軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀剪切力學(xué)特性

劉新榮，許 彬，周小涵，易 立，曾 夕，王繼文

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045; 2.庫區(qū)環(huán)境地質(zhì)災(zāi)害防治國家地方聯(lián)合工程研究中心(重慶)，重慶 400045; 3.重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045; 4.北京城建設(shè)計(jì)發(fā)展集團(tuán)股份有限公司重慶分公司，重慶 400147)

一般地，自然界巖體含有諸如層理、節(jié)理、裂隙及軟弱層等結(jié)構(gòu)面，其對巖體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性起重要作用(主要表現(xiàn)為剪切破壞)[1-2]。巖體結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)特性影響因素極為復(fù)雜，其中巖性組合形式為關(guān)鍵影響因素之一[3-6]，深入探究軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面在特定條件下的剪切力學(xué)特性對分析與評價(jià)邊坡、隧道及水(核)電等巖體工程長期穩(wěn)定性具有重要理論和現(xiàn)實(shí)意義。

目前，國內(nèi)外有關(guān)軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)特性的研究已取得了一定成果[2-17]。HOEK[7]和BANDIS[8]等指出了含水率、法向壓力及硬性巖層起伏度(粗糙度)對軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度和變形性能具支配作用;董遵德等[9]通過現(xiàn)場慢剪試驗(yàn)獲取了軟弱夾層的有效應(yīng)力抗剪強(qiáng)度參數(shù)。許江等[10]通過澆筑素混凝土復(fù)制硬性巖層，探究了含黃泥充填物軟弱結(jié)構(gòu)面的剪切強(qiáng)度(變形)及形貌演化特征;李鵬等[11]以膨潤土和砂巖碎屑模擬充填物，探究了軟弱結(jié)構(gòu)面受含水率影響的剪切蠕變特性。已有文獻(xiàn)大多以相似材料復(fù)制而成的物理模型為研究對象，進(jìn)而探究“硬+軟+硬”組合形式的結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)特性(組合形式單一)，且較少考慮硬性巖層起伏度和粗糙度的影響。實(shí)質(zhì)上，如“軟+硬”組合形式的結(jié)構(gòu)面普遍存在于多數(shù)邊坡之中，且結(jié)構(gòu)面形態(tài)通常對邊坡巖體失穩(wěn)破壞構(gòu)成重大影響[12]。然而，僅有少數(shù)文獻(xiàn)對此展開了論述，如王偉等[13]基于不同含水率下的靜力直剪試驗(yàn)，提出了土-巖石(“軟+硬”)接觸面的應(yīng)力-位移力學(xué)模型;唐雯鈺等[14]探討了不同法向壓力和硬性巖層凸臺(tái)高度對軟弱結(jié)構(gòu)面剪切性能的影響。另外，PFC2D細(xì)觀模擬可較直觀精確地獲得剪切全過程中的實(shí)時(shí)信息，即硬性或軟弱結(jié)構(gòu)面裂紋萌生、擴(kuò)展、錯(cuò)動(dòng)、磨損、局部破壞、完全斷裂、貫通及滑移等漸進(jìn)性損傷破壞演化特征及數(shù)量(能量)變化規(guī)律。LIU等[1]、YOON[15]、何春梅[12]及黃達(dá)等[16]均通過PFC2D離散元法獲得了巖體結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷演化全過程、顆粒損傷分布特征及典型破壞模式?？傮w而言，大多學(xué)者均以室內(nèi)直剪試驗(yàn)和PFC2D細(xì)觀模擬作為研究巖體結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)特性的通用手段，且有關(guān)以現(xiàn)場原樣加工制備而成的物理模型為研究對象，并考慮硬性巖層起伏度和粗糙度等多影響因素的軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀剪切力學(xué)特性的研究文獻(xiàn)鮮有報(bào)道。

鑒于此，筆者基于已有研究基礎(chǔ)[1-23]，開展恒定法向壓力下的室內(nèi)直剪試驗(yàn)，充分考慮含水率、法向壓力及一階起伏角的影響，系統(tǒng)地探究了“軟+硬”和“硬+軟+硬”組合形式下的結(jié)構(gòu)面剪切變形及強(qiáng)度特性，并揭示了結(jié)構(gòu)面宏觀損傷特征及典型破壞模式;同時(shí)，應(yīng)用PFC2D程序模擬了直剪試驗(yàn)全過程，分析了結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量(能量)變化規(guī)律，揭示了結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷演化過程及顆粒分布特征，并經(jīng)對比分析結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀損傷力學(xué)行為后統(tǒng)一概化描述了其損傷劣化機(jī)理;據(jù)此，提出了結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度估算公式，并根據(jù)典型邊坡算例，采用極限平衡法和強(qiáng)度折減法驗(yàn)證了其合理性。

1 室內(nèi)直剪試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

自2003年蓄水以來，普遍分布于三峽庫區(qū)的軟硬互層邊坡(圖1)時(shí)常發(fā)生類型多且危害重的地質(zhì)災(zāi)害[5,12,18-19]，該種軟硬互層邊坡巖體結(jié)構(gòu)面的力學(xué)特性受環(huán)境變化影響十分顯著，絕大多數(shù)滑體均密集發(fā)育于此類坡體中。

試驗(yàn)以取自于三峽庫區(qū)巫山段某滑坡場地的灰?guī)r和強(qiáng)軟化(崩解)黏性土(圖1)作為試驗(yàn)原材料。使用巖石取芯(打磨)機(jī)和高壓水射流切割機(jī)等設(shè)備加工灰?guī)r原樣，軟弱層則通過黏性土原樣重塑制備而成(圖1)。測定灰?guī)r和軟弱層的物理力學(xué)參數(shù)(表1)，為后續(xù)室內(nèi)直剪試驗(yàn)及其PFC2D細(xì)觀模擬提供理論依據(jù)和參考。

