基于颗粒离散元法的锚固节理剪切行为宏细观研究

王 刚,袁 康,蒋宇静,石永奎,陈连军,韩作振

(1.山东科技大学矿山灾害预防控制省部共建国家重点实验室培育基地,山东青岛 266590;2.山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点实验室,山东青岛 266590;3.山东省矿山灾害预防控制重点实验室,山东青岛 266590)

基于颗粒离散元法的锚固节理剪切行为宏细观研究

王 刚1,2,3,袁 康1,3,蒋宇静1,3,石永奎1,3,陈连军1,3,韩作振1,3

(1.山东科技大学矿山灾害预防控制省部共建国家重点实验室培育基地,山东青岛 266590;2.山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点实验室,山东青岛 266590;3.山东省矿山灾害预防控制重点实验室,山东青岛 266590)

为了研究锚固节理岩体的破坏特点及锚固机理,基于颗粒离散元法利用修正的锚杆双线性本构模型对有锚和无锚节理面在不同边界条件下进行了宏观研究,并对锚固节理试件内部颗粒之间接触力和颗粒旋转弧度等的演化过程进行了细观研究。研究结果表明:①压剪作用下锚固节理块体中处于拉伸状态的锚杆对节理面施加了一个附加的法向应力,从而提高了节理面的黏聚力;随着法向应力的增加,锚杆对节理面峰值剪切强度的贡献越来越小,在宏观上揭示了加锚节理岩体的锚固机理。②压剪荷载和边界位移约束共同作用下,锚固节理试件内部颗粒间接触力和颗粒自身位置不断演化并重新分布,在锚杆周围以及节理面凸起处产生较高的接触压力并在锚杆与节理面交叉处发生较大的颗粒旋转弧度,进而导致压致拉裂纹的产生以及颗粒旋转导致的剪切裂纹的萌生,从细观层面揭示了锚固节理岩体的破坏特点。

锚固节理;颗粒离散元法;剪切试验;接触力;颗粒旋转弧度;细观裂纹

节理普遍存在于工程岩体中,节理岩体中块体常常沿着节理面发生剪切滑移或错动,造成岩体的失稳和破坏。自20世纪60年代以来,对岩石节理剪切行为的研究一直是国内外学者的研究热点,并取得了众多研究成果[1-9],这对于认识节理岩体的破坏特点以及针对其特点进行支护设计具有重要的参考价值。由于锚杆对加固围岩和改善围岩强度具有十分明显的作用,并且可以限制块体的层间错动或滑移,提高岩体的稳定性,尤其是全长黏结锚杆已被广泛地应用于节理岩体的锚固领域。然而,由于节理岩体的各向异性和节理面发育的复杂性,为了更清楚的认识加锚节理岩体的宏细观力学响应,国内外学者对锚固节理在剪切荷载下的剪切行为进行了许多的试验和理论研究。

国外方面,Sten Bjurström在1974年通过对嵌入花岗岩块体中的全长水泥砂浆锚杆进行剪切试验,研究了锚杆对节理面抗剪强度的影响[10]。Hass采用多种类型全尺寸的锚杆进行大尺寸的岩石破裂面加锚剪切试验研究,得出了在较低法向应力水平下加锚节理面抗剪强度相对于无锚节理面增加明显,而在较高法向应力下则增加较小的结论[11]。Spang和Egger研究了剪切过程中锚杆的变形,发现了变形后锚杆中的2个奇异点,一个是在锚杆与节理面交叉处,另一个在节理面两侧的塑性铰处[12]。Ferrero通过试验和数值模拟及理论分析对锚固的节理中锚杆的销钉作用和由于锚杆变形产生的轴向力对抗剪性能的影响,并据此提出了锚杆失效机理的分析模型[13]。F.Pellet等根据加锚节理剪切过程中的轴力和剪力特征以及锚杆的变形特征,提出了一种新的锚杆失效机制的分析模型,建立了锚杆倾角、锚杆的力学性质岩石强度等与锚固节理抗剪强度的关系[14]。N.Aziz等通过室内双剪试验装置和ANSYS有限元软件研究了灌浆体厚度对锚杆-浆体-混凝土基体相互作用的影响和对锚杆弯曲行为的影响[15]。Hossein Jalalifar等通过室内双剪试验和有限元模拟研究了锚杆形状、围岩强度和锚杆预应力对全长锚固锚杆弯曲变形行为的影响[16]。

