節理特性對巖體力學性能的影響

張國凱，李海波，夏祥，李娜娜，柴少波

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節理特性對巖體力學性能的影響

張國凱，李海波，夏祥，李娜娜，柴少波

(中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北武漢，430071)

采用顆粒流模擬研究單軸壓縮下節理特性對試件宏觀力學參數、能量及波傳播規律的影響，揭示裂紋擴展演化機理及破壞模式的變化規律，定義細觀節理剛度比和強度比反映節理力學特性。研究結果表明：峰值強度、彈性模量、起裂應力隨節理厚度增加、剛度比的下降而不斷減小，泊松比隨節理厚度增加而大幅度增加，節理強度比直接影響峰值強度；與張開節理相比，節理充填物降低尖端應力集中，導致試件損傷破壞程度及破壞模式的改變，同時引起宏觀力學參數增大，并隨節理剛度減小，逐漸趨近前者。通過在模型內設置激發源和接收器，對激發源施加速度脈沖模擬剪切波和壓縮波的傳播過程，節理對波幅影響遠大于波速，充填節理透射系數明顯大于張開節理透射系數，前者隨厚度增加衰減更快，與縱波相比，橫波隨節理弱化衰減較快。

顆粒流；單軸壓縮；節理特性；巖體力學參數；波傳播

由于漫長的地質作用，工程巖體大多含有不同類型的結構面，結構面密度、張開度、填充物特性、幾何產狀、連通度等都直接影響巖體的強度和穩定，參數自由組合的多樣性，使得巖體的各向異性、復雜性更為突出，節理巖體的變形和力學特性已成為巖石力學的研究熱點[1?2]。YOSHINAKA等[1?2]研究了節理粗糙度、摩擦角、幾何產狀對巖體強度和變形的影響規律，并在工程中得到了驗證和推廣。任偉中等[3]對閉合斷續節理巖體壓縮破壞進行了實驗研究，裂隙擴展前，節理尖端拉壓應力均出現集中，拉應力逐漸消散，壓應力集中程度則不斷加劇。邵鵬等[4]研究了室內爆破動荷載下充填與非充填試件的疲勞損傷累積，得出充填介質減緩了損傷的累積進程。陳新等[5]對不同產狀和連通率張開裂隙石膏進行單軸壓縮試驗，得出隨著連通率增大，試件延性增強，力學參數下降。張波等[6]通過相似材料研究含預制裂隙巖石的破壞過程，采用有限元對試件損傷斷裂過程進行了模擬驗證。金愛兵等[7]采用顆粒流程序模擬了巖橋長度、節理長度及傾角對試件宏觀力學特性的影響，得出試件力學特性受節理長度的影響比受巖橋長度的影響大，初始破裂與傾角密切相關。LEE等[8]對不同傾角張開裂隙花崗巖進行單軸壓縮試驗，研究了單一和非平行雙節理試件裂隙起裂、發展及貫通過程，PFC模擬結果與室內試驗基本吻合。黃達等[9]采用顆粒流研究加載速率、傾角對張開非貫通節理試件破壞的影響，隨著傾角增大，裂紋尖端切向應力呈增大趨勢，法向應力則減小。上述研究多針對張開非充填節理巖體，工程巖體結構面多含充填物，充填物對巖體力學特性影響明顯[6]。趙永紅[10]采用電鏡掃描研究了水泥砂漿充填和張開節理試件的裂紋萌生、擴展及貫通過程，得出充填節理試件起裂應力較大，起裂點向割縫移動。劉紅巖 等[11?12]研究了單一石膏充填節理巖體的應力?應變過程和變形特性。BAHAADDINI等[13]采用smooth joint模型系統研究了節理幾何產狀對試件破壞模式的影響，得到了5種不同破壞模式。蔣明鏡等[14]根據實驗提出無膠結厚度含抗轉動能力的巖石微觀膠結模型，植入離散元模擬了不同傾角雙裂紋巖石的裂紋演化宏微觀機理。巖石材料內部預制節理及添加充填物均存在較大困難[6]，充填節理巖體的實驗及相關研究相對較少，少數研究也基本忽略節理厚度及充填物力學特性的影響。為此，本文作者針對充填節理特性的多變性展開研究，采用PFC數值軟件[7?9]，從巖石材料的細觀結構和力學特性出發，通過設置不同節理厚度、剛度及黏結強度研究節理特性對試件破壞機制的影響規律。同時研究節理對波速和波幅衰減的影響，得出波幅和波速隨節理的衰減變化規律。

