王志文 趙海軍 馬鳳山 劉 港 郭 捷

( ①中國科學(xué)院地質(zhì)與地球物理研究所，中國科學(xué)院頁巖氣與地質(zhì)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100029)

( ②中國科學(xué)院地球科學(xué)研究院 北京 100029)

( ③中國科學(xué)院大學(xué) 北京 100049)

0 引 言

巖體是一類由結(jié)構(gòu)面和其切割包圍的巖塊所共同組成的復(fù)雜地質(zhì)體，人類的工程建設(shè)往往以其為基礎(chǔ)，或位于其中。巖體在臨界應(yīng)力狀態(tài)下有3 種脆性破壞模式:拉張破壞、拉剪復(fù)合破壞和壓剪復(fù)合破壞( Ramsey et al.，2004; Ferrill et al.，2012) 。深地下洞室和高陡邊坡開挖等工程活動(dòng)，破壞了巖體的原有平衡狀態(tài)，開挖面附近的巖體受應(yīng)力重分布作用影響，向臨空面方向發(fā)生差異卸荷回彈變形( Wu et al.，2009; 伍法權(quán)等，2009; Huang et al.，2014) ，從而在地下洞室的周壁和邊坡的頂部誘生拉應(yīng)力。卸荷擾動(dòng)區(qū)的巖體，受結(jié)構(gòu)面和拉應(yīng)力共同影響作用，其變形和破壞具有拉張和拉剪復(fù)合特征( Goodman， 1980; Aimone-Martin et al.，1997;Huang，2001) 。巖體在拉剪應(yīng)力條件下，相比于壓剪狀態(tài)更容易發(fā)生變形破壞。拉剪復(fù)合破壞是巖體破壞中最危險(xiǎn)的一種情況( 陳星，2010) 。因此，對(duì)于巖體在拉剪狀態(tài)下的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行研究，可以為巖體穩(wěn)定性評(píng)價(jià)，提高工程設(shè)計(jì)水準(zhǔn)等提供有益的幫助。

然而，以往的研究集中于巖石或巖體的拉張破壞和壓剪復(fù)合破壞，對(duì)巖體在拉剪應(yīng)力狀態(tài)下的變形破壞行為涉及較少。像最常用的破壞準(zhǔn)則，Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則和Hoek-Brown 準(zhǔn)則都是基于壓剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立，并拓展到拉應(yīng)力區(qū)( Hoek et al.，1980;Labuz et al.，2012) 。但是簡單的采用基于壓剪試驗(yàn)的直線型強(qiáng)度準(zhǔn)則向拉應(yīng)力區(qū)延伸的方法不適于直接描述巖體的拉剪強(qiáng)度( 周火明等，2005) 。國內(nèi)外的學(xué)者就拉剪應(yīng)力下巖體的力學(xué)響應(yīng)特征和破裂模式進(jìn)行了研究和討論，并取得了有益的成果。柳賦錚采用改進(jìn)型的RYJ-15 型剪切流變儀，通過增設(shè)壓－拉轉(zhuǎn)換裝置對(duì)剪切面施加拉應(yīng)力，獲得閃云斜長花崗巖弱風(fēng)化帶巖石在壓剪和拉剪應(yīng)力狀態(tài)下的完整強(qiáng)度包絡(luò)線，并得出雙曲線型包絡(luò)線比較符合巖體在拉剪和壓剪下的強(qiáng)度性質(zhì)( 柳賦錚，1996) 。何滿朝等( 2004) 研制了一套可以進(jìn)行巖石拉剪試驗(yàn)的真三軸儀。李建林( 2002) 在單軸試件中設(shè)置非對(duì)稱式切口，通過在軸向施加拉力，在切口中間的巖橋部位形成拉剪面的方式開展拉剪實(shí)驗(yàn)，得出拋物線型拉剪破壞準(zhǔn)則。朱子龍等( 1998) 采用同樣的方式對(duì)巖石的拉剪流變特性進(jìn)行了研究，得出拉剪應(yīng)力條件下，巖石的流變比單軸條件下要小，破壞的時(shí)間略有提前。李守定等( 2014) 采用自研的DSC-800 巖石拉伸剪切試驗(yàn)儀進(jìn)行了花崗閃長巖和砂巖的拉伸剪切試驗(yàn)，并采用三維激光掃描儀，掃描電鏡等配套設(shè)施結(jié)合PFC2D數(shù)值模擬試驗(yàn)研究了巖石拉剪破裂面特征、拉剪－壓剪全區(qū)破裂準(zhǔn)則和剪切速率對(duì)巖石拉剪破裂強(qiáng)度的影響。周火明等( 2005) 針對(duì)三峽船閘邊坡巖體進(jìn)行50 cm×50 cm尺寸的現(xiàn)場(chǎng)巖體拉剪試驗(yàn)，得出三峽花崗巖巖體適合采用Mohr 強(qiáng)度準(zhǔn)則的二次拋物線型描述其拉剪強(qiáng)度。黃達(dá)( 2019) 通過研發(fā)的拉伸－雙面剪切試驗(yàn)裝置開展砂巖的拉剪試驗(yàn)，得出拉剪條件下，砂巖的強(qiáng)度特征適于用Hoek-Brown 準(zhǔn)則描述。受技術(shù)手段和伺服拉剪儀高昂的價(jià)格所限，在拉應(yīng)力條件下，進(jìn)行巖石直剪實(shí)驗(yàn)較少。部分學(xué)者采用中心含裂紋的巴西圓盤試驗(yàn)和對(duì)中部邊緣預(yù)設(shè)裂紋的矩形梁或半圓盤進(jìn)行三點(diǎn)彎試驗(yàn)等混合斷裂韌度測(cè)試的方法對(duì)巖石的拉剪破壞進(jìn)行研究( Al-Shayea，2002; Ren et al.，2016) 。