我国学者在锚固节理面剪切方面也进行了很多的研究,并取得了不少研究成果。葛修润等通过加锚节理岩体进行抗剪性能的室内模拟试验和理论分析,着重探讨了锚杆对节理面抗剪性能的影响,以及杆体阻止节理面相对错动的“销钉”作用机制,并提出了改进的估算加锚节理面的抗剪强度公式[17]。刘波对加锚节理锚杆横向作用进行了系统的模拟试验,对锚杆的横向效应和剪切过程中的综合抗力进行了研究[18]。杨松林等提出了定量评价锚杆对节理加固作用的理论公式,并利用提出的公式研究了影响锚杆加固作用的一些重要因素[19]。温进涛等对含结构面岩体的锚索锚固机理做了室内模拟实验研究,并监测了锚索加载过程中的受力变化情况[20]。程东幸等对锚固节理岩体的等效力学参数进行了研究,指出锚固使得节理面的黏聚力提高较多[21]。宋宏伟利用数值分析软件ANSYS研究了锚杆的横向作用机理,分析了加锚非连续岩体与锚杆的错动变形和受力规律[22]。刘爱卿等通过FLAC3D软件着重研究了围岩强度、锚杆以及预应力对节理面抗剪性能的影响[23]。

由此可见,现有的研究成果主要是从宏观方面对锚杆和加锚节理面抗剪强度进行试验和数值模拟研究,部分地揭示了加锚节理的剪切行为特征,但关于锚固节理剪切行为的细观研究还鲜见报道。颗粒离散元法(distinct element method,DEM)是被不同学科和工程领域广泛应用的方法,各学科结合各自的理论基础和研究范围,对颗粒离散元法进行改进、完善,因此各学科间的发展各有侧重,可进行相互借鉴。笔者在现有研究成果的基础上,采用颗粒离散元软件PFC2D对锚固节理剪切行为进行细观研究,进一步揭示锚固节理剪切破坏的宏细观力学机制。

1 颗粒流程序简介与平行黏结模型

PFC[24]是由Itasca公司开发的商业离散元软件,现已被广泛用于岩石力学问题的研究。PFC采用颗粒集合体表征介质,以牛顿第二定律和力与位移的关系为基础,可以模拟圆形颗粒的运动与相互作用问题,也可以通过2个或多个颗粒与其直接相邻的颗粒连接形成任意形状的组合体来模拟块体结构问题。颗粒单元被视为刚性体,它们之间的相互作用是通过接触产生的,其相互作用的本构模型包含3种:接触刚度模型、滑动模型和黏结模型。黏结模型又分为2种:接触黏结模型和平行黏结模型。

平行黏结填充在颗粒接触点邻近区域,可以视为一组弹簧均匀设置在以接触点为中心的2个接触颗粒邻近区域上,既具有法向刚度和切向刚度,也具有法向抗拉强度和切向抗剪强度[24-25]。平行黏结模型中黏结的受力遵循力与位移的关系。平行黏结的受力-位移关系由法向及切向刚度kn,ks,抗拉及抗剪强度σc,τc,黏结半径因子λ等参数得到。作用于平行黏结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为法向和切向方向的分量组成,可以表示为

式中,Fn和Fs分别为作用在黏结上的轴向力和切向力;Mn和Ms分别为作用在黏结上的轴向弯矩和切向弯矩;ni为单位法向向量;ti为单位切向向量。

平行黏结一旦形成,Fi和Mi将会被初始化为0。随后的相对位移增量和相对转动增量所引起的弹性力和力矩将会被叠加到当前数值,由相对位移增量和相对转动增量所产生的弹性力和力矩的表达式如下:

其中,A,I分别为平行黏结横截面的面积和惯性矩; ΔUn为计算时步内接触法向位移增量;ΔUs为计算时步内接触切向位移增量;Δθs为计算时步内接切向旋转弧度增量,无量纲。在PFC2D中其计算公式如下:

式中,R为两接触颗粒平均半径;t为颗粒单元厚度。

作用在平行黏结上的最大拉伸应力和剪切应力是由梁弯曲理论得到的,即

当作用在黏结上的最大拉伸应力超过了黏结本身的极限抗拉强度时,黏结就会断裂,并产生张拉裂纹;当作用在黏结上的最大剪切应力超过了黏结本身的极限抗剪强度时,黏结也会断裂,产生剪切裂纹。黏结的破裂过程如图1所示[26]。PFC可以通过内置FISH语言实现对计算过程中裂纹的监测。

图1 平行黏结破裂机理分析[26]Fig.1 Illustration of yielding process for parallel bond[26]

2 加锚节理颗粒流剪切试验模拟

2.1 岩石材料细观参数的选取

为了把岩石的宏细观性质联系在一起,进行剪切模拟数值实验前,需要对细观参数进行校核,获取符合岩石宏观特性的细观参数。为此,通过一系列双轴压缩数值模拟试验来反演模拟岩石细观参数。双轴压缩模型中试样尺寸为50 mm×100 mm,采用的数值试样细观力学参数见表1[27]。

表1 岩石试样细观参数[27]Table 1 Micro-parameters of rock sample[27]

采用上述细观校核参数,分别在围压为0,2,4和6 MPa下进行压缩试验。图2是压缩之后试件的破坏情况,白色的区域是裂纹产生后形成的破裂带。图3是该参数下试件的莫尔圆及其强度包络线。由图可知,该参数下试件的黏聚力为10.51 MPa,内摩擦角为25.3°,单轴抗压强度经计算可知为33 MPa。

2.2 双线性锚杆本构模型

图2 不同围压下的岩样破坏Fig.2 Samples after biaxial test simulations under different confining pressures

图3 压缩试验的莫尔圆及强度包络线Fig.3 Mohr circles corresponding to biaxial test simulations at different confining pressures

图4(a)是未经修改的表示锚杆线弹性变形的本构模型,它的缺点是在与实际中锚杆抗拉强度和弹性模量相联系时,锚杆断裂时伸长率不符合实际要求,只能表示锚杆等金属介质在弹性阶段的特性,不能表示金属介质屈服之后的塑性大变形特征。因此,基于PFC内置FISH语言进行对锚杆本构模型进行修正,将使其既满足实际锚杆的刚度要求,又满足较大的可变形能力要求。图4(b)为修改的锚杆双线性模型,对锚杆设置一个屈服强度,在屈服强度之前,锚杆的应力-应变关系处于线弹性阶段,而当锚杆轴向的应力超过屈服强度后,黏结不会破裂,仍能有一定的承载能力,只不过应力增加的速率降低了。当轴向应力超过黏结的极限抗拉强度时,也就是到达锚杆本身的应变极限时,黏结才破裂,失去承载能力。

图4 锚杆本构模型示意Fig.4 Illustration of bolt’s constitutive model

2.3 加锚岩石节理面直剪试验模型

加锚岩石节理剪切数值模型采用PFC2D程序进行。模型尺寸为100 mm×50 mm,包含上下部岩石、灌浆体以及节理面和锚杆,总计2 921个颗粒。岩石选用压缩试验确定的参数,灌浆体在原来岩石参数的基础上将平行黏结强度变为40 MPa,节理面是由未经黏结的圆形颗粒通过软件命令生成,其平行黏结刚度和平行黏结强度大小设置为0。锚杆采用平行黏结模型,因为平行黏结模型既可以传递力也可以传递弯矩。模型外部的剪切盒由wall单元组合构成,其中5号墙体作为剪切加载墙,而1号、5号、6号墙体单元共同构成下部主动剪切盒,使得模型在水平方向运动。上部剪切盒水平方向固定,只有2号墙体可以上下运动,而且2号墙体作为伺服墙体,对模型施加恒定的法向荷载。完整模型如图5所示:浅灰色细颗粒代表岩体,中间10个互相外切的浅灰色颗粒代表锚杆,锚杆周围的深灰色颗粒代表灌浆体,黑色的颗粒代表节理面。

