加锚异性结构面剪切破坏及声发射特征研究

高军强 刘广建 杜时贵,2 贾瑞锋 王康宇 徐钰东

(1.绍兴文理学院土木工程学院,浙江 绍兴 312000;2.宁波大学土木与环境工程学院,浙江 宁波 315211)

天然岩体是由岩石和各种节理、层面、断层等组成的复杂结构体,在自然界中大部分岩体结构面两侧壁岩性质并不相同,特别是两侧壁岩强度的不同,往往会造成如边坡滑移等重大自然灾害发生[1]。工程中锚杆在锚固方面具有良好的效果,可以有效地限制岩块间的相对位移,提高岩体的整体稳定性。但是结构面两侧壁岩强度的不同导致锚杆在锚固过程中必定与同性结构面存在着不同的作用机理。因此,研究加锚异性结构面的直剪特性具有重要的工程意义。

目前,国内外学者在同性加锚结构面直剪特性方面做了大量的研究。如葛修润等[2]通过室内试验和理论分析,讨论了锚杆对节理面抗剪性能的影响并提出了加锚节理面抗剪强度计算公式;何栋梁等[3]基于数值模拟方法分析了拉—剪状态下剪切强度与破坏模式;张伟等[4]模拟了不同强度的岩体在剪切过程中的变形和受力特征,分析得出剪力—位移曲线存在弹性、屈服、塑形强化阶段;刘泉声等[5]选取3 种不同的自然岩石材料开展了加锚剪切试验,结果表明:不同材料的类岩石其锚固力学性质有一定的区别;何栋梁等[6]基于数值模拟方法,从微观角度分析了剪切—位移曲线和峰值剪切强度对锚固节理宏观力学性质的影响;朱友焱等[7]研究了不同法向应力下锚固结构面的应力分布变化规律,结果表明:结构面在锚固处发生了应力集中现象并出现了拉剪破坏;陈文强等[8-9]在考虑受压侧岩体反力非线性作用及结构面剪胀效应问题的基础上,推导得出锚杆抗剪力公式,并通过试验验证了其可行性;杨步云等[10]得出,在相同剪切位移条件下,锚杆所受反力越大,则锚杆所受剪力越大,所受轴力相对减小但变化幅度不大。WANG 等[11]结合声发射监测数据,分析了不同锚固条件下的剪切力学特性和声发射参数;WU 等[12]基于循环剪切试验研究了吸能锚杆在多次剪切后的抗剪能力变化,并提出了评价抗剪能力损失的指标。上述研究通过理论分析、室内试验、数值模拟等方法分析了加锚结构面的直剪特性、破坏特征、裂隙演化规律等,但其主要侧重于两侧岩性相同的结构面,对于异性结构面并不适用,因此需要利用上述研究方法讨论加锚异性结构面的问题。

异性结构面剪切失稳方面也引起了大量学者的关注。如GHAZVINLANA[13]利用3 种不同强度的石膏砂浆开展了异性结构面直剪特性研究;KODIKARA等[14]分析了岩石—混凝土接触面剪切试验过程,认为该结构面在剪切过程中具有一定的延展性;王姣等[15]基于三峡库区不同类型的结构面开展了相关力学性质研究,从而得到了结构面的抗剪强度参数,且初步分析了某一典型边坡稳定性问题;方堃等[16]基于颗粒流软件PFC 对异性结构面研究后发现,异性结构面的剪切性质更加接近于性质较弱一侧岩石所组成的结构面。上述学者通过室内实验、数值模拟等方式主要研究了无锚结构面的抗剪强度,在一定程度上揭示了结构面的剪切特性。

现有研究主要集中在同性加锚结构面和异性无锚结构面的直剪特性,忽略了结构面两侧岩性不同导致锚杆变形不对称的情况。鉴于此,本研究基于自行研制的1 000 kN 岩石结构面尺寸效应试验系统,进行两侧壁岩强度不同的加锚异性结构面直剪试验,并通过声发射监测研究加锚异性结构面的直剪破坏和声发射特征,揭示加锚异性结构面的破坏机制,研究成果可为解决复合层状岩体工程问题提供参考。

