基于顆粒離散元法的錨固節理剪切行為宏細觀研究

王 剛,袁 康,蔣宇靜,石永奎,陳連軍,韓作振

(1.山東科技大學礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地,山東青島 266590;2.山東科技大學山東省土木工程防災減災重點實驗室,山東青島 266590;3.山東省礦山災害預防控制重點實驗室,山東青島 266590)

基于顆粒離散元法的錨固節理剪切行為宏細觀研究

王 剛1,2,3,袁 康1,3,蔣宇靜1,3,石永奎1,3,陳連軍1,3,韓作振1,3

(1.山東科技大學礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地,山東青島 266590;2.山東科技大學山東省土木工程防災減災重點實驗室,山東青島 266590;3.山東省礦山災害預防控制重點實驗室,山東青島 266590)

為了研究錨固節理巖體的破壞特點及錨固機理,基于顆粒離散元法利用修正的錨桿雙線性本構模型對有錨和無錨節理面在不同邊界條件下進行了宏觀研究,并對錨固節理試件內部顆粒之間接觸力和顆粒旋轉弧度等的演化過程進行了細觀研究。研究結果表明:①壓剪作用下錨固節理塊體中處于拉伸狀態的錨桿對節理面施加了一個附加的法向應力,從而提高了節理面的黏聚力;隨著法向應力的增加,錨桿對節理面峰值剪切強度的貢獻越來越小,在宏觀上揭示了加錨節理巖體的錨固機理。②壓剪荷載和邊界位移約束共同作用下,錨固節理試件內部顆粒間接觸力和顆粒自身位置不斷演化并重新分布,在錨桿周圍以及節理面凸起處產生較高的接觸壓力并在錨桿與節理面交叉處發生較大的顆粒旋轉弧度,進而導致壓致拉裂紋的產生以及顆粒旋轉導致的剪切裂紋的萌生,從細觀層面揭示了錨固節理巖體的破壞特點。

錨固節理;顆粒離散元法;剪切試驗;接觸力;顆粒旋轉弧度;細觀裂紋

節理普遍存在于工程巖體中,節理巖體中塊體常常沿著節理面發生剪切滑移或錯動,造成巖體的失穩和破壞。自20世紀60年代以來,對巖石節理剪切行為的研究一直是國內外學者的研究熱點,并取得了眾多研究成果[1-9],這對于認識節理巖體的破壞特點以及針對其特點進行支護設計具有重要的參考價值。由于錨桿對加固圍巖和改善圍巖強度具有十分明顯的作用,并且可以限制塊體的層間錯動或滑移,提高巖體的穩定性,尤其是全長黏結錨桿已被廣泛地應用于節理巖體的錨固領域。然而,由于節理巖體的各向異性和節理面發育的復雜性,為了更清楚的認識加錨節理巖體的宏細觀力學響應,國內外學者對錨固節理在剪切荷載下的剪切行為進行了許多的試驗和理論研究。

國外方面,Sten Bjurstr?m在1974年通過對嵌入花崗巖塊體中的全長水泥砂漿錨桿進行剪切試驗,研究了錨桿對節理面抗剪強度的影響[10]。Hass采用多種類型全尺寸的錨桿進行大尺寸的巖石破裂面加錨剪切試驗研究,得出了在較低法向應力水平下加錨節理面抗剪強度相對于無錨節理面增加明顯,而在較高法向應力下則增加較小的結論[11]。Spang和Egger研究了剪切過程中錨桿的變形,發現了變形后錨桿中的2個奇異點,一個是在錨桿與節理面交叉處,另一個在節理面兩側的塑性鉸處[12]。Ferrero通過試驗和數值模擬及理論分析對錨固的節理中錨桿的銷釘作用和由于錨桿變形產生的軸向力對抗剪性能的影響,并據此提出了錨桿失效機理的分析模型[13]。F.Pellet等根據加錨節理剪切過程中的軸力和剪力特征以及錨桿的變形特征,提出了一種新的錨桿失效機制的分析模型,建立了錨桿傾角、錨桿的力學性質巖石強度等與錨固節理抗剪強度的關系[14]。N.Aziz等通過室內雙剪試驗裝置和ANSYS有限元軟件研究了灌漿體厚度對錨桿-漿體-混凝土基體相互作用的影響和對錨桿彎曲行為的影響[15]。Hossein Jalalifar等通過室內雙剪試驗和有限元模擬研究了錨桿形狀、圍巖強度和錨桿預應力對全長錨固錨桿彎曲變形行為的影響[16]。