图5 加锚节理剪切数值模型Fig.5 Numerical model of bolted joint

模型试验过程中采用伺服加载、应变控制的方式进行:在剪切过程中,通过对2号墙体采用伺服机制进行对整个模型施加恒定的法向荷载,并把其竖直方向的位移作为法向位移。通过对模型下部右端的5号墙体单元施加恒定的加载速率并将其水平位移作为剪切位移来实现对模型的剪切。以5号、6号墙体单元受到的水平方向不平衡力除以节理面的水平投影面积作为平均剪切应力,当试件的剪切位移达到预设值时试验终止,在剪切过程中动态记录试件的剪切应力、法向位移、颗粒间接触力、颗粒体旋转弧度以及裂纹的位置、类型和数目等情况。

3 结果分析

3.1 宏细观剪切行为

采用不同弹性模量的锚杆对节理试件进行不同法向应力下的加锚剪切数值模拟试验,研究剪切过程中锚固节理的宏细观力学响应。图6为不同法向应力下无锚与加锚峰值剪切强度,可以看出,在较低的法向应力水平下,加锚之后节理面抗剪强度相当于与无锚节理面而言增加值较大,而随着法向应力的逐渐增大,这个增加值是逐渐减小的,这与Hass[11]得出的结论相一致。因此,随着法向应力的增加,锚杆对节理面的加固效果逐渐减弱,如图7所示,这是因为锚杆加固节理时,由于节理的错动导致锚杆处于受拉状态,而受拉的锚杆相当于增加了节理面的法向应力。此外,从图中还可以看出,节理面经锚杆锚固后,节理面的黏聚力有了很大的提升,而节理面内摩擦角有所减小。另外,随着锚杆弹性模量的增加,其加固节理后对节理面黏聚力的提升越显著。因此,锚杆加固节理岩体的锚固机理就是锚杆增加了节理面的黏聚力,提高了岩体的完整性,进而提高了节理岩体的稳定性。

图6 不同法向应力下无锚与加锚峰值剪切强度Fig.6 Peak shear stress of rock joint with and without bolt under different normal stress

3.2 颗粒间接触力演化

在5 MPa法向应力作用下剪切应力-法向位移和细观裂纹数目随剪切位移增长的演化曲线中设置6个监测点,用于研究剪切试验过程中试样内部颗粒间接触力、颗粒旋转弧度及细观裂纹演化特征,如图8所示。其中,a对应于剪切试验起始点,c对应于剪切应力-剪切位移曲线峰值点,b,d,e,f分别是对应于剪切位移达到0.297,0.877,1.660及2.500 mm的监测点。图9是5 MPa法向应力作用下锚固节理试件内部在上述监测点的接触力分布及大小演化情况。

图7 不同法向应力和锚杆刚度下峰值剪切强度提高比率Fig.7 Ration of increase in peak shear stress with different bolt’s stiffness under different normal stress

图8 锚固节理剪应力、法向位移、裂纹数目-剪切位移演化曲线Fig.8 Evolution curves of shear stress,normal displacement and crack number at normal stress

图9 不同剪切位移下接触力演化Fig.9 Evolution graph of contact force at different shear displacement

由图9可以看出,在剪切试验的起始阶段,锚固节理试件内部并无细观裂纹产生,直到剪切应力增加到一定程度,即宏观上达到试件的启裂强度以后,才会有细观裂纹产生。此后,随着剪切位移的逐渐增长,裂纹数量开始增加,并且在剪切应力达到峰值强度时,裂纹数量增加的速率急剧变大,在维持很短的剪切位移后,裂纹的增长速率又逐渐趋向于变缓。这个变化趋势与法向应力的变化趋势也是一致的。

在加锚剪切试验的起始位置a点,试件上仅有法向荷载作用,锚固节理试件处于压缩状态,颗粒间以接触压力为主。从图9中可以看出,粒间接触力主要分布在锚杆周围,这是由于锚杆安装后并施加法向应力导致锚杆与周围介质之间紧密接触而造成的;但是其他区域接触力分布是比较均匀的,颗粒间接触压力最大值为63.54 kN。

