姜彤, 尹純陽(yáng), 王江鋒, 李洪軍

(1.華北水利水電大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院,河南 鄭州 450046; 2.河南省巖土力學(xué)與結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河南 鄭州 450046)

巖體是水利、交通、采礦、石油開采等工程廣泛遇到的一類復(fù)雜工程介質(zhì)。大量工程巖體的破壞和失穩(wěn)通常是由于荷載作用或地質(zhì)條件改變,巖體中的某些結(jié)構(gòu)面的張開、閉合、起裂、擴(kuò)展及貫通而產(chǎn)生新的剪切滑動(dòng)面所引起的[1]。研究顯示,大量工程巖體中含有非貫通節(jié)理,如圖1所示。非貫通節(jié)理巖體的整體破壞特征表現(xiàn)為原生節(jié)理和自節(jié)理端部擴(kuò)展的巖橋斷面所組成的復(fù)合破壞面[2]。由于巖體中的節(jié)理主要處于壓剪應(yīng)力狀態(tài),多數(shù)情況下破壞面以剪切破壞為主,故采用直剪試驗(yàn)方法可以較好地研究其抗剪強(qiáng)度特性[3]。

國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者采用直剪試驗(yàn)方法研究非貫通節(jié)理巖體的力學(xué)性質(zhì)。SAVILAHTI T等[4]對(duì)含節(jié)理的石膏試件進(jìn)行直剪試驗(yàn),結(jié)果表明,巖橋破壞是由張拉應(yīng)力引起的。GEHLE C和KUTTER H K[5]改變節(jié)理長(zhǎng)度、排列方式、傾角等因素,發(fā)現(xiàn)法向應(yīng)力和節(jié)理傾角對(duì)試件抗剪強(qiáng)度影響最大。WONG R等[6-7]對(duì)3組平行節(jié)理試件進(jìn)行直剪試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)裂隙發(fā)展機(jī)制取決于節(jié)理分布和節(jié)理面上的摩擦因數(shù)。LAJTAI E Z[8-9]按法向應(yīng)力大小,將巖橋破壞分為張拉、剪切和擠壓破壞,提出了Lajtai巖橋破壞理論。JENNINGS J E[10]將節(jié)理和巖橋抗剪強(qiáng)度參數(shù)按照連通率進(jìn)行加權(quán)平均作為斷續(xù)節(jié)理巖體的抗剪強(qiáng)度參數(shù),得到了Jennings抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則。白世偉等[11]、任偉中等[12]采用直剪試驗(yàn),研究了不同連通率、節(jié)理排列、正應(yīng)力條件下閉合節(jié)理和巖橋的剪切面的變形和強(qiáng)度特性及其變化規(guī)律,建立了共面閉合斷續(xù)節(jié)理巖體的初裂強(qiáng)度和貫通破壞強(qiáng)度準(zhǔn)則。劉遠(yuǎn)明等[13-22]改進(jìn)了Lajtai巖橋破壞理論,利用直剪試驗(yàn)研究了共面閉合非貫通節(jié)理巖體的破壞模式,推導(dǎo)出了拉剪復(fù)合破壞模式下非貫通節(jié)理巖體的峰值強(qiáng)度公式。

