貫通型鋸齒狀巖體結構面剪切變形及強度特征

黃 達,黃潤秋,雷 鵬

(1.重慶大學土木工程學院,重慶 400045;2.重慶大學教育部山地城市建設與新技術重點實驗室,重慶 400045;3.成都理工大學環境與土木工程學院,四川成都 610059)

貫通型鋸齒狀巖體結構面剪切變形及強度特征

黃 達1,2,3,黃潤秋3,雷 鵬1

(1.重慶大學土木工程學院,重慶 400045;2.重慶大學教育部山地城市建設與新技術重點實驗室,重慶 400045;3.成都理工大學環境與土木工程學院,四川成都 610059)

利用二維顆粒流(PFC2D)程序,模擬研究了起伏角及法向應力對貫通型鋸齒狀巖體結構面的剪切變形及強度影響規律。剪切變形模式可分為爬坡、爬坡啃斷和啃斷3種基本類型,隨著鋸齒起伏角和法向應力的增大,逐漸由爬坡、爬坡啃斷向啃斷模式演變,且這種遞變隨起伏角和法向應力具有近對稱矩陣分布特征。爬坡變形時,結構面兩側存在少量的擦痕及伴生的羽狀微裂紋,但鋸齒整體損傷破裂輕微,剪應力-剪切位移曲線峰后呈現波動型塑性流動。爬坡啃斷變形時,鋸齒中上部被剪斷,同時結構面兩側也伴生著少量的爬坡摩擦產生的羽狀裂紋,剪應力-剪切位移曲線呈現較明顯的非線性和波動特征。啃斷變形時,鋸齒基本沿其根部整體被剪斷,結構面兩側間的摩擦滑動損傷不明顯,剪應力峰后脆性躍落。隨著起伏角及法向應力的增大,剪切破壞時所產生微裂紋、吸收及耗散能量逐漸增多。鋸齒狀巖體結構面的剪切強度隨法向應力及起伏角的增大均近線性增加。建立了一個同時考慮鋸齒狀結構面爬坡和啃斷效應的剪切強度經驗公式,并通過邊坡穩定性算例得以驗證。

巖體力學;結構面;剪切變形;剪切強度;鋸齒起伏

結構面的地質力學性質是巖體穩定性評價的重要因素。鋸齒狀外傾巖體結構面廣泛發育于硬質巖體自然斜坡及開挖工程邊坡,如圖1為加拿大Aishihik河岸某斜坡頂部(D.S.1為裂隙組編號)[1]及中國瀾滄江小灣水電站左岸拱肩槽下游側的外傾鋸齒狀滑動面。外傾鋸齒狀結構面常為兩組或多組陡、緩裂隙間的巖橋相互貫通而形成[2]。

圖1 典型巖質邊/斜坡的鋸齒狀外傾結構面Fig.1 Typical out-dip saw-tooth discontinuity of rock slopes

巖體結構面的剪切力學特性一直為國內外巖石力學及工程地質領域研究的重要科學問題。特別是對巖石邊/斜坡而言,外傾結構面的剪切變形及強度特性控制其穩定狀態和加固方案選取。目前,鋸齒狀結構面剪切變形及強度特性的研究主要是通過室內直剪試驗開展(以相似材料物理模型試驗為主),主要從宏觀上闡述結構面的剪切變形和強度特性。李海波等[3-4]采用混凝土試件開展了3種起伏角(15°, 30°和45°)的鋸齒狀巖石節理直剪試驗(試件尺寸為150 mm×150 mm×150 mm),發現峰值剪切強度隨初始起伏角、法向應力以及巖壁強度的增大而增大;沈明榮和張清照等[5-6]也采用混凝土試件開展了4種起伏角(10°,20°,30°和45°)的規則鋸齒狀巖石節理直剪試驗(試件尺寸為100 mm×100 mm×100 mm),闡述了規則鋸齒型結構面剪切強度及變形等力學特性。Homand等[7]基于低法向應力(小于5 MPa)、小截面尺寸(150 mm×150 mm)和較小齒狀起伏的花崗巖節理面循環直剪試驗,分析了剪切前后節理表面面積的衰減變形規律,定量描述了低法向應力循環剪切條件下齒狀節理面磨損隨法向應力增強的特性。Seidel等[8]通過加工的規則鋸齒狀節理面直剪試驗及能量分析,闡述了齒狀節理面在直剪過程中法向變形、切向變形與有效法向應力之間的關系,發現剪脹角隨著有效法向應力的增大而顯著減少。