当剪切应力-剪切位移曲线到达b点,由于作用在锚固节理试件上的剪切荷载逐渐变大,在剪切荷载、法向荷载和上部块体位移约束的共同作用下,试件内部颗粒间接触压力最大值上升到84.59 kN。粒间接触力的方向开始向剪切荷载加载端偏转,并且锚杆颗粒与周围颗粒之间的接触力开始出现集中。从接触力等值线可以看出,接触力较集中的地方位于2个加载端和锚杆的四周。

当剪切应力-剪切位移曲线到达c点,整个锚固试件模型处于最大的剪切荷载作用下,2个加载端的接触力集中现象变得不再明显,2个非加载端此时也出现可一定程度的应力集中,整体来讲,颗粒间接触力又重新处于分布较均匀的状态,不过此时颗粒间的接触力普遍升高,最大颗粒间接触力达到116.8 kN。

剪切试验继续进行,当剪切应力-剪切位移曲线到达d点后,剪切应力-剪切位移曲线进入了残余阶段,在此阶段,节理面上的颗粒多发生摩擦滑移,由于颗粒粒径的原因,导致节理面实际也是凹凸不平的,因此出现了剪切应力-剪切位移曲线振荡波动的情形,进而导致颗粒间最大接触力也出现波动行为,详见表2。节理面法向剪胀的速率有所下降,此时接触力集中现象变得越来越明显,接触力集中发生在2个加载端以及加载端与锚杆接触的位置以及节理面上一些较小的凸起处。

表2 不同剪切位移下锚固试件内最大颗粒接触力Table 2 Maximum particle contact force in sample at different shear displacement

3.3 颗粒旋转弧度演化

颗粒旋转弧度是表征颗粒在生成之后颗粒运动过程中旋转弧度的累积情况,以逆时针方向旋转为正,顺时针旋转方向为负。一般而言,颗粒体之间发生剪切滑移的时候往往会伴随着颗粒体的偏转,颗粒体的旋转往往又会造成颗粒体之间发生剪切错动,当颗粒体之间剪切力超过颗粒体之间的切向黏结强度时,剪切裂纹就会产生。因此,从一定程度上讲,剪切裂纹的产生是由于颗粒体的旋转造成的,当颗粒旋转的角度较大的时候,黏结就有可能发生剪切破坏。

由于岩石试件从右向左剪切,颗粒的旋转方向以顺时针为主,图10为不同监测点下试件内部颗粒旋转弧度演化。

图10 不同剪切位移下试件内部颗粒旋转弧度演化Fig.10 Evolution graph of particle rotation radian in sample at different shear displacement

从图10中可以看出:在剪切试验进行的初始阶段,数值模型中所有颗粒的旋转弧度都很小,只是有个别颗粒稍大,且比较均匀的分布与模型之中。随着剪切位移的逐渐增加,在2个非加载端的颗粒的旋转弧度明显增大,且有比较明显的区域层次效应,表现出颗粒旋转弧度的连续性,与此同时,旋转弧度较大的颗粒逐渐向模型内部扩展,在锚杆与节理面交叉处周围的颗粒旋转弧度较其他锚杆周围区域的颗粒旋转弧度大,而且逐渐由锚杆与节理面交叉处向锚杆两端延伸。此时,在节理面上出现了个别颗粒旋转弧度更大的颗粒,这主要是由于节理面壁上凸起颗粒被剪断而成为自由颗粒造成的。随着剪切的继续,旋转弧度较大的颗粒出现了集中现象,主要集中在锚杆与节理面交叉处两个加载端连线方向以及节理面上,少量弧度较大的颗粒分布在锚杆两端的周围。图11是旋转弧度超过0.1的颗粒比例变化趋势,可以看出:随着剪切过程的继续,逆时针和顺时针旋转弧度超过0.1的颗粒的数量随剪切过程都在不断的增加。

