王建明，陳忠輝，周子涵，陳帥，孫小歡

中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083

開挖常導(dǎo)致巖質(zhì)邊坡突發(fā)性失穩(wěn)，尤其在含多節(jié)理邊坡中表現(xiàn)突出。在巖質(zhì)邊坡滑坡模式中，“三段式”滑坡是最常見的一種，其特點(diǎn)為在邊坡前緣存在傾斜結(jié)構(gòu)面(常為層面或軟弱夾層)，后緣存在陡拉裂隙，前緣結(jié)構(gòu)面和后緣陡拉裂隙之間的區(qū)域即為鎖固段[1-2]，如圖1所示。巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性受控于起關(guān)鍵作用的鎖固段巖橋，開挖卸荷使節(jié)理裂隙端部應(yīng)力高度集中，巖橋裂隙萌生并迅速擴(kuò)展貫通，誘發(fā)邊坡突發(fā)性失穩(wěn)破壞，同時(shí)伴隨聚集在鎖固段巖橋的能量突然釋放。因此，揭示開挖卸荷作用下巖質(zhì)邊坡內(nèi)部巖橋破壞機(jī)制，掌握非貫通節(jié)理對(duì)邊坡破壞類型的影響程度，對(duì)于巖質(zhì)邊坡開挖設(shè)計(jì)和安全施工具有重要的指導(dǎo)意義。

圖1 “三段式”滑坡概念地質(zhì)模型[1]Fig.1 Conceptual geologic model for three-section landslide

從巖石力學(xué)角度來(lái)分析，“三段式”滑坡的鎖固段可近似等效為節(jié)理間巖橋。目前關(guān)于節(jié)理巖橋的破壞機(jī)制探討已成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究熱點(diǎn)[3-8]。宋彥琦等[9]在大理巖試樣中預(yù)制45°雙裂隙并進(jìn)行了雙軸加載和側(cè)向卸荷試驗(yàn)，利用高速攝影記錄并分析了巖體裂隙起裂、擴(kuò)展及破壞過(guò)程。陳國(guó)慶等[10]通過(guò)在巖石試樣中預(yù)制端部裂隙以形成中部鎖固巖橋，利用真三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)探討了在卸荷條件下巖橋裂隙的擴(kuò)展模式和對(duì)巖體力學(xué)性質(zhì)的影響，但是并沒有涉及卸荷速率方面的研究。黃達(dá)等[11]通過(guò)裂隙巖體物理模型試驗(yàn)，研究了2種卸荷應(yīng)力路徑下裂隙巖體強(qiáng)度、變形及破壞特征，并探討裂隙擴(kuò)展演化過(guò)程和力學(xué)機(jī)制。李樹忱等[12]采用大尺度三維相似模型試驗(yàn)系統(tǒng)，研究了開挖卸荷作用下含多組不同傾角裂隙巖體的變形破壞規(guī)律。

目前主要采用在巖石內(nèi)部預(yù)制裂隙來(lái)開展卸荷條件下巖橋裂隙擴(kuò)展演化研究，針對(duì)在不同卸荷速率下巖橋裂隙的擴(kuò)展主要以完整巖石作為研究對(duì)象[13-17]，尚缺乏卸荷速率相關(guān)的巖石端部裂隙擴(kuò)展研究?；诖耍疚耐ㄟ^(guò)在類巖石材料試樣中預(yù)制端部裂隙以形成中部鎖固巖橋，借助真三軸力學(xué)伺服實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，分析了不同卸荷速率對(duì)不同巖橋長(zhǎng)度試樣力學(xué)特性的影響；利用高速攝影實(shí)時(shí)跟蹤分析系統(tǒng)，研究了不同卸荷速率下鎖固巖橋的貫通破壞模式和裂隙擴(kuò)展演化特征；基于試樣受力狀態(tài)探討了卸荷條件下巖體裂隙擴(kuò)展的力學(xué)機(jī)制。