1 试样制备

1.1 上下盘试块浇筑

为了模拟加锚异性结构面在剪力作用下的受力特征并方便试件成型,采用水泥砂浆制作岩体材料试件,模型分为3 种强度,编号分别为1、2、3 号。依据黄曼[17]提出的水泥、沙子、硅粉、水等材料的配合比,得出本试验岩体的材料配合比如表1所示。试件尺寸为200 mm×200 mm×100 mm 的长方体,混凝土试件浇筑分为上下盘两部分,在浇筑过程中振捣密实抹平并养护24 h 之后开始养护,浇筑过程中,在模具中插入一根直径为32 mm PVC 管,为后期锚杆安装预留孔洞,浇筑后的水泥试块放入室内养护28 d。

表1 混凝土配合比参数Table 1 Concrete mix proportion parameters

1.2 锚杆安装

锚杆采用HRB400 型螺纹钢制作,直径为ϕ16 mm,长为180 mm,屈服强度为425 MPa,其基本力学参数如表2所示。锚固角度为60°时,加锚结构面的抗剪强度最大[18-19],因此锚杆安装倾角选择60°。锚杆采用树脂锚固剂锚固,锚固剂型号为Z2850,其凝胶时间为120～240 s,锚杆锚固后,待锚固剂24 h 后达到其终凝强度。

表2 锚杆力学参数Table 2 Mechanical parameters of bolt

1.3 材料参数测定

为了解各配比试件的基本参数,对同一批次的试样取芯,然后切割、打磨,制成高径比为3∶1 的试件。之后在MTS 刚性试验机上进行单轴压缩试验,以确定其单轴抗压强度、弹性模量、泊松比、黏聚力、内摩擦角等基本力学参数。各试块基本参数如表3所示。

表3 岩体材料基本参数Table 3 Basic parameters of rock mass materials

2 试验装置及加载方案

2.1 试件加载方式

为研究上下盘壁岩强度差异对加锚异性结构面抗剪强度的影响规律,开展了法向应力为1.0 MPa下无锚及加锚异性结构面直剪试验。试验中选取22.5、38.4、49.8 MPa 3 种不同壁岩强度的试件,为了更加方便地表达上下盘壁岩之间的强度差异,定义λ为上下盘壁岩强度比值,则可以分为3 种情况依次为λ<1,λ=1,λ>1,具体试验方案见表4。本试验利用杜时贵团队[20]研发的1 000 kN 岩石结构面尺寸效应试验系统,如图1所示[20]。试验过程中首先对试件施加法向应力,法向应力达到预设值后施加水平剪切位移,剪切位移速率为0.02 mm/s,无锚异性结构面剪切位移终点为5 mm,加锚异性结构面剪切位移终点为40 mm。试验过程中无锚—加锚异性结构面的剪切力—剪切位移曲线由电液伺服系统实时监测记录。

图1 剪切试验装置Fig.1 Shear test device

表4 试验加载方案Table 4 Experimental loading schemes

2.2 声发射监测设备

声发射采集系统选用北京软岛时代公司研发的DS5 全信息声发射信号分析仪,如图2所示。试验过程中使用夹具将声发射传感器布设于下盘,传感器与岩样之间使用耦合剂进行耦合。共布设8 个传感器,分别对称布设在下盘试件前后两个侧面,如图3所示。本次试验中声发射系统主放40 dB,门限值设定40 dB,采样频率为3 MHz,探头频率为20～400 kHz。

图2 声发射监测设备Fig.2 Acoustic emission monitoring equipment

图3 声发射传感器布置Fig.3 Layout of acoustic emission sensors

3 剪切试验结果分析

3.1 异性结构面无锚—加锚剪应力—位移曲线

不同λ下无锚—加锚异性结构面剪切应力—位移曲线如图4所示。由图4 可知:在加载初期,无锚结构面曲线近似直线增长;当剪切应力到达峰值后,曲线保持直线不变。原因是:无锚结构面在剪切过程中,结构面抗剪强度主要通过上下盘之间的摩擦力提供,同种岩石材料的界面摩擦因数相同,故上盘壁岩强度的变化对结构面抗剪强度没有影响。随着上盘壁岩强度增加,加锚异性结构面的抗剪强度相比于无锚时依次提高了200%、267%、303%,表明在岩体中加入锚杆可以更好地提高异性结构面的抗剪强度。