利用顆粒流程序(particle flow code,PFC)開展巖石力學試驗及其細觀力學機制研究已經得到了國際巖石力學界的普遍認同,其主要優點在于避免了設定材料宏觀本構的經驗主觀行為,而是通過顆粒接觸黏結機理從細觀尺度仿真巖石礦物顆粒及其間的黏結與摩擦來實現宏觀材料的組構,反映了顆粒膠結型巖石類材料的本質細觀結構屬性[9-14]。Potyondy[10], Hsieh[11],Mouthereau[12]等采用PFC模擬了多種巖石宏細觀力學特性,較充分地闡述或論證了PFC模擬在研究巖石微細觀損傷破裂演化及力學性質等方面的科學優勢。周喻[13]、夏才初[14]等利用PFC分別模擬研究了巖石與粗糙破裂面剪切變形及損傷演化。

雖然較多學者開展了鋸齒狀結構面剪切的室內相似材料模型試驗研究[3-8],但一方面受限于試驗條件,大多研究主要只能反映其宏觀力學響應(如強度及剪切變形等)且試件尺寸相對較小(剪切面大多小于200 mm×200 mm);另一方面,相似材料大多選用混凝土[3-6,8],這些人工混合材料能否真實地反映巖石礦物顆粒的細微觀組構并不清楚,而巖石組構從本質上決定了其宏觀力學響應。本文首先從理論上探討了鋸齒狀結構面剪切特性,進而開展不同起伏角的規則鋸齒狀結構面在不同法向應力條件下的離散元顆粒流(PFC2D)較大尺寸試件(400 mm×400 mm)直剪數值試驗。較已有研究成果:不僅從顆粒細觀位移、顆粒間微裂紋、能量耗散及宏觀變形的角度豐富了鋸齒狀結構面剪切變形的細宏觀多尺度演化過程,而且基于剪切強度與起伏角及法向應力的相關性討論,建立了綜合考慮結構面基本摩擦角φr、巖石黏聚力Cb及起伏角α的剪切強度經驗公式。此成果對巖體結構面剪切力學性質及參數取值研究是較好的補充,同時也可為邊坡穩定性評價提供有益的參考。

1 鋸齒狀結構面剪切強度理論探討

從彈性理論范疇來說,貫通型鋸齒狀巖體結構面的抗剪強度主要由巖石基本摩擦角的屈服流動阻力和起伏摩擦角引起的爬坡阻力所構成。圖2是鋸齒狀結構面的直剪受力模型,圖中,N,S分別為法向力和剪切力;σn為法向應力;τ為剪切應力;A為結構面的剪切面積;α為結構面起伏角。依據Ladanyi和Archambault所提出的鋸齒狀結構面剪切強度理論公式[15],剪切力可由剪斷結構面凸起體所需要的剪切力和滑過結構面凸起體所需要的剪切力兩部分組成。下面,我們從兩個極端條件來探討貫通型鋸齒狀巖體結構面的抗剪強度:

圖2 鋸齒狀結構面直剪模型Fig.2 Direct shearmodel of saw-tooth discontinuity

(1)假設結構面在剪切過程中,凸起體幾乎沒有剪斷(忽略其剪斷),則剪切應力[16]可表示為

式中,φr為結構面基本摩擦角。

(2)假設結構面在剪切過程中,凸起體幾乎完全被剪斷,不發生爬坡行為,則剪切應力可表示為

式中,Cb,φb分別為完整巖石的黏聚力和摩擦角。

而實際上,鋸齒狀結構面剪切過程中,結構面沿凸起體的滑動和剪斷一般將同時存在,剪切強度公式既要反映結構面在剪切過程中的爬坡效應,又要反映結構面在剪切過程中的啃斷效應,需反映式(1)和(2)兩種情況的共同影響。