圖1 現(xiàn)場取樣、試樣加工制備及其物理力學(xué)參數(shù)測定Fig.1 In-situ sampling,specimens’ preparation and its determination of physical-mechanical parameters

表1 試驗(yàn)材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical-mechanical parameters of test materials

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)特別考慮了硬性巖層起伏度和粗糙度，即一階(周期性三角形凸臺(tái))和二階(三角形微凸體)起伏體(U1～U3)，以較為真實(shí)地描述軟弱層與硬性巖層接觸面形態(tài)特征，并基于此將軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面概化設(shè)計(jì)為如圖2所示的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。根?jù)文獻(xiàn)[20]，充分考慮試樣加工制備和試驗(yàn)設(shè)備等條件，最終確定試驗(yàn)?zāi)Ｐ途唧w幾何尺寸(圖2)為:單個(gè)一階起伏體長度L=30 mm，硬性巖層左右側(cè)水平段長度l=15 mm，“軟+硬”組合形式下軟弱層最大厚度H0=50 mm，“硬+軟+硬”組合形式下軟弱層最大厚度h0=60 mm，“硬+軟+硬”組合形式下硬性巖層左右側(cè)豎直段高度h=20 mm，“硬+軟+硬”組合形式下上下部分硬性巖層一階起伏體尖端之間的豎直向距離H1≈43 mm、H2=30 mm及H3≈8 mm，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯挾萪=50 mm，一階起伏角α1=30°,α2=45°及α3=60°，二階起伏角β=45°。同時(shí)，將加工制備好的灰?guī)r和軟弱層試樣于剪切盒中進(jìn)行夯壓組合并對各類試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行編號(hào)(M1～M4)。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ透呕O(shè)計(jì)示意Fig.2 Generalized design diagrams of test models

1.3 試驗(yàn)工況

該試驗(yàn)針對“軟+硬”和“硬+軟+硬”的組合形式下的結(jié)構(gòu)面(分別為第1類和第2類結(jié)構(gòu)面)，在充分考慮含水率、法向壓力及一階起伏角(二階起伏角不變的條件下)的變化對2類結(jié)構(gòu)面的宏觀剪切力學(xué)特性產(chǎn)生的影響下，其具體試驗(yàn)工況見表2。

表2 試驗(yàn)工況Table 2 Test conditions

1.4 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所采用的試驗(yàn)設(shè)備主要由加載系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、監(jiān)測系統(tǒng)及剪切裝置組成(圖3)。其中，加載系統(tǒng)為“山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶大學(xué))”的WDAJ-600型微機(jī)控制電液伺服巖石剪切流變試驗(yàn)機(jī)，其軸(切)向最大試驗(yàn)力和位移行程均分別為600 kN 和100 mm，且試驗(yàn)力和位移加載速率均分別為0.1～100 kN/min 和0.001～10 mm/min，而測力和位移傳感元件則分別為負(fù)荷式和磁致式傳感器。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括多通道智能采集儀和電腦，而監(jiān)測系統(tǒng)包括高速攝像機(jī)和電腦。剪切裝置為自主研發(fā)設(shè)計(jì)的可視化、活動(dòng)型及便攜式剪切盒，可透過鋼化玻璃窗口實(shí)時(shí)地觀察和拍攝結(jié)構(gòu)面宏觀損傷破壞演化過程。

圖3 試驗(yàn)設(shè)備及加載示意Fig.3 Test equipments and loading diagrams

1.5 試驗(yàn)加載

以工況3號(hào)和10號(hào)的直剪試驗(yàn)過程為例(圖3):加載前，將潤滑劑(凡士林)均勻涂抹于剪切盒上、下盤接觸面以降低其摩擦阻力，并確保試驗(yàn)機(jī)軸(切)向剛性加載頭、端頭及底座均與剪切盒相應(yīng)位置對中;加載時(shí)，首先以試驗(yàn)力加載方式施加法向壓力(速率為0.5 kN/min)直至目標(biāo)值，然后維持恒定法向壓力加載條件，最后以位移加載方式施加剪切荷載(速率為0.5 mm/min)直至結(jié)構(gòu)面損傷破壞;加載終止，取下試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，觀察、拍攝并記錄結(jié)構(gòu)面內(nèi)外部損傷破壞形態(tài)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 結(jié)構(gòu)面剪切變形及強(qiáng)度特性

圖4為2類結(jié)構(gòu)面的剪切應(yīng)力(法向位移)與剪切位移之間的關(guān)系曲線，可將該關(guān)系曲線劃分為AB,BC及CD三個(gè)變化階段。基于圖4(a)，階段AB:結(jié)構(gòu)面處于初始非線性壓剪變形狀態(tài)，其剪切應(yīng)力-剪切位移曲線近似呈“下凹弧形”變化，且一階起伏體尖端附近軟弱土體開始萌生裂縫并伴有微小垂直移動(dòng)分量(剪脹)。階段BC:結(jié)構(gòu)面處于應(yīng)力穩(wěn)定增長壓剪變形狀態(tài)，其剪切應(yīng)力-剪切位移曲線前后期分別近似呈線性和“上凹弧形”變化(剪切應(yīng)力增幅由緩變急)，而施加剪切荷載一側(cè)的邊緣一階起伏體與軟弱土體逐漸脫離(曲線出現(xiàn)突變點(diǎn))，且垂直移動(dòng)分量(剪縮)增勢先急后緩。階段CD:結(jié)構(gòu)面處于應(yīng)力陡升-脆落塑性壓剪變形狀態(tài)，臨近峰值剪切強(qiáng)度前結(jié)構(gòu)面剪切應(yīng)力-剪切位移曲線近似呈線性快速增長變化(軟弱土體沿一階起伏體尖端所在層面逐漸貫通)，隨后發(fā)生瞬時(shí)應(yīng)力脆性跌落(剛性端頭一側(cè)的邊緣一階起伏體沿根部斜向瞬間脆性斷裂)，且垂直移動(dòng)分量(剪縮)變化已趨于穩(wěn)定。