加锚异性结构面弱侧壁岩强度与剪切应力之间的关系如图5所示。由图5 可知:随着弱侧壁岩强度增加,加锚异性结构面剪切应力呈非线性增加趋势,与弱侧壁岩强度为22.5 MPa 相比,弱侧壁岩强度为38.4 MPa 与49.8 MPa 的加锚异性结构面剪切应力从2.01 MPa 上升至2.76 MPa 与3.0 MPa,上升幅度分别为22.2%和34.2%,表明弱侧壁岩强度增加可以提高加锚异性结构面抗剪强度。

图5 加锚异性结构面弱侧壁岩强度与剪切应力关系曲线Fig.5 Relation curve of strength-shear stress and weak lateral wall rock with anchoring anisotropic structure

3.2 加锚异性结构面的剪切破坏特征

不同λ下加锚异性结构面的直剪破坏特征如图6所示。在室内直剪试验中,3 组加锚异性结构面均产生了较大程度破坏,试件上盘的破坏程度由轻变重,破坏类型依次为剪切、拉剪、劈裂破坏。锚杆与锚固剂及岩体相互挤压处首先产生宏观主裂隙,之后裂隙沿着主裂隙不断扩展、汇聚和贯通,λ值越高,主裂隙附近衍生裂隙越多,且主裂隙贯通方向与剪切方向基本一致。原因是:岩石是具有非均质性和各向异性的材料,在破坏时裂隙的方向和形态均会发生一定的变化,当λ值增加后,岩体与锚杆相互挤压时内部发育的裂隙形态与方向均会改变,且λ值越高,改变越大。因此,λ值越高的岩体主裂隙附近会产生与主裂隙方向不同的衍生裂隙。且锚杆抑制了上下盘壁岩的相对移动,锚杆在销钉作用下会对周围壁岩产生挤压,上下盘中壁岩强度较小的一侧先发生破坏,但在剪切盒限制下,结构面弱侧壁岩强度较低的一侧破坏后仍然具有抵抗剪切的能力,使得结构面两侧壁岩全部破坏。

图6 不同λ 加锚异性结构面剪切破坏特征Fig.6 Shear failure characteristics of different λ anchored dissimilar structural planes

4 加锚异性结构面剪切失稳声发射特征

岩石在破坏过程中内部往往会有裂隙萌发,之后不断扩展形成宏观断裂面。声发射是一种裂纹萌生、扩展的伴生现象[21]。通过对声发射信号的采集与分析可以更好地了解岩石内裂纹的数量、位置、尺度及类型[22]。在加锚异性结构面剪切试验中进行声发射监测,获取加锚异性结构面剪切破坏过程中的声发射特征变化规律,以研究加锚异性结构面剪切破坏过程中能量释放大小、不同阶段声发射事件定位、裂隙发育尺度、发育类型等。

4.1 加锚异性结构面的累计声发射特征

不同λ取值条件下加锚异性结构面的剪切应力及声发射累计计数随位移的变化曲线如图7所示。

加锚异性结构面的剪切应力随位移的变化规律近似一致,具有阶段性:由A点到B点时,加锚异性结构面剪切应力—位移曲线呈非线性状态,斜率逐渐减小,且在B点前有短暂的下凹。原因是:在剪切力作用下,锚固剂受到了挤压破坏,且试件内部原生孔隙及微裂隙被压密,将该阶段称为压密阶段。由B点到C点时,加锚异性结构面剪切应力随位移的变化呈线性增加。这是因为锚固剂在被挤压破坏后,岩体与锚杆之间相互挤压受力,加锚异性结构面抗剪强度不断增加,将该阶段称为弹性阶段。由C点到D点时,加锚异性结构面剪切应力—位移曲线出现了不同程度波动。说明该阶段岩体表面出现了一些宏观裂纹,锚杆出现了变形,且承担主要的抗剪力,将该阶段称为屈服阶段。由D点到E点时,加锚异性结构面剪应力—位移曲线呈非线性变化,且具有下降趋势。原因是:随着剪切位移增加,锚杆持续发生变形,试块被剪碎,因此其抗剪强度不断减小,将该阶段称为破坏阶段。