2 鋸齒狀結構面直剪試驗PFC模擬

2.1 數值模型及參數標定

如圖3所示,二維正方形試件邊長為0.4 m,貫通閉合型鋸齒狀結構面兩側顆粒用深色表示。定義6道墻作為邊界條件,對構建下部剪切盒的邊界墻(圖3中1,2,6墻)進行法向變形約束,對上部剪切盒兩側墻(圖3中3,5墻)賦予一定的同向等量移動速度(剪切速率)即可對試樣施加水平剪切推力(圖3中箭頭表示墻運動方向),恒定的法向荷載可通過編制伺服系統程序不斷地調整上部墻(圖3中4墻)的位移速度實現。

圖3 鋸齒狀結構面PFC2D數值試件Fig.3 PFC numericalmodel of saw-tooth discontinuity

模型齒長L均設定為0.1 m(文獻[15]研究表明齒長對結構面剪切強度基本無影響),鋸齒起伏角α設定為0°,15°,25°,35°,45°,法向荷載σn設定為3.5, 5.0,6.5,8.0,12.0 MPa,剪切速率為0.005 mm/s。選用較符合巖石細觀顆粒間組構的平行黏結接觸模型(parallel-bonded model)[9],其不但可模擬巖石細觀顆粒間的法向和切向受力方式,還可模擬顆粒間因膠結形成的力矩。通過單軸壓縮、直剪數值試驗測試巖體宏觀參數與室內試驗結果相匹配來實現細觀參數的標定。選用重慶地區常發育鋸齒狀裂隙的三疊系下統嘉陵江組白云巖作為原型,經過顆粒間細觀逼近宏觀力學參數的目標調試,最終確定一組比較可靠的平行黏結模型細觀參數見表1。表2為PFC數值試驗宏觀參數與室內試驗結果的比較,圖4為法向應力5 MPa下白云巖直剪試驗與PFC直剪模擬剪應力-剪切位移曲線,表2和圖4表明表1中巖石的細觀參數較真實地反映了試驗白云巖的細觀組構及力學性質。對鋸齒起伏角α為0°的試件進行直剪試驗,可得平直近光滑的貫通型結構面的基本摩擦角φr為35.5°。

表1 PFC模擬的細觀參數Tab le 1 M eso-mechanical parameters of PFC numerical sam p le

表2 PFC數值試驗宏觀參數與室內試驗結果比較Tab le2 Com parison ofmacro properties for the specimens lab test and PFC simulation

圖4 直剪室內試驗與PFC模擬曲線Fig.4 Curves of direct shear in laboratory and using PFC simulation

2.2 剪切變形模式及演化

2.2.1 爬坡模式及演化

圖5為結構面起伏角α為15°、法向應力σn為3.5 MPa時爬坡模式位移矢量演化圖。圖6為其相應爬坡過程中剪應力、微裂紋數及能量隨剪切變形的演化曲線。圖6中標識a,b,c分別代表圖5中3個位移矢量圖時刻;總能量U表示模擬試驗剪切加壓板(圖3中墻5)所做外功,總能量由耗散能Ud和彈性儲存能Ue組成,其中Ud用于結構面表面和試樣內部損傷所耗散,Ue為儲存在巖樣內的可釋放彈性應變能。此節后文另兩類變形模式的標識a,b,c及能量參數含義均同圖5和6。

圖5表明結構面不斷沿迎坡面爬坡滑移,背坡面脫空。在爬坡過程中位移矢量平行于迎坡面,并伴隨著相對較明顯的剪脹性質。結合圖6,將爬坡剪切變形分為3個階段:

(1)近彈性爬坡滑移段(圖6中OA段)。

剪應力-位移曲線近線彈性,彈性剪切位移約0.34 mm,彈性最大剪應力約2.28 MPa。幾乎沒有微裂紋產生,吸收總能量較少且主要用于巖石及結構面壓密所耗散和彈性能儲存。

圖5 爬坡模式位移矢量演化Fig.5 Evolution of displacement vector under climbingmode

圖6 爬坡過程中剪應力、微裂紋數及能量演化曲線Fig.6 Evolution of shear stress,micro-cracks andenergy in process of climbing