我國學者在錨固節理面剪切方面也進行了很多的研究,并取得了不少研究成果。葛修潤等通過加錨節理巖體進行抗剪性能的室內模擬試驗和理論分析,著重探討了錨桿對節理面抗剪性能的影響,以及桿體阻止節理面相對錯動的“銷釘”作用機制,并提出了改進的估算加錨節理面的抗剪強度公式[17]。劉波對加錨節理錨桿橫向作用進行了系統的模擬試驗,對錨桿的橫向效應和剪切過程中的綜合抗力進行了研究[18]。楊松林等提出了定量評價錨桿對節理加固作用的理論公式,并利用提出的公式研究了影響錨桿加固作用的一些重要因素[19]。溫進濤等對含結構面巖體的錨索錨固機理做了室內模擬實驗研究,并監測了錨索加載過程中的受力變化情況[20]。程東幸等對錨固節理巖體的等效力學參數進行了研究,指出錨固使得節理面的黏聚力提高較多[21]。宋宏偉利用數值分析軟件ANSYS研究了錨桿的橫向作用機理,分析了加錨非連續巖體與錨桿的錯動變形和受力規律[22]。劉愛卿等通過FLAC3D軟件著重研究了圍巖強度、錨桿以及預應力對節理面抗剪性能的影響[23]。

由此可見,現有的研究成果主要是從宏觀方面對錨桿和加錨節理面抗剪強度進行試驗和數值模擬研究,部分地揭示了加錨節理的剪切行為特征,但關于錨固節理剪切行為的細觀研究還鮮見報道。顆粒離散元法(distinct element method,DEM)是被不同學科和工程領域廣泛應用的方法,各學科結合各自的理論基礎和研究范圍,對顆粒離散元法進行改進、完善,因此各學科間的發展各有側重,可進行相互借鑒。筆者在現有研究成果的基礎上,采用顆粒離散元軟件PFC2D對錨固節理剪切行為進行細觀研究,進一步揭示錨固節理剪切破壞的宏細觀力學機制。

1 顆粒流程序簡介與平行黏結模型

PFC[24]是由Itasca公司開發的商業離散元軟件,現已被廣泛用于巖石力學問題的研究。PFC采用顆粒集合體表征介質,以牛頓第二定律和力與位移的關系為基礎,可以模擬圓形顆粒的運動與相互作用問題,也可以通過2個或多個顆粒與其直接相鄰的顆粒連接形成任意形狀的組合體來模擬塊體結構問題。顆粒單元被視為剛性體,它們之間的相互作用是通過接觸產生的,其相互作用的本構模型包含3種:接觸剛度模型、滑動模型和黏結模型。黏結模型又分為2種:接觸黏結模型和平行黏結模型。

平行黏結填充在顆粒接觸點鄰近區域,可以視為一組彈簧均勻設置在以接觸點為中心的2個接觸顆粒鄰近區域上,既具有法向剛度和切向剛度,也具有法向抗拉強度和切向抗剪強度[24-25]。平行黏結模型中黏結的受力遵循力與位移的關系。平行黏結的受力-位移關系由法向及切向剛度kn,ks,抗拉及抗剪強度σc,τc,黏結半徑因子λ等參數得到。作用于平行黏結上的合力和合力矩可以用Fi和Mi表示。合力和合力矩又由分為法向和切向方向的分量組成,可以表示為

式中,Fn和Fs分別為作用在黏結上的軸向力和切向力;Mn和Ms分別為作用在黏結上的軸向彎矩和切向彎矩;ni為單位法向向量;ti為單位切向向量。

平行黏結一旦形成,Fi和Mi將會被初始化為0。隨后的相對位移增量和相對轉動增量所引起的彈性力和力矩將會被疊加到當前數值,由相對位移增量和相對轉動增量所產生的彈性力和力矩的表達式如下:

其中,A,I分別為平行黏結橫截面的面積和慣性矩; ΔUn為計算時步內接觸法向位移增量;ΔUs為計算時步內接觸切向位移增量;Δθs為計算時步內接切向旋轉弧度增量,無量綱。在PFC2D中其計算公式如下:

式中,R為兩接觸顆粒平均半徑;t為顆粒單元厚度。

作用在平行黏結上的最大拉伸應力和剪切應力是由梁彎曲理論得到的,即

當作用在黏結上的最大拉伸應力超過了黏結本身的極限抗拉強度時,黏結就會斷裂,并產生張拉裂紋;當作用在黏結上的最大剪切應力超過了黏結本身的極限抗剪強度時,黏結也會斷裂,產生剪切裂紋。黏結的破裂過程如圖1所示[26]。PFC可以通過內置FISH語言實現對計算過程中裂紋的監測。

圖1 平行黏結破裂機理分析[26]Fig.1 Illustration of yielding process for parallel bond[26]

2 加錨節理顆粒流剪切試驗模擬

2.1 巖石材料細觀參數的選取

為了把巖石的宏細觀性質聯系在一起,進行剪切模擬數值實驗前,需要對細觀參數進行校核,獲取符合巖石宏觀特性的細觀參數。為此,通過一系列雙軸壓縮數值模擬試驗來反演模擬巖石細觀參數。雙軸壓縮模型中試樣尺寸為50 mm×100 mm,采用的數值試樣細觀力學參數見表1[27]。

表1 巖石試樣細觀參數[27]Table 1 Micro-parameters of rock sample[27]

采用上述細觀校核參數,分別在圍壓為0,2,4和6 MPa下進行壓縮試驗。圖2是壓縮之后試件的破壞情況,白色的區域是裂紋產生后形成的破裂帶。圖3是該參數下試件的莫爾圓及其強度包絡線。由圖可知,該參數下試件的黏聚力為10.51 MPa,內摩擦角為25.3°,單軸抗壓強度經計算可知為33 MPa。

2.2 雙線性錨桿本構模型

圖2 不同圍壓下的巖樣破壞Fig.2 Samples after biaxial test simulations under different confining pressures

圖3 壓縮試驗的莫爾圓及強度包絡線Fig.3 Mohr circles corresponding to biaxial test simulations at different confining pressures

圖4(a)是未經修改的表示錨桿線彈性變形的本構模型,它的缺點是在與實際中錨桿抗拉強度和彈性模量相聯系時,錨桿斷裂時伸長率不符合實際要求,只能表示錨桿等金屬介質在彈性階段的特性,不能表示金屬介質屈服之后的塑性大變形特征。因此,基于PFC內置FISH語言進行對錨桿本構模型進行修正,將使其既滿足實際錨桿的剛度要求,又滿足較大的可變形能力要求。圖4(b)為修改的錨桿雙線性模型,對錨桿設置一個屈服強度,在屈服強度之前,錨桿的應力-應變關系處于線彈性階段,而當錨桿軸向的應力超過屈服強度后,黏結不會破裂,仍能有一定的承載能力,只不過應力增加的速率降低了。當軸向應力超過黏結的極限抗拉強度時,也就是到達錨桿本身的應變極限時,黏結才破裂,失去承載能力。

圖4 錨桿本構模型示意Fig.4 Illustration of bolt’s constitutive model

2.3 加錨巖石節理面直剪試驗模型

加錨巖石節理剪切數值模型采用PFC2D程序進行。模型尺寸為100 mm×50 mm,包含上下部巖石、灌漿體以及節理面和錨桿,總計2 921個顆粒。巖石選用壓縮試驗確定的參數,灌漿體在原來巖石參數的基礎上將平行黏結強度變為40 MPa,節理面是由未經黏結的圓形顆粒通過軟件命令生成,其平行黏結剛度和平行黏結強度大小設置為0。錨桿采用平行黏結模型,因為平行黏結模型既可以傳遞力也可以傳遞彎矩。模型外部的剪切盒由wall單元組合構成,其中5號墻體作為剪切加載墻,而1號、5號、6號墻體單元共同構成下部主動剪切盒,使得模型在水平方向運動。上部剪切盒水平方向固定,只有2號墻體可以上下運動,而且2號墻體作為伺服墻體,對模型施加恒定的法向荷載。完整模型如圖5所示:淺灰色細顆粒代表巖體,中間10個互相外切的淺灰色顆粒代表錨桿,錨桿周圍的深灰色顆粒代表灌漿體,黑色的顆粒代表節理面。