目前，已經(jīng)開展了很多針對(duì)完整巖石的拉剪試驗(yàn)，成果大多集中于建立適于壓剪－拉剪的強(qiáng)度準(zhǔn)則，但由于采用的巖石試件巖性差異較大，尚未得到具有普適性的強(qiáng)度準(zhǔn)則。相對(duì)于完整巖石，節(jié)理巖體在拉剪的條件下更容易發(fā)生破壞，拉剪力學(xué)特性和破壞模式尚不明了，需要對(duì)其進(jìn)行深入研究。由于節(jié)理巖體內(nèi)部復(fù)雜，制樣困難，試驗(yàn)的可重復(fù)性和過程的可視化較難，關(guān)于節(jié)理巖體的拉剪試驗(yàn)鮮有報(bào)道。采用合適的數(shù)值模擬手段可以克服上述難題，深入研究節(jié)理巖體拉剪復(fù)合破壞的力學(xué)響應(yīng)。

基于以上，本文設(shè)計(jì)了考慮天然巖體非均質(zhì)性的數(shù)值模型，使用離散元軟件PFC2D對(duì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體開展拉伸荷載下的直剪試驗(yàn)，并討論了非均質(zhì)性、均質(zhì)度、法向拉應(yīng)力大小和節(jié)理連通率影響下的拉剪力學(xué)特性和破壞模式，為理解節(jié)理巖體的拉剪破壞過程提供有益的幫助。

1 拉剪試驗(yàn)的數(shù)值模型

1.1 數(shù)值模擬方法

在這項(xiàng)研究中，采用Itasca 公司旗下的顆粒離散元法軟件PFC2D進(jìn)行二維平面應(yīng)力條件下的拉剪模擬試驗(yàn)。PFC2D將巖石材料簡化成為具有單位厚度的圓盤單元。圓盤之間通過黏結(jié)聯(lián)結(jié)，這有助于研究巖石這種類顆粒集合體的裂紋擴(kuò)展，聚合等微觀力學(xué)行為。PFC 中沒有用于表征材料力學(xué)性能的宏觀參數(shù)。因此，需要建立室內(nèi)試驗(yàn)獲得的宏觀力學(xué)參數(shù)和PFC2D中使用的細(xì)觀力學(xué)參數(shù)之間的關(guān)系，即參數(shù)標(biāo)定。PFC2D中有兩種常用的黏結(jié)模型:接觸黏結(jié)模型( CBM) 和平行黏結(jié)模型( PBM)( Potyondy et al.，2004; Potyondy，2014) 。與只能傳遞力的接觸黏結(jié)模型相比，可以傳遞力與力矩的平行黏結(jié)模型更適合模擬巖石材料。因此，本次研究采用平行黏結(jié)模型。