(2)爬坡滑移損傷段(圖6中AB段)。

為彈性段末端至峰值剪切強度點間,此時剪應力-位移曲線表現出較弱的非線性和波動特征。微裂紋數呈一定數量的增加,且臨近峰值時出現明顯階躍。耗散能和彈性能幾乎同比例呈較快速增加。

(3)峰后塑性流動段(圖6中B點以后)。

峰后剪應力-位移曲線呈較明顯的塑性流動狀態,剪應力跌落不明顯,且曲線表現為較明顯的波動特征。微裂紋數呈較明顯的階梯狀遞增。耗散能較明顯增加,而彈性能變化較小。

2.2.2 爬坡啃斷模式及演化

圖7為結構面起伏角為25°、法向應力3.5 MPa時爬坡啃斷模式位移矢量演化圖。圖8為其相應爬坡啃斷過程中剪應力、微裂紋數及能量隨剪切變形的演化曲線。

圖7 爬坡啃斷模式位移矢量演化Fig.7 Evolution of displacement vector under climbing-gnawingmode

圖7表明:初始非線性變形階段仍為爬坡變形(圖7(a));臨近峰值強度時位移方向變化為爬坡啃斷復合型位移場(圖7(b)),鋸齒背面出現較明顯的脫空現象;峰后位移方向基本水平(圖7(c)),即為啃斷齒尖后的近水平滑動。結合圖8,將爬坡啃斷剪切變形也可分為3個階段:

(1)近彈性爬坡滑移段(圖8中OA段)。

此階段與爬坡模式相應階段的剪應力,微裂紋及能量特征基本一致,僅僅是彈性剪切位移、彈性最大剪應力及各能量值均較爬坡模式的相應值略大。表現為近彈性爬坡過程。

圖8 爬坡啃斷過程中剪應力、微裂紋數及能量演化曲線Fig.8 Evolution of shear stress,micro-cracks and energy in process of climbing-gnawing

(2)爬坡啃齒階段(圖8中AB段)。

剪應力-位移曲線呈較明顯的非線性和波動特征,微裂紋較快速增多(臨近峰值時,甚至出現臺階狀跳躍性增加),吸收的能量主要用于損傷耗散,儲存的彈性能相對較小。逐漸由爬坡過渡為爬坡啃齒復合過程,鋸齒背面出現一定脫空(圖7(a),(b))。

(3)啃斷后滑動階段(圖8中B點以后)。

剪應力-位移曲線在峰值點B后出現較顯著的應力躍落,躍落后表現較強的應變軟化和顯著的波動特征。伴隨產生較多的新生微裂紋和能量耗散及彈性能釋放。

2.2.3 啃斷模式及演化

圖9為結構面起伏角35°、法向應力5 MPa時啃斷模式位移矢量演化圖。圖10為其相應啃斷過程中剪應力、微裂紋數及能量隨剪切變形的演化曲線。

圖9表明:初始非線性變形階段位移矢量近水平,凸起鋸齒被擠壓呈斜向下變形趨勢(圖9(a));至峰值附近時,位移矢量近水平且略向上,凸起鋸齒中上部變形基本與上剪切盤運動方向一致,表明其已被啃(剪)斷(圖9(b));峰后剪切盤位移矢量基本水平,凸起鋸齒中上部啃斷后被拖帶呈斜向上變形(圖9(c))。結合圖10,將啃斷變形同樣分為3個階段:

圖9 啃斷模式位移矢量演化Fig.9 Evolution of displacement vector under shearing-gnawingmode

圖10 啃斷過程中剪應力、微裂紋數及能量演化曲線Fig.10 Evolution of shear stress,micro-cracks and energy in process of shearing-gnawing

(1)近彈性剪切變形階段(圖10中OA段)。

此階段與前述兩類模式相應階段的剪應力,微裂紋及能量特征基本一致,但彈性剪切位移、彈性最大剪應力及各能量值均較前述兩類模式的相應值大。凸起鋸齒處于彈性擠壓變形狀態。