1 試樣制備與試驗(yàn)方案

1.1 試樣制備

本次試驗(yàn)采用水泥砂漿為模型配比材料，由425號(hào)普通硅酸鹽水泥、標(biāo)準(zhǔn)砂、水按質(zhì)量比 1∶2.35∶0.5配制而成，其完整試樣力學(xué)參數(shù)見表1。由文獻(xiàn)[18]可知，本文所用配比材料標(biāo)準(zhǔn)試件力學(xué)參數(shù)與砂巖相近。裂隙采用厚度為0.5 mm的高強(qiáng)薄鋼片制作。將材料按配比混合攪拌均勻后，倒入模具中澆筑試驗(yàn)試塊，在材料初凝前抽出鋼片，并在室溫內(nèi)靜置養(yǎng)護(hù)12 h脫模，然后在養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d，檢查裂隙的平整度和貫穿性并打磨平整。試樣尺寸為110 mm×110 mm×30 mm，試樣內(nèi)裂隙分布方式如圖2所示。其中垂直裂隙設(shè)置長(zhǎng)度為20 mm、25 mm、30 mm，中間巖橋設(shè)置長(zhǎng)度為50 mm、60 mm、70 mm，傾斜裂隙傾角設(shè)置為45°。

表1 完整試樣及砂巖力學(xué)參數(shù)

圖2 試樣及預(yù)制節(jié)理尺寸(單位：mm)Fig.2 Dimensions of specimens and prefabricated joints (Unit：mm)

本試驗(yàn)在深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)試驗(yàn)室的MS-500型三軸沖擊巖爆試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，可實(shí)現(xiàn)3個(gè)面獨(dú)立控制加卸荷[19]，并實(shí)時(shí)記錄試驗(yàn)過(guò)程中三向應(yīng)力的數(shù)據(jù)。采用SA-5型高速攝影機(jī)對(duì)試樣破壞全過(guò)程進(jìn)行圖像采集。系統(tǒng)布置如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Experimental system

1.2 卸荷試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)基于邊坡巖體開挖前后的應(yīng)力路徑，通過(guò)雙軸單面卸荷試驗(yàn)?zāi)M邊坡開挖卸荷過(guò)程(圖4)，分析卸荷條件下中部鎖固巖橋的破裂演化過(guò)程。為模擬前緣裂隙充填效應(yīng)，用石膏與標(biāo)準(zhǔn)砂的混合物將裂隙充填。試驗(yàn)中應(yīng)力方向設(shè)置如圖5(a)所示，具體應(yīng)力路徑如圖5(b)所示。試驗(yàn)共設(shè)計(jì)3組巖橋長(zhǎng)度，每組巖橋長(zhǎng)度設(shè)計(jì)4個(gè)卸荷速率(表2)，每組速率試驗(yàn)獨(dú)立重復(fù)3次，以降低試驗(yàn)結(jié)果的離散性。

圖4 含巖橋巖質(zhì)邊坡開挖卸荷概化模型Fig.4 General model of unloading of rock slope excavation of rock-bearing bridge

表2 不同卸荷速率試驗(yàn)方案Tab.2 Experimental schemes for different unloading rates

圖5 卸荷過(guò)程應(yīng)力設(shè)置及應(yīng)力路徑示意圖Fig.5 Stress setting and stress path diagram in unloading process

雙軸加卸荷試驗(yàn)具體方案如下：

(1) 首先以載荷控制方式將軸向應(yīng)力σ1和水平應(yīng)力σ3同時(shí)以2 kN/s的速率加載到1 MPa，固定試樣。

(2) 繼續(xù)以載荷控制方式將軸向應(yīng)力σ1和水平應(yīng)力σ3同時(shí)以2 kN/s的速率加載到10 MPa，水平向鎖定。

(3) 保持水平位移恒定，軸向應(yīng)力σ1繼續(xù)以2 kN/s的速率加載到15 MPa，軸向鎖定。

(4) 軸向σ1以位移控制，即以0.004 mm/s的速率加載，同時(shí)水平向σ3以載荷控制方式，并以試驗(yàn)方案中所設(shè)計(jì)速率卸荷。