1.2 巖石非均質(zhì)性表征

巖體是一種典型的非均質(zhì)材料，巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)和微單元強(qiáng)度有一定的差異。在外載荷作用下，巖體內(nèi)部強(qiáng)度相對(duì)較低的單元首先發(fā)生破裂，致使微裂隙萌生、擴(kuò)展、相互作用，會(huì)對(duì)巖體的宏觀力學(xué)性質(zhì)和破壞模式造成影響( 尚俊龍等，2013) 。根據(jù)前人的經(jīng)驗(yàn)( 陳竑然等，2017; 馬高強(qiáng)，2018) ，本文中，通過假設(shè)巖體微單元的力學(xué)性質(zhì)服從Weibull分布來表征巖體的非均質(zhì)性:

式( 1) 是雙參數(shù)Weibull 分布概率密度函數(shù)。式中，x為微元體物理力學(xué)參數(shù)值，本文以顆粒間的平行黏結(jié)彈性模量、法向黏結(jié)強(qiáng)度、切向黏結(jié)強(qiáng)度為代表來表征巖體的非均質(zhì)性; m 為均質(zhì)度，反應(yīng)了微元體物理力學(xué)參數(shù)分布的均勻程度; x0為微元體物理力學(xué)參數(shù)的均值。

1.3 模型建立與試驗(yàn)方案

為了研究非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體在拉剪應(yīng)力條件下的力學(xué)性質(zhì)，建立如圖1 所示的試樣模型。

圖1 共面斷續(xù)節(jié)理巖體模型圖Fig. 1 Coplanar discontinuous jointed rock mass model

顆粒流模型尺寸為100 mm×100 mm，在模型中間兩端分別設(shè)置初始長度為20 mm 的平直節(jié)理，節(jié)理采用smooth_joint 模型進(jìn)行表征。顆粒半徑服從平均分布，Rmin取0.4 mm，Rmax/Rmin取1.4?？紫堵蕿?.10，總顆粒數(shù)為12 332 個(gè)。模型其余的細(xì)觀參數(shù)見表1、表2( 劉帥奇等，2018; 許強(qiáng)等，2018) 。在模型兩側(cè)分別設(shè)置墻體1、2、3、4，上下設(shè)置clump_5和clump_6。試驗(yàn)過程中，首先通過與模型試樣顆粒黏結(jié)的clump_5 和clump_6 施加法向拉力，給上側(cè)邊界墻體和clump 施加向右的速度，同時(shí)給下側(cè)的邊界墻體和clump 施加向左的速度，即可模擬雙向拉剪試驗(yàn)。法向力與切向力均通過位移控制加載方式施加，加載速率選取為 0.01 mm/( 106istep) ( Zhang et al.，2013) 。在PFC 中，這個(gè)速度足夠模擬準(zhǔn)靜態(tài)加載。采用FISH 語言編寫程序監(jiān)測(cè)試驗(yàn)過程中的試樣完整的剪應(yīng)力－水平位移曲線以及相應(yīng)的裂紋擴(kuò)展?fàn)顩r。

表1 顆粒細(xì)觀參數(shù)Table 1 Particle mesoscopic parameters

表2 節(jié)理細(xì)觀參數(shù)Table 2 Joint mesoscopic parameters

結(jié)合以往進(jìn)行拉剪試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)( 柳賦錚，1996;朱子龍等，1998; 周火明等，2005; 黃達(dá)，2019) ，法向拉應(yīng)力設(shè)置為在0 ～4 MPa 之間變化。研究非均質(zhì)性對(duì)巖體拉剪破壞影響時(shí)，法向拉應(yīng)力為2 MPa，均質(zhì)度m 取1、3、5、7、10、15、20、30、50; 研究法向拉力大小對(duì)巖體拉剪破壞影響時(shí)，均質(zhì)度m 取7; 研究節(jié)理連通率對(duì)巖體拉剪破壞影響時(shí)，法向拉應(yīng)力為2 MPa，均質(zhì)度m 取7，節(jié)理連通率k 取40%、45%、50%、55%、60%。

假設(shè)平行黏結(jié)彈性模量、法向黏結(jié)強(qiáng)度、切向黏結(jié)強(qiáng)度均服從雙參數(shù)Weibull 分布，均值見表1，均質(zhì)度m 分別為1、3、5、7、10。將生成的力學(xué)參數(shù)數(shù)據(jù)導(dǎo)出，繪成頻數(shù)分布圖。圖2 所示，顆粒間黏結(jié)力學(xué)參數(shù)的分布規(guī)律和預(yù)設(shè)一致。