基于圖4(b)，階段AB:結(jié)構(gòu)面處于初始非線性壓剪變形狀態(tài)，其剪切應(yīng)力-剪切位移曲線近似呈“波浪狀”變化，且剪切面兩端軟弱土體開始滋生裂縫并伴有微小垂直移動(dòng)分量(剪脹)。階段BC:結(jié)構(gòu)面處于應(yīng)力陡-緩升壓剪變形狀態(tài)，其剪切應(yīng)力-剪切位移曲線前后期分別近似呈線性和“下凹弧形”變化(剪切應(yīng)力增幅由急變緩)，而剪切應(yīng)力增長過程中并未出現(xiàn)顯著峰值點(diǎn)，且垂直移動(dòng)分量(剪縮)增勢加劇(剪切面附近“土脊”和“小山包”被啃斷后產(chǎn)生疏松效應(yīng))。階段CD:結(jié)構(gòu)面處于應(yīng)力恒定塑性壓剪變形狀態(tài)，其剪切應(yīng)力-剪切位移曲線近似呈“水平狀”變化(剪切應(yīng)力達(dá)峰值后幾乎保持恒定)，此時(shí)軟弱層內(nèi)部貫通并逐漸沿貫通面滑移，且垂直移動(dòng)分量(剪縮)呈持續(xù)穩(wěn)步增加趨勢(增幅較小)。

圖4 結(jié)構(gòu)面剪切應(yīng)力(法向位移)-剪切位移曲線Fig.4 Curves of shear stress (normal displacement) versus shear displacement of rock discontinuity

2.2 結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)特性影響因素分析

2.2.1含水率

圖5為不同含水率下2類結(jié)構(gòu)面峰值(殘余)剪切強(qiáng)度和峰值剪切(最大法向)位移的變化曲線。

圖5 含水率對結(jié)構(gòu)面剪切特性影響規(guī)律曲線Fig.5 Curves about impact law of the moisture content on the shear properties of rock discontinuity

由圖5(a)可知,2類結(jié)構(gòu)面的峰值(殘余)剪切強(qiáng)度均隨含水率不斷增大而近似線性逐漸降低;當(dāng)含水率由5.0%增至15.0%時(shí)，第1類結(jié)構(gòu)面的峰值和殘余剪切強(qiáng)度分別由1.491 MPa和1.154 MPa降至0.615 MPa和0.527 MPa，而第2類結(jié)構(gòu)面的峰值和殘余剪切強(qiáng)度則分別由0.324 MPa和0.316 MPa降至0.199 MPa和0.196 MPa。由圖5(b)可知,2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切位移均隨含水率不斷增大而近似線性逐漸減小，而其最大法向位移則與之相反;當(dāng)含水率從5.0%增至15.0%時(shí)，第1類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切位移從10.948 mm減至9.891 mm、最大法向位移從0.190 mm增至0.360 mm，而第2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切位移則從14.973 mm減至11.973 mm、最大法向位移則從0.650 mm增至0.885 mm。水對軟弱層的軟化作用隨含水率不斷增大而逐漸加劇，此時(shí)軟弱層的泥質(zhì)礦物黏聚力及其剪切(法向)剛度大幅度降低，由此致使結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度和變形性能發(fā)生不可恢復(fù)的劣化效應(yīng)。

2.2.2法向壓力

圖6為不同法向壓力下2類結(jié)構(gòu)面的峰值(殘余)剪切強(qiáng)度和峰值剪切(最大法向)位移的變化曲線。

圖6 法向壓力對結(jié)構(gòu)面剪切特性影響規(guī)律曲線Fig.6 Curves about impact law of the normal stress on the shear properties of rock discontinuity

由圖6(a)可知,2類結(jié)構(gòu)面的峰值(殘余)剪切強(qiáng)度均隨法向壓力逐漸增加而近似線性不斷增大;當(dāng)法向壓力由0.3 MPa增至0.5 MPa時(shí)，第1類結(jié)構(gòu)面的峰值和殘余剪切強(qiáng)度分別由1.031 MPa和0.797 MPa增至1.559 MPa和1.302 MPa，而第2類結(jié)構(gòu)面的峰值和殘余剪切強(qiáng)度則分別由0.268 MPa和0.263 MPa增至0.372 MPa和0.362 MPa。由圖6(b)可知:2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切(最大法向)位移均隨法向壓力逐漸增加而近似線性不斷增大;當(dāng)法向壓力從0.3 MPa增至0.5 MPa時(shí)，第1類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切和最大法向位移分別從10.344 mm和0.280 mm增至12.539 mm和0.794 mm，而第2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切和最大法向位移則分別從14.301 mm和0.773 mm增至14.870 mm和1.224 mm。一般地，結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度(變形)與法向壓力大小密切相關(guān)，法向壓力較低時(shí)結(jié)構(gòu)面剪切變形增大的同時(shí)會(huì)伴有較小垂直移動(dòng)分量(剪脹)，而法向壓力較高時(shí)結(jié)構(gòu)面剪切變形明顯增大，且持續(xù)壓剪復(fù)合作用下硬性巖層一階起伏體沿根部啃斷或軟弱層貫通(垂直移動(dòng)分量主要為剪縮且較顯著)，致使結(jié)構(gòu)面峰值剪切強(qiáng)度最終衰減為殘余剪切強(qiáng)度。

2.2.3一階起伏角

圖7為不同一階起伏角下2類結(jié)構(gòu)面的峰值(殘余)剪切強(qiáng)度和峰值剪切(最大法向)位移的變化曲線。

圖7 一階起伏角對結(jié)構(gòu)面剪切特性影響規(guī)律曲線Fig.7 Curves about impact law of the first-order asperity angle on the shear properties of rock discontinuity