图7 不同λ 加锚异性结构面剪应力—累计计数—剪切位移曲线Fig.7 Shear stress-cumulative count-shear displacement curves of structural plane with different λ added anchorage

加锚异性结构面的声发射累计计数—位移曲线也呈现出一定的规律:压密阶段(A～B点),该阶段声发射活动有一定的增加,加锚异性结构面累计计数—位移曲线呈非线性增长,表明此阶段锚固剂受到挤压破坏后释放了一定的能量。随着剪切荷载增加,在进入弹性阶段(B～C点)后,加锚异性结构面累计计数—位移曲线呈非线性增长,声发射在较短时间内获得了大量的累计计数。说明锚固剂被挤压破坏后,锚杆与岩体之间开始相互挤压受力,且锚杆周围的岩体出现了一定的裂隙。到达屈服阶段(C～D点)后,加锚异性结构面累计计数—位移曲线斜率继续增长,但与弹性阶段相比增长速率减小。原因是:该阶段锚杆出现了变形,岩体中出现的裂隙迅速汇聚、贯通,岩体表面出现宏观裂纹。D点过后是破坏阶段(D～E点),此阶段加锚异性结构面累计计数随位移变化呈非线性增长。主要原因是在剪切力作用下,试件出现了剪碎现象,岩体释放了一定的声发射信号和应变能。

对比图7(a)～(c)可知,随着λ值增加,加锚异性结构面声发射累计计数逐渐增大。λ值越高,加锚异性结构面声发射累计计数越大,λ<1、λ=1 与λ>1的加锚异性结构面的声发射累计计数分别为4.3×107、4.4×107和6.9×107次,与λ<1 相比,λ=1 与λ>1 的加锚异性结构面累计计数提高了2.4% 和62.09%。原因是:上盘壁岩强度增加提高了岩体承受锚杆挤压的能力,使岩样表面和内部裂隙贯通所需能量增加,破坏时释放的应变能增大,且产生的微裂隙数量增加。

4.2 加锚异性结构面声发射事件定位

不同λ下加锚异性结构面各阶段声发射事件的定位结果如图8所示。

图8 不同λ 加锚异性结构面各阶段声发射事件定位图Fig.8 Acoustic emission event location maps for different λ anchored anisotropic structural surfaces in different stages

由图8 可知:初始压密阶段,加锚异性结构面声发射事件分布在锚杆周围及岩体四周。原因是:在剪切力作用下,锚固剂出现了挤压破坏现象,且岩体中原有的空隙及微裂隙被压密;进入弹性阶段后,当λ<1 时,岩体内部出现了大量的声发射事件,且主要集中在锚杆周围,当λ≥1 时,锚杆周围及岩体四周出现了少量的声发射事件,且四周的声发射事件分布较为离散。主要原因是:当λ<1 时,锚固剂被挤压破坏后,锚杆与岩样之间相互挤压受力,使锚杆周围的岩体出现了一定的裂隙,且裂隙从锚杆周围开始向四周发育;当λ≥1 时,岩体承担锚杆挤压的能力有所提升,与λ<1 相比锚杆周围岩体出现的裂隙较少。到达屈服阶段后,当λ<1 时,岩体内部定位的声发射事件较少,且主要在岩体周围表面,当λ≥1 时,岩体内部出现了大量的声发射事件,且主要集中在锚杆周围。这是因为:当λ<1 时,锚杆出现了变形,使得岩体内部裂隙向四周开始发育扩展,与之前锚杆周围的裂隙相互贯通,岩体外表面出现了宏观微裂纹;当λ≥1 时,岩体内部出现了贯通裂纹,岩体承担抗剪力的能力降低,锚杆承担主要的剪切力。到达破坏阶段后,在剪切力作用下,3 组岩体试件都出现了不同程度的破坏,在法向应力和剪切盒限制下继续被剪碎,因此,岩体内部还有少量声发射事件出现。