圖5 加錨節理剪切數值模型Fig.5 Numerical model of bolted joint

模型試驗過程中采用伺服加載、應變控制的方式進行:在剪切過程中,通過對2號墻體采用伺服機制進行對整個模型施加恒定的法向荷載,并把其豎直方向的位移作為法向位移。通過對模型下部右端的5號墻體單元施加恒定的加載速率并將其水平位移作為剪切位移來實現對模型的剪切。以5號、6號墻體單元受到的水平方向不平衡力除以節理面的水平投影面積作為平均剪切應力,當試件的剪切位移達到預設值時試驗終止,在剪切過程中動態記錄試件的剪切應力、法向位移、顆粒間接觸力、顆粒體旋轉弧度以及裂紋的位置、類型和數目等情況。

3 結果分析

3.1 宏細觀剪切行為

采用不同彈性模量的錨桿對節理試件進行不同法向應力下的加錨剪切數值模擬試驗,研究剪切過程中錨固節理的宏細觀力學響應。圖6為不同法向應力下無錨與加錨峰值剪切強度,可以看出,在較低的法向應力水平下,加錨之后節理面抗剪強度相當于與無錨節理面而言增加值較大,而隨著法向應力的逐漸增大,這個增加值是逐漸減小的,這與Hass[11]得出的結論相一致。因此,隨著法向應力的增加,錨桿對節理面的加固效果逐漸減弱,如圖7所示,這是因為錨桿加固節理時,由于節理的錯動導致錨桿處于受拉狀態,而受拉的錨桿相當于增加了節理面的法向應力。此外,從圖中還可以看出,節理面經錨桿錨固后,節理面的黏聚力有了很大的提升,而節理面內摩擦角有所減小。另外,隨著錨桿彈性模量的增加,其加固節理后對節理面黏聚力的提升越顯著。因此,錨桿加固節理巖體的錨固機理就是錨桿增加了節理面的黏聚力,提高了巖體的完整性,進而提高了節理巖體的穩定性。

圖6 不同法向應力下無錨與加錨峰值剪切強度Fig.6 Peak shear stress of rock joint with and without bolt under different normal stress

3.2 顆粒間接觸力演化

在5 MPa法向應力作用下剪切應力-法向位移和細觀裂紋數目隨剪切位移增長的演化曲線中設置6個監測點,用于研究剪切試驗過程中試樣內部顆粒間接觸力、顆粒旋轉弧度及細觀裂紋演化特征,如圖8所示。其中,a對應于剪切試驗起始點,c對應于剪切應力-剪切位移曲線峰值點,b,d,e,f分別是對應于剪切位移達到0.297,0.877,1.660及2.500 mm的監測點。圖9是5 MPa法向應力作用下錨固節理試件內部在上述監測點的接觸力分布及大小演化情況。

圖7 不同法向應力和錨桿剛度下峰值剪切強度提高比率Fig.7 Ration of increase in peak shear stress with different bolt’s stiffness under different normal stress

圖8 錨固節理剪應力、法向位移、裂紋數目-剪切位移演化曲線Fig.8 Evolution curves of shear stress,normal displacement and crack number at normal stress

圖9 不同剪切位移下接觸力演化Fig.9 Evolution graph of contact force at different shear displacement

由圖9可以看出,在剪切試驗的起始階段,錨固節理試件內部并無細觀裂紋產生,直到剪切應力增加到一定程度,即宏觀上達到試件的啟裂強度以后,才會有細觀裂紋產生。此后,隨著剪切位移的逐漸增長,裂紋數量開始增加,并且在剪切應力達到峰值強度時,裂紋數量增加的速率急劇變大,在維持很短的剪切位移后,裂紋的增長速率又逐漸趨向于變緩。這個變化趨勢與法向應力的變化趨勢也是一致的。

在加錨剪切試驗的起始位置a點,試件上僅有法向荷載作用,錨固節理試件處于壓縮狀態,顆粒間以接觸壓力為主。從圖9中可以看出,粒間接觸力主要分布在錨桿周圍,這是由于錨桿安裝后并施加法向應力導致錨桿與周圍介質之間緊密接觸而造成的;但是其他區域接觸力分布是比較均勻的,顆粒間接觸壓力最大值為63.54 kN。