由圖7(a)可知,第1類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切強(qiáng)度隨一階起伏角不斷增大而近似線性逐漸增加，而其殘余剪切強(qiáng)度則先增加后減小，當(dāng)一階起伏角為60°時(shí)其應(yīng)力降十分顯著(從1.460 MPa跌至0.684 MPa);第2類結(jié)構(gòu)面的峰值(殘余)剪切強(qiáng)度均隨一階起伏角不斷增大而近似線性逐漸增加(變幅先緩后陡)。由圖7(b)可知:2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切位移總體上均隨一階起伏角不斷增大而逐漸減小，且當(dāng)一階起伏角由45°增至60°時(shí)第2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切位移降幅較顯著(從13.831 mm降至7.466 mm);此外，2類結(jié)構(gòu)面的最大法向位移總體上均隨一階起伏角不斷增大而逐漸增加(變幅先緩后陡)，且當(dāng)一階起伏角由45°增至60°時(shí)2類結(jié)構(gòu)面的最大法向位移增幅較明顯(分別從0.388 mm和0.568 mm增至0.865 mm和2.059 mm)。對于第1類結(jié)構(gòu)面而言，隨一階起伏角逐漸變大，軟弱層與硬性巖層接觸面面積增大進(jìn)而使軟弱土體固結(jié)硬化效應(yīng)加劇，同時(shí)剛性端頭一側(cè)的邊緣一階起伏體斜面受集中擠壓荷載后沿根部斜向斷裂，且施加剪切荷載一側(cè)的邊緣一階起伏體斜面與軟弱土體完全脫離，如此加速迫使結(jié)構(gòu)面峰值剪切強(qiáng)度發(fā)生瞬時(shí)脆性跌落(應(yīng)力降隨一階起伏角增大而越顯著)。對于第2類結(jié)構(gòu)面而言，隨一階起伏角不斷變大，軟弱層相對厚度逐漸小于三角形凸臺(tái)高度，此時(shí)凸臺(tái)對結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度和變形性能影響較顯著，并表現(xiàn)出凸臺(tái)尖端附近軟弱土體明顯硬化且剪切面附近軟弱土體接觸效應(yīng)明顯增強(qiáng)。

2.3 結(jié)構(gòu)面宏觀損傷特征及典型破壞模式

圖8為2類結(jié)構(gòu)面的宏觀損傷特征及典型破壞模式，結(jié)合圖4可將結(jié)構(gòu)面宏觀損傷破壞發(fā)展歷程劃分為P1,P2及P3三個(gè)變化階段。圖8中，如“10.0%+0.3 MPa+30°”指含水率、法向壓力及一階起伏角依次為10.0%,0.3 MPa及30°。

(1)第1類結(jié)構(gòu)面。階段P1:初始壓剪復(fù)合作用下，剛性端頭一側(cè)的邊緣一階起伏體斜面附近軟弱土體逐漸固結(jié)硬化，而施加剪切荷載一側(cè)的邊緣一階起伏體與軟弱土體之間呈脫離趨勢，且一階起伏體尖端附近軟弱土體伴有微小豎向位移分量(萌生微裂縫)，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為壓剪-起裂破壞模式。階段P2:持續(xù)壓剪復(fù)合作用下，剛性端頭一側(cè)的邊緣一階起伏體斜面附近軟弱土體局部抗壓剪強(qiáng)度增強(qiáng)，且軟弱土體沿一階起伏體尖端所在平面逐漸發(fā)生錯(cuò)移滑動(dòng)(裂縫數(shù)量擴(kuò)增明顯)，而施加剪切荷載一側(cè)的邊緣一階起伏體與軟弱土體之間完全脫空(豎向位移分量明顯變大)，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為錯(cuò)動(dòng)-脫空破壞模式。階段P3:軟弱土體沿一階起伏體尖端所在平面完全貫通且裂縫迅速延伸、擴(kuò)展(豎向位移分量趨于穩(wěn)定)，而剛性端一側(cè)的邊緣一階起伏體所受集中壓剪荷載迅速增大直至沿根部斜向脆性斷裂(裂縫數(shù)量驟增);一階起伏體斷裂后嵌固于軟弱土體內(nèi)且斷裂面較光滑，而軟弱層貫通后軟弱土體嵌固于三角形凸臺(tái)之間且貫通面起伏不平，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為貫通-啃斷破壞模式。一階起伏角為30°時(shí)硬性巖層損傷破壞主要表現(xiàn)為三角形微凸體磨損，而一階起伏角為45°和60°時(shí)硬性巖層損傷破壞則主要表現(xiàn)為三角形凸臺(tái)斷裂;在相同法向壓力和含水率下，硬性巖層損傷度隨一階起伏角增大而逐漸顯著且一階起伏角較大時(shí)凸臺(tái)沿根部啃斷越徹底;相同含水率和一階起伏角下，硬性巖層損傷度隨法向壓力增大而逐漸顯著且法向壓力較大時(shí)凸臺(tái)啃斷裂縫數(shù)量越多;在相同一階起伏角和法向壓力下，硬性巖層面損傷度隨含水率增大而逐漸顯著且含水率較大時(shí)凸臺(tái)與軟弱土體之間的嵌固效應(yīng)相對越明顯。

