郭朋瑜，吉 鋒，何 雙，胡如剛，梁德爽，易林立，蔣彥如

(1.成都理工大學(xué)地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059；2.成都理工大學(xué)環(huán)境與土木工程學(xué)院，四川 成都 610059)

巖體內(nèi)部存在大量節(jié)理，節(jié)理張開、擴展及貫通時易引起巖體的破壞[1]。目前，很多學(xué)者從二維角度對節(jié)理巖體的破壞機制、巖橋弱化、貫通準則進行了研究[2～11]，并進行了模型實驗，最早有關(guān)節(jié)理模型的研究是Adams等[12]使用有機玻璃材料通過切縫、粘貼制成的試件，在單軸受壓狀態(tài)下觀測裂隙的擴展；Dyskin等[13]和Sahouryeh等[14]采用樹脂材料澆筑并粘合的方法制得三維裂隙，進行了單軸加載試驗，得到三維裂隙的擴展方式與二維裂隙明顯不同；李術(shù)才等[15～16]采用燒結(jié)陶瓷法制得三維裂隙試件，并進行了單軸壓縮CT試驗，以及基于聲發(fā)射監(jiān)測的單軸壓縮、拉伸試驗研究；付金維等[17]研制出一種完全透明、在較低溫度下拉壓強度比可達1∶6.6的樹脂材料，制作內(nèi)置橢圓形斷裂面的試件，在單軸加載中發(fā)現(xiàn)，含三維斷裂體試件的破裂比二維情況復(fù)雜得多，會伴生多種不同形態(tài)的新裂紋；周杰等[18]采用云石膠粘結(jié)巖塊的方法制備人工節(jié)理，對不同傾角的單節(jié)理巖體試樣進行三維分析；周輝等[19]從平面應(yīng)變角度對節(jié)理裂隙位置產(chǎn)生的影響進行了研究。

綜上，前人圍繞非貫通節(jié)理進行了大量壓縮試驗研究。然而，對處于三向應(yīng)力狀態(tài)下的節(jié)理、且在剪切工況下的特性研究有待深入。本文以水泥砂漿為材料，提出一種制作非貫通節(jié)理模型的方法，進行剪切實驗，研究節(jié)理的分布位置對巖體綜合抗剪強度和破裂特征的影響。該模型節(jié)理緊密接觸、密封于試件內(nèi)部，加載試件時，被模型材料封閉于內(nèi)部的節(jié)理處于三向應(yīng)力狀態(tài)，其破壞模式及特征更加接近于真實巖體中的節(jié)理破壞行為，并對于揭示“鎖固段”型巖質(zhì)邊坡破壞機理有重要意義。

1 研究方法

1.1 巖體非貫通模型制作

模型材料選用水泥砂漿，配制比例為水泥∶石英砂(粒徑0.2～0.4 mm)∶水=1∶1∶0.35，摻入適量早強劑(1‰)和減水劑(4‰)。塊體模型的模具采用有機玻璃加工而成。模具兩側(cè)的玻璃板上設(shè)置有長50 mm、寬度0.5 mm的窄縫，用以插入鋼片，窄縫的形狀為直線型。將調(diào)好的砂漿倒入模具中，使砂漿液面與窄縫齊平，從窄縫中水平插入薄鋼片，然后在鋼片上放置聚乙烯薄片，鋼片上表面和薄片均保持干燥(鋼片和薄片的尺寸依據(jù)實驗方案而定，在本研究中，鋼片厚度為0.05 mm、聚乙烯薄片厚度0.01 mm)，然后繼續(xù)緩慢地將砂漿倒入模具中，直至倒?jié)M模具，需注意在整個過程中鋼片必須保持靜止狀態(tài)。澆筑完成后，將鋼片從窄縫中緩緩抽出。模具不可移動以保證人工節(jié)理不發(fā)生變形，24 h后拆開模具，將模型放入水中養(yǎng)護28 d。模型制作流程見圖1。

圖1 模型制作流程圖Fig.1 Flow chart showing model production

模型制作表明，上述方法可成功制作非貫通節(jié)理模型，且節(jié)理幾何及位置參數(shù)可準確控制。節(jié)理幾何參數(shù)的改變可通過鋼片和薄片位置調(diào)整而實現(xiàn)。

1.2 模型試件

為研究非貫通節(jié)理分布位置對巖體抗剪強度及破裂特征的影響，本次研究設(shè)計了6組共面且不同分布位置的節(jié)理模型(圖2)。

圖2 非貫通節(jié)理模型Fig.2 Model of three-dimensional discontinuous joint

模型中，節(jié)理面積為2 500 mm2，面連通率(節(jié)理面積與剪切面積之比)為0.25，節(jié)理的邊界均平行于模型邊界，共有6種位置參數(shù)(表1)。

表1 共面節(jié)理位置參數(shù)