图11 旋转弧度超过0.1的比率变化Fig.11 Ration variation of rotation radian beyond 0.1

旋转弧度很大的颗粒多集中在节理面的两侧,且在锚杆与节理面相交处最多,这表明,锚固节理剪切过程中锚杆与周围介质在节理面附近的挤压非常剧烈,使得周围介质被压碎成为自由颗粒进而引起破碎块体和颗粒的旋转弧度增加,而颗粒的旋转常常导致剪切裂纹的产生。从图11中颗粒旋转弧度较大的颗粒分布来看,主要分布在锚杆与节理面交叉处,与剪切裂纹的分布相吻合,这在一定程度上反映了颗粒体之间较大的旋转弧度是导致剪切裂纹产生的重要原因。

3.4 细观裂纹演化

在剪切过程中,通过监测数值模型中各种类型裂纹的数量演化特征以及声发射特征,得到了剪切应力、裂纹数目、破裂频数随剪切位移增加的变化情况,如图12所示。

图12 剪应力、裂纹数、破裂频数-剪切位移演化曲线Fig.12 Evolution curves of shear stress and crack number as well as rupture frequency at normal stress

从图12中可以看出,锚固节理模型中产生的裂纹有张拉裂纹和剪切裂纹,张拉裂纹的数目远远多于剪切裂纹的数目。从试件的破裂频数可以看出,裂纹主要在剪切应力到达峰值时开始大量产生,并在残余阶段剪切应力波动过程中有较大的骤降时也会造成破裂频数的骤然增加,这主要是因为:节理面颗粒直径不一导致局部节理面粗糙度略高甚至造成凸体,表现出残余阶段节理面凹凸不平,部分凸起的颗粒在残余阶段被剪断,导致残余阶段剪应力时而骤升,时而骤降,破裂频数在骤降之后就会有一个跃升,表明凸起的颗粒部分已被剪坏,黏结就会破裂,导致破裂频数跃升。

随着剪切过程的继续进行,由于锚杆的弯曲变形以及浆体和锚杆之间很好的黏结,导致相邻近的浆体和岩体的应力状态在加载侧和非加载侧分别为受压和受拉状态,如图13所示(T为受拉区,C为受压区)。

图13 锚固体系应力状态Fig.13 Stress state of bolted rock joint

在剪切荷载作用下,锚杆会发生弯曲变形,裂纹也会由于颗粒之间的挤压和滑移或旋转而不断产生。在受压区域,由于颗粒之间的相互挤压,在节理面和锚杆周围产生了大量的裂纹,且裂纹的类型以张拉裂纹为主,这符合压致拉裂纹产生的机理,如图14所示,而剪切裂纹主要是由于颗粒的旋转造成的,其产生的区域与颗粒旋转弧度较大的区域也是吻合的。

图14 压致拉裂纹产生的机理示意Fig.14 Tension cracks mechanism induced by compression

图15是在5 MPa作用下,锚固体系中裂纹的扩展过程示意,从图15中可以看出,当剪切位移较小的时候,锚杆与周围颗粒之间的接触或挤压还不剧烈,锚杆弯曲变形很小,周围裂纹很少,裂纹最初主要产生于节理面上;而随着剪切位移的不断增加,节理面和锚杆周围的裂纹逐步扩展,尤其是锚杆周围的裂纹扩展速度最快,裂纹开始主要集中在锚杆与节理面的交叉处,然后向锚杆的两端扩展。最后,当剪切位移很大时,裂纹主要集中在节理面上和锚杆周围,且锚杆周围以受压区域为多,其中灰色的代表张拉裂纹,而黑色的代表剪切裂纹,可见,张拉裂纹的分布区域与接触力集中的区域吻合,裂纹具体数量情况详见表3。

图15 不同剪切位移下裂纹演化Fig.15 Crack evolution at different shear displacement

表3 不同剪切位移下裂纹数目Table 3 Crack number in sample at different shear displacement

4 结 论

(1)锚杆加固节理面可以提高节理面的抗剪性能,主要是因为加锚之后节理面的黏聚力得到了很大程度的提高。锚杆对节理面峰值剪切强度的贡献与锚杆自身的弹性模量有很大的关系。锚杆的弹性模量越大,其对锚固效果越好,当锚杆的弹性模量提高50%时,可使峰值剪切强度提高2%～4%。