2 非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學(xué)特性

設(shè)置以下試驗(yàn)來研究非均質(zhì)性對(duì)節(jié)理巖體拉剪強(qiáng)度和破壞模式的影響: 在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、法向拉應(yīng)力為2 MPa、節(jié)理連通率為40%的條件下分別進(jìn)行了不考慮非均質(zhì)性完整巖體( 圖3a) 、考慮非均質(zhì)性完整巖體( 圖3b) 以及考慮非均質(zhì)性且均質(zhì)度取為5 的節(jié)理巖體( 圖3c) 的拉剪試驗(yàn)。

拉剪試驗(yàn)結(jié)果表明均質(zhì)完整巖石、均質(zhì)節(jié)理巖體、非均質(zhì)節(jié)理巖體的峰值剪切強(qiáng)度分別為17.83 MPa、10.17 MPa、9.94 MPa; 峰值水平位移分別為0.056 mm、0.041 mm、0.043 mm。節(jié)理與非均質(zhì)性的存在均顯著降低了巖體的剪切強(qiáng)度和剪切剛度，減弱了巖體抵抗拉剪破壞的能力。

圖2 服從Weibull 分布的黏結(jié)力學(xué)參數(shù)分布圖Fig. 2 Distribution of bond mechanics parameters obeying Weibull distribution

圖3 巖體拉剪試驗(yàn)平行黏結(jié)彈性模量分布圖Fig. 3 Parallel bond elastic modulus distribution diagram of rock mass shearing test

圖4 巖體剪切應(yīng)力－水平位移曲線Fig. 4 Rock mass shear stress-horizontal displacement curve

比較圖4 中均質(zhì)節(jié)理巖體和非均質(zhì)節(jié)理巖體的剪應(yīng)力－水平位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體剪切變形曲線適于用變剛度變形曲線描述，剪應(yīng)力－水平位移曲線主要可以分為3 個(gè)階段:線性變形階段、過渡段、峰值與峰后階段。而均質(zhì)的節(jié)理巖體剪切曲線適于用常剛度變形曲線描述，剪應(yīng)力－水平位移曲線主要可以分為兩個(gè)階段: 線性變形階段、峰值及峰后階段。在剪切的初始階段非均質(zhì)節(jié)理巖體的剪切剛度略高于均質(zhì)節(jié)理巖體，且在微裂紋出現(xiàn)后逐漸降低。這可能是由于非均質(zhì)節(jié)理巖體試樣中力學(xué)參數(shù)較高的黏結(jié)偏多，并且在剪切荷載較低尚未使弱黏結(jié)力學(xué)參數(shù)的粒間黏結(jié)破裂時(shí)起控制作用。隨著剪切荷載增加，裂縫的擴(kuò)展可能受弱黏結(jié)所代表的微缺陷的遷就作用影響，繞過了力學(xué)性質(zhì)強(qiáng)的黏結(jié)而擴(kuò)展，從而對(duì)巖體的宏觀力學(xué)性質(zhì)起顯著的影響，降低了巖體的剪切剛度。和均質(zhì)節(jié)理巖體出現(xiàn)明顯的峰后應(yīng)力降相比，非均質(zhì)節(jié)理巖體的峰后曲線相對(duì)平緩，表現(xiàn)出一定的塑性。

比較圖4 中的裂紋數(shù)目－水平位移曲線可以看出，在同等荷載邊界條件下非均質(zhì)節(jié)理巖體相對(duì)于均質(zhì)節(jié)理巖體，裂紋萌生的時(shí)間提前; 啟裂所需剪切應(yīng)力顯著降低，水平位移增加; 微裂紋的數(shù)目顯著增加，微裂紋的增長速率達(dá)到峰值所需時(shí)間減少了。非均質(zhì)節(jié)理巖體裂紋發(fā)展速度最快的階段在即將到達(dá)峰值剪切強(qiáng)度時(shí); 均質(zhì)節(jié)理巖體裂紋發(fā)展速度最快的階段是在達(dá)到峰值剪切強(qiáng)度之后。