1.3 剪切試驗方案

直剪試驗儀采用成都理工大學(xué)地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室研制的YDS-2型巖石力學(xué)多功能試驗機，該儀器由法向加載系統(tǒng)、水平加載系統(tǒng)、剪切系統(tǒng)、量測系統(tǒng)以及加、卸載系統(tǒng)組成。法向加載系統(tǒng)可提供最大600 kN的法向壓力，水平加載系統(tǒng)可提供最大300 kN的水平推力。

每一組位置參數(shù)的節(jié)理模型制備5個。法向加載分為5級：σ1=1.0 MPa、σ2=2.0 MPa、σ3=3.0 MPa、σ4=4.0 MPa、σ5=5.0 MPa，在不同法向應(yīng)力下進行直剪試驗，加載速率為0.1 kN/s，剪切應(yīng)力(τ)方向與X軸平行(圖3)。

圖3 非貫通節(jié)理剪切試驗加載示意圖Fig.3 Schematic diagram showing the loading processduring the shear test on 3 D discontinuous joints

2 模型剪切試驗

2.1 模型材料力學(xué)性質(zhì)

通過對φ50 mm×100 mm的標準試樣進行單軸壓縮測試，得到模型試件材料的單軸抗壓強度為20.78 MPa，彈性模量為3.729 GPa。通過立方體試件的直剪試驗得到模型材料的抗剪強度參數(shù)為：內(nèi)聚力10.9 MPa、內(nèi)摩擦角34.7°。通過立方體試件的劈裂法試驗測得模型材料的抗拉強度為1.24 MPa。由圖4可知模型所選用材料具有一定的脆性特征，對于揭示相似強度的邊坡破壞機理有啟發(fā)意義。

圖4 模型材料單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Uniaxial compression stress-strain curveof the cement mortar

2.2 模型剪切試驗

節(jié)理在不同位置條件下，剪應(yīng)力-剪切位移如圖5所示。由圖5可知，試件表現(xiàn)出較好的脆性特征，在峰值應(yīng)力的80%～90%水平出現(xiàn)屈服，部分曲線峰前呈較好的線性變化；部分曲線在峰值的45%～60%應(yīng)力水平出現(xiàn)斜率突然增大的現(xiàn)象，該現(xiàn)象主要集中在b，c，d三種模型的試驗曲線上。隨著法向應(yīng)力的增大，試件的剪切剛度和殘余抗剪強度呈現(xiàn)出增大的趨勢，而應(yīng)力降呈現(xiàn)出減小的趨勢。

圖5 剪應(yīng)力-剪切位移曲線Fig.5 Shear stress-displacement curve

不同位置情況下，非貫通結(jié)構(gòu)面峰值抗剪強度見表2，由此得出峰值剪應(yīng)力與法向應(yīng)力關(guān)系(圖6)。通過峰值剪應(yīng)力與法向應(yīng)力線性擬合，獲得不同節(jié)理位置下的抗剪強度參數(shù)(表3)。

表2 節(jié)理不同位置時的峰值抗剪強度

圖6 峰值剪應(yīng)力與法向應(yīng)力關(guān)系Fig.6 Relationship between the peak shearstress and normal stress

位置參數(shù)/mm0510152025內(nèi)聚力/MPa4.842.243.944.582.573.74內(nèi)摩擦角/(°)46.8354.4343.0532.2148.1647.28

3 節(jié)理位置對模型綜合強度影響

根據(jù)實驗結(jié)果，試件峰值抗剪強度隨節(jié)理分布位置的變化曲線如圖7所示。由圖7可知，峰值抗剪強度隨節(jié)理位置略有波動。使用方差指標來描述峰值抗剪強度的離散程度。在法向應(yīng)力1～4 MPa時，其方差為0.49～1.19 (表4)，在法向應(yīng)力5 MPa時，其方差較大，達2.65，表明當法向應(yīng)力較大時，節(jié)理脆性特征顯著，變化幅度較大。

圖7 峰值抗剪強度與位置參數(shù)關(guān)系Fig.7 Relationship between the peak shear strengthand position parameter

法向應(yīng)力/MPa12345方差0.491.131.190.582.65

另外，根據(jù)實驗成果繪制內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角與節(jié)理位置參數(shù)的關(guān)系圖(圖8)。由圖8可見，綜合抗剪強度參數(shù)隨節(jié)理位置的改變而振蕩變化，具有一定周期性。其中，內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角分別呈余弦函數(shù)、正弦函數(shù)形式，兩者的變化周期相近。運用三角函數(shù)對關(guān)系曲線擬合，得到位置參數(shù)與抗剪強度參數(shù)關(guān)系式：

圖8 分布位置與抗剪強度參數(shù)關(guān)系Fig.8 Relationship between the position parametersand shear strength parameters