4.3 加锚异性结构面裂隙发育类型

不同λ下加锚异性结构面的RA与AF值分布如图9所示。在室内直剪试验中,λ<1 与λ>1 的加锚异性结构面声发射信号RA值较高于λ=1 的声发射信号值,λ<1、λ=1、λ>1 的AF值集中区域依次为0～800 kHz,0～600 kHz,0～900 kHz。RA与AF值分布随时间的变化可描述不同时间段岩体内部剪切破裂与张拉破裂成分的变化趋势。当RA较低、AF较高时对应的是剪切裂隙,RA较高、AF较低时对应的是张拉裂隙[23-24]。为了更加详细地描述加锚异性结构面的直剪破坏机制,在图9 的基础上将各阶段剪切—张拉破裂比例计算结果进行绘图,主要处理思路是将AF>300 kHz,RA<0.5 ms/V 的信号定义为张拉破裂信号[25]。

图9 不同λ 加锚异性结构面RA 与AF 值分布Fig.9 Distribution of RA and AF values of different λ anchored anisotropic structural planes

不同λ下加锚异性结构面各阶段的剪切—张拉裂隙比例如图10所示。由图10 可知:加锚异性结构面剪切—张拉裂隙占比分布规律基本一致。压密阶段,3 组岩体内部均出现了剪切裂隙高于张拉裂隙现象,表明在剪切力作用下,锚固剂主要发生剪切破坏。到达弹性阶段后,剪切裂隙所占比例继续上升,表明锚固剂在剪切破坏后,锚杆与岩体相互挤压时产生的新生裂隙以剪切裂隙为主。到达屈服阶段时,当λ<1时,张拉裂隙占比从13.4%上升到16.1%;当λ≥1时,张拉裂隙占比分别从11.9%下降到9.4%、从13.3%下降到10.2%。原因是:λ<1 的岩体在剪切力作用下,锚杆发生变形,岩体周围裂隙相互贯通,导致张拉裂隙有一定的上升;λ≥1 的岩体此阶段还具有抵抗锚杆挤压的能力,锚杆变形较小,因此岩体内部的剪切裂隙继续上升。到达破坏阶段后,岩体内部张拉裂隙占比继续上升。是因为岩体主裂隙附近的次生裂隙继续繁衍、扩展,导致张拉裂隙有一定的上升。

图10 不同λ 加锚异性结构面各阶段剪切—张拉裂隙占比Fig.10 Proportion of shear-tension cracks in different stages of λ anchored anisotropic structural planes

在直剪试验中,不同λ下加锚异性结构面破坏时均产生剪切裂隙。岩体内部分布和材料不同,都具有非均质性,在荷载作用下,内部应力重新分布产生剪应力。除此之外,在剪切过程中,岩体还受到法向应力与剪切盒影响,导致岩体破损程度较高,在剪切力作用下产生了剪切裂隙。

4.4 加锚异性结构面裂隙发育程度

在基于振幅的统计指标中,最常用的主要有b值统计。GUTENBERG 和RICHTER 对b值的首次使用是作为地震学中震源尺度分析比例的一个参数,并提出了著名的G-R 关系式[26]:

式中,M为地震震级;N为M+ΔM范围内的地震次数;a为地震活动程度常数;b为地震学中的b值。

在计算岩石声发射b值时,一般常用声发射幅值反映声发射事件大小,可利用最大似然法计算岩石破坏过程中声发射b值,公式为[27]

式中,为平均幅值;Amin为最小幅值。

b值随着时间不断发生着变化,从而反映岩石内部微裂纹的发展规律,b值增大,岩样在外力作用下以小尺度裂隙发育为主;b值减小,岩样以大尺度裂隙扩展为主。b值变化幅度小的岩样内部裂隙以渐进式扩展;b值变化幅度大意味着岩样的突发式扩展。加锚异性结构面声发射b值计算过程中,由于最大似然法在样本较小时不太稳定,因此本研究每间隔10 000 组数据统计1 次。不同λ下加锚异性结构面剪切应力与b值随时间的变化曲线如图11所示。