(2)鋸齒損傷啃斷階段(圖10中AB段)。

剪應力-位移曲線呈現出較明顯的非線性和一定的波動特征,當剪切變形達到一定程度后(圖10中約為1.3 mm)微裂紋急劇增多且臨近峰值時甚為顯著,耗散能較儲存彈性能明顯增多。鋸齒變形逐漸由入擠壓狀態發展為水平剪斷(圖9(a),(b))。

(3)啃斷后滑動階段(圖10中B點以后)。

剪應力-位移曲線在峰值點B后出現顯著的應力脆性躍落,躍落后的殘余階段呈現近理想塑性的摩擦滑動狀態。躍落過程中產生大量的微裂紋。吸收的能量基本用于摩擦滑動耗能(圖10中峰后U與Ud斜率基本一致)。

2.2.4 變形模式對比分析

綜合比較圖5,7,9,爬坡、爬坡啃斷至啃斷3種剪切變形模式在剪切破壞時(剪應力-位移曲線峰值點)微裂紋、吸收及耗散能量逐漸增多。圖11為3類剪切變形模式的峰后(圖5(c),7(c)及9(c)和圖6, 8,10中的c點)典型微裂紋分布。圖11中:①微裂紋是指巖石細觀礦物顆粒間黏接的剪或拉破壞;許多微裂紋交織連接,就形成宏觀裂隙;大量微裂紋連接貫通,則形成宏觀貫通性破裂面。②根據工程地質學中剪切或摩擦滑動過程中擦痕的定義,其為分布于結構面兩側的線狀微裂紋區域(圖11(a),(b))鋸齒右側相應標出位置)。③剪斷是指大量微裂紋間連接貫通,形成宏觀貫通性剪切面(圖11(b),(c))中相應標出部位)。圖11(b)中大多鋸齒上部尖端剪斷貫通,圖11(c)中大多鋸齒根部剪斷貫通。④峰值時結構面為示意剪切過程中結構面的運動軌跡,宏觀破裂輪廓線為示意宏觀破裂面邊界。

圖11 3類剪切變形模式峰后微裂紋分布Fig.11 Distribution ofmicro-cracks of three shear deformation modes after peak strength

由圖11可知,爬坡模式(圖11(a)),僅在結構面兩側出現因爬坡滑動摩擦而產生的微裂紋(即擦痕)和因剪切摩擦在結構面兩側伴生的羽狀張性微裂紋;爬坡啃斷模式(圖11(b)),鋸齒中上部尖端被不同程度地剪斷,且部分伴有圖11(a)中擦痕及羽狀張裂紋;啃斷模式(圖11(c)),上凸鋸齒基本沿其根部整體被剪斷,下凸鋸齒尖端被壓剪破壞,結構面兩側間的滑動摩擦損傷不明顯;越靠近剪切受力側(圖11左側),鋸齒損傷、破裂貫通程度越強,而運動端(圖11右側)鋸齒附近易形成壓剪損傷區(受壓剪應力狀態)。

表3為PFC數值試驗得到的不同起伏角及法向應力條件下鋸齒狀結構面變形模式總結。隨著鋸齒起伏角α和法向應力σn的增大,變形模式逐漸由爬坡、爬坡啃斷至啃斷模式演變。從表3的模式分布來看,這種遞變隨起伏角及法向應力具有近對稱矩陣變化特征。其中:爬坡模式僅出現在α=15°且σn=3.5或5 MPa時;α=45°或σn=12 MPa時,全部為啃斷模式。

表3 不同起伏角及法向應力下結構面剪切變形模式Table 3 Shear deformation m odes of d iscontinuities under different fluctuation angle and normal stress

3 結構面剪切強度

3.1 剪切強度與法向應力及起伏角

圖12為法向應力與峰值剪切強度的關系曲線。剪切強度均隨法向應力的增大近線性增加,且不同起伏角下的增加率基本一致。圖13為鋸齒起伏角與峰值剪切強度間關系曲線,圖例數字為法向應力(MPa)。剪切強度也均隨起伏角的增大近線性增加,其中α=25°～35°增加略相對明顯。同樣也存在不同法向應力下的增加率基本一致。