隨著電子計(jì)算機(jī)的不斷發(fā)展,數(shù)值模擬被廣泛用于直剪試驗(yàn)。GHAZVINIAN A等[23]、SARFARAZI V等[24]采用顆粒流離散元軟件PFC2D研究了巖橋破壞形態(tài),結(jié)果表明其破壞形態(tài)受平行節(jié)理的影響最大。劉順桂等[25]、胡波等[26]采用PFC2D對(duì)模型試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬,推導(dǎo)出了共面閉合斷續(xù)節(jié)理巖體的直剪強(qiáng)度公式。陳慶芝等[27-28]利用PFC2D研究了異面非貫通節(jié)理巖體,發(fā)現(xiàn)節(jié)理起伏角、剪切速率、法向應(yīng)力、連通率、節(jié)理傾角是影響其抗剪強(qiáng)度的主要因素。王桂林等[29-30]采用數(shù)值模擬方法研究了節(jié)理試件在單軸壓縮試驗(yàn)中應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值前、峰值后的能量變化,發(fā)現(xiàn)節(jié)理砂巖峰值前能量突變幅度隨傾角增大呈不對(duì)稱倒“V”形變化趨勢(shì)。韓智銘等[31-32]采用數(shù)值模擬方法研究了節(jié)理巖體的破壞特征,發(fā)現(xiàn)巖體強(qiáng)度隨節(jié)理傾角的變化呈現(xiàn)出多波峰、多波谷的特點(diǎn)。

以上研究主要采用物理模型或者數(shù)值模擬的方法從節(jié)理的數(shù)量、排列方式、起伏角、連通率等角度研究非貫通節(jié)理巖體抗剪強(qiáng)度,對(duì)于巖體結(jié)構(gòu)面上節(jié)理位置和開度的研究相對(duì)較少。實(shí)際上節(jié)理位置和開度對(duì)非貫通節(jié)理巖體抗剪強(qiáng)度同樣有著不可忽視的影響。周輝等[33]通過直剪試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)巖體抗剪強(qiáng)度受節(jié)理位置影響,得到了節(jié)理裂隙位于試件中間時(shí)抗剪強(qiáng)度最小、位于試件后端時(shí)抗剪強(qiáng)度最大、位于試件前端時(shí)抗剪強(qiáng)度介于兩者之間的結(jié)論,但是涉及的節(jié)理位置較少并且沒有考慮到節(jié)理開度的影響。郭朋瑜等[34]通過剪切試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),剪切強(qiáng)度參數(shù)隨節(jié)理位置的變化產(chǎn)生規(guī)律性波動(dòng),且法向應(yīng)力越大,變化幅度越大,但是同樣也沒有考慮到節(jié)理開度的影響。

基于上述分析,本文采用模型試驗(yàn)的方法,通過水泥漿模擬類巖石材料,結(jié)合文獻(xiàn)[33]的研究結(jié)果,將巖體結(jié)構(gòu)面上的裂隙位置從3個(gè)增加至5個(gè),同時(shí)增設(shè)1、2 mm兩種裂隙開度,澆筑不同結(jié)構(gòu)面的非貫通節(jié)理巖體進(jìn)行直剪試驗(yàn),進(jìn)一步研究對(duì)非貫通節(jié)理巖體結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)采用TAW-2000型微機(jī)伺服巖石高低溫三軸試驗(yàn)儀進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn),采用RLJW-2000型微機(jī)伺服巖石剪切流變儀進(jìn)行直剪試驗(yàn)。該剪切試驗(yàn)系統(tǒng)垂直液壓缸最大軸向力為2 000 kN,活塞最大位移為200 mm,水平液壓缸最大出力為1 000 kN,活塞行程為100 mm。試驗(yàn)設(shè)備如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)設(shè)備

1.2 試樣制備

選用河南省新鄉(xiāng)市新星水泥廠生產(chǎn)的普通硅酸鹽水泥P·O42.5作為原料,按水灰比1∶2的比例拌和。采用圓柱模具澆筑50 mm×100 mm標(biāo)準(zhǔn)試件。制樣時(shí),首先將稱量好的水泥與水混合攪拌均勻,待不再有氣泡冒出后,將水泥漿液倒入圓柱模具。靜置12 h后整平,再放置12 h后脫模,然后放入水中養(yǎng)護(hù)28 d進(jìn)行試驗(yàn)。圖3為本次類巖石試件與粗綠砂巖試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,類巖石試件基本力學(xué)參數(shù)見表1。

圖3 圓柱標(biāo)準(zhǔn)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表1 類巖石試件基本力學(xué)參數(shù)