1 數值試驗模型

對于巖石類材料一般選用黏結模型，本次數值試驗選用接觸黏結模型[9]。試件模型長×寬為100 mm×50 mm，細觀參數選取以文獻[9]中室內試驗結果為基礎，并考慮到計算機計算效率和結果穩定性，最終細觀參數選取如下：顆粒最小粒徑為0.2 mm，粒徑比為1.66，密度為2.63 g/cm3，顆粒接觸模量c為20 GPa，接觸剛度比為1.6，顆粒黏結強度服從正態分布，法向和切向黏結強度均值為55 MPa，標準差為15 MPa，顆粒摩擦因數為0.5。

試件模型中節理傾角設置為45°，長度為20 mm，節理幾何中心與試件中心重合，在二維情況下，顆粒剛度與接觸彈性模量關系[15]為：

k=2c，=1 (1)

s=n/(n/s) (2)

式中：n和s分別為顆粒法向和切向剛度。

數值模型中張開節理預制采用刪除節理范圍內顆粒[7?9]；充填節理則采用編制fish函數設置處于節理面范圍內顆?；蚪佑|的剛度、黏結強度為對應工況下的數值來實現。定義節理剛度比為充填節理顆粒剛度與試件顆粒剛度的比值，節理強度比為節理顆粒黏結強度與試件顆粒黏結強度之比，試驗選取節理剛度比分別為0.500，0.100，0.050，0.010和0.001，節理厚度為0.3，0.8，1.3和2.0 mm，節理強度比為0.50，0.20，0.10和0.05。為對比分析，同時對完整試件和張開節理試件進行壓縮試驗。

2 試驗結果及分析

2.1 應力?應變曲線

以上述數值模型為基礎，研究不同節理巖石單軸壓縮試驗的全過程應力?應變曲線如圖1所示。由圖1可見：隨著節理剛度比下降，峰值強度不斷減小，充填節理峰值強度均比張開節理試件的大；隨著節理厚度增加，峰值強度不斷減小，但下降幅度逐漸減?。浑S節理強度比下降，峰值強度不斷下降，強度比小于0.10后逐漸趨于穩定。

2.2 試件宏觀力學參數

為了充填節理試件力學參數與完整及張開節理試件進行對比分析，將完整試件、張開節理試件節理剛度比分別設為1和1×10?4。

(a) 節理厚度為0.8 mm時不同節理剛度比；(b) 節理剛度比為0.100時不同節理厚度；(c) 節理厚度為0.8 mm和剛度比為0.100時不同節理強度比

圖1 不同節理特性巖體典型的應力?應變曲線

Fig. 1 Typical stress?strain curves for different joint features of rock mass

峰值強度變化如圖2(a)所示。由圖2(a)可見：隨著充填節理剛度比下降，峰值強度不斷減小，當節理剛度比小于0.010后，逐漸趨于穩定；節理剛度越小其抵抗壓剪破壞的作用越弱，尖端附近應力集中程度逐漸增大，強度逐漸下降；充填節理厚度為0.3 mm，當剛度比大于0.100時峰值強度變化較??；隨著節理厚度增大，峰值強度對節理剛度比敏感性增強，下降速率突變點對應的剛度比逐漸增大。峰值強度隨節理厚度增大而不斷減小，但減小幅度逐漸下降。

彈性模量變化規律見圖2(b)。由圖2(b)可見：彈性模量隨節理剛度比減小及節理厚度增大而不斷下降，節理剛度比越小、厚度越大則節理可壓縮性增加，試件整體剛度下降，相同應力下軸向應變增大，即導致彈性模量下降；當節理剛度比較大時，彈性模量的下降值要遠小于峰值強度的下降值，與完整巖石相比，節理厚度為2.0 mm、剛度比為0.500的試件，峰值強度和彈性模量分別下降了19%和3%，充填節理對峰值強度的影響比彈性模量的大；當節理剛度比小于0.010時，充填物對彈性模量的貢獻基本為零，與張開節理試件基本一致。

