(山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 山東青島266590)

0 前言

針對(duì)巖土工程所面臨的日漸復(fù)雜的節(jié)理巖體條件，充填節(jié)理一直是國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn)問(wèn)題，且在充填厚度對(duì)節(jié)理強(qiáng)度和變形的影響方面已取得不少研究成果。Welideniya等[2]研究了理想充填節(jié)理在常法向剛度條件下的直剪行為，分析認(rèn)為充填度對(duì)節(jié)理的剪切力學(xué)特性有顯著的影響，并探究了充填度不同時(shí)的剪切強(qiáng)度規(guī)律。Indraratna等[3]制作理想節(jié)理面試件，內(nèi)部充填超固結(jié)黏土進(jìn)行剪切試驗(yàn)，最終提出了相應(yīng)的剪切模型并進(jìn)一步研究了充填物厚度對(duì)節(jié)理剪切特性的影響。孫輔庭等[4]通過(guò)理論分析和室內(nèi)直剪試驗(yàn)，通過(guò)引入充填度以及充填水泥漿強(qiáng)度，研究了充填水泥漿巖石節(jié)理的峰值剪切強(qiáng)度。目前隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，基于PFC二維離散元程序的數(shù)值模擬方法被廣泛應(yīng)用于節(jié)理巖體的剪切破壞研究中。Duriez等[5]、Xu等[6]借助離散元數(shù)值模擬方法，通過(guò)對(duì)人工構(gòu)造的理想節(jié)理面進(jìn)行充填，模擬了充填節(jié)理的剪切行為。周瑜等[7]基于顆粒流理論和PFC程序?qū)崿F(xiàn)了巖石節(jié)理的數(shù)值直剪試驗(yàn)，并分別從宏細(xì)觀角度探討了節(jié)理的力學(xué)演化特征和破壞機(jī)制。許萬(wàn)忠等[8]利用顆粒流數(shù)值計(jì)算方法研究了巖石充填節(jié)理直剪作用下的力學(xué)性質(zhì)，探討了充填節(jié)理粗糙程度、法向荷載、充填物強(qiáng)度參數(shù)等對(duì)節(jié)理剪切強(qiáng)度的影響。徐磊等[9]采用數(shù)值模擬方法，研究了充填度與巖石分形充填節(jié)理抗剪強(qiáng)度的關(guān)系。然而，目前對(duì)充填節(jié)理剪切特性的研究方面多采用人工制作的規(guī)則巖石節(jié)理面，且針對(duì)充填厚度的宏細(xì)觀影響方面研究較少。本文考慮天然巖石節(jié)理不規(guī)則表面形態(tài)，借助Barton教授提出的十條標(biāo)準(zhǔn)JRC曲線，采取室內(nèi)試驗(yàn)從宏觀角度觀察節(jié)理的天然破壞形態(tài)并獲取準(zhǔn)確直觀的剪切參數(shù)，數(shù)值模擬從細(xì)觀角度分析節(jié)理的破壞過(guò)程，室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合，針對(duì)性地研究不同充填厚度下類巖石材料充填節(jié)理的剪切行為和強(qiáng)度特性。

1 節(jié)理面力學(xué)性質(zhì)與充填物厚度的理論關(guān)系

充填節(jié)理內(nèi)部充填物厚度與粗糙節(jié)理面起伏差之間的關(guān)系對(duì)節(jié)理面的力學(xué)性質(zhì)起重要作用。圖1所示為節(jié)理面充填度與摩擦系數(shù)的關(guān)系曲線，橫坐標(biāo)x/h為節(jié)理面的充填程度，縱坐標(biāo)f為節(jié)理面摩擦系數(shù)。由圖1可知，起伏節(jié)理面摩擦系數(shù)與充填度呈冪函數(shù)變化關(guān)系，節(jié)理面的摩擦系數(shù)隨充填度的增加而減小，當(dāng)充填度較小(<100 %)時(shí)，摩擦系數(shù)隨充填度的增大迅速降低，充填物的存在削弱了節(jié)理面的接觸作用；而當(dāng)節(jié)理面充填度增大時(shí)，摩擦系數(shù)逐漸趨于穩(wěn)定，此時(shí)充填物的強(qiáng)度作為節(jié)理巖體強(qiáng)度影響的決定因素，節(jié)理巖體主要表現(xiàn)為充填物之間的剪切破壞[10]。