(5)如果試樣在水平向卸荷至0時(shí)破壞，結(jié)束試驗(yàn)；如果水平向卸荷至0時(shí)試樣還沒有破壞，則軸向繼續(xù)加載，直到試樣破壞，結(jié)束試驗(yàn)。

2 應(yīng)力-位移特征分析

2.1 不同卸荷速率下應(yīng)力-位移特征分析

圖6為3種不同巖橋長(zhǎng)度試樣在不同卸荷速率下軸向應(yīng)力-位移曲線?？梢钥闯?，各巖橋試樣在不同卸荷速率下的應(yīng)力-位移曲線呈現(xiàn)相似規(guī)律，依據(jù)裂隙擴(kuò)展過(guò)程可將曲線變化規(guī)律大致分為4個(gè)階段：

圖6 不同卸荷速率軸向應(yīng)力-位移曲線Fig.6 Axial stress-displacement curves of different unloading rates

(1) 原生裂隙壓密階段：應(yīng)力-位移曲線明顯上凹，主要是試樣內(nèi)部原生裂隙在加壓過(guò)程中閉合所致；

(2) 彈性變形階段：此階段應(yīng)力-位移曲線基本呈現(xiàn)線性變化；

(3) 塑性變形階段：裂隙開始起裂、擴(kuò)展，應(yīng)力-位移曲線出現(xiàn)“峰前波動(dòng)”現(xiàn)象，部分裂隙擴(kuò)展貫通形成宏觀裂隙，但是巖橋并沒有發(fā)生宏觀破斷，試樣仍具有較高承載能力，巖橋?yàn)?0 mm試樣并沒有出現(xiàn)這一現(xiàn)象；

(4) 破壞階段：試樣上下裂隙擴(kuò)展貫通，形成宏觀斷裂，并在卸荷面附近產(chǎn)生次生拉裂隙，裂隙之間相互搭接貫通，應(yīng)力-位移曲線出現(xiàn)“峰后波動(dòng)”現(xiàn)象。

可以看出，卸荷速率對(duì)試樣的軸向位移和強(qiáng)度影響基本相同，軸向峰值強(qiáng)度和位移隨著卸荷速率的增大而減小。隨著卸荷速率的增大，次生裂隙萌生、塑性變形階段斜率增加，破壞階段的變形減小。在塑性變形階段后期，各試樣在應(yīng)力-位移曲線上表現(xiàn)為應(yīng)力突降為零，即試樣表現(xiàn)出突變失穩(wěn)現(xiàn)象，這是因?yàn)樵嚇釉诹严镀鹆押髴?yīng)力達(dá)到峰值強(qiáng)度，此時(shí)應(yīng)變能快速釋放，并在側(cè)向卸荷和軸向加載作用下次生裂隙之間迅速擴(kuò)展貫通，試樣發(fā)生整體貫通性破壞，應(yīng)力陡降，殘余強(qiáng)度為零。

2.2 不同巖橋長(zhǎng)度試樣應(yīng)力-位移特征分析

以卸荷速率0.8 kN/s為例，分析不同巖橋長(zhǎng)度軸向應(yīng)力-位移特征。試樣的峰值強(qiáng)度隨著巖橋長(zhǎng)度的增加而增加，這表明試樣的極限承載能力由巖橋長(zhǎng)度決定。試樣在次生裂隙萌生、穩(wěn)定擴(kuò)展時(shí)的斜率隨巖橋長(zhǎng)度的增加而增加，這表明巖橋越長(zhǎng)，彈性模量越大。

2.3 試樣軸向峰值應(yīng)力-位移特征分析

圖7為不同巖橋長(zhǎng)度試樣軸向峰值強(qiáng)度與位移隨卸荷速率的變化曲線?？梢钥闯觯嚇虞S向峰值應(yīng)力和位移隨卸荷速率變化的規(guī)律一致。同一巖橋長(zhǎng)度下，隨卸荷速率增加，試樣破壞時(shí)軸向峰值應(yīng)力和位移減小。究其原因，在同一巖橋長(zhǎng)度下，σ1向位移隨時(shí)間增加的幅度大致相同，卸荷速率越快，σ3急劇減小，導(dǎo)致試樣的承載能力降低，峰值強(qiáng)度降低，試樣破壞時(shí)σ1向位移也減小。