泊松比的變化規律見圖2(c)。由圖2(c)可見：含節理試件泊松比相比完整試件均大幅度提升，且隨節理厚度增加，泊松比不斷增大，當節理厚度為2.0 mm時，泊松比相比完整試件增加了1倍左右；隨著節理剛度比減小，泊松比先升后降，之后逐漸趨于穩定。軟弱節理由于黏結強度降低，局部顆粒間易發生劈裂破壞，加劇了試件的側向變形，導致試件宏觀表現為剪脹破壞。當節理剛度比較小時，節理的可壓縮性較高，剪脹作用較小，相同軸向應變下引起的側向變形相對較小，即泊松比較??；隨著節理剛度比增大，節理的剪脹性增強，泊松比增大，完整試件由于不存在軟弱結構面，泊松比最小。

起裂應力變化見圖2(d)。由圖2(d)可見：充填節理起裂應力均大于張開節理起裂應力，隨節理剛度比減小、厚度增加，起裂應力不斷下降。由于裂紋首先起裂于節理尖端[9]，因此，起裂應力主要取決于節理尖端應力集中系數。不同節理厚度下變化存在差異，當節理剛度比為0.100，節理厚度分別為0.3 mm與2.0 mm的試樣，起裂應力分別下降3%和33%。

表1所示為節理厚度為0.8 mm在不同節理強度比時的試件力學參數。由表1可知：隨節理黏結強度比減小，峰值強度不斷下降，起裂應力呈小幅下降，相反泊松比不斷增大，彈性模量基本保持不變。

表1 不同節理黏結強度試樣宏觀力學參數

(a) 峰值強度；(b) 彈性模量；(c) 泊松比；(d) 起裂應力節理厚度/mm：1—0.3；2—0.8；3—1.3；4—2.0。

圖2 試樣宏觀力學參數隨節理厚度和剛度比變化

Fig. 2 Variation curves of macro-mechanical properties of specimen with joint thickness and stiffness ratio

2.3 應力集中及分布

在模型內節理尖端設置測量圓對尖端應力進行監測，定義節理尖端應力集中系數：

式中：1為試件平均應力；tip為節理尖端應力。

典型的應力分布見圖3，圖3(a)所示試樣從左到右分別是節理厚度為1.3 mm、剛度比分別為0.500，0.010，0.001及張開節理試件，圖3(b)所示試樣從左至右分別是節理厚度為0.3，0.8和1.3 mm的試件力鏈圖，紅色代表張拉作用力，黑色表示壓剪作用力，線條粗細程度表示接觸力的大小。從圖3可以看出：

1) 當節理剛度比較大時，沿節理方向出現輕微的壓剪應力集中區，節理承擔了較大的壓剪作用力，應力集中相對較弱，如節理剛度比為0.500且節理厚度小于等于0.8 mm時，均小于1.1；當剛度比大于0.010時，隨節理厚度增加，節理承擔壓剪作用下降，造成不斷增大。

2) 隨節理剛度比減小，不斷增大，當剛度比小于0.010時變化逐漸趨緩，且隨節理厚度增加呈下降趨勢，但變化逐漸減小。由于節理剛度比的下降，節理可壓縮性增加，節理處應力分布逐漸減小，節理上部形成“橢圓狀”低壓剪應力區，該區域出現明顯的張拉應力，逐漸由宏觀裂隙附近轉移到節理尖端附近，并向上發展，向下出現壓剪應力集中區，對應圖5中反翼裂紋及次生張拉裂紋的擴展路徑。

3) 隨節理厚度增加，上側低應力“橢圓區”逐漸增大，當厚度大于0.8 mm時，該區域已接近試件上端，‘橢圓區’張拉應力逐漸向上發展，下部壓剪作用力逐漸增強，導致圖5中反翼裂紋擴展更徹底。

