进一步增大，产生二次破坏，如此反复，最终发生整体坍塌破坏。本文以侧壁初次塌落破坏对应的荷载为峰值荷载，不考虑后继承载能力。

2）开挖卸载破坏试验

首先，制作实心的均质物理模型，并分别施加60% σzmax、 100%σzmax（ σzmax为超载破坏试验得到的模型峰值荷载）的初始围岩压力；保持初始围岩压力不变，取下开挖窗约束钢板，通过开挖窗一侧逐渐向内进行开挖，观测开挖扰动引起的围岩变形破坏特征。围岩开挖后，因径向约束解除，导致洞周围岩径向应力减小，轴向应力增加，类似于加轴压、卸围压的应力状态。若隧洞开挖完成后仍保持稳定，继续加载直至破坏。具体试验方案如表2所示。

表2 试验方案设计Tab. 2 Test schemes design

2 隧洞加卸载试验

2.1 超载破坏试验研究

2.1.1 围岩裂隙演化过程

隧洞围岩超载试验的裂隙发展过程如图3所示。

图3 围岩超载试验裂隙发展过程Fig. 3 Fracture development of surrounding rock overloading test

图3（a）为预制的隧洞模型。隧洞模型达到设计强度后，在顶部逐渐施加竖向荷载σz。荷载较小时，模型隧洞无明显变化。当荷载σz增加到0.833 MPa（竖向荷载Pz=50 kN）时，模型隧洞的拱底产生细小裂纹，墙脚和拱肩出现小细粒掉落，见图3（b）。当荷载达到1.167 MPa（Pz=70 kN）时，原左侧裂缝贯通并张开，且深部产生新裂隙，破坏深度约2.5 cm；右侧墙脚裂纹斜向上扩展，产生若干竖向裂缝，见图3（c）。荷载增加到σz=1.50 MPa（Pz=90 kN）时，右侧张裂面也整体剥落，剥落深度3.2 cm，见图3（d），模型发生初次破坏。随着荷载进一步增加，围岩逐层剥落，破坏面逐渐向两侧深部继续发展，左侧破坏深度为3.4 cm，右侧破坏深度为3.5 cm，见图3（f）。

隧洞超载试验下的破坏面特征见图4，破坏主要发生在直墙两侧。荷载作用下，围岩直墙附近产生竖向裂缝，裂缝宽度增大，破坏范围逐渐向径向移动；同时，墙脚和拱肩分别形成斜向上和斜向下的剪切裂缝，切割隧洞直墙形成楔体，并向洞内移动，裂缝宽度增大，形成若干张拉破裂面，进而逐层剥落，产生“V”型片帮剥落现象。破坏形式为直墙侧壁楔体剪切破坏和竖向张拉破坏耦合的劈裂片帮破坏（图4红线）。

图4 隧洞模型的破坏面Fig. 4 Failure surfaces of tunnel model

2.1.2 应变演化规律

隧洞超载试验过程中，记录了洞周各点的径向和切向应变，试验应变片布置见图5。

图5 模型试验应变片布置Fig. 5 Strain gauges layout of model test

各测点的切向应变、径向应变随竖向荷载的变化曲线分别见图6、7，部分应变片由于边界影响，数据不完整而未列出。

由图6可知：隧洞拱底切向测点1在载荷作用下表现为受拉状态，但拱底处的拉压应变处于较小值（约10–4），与图4拱底在荷载作用下产生竖向拉裂缝，但没有持续扩展的结果一致。隧洞侧墙切向测点2、3、15、16在载荷作用下表现为受压状态，在低荷载状态下应变缓慢增长，其中：测点3的增长速度较快；当荷载增加到1.167 MPa后，测点的应变增长速度为测点15＞测点16＞测点3，即测点15、16的应变增长速度加快且超过测点3，主要原因是此时右侧洞壁开裂、剥落而受荷减小（图3（d）、（e））。测点4、5在荷载作用下表现为受压状态；在低荷载状态下，其应变缓慢增长；荷载超过1.250 MPa（75 kN）后，其压应变快速增长，此时拱肩处开始产生裂隙。

图6 隧洞模型超载下洞周切向应变随荷载变化曲线Fig. 6 Curves of tangential strain variation with the load under overloading in tunnel model