(2)随着法向应力的增加,无论锚杆弹性模量是大是小,锚杆对节理面峰值剪切强度的提高比率是逐渐减小的,这表明:锚杆提高节理面的峰值剪切强度是因为节理受剪后锚杆处于拉伸状态,相当于增加了节理面的法向应力,从而导致峰值剪切强度的增加。

(3)剪切过程是接触压力的重新分布的过程,锚固试件内部接触压力在法向荷载和剪切荷载以及块体位移约束条件下会导致在节理面和锚杆周围发生接触力集中现象,而接触力集中的区域张拉裂纹大量分布,这与PFC中压致拉裂纹的产生机理也是相吻合的。颗粒间最大接触力随着剪切位移的增加而不断增长并在残余阶段表现出波动的特点。

(4)在基于颗粒离散元的细观模拟中,节理面的剪切过程也伴随着节理面附近细观颗粒体状态的重新调整。由于剪切荷载的作用,节理面两侧一定范围内的颗粒体发生了旋转,而这也是造成黏结颗粒体发生剪切破坏的主要因素。旋转度较大的颗粒主要分布在锚杆与节理面交叉处、锚杆附近和节理面区域,而剪切裂纹也主要集中在这些区域。由此可见,颗粒体或剪切破碎块体在剪切过程中发生旋转加剧了剪切裂纹的萌生和演化,这也从细观机制上揭示了剪切裂纹的产生机理。

(5)锚固节理面在剪切荷载作用下,裂纹的产生首先起于节理面上和锚杆与节理面交叉处,随着剪切位移的不断增加,节理面上的裂纹在接触力集中的地方继续产生,而在锚杆周围则由锚杆与节理面交叉处向锚杆两端继续扩展,且裂纹集中在锚固体系的受压侧,主要为由压致拉机理导致的张拉裂纹。

[1] Patton F D.Multiple modes of shear failure in rock[A].Proceedings of the 1st Congress on International Society for Rock Mechanics [C].Lisbon,1966:509-513.

[2] Goodman R E.Methods of geological engineering in discontinuous rocks[M].New York:West Publishing Company,1976:472-490.

[3] Barton N,Choubey V.The shear strength of rock joints in theory and practice[J].Rock Mechanics and Rock Engineering,1977,10:1-54.

[4] Jiang Y J,Li B,Tanabashi Y.Estimating the relation between surface roughness and mechanical properties of rock joints[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2006,43(6):837-846.

[5] 蒋宇静,王 刚,李 博,等.岩石节理剪切渗流耦合试验及分析[J].岩石力学与工程学报,2007,26(11):2254-2259.

Jiang Yujing,Wang Gang,Li Bo,et al.Experimental study and analysis of shear-flow coupling behaviors of rock joints[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007,26(11):2254-2259.

[6] 杜时贵,胡晓飞,罗战友,等.节理抗剪强度综合评价的试验研究[J].工程地质学报,2008,16(1):89-97.

Du Shigui,Hu Xiaofei,Luo Zhanyou,et al.A comprehensive experimental evaluation of rock joint shear strength[J].Chinese Journal of Engineering Geology,2008,16(1):89-97.

[7] 曹 平,范 祥,蒲成志,等.节理剪切试验及其表面形貌特征变化分析[J].岩石力学与工程学报,2011,30(3):480-485.

Cao Ping,Fan Xiang,Pu Chengzhi,et al.Shear test of joint and analysis of morohology characteristic evolution of joint surface[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2011,30(3): 480-485.

[8] 夏才初,宋英龙,唐志成,等.粗糙节理剪切性质的颗粒流数值模拟[J].岩石力学与工程学报,2012,31(8):1545-1552.

Xia Caichu,Song Yinglong,Tang Zhicheng,et al.Particle flow numerical simulation for shear behavior of rough joints[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2012,31(8):1545-1552.

[9] 余华中,阮怀宁,褚卫江.岩石节理剪切力学行为的细观模拟研究[J].岩石力学与工程学报,2013,32(7):1482-1490.

YuHuazhong,RuanHuaining,ChuWeijiang.Particleflow code modeling of shear behavior of rock joints[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2013,32(7):1482-1490.