綜上可知：試件內壓剪應力分布占主導，隨剛度比減小，不斷增大，節理充填物降低了尖端應力集中，改變了應力分布，導致試件破壞模式的不同。

根據應力坐標轉換得出節理尖端切向應力和法向應力[9]。圖4所示為節理厚度1.3 mm試樣各應力變化，峰值強度處大于1.5，節理尖端法向、切向應力峰值均早于軸向應力峰值出現，節理尖端損傷破裂發生在整體強度失穩破壞之前。尖端應力出現多個峰值，由于尖端應力集中導致尖端附近局部顆粒鏈接首先斷裂并產生相互滑移，但此時尖端兩側顆?？箟耗芰^續增加，表現為尖端應力迅速下降，軸向應力繼續增加，之后尖端顆粒相互咬合及庫侖摩擦作用使得其抗剪能力繼續增加，證明了尖端破壞是漸進式的，尖端應力連續出現循環波動直至試件破壞。

(a) 不同節理剛度比力鏈圖；(b) 不同節理厚度力鏈圖；(c) 尖端應力集中系數隨節理特性變化

圖3 應力集中系數及應力分布隨節理特性變化

Fig. 3 Stress concentration factor and stress distribution of rock specimen for different joint features

2.4 微裂紋發展分布

不同節理特性試件裂紋分布見圖5，其中圖5(b)和5(c)所示試樣從左至右節理剛度比逐漸降低，圖5(d)所示為節理強度比為0.50和0.05時的試樣裂紋分布。圖中紅色代表剪切裂紋，黑色代表張拉裂紋，對微裂紋進行統計得：各個工況下剪切裂紋與張拉裂紋數量比為1.7~4.9，剪切裂紋占明顯優勢。

1) 節理改變了試件的破壞軌跡，完整試樣整體損傷破壞程度更大，裂紋數量多且端部效應顯著，節理試樣為翼裂紋主導的拉剪破壞，微裂紋以節理尖端為突破口，發展為翼裂紋，并逐漸向試件外側擴展[9]，節理厚度較小時起裂角約20°。隨節理厚度增加，起裂角逐漸增大，端部效應逐漸消失。

1—tip；2—1；3—n；4—。

圖4 典型節理尖端應力變化曲線

Fig. 4 Typical variation curves of stress at joint tip

2) 節理厚度為0.3 mm且剛度比較大時，節理下尖端產生貫穿試件底部的反翼裂紋，隨節理剛度比減小，反翼裂紋逐漸消失，但上端逐漸出現起裂角大于100°的張剪復合型反翼裂紋，向外部貫穿試件，節理兩側微裂紋逐漸減少，與低應力“橢圓區”相關。當節理厚度大于0.3 mm且剛度比較小時，節理上尖端產生張拉次生裂紋，向上發展逐漸與主應力方向平行，這是“橢圓區”內張拉應力造成的。

3) 相比充填節理，張開節理試件反翼裂紋貫通更徹底，微裂紋分布更集中。隨節理黏結強度比減小，試件損傷破壞程度減輕，端部效應減弱。

綜上可知：試件以剪切破壞為主，隨節理剛度比減小，張拉裂紋所占比例逐漸增大，裂紋擴展與應力分布直接相關，試件由翼裂紋貫通破壞向翼裂紋主導與反翼裂紋共同作用變化，隨節理弱化，整體損傷破壞程度及端部效應逐漸減弱，局部破壞加劇。

2.5 能量變化分析

能量變化是巖石各物理力學參數變化的誘因和本質特征[16]，各能量變化規律見表2。

(a) 完整試件；(b) 充填節理厚度為0.3 mm；(c) 充填節理厚度為0.8 mm；(d) 不同黏結強度比

圖5 試件微裂紋發展分布

Fig. 5 Distribution of micro cracks in specimen

表2 能量隨節理特性的變化規律

邊界能即試件破壞所需做的功，由表2可知：邊界能隨節理剛度比減小而下降，逐漸趨近張開節理試件，相比完整試件下降43%；隨節理厚度增加、黏結強度減小，邊界能不斷減小，后者對邊界能影響相對較小。邊界能越小試件越容易失穩破壞，因此，隨節理特性弱化，試件越容易失穩破壞。