圖12 剪切強度與法向應力關系曲線Fig.12 Relationship between shear strength and normal stress

圖13 剪切強度與起伏角關系曲線Fig.13 Relationship between shear strength and inclination angle

3.2 剪切強度公式探索

結構面抗剪強度一般通過Mhor-Coulomb屈服準則確定。對于存在起伏度、粗糙度較大的結構面,盡管會有爬坡效應,但宏觀上還是沿著剪切方向滑動[17]。鋸齒狀結構面的峰值剪切強度與法向應力及起伏角均呈線性關系,故其剪切強度公式形式上仍服從Mhor-Coulomb準則。為了使其強度公式的物理意義更明確,即既要反映結構面爬坡效應,又要反映啃斷效應,構建鋸齒狀結構面剪切強度公式為

式中,f(α),g(αCb)分別為與結構面起伏角α和完整巖石的黏聚力Cb相關的函數,分別反映結構面的爬坡效應和巖石鋸齒的啃斷效應。可假設剪切過程中平滑結構面的基本摩擦角φr和完整巖石的黏聚力Cb為巖石的材料常量。

因此,式(3)中(φr+f(α))表示鋸齒狀結構面的綜合摩擦角φ,g(αCb)表示其黏聚力c,根據本文數值試驗數據,可得如圖14所示的擬合關系,即:f(α)= 0.115α,g(αCb)=0.012αCb。則本文所采用的白云巖鋸齒狀結構面的剪切強度公式為

4 邊坡穩定性算例分析

圖14 剪切強度參數與起伏角的關系Fig.14 Relationship between the shear strength parameters and inclination angle

假設某順向白云巖鋸齒狀貫通裂隙邊坡如圖15所示,坡高為10 m,坡角β為45°,鋸齒狀結構面位置如圖15中虛折線所示,離坡頂左側5 m。鋸齒狀結構面起伏角α分別為15°,25°,35°,45°,齒長均為0.1 m。下面采用強度折減法和極限平衡法(平面滑移)分別計算其穩定性。

(1)極限平衡計算。

圖1(b)出露的滑面和圖11微裂紋分布表明鋸齒狀滑動帶主要沿鋸齒起伏區域損傷貫通。故假設圖15所示鋸齒起伏的虛線區域為滑動帶,且鋸齒起伏的中線AB為宏觀滑動面。按照圖15計算模型,則穩定性系數K為

式中,FR為抗滑力;θ為宏觀滑裂面AB的傾角;W為滑體的質量。

圖15 鋸齒狀結構面邊坡模型Fig.15 Geometricalmodel slop with saw-tooth discontinuity

鋸齒狀結構面的抗剪強度采用經驗公式(4)確定,其中

式中,LAB為滑動面長度。

故,結構面的抗滑力FR可表示為

將式(7)代入式(5)可求得邊坡穩定性系數K。

(2)強度折減法計算。

強度折減法的基本原理是將巖體抗剪強度參數黏聚力c和摩擦角φ同時乘以折減系數Fs,得到一組新的c′,φ′值,然后作為新的材料參數進行計算,當邊坡失穩時,對應的Fs稱為邊坡的安全系數。

采用FLAC2D進行強度折減法安全系數計算,計算模型與圖15一致。鋸齒狀結構面采用FLAC中的接觸面單元interface模擬。邊坡左邊界、右邊界及下邊界均采用法向位移約束,以力的不平衡比率大于10-3作為終止條件(此時滑動帶變形將出現快速增加)。對結構面及圖15中虛線區域內潛在滑動帶巖體抗剪強度參數均按相同的折減系數Fs同時折減,從而求得邊坡安全系數。

(3)兩種方法比較分析。

結構面基本摩擦角φr為35.5°。巖石黏聚力Cb為9.05 MPa,摩擦角φb為38.8°。其他參數取值參見表2中數值模擬參數。表4為2種方法穩定性計算結果。雖然極限平衡計算的穩定性系數K與強度折減法計算的安全系數Fs存在一定的差別(這與其基本概念的定義不同相關),其中強度折減法計算結果相對偏大。但2種方法計算結果隨起伏角的變化規律基本一致,也可表明本文建立的強度估算公式基本合理。