圖5 巖體拉剪破壞模式圖Fig. 5 Failure mode of rock-mass under tension-shear condition

圖5 中均質(zhì)完整巖體最終沿預(yù)定剪切面附近形成貫通節(jié)理面破壞。均質(zhì)節(jié)理巖體受到節(jié)理的誘導(dǎo)，在節(jié)理端部萌生翼型裂紋; 在法向拉應(yīng)力的影響下，裂紋逐漸轉(zhuǎn)為沿與拉應(yīng)力垂直的方向擴(kuò)展、貫通破壞，并最終形成剪切核。非均質(zhì)節(jié)理巖體在節(jié)理端部萌生一段翼型裂紋，但最終仍沿預(yù)定剪切面附近貫通破壞，詳細(xì)的描述將在3.1 節(jié)介紹。由此可以看出非均質(zhì)性對(duì)節(jié)理巖體的拉剪力學(xué)特性有顯著的影響。

3 共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 均質(zhì)度對(duì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學(xué)特性的影響

為研究均質(zhì)度m 對(duì)非均質(zhì)斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪力學(xué)性質(zhì)演化和破壞模式的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、法向拉應(yīng)力為2 MPa、節(jié)理連通率為40%的條件下，針對(duì)均質(zhì)度m =1、3、5、7、10的試樣開展拉剪試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見圖6～圖9。

圖6 不同均質(zhì)度下巖體剪切應(yīng)力－水平位移關(guān)系及剪切強(qiáng)度變化Fig. 6 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength change of rock mass under different homogeneity

從圖6a 可以看出，當(dāng)均質(zhì)度m 在1 ～10 范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí)，節(jié)理巖體的峰值剪切強(qiáng)度隨著均質(zhì)度的增加而顯著提高; 在進(jìn)入非線性剪切階段后，剪切剛度略有增加; 在峰后階段，殘余強(qiáng)度提高; 節(jié)理巖體的宏觀力學(xué)性質(zhì)變強(qiáng)。為了觀察節(jié)理巖體的宏觀力學(xué)性質(zhì)是否會(huì)隨均質(zhì)度m 一直增加，在上述試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，增設(shè)m =15、20、30、50 4 組試驗(yàn)。從圖6b 可以看出，隨著均質(zhì)度的提高，節(jié)理巖體的峰值剪切強(qiáng)度τc提高程度逐漸減弱，趨于穩(wěn)定。m 在1～20 的范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí)，對(duì)節(jié)理巖體峰值剪切強(qiáng)度的影響較大，試驗(yàn)的結(jié)果與尚俊龍等一致。

圖7 不同均質(zhì)度下裂紋發(fā)育數(shù)目－水平位移曲線Fig. 7 Number of crack development-horizontal displacement curves at different homogeneity

圖8 不同均質(zhì)度下節(jié)理巖體拉剪損傷演化過程Fig. 8 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear stress with different homogeneity indexes峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞.藍(lán)色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

從圖7 可以看出，均質(zhì)度在3 ～10 范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí)，隨著均質(zhì)度的提高，啟裂所需水平位移增加，裂紋的總數(shù)目減少。這是因?yàn)?，隨著均質(zhì)度提高，試樣內(nèi)部弱力學(xué)性質(zhì)的黏結(jié)減少，在相同荷載條件下，發(fā)生破裂的黏結(jié)數(shù)目減少。

圖9 不同法向拉應(yīng)力下巖體剪切應(yīng)力－水平位移關(guān)系及剪切強(qiáng)度變化Fig. 9 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength changeof rock mass under different normal tensile stress

圖8 中以微裂紋代表巖體的損傷，反應(yīng)了不同均質(zhì)度節(jié)理巖體在荷載作用下的損傷演化進(jìn)程，從中可以看出均質(zhì)度對(duì)節(jié)理巖體的拉剪破壞模式有顯著的影響。圖8a、圖8b 表明: 在均質(zhì)度較低時(shí)，隨著荷載的增加，首先在巖體各個(gè)部位產(chǎn)生廣泛分布的微裂紋，巖體出現(xiàn)一定程度的損傷; 之后微裂紋在巖橋附近集中、貫通，最終使巖橋發(fā)生破壞; 破裂面破碎程度較高，巖體整體較為破碎，損傷程度較高。在均質(zhì)度相對(duì)較高時(shí)，見圖8c ～圖8e，在加載的初期，首先在節(jié)理的端部萌生翼型裂紋、隨后在巖橋的中部集中出現(xiàn)微裂紋，并向兩側(cè)節(jié)理端部擴(kuò)展，貫通破壞; 破裂面的破碎程度有所降低，有明顯的條帶狀分布規(guī)律，巖體整體損傷程度相對(duì)降低，且損傷集中于破裂面附近。

3.2 法向拉應(yīng)力對(duì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學(xué)特性的影響