(2)第2類結(jié)構(gòu)面。階段P1:初始壓剪復(fù)合作用下，軟弱層內(nèi)部土體顆粒相互擠壓并滋生微小豎向位移分量，且剪切面兩端軟弱土體開始萌生微裂縫，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為壓剪-起裂破壞模式。階段P2:持續(xù)壓剪復(fù)合作用下，剪切面兩端萌生的微裂縫逐漸向軟弱層內(nèi)部延伸、擴(kuò)展，且軟弱層內(nèi)部土顆粒間不斷發(fā)生摩擦損傷后于剪切面附近形成“土脊”和“小山包”(裂縫數(shù)量明顯增多)，隨后由于壓剪效應(yīng)增強(qiáng)致使“土脊”和“小山包”被逐漸啃斷，此時(shí)剪切面附近軟弱土體較疏松且豎向位移分量顯著，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為磨損-啃斷破壞模式。階段P3:軟弱層沿剪切面附近完全貫通(裂縫數(shù)量驟增)，隨后其上下兩側(cè)沿貫通面逐漸發(fā)生塑性滑移(豎向位移分量穩(wěn)步增大)，該階段結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為貫通-滑移破壞模式。軟弱層內(nèi)部貫通面起伏不平且磨損、啃斷痕跡顯著，而硬性巖層完好無損且其附近軟弱土體所受影響甚微;相同法向壓力和含水率下軟弱層損傷度隨一階起伏角增大而逐漸顯著，相同含水率和一階起伏角下軟弱層損傷度隨法向壓力增大而逐漸顯著，相同一階起伏角和法向壓力下軟弱層損傷度隨含水率增大而逐漸顯著，當(dāng)一階起伏角、法向壓力及含水率均較大時(shí)貫通面平整度越低。

3 PFC2D直剪試驗(yàn)細(xì)觀模擬

3.1 數(shù)值模型及細(xì)觀參數(shù)

為了從細(xì)觀角度揭示軟硬互層巖體結(jié)構(gòu)面的累積損傷演化過程(顆粒分布特征)及裂紋數(shù)量(能量)變化規(guī)律，應(yīng)用PFC2D程序建立典型工況(表3)下的細(xì)觀數(shù)值模型(幾何尺寸如圖2所示)，以工況4號(hào)和13號(hào)為例(圖9):剪切盒由編號(hào)為Wall 1號(hào)～Wall 8號(hào)的8塊剛性墻體組合而成，其中，Wall 1號(hào),Wall 2號(hào),Wall 3號(hào)及Wall 8號(hào)組成剪切盒下盤，而Wall 4號(hào),Wall 5號(hào),Wall 6號(hào)及Wall 7號(hào)組成剪切盒上盤，且Wall 3號(hào)和Wall 7號(hào)作為翼墻以防止顆粒在加載過程中發(fā)生逃逸[21];在剪切盒范圍內(nèi)隨機(jī)生成孔隙率為0.15的圓形顆粒共計(jì)20 546個(gè)，且顆粒半徑在0.38～0.54 mm服從均勻分布;采用平行黏結(jié)模型進(jìn)行顆粒材料的接觸計(jì)算，且采用離散裂隙網(wǎng)格創(chuàng)建硬性巖層鋸齒狀節(jié)理，并在裂隙兩側(cè)0.60 mm范圍內(nèi)賦予顆粒材料光滑節(jié)理接觸模型[22]。同時(shí)，采用“試錯(cuò)法”反復(fù)試算標(biāo)定模型細(xì)觀參數(shù)[12,21]，以此獲得的數(shù)值計(jì)算宏觀參數(shù)見表4，對比表1和4可知2者物理力學(xué)參數(shù)值吻合較好(誤差均小于±5%)，即表明可采用表5中的細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行顆粒流數(shù)值模擬。

圖9 數(shù)值計(jì)算模型Fig.9 Numerical calculation models

表4 數(shù)值計(jì)算宏觀參數(shù)Table 4 Macro-parameters of numerical calculations

圖10為2類結(jié)構(gòu)面的宏觀試驗(yàn)結(jié)果與細(xì)觀模擬結(jié)果之間的對比關(guān)系曲線。由圖10可知，2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀模擬所得曲線均具顯著波動(dòng)起伏形態(tài)，并呈現(xiàn)出與宏觀試驗(yàn)所得曲線相吻合的階段性發(fā)展變化規(guī)律;對于第1類結(jié)構(gòu)面而言，其宏觀試驗(yàn)與細(xì)觀模擬所得峰值剪切強(qiáng)度(位移)分別為1.031 MPa(10.344 mm)和1.065 MPa(10.965 mm)，而對于第2類結(jié)構(gòu)面而言，其宏觀試驗(yàn)與細(xì)觀模擬所得峰值剪切強(qiáng)度(位移)分別為0.268 MPa(14.301 mm)和0.274 MPa(14.563 mm)，即總體上宏觀試驗(yàn)與細(xì)觀模擬所得峰值剪切強(qiáng)度(位移)均較吻合;宏觀試驗(yàn)與細(xì)觀模擬所得結(jié)構(gòu)面損傷破壞形態(tài)吻合較好，2者均揭露了結(jié)構(gòu)面擠壓、起裂、錯(cuò)動(dòng)、磨損、脫空、貫通、啃斷及滑移等現(xiàn)象。鑒于此，表明本文基于表5中的細(xì)觀數(shù)值模擬參數(shù)，采用PFC2D離散元法研究2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀剪切力學(xué)特性合理可行。

圖10 宏觀試驗(yàn)結(jié)果與細(xì)觀模擬結(jié)果對比Fig.10 Comparison between the macro test findings and meso simulation results

表5 數(shù)值計(jì)算細(xì)觀參數(shù)Table 5 Meso-parameters of numerical calculations

3.2 結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量及能量分析

圖11為2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量(能量)與剪切位移之間的關(guān)系曲線(以工況4號(hào)和13號(hào)為例，其中，紅色數(shù)字為裂隙數(shù)量)。由圖11(a),(b)可知,2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀損傷裂紋均包括剪切和拉伸裂紋，且細(xì)觀損傷總裂紋、剪裂紋及拉裂紋數(shù)量均隨剪切位移不斷增大而呈逐漸增加的變化趨勢(拉裂紋數(shù)量大于剪裂紋數(shù)量且第1類結(jié)構(gòu)面中該種現(xiàn)象極為顯著);同時(shí)，臨近峰值剪切強(qiáng)度前細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量隨剪切位移的變化曲線近似呈“下凹弧形”陡增，而后其增幅降低并近似呈線性增長的變化趨勢;總體上，該變化曲線可劃分為初期微增(區(qū)段Ⅰ)、中期近似“下凹弧形”陡增(區(qū)段Ⅱ)及后期近似線性緩增(區(qū)段Ⅲ)3個(gè)變化階段，且第2類結(jié)構(gòu)面的損傷裂紋數(shù)量較第1類結(jié)構(gòu)面多。