圖7 不同巖橋長(zhǎng)度試樣峰值強(qiáng)度及位移 隨卸荷速率的變化曲線Fig.7 Variation of peak strength and displacement of rock bridge specimens with different lengths under unloading rate

3 破壞形態(tài)及裂隙擴(kuò)展分析

3.1 巖橋試樣裂隙擴(kuò)展類型

工程巖體中裂隙的擴(kuò)展和貫通對(duì)巖體力學(xué)特性有重要影響。深入了解裂隙的萌生、擴(kuò)展和貫通機(jī)制對(duì)預(yù)測(cè)巖石或類巖石材料的破壞至關(guān)重要。根據(jù)試樣破壞形態(tài)和裂隙擴(kuò)展方式，概括出如圖8所示的6種裂隙擴(kuò)展類型：① 巖橋貫通；② 貫通試樣上端面；③ 下部裂隙貫通試樣下端面；④ 上部裂隙貫通試樣下端面；⑤ 貫通試樣左端面；⑥ 貫通試樣右端面。

圖8 巖橋試樣裂隙擴(kuò)展類型Fig.8 Flaw propagation type of rock bridge specimen

3.2 巖橋試樣破壞形態(tài)分析

在不同巖橋長(zhǎng)度和不同卸荷速率下，試樣破壞模式表現(xiàn)出一定差異。

圖9(a)為巖橋長(zhǎng)度50 mm的試樣破壞形態(tài)圖，可概括為圖10(a)中①、②和④類組合破壞模式。低卸荷速率(0.2 kN/s、0.8 kN/s)下，下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉或剪切裂隙與上部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙貫通，同時(shí)下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙與試樣上端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，試樣為①、②類組合破壞模式。隨卸荷速率的增大，出現(xiàn)上部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙與下端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，試樣破壞模式變?yōu)棰?、②和④類組合破壞模式，可以明顯看出次生拉裂隙的增多。

圖9(b)為巖橋長(zhǎng)度60 mm的試樣破壞形態(tài)圖，可概括為圖10(b)中①、②、③和④類組合破壞模式。低卸荷速率(0.2 kN/s)下，下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉或剪切裂隙與試樣上下端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，同時(shí)上部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙與試樣下端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，試樣為②、③和④類組合破壞模式。隨卸荷速率的增大，出現(xiàn)上部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙與下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙貫通，試樣破壞模式變?yōu)棰佟ⅱ凇ⅱ酆廷茴惤M合破壞模式。

圖9(c)為巖橋長(zhǎng)度70 mm的試樣破壞形態(tài)圖，可概括為圖10(c)中②、③、⑤和⑥類組合破壞模式。低卸荷速率(0.2 kN/s)下，下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉或剪切裂隙與試樣上端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，試樣破壞比較單一，為②類破壞模式。隨卸荷速率的增大，下部預(yù)制裂隙產(chǎn)生的張拉裂隙與試樣下端面產(chǎn)生的劈裂裂隙貫通，同時(shí)出現(xiàn)下部裂隙貫通試樣左右端面的裂隙，試樣破壞模式較為復(fù)雜，為②和③類、③和⑥類、②、③、⑤類組合破壞模式。