當(dāng)充填厚度小于節(jié)理面的平均起伏厚度時(shí)，孫廣忠[11]對(duì)兩種不同軟弱充填物的充填節(jié)理進(jìn)行剪切試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，剪切破壞后的試件內(nèi)部充填物幾乎全部磨損破壞，充填物的組成成分和物理性質(zhì)對(duì)節(jié)理面的強(qiáng)度變化影響較大。當(dāng)充填物厚度大于節(jié)理面平均起伏高度時(shí)，節(jié)理在剪切后的破壞模式主要為充填物與節(jié)理接觸面破壞(a-b破壞線)或充填物破壞(c-d破壞線)兩種基本形式，如圖2所示，此時(shí)不同的破壞模式滿足不同的節(jié)理強(qiáng)度公式，史玲等[12]經(jīng)過(guò)理論推導(dǎo)，獲得考慮充填材料性質(zhì)的最終簡(jiǎn)化后的理論強(qiáng)度公式，τa、正應(yīng)力σa及充填厚度h/l的關(guān)系可表示為：

式中，α、β、γ及λ值與充填材料性質(zhì)有關(guān)。

圖1 節(jié)理面充填度與摩擦系數(shù)關(guān)系
Fig.1 Relationship between joints fillingdegree and friction coefficient

圖2 充填節(jié)理不同破壞模式示意圖
Fig.2 Schematic diagram of differentfailure modes of filling joints

綜上，充填厚度不同時(shí)，充填節(jié)理面表現(xiàn)出不同的剪切力學(xué)行為及強(qiáng)度響應(yīng)，且充填材料的性質(zhì)對(duì)其也產(chǎn)生重要的影響作用。在充填材料一定的情況下，研究不同厚度下充填節(jié)理的剪切性能，并與已有的相關(guān)理論統(tǒng)一，對(duì)于充填節(jié)理的深層次研究具有重要的指導(dǎo)作用。

2 不同厚度充填節(jié)理室內(nèi)剪切試驗(yàn)

天然節(jié)理巖體是由巖石、結(jié)構(gòu)面及其充填物質(zhì)組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)體[13]，其表面形態(tài)特征復(fù)雜，且取樣困難、粗糙度難以界定，因此室內(nèi)試驗(yàn)選取類巖石材料制備節(jié)理試件開展模擬剪切試驗(yàn)。本文選取Barton教授提出的十條標(biāo)準(zhǔn)JRC曲線中JRC值為6～8的曲線為節(jié)理面曲線制作標(biāo)準(zhǔn)曲面，并制作節(jié)理面模具，采用倒模的方式制備類巖石試件用以進(jìn)行剪切，充填節(jié)理的室內(nèi)直剪試驗(yàn)在JAW-600巖石剪切—滲流耦合試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行。

試驗(yàn)以青石嶺地區(qū)的花崗巖為參照對(duì)象，其巖石單軸抗壓強(qiáng)度41.7 MPa，彈性模量6.25 GPa，采用正交試驗(yàn)并結(jié)合有關(guān)相似材料試驗(yàn)[14-16]確定巖石相似材料及配比，相似材料各項(xiàng)物理力學(xué)參數(shù)如下表1所示。

頭孢菌素類是臨床另一類廣泛使用的抗菌藥物。本研究中，無(wú)論是ICU還是普通病房，大腸埃希菌和肺炎克雷伯菌對(duì)頭孢菌素均存在不同程度的耐藥。但兩種病房中，肺炎克雷伯菌對(duì)頭孢曲松的耐藥率均低于文獻(xiàn)[10]報(bào)道，可能與本研究中碳青霉烯類耐藥的肺炎克雷伯菌所占比例較低有關(guān)。本研究中，大腸埃希菌ESBLs在兩種病房的檢出率約為60%，與王啟等[12]研究一致。ESBLs陽(yáng)性可導(dǎo)致大腸埃希菌對(duì)所有青霉素類和頭孢菌素均耐藥，而酶抑制劑合劑如頭孢哌酮/舒巴坦和哌拉西林/他唑巴坦對(duì)陰性桿菌均有較好的敏感性，可作為產(chǎn)ESBLs腸桿菌科細(xì)菌感染的經(jīng)驗(yàn)用藥[13]。

表1 相似材料物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of similar materials