當剪切應力-剪切位移曲線到達b點,由于作用在錨固節理試件上的剪切荷載逐漸變大,在剪切荷載、法向荷載和上部塊體位移約束的共同作用下,試件內部顆粒間接觸壓力最大值上升到84.59 kN。粒間接觸力的方向開始向剪切荷載加載端偏轉,并且錨桿顆粒與周圍顆粒之間的接觸力開始出現集中。從接觸力等值線可以看出,接觸力較集中的地方位于2個加載端和錨桿的四周。

當剪切應力-剪切位移曲線到達c點,整個錨固試件模型處于最大的剪切荷載作用下,2個加載端的接觸力集中現象變得不再明顯,2個非加載端此時也出現可一定程度的應力集中,整體來講,顆粒間接觸力又重新處于分布較均勻的狀態,不過此時顆粒間的接觸力普遍升高,最大顆粒間接觸力達到116.8 kN。

剪切試驗繼續進行,當剪切應力-剪切位移曲線到達d點后,剪切應力-剪切位移曲線進入了殘余階段,在此階段,節理面上的顆粒多發生摩擦滑移,由于顆粒粒徑的原因,導致節理面實際也是凹凸不平的,因此出現了剪切應力-剪切位移曲線振蕩波動的情形,進而導致顆粒間最大接觸力也出現波動行為,詳見表2。節理面法向剪脹的速率有所下降,此時接觸力集中現象變得越來越明顯,接觸力集中發生在2個加載端以及加載端與錨桿接觸的位置以及節理面上一些較小的凸起處。

表2 不同剪切位移下錨固試件內最大顆粒接觸力Table 2 Maximum particle contact force in sample at different shear displacement

3.3 顆粒旋轉弧度演化

顆粒旋轉弧度是表征顆粒在生成之后顆粒運動過程中旋轉弧度的累積情況,以逆時針方向旋轉為正,順時針旋轉方向為負。一般而言,顆粒體之間發生剪切滑移的時候往往會伴隨著顆粒體的偏轉,顆粒體的旋轉往往又會造成顆粒體之間發生剪切錯動,當顆粒體之間剪切力超過顆粒體之間的切向黏結強度時,剪切裂紋就會產生。因此,從一定程度上講,剪切裂紋的產生是由于顆粒體的旋轉造成的,當顆粒旋轉的角度較大的時候,黏結就有可能發生剪切破壞。

由于巖石試件從右向左剪切,顆粒的旋轉方向以順時針為主,圖10為不同監測點下試件內部顆粒旋轉弧度演化。

圖10 不同剪切位移下試件內部顆粒旋轉弧度演化Fig.10 Evolution graph of particle rotation radian in sample at different shear displacement

從圖10中可以看出:在剪切試驗進行的初始階段,數值模型中所有顆粒的旋轉弧度都很小,只是有個別顆粒稍大,且比較均勻的分布與模型之中。隨著剪切位移的逐漸增加,在2個非加載端的顆粒的旋轉弧度明顯增大,且有比較明顯的區域層次效應,表現出顆粒旋轉弧度的連續性,與此同時,旋轉弧度較大的顆粒逐漸向模型內部擴展,在錨桿與節理面交叉處周圍的顆粒旋轉弧度較其他錨桿周圍區域的顆粒旋轉弧度大,而且逐漸由錨桿與節理面交叉處向錨桿兩端延伸。此時,在節理面上出現了個別顆粒旋轉弧度更大的顆粒,這主要是由于節理面壁上凸起顆粒被剪斷而成為自由顆粒造成的。隨著剪切的繼續,旋轉弧度較大的顆粒出現了集中現象,主要集中在錨桿與節理面交叉處兩個加載端連線方向以及節理面上,少量弧度較大的顆粒分布在錨桿兩端的周圍。圖11是旋轉弧度超過0.1的顆粒比例變化趨勢,可以看出:隨著剪切過程的繼續,逆時針和順時針旋轉弧度超過0.1的顆粒的數量隨剪切過程都在不斷的增加。

圖11 旋轉弧度超過0.1的比率變化Fig.11 Ration variation of rotation radian beyond 0.1

旋轉弧度很大的顆粒多集中在節理面的兩側,且在錨桿與節理面相交處最多,這表明,錨固節理剪切過程中錨桿與周圍介質在節理面附近的擠壓非常劇烈,使得周圍介質被壓碎成為自由顆粒進而引起破碎塊體和顆粒的旋轉弧度增加,而顆粒的旋轉常常導致剪切裂紋的產生。從圖11中顆粒旋轉弧度較大的顆粒分布來看,主要分布在錨桿與節理面交叉處,與剪切裂紋的分布相吻合,這在一定程度上反映了顆粒體之間較大的旋轉弧度是導致剪切裂紋產生的重要原因。