由图7可知：隧洞侧墙径向测点6、7、8在载荷作用下表现为受拉状态；竖向荷载达到0.333 MPa时测点拉应变开始波动增加，其中拱腰处测点7拉应变最大；当荷载增加到1.167 MPa左右时，3个测点的拉应变出现突变，其后应变值不规律地上下波动，表明侧墙处应变片已受拉破坏，该结果与图3（c）中直墙竖向张拉裂缝结论一致。载荷作用下，隧洞拱顶径向测点17、18、19受压变形，其压应变缓慢增大，没有明显的突变破坏点，表明隧洞拱顶保持稳定。并且，隧洞拱底径向测点12、14受压变形，竖向荷载达到0.5 MPa时，伴随着拱底开裂，其压应变明显增加，见图3（b），之后压应变保持稳定，表明拱底破坏范围不再增加。

图7 隧洞模型超载下洞周径向应变随荷载变化曲线Fig. 7 Curves of radial strain variation with the load under overloading in tunnel model

由应变结果可知：隧洞拱底切向和侧墙径向承受拉应力作用，导致隧洞裂隙的产生和扩展；破坏过程为由低应力时的拱底拉裂转变为高应力时的侧墙拉剪耦合的“V”型片帮剥落破坏。由图7也可知，模型超载试验的峰值荷载 σzmax为1.500 MPa。

2.2 卸载破坏试验研究

2.2.1 60%σzmax开挖卸载破坏试验

1）破坏裂隙演化过程

隧洞围岩60% σzmax应力下开挖卸载破坏试验的裂隙发展过程见图8。开挖前，先将模型初始应力σz增加到60% σzmax， 即1.000 MPa（Pz=60 kN）（图8（a））；同样地，受模型填筑均匀性的影响，模型底部产生一定范围的竖向裂缝。保持初始地应力不变，从模型一侧逐渐向内开挖完成，模型左侧墙脚产生若干裂纹，右侧墙腰2.5 cm深处产生一条1.5 cm左右的竖向裂缝，拱底裂缝宽度增大，隧洞开挖卸载形成一定的开挖损伤区，但隧洞围岩保持整体稳定（图8（b））。

图8 隧洞模型60%σ zmax 开挖卸载破坏的裂隙发展过程Fig. 8 Fracture development process of tunnel model under excavation unloading 60%σzmax

为进一步观察隧洞的破坏演化过程，继续在模型顶部施加荷载。当荷载增加到1.083 MPa时，左侧墙脚裂纹向上扩展，裂纹扩展方向逐渐与直墙平行，右侧墙脚至拱肩产生大量不连续的竖向短裂缝（图8（c））；当荷载增加到1.167 MPa时，左侧侧墙中部也产生若干竖向短裂纹，墙脚裂纹向上扩展，右侧拱肩形成前后贯通的裂缝，在墙脚和拱肩不断有小细粒掉落（图8（d））；当荷载增加到1.333 MPa时，右侧直墙下侧剥落，剥落深度约2.0 cm（图8（e））；当荷载增加到1.583 MPa时，隧洞两侧“V”型楔体剪切面形成，左侧直墙剥落深度达到4.5 cm，右侧直墙剥落深度达到4.0 cm，见图8（f）。荷载加载时，形成新的剥落破坏，破坏面逐渐向两侧深部继续发展。

由上述结果可知，隧洞模型在60% σzmax围岩应力作用下的开挖卸载，仅在围岩侧墙附近产生小范围的损伤开裂。开挖完成后继续加载，随着荷载的作用，侧墙中部附近产生竖向劈裂裂纹，同时在墙脚和拱肩形成斜剪裂缝，切割隧洞直墙形成楔体，且其滑移面向内移动，侧墙竖向张拉裂缝宽度增大，进而逐层剥落。破坏形式为侧壁楔体剪切破坏和竖向张拉破坏耦合的“V”型片帮劈裂。

2）应变演化规律

隧洞开挖卸载过程中，记录了洞周各点的径向和切向应变，试验应变片布置同图5，各测点的切向应变、径向应变随竖向荷载的变化曲线分别见图9、10。

图9 60%σ zmax开挖卸载下洞周切向应变随荷载变化曲线Fig. 9 Curves of tangential strain variation with the load under excavation unloading 60%σzmax

由图9可知：隧洞模型开挖前，模型变形较小，各测点的应变值均较小。模型开挖完成后，应变仅有小量增加；继续加载，模型拱底切向测点1表现为受拉状态，表明拱底受拉，受力状态与图8（b）一致；洞周测点2、3、5在荷载作用下压缩变形，向临空面挤压变形。对比测点3和15的切向应变可知：模型加载到1.167 MPa前，两测点应变值基本相同；当荷载继续增加，测点15的应变增长速度明显大于测点3，即靠近洞周围岩松动破坏，应力水平降低，应变增速下降。