應變能即試件在加載過程中所積累的可釋放的能量，與應力應變乘積呈正比。應變能極值一般發生在峰值強度附近，是驅動峰后裂隙擴展的源動力，反映了試件峰后損傷破壞的劇烈程度及為巖爆的評估提供依據[16]。應變能極值隨節理特性弱化不斷下降，且下降幅度較大；隨節理厚度增加其敏感性逐漸減弱，下降幅度放緩，節理厚度大于1.3 mm時敏感性基本保持不變；相比完整試樣，含節理試樣應變能均較小，尤其是張開節理試樣，決定了節理試樣峰后損傷破壞程度要比完整試樣的小。

摩擦能是黏結顆粒在外力作用下相互滑移的結果，摩擦能相對邊界能和應變能較小，總體隨節理弱化不斷下降。顆粒動能波動性較大，變化規律性較差，相比其他能量，顆粒動能極小，可認為對試件的破壞過程影響相對較小。

2.6 波傳播規律研究

顆粒流通過顆粒相互作用模擬波傳播反映巖石材料的本質特性，是基于離散介質力學從細觀尺度上認識離散介質的波動過程[17?18]。TRENT等[17?18]通過離散元模擬了膠結材料波的傳播過程。SADD等[19]采用橢圓形顆粒研究了波的傳播和衰減規律。

在模型內設置激發源和接收器如圖6(a)所示，通過對激發源內顆粒施加剪切振動或壓縮正弦速度脈沖，利用顆粒擾動來模擬P波、S波傳播。不同時刻剪切波速度分布見圖6(b)~(d)，當=1.25 μs，激發源速度達到首個峰值；當=19.1 μs，波前到達節理下端；=37.5 μs時剪切波首次到達接收器，由于節理阻礙波能量的傳播，節理上部速度場分布明顯較小，接收器速度幅值下降。在剪切波的傳播過程中，試件中部速度場基本沿軸傳播，但靠近試件兩側速度場基本沿軸方向，使速度場呈旋渦狀分布。

(a) 試件模型；(b)=1.25 μs；(c)=19.1 μs；(d)=37.5 μs

圖6 試樣模型及波的傳播過程

Fig. 6 Model of specimen and wave propagation

波在節理處發生反射和透射，定義透射系數為

=joint/(4)

式中：joint為節理透射波波幅；為無節理波幅。

波傳播參數變化規律統計見表3。隨著節理特性變化，縱橫波速變化較小。波在節理處發生反射，導致透射波幅下降。相比縱波，橫波透射系數受節理變化較敏感，變化幅度較大，如節理剛度比為0.500試樣，縱橫波透射系數分別為0.61和0.44。與張開節理相比，充填節理透射系數明顯較大，但隨節理厚度增加，充填物對節理透射系數貢獻逐漸減小，與張開節理相比，當節理厚度為0.3 mm時，充填節理P波、S波透射系數分別增加0.34和0.29；當節理厚度為2.0 mm時，充填節理P波、S波透射系數分別增加0.12和0.02；充填節理透射系數受節理厚度影響較大，隨厚度增加變化幅度較大，節理厚度從0.3 mm增加到2.0 mm，充填節理P波、S波透射系數分別減小0.27和0.34，張開節理P波、S波透射系數分別減小0.05和0.07。

圖7所示為完整試件、節理厚度為0.3 mm試件P波透射波時程曲線，充填節理、張開節理透射系數分別為0.67和0.41，張開節理透射波頻率要比充填節理試件和完整試件的小，因此，顆粒流模擬能同時反映頻率的變化。對于張開節理，P波透射波前半周期幅值較大，S波則后半周期幅值較大；充填節理P波和S波幅值均是后半周期較大。

表3 波速與衰減隨節理特性的變化規律

1—完整試樣；2—充填節理；3—張開節理。

圖7 不同狀態下透射波

Fig. 7 Transmitted waves under different conditions

總體而言，非貫通節理對波幅的影響遠比對波速的影響大。與張開節理相比，充填節理透射系數較大，且隨節理厚度增加衰減更快。與縱波相比，橫波透射系數受節理變化更敏感，波幅隨節理弱化衰減更快。