室內(nèi)試驗(yàn)制備的剪切試樣尺寸為200 mm×100 mm×100 mm。以充填厚度作為量化指標(biāo)，充填過(guò)程中充填物涂抹均勻，保證充填層粘結(jié)率大于90 %。試驗(yàn)過(guò)程中不考慮剪切速率的影響，采取位移控制加載方式，施加剪切位移的速度恒定為0.6 mm/min，目標(biāo)剪切位移15 mm，并記錄剪切力的大小。同樣不考慮法向荷載對(duì)節(jié)理剪切行為的影響，施加法向荷載0.5 MPa，法向荷載在剪切試驗(yàn)過(guò)程中保持不變。如圖3所示為不同厚度充填節(jié)理試件及其剪切后的破壞形態(tài)，根據(jù)不同充填厚度下節(jié)理剪切試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行充填節(jié)理面的破壞模式及變形和強(qiáng)度特性分析。

3 充填節(jié)理剪切數(shù)值模擬

3.1 細(xì)觀參數(shù)的標(biāo)定

(a)數(shù)值模擬結(jié)果

(b)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果
圖4 單軸壓縮數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)劈裂形態(tài)
Fig.4 Uniaxial compression numerical simulationand laboratory test splitting patterns

數(shù)值模擬計(jì)算中，參數(shù)的選擇尤為重要，它是能否真實(shí)反映原結(jié)構(gòu)力學(xué)及運(yùn)動(dòng)學(xué)特征的關(guān)鍵，也是評(píng)價(jià)數(shù)值計(jì)算結(jié)果好壞的一個(gè)重要指標(biāo)[17]。常規(guī)的有限元分析方法，均為直接從室內(nèi)試驗(yàn)中獲取巖土體的宏觀力學(xué)參數(shù)再應(yīng)用于之后的模擬中，然而PFC在計(jì)算求解時(shí)，需要設(shè)置的是圓盤顆粒的細(xì)觀參數(shù)，而不是巖體表現(xiàn)出來(lái)的宏觀力學(xué)參數(shù)。目前對(duì)于材料的細(xì)觀參數(shù)與宏觀參數(shù)之間的定量關(guān)系還沒有完善的力學(xué)理論，需要進(jìn)行一系列與室內(nèi)試驗(yàn)類似的模型試驗(yàn)，將模擬結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，采用“試錯(cuò)法”反復(fù)改變細(xì)觀參數(shù)[18]，直到模型的宏觀力學(xué)響應(yīng)滿足要求。

參數(shù)標(biāo)定時(shí)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式確定各項(xiàng)細(xì)觀參數(shù)的大致范圍，基于室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)獲取的單軸抗壓強(qiáng)度以及彈性模量、峰值強(qiáng)度與應(yīng)力—應(yīng)變曲線等方面初步選定細(xì)觀參數(shù)，通過(guò)不斷的計(jì)算調(diào)整參數(shù)，使模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果接近，如圖4所示為單軸壓縮模擬結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)破壞形態(tài)，最終確定的細(xì)觀模擬參數(shù)列于下表2。

表2 數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)Tab.2 Mesoscopic parameters used in numerical simulation

3.2 數(shù)值模擬過(guò)程

圖5 不同厚度充填節(jié)理面形態(tài)Fig.5 Filled joint surface morphology with different thicknesses

考慮到試樣尺寸效應(yīng)、顆粒數(shù)目、宏細(xì)觀參數(shù)比例等因素對(duì)模擬計(jì)算的影響，將數(shù)值模型的尺寸等比例放大100倍，模型大小選取為20 m×10 m。利用BartonJRC標(biāo)準(zhǔn)輪廓線，在CAD軟件中繪出不同厚度充填節(jié)理面形態(tài)，如圖5所示，編寫命令流程序?qū)⒊涮罟?jié)理面幾何形態(tài)導(dǎo)入PFC模擬生成的方形試件中，以此形成包含充填節(jié)理面的模擬剪切試件。

顆粒間的接觸模型選取平行粘結(jié)模型，既能傳遞力矩又能傳遞力，每?jī)蓚€(gè)顆粒之間具有接觸剛度及粘結(jié)剛度，剪切過(guò)程中，顆粒間的粘結(jié)破裂，宏觀剛度也隨之降低，能較好的模擬類巖石材料顆粒間的粘結(jié)特性。假設(shè)充填物與節(jié)理面完全粘結(jié)，設(shè)置充填物與節(jié)理巖體采用相同的材料與接觸模型，均采用標(biāo)定好的細(xì)觀參數(shù)，但充填物的粘結(jié)性減小一個(gè)量級(jí)。