采用純鋼模具澆筑11組100 mm×100 mm×100 mm類巖石試件,其中完整試件1組,裂隙試件10組,每組試件4個(gè)。制樣時(shí),將攪拌均勻的水泥漿液倒入模具后,在相應(yīng)位置插入預(yù)制鋼片。靜置3 h后拔出鋼片,放置24 h脫模后放入水中養(yǎng)護(hù)28 d。本次試驗(yàn)試件裂隙長(zhǎng)度為20 mm,設(shè)置5個(gè)裂隙位置,每個(gè)位置設(shè)置兩種開度。圖4為試件裂隙位置示意圖,其中:裂隙位置一緊貼上擋板剪刃,裂隙中心距剪刃10 mm;位置二緊靠位置一,裂隙中心距剪刃30 mm;位置三緊靠位置二,裂隙中心距剪刃50 mm;位置四緊靠位置三,裂隙中心距剪刃70 mm;位置五緊貼下?lián)醢寮羧?裂隙中心距剪刃90 mm。裂隙位置一試件受力示意圖如圖5所示。圖6為不同裂隙開度和位置的澆筑試件,圖中第一排為1 mm開度裂隙試件,第二排為2 mm開度裂隙試件。

圖4 不同裂隙位置示意圖

圖5 直剪試驗(yàn)中試件的受力示意圖

圖6 不同裂隙開度和位置的澆筑試件

1.3 試驗(yàn)方法

將養(yǎng)護(hù)好的試件放置在RLJW-2000型微機(jī)伺服巖石剪切流變儀上進(jìn)行直剪試驗(yàn),依次施加0.5、2.0、3.5 MPa 3種正應(yīng)力,控制試驗(yàn)剪切速率為0.5 mm/min,獲取試件的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線。然后將試件的抗剪強(qiáng)度與正應(yīng)力進(jìn)行線性擬合得到庫(kù)倫線,計(jì)算得到每組試件的抗剪強(qiáng)度參數(shù)。對(duì)應(yīng)不同裂隙位置和開度,分析其對(duì)巖體抗剪強(qiáng)度的影響規(guī)律。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 抗剪強(qiáng)度特征

圖7為完整試件剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線。由圖7可知,直剪試驗(yàn)中,試件的破壞過程可分為3個(gè)階段:以0.5 MPa正應(yīng)力下完整試件的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線為例,剪應(yīng)力從零到τp1為彈性階段,此階段結(jié)束后試件內(nèi)部開始出現(xiàn)張裂隙;剪應(yīng)力從τp1到τf1為塑性階段,此時(shí)試件中裂隙開始擴(kuò)展;剪應(yīng)力從τf1到τo1為破壞階段,此時(shí)試件裂隙貫通,剪切面完全破壞。

圖7 完整試件剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線

圖8為完整試件裂隙擴(kuò)展過程圖,圖中紅色線條代表試件表面出現(xiàn)的裂隙。由圖8可知,在彈性階段,試件表面未出現(xiàn)裂隙;試件進(jìn)入塑形階段后,試件中部開始出現(xiàn)細(xì)小裂隙,并且裂隙隨剪應(yīng)力的增大不斷擴(kuò)展;試件進(jìn)入破壞階段后,此時(shí)試件裂隙已經(jīng)貫通,試件完全破壞。

圖8 完整試件的裂隙擴(kuò)展過程

圖9為正應(yīng)力為2.0 MPa下完整試件與裂隙試件的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線。

圖9 完整試件與裂隙試件的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線對(duì)比圖

由圖9可知:與完整試件相比,裂隙試件抗剪強(qiáng)度明顯降低,兩種開度裂隙試件的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線相似,具有相近的剪切模量和峰后形態(tài),并且1 mm開度裂隙試件的抗剪強(qiáng)度小于2 mm開度裂隙試件的。

巖石的抗剪強(qiáng)度可用黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ來表示,并且在正應(yīng)力小于10 MPa時(shí),τf-σ關(guān)系曲線可近似看作直線,即庫(kù)倫方程式為:

τf=c+σtanφ。

(1)

式中:τf為抗剪強(qiáng)度;c為巖石的黏聚力;φ為巖石的內(nèi)摩擦角。

Jennings認(rèn)為巖體抗剪強(qiáng)度由巖橋和節(jié)理共同承擔(dān),并在Mohr-Coulomb準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上,將節(jié)理和巖橋抗剪強(qiáng)度參數(shù)按連通率進(jìn)行加權(quán)平均,得到非貫通節(jié)理巖體的抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則,計(jì)算公式如下:

τ=c+σntanφ;

(2)

c=kcj+(1-k)cb;

(3)

tanφ=ktanφj+(1-k)tanφb。

(4)

式中:τ為剪應(yīng)力;σn為法向正應(yīng)力;c為加權(quán)平均黏聚力;φ為加權(quán)平均內(nèi)摩擦角;cj為節(jié)理面的黏聚力;cb為巖橋的黏聚力;φj為節(jié)理面的內(nèi)摩擦角;φb為巖橋的內(nèi)摩擦角;k為節(jié)理的連通率。

唐志成等[19]在此基礎(chǔ)上考慮巖橋弱化和節(jié)理起伏角等因素,提出了修正的Jennings強(qiáng)度公式,計(jì)算結(jié)果與某些試驗(yàn)數(shù)值具有較好的一致性。

上述方法均未考慮裂隙位置與開度對(duì)巖體抗剪強(qiáng)度的影響,即在連通率和節(jié)理起伏角一定的情況下,按Jennings公式計(jì)算,本次試驗(yàn)裂隙試件的抗剪強(qiáng)度相同。然而試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示,在連通率和節(jié)理起伏角相同時(shí),不同裂隙位置和開度試件的抗剪強(qiáng)度并不相同。因此,需要進(jìn)一步研究裂隙位置和開度對(duì)巖體抗剪強(qiáng)度的影響。圖10為試件抗剪強(qiáng)度與正應(yīng)力關(guān)系圖。

圖10 試件抗剪強(qiáng)度與正應(yīng)力關(guān)系

由圖10可知:當(dāng)裂隙位于位置三時(shí),裂隙對(duì)巖體的抗剪強(qiáng)度影響較大,1 mm開度裂隙試件的黏聚力約為完整試件的40%,2 mm開度裂隙試件黏聚力約為完整試件的56%;當(dāng)裂隙位于位置二和位置四時(shí),裂隙對(duì)巖體的抗剪強(qiáng)度影響減弱,1 mm開度裂隙試件黏聚力約為完整試件的64%,2 mm開度裂隙試件黏聚力約為完整試件的82%;當(dāng)裂隙位于位置一和位置五時(shí),裂隙對(duì)巖體的抗剪強(qiáng)度影響相對(duì)較小,1 mm開度裂隙試件黏聚力約為完整試件的85%,2 mm開度裂隙試件黏聚力約為完整試件的93%。

當(dāng)裂隙位置一定時(shí),1 mm開度裂隙試件抗剪強(qiáng)度明顯小于同位置的2 mm開度裂隙試件的。本次試驗(yàn)中,裂隙位于位置二、三、四時(shí),1 mm開度裂隙試件黏聚力比2 mm開度裂隙試件的降低約20%;裂隙位于位置一和位置五時(shí),1 mm開度裂隙試件黏聚力比2 mm開度裂隙試件的降低約10%。裂隙試件抗剪強(qiáng)度參數(shù)具體數(shù)值見表2。

表2 裂隙試件抗剪強(qiáng)度參數(shù)