3 結論

1) 峰值強度、彈性模量、起裂應力隨節理厚度增加、剛度比減小而不斷下降，泊松比隨節理厚度增加而大幅度上升，黏結強度對彈性模量、起裂應力影響較小，峰值強度受節理的影響比受彈性模量和起裂應力的影響大。

2) 與張開節理相比，由于充填物降低了尖端應力集中系數，導致充填節理試樣宏觀力學參數均較大，并隨節理剛度比下降，其力學參數不斷減小，應力集中系數增大，應力集中隨節理厚度變化受節理剛度比影響。

3) 隨節理弱化，試件整體損傷破壞程度降低，局部破壞加劇，破壞模式發生改變，張拉裂紋所占比例逐漸增大，試件破壞所需能量均減小，反映了力學參數弱化的本質特征。

4) 節理對波幅影響遠比對波速的影響大，與張開節理相比，充填節理透射系數較大，且隨節理厚度增加衰減幅度較大。與縱波相比，橫波透射系數對節理更加敏感，隨節理弱化衰減更快。

[1] YOSHINAKA R, YAMABE T. Joint stiffness and the deformation behavior of discontinuous rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1986, 23(1): 19?28.

[2] BARTON N, BANDIS S, BAKHTAR K. Strength, deformation and conductivity coupling of rock joints[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts, 1985, 22(3): 121?140.

[3] 任偉中, 白世偉, 豐定祥. 平面應力條件下閉合斷續節理巖體力學特性試驗研究[J]. 實驗力學, 1999, 14(4): 521?527.REN Weizhong, BAI Shiwei, FENG Dingxiang. An experimental study on the mechanical characteristics of rock mass containing close intermittent joints under plane stress condition[J]. Journal of Experimental Mechanics, 1999, 14(4): 521?527.

[4] 邵鵬, 張勇, 賀永年, 等. 應力波反復作用下斷續節理巖體疲勞破壞實驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2005, 24(22): 4180?4184. SHAO Peng, ZHANG Yong, HE Yongnian, et al. Experimental study on fatigue failure of intermittent jointed rock masses subjected to repeated stress wave[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(22): 4180?4184.

[5] 陳新, 廖志紅, 李德建. 節理傾角及連通率對巖體強度、變形影響的單軸壓縮試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2011, 30(4): 781?789. CHEN Xin, LIAO Zhihong, LI Dejian. Experimental study of effects of joint inclination angle and connectivity rate on strength and deformation properties of rock masses under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(4): 781?789.

[6] 張波, 李術才, 張敦福, 等. 含充填節理巖體相似材料試件單軸壓縮試驗及斷裂損傷研究[J]. 巖土力學, 2012, 33(6): 1647?1652. ZHANG Bo, LI Shucai, ZHANG Dunfu, et al. Uniaxial compression mechanical property test, fracture and damage analysis of similar material of jointed rock mass with filled cracks[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(6): 1647?1652.

[7] 金愛兵, 李兵, 鄧富根. 斷續節理對巖體力學性能的影響[J]. 北京科技大學學報, 2012, 34(12): 1359?1363. JIN Aibing, LI Bing, DENG Fugen. Effect of intermittent joints on the mechanical properties of rock mass[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2012, 34(12): 1359?1363.

[8] LEE H, JEON S. An experimental and numerical study of fracture coalescence in pre-cracked specimens under uniaxial compression[J]. International Journal of Solids and Structures, 2011, 48(6): 979?999.

[9] 黃達, 岑奪豐, 黃潤秋. 單裂隙砂巖單軸壓縮的中等應變率效應顆粒流模擬[J]. 巖土力學, 2013, 34(2): 535?545. HUANG Da, CEN Duofeng, HUANG Runqiu. Influence of medium strain rate on sandstone with a single pre-crack under uniaxial compression using PFC simulation[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(2): 535?545.

[10] 趙永紅. 受單軸壓縮大理巖填充割縫周圍的微裂紋生長[J]. 巖石力學與工程學報, 2004, 23(15): 2504?2509. ZHAO Yonghong. Mini-crack development from a cemented fracture in marble specimen under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(15): 2504?2509.

[11] 劉紅巖, 鄧正定, 王新生, 等. 節理巖體動態破壞的SHPB相似材料試驗研究[J]. 巖土力學, 2014, 35(3): 659?665. LIU Hongyan, DENG Zhengding, WANG Xinsheng, et al. Similar material test study of dynamic failure of jointed rock mass with SHPB[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(3): 659?665.