由于在PFC模擬中不能在模型上直接施加指定應(yīng)力值，只能通過(guò)伺服控制墻體，反復(fù)調(diào)整墻體的移動(dòng)速度，不斷更新墻的受力狀態(tài)，逐步接近模型目標(biāo)應(yīng)力值使得法向應(yīng)力保持恒定。與模型尺寸對(duì)應(yīng)，在進(jìn)行計(jì)算求解時(shí)，加載速率等比例放大，設(shè)為1 m/s，法向荷載與室內(nèi)剪切試驗(yàn)保持一致取0.5 MPa。

3.3 充填節(jié)理數(shù)值模擬破壞過(guò)程研究

假設(shè)節(jié)理面與充填物之間完全粘結(jié)，位移控制加載，加載速度為1m/s,模型左上方施加剪切荷載，下方試件固定，加載方向由左向右。計(jì)算求解中記錄試件剪切細(xì)觀破壞的碎片化過(guò)程，將剪切細(xì)觀變化分為六個(gè)階段進(jìn)行分析，如圖6所示。

(a) 階段1(b) 階段2

(c) 階段3(d) 階段4

(e) 階段5(f) 階段6

圖6(a)所示，試件受力前節(jié)理巖體、充填物之間保持一個(gè)共同的受力狀態(tài)，視為一個(gè)統(tǒng)一的整體；剪切初期，在法向荷載和剪切荷載共同作用下，如圖6(b)所示，試件上部、下部與充填物呈現(xiàn)不同的受力狀態(tài)，加載側(cè)充填物產(chǎn)生局部變形擠壓，導(dǎo)致下方試件中沿與節(jié)理面一定角度產(chǎn)生局部裂隙，且節(jié)理巖體出現(xiàn)局部微裂隙，但此時(shí)巖體整體較為完整;圖6(c)隨著剪切位移的增加，充填物進(jìn)一步變形，試件開始沿節(jié)理面產(chǎn)生微裂隙，下方試件的局部?jī)A斜裂隙發(fā)育擴(kuò)張;圖6(d)伴隨充填物的大量細(xì)微破碎，沿節(jié)理面的局部微裂隙發(fā)育，部分充填物被擠出，節(jié)理面出現(xiàn)磨損，不規(guī)則起伏度消減，下方試件的裂隙貫通到試件底部。隨著剪切進(jìn)一步進(jìn)行，粘結(jié)面破壞加大，節(jié)理面基本磨平，節(jié)理面法向位移增加，剪脹效應(yīng)明顯，局部裂隙貫通完畢，剪切強(qiáng)度接近峰值，節(jié)理巖體破碎，達(dá)到圖6(e)階段；如圖6(f)所示，粘結(jié)面完全破壞，充填物與節(jié)理巖體之間出現(xiàn)明顯分界線，分界線周圍的巖體破碎,試件進(jìn)入殘余強(qiáng)度階段，隨著剪切位移的增加，應(yīng)力—應(yīng)變曲線處于小范圍的波動(dòng)狀態(tài)，剪切破壞基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。

3.4 充填節(jié)理破壞模式分析

3.4.1 無(wú)充填節(jié)理

試樣的剪切破壞主要有兩種類型：一是剪斷破壞，二是磨損破壞[19]。本文選取的節(jié)理起伏形態(tài)較小，當(dāng)無(wú)充填時(shí)，節(jié)理相互之間產(chǎn)生磨損破壞，在剪切應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線上表現(xiàn)出明顯的“爬坡區(qū)”和“滑移區(qū)”兩個(gè)階段，無(wú)充填節(jié)理的宏觀試件破壞圖如圖7所示。如圖8所示為無(wú)充填節(jié)理剪切模擬應(yīng)力應(yīng)變曲線圖，由圖可知，模擬存在初始應(yīng)力0.5 MPa，隨著試件的剪切過(guò)程，應(yīng)力應(yīng)變曲線首先表現(xiàn)出第一段明顯的爬坡區(qū)，即隨著剪切位移的增加，剪切應(yīng)力增加，并達(dá)到峰值剪切強(qiáng)度，隨后剪切進(jìn)入滑移區(qū)，而且峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度差較小，無(wú)充填節(jié)理面發(fā)生磨損破壞。