為研究法向拉應(yīng)力的大小對(duì)非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪力學(xué)性質(zhì)演化和破壞模式的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、均質(zhì)度m 為7、節(jié)理連通率為40%的條件下，針對(duì)法向拉應(yīng)力大小為0～4 MPa 的試樣開展拉剪試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見圖9 ～圖11。從圖9a 中，可以看出隨著法向拉應(yīng)力的增加，節(jié)理巖體的峰值剪切強(qiáng)度顯著降低，剪切剛度變化不明顯。在低法向拉應(yīng)力水平下，節(jié)理巖體峰后階段應(yīng)力降隨法向拉應(yīng)力增加，節(jié)理巖體的脆性增加，塑性降低。而在高法向拉應(yīng)力水平下，節(jié)理巖體在達(dá)到峰值剪切強(qiáng)度后迅速破壞，幾乎無峰后階段。

此外，從圖9b 中，可以看出共面斷續(xù)雙節(jié)理巖體的峰值剪切強(qiáng)度與法向拉應(yīng)力呈非線性負(fù)相關(guān)的關(guān)系，與黃達(dá)、李守定等人的研究結(jié)果相一致。

從圖10a 中可以看出，法向應(yīng)力在0～4 MPa 范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí)。隨著法向拉應(yīng)力的增加，啟裂所需水平位移降低，裂紋的總數(shù)目呈減少趨勢(shì)。這是因?yàn)?，在相同的剪切加載條件下，隨著法向拉應(yīng)力的增加，巖樣內(nèi)部顆粒間的法向接觸力增大，在加載過程中，更容易發(fā)生應(yīng)力集中從而導(dǎo)致微破裂更容易集中萌生、貫通致使巖體較快的破裂，裂紋的總數(shù)目呈減少趨勢(shì)。

節(jié)理巖體在不同法向拉應(yīng)力條件下的損傷演化如圖11 所示。結(jié)合圖10b，由圖11a、圖11b 可知，當(dāng)法向拉應(yīng)力較小時(shí)( 0 和1 MPa) ，在巖橋附近既出現(xiàn)拉張裂紋，也萌生剪切裂紋; 隨著法向拉應(yīng)力的增加，剪切面附近的拉張裂紋占比增多，節(jié)理巖體的微觀破裂形式從拉剪混合型破壞轉(zhuǎn)化為張拉型破壞; 同時(shí)破裂面的粗糙程度增加，和Cen et al.( 2017) 的研究結(jié)果一致。現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)( Rodriguez et al.，2005) 和室內(nèi)試驗(yàn)( Engelder，1999) 表明，在巖體受力變形破裂的過程中會(huì)形成，沿最大與最小主壓應(yīng)力傾斜方向的剪切裂紋和垂直于最小主應(yīng)力方向的張拉性雁列裂紋共同組合發(fā)展的階梯型破裂面。在本次研究中可以發(fā)現(xiàn)這種階梯型破裂面，如圖12所示。并且隨著法向拉應(yīng)力的增加，沿著破裂面的張拉部分長度增加。節(jié)理巖體在拉剪條件下，破裂面主要呈階梯狀。

圖10 不同法向拉應(yīng)力下裂紋數(shù)目分布圖Fig. 10 Distribution of crack numbers under different normal tensile stress

圖11 不同法向拉力下節(jié)理巖體拉剪損傷演化圖Fig. 11 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear condition with different normal tensile stress峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞藍(lán)色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

3.3 節(jié)理連通率對(duì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學(xué)特性的影響

圖12 節(jié)理巖體階梯狀破裂面Fig. 12 Stepped fracture surface of jointed rock mass

為研究節(jié)理連通率對(duì)巖體拉剪力學(xué)特性的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、均質(zhì)度m 為7 的、法向拉應(yīng)力大小為2 MPa 的邊界條件下，針對(duì)節(jié)理連通率為40%～60%的試樣開展拉剪試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果繪成圖13 ～圖15。圖13a 中為不同節(jié)理連通率影響下節(jié)理巖體的剪切應(yīng)力與水平位移關(guān)系。從圖13a 中可以看出，隨著節(jié)理連通率的提高，巖體的峰值剪切強(qiáng)度明顯呈降低的態(tài)勢(shì); 在高連通率時(shí)( 如55%、60%) ，巖體的剪切強(qiáng)度不再有明顯的峰值點(diǎn)。將不同節(jié)理連通率下的巖體峰值剪切強(qiáng)度提取出來，如圖13b 所示。從圖13b 中可以看出，隨著節(jié)理連通率的增加，巖體的峰值剪切強(qiáng)度與其呈非線性負(fù)相關(guān)的趨勢(shì)。圖14a 反應(yīng)，隨節(jié)理連通率的提高，巖體中因損傷而成生的微裂紋數(shù)目總體上呈減少的趨勢(shì)，降低幅度逐漸減緩直至穩(wěn)定。這可能是由損傷集中區(qū)——巖橋的長度縮短所致。