圖11 結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量(能量)-剪切位移曲線Fig.11 Curves of meso-damage crack quantity (energy) versus shear displacement of rock discontinuity

結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷總能量即剪切過程中Wall 2號(hào)對試樣所做外功，其包括剪拉耗散能(試樣內(nèi)部和接觸面剪切、拉伸耗散能)和彈性應(yīng)變能(儲(chǔ)存于試樣內(nèi)部的可釋放彈性應(yīng)變能)。由圖11(c),(d)可知:2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀損傷總能量、剪拉耗散能及彈性應(yīng)變能總體上均隨剪切位移不斷增大而呈逐漸增加的變化趨勢(剪拉耗散能大于彈性應(yīng)變能);此外，第1類結(jié)構(gòu)面達(dá)峰值剪切強(qiáng)度后其細(xì)觀損傷能量發(fā)生突變跌落，而第2類結(jié)構(gòu)面達(dá)峰值剪切強(qiáng)度后其細(xì)觀損傷能量隨剪切位移幾乎呈線性增長的變化趨勢;總體上，該變化曲線可劃分為初期微增(區(qū)段Ⅰ)、中期近似“上凹弧形”緩增(區(qū)段Ⅱ)及后期近似線性陡增(區(qū)段Ⅲ，具突變點(diǎn)、起伏狀特征)3個(gè)變化階段，且第1類結(jié)構(gòu)面的損傷能量較第2類結(jié)構(gòu)面大。

3.3 結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷演化過程及顆粒分布特征

圖12為2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀損傷演化過程及顆粒分布特征(以工況4號(hào)和13號(hào)為例，其中紅色數(shù)字為裂隙數(shù)量)，可將其細(xì)觀損傷演化過程劃分為Q1,Q2及Q3三個(gè)變化階段。

圖12 結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷演化過程及顆粒分布特征Fig.12 Meso-damage evolution process and particle distribution characteristics of rock discontinuity

(1)第1類結(jié)構(gòu)面?；趫D12(a)，階段Q1:初始壓剪復(fù)合作用下，一階起伏體尖端附近軟弱土體產(chǎn)生細(xì)觀微裂紋(主要為拉伸破壞微裂紋)，且臨近Wall 4號(hào)一側(cè)的邊緣一階起伏體與軟弱土體之間開始萌生微裂隙，而細(xì)觀損傷顆粒分布較稀疏，此時(shí)結(jié)構(gòu)面表現(xiàn)出明顯的剪脹效應(yīng)。階段Q2:持續(xù)壓剪復(fù)合作用下，細(xì)觀微裂紋自一階起伏體尖端附近向兩側(cè)逐漸延伸、擴(kuò)展(細(xì)觀損傷顆粒分布逐漸加密)，且臨近Wall 6號(hào)一側(cè)的邊緣一階起伏體斜面附近軟弱土體開始產(chǎn)生剪切破壞微裂紋，而臨近Wall 4號(hào)一側(cè)的微裂隙顯著增大(完全脫空)，此時(shí)結(jié)構(gòu)面表現(xiàn)出明顯的剪脹-分離-剪縮效應(yīng)。階段Q3:軟弱層沿一階起伏體尖端所在平面完全穿透(貫通面逐漸拓寬)，臨近Wall 6號(hào)一側(cè)的軟弱土體局部細(xì)觀微裂紋擴(kuò)增貫通，而細(xì)觀損傷顆粒分布較密集，且剪切破壞微裂紋自一階起伏體斜面中部萌生并沿斜向延伸、擴(kuò)展至根部而發(fā)生脆性斷裂，此時(shí)結(jié)構(gòu)面表現(xiàn)出明顯的剪縮效應(yīng)。

(2)第2類結(jié)構(gòu)面。基于圖12(b)，階段Q1:初始壓剪復(fù)合作用下，剪切面兩端開始萌生細(xì)觀微裂紋，且微裂紋自起裂處向軟弱層中部擴(kuò)展、延伸時(shí)具有不同的路徑走勢(鄰近Wall 6號(hào)一側(cè)斜向下而鄰近Wall 4號(hào)一側(cè)斜向上)，而細(xì)觀損傷顆粒分布極為稀疏，此時(shí)結(jié)構(gòu)面表現(xiàn)出明顯的剪脹效應(yīng)。階段Q2:持續(xù)壓剪復(fù)合作用下，剪切面附近土顆粒之間的相互磨損作用逐漸加劇(細(xì)觀微裂紋繼續(xù)擴(kuò)展、延伸)，且細(xì)觀損傷顆粒間斷性地分布于臨近剪切面兩側(cè)(連通性較差)，而軟弱土體發(fā)生瞬時(shí)性啃斷后細(xì)觀顆粒損傷邊界區(qū)范圍呈擴(kuò)增趨勢，此時(shí)結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)出明顯的剪脹-疏松-剪縮效應(yīng)。階段Q3:細(xì)觀微裂紋自起裂端以不同走勢向軟弱層中部持續(xù)擴(kuò)展、延伸后完全貫通，該貫通面邊界區(qū)域范圍明顯變大并充填大量拉剪破壞損傷顆粒，隨后貫通面上下兩側(cè)軟弱土體沿其逐漸發(fā)生滑移，且硬性巖層對軟弱層損傷程度存在一定的約束或促進(jìn)作用，此時(shí)結(jié)構(gòu)面主要表現(xiàn)為剪縮效應(yīng)。