圖7 無(wú)充填節(jié)理宏觀破壞圖
Fig.7 Macroscopic damage map of no filling joint

圖8 剪切應(yīng)力—應(yīng)變曲線
Fig.8 Shear stress-strain curve

3.4.2 不同厚度充填節(jié)理

影響充填節(jié)理剪切破壞的因素有很多，如節(jié)理面粗糙度形態(tài)、節(jié)理開度與充填物性質(zhì)及充填厚度等。考慮不同充填厚度的影響，室內(nèi)試驗(yàn)及模擬結(jié)果顯示，在同一粗糙度下，不同充填厚度的節(jié)理試件在法向荷載和剪切荷載作用下，破壞模式并沒有明顯的差異，隨著剪切位移的增加，最終發(fā)生整體沿粘結(jié)面外側(cè)滑移的破壞形式，屬于充填物與節(jié)理之間粘結(jié)面的剪切滑移破壞。根據(jù)弱場(chǎng)理論[20]，系統(tǒng)總是在強(qiáng)度最薄弱的部位首先發(fā)生破壞，然后不斷擴(kuò)展和延伸，節(jié)理面的這種破壞方式即表明充填物質(zhì)與節(jié)理巖壁的粘結(jié)面為強(qiáng)度弱場(chǎng)，其力學(xué)性質(zhì)控制著節(jié)理面的破壞。

節(jié)理面與充填物之間的粘結(jié)面破壞，主要是在剪切荷載與法向荷載的共同作用下，由于內(nèi)部充填物選取類巖石相似材料，其強(qiáng)度和粘結(jié)性能要顯著低于花崗巖體，所以在參數(shù)設(shè)置時(shí)，設(shè)置充填物的粘結(jié)性相比節(jié)理巖體減小一個(gè)量級(jí)，隨著剪切位移的增加，充填物擠壓變形并逐漸喪失對(duì)節(jié)理面的粘結(jié)作用而發(fā)生破壞。此時(shí)，節(jié)理面的抗剪強(qiáng)度主要取決于充填物的粘結(jié)力大小，當(dāng)粘結(jié)力不足以承擔(dān)此時(shí)的剪切應(yīng)力時(shí)，充填物與節(jié)理巖體之間的接觸發(fā)生斷裂，導(dǎo)致節(jié)理面破壞。同時(shí)，由于節(jié)理面粗糙度較小，節(jié)理形態(tài)起伏較小，多種因素導(dǎo)致節(jié)理剪切破壞時(shí)主要發(fā)生粘結(jié)面的破壞。而且這種破壞模式主要發(fā)生在節(jié)理面粗糙度較小的充填節(jié)理中。

3.5 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖9 不同充填厚度應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.9 Stress and strain curves of different filling thicknesses

分析模擬的剪切應(yīng)力—應(yīng)變曲線可知，充填節(jié)理面的剪切行為受充填厚度的影響較小。由于在模擬時(shí)施加的圍壓為0.5 MPa，在對(duì)墻體進(jìn)行伺服控制時(shí)，圍壓是施加在包含上部試件三面墻體上的，因此監(jiān)測(cè)的墻體存在初始應(yīng)力。在施加剪切荷載后，由于充填物的存在使得節(jié)理之間原有空隙被填實(shí)，在壓剪荷載作用下不再發(fā)生原有空隙的閉合，因此剪切位移很小時(shí)，隨著剪切位移的增加，剪切應(yīng)力近似呈線性增加，且充填厚度對(duì)初始階段剪切應(yīng)力的增加過(guò)程影響不大；

隨著剪切過(guò)程進(jìn)行，試件進(jìn)入充填后的彈性階段，且這一階段發(fā)生的剪切位移較小，接觸力變化比較大，節(jié)理內(nèi)部結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生微觀破壞，并正處于宏觀破壞的臨界點(diǎn)。且由此階段曲線斜率可知，隨著充填厚度的增加曲線斜率有所減小，即節(jié)理面的剪切模量存在小程度的降低趨勢(shì)。隨著剪切荷載繼續(xù)增加，應(yīng)力—應(yīng)變曲線逐漸達(dá)到峰值，且峰值強(qiáng)度隨充填厚度的增加而相對(duì)減小；