3.4 細觀裂紋演化

在剪切過程中,通過監測數值模型中各種類型裂紋的數量演化特征以及聲發射特征,得到了剪切應力、裂紋數目、破裂頻數隨剪切位移增加的變化情況,如圖12所示。

圖12 剪應力、裂紋數、破裂頻數-剪切位移演化曲線Fig.12 Evolution curves of shear stress and crack number as well as rupture frequency at normal stress

從圖12中可以看出,錨固節理模型中產生的裂紋有張拉裂紋和剪切裂紋,張拉裂紋的數目遠遠多于剪切裂紋的數目。從試件的破裂頻數可以看出,裂紋主要在剪切應力到達峰值時開始大量產生,并在殘余階段剪切應力波動過程中有較大的驟降時也會造成破裂頻數的驟然增加,這主要是因為:節理面顆粒直徑不一導致局部節理面粗糙度略高甚至造成凸體,表現出殘余階段節理面凹凸不平,部分凸起的顆粒在殘余階段被剪斷,導致殘余階段剪應力時而驟升,時而驟降,破裂頻數在驟降之后就會有一個躍升,表明凸起的顆粒部分已被剪壞,黏結就會破裂,導致破裂頻數躍升。

隨著剪切過程的繼續進行,由于錨桿的彎曲變形以及漿體和錨桿之間很好的黏結,導致相鄰近的漿體和巖體的應力狀態在加載側和非加載側分別為受壓和受拉狀態,如圖13所示(T為受拉區,C為受壓區)。

圖13 錨固體系應力狀態Fig.13 Stress state of bolted rock joint

在剪切荷載作用下,錨桿會發生彎曲變形,裂紋也會由于顆粒之間的擠壓和滑移或旋轉而不斷產生。在受壓區域,由于顆粒之間的相互擠壓,在節理面和錨桿周圍產生了大量的裂紋,且裂紋的類型以張拉裂紋為主,這符合壓致拉裂紋產生的機理,如圖14所示,而剪切裂紋主要是由于顆粒的旋轉造成的,其產生的區域與顆粒旋轉弧度較大的區域也是吻合的。

圖14 壓致拉裂紋產生的機理示意Fig.14 Tension cracks mechanism induced by compression

圖15是在5 MPa作用下,錨固體系中裂紋的擴展過程示意,從圖15中可以看出,當剪切位移較小的時候,錨桿與周圍顆粒之間的接觸或擠壓還不劇烈,錨桿彎曲變形很小,周圍裂紋很少,裂紋最初主要產生于節理面上;而隨著剪切位移的不斷增加,節理面和錨桿周圍的裂紋逐步擴展,尤其是錨桿周圍的裂紋擴展速度最快,裂紋開始主要集中在錨桿與節理面的交叉處,然后向錨桿的兩端擴展。最后,當剪切位移很大時,裂紋主要集中在節理面上和錨桿周圍,且錨桿周圍以受壓區域為多,其中灰色的代表張拉裂紋,而黑色的代表剪切裂紋,可見,張拉裂紋的分布區域與接觸力集中的區域吻合,裂紋具體數量情況詳見表3。

圖15 不同剪切位移下裂紋演化Fig.15 Crack evolution at different shear displacement

表3 不同剪切位移下裂紋數目Table 3 Crack number in sample at different shear displacement

4 結 論

(1)錨桿加固節理面可以提高節理面的抗剪性能,主要是因為加錨之后節理面的黏聚力得到了很大程度的提高。錨桿對節理面峰值剪切強度的貢獻與錨桿自身的彈性模量有很大的關系。錨桿的彈性模量越大,其對錨固效果越好,當錨桿的彈性模量提高50%時,可使峰值剪切強度提高2%～4%。

(2)隨著法向應力的增加,無論錨桿彈性模量是大是小,錨桿對節理面峰值剪切強度的提高比率是逐漸減小的,這表明:錨桿提高節理面的峰值剪切強度是因為節理受剪后錨桿處于拉伸狀態,相當于增加了節理面的法向應力,從而導致峰值剪切強度的增加。