2類結(jié)構(gòu)面的細(xì)觀損傷顆粒于剪切面附近分別近似呈“倒U形”和“S形”分布，且細(xì)觀顆粒損傷時(shí)顆粒間接觸力傾角均在0°～360°，其中，損傷顆粒數(shù)量于0°～90°分布最多，于90°～180°分布次之，而于180°～270°和270°～0°基本一致且分布極少。

3.4 結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀損傷劣化機(jī)理統(tǒng)一概化描述

結(jié)合圖4,8及12，可將2類結(jié)構(gòu)面的宏細(xì)觀損傷劣化機(jī)理統(tǒng)一概化描述過程劃分為如圖13所示的P1(Q1)、P2(Q2)及P3(Q3)三個(gè)變化階段(以一階和二階起伏角均為45°的概化模型為例，其余不同起伏角條件與此類似)。

圖13 結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀損傷劣化機(jī)理統(tǒng)一概化描述示意Fig.13 Generalized describe diagrams for the macro-meso damage degradation mechanism of rock discontinuity

其中，階段P1(Q1):2類結(jié)構(gòu)面均產(chǎn)生剪脹效應(yīng)，并均處于初始非線性壓剪變形狀態(tài)，且損傷裂紋數(shù)量均較少(分布稀疏)，而第1類結(jié)構(gòu)面下的空隙區(qū)較小，該階段其結(jié)構(gòu)面均表現(xiàn)為壓剪-起裂破壞模式。階段P2(Q2):2類結(jié)構(gòu)面分別產(chǎn)生剪脹-分離-剪縮和剪脹-疏松-剪縮效應(yīng)，并分別處于應(yīng)力穩(wěn)定增長和應(yīng)力陡-緩升壓剪變形狀態(tài)，且損傷裂紋數(shù)量均增多(連通性增強(qiáng))，而第1類結(jié)構(gòu)面下的空隙區(qū)變大(脫空)，該階段其結(jié)構(gòu)面分別表現(xiàn)為錯(cuò)動(dòng)-脫空和磨損-啃斷破壞模式。階段P3(Q3):2類結(jié)構(gòu)面均產(chǎn)生剪縮效應(yīng)，并分別處于應(yīng)力陡升-脆落和應(yīng)力恒定塑性壓剪變形狀態(tài)，且損傷裂紋數(shù)量均顯著增加(分別近似呈“倒U形”和“S形”密集分布于剪切面附近，并形成相對規(guī)則的斷裂面和破壞區(qū))，而第1類結(jié)構(gòu)面下的空隙區(qū)顯著擴(kuò)增，該階段其結(jié)構(gòu)面分別表現(xiàn)為貫通-啃斷和啃斷-滑移破壞模式。特別地，盡管2類結(jié)構(gòu)面在各因素(含水率、法向壓力及一階起伏角)影響下其最終損傷破壞形態(tài)有所差異，但其宏細(xì)觀損傷演化過程及劣化機(jī)理仍基本保持一致。

4 結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度估算公式及其算例驗(yàn)證

一般地，剪切強(qiáng)度是巖體結(jié)構(gòu)面最重要的力學(xué)特性之一，且剪切過程中結(jié)構(gòu)面損傷力學(xué)機(jī)理較復(fù)雜并受多因素影響。根據(jù)圖6(a)和圖7(b)不難看出2類結(jié)構(gòu)面的峰值剪切強(qiáng)度均隨法向壓力和一階起伏角增加而近似線性增大，故其剪切強(qiáng)度估算公式的表達(dá)形式服從摩爾-庫倫準(zhǔn)則[17]。為了明確結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度估算公式的物理意義，特別是應(yīng)能反映考慮硬性巖層一階起伏角對結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度的影響，將2類結(jié)構(gòu)面的剪切強(qiáng)度估算公式的一般表達(dá)式定義為

τi=σnitanφi+ci=σnitan[fi(α)]+hi(α)

(1)

式中,i為第1類(i=1)和第2類(i=2)結(jié)構(gòu)面的序號(hào);τi為結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度;σni為結(jié)構(gòu)面法向壓力;ci和φi分別為結(jié)構(gòu)面黏聚力和內(nèi)摩擦角;fi(α)和hi(α)均為與硬性巖層一階起伏角α相關(guān)的函數(shù)(固定二階起伏角β)。

同時(shí)，通過PFC2D直剪試驗(yàn)細(xì)觀模擬獲得的2類結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度參數(shù)與一階起伏角之間的關(guān)系曲線如圖14所示。由圖14可知:2類結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度參數(shù)均隨一階起伏角增加而近似線性增大，進(jìn)一步采用一元線性回歸分析法擬合計(jì)算結(jié)果可得式(2)～(5)。聯(lián)合式(1)～(5)可得2類結(jié)構(gòu)面的剪切強(qiáng)度估算公式可分別用式(6)和(7)表示。

圖14 結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度參數(shù)-一階起伏角曲線Fig.14 Curves of shear strength parameters versus first-order asperity angle of discontinuity

f1(α)=φ1=0.300 2α+21.523 0

(2)

h1(α)=c1=0.005 0α+0.000 9

(3)

f2(α)=φ2=0.409 7α+11.753 0

(4)

h2(α)=c2=0.000 1α+0.102 2

(5)

τ1=σn1tan(0.300 2α+21.523 0)+0.005 0α+

0.000 9

(6)

τ2=σn2tan(0.409 7α+11.753 0)+0.000 1α+

0.102 2

(7)