根據(jù)表2做黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ隨裂隙位置變化的關(guān)系曲線,如圖11所示,圖中橫坐標(biāo)1、2、3、4、5分別表示裂隙位置一、位置二、位置三、位置四、位置五(裂隙位置如圖4所示)。由圖11(a)可知:裂隙試件黏聚力c與裂隙位置關(guān)系整體呈“V”形趨勢(shì);裂隙位于位置五時(shí),試件c值的大小與位置一試件的相近;裂隙位于位置四時(shí),試件值的大小與位置二試件的相近。結(jié)合表2數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),位置四、位置五試件的黏聚力c略大于位置二、位置一試件的,此規(guī)律與周輝等[23]試驗(yàn)所得規(guī)律類似。由圖11(b)可知,內(nèi)摩擦角隨裂隙位置和開度變化的幅度很小,φ值大小基本保持一致。

圖11 裂隙試件抗剪強(qiáng)度參數(shù)與裂隙位置關(guān)系曲線

2.2 裂隙擴(kuò)展和剪斷面破壞特征

詳細(xì)觀察并記錄裂隙試件破壞形態(tài),圖12為正應(yīng)力0.5 MPa下試件結(jié)構(gòu)面裂隙圖,圖中綠框內(nèi)為預(yù)制裂隙位置,藍(lán)色線條代表試件表面出現(xiàn)的張拉裂隙,紅色線條代表裂隙擴(kuò)展形態(tài)。由圖12可知:對(duì)于1 mm開度試件,當(dāng)裂隙位于位置三時(shí),裂隙面主要發(fā)生剪切破壞,破壞面表面光滑,基本沿水平剪力方向擴(kuò)展,破壞面傾角約為0°,被裂隙擴(kuò)展面分隔開的上、下巖塊側(cè)壁(后面簡(jiǎn)稱上、下側(cè)壁)完好,沒有出現(xiàn)張拉裂隙和破碎情況;當(dāng)裂隙位于位置二和位置四時(shí),裂隙面發(fā)生以剪切破壞為主的拉剪破壞,破壞面為平坦的臺(tái)階形,裂隙沿著與水平剪力成5°～15°夾角的方向擴(kuò)展,上、下側(cè)壁出現(xiàn)小塊碎片掉落,裂隙和試件端部出現(xiàn)張拉裂紋;當(dāng)裂隙位于位置一和位置五時(shí),裂隙面出現(xiàn)明顯的張拉破壞特征,裂隙擴(kuò)展面為粗糙的波浪形,破壞面傾角為15°～25°,上、下側(cè)壁有條狀碎塊掉落,裂隙端部出現(xiàn)貫通至試件上、下端面的張拉裂紋。

對(duì)比圖12(a)、圖12(b)發(fā)現(xiàn),裂隙位置相同時(shí),2 mm開度試件的裂隙貫通擴(kuò)展規(guī)律與1 mm開度試件的類似,但裂隙破壞面整體起伏度更大,破壞面傾角更大,這也是2 mm開度的裂隙試件抗剪強(qiáng)度大于1 mm開度試件的原因所在。

將試件沿裂隙貫通擴(kuò)展面分開,觀察其破壞特征。圖13為正應(yīng)力0.5 MPa下裂隙試件斷面圖,圖中綠框內(nèi)為預(yù)制裂隙位置。由圖13可知:當(dāng)裂隙位于位置三時(shí),裂隙破壞面較為平整,與裂隙基本平齊,起伏差為1～4 mm,在剪斷面兩側(cè)有明顯的條狀摩擦痕跡;當(dāng)裂隙位于位置二和位置四時(shí),剪切面凹凸不平,起伏差為3～7 mm,結(jié)構(gòu)面上有片狀碎塊產(chǎn)生;當(dāng)裂隙位于位置一和位置五時(shí),剪切面相對(duì)粗糙,起伏差為6～10 mm,結(jié)構(gòu)面上有長(zhǎng)條狀碎片產(chǎn)生。

圖13 裂隙試件剪切斷面圖

對(duì)比圖13(a)、圖13(b)發(fā)現(xiàn),裂隙位置相同時(shí),2 mm開度試件剪斷面破壞規(guī)律與1 mm開度試件的類似,但剪斷面更加凹凸不平、起伏差更大。