图11 不同λ 加锚异性结构面剪切应力与b 值随时间的变化曲线Fig.11 Shear stress-b value-time curves of different anchored anisotropic structural planes

由图11可知:随着时间变化,b值较好地反映了不同λ下加锚异性结构面各阶段裂隙扩展发育规律。压密与弹性阶段,加锚异性结构面声发射b值的变化随着λ增加有着不同的变化规律,当λ<1 时b值呈现陡峭式的下降;当λ≥1 时,b值波动相对较小。说明当λ<1 时,加锚异性结构面内部裂隙在发育、汇聚,形成了大尺度裂隙;当λ≥1 时,加锚异性结构面内部有较少裂纹萌生,缓慢稳定地发育。原因是:当λ<1 时,在剪切应力作用下,锚固剂发生了挤压破坏,锚杆与岩体挤压处出现了较多的裂隙,之后裂隙不断汇聚形成了较大尺度的裂隙;当λ≥1 时,锚固剂也发生了挤压破坏现象,但岩体承受锚杆挤压的能力提高,锚杆与岩体挤压时出现的裂隙较少,处于稳定发育状态。到达屈服阶段后,当λ<1 时b值呈现出了较大的波动;当λ≥1 时,b值骤升后立刻骤降。表明当λ<1 时,加锚异性结构面内部裂隙继续扩展发育;当λ≥1 时,加锚异性结构面内部先以渐进式扩展,继而裂隙扩展、汇聚,之后呈突降式大尺度裂隙扩展。原因是:当λ<1 时,锚杆发生了变形,岩体在锚杆挤压力作用下裂隙继续发育扩展;当λ≥1时,在剪切力作用下,锚杆发生了变形,岩体内部的小裂隙开始汇聚,不断扩展成大尺度裂隙。进入破坏阶段后,加锚异性结构面b值在波动中上升。表明该阶段加锚异性结构面内部裂隙继续呈渐进式扩展,之后微小裂隙发育扩展形成一条主剪切裂隙,最终在剪切力作用下试块被剪碎。

5 结论

在前人成果的基础上,基于声发射监测方法对加锚异性结构面进行了室内直剪试验研究,探讨了加锚异性结构面的剪切特性及破坏特征,分析了不同λ下各阶段加锚异性结构面的累计计数变化规律及裂隙演变过程。所得结论如下:

(1)随着结构面弱侧壁岩强度增加,无锚异性结构面抗剪强度不变;加锚异性结构面抗剪强度相比无锚时平均提高了256.7%,与λ<1 相比,λ=1 与λ>1的加锚异性结构面抗剪强度分别提高了22.2%和34.2%,加锚异性结构面岩性较弱一侧先发生破坏,破坏类型依次为剪切破坏、拉剪切破坏、劈裂破坏,且主裂纹的贯通方向与剪切方向基本一致。

(2)加锚异性结构面剪切—位移曲线存在着4个阶段,即加密、弹性、屈服和破坏阶段。加密阶段,锚固剂出现了破坏及原生裂隙被压密;弹性阶段,锚固剂发生破坏后岩体与锚杆之间相互挤压,锚杆周围出现了裂隙;屈服阶段,岩体表面出现了宏观裂纹,锚杆发生变形,且承担主要的抗剪力;破坏阶段,锚杆继续发生变形,岩体被剪碎。

(3)加锚结构面两侧壁岩强度差异导致其裂隙出现的阶段不同:当λ<1 时,声发射事件主要出现在弹性阶段,且主要集中在锚杆周围;当λ≥1 时,声发射事件主要出现在屈服阶段,集中在锚杆周围及岩体四周。

(4)随着结构面弱侧壁岩强度增加,加锚异性结构面的声发射累计计数不断增大,与λ<1 相比较,λ=1 与λ>1 的声发射累计计数增加了2.4%和62.09%。随着结构面弱侧壁岩强度增加,加锚异性结构面的裂隙尺度减小:当λ<1 时,岩样呈大尺度剪切裂隙;当λ≥1 时,岩样呈小尺度剪切裂隙。