圖10 試樣破壞模式示意圖Fig.10 Schematic diagram of failure mode of specimen

對(duì)比圖9試樣在不同卸荷速率下的破壞形態(tài)，可以看出，不同巖橋長(zhǎng)度試樣宏觀破斷形態(tài)存在一定差異，巖橋70 mm時(shí)的裂隙數(shù)量明顯少于巖橋50 mm和60 mm。不同卸荷速率下的試樣宏觀破斷形態(tài)存在差異。高卸荷速率的裂隙數(shù)量明顯多于低卸荷速率。試樣破壞面基本都是沿最大主應(yīng)力方向發(fā)育形成，但具體對(duì)應(yīng)每個(gè)巖橋長(zhǎng)度下的裂隙擴(kuò)展模式和發(fā)育程度都存在一定差異。隨著卸荷速率的增大，3個(gè)不同巖橋長(zhǎng)度試樣都出現(xiàn)沿著最大主應(yīng)力方向萌生的張拉裂隙，且多集中在卸荷面附近，最終裂隙之間的相互搭接、貫通造成試樣破壞，在遠(yuǎn)離卸荷面則會(huì)出現(xiàn)一定的剪切裂隙。綜上，在卸荷條件下巖橋以拉剪破壞為主，剪破壞次之；高卸荷速率有利于拉裂隙的形成和發(fā)育。

圖9 不同卸荷速率下試樣破壞形態(tài)Fig.9 Failure modes of specimens at different unloading rates

4 裂隙擴(kuò)展機(jī)制分析

4.1 巖橋裂隙擴(kuò)展機(jī)制探討

邊坡巖體在未開挖之前受到垂直應(yīng)力σ1和水平應(yīng)力σ3的作用(本文不考慮中間主應(yīng)力的影響)。開挖之后，垂直于開挖面的應(yīng)力得到卸荷，巖體受力狀態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)變，這種應(yīng)力狀態(tài)的調(diào)整會(huì)導(dǎo)致垂直于開挖面一定深度范圍內(nèi)的巖體產(chǎn)生差異回彈變形，變形量從卸荷面向里逐漸減小，這將會(huì)使裂隙面周圍產(chǎn)生由于回彈變形而引起的拉應(yīng)力T[11]，拉應(yīng)力垂直于卸荷面(圖11)。

圖11中，最大主應(yīng)力為σ1，最小主應(yīng)力為σ3，下部裂隙與水平方向的夾角為α，σn和τn分別為裂隙面上法向應(yīng)力和切向應(yīng)力。由卸荷變形引起的拉應(yīng)力T可表示為

圖11 裂隙巖體卸荷破壞機(jī)制示意圖Fig.11 Schematic diagram of unloading failure mechanism of fractured rock mass

T=σ3-σ3t

(1)

式中，σ3t為卸荷至裂隙起裂t時(shí)作用在卸荷面上的應(yīng)力；σ3為開始卸荷時(shí)刻的水平應(yīng)力。

隨著邊坡巖體的不斷開挖卸荷，拉應(yīng)力T不斷增大，這會(huì)使裂隙面上的切向應(yīng)力τn增加，抗剪力減小。因此，卸荷條件下裂隙巖體是由裂隙面上的剪應(yīng)力和卸荷回彈變形引起的拉應(yīng)力T共同作用下的拉剪破壞。對(duì)此時(shí)試樣受力狀態(tài)作二維斷裂力學(xué)分析，把試樣剖面看作一個(gè)無(wú)限體平面，其中含有長(zhǎng)度為2a的下部?jī)A斜裂隙和上部垂直裂隙，其受力狀態(tài)如圖12所示。

圖12 卸荷裂隙擴(kuò)展力學(xué)模型Fig.12 Mechanical model of unloading fracture propagation

由于拉剪應(yīng)力狀態(tài)下裂隙尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子很難直接求得，本文采用疊加原理進(jìn)行計(jì)算。將卸荷條件下的裂隙巖體的應(yīng)力狀態(tài)A分解為單軸壓縮時(shí)的應(yīng)力狀態(tài)B和單軸拉伸時(shí)的應(yīng)力狀態(tài)C，其中β=90°-α，如圖13所示。

圖13 卸荷條件下裂隙巖體應(yīng)力狀態(tài)疊加Fig.13 Stress superposition of fractured rock mass under unloading condition