由图10可知：直墙深部测点10、11开挖扰动产生拉应力，开挖完成后，拉应变达到最大值，表明直墙两侧围岩受拉应力作用；拱底测点12、13在开挖和继续加载过程中产生压应变，应变波动较大，但是应变值不大，表明拱底保持稳定。

图10 60%σ zmax开挖卸载下洞周径向应变随荷载变化曲线Fig. 10 Curves of radial strain variation with the load under excavation unloading 60%σzmax

由应变记录结果可以看出：隧洞开挖前，模型变形不大，应变值较小；隧洞开挖后，洞周各点的应变明显增大，拱底切向和直墙径向承受拉应力作用，导致隧洞裂隙的产生和扩展，同时，墙脚和拱肩产生剪切裂缝，使隧洞围岩向临空面挤压变形，侧墙发生拉剪耦合的“V”型片帮剥落破坏。

2.2.2 100%σzmax开挖卸载破坏试验

1）破坏裂隙演化过程

隧洞模型在100%σzmax的初始竖向应力作用下开挖卸载破坏试验的裂隙发展过程如图11所示。

图11 隧洞模型100%σ zmax 开挖卸载裂隙发展过程Fig. 11 Fracture development process of tunnel model under excavation unloading 100%σzmax

开挖隧洞前，先将模型初始应力σz增加到1.500 MPa。保持初始地应力不变，从模型一侧逐渐向内开挖，围岩直墙两侧有若干不连续的竖向小裂隙，拱脚没有产生明显的裂隙，整体保持稳定，模型开挖完成后如图11（a）所示。

为了观察隧洞围岩进一步破坏的演化过程，继续施加荷载。当荷载增加到1.750 MPa时，两侧墙脚产生斜向上的剪切裂缝，裂纹向上扩展，左侧直墙约1.0 cm深处也产生竖向裂缝，直墙围岩向临空面挤压溃曲（图11（b））；当荷载增加到1.833 MPa时，直墙两侧围岩均向临空面挤压溃曲，墙脚到拱肩的“V”型楔体贯通剪切破坏面，见图11（c）；继续加载，将形成新的剥落破坏，破坏面逐渐向两侧深部继续发展，第3层剥落裂缝已经贯通，见图11（d）。

开挖卸载下，隧洞围岩破坏主要发生在隧洞侧墙。侧墙附近首先产生竖向劈裂裂纹，同时在墙脚和拱肩形成斜剪裂缝，切割隧洞直墙形成楔体，楔体滑移面向内移动，直墙两侧围岩的竖向裂缝宽度增大，形成若干张拉裂缝，进而逐层剥落。破坏形式为侧壁楔体剪切破坏和竖向拉破坏耦合的“V”型片帮破坏。

2）应变演化规律

隧洞开挖卸载破坏过程中，记录了洞周径向和切向应变，试验应变片布置同图5，各测点的切向、径向应变随竖向荷载的变化曲线分别见图12、13。

图12 隧洞模型开挖卸载100%σ zmax洞周切向应变随荷载变化曲线Fig. 12 Curves of tangential strain variation with the load under excavation unloading 100%σ zmax in tunnel model

图13 隧洞模型开挖卸载100%σ zmax洞周径向应变随荷载变化曲线Fig. 13 Curves of radial strain variation with the load under excavation unloading 100% σzmax in tunnel model

由图12可知：隧洞模型开挖前，模型各测点的应变值均较小，即模型变形较小；模型开挖后，各测点的应变值因开挖扰动有一定的波动，但波动范围不大；隧洞模型继续加载，洞周各测点的压应变逐渐增加，表明隧洞开挖后向临空面挤进变形，其中，测点16的压应变增加较大，是受边界影响导致的数据异常。

隧洞侧墙径向测点6、7、8、9、10、11由于应力过大而拉应变溢出，数据未列出。可见随荷载的增加，隧洞直墙两侧围岩的破坏范围增加。拱底测点12、13在荷载作用下产生压应变，但应变值不大；隧洞整体剥落后，拱底压应变值有一定的回弹。隧洞拱顶应变在开挖和继续加载时应变基本保持稳定。