[12] 劉欣宇, 劉愛華, 李夕兵. 充填柱狀節理類巖石材料的試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2014, 33(4): 772?777. LIU Xinyu, LIU Aihua, LI Xibing. Experimental study of columnar jointed sandstone-like material with preset filling[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(4): 772?777.

[13] BAHAADDINI M, SHARROCK G, HEBBLEWHITE B K. Numerical investigation of the effect of joint geometrical parameters on the mechanical properties of a non-persistent jointed rock mass under uniaxial compression[J]. Computers and Geotechnics, 2013, 49(20): 206?225.

[14] 蔣明鏡, 陳賀, 張寧, 等. 含雙裂隙巖石裂紋演化機理的離散元數值分析[J]. 巖土力學, 2014, 35(11): 3259?3268. JIANG Mingjing, CHEN He, ZHANG Ning, et al. Distinct element numerical analysis of crack evolution in rocks containing pre-existing double flaw[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(11): 3259?3268.

[15] Itasca Consulting Group Inc. PFC 2D (particle flow code in 2 dimensions) theory and background[M]. Minneapolis, USA, Itasca Consulting Group Inc, 2002: 12?23.

[16] 謝和平, 鞠楊, 黎立云. 基于能量耗散與釋放原理的巖石強度與整體破壞準則[J]. 巖石力學與工程學報, 2005, 24(17): 3003?3010. XIE Heping, JU Yang, LI Liyun. Criteria for strength and structural failure of rocks based on energy dissipation and energy release principles[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(17): 3003?3010.

[17] TRENT B C, MARGOLIN L G. A numerical laboratory for granular solids[J]. Engineering Computations, 1992, 9(2): 191?197.

[18] HOLT R M, KJOLAAS J, LARSEN I, et al. Comparison between controlled laboratory experiments and discrete particle simulations of the mechanical behavior of rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2005, 42(7/8): 985?995.

[19] SADD M H, GAO J, SHUKLA A. Numerical analysis of wave propagation through assemblies of elliptical particles[J]. Computers and Geotechnics, 1997, 20(3/4): 323?343.

(編輯 楊幼平)

Influence of joint features on mechanical properties of rock mass

ZHANG Guokai, LI Haibo, XIA Xiang, LI Nana, CHAI Shaobo

(State Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering, Institute of Rock and Soil Mechanics,Chinese Academy of Sciences, Wuhan 430071, China)

The uniaxial compression test was performed by particle flow code to study the influence of joint features on the macro mechanical properties, energy and wave propagation. Simultaneously, the mechanisms of crack evolution and failure modes were illustrated. Mesoscopic stiffness ratio and strength ratio were defined to reflect mechanical features of joint. The results show that with the increase of joint thickness and the decrease of joint stiffness ratio, ultimate strength, elastic modulus and crack-initiation stress all decrease. On the contrary, Poisson ratio increases a lot with the increase of joint thickness. However, joint strength ratio only has an effect on ultimate strength. Compared with open joint, joint fillings reduce the stress concentrations at joint tips and increase the macro mechanical parameters of specimens which gradually approach the former with the decrease of joint stiffness. These all lead to the changes of damage degree and failure modes. Numerical simulation of transverse and longitudinal wave propagation was implemented by setting a transmitter and receiver in the model and applying a velocity pulse to the transmitter. The effect of joint on the amplitude attenuation is much larger than wave velocity. The transmission coefficient of filling joint is much bigger than that of open joint. Compared with longitudinal wave, transverse wave produces more amplitude attenuation.

particle flow code; uniaxial compression; joint features; mechanical properties of rock mass; wave propagation

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.12.031

TU451

A

1672?7207(2016)12?4198?08

2015?12?30；

2016?04?20

國家自然科學基金資助項目(51439008, 41572307, 51209200)(Projects(51439008, 41572307, 51209200) supported by the National Natural Science Foundation of China)

張國凱，博士研究生，從事巖石動力學實驗和數值模擬研究；E-mail：zhangguokai12@163.com