3 結(jié)語(yǔ)

本文試驗(yàn)結(jié)果表明,利用Jennings準(zhǔn)則求得的巖體抗剪強(qiáng)度是不精確的。對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)巖體而言,即使裂隙連通率和起伏度相同,在裂隙位置和開度不同的情況下,巖橋內(nèi)部應(yīng)力分布和損傷就會(huì)存在差異,其抗剪強(qiáng)度也會(huì)發(fā)生變化。因此,本次試驗(yàn)采用水泥漿為類巖石材料,澆筑不同裂隙位置和開度的巖體試件,分析直剪試驗(yàn)后各組試件的抗剪強(qiáng)度和裂隙擴(kuò)展情況,主要得出以下結(jié)論:

1)裂隙對(duì)巖體的抗剪強(qiáng)度影響顯著。在正應(yīng)力同為0.5 MPa情況下,裂隙位于位置三時(shí),1 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的40%～42%,2 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的56%～58%;裂隙位于位置二和位置四時(shí),1 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的62%～64%,2 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的79%～83%;裂隙位于位置一和位置五時(shí),1 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的85%～87%,2 mm開度試件抗剪強(qiáng)度為完整試件的92%～96%。

2)裂隙位置對(duì)試件的抗剪強(qiáng)度參數(shù)有主要影響。在裂隙連通率和起伏度一定的情況下,裂隙位于位置三時(shí),1 mm開度試件黏聚力約為完整試件的40%,2 mm開度試件黏聚力約為完整試件的56%;裂隙位于位置二和位置四時(shí),1 mm開度試件黏聚力約為完整試件的64%,2 mm開度試件黏聚力約為完整試件的82%;裂隙位于位置一和位置五時(shí),1 mm開度試件黏聚力約為完整試件的85%,2 mm開度試件黏聚力約為完整試件的93%。而裂隙位置和開度對(duì)試件內(nèi)摩擦角的影響不太顯著,在2種開度、5個(gè)裂隙位置的情況下,試件的內(nèi)摩擦角基本保持一致。

3)裂隙位置和開度影響巖體的裂隙面擴(kuò)展和剪斷面破壞特征。當(dāng)裂隙位于位置三時(shí),裂隙面主要發(fā)生剪切破壞,破壞面表面光滑,基本沿水平剪力方向擴(kuò)展;當(dāng)裂隙位于位置二和位置四時(shí),裂隙面發(fā)生以剪切破壞為主的拉剪破壞,破壞面為平坦的臺(tái)階形,裂隙和試件端部出現(xiàn)張拉裂紋;當(dāng)裂隙位于位置一和位置五時(shí),裂隙面出現(xiàn)明顯的張拉破壞特征,裂隙擴(kuò)展面為粗糙的波浪形,上、下側(cè)壁有條狀碎塊掉落,裂隙端部出現(xiàn)貫通至試件上、下端面的張拉裂紋?？傮w上,2 mm開度試件的裂隙貫通擴(kuò)展程度與1 mm開度試件的相比,裂隙破壞貫通面整體起伏度更大,破壞面傾角更大。因此,試驗(yàn)中出現(xiàn)2 mm開度的裂隙試件抗剪強(qiáng)度大于1 mm開度裂隙試件的情況。

本次研究中僅對(duì)平直裂隙試件進(jìn)行了試驗(yàn)分析,得到了裂隙位置和開度對(duì)巖體抗剪強(qiáng)度的影響規(guī)律。研究結(jié)果對(duì)加深裂隙巖體剪切破壞規(guī)律和破壞機(jī)制的認(rèn)識(shí)、現(xiàn)場(chǎng)裂隙巖體抗剪強(qiáng)度的合理取值,均具有一定指導(dǎo)意義。后續(xù)試驗(yàn)將改變裂隙角度,進(jìn)一步探究裂隙巖體的抗剪強(qiáng)度規(guī)律。