表4 強度折減和極限平衡法穩定性計算結果Table 4 Results for stability using strength reduction and lim it equilibrium m ethods

5 結 論

(1)鋸齒狀巖體結構面可分爬坡、爬坡啃斷和啃斷3類剪切變形模式,且剪切破壞時所產生微裂損傷、吸收及耗散能量依次逐漸增多。

(2)爬坡變形剪應力-剪切位移曲線峰后呈現波動型塑性流動,爬坡啃斷變形曲線呈現較明顯非線性和波動特征,而啃斷變形曲線峰后應力較顯著脆性躍落。

(3)隨著鋸齒起伏角α和法向應力σn的增大,剪切變形模式逐漸由爬坡、爬坡啃斷至啃斷模式演變。變形模式的遞變隨起伏角和法向應力增大具有近似對稱矩陣分布特征。

(4)鋸齒狀巖體結構面的剪切強度參數隨著法向應力及起伏角的增大而增大,且與法向應力及起伏角均呈近線性遞增關系。

(5)在Ladanyi和Archambault的剪切強度公式和數值模擬的基礎上,建立了同時考慮鋸齒結構面爬坡和啃斷效應的剪切強度經驗公式。通過邊坡穩定性算例分析,驗證了此公式的合理性。

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Shear deform ation and strength of through-going saw-tooth rock discontinuity

HUANG Da1,2,3,HUANG Run-qiu3,LEIPeng1

(1.College of Civil Engineering,Chongqing University,Chongqing 400045,China;2.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area,Ministry of Education,Chongqing University,Chongqing 400045,China;3.College of Environment and Civit Engineering,Chengdu University of Technology,Chengdu 610059,China)

The influence of inclination angle of saw-tooth and normal stress on shear deformation and strength for through-going discontinuity was investigated using 2D particle flow code(PFC2D)simulation.The shear deformation modes include three basic types climbing along saw-tooth,climbing-gnawing and shearing-gnawing.Themodes gradually evolve from climbing and climbing-gnawing to shearing-gnawingwith the inclination angle and normal stress increasing,and the conversion of thesemodes approximately presents symmetricmatrix distribution with their increase.For the climbing deformation mode,two surface walls of discontinuity have some scrape marks accompanied with pinnate micro-cracks,but saw-tooth overall slightly damage,and the curves of shear stress-displacement presentwave-type plastic flow after peak shear stress.For the climbing-gnawing deformation mode,the middle-upper part of saw-tooth was sheared off and accompanied with a small amount of pinnatemicro-cracks on the two surface walls,and the curves of

shear stress-displacement presentmore obviously nonlinear and fluctuating.For shearing-gnawing deformation mode, the saw-tooth is almost entirely cutoff along its rootand about non-friction damage on the two surface walls,therefore the shear stress obviously presentbrittle drop-down after peak strength.At the shear failuremoment,themicro-cracks, absorption and dissipation of energy gradually increase with inclination angle of saw-tooth and normal stress increasing.The shear strength almost linearly increaseswith inclination angle and normal stress.Taking climbing and gnawing effects into account at the same time,an empirical equation for shear strength of saw-tooth rock discontinuity was established and verified by an instance of slope stability calculation.

rock massmechanics;discontinuity;shear deformation;shear strength;saw-tooth roughness

TD313

A

0253-9993(2014)07-1229-09

黃 達,黃潤秋,雷 鵬.貫通型鋸齒狀巖體結構面剪切變形及強度特征[J].煤炭學報,2014,39(7):1229-1237.

10.13225/j.cnki.jccs.2013.1406

Huang Da,Huang Runqiu,Lei Peng.Shear deformation and strength of through-going saw-tooth rock discontinuity[J].Journal of China Coal Society,2014,39(7):1229-1237.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.1406

2013-09-30 責任編輯:常 琛

國家自然科學基金面上資助項目(41172243);國家自然科學基金重點資助項目(41130745);地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室開放基金資助項目(SKLGP2011K003)

黃 達(1976—),男,湖南衡陽人,副教授,博士生導師。E-mail:dahuang@cqu.edu.cn