(3)剪切過程是接觸壓力的重新分布的過程,錨固試件內部接觸壓力在法向荷載和剪切荷載以及塊體位移約束條件下會導致在節理面和錨桿周圍發生接觸力集中現象,而接觸力集中的區域張拉裂紋大量分布,這與PFC中壓致拉裂紋的產生機理也是相吻合的。顆粒間最大接觸力隨著剪切位移的增加而不斷增長并在殘余階段表現出波動的特點。

(4)在基于顆粒離散元的細觀模擬中,節理面的剪切過程也伴隨著節理面附近細觀顆粒體狀態的重新調整。由于剪切荷載的作用,節理面兩側一定范圍內的顆粒體發生了旋轉,而這也是造成黏結顆粒體發生剪切破壞的主要因素。旋轉度較大的顆粒主要分布在錨桿與節理面交叉處、錨桿附近和節理面區域,而剪切裂紋也主要集中在這些區域。由此可見,顆粒體或剪切破碎塊體在剪切過程中發生旋轉加劇了剪切裂紋的萌生和演化,這也從細觀機制上揭示了剪切裂紋的產生機理。

(5)錨固節理面在剪切荷載作用下,裂紋的產生首先起于節理面上和錨桿與節理面交叉處,隨著剪切位移的不斷增加,節理面上的裂紋在接觸力集中的地方繼續產生,而在錨桿周圍則由錨桿與節理面交叉處向錨桿兩端繼續擴展,且裂紋集中在錨固體系的受壓側,主要為由壓致拉機理導致的張拉裂紋。

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Macro-micro mechanical study on bolted joint subjected to shear loading based on DEM

WANG Gang1,2,3,YUAN Kang1,3,JIANG Yu-jing1,3,SHI Yong-kui1,3,CHEN Lian-jun1,3,HAN Zuo-zhen1,3
(1.State Key Laboratory of Mining Disaster Prevention and Control Co-founded by Shandong Province and the Ministry of Science and Technology,Shandong University of Science and Technology,Qingdao 266590,China;2.Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention and Mitigation,Shandong University of Science and Technology,Qingdao 266590,China;3.Shandong Provincial Key Laboratory of Mining Disaster Prevention and Control,Qingdao 266590,China)

In order to study the failure characteristic and anchorage mechanism of bolted rock mass,a series of shear tests of numerical model with and without bolt have been carried out by taking advantage of modified bilinear constitutive model of bolt based on DEM in varying boundary conditions.Through the comparison of obtained results,the macro-mechanical response of the whole bolted rock joint model was discussed.Besides,the evolution process of contact force and particle’s rotation radian in bolted joint model was investigated at microscopic level.Obtained results can be shown from two aspects:①Macroscopic aspect:the increase of the component of axial force acting perpendicularly to joint leads to an increase in joint strength due to friction forces so as to promote the cohesion of joint.With the increase of normal stress,the contribution of bolt to the peak shear stress of joint becomes smaller.It can reveal the anchorage mechanism while using bolt to reinforce jointed rock mass to some extent.②Microscopic aspect:the contact compres-sion force emerged between particles and the locations of particles are evolving all the time and will redistribute during the shearing process under the combined action of compression-shear load and boundary displacement constraint.Higher contact force can be generated around the bolt and at the heave part of joint which will result in the generation of tension cracks.While at the intersection of bolt and joint,particles will rotate to a large extent and shear cracks will emerge.Therefore,the failure characteristic of bolted rock joint can be revealed at microscopic level.

bolted rock joint;distinct element method;shear test;contact force;rotation radian;microscopic crack

TD353

A

0253-9993(2014)12-2381-09

2013-12-12 責任編輯:常 琛

國家自然科學基金資助項目(51279097,51379117,51479108)

王 剛(1976—),男,山東陽谷人,副教授,碩士生導師。Tel:0532-86058052,E-mail:wanggang1110@gmail.com

王 剛,袁 康,蔣宇靜,等.基于顆粒離散元法的錨固節理剪切行為宏細觀研究[J].煤炭學報,2014,39(12):2381-2389.

10.13225/j.cnki.jccs.2013.1847

Wang Gang,Yuan Kang,Jiang Yujing,et al.Macro-micro mechanical study on bolted joint subjected to shear loading based on DEM[J].Journal of China Coal Society,2014,39(12):2381-2389.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.1847