由应变记录结果可以看出：隧洞开挖前，模型变形不大，应变值较小；隧洞开挖后，洞周各点应变增大，拱底切向和侧墙径向受拉应力作用，导致隧洞竖向裂纹的产生和扩展，同时，墙脚和拱肩产生剪切裂缝，围岩向临空面挤压变形而发生松动破坏，松动圈内应力水平降低。

2.3 加、卸载试验对比分析

图14为不同试验工况下洞周测点切向应变的变化曲线，其中，黑色曲线表示隧洞超载应变曲线，红色曲线表示隧洞在60% σzmax（1.000 MPa）初始应力下开挖卸载的应变曲线。两种试验下的竖向加载方式和大小相同，但围压变化不一致，其中，超载试验的应力–应变过程曲线较为平滑，卸载试验的应力–应变曲线波动较大。分析认为：试验开挖阶段，受开挖扰动的影响，应变曲线波动偏大；其后的加载段，由于应变片粘贴在模型表面，开挖卸载试验施加了较大的初始应力，应变片受侧向边界约束的影响较大，导致应变数据产生较大波动，但数据的整体规律一致。

图14 不同工况下洞周各点切向应变变化曲线Fig. 14 Change curves of tangential strain under different working conditions

由图14可知：拱底测点1均产生一定的拉应变（10–4），但应变值较小且不再增长，变化规律基本接近；测点3、5、15在开挖卸载模式下的应变增速大于超载模式。说明开挖卸载模式下，前期围岩受到开挖体的侧向约束作用，导致围岩向临空面的变形不充分；后期受载时，围岩向临空面快速变形，故开挖卸载路径下围岩对荷载扰动更敏感，变形速度更快，破坏发展更快。

图15为隧洞模型在超载和卸载模式下的破坏面对比。图15（a）为隧洞在超载模式下，表面荷载为1.500 MPa时的破坏面；图15（b）为隧洞在60%σzmax初始应力下开挖卸载，表面荷载为1.500 MPa时的破坏面；图15（c）为隧洞在100%σzmax初始应力下开挖卸载，表面荷载为1.833 MPa时的破坏面。由图15可知：隧洞超载时，直墙两侧围岩整体剥落，剥落体保持完整；在有初始应力状态下开挖卸载时，直墙两侧围岩向临空面挤压溃曲，剥落体的完整性差，围岩更显脆性，同样表明开挖卸载路径下的破坏更加剧烈。

图15 不同工况下隧洞模型破坏面对比Fig. 15 Comparison of tunnel model failure surfaces under different working conditions

3 结 论

采用超载试验和卸载试验对比研究了隧洞在不同应力状态下的破坏模式，得到如下结论：

1）超载试验中，围岩拱底表现为受拉状态，隧洞拱顶表现为受压变形。隧洞拱底切向和侧墙径向承受拉应力作用，导致隧洞裂隙的产生和扩展。隧洞围岩的破坏主要发生在直墙两侧。荷载作用下，隧洞直墙附近产生的竖向裂缝宽度逐渐增大，破坏范围逐渐向径向扩展，同时在墙脚和拱肩分别形成斜向上和斜向下的剪切裂缝，切割隧洞直墙形成楔体，并向洞内移动，裂缝宽度增大，形成若干张拉破裂面，进而逐层剥落；破坏由低应力时的拱底拉裂转变为高应力时的侧墙拉剪耦合“V”型片帮剥落破坏。

2）卸载试验中，分析了隧洞在60%σzmax和 100%σzmax围岩应力作用下的开挖卸载过程。试验表明：开挖扰动下，拱底切向表现为受拉状态，直墙深部产生拉应变，拱底在开挖过程中产生压应变。隧洞在60%σzmax作用下的开挖卸载，隧洞仅在侧墙附近产生小范围的损伤开裂；在100%σzmax作用下，围岩侧墙有若干不连续的竖向小裂隙，破坏主要发生在隧洞侧墙，破坏面对称。两种卸载工况下，破坏形式均为侧壁楔体剪切破坏和竖向张拉破坏耦合的“V”型片帮劈裂破坏。3）超载和开挖卸载对比分析，两种工况在拱底均产生一定的拉应变，而侧墙和拱腰处在开挖卸载模式下的应变增速大于超载模式，开挖卸载模式下围岩向临空面的变形速度更快。隧洞超载时，直墙两侧围岩整体剥落，剥落体保持完整；开挖卸载时，直墙两侧围岩向临空面逐层挤压溃曲，剥落体的完整性差，开挖卸载路径下的围岩破碎程度更大。