圖13 不同節(jié)理連通率下巖體剪切應(yīng)力－水平位移關(guān)系及剪切強(qiáng)度變化Fig. 13 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength change of rock mass under different joint connectivity rates

圖14 不同節(jié)理連通率下裂紋數(shù)目分布圖Fig. 14 Distribution of crack number under different joint connectivity rates

將不同連通率的節(jié)理巖體拉剪損傷－破裂演化過程繪制成圖15，如圖15 所示，連通率的改變對(duì)節(jié)理巖體的破壞模式有一定的影響。在連通率較低時(shí)( 如40%、45%) ，隨著剪切荷載的增加，微裂隙首先從節(jié)理端部萌生，并逐漸轉(zhuǎn)向成與法向拉應(yīng)力近乎垂直，向巖橋中部擴(kuò)展一定的距離; 隨后在巖橋的中部出現(xiàn)微裂隙，并向節(jié)理端部擴(kuò)展、貫通形成破裂面，巖體沿單一的破裂面剪切破壞。而在連通率較高時(shí)( 如55%、60%) ，隨著加載的進(jìn)行，首先在節(jié)理的端部萌生翼型裂紋，隨后裂紋沿與法向應(yīng)力垂直的方向擴(kuò)展，并最終和節(jié)理面聚合貫通，在巖橋中部形成較大的剪切核，巖體沿剪切核頂?shù)變蓷l破裂面剪切破壞。結(jié)合圖14b、圖15 可以看出，隨著連通率的提升，拉張裂紋占比增加，巖體由拉剪混合破壞向拉張型破壞轉(zhuǎn)化。

4 結(jié) 論

圖15 不同連通率下節(jié)理巖體拉剪損傷演化過程Fig. 15 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear condition with different joint connectivity rates峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞藍(lán)色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

( 1) 考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體的拉剪宏觀力學(xué)性質(zhì)和不考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體有明顯的差別，其剪切應(yīng)力－水平位移曲線可以分為線性變形階段、非線性變形階段、峰值及峰后階段，剪切強(qiáng)度略有降低，峰后的曲線表現(xiàn)出一定的塑性。

(2) 均質(zhì)度顯著影響節(jié)理巖體剪切強(qiáng)度和微破裂分布。隨著均質(zhì)度的提高，節(jié)理巖體的剪切強(qiáng)度逐漸升高且提升幅度逐漸減弱，趨于穩(wěn)定。均質(zhì)度較低時(shí)，巖體中微裂紋呈彌散型分布，巖體整體損傷程度較高，當(dāng)均質(zhì)度較高時(shí)，巖體中微裂紋在破裂面附近集中分布，破裂面的破碎程度有所降低。

(3) 節(jié)理巖體峰值剪切強(qiáng)度和法向拉應(yīng)力的大小呈非線性負(fù)相關(guān)關(guān)系。隨法向拉應(yīng)力的增加，破裂面附近張拉型裂紋占比增加，節(jié)理巖體由拉剪混合型破壞轉(zhuǎn)化為張拉型破壞，破裂面的粗糙程度有不同程度的增加，并主要呈階梯狀。

(4) 節(jié)理連通率對(duì)巖體的剪切強(qiáng)度和破裂面的幾何分布均有顯著的影響，當(dāng)節(jié)理連通率在40%～60%之間變動(dòng)時(shí)，巖體的剪切強(qiáng)度隨節(jié)理連通率的增加而顯著降低。在低節(jié)理連通率時(shí)，巖體沿單一破裂面剪切破壞; 在高節(jié)理連通率時(shí)，隨加載進(jìn)程，裂紋從兩側(cè)節(jié)理端部萌生，相向擴(kuò)展并最終與兩側(cè)節(jié)理聚合貫通，形成剪切核，巖體沿剪切核頂?shù)椎膬蓷l破裂面破壞。