4 非貫通節(jié)理剪切破裂特征

試驗中利用高速攝像機對試件破裂特征進行觀察和記錄。圖9為試件側(cè)面破壞形態(tài)的素描圖。由圖9可見，同等法向應(yīng)力條件下，當節(jié)理位置位于試件邊緣時，試件破壞形式趨于剪切方式，初始斜裂紋在剪切端發(fā)育。隨著剪應(yīng)力增大，斜裂紋向試件的對角處擴展且逐漸變寬，兩條斜裂紋之間的材料被擠出并脫落。當試件破壞時，破壞面呈平直型。

圖9 不同節(jié)理位置下的破壞形態(tài)Fig.9 Sample failure mode under different joint locations

當節(jié)理向試件中心偏移10～20 mm時，試件破壞形式變?yōu)槔羝茐摹Ｔ嚰l(fā)育較多緩傾角的斜裂紋，當裂紋擴展到一定位置時，發(fā)生近90°轉(zhuǎn)折，兩條裂紋形成閉合區(qū)域，區(qū)域內(nèi)材料脫落。

在x=25 mm的情況下，試件破壞形式變?yōu)榧魯嗍剑屏衙孑^平直，且少有斜裂紋發(fā)育。

綜上，隨著節(jié)理位置愈向試件中心靠近，試件破壞形式由剪切破壞變成拉剪破壞，直至位于試件中心，再次呈剪斷破壞。

通過試樣破壞特點，根據(jù)其破壞模式將其分為3個區(qū)域：壓剪破壞區(qū)、端部拉張破壞區(qū)和翼部拉張破壞區(qū)(圖10)。壓剪區(qū)為剪切面發(fā)生壓剪破壞的區(qū)域，其特征為破壞面光滑，可見白色擦痕；端部拉張破壞區(qū)為剪切面發(fā)生拉張破壞的區(qū)域，其表面粗糙不規(guī)則，無摩擦痕跡；壓剪區(qū)與拉張區(qū)交替出現(xiàn)形成凹凸不平的剪斷面。翼部拉張區(qū)為發(fā)育在試件兩側(cè)、被翼狀拉裂縫分割的區(qū)域，其破壞特征主要為拉裂破壞，且往往形成在試件兩側(cè)對稱分布的翼狀塊體。圖11是試件下盤貫通破壞面分區(qū)圖，圖中下盤均向右運動。由圖11可見，翼部拉張區(qū)的平面分布特征十分明顯，呈現(xiàn)對稱分布的趨勢，且拉張縫轉(zhuǎn)折端與節(jié)理位置密切相關(guān)。當節(jié)理位置參數(shù)x≤15 mm時，拉張縫轉(zhuǎn)折端分布在節(jié)理角點處；當x>15 mm時，轉(zhuǎn)折端分布在節(jié)理邊界的中點附近。將壓剪區(qū)、翼部拉張區(qū)進行水平投影，計算其與剪切面面積的比值，結(jié)果見表5、表6。據(jù)此數(shù)據(jù)作出位置參數(shù)與破壞區(qū)域面積關(guān)系曲線(圖12)。由圖12可知，壓剪區(qū)所占比例隨節(jié)理位置變化而波動，且變化規(guī)律比較明顯，在x=5 mm和x=15 mm時， 該比值呈現(xiàn)波峰狀態(tài)，在x=10 mm和x=20 mm時，該比值呈現(xiàn)波谷狀態(tài)；翼部拉張區(qū)面積占比變化呈相反的趨勢，在x=10 mm和x=20 mm時，該比值處在波峰位置，而在x=5 mm和x=15 mm時，該比值處在波谷位置。

圖10 試件破壞形態(tài)Fig.10 Broken sample pattern

圖11 貫通破壞面分區(qū)圖Fig.11 Broken surface partition

節(jié)理位置法向應(yīng)力/MPa12345x=0 mm0.2980.2370.2940.3220.411x=5 mm0.3090.3780.2720.3970.455x=10 mm0.2420.2950.2660.3880.345x=15 mm0.3660.3280.4150.3580.376x=20 mm0.2180.1930.2700.3470.374x=25 mm0.2180.2680.3700.2750.414

表6 翼部拉張破壞區(qū)與剪切面水平投影面積比

5 結(jié)論

(1)試件的抗剪強度參數(shù)隨節(jié)理位置變化而呈現(xiàn)周期性波動，試件的抗剪強度也呈現(xiàn)出波動的現(xiàn)象，法向應(yīng)力越大，波動幅度越大。

(2)共面非貫通節(jié)理模型剪切試驗表明，破壞面可分為翼部拉張區(qū)、翼部壓剪區(qū)、端部拉張區(qū)三部分。翼部拉張區(qū)對稱分布于節(jié)理面兩側(cè)，拉張縫轉(zhuǎn)折端出現(xiàn)在節(jié)理面對角點和邊界中點附近。壓剪破壞區(qū)與翼部拉張區(qū)面積分別所占的比例隨位置參數(shù)的變化而出現(xiàn)波動，且兩者的變化趨勢相反。