在剪切應(yīng)力超過(guò)峰值后，剪切應(yīng)力—剪切位移曲線呈現(xiàn)出下凹狀，表明此時(shí)剪切試件進(jìn)入塑性階段，剪應(yīng)力下降，觀察節(jié)理面的破壞過(guò)程可知，此時(shí)節(jié)理面不規(guī)則起伏形態(tài)完全破壞，充填物與節(jié)理巖體之間的粘結(jié)面破壞，剪切開始進(jìn)入殘余強(qiáng)度階段，該階段與塑性階段并沒有明顯分界線，且由變形曲線可以看出，隨著充填厚度的增加，節(jié)理面的殘余強(qiáng)度降低。

在本文選取的粗糙度下充填節(jié)理表現(xiàn)為磨損破壞，在經(jīng)歷爬坡區(qū)到達(dá)峰值強(qiáng)度后進(jìn)入滑移區(qū)，剪切強(qiáng)度下降，此時(shí)節(jié)理出現(xiàn)宏觀斷裂滑移破壞，且滑移區(qū)曲線處于波動(dòng)狀態(tài)，其中有曲線還出現(xiàn)幾個(gè)較大的起伏段，這是由于充填節(jié)理剪切后會(huì)導(dǎo)致局部充填物的堆積，容易造成剪切應(yīng)力的大幅度變化，最后充填節(jié)理剪切力趨于基本穩(wěn)定，達(dá)到殘余強(qiáng)度值。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及數(shù)值模擬對(duì)比

由于選取的節(jié)理面其平均起伏高度為1.28 mm，充填厚度大于節(jié)理面的平均起伏高度，由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及模擬數(shù)據(jù)對(duì)比可知，隨著充填厚度的增加(≥3 mm)，其剪切峰值強(qiáng)度雖有一定程度的降低，但整體值穩(wěn)定在一個(gè)范圍內(nèi)，試驗(yàn)值穩(wěn)定在2.9 MPa左右，模擬值在3.0 MPa左右波動(dòng)，模擬值相比實(shí)驗(yàn)值略大，個(gè)別試件的峰值強(qiáng)度會(huì)因?yàn)槌涮钗锍涮顣r(shí)均勻程度不同而表現(xiàn)出小幅度的波動(dòng)。充填節(jié)理的殘余強(qiáng)度隨充填厚度的增加也表現(xiàn)出降低趨勢(shì)，但整體趨于穩(wěn)定，且模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比變化幅度不超過(guò)20 %。

根據(jù)數(shù)據(jù)分析，隨著充填厚度的增加，充填節(jié)理面的剪切強(qiáng)度整體上趨于降低，這是由于充填物強(qiáng)度和粘結(jié)性較巖體強(qiáng)度低，而節(jié)理之間的作用主要為巖壁—充填物—巖壁復(fù)合作用，充填物厚度增加，節(jié)理的接觸作用則逐漸被弱化，從而使得節(jié)理抗剪強(qiáng)度隨著充填厚度的增加有所降低。

表3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.3 Comparison of test data and simulation data

5 結(jié)論

①根據(jù)試驗(yàn)及模擬結(jié)果顯示，在較小的曲線起伏形態(tài)下，不同厚度充填節(jié)理的破壞模式并沒有明顯差異，主要發(fā)生充填物與節(jié)理巖體之間的粘結(jié)面磨損破壞，在應(yīng)力—應(yīng)變曲線上表現(xiàn)為明顯的爬坡區(qū)和滑移區(qū)，粘結(jié)面為節(jié)理巖體復(fù)合結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度弱場(chǎng)，其力學(xué)特性控制節(jié)理面的破壞；

②節(jié)理面的宏細(xì)觀破壞過(guò)程顯示，隨著剪切荷載的施加，試件沿與節(jié)理面成一定角度產(chǎn)生裂隙并逐漸貫通至試件底部,這是由于產(chǎn)生裂隙處的節(jié)理面起伏較高，在較小的充填物厚度下，壓剪荷載導(dǎo)致下方試件沿裂隙面貫通破壞，充填厚度增加,下方試件仍會(huì)沿與節(jié)理面一定角度產(chǎn)生裂隙，但裂隙不會(huì)貫通至試件底部；

③充填厚度對(duì)充填節(jié)理剪切強(qiáng)度的影響：在較小的粗糙度下，當(dāng)充填厚度大于節(jié)理面的平均起伏高度時(shí)，隨著充填物厚度的增加，節(jié)理面峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均有一定程度的降低，這主要是因?yàn)楣?jié)理充填物的強(qiáng)度和粘結(jié)性要顯著低于巖體，充填物的增加弱化了節(jié)理面的接觸作用。