現(xiàn)假定圖15為含2類典型結(jié)構(gòu)面邊坡的穩(wěn)定性分析概化設(shè)計(jì)示意，其中，邊坡坡角為60°，H=8.0 m，α=β=45°。根據(jù)圖13所示的結(jié)構(gòu)面損傷斷裂面和破壞區(qū)特征，可將圖15中MN兩點(diǎn)之間的連線(虛線)假設(shè)為宏觀滑動(dòng)面(長度LMN和傾角θ分別為16.0 m和30°)，而其附近一定區(qū)域(陰影部分)則為潛在滑動(dòng)帶。根據(jù)極限平衡法(平面滑移)和強(qiáng)度折減法[23]，聯(lián)合式(1)獲得的邊坡安全系數(shù)計(jì)算公式可分別用式(8)，(9)和式(10)，(11)表示。

圖15 邊坡穩(wěn)定性分析概化設(shè)計(jì)示意及剪應(yīng)變增量云圖Fig.15 Generalized design diagrams of slope stability analysis and nephograms of shear strain increment

Klemi=FRSi/Wisinθ=τiLMN/(Wisinθ)

(8)

τiLMN=Wicosθtan[fi(α)]+LMNhi(α)

(9)

cni=ci/Ksrmi=hi(α)/Ksrmi

(10)

(11)

式中,Klemi和Ksrmi分別為采用極限平衡法和強(qiáng)度折減法計(jì)算的邊坡安全系數(shù);FRSi為宏觀滑動(dòng)面抗滑力;Wi為滑體質(zhì)量;cni和φni分別為結(jié)構(gòu)面新的黏聚力和內(nèi)摩擦角參數(shù)。

綜上，根據(jù)式(6)～(9)，采用極限平衡法計(jì)算的含2類典型結(jié)構(gòu)面的邊坡安全系數(shù)分別為Klem1=1.226和Klem2=1.012。特別地，根據(jù)式(2),(3),(10)及(11)，通過FLAC3D強(qiáng)度折減程序求解邊坡安全系數(shù)，其計(jì)算模型和參數(shù)分別如圖15和表4所示，且軟弱層與硬性巖層接觸面采用“Interface”單元模擬，同時(shí)計(jì)算模型左、右及下側(cè)均采用法向位移約束而其余側(cè)則均采用自由邊界條件，并對潛在滑動(dòng)帶的材料抗剪強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行折減[13];由此采用強(qiáng)度折減法計(jì)算的含2類典型結(jié)構(gòu)面的邊坡安全系數(shù)分別為Ksrm1=1.272和Ksrm2=1.052，且其剪應(yīng)變增量云圖如圖15所示?；诖耍瑢Ρ炔捎脴O限平衡法和強(qiáng)度折減法計(jì)算的邊坡安全系數(shù)，盡管2種方法計(jì)算結(jié)果存在一定差異，但其偏差較小(3.75%和3.95%)，表明所建立的2類結(jié)構(gòu)面的剪切強(qiáng)度估算公式基本合理。

5 結(jié) 論

(1)第1類結(jié)構(gòu)面剪切應(yīng)力(法向位移)隨剪切位移的變化可劃分為初始非線性壓剪變形、應(yīng)力穩(wěn)定增長壓剪變形及應(yīng)力陡升-脆落塑性壓剪變形3個(gè)發(fā)展階段;而第2類結(jié)構(gòu)面下該變化則可劃分為初始非線性壓剪變形、應(yīng)力陡-緩升壓剪變形及應(yīng)力恒定塑性壓剪變形3個(gè)發(fā)展階段。

(2)2類結(jié)構(gòu)面峰值(殘余)剪切強(qiáng)度、峰值剪切位移均隨含水率增加而減小(最大法向位移則增大);2類結(jié)構(gòu)面峰值(殘余)剪切強(qiáng)度、峰值剪切(最大法向)位移均隨法向壓力增加而增大;第1類結(jié)構(gòu)面峰值剪切強(qiáng)度隨一階起伏角增加而增大(殘余剪切強(qiáng)度則先增大后減小)，而第2類結(jié)構(gòu)面峰值(殘余)剪切強(qiáng)度隨一階起伏角增加而增大，且2類結(jié)構(gòu)面峰值剪切位移總體上均隨一階起伏角增加而減小(最大法向位移則增大);各因素影響下2類結(jié)構(gòu)面剪切過程中先后均產(chǎn)生剪脹、剪脹-分離(或疏松)-剪縮及剪縮效應(yīng)。

(3)2類結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷裂紋數(shù)量隨剪切位移的變化總體上均可劃分為初期微增、中期近似“下凹弧形”陡增及后期近似線性緩增3個(gè)發(fā)展階段;2類結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷能量隨剪切位移的變化總體上可劃分為初期微增、中期近似“上凹弧形”緩增及后期近似線性陡增(具有突變點(diǎn)、起伏狀特征)3個(gè)發(fā)展階段。

(4)對比分析2類結(jié)構(gòu)面宏細(xì)觀損傷演化過程(破壞特征)后對其劣化機(jī)理進(jìn)行了統(tǒng)一概化描述，并將其典型破壞模式分別概括為壓剪-起裂破壞、錯(cuò)動(dòng)-脫空破壞、貫通-啃斷破壞和壓剪-起裂破壞、磨損-啃斷破壞、貫通-滑移破壞各3種類型;2類結(jié)構(gòu)面細(xì)觀損傷顆粒分別近似呈“倒U形”和“S形”分布于剪切面附近，且顆粒間接觸力傾角于0°～90°時(shí)損傷顆粒數(shù)量分布最多，總體上宏觀試驗(yàn)結(jié)果與PFC2D細(xì)觀模擬結(jié)果吻合較好。

(5)著重考慮硬性巖層起伏度對結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度的影響，提出了2類結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度估算公式，即τi=σnitanφi+ci=σnitan[fi(α)]+hi(α)，并采用極限平衡法和強(qiáng)度折減法對典型邊坡算例進(jìn)行了穩(wěn)定性分析，進(jìn)一步驗(yàn)證了該公式的合理性。