[10] Sten Bjurstrom.Shear strength of hard rock joints reinforced by grouted untensioned bolts[A].Proceedings of the 3rd International ISRM Congress[C].Denver,Colorado,1974:1194-1199.

[11] Hass C J.Shear resistance of rockbolts[J].Society of Mining Engineering,1976,260:32-41.

[12] Spang K,Egger P.Action of fully-grouted bolts in jointed rock and factors of influence[J].Rock Mech.Rock Eng.,1990,23:201-229.

[13] Ferrero A M.The shear strength of reinforced rock joints[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences&Geomechanics Abstracts,1995,32(6):590-600.

[14] Pellet F,Egger P.Analytical model for the mechanical behavior of bolted rock joints subjected to shearing[J].Rock Mechanics and Rock Engineering,1996,29(2):73-97.

[15] Aziz N,Hossein J,Hadi M S.The effect of resin thickness on boltgrout-concrete interaction in shear[A].In proceedings of 6th Australasian Coal Operators Conference[C].Brisbane,2005:3-9.

[16] Hossein J,Aziz N,Hadi M S.The effect of surface profile,rock strength and pretension load on bending behavior of fully grouted bolts[J].Geotechnical and Geological Engineering,2006,24: 1203-1227.

[17] 葛修润,刘建武.加锚节理面抗剪性能研究[J].岩土工程学报,1988,10(1):8-19.

Ge Xiurun,Liu Jianwu.Study of the shear resistance behaviour of bolted rock joints[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1988,10(1):8-19.

[18] 刘 波.锚杆横向效应及综合抗力研究[D].北京:中国矿业大学(研究生部),1998.

[19] 杨松林,徐卫亚,朱焕春.锚杆在节理中的加固作用[J].岩土力学,2002,23(5):604-607.

Yang Songlin,Xu Weiya,Zhu Huanchun.Reinforcement of bolt in joints[J].Rock and Soil Mechanics,2002,23(5):604-607.

[20] 温进涛,朱维申,李术才.锚索对结构面的锚固抗剪效应研究[J].岩土工程学报,2003,22(10):1699-1703.

Wen Jintao,Zhu Weishen,Li Shucai.Research on anchoring and shearing effect of anchoring cable[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(10):1699-1703.

[21] 程东幸,潘 炜,刘大安,等.锚固节理岩体等效力学参数三维离散元模拟[J].岩土力学,2006,27(12):2127-2132.

Cheng Dongxing,Pan Wei,Liu Daan,et al.3DEC modeling of equivalent mechanical parameters in anchored jointed rock mass [J].Rock and Soil Mechanics,2006,27(12):2127-2132.

[22] Song Hongwei,Duan Yanyan,Yang Jing.Numerical simulation on bolted rock joints shearing performance[J].Mining Science and Technology,2010,20(3):460-465.

[23] 刘爱卿,鞠文君.预应力全长锚固锚杆抗剪作用分析[J].煤矿开采,2012,17(1):45-48.

Liu Aiqing,Ju Wenjun.Analysis of shear resisting action of fulllength anchored bolt with pre-stress[J].Coal Mining Technology, 2012,17(1):45-48.

[24] Itasca Consulting Group Inc.PFC2D(particle flow code in 2D) theory and background[R].Minnesota:Itasca Consulting Group Inc,2008.

[25] Potyondy D O,Cundall P A.A bonded-particle model for rock[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2004,41(8):1329-1364.

[26] Cho N,Martin C D,Sego D C.A clumped particle model for rock [J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Science, 2007,44(7):997-1010.

[27] Zhang Xiaoping,Ngai Louis,Wong Yuen.Cracking processes in rock-like material containing a single flaw under uniaxial compression:A numerical study based on parallel bonded-particle model approach[J].Rock Mechanics and Rock Engineering,2012,45 (5):711-737.

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 责任编辑:常 琛

国家自然科学基金资助项目(51279097,51379117,51479108)

王 刚(1976—),男,山东阳谷人,副教授,硕士生导师。Tel:0532-86058052,E-mail:wanggang1110@gmail.com

王 刚,袁 康,蒋宇静,等.基于颗粒离散元法的锚固节理剪切行为宏细观研究[J].煤炭学报,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