根據(jù)疊加原理，在線彈性范圍內(nèi)，在相同邊界條件下，兩個(gè)及兩個(gè)以上的不同荷載作用下裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子等于各個(gè)荷載單獨(dú)作用下應(yīng)力強(qiáng)度因子的代數(shù)和[20]。應(yīng)力狀態(tài)A中裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子為應(yīng)力狀態(tài)B和應(yīng)力狀態(tài)C的疊加：

KA=KB+KC

(2)

(3)

在單軸拉伸狀態(tài)下，裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子KC為

(4)

因此，卸荷條件(α=β=45°)傾斜裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子KA為

(5)

根據(jù)最大周向應(yīng)力理論，巖體裂隙尖端擴(kuò)展起裂角θ0滿足方程

KⅠsinθ0+KⅡ(3cosθ0-1)=0

(6)

解得裂隙尖端起裂角

(7)

垂直應(yīng)力σ1和水平應(yīng)力σ3、σ3t為在試驗(yàn)過(guò)程中的高速攝影記錄下裂隙起裂時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力取值，將取值代入式(1)求得拉應(yīng)力T，將T和σ1代入式(5)求得傾斜裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子，將所得結(jié)果代入式(7)求得裂隙起裂角θ0，其理論值與試驗(yàn)值對(duì)比見表3。表3中誤差計(jì)算方法為|θ0-θs|/θs。

由表3可知，理論計(jì)算所得起裂角大小隨巖橋長(zhǎng)度增加而增大，隨卸荷速率的增大而增大。裂隙起裂角隨卸荷速率變化幅度最大的為巖橋長(zhǎng)度50 mm的試樣，為78°～91°；巖橋長(zhǎng)度為60 mm和70 mm的試樣裂隙起裂角隨卸荷速率變化幅度較小，分別為91°～97°和97°～105°。根據(jù)試驗(yàn)中所測(cè)裂隙實(shí)際起裂角可知，大部分試樣的裂隙起裂角集中在90°～100°，理論計(jì)算與實(shí)際誤差保持在6.5%以內(nèi)，驗(yàn)證了理論計(jì)算結(jié)果的可行性與合理性。

表3 卸荷條件下下部裂隙起裂角的理論值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.3 Comparison of theoretical and experimental values of the initiation angle of lower cracks under unloading conditions

4.2 巖橋試樣“多峰值”擴(kuò)展機(jī)制分析

針對(duì)前文中應(yīng)力-位移曲線中出現(xiàn)的“多峰值”現(xiàn)象，將試驗(yàn)過(guò)程中高速攝影拍攝到的試樣破壞過(guò)程與應(yīng)力-位移曲線對(duì)照分析，發(fā)現(xiàn)試樣在卸荷過(guò)程中的多裂隙破壞模式與“多峰值”現(xiàn)象存在必然聯(lián)系。因此，可通過(guò)識(shí)別裂隙的擴(kuò)展貫通順序來(lái)解釋出現(xiàn)的“多峰值”現(xiàn)象。限于篇幅，本文選取卸荷速率為0.8 kN/s時(shí)3個(gè)不同巖橋長(zhǎng)度的試樣進(jìn)行分析，結(jié)果見表4。

以50 mm巖橋?yàn)槔?表4)分析試樣裂隙擴(kuò)展貫通過(guò)程。隨軸向應(yīng)力的不斷卸荷，下部裂隙萌生向上擴(kuò)展的張拉翼裂隙1，并迅速貫通上端面，應(yīng)力-位移曲線到達(dá)第1個(gè)峰值點(diǎn)；下部裂隙萌生的張拉翼與上部裂隙萌生向下的拉裂隙3貫通，試樣上端面萌生向下的剪切裂隙4，達(dá)到第2個(gè)峰值點(diǎn)。繼續(xù)卸荷，裂隙4貫通下斷面，隨裂隙2和4的擴(kuò)展而萌生的次生裂隙不斷擴(kuò)展貫通，試樣破壞，達(dá)到第3個(gè)峰值點(diǎn)。

表4 應(yīng)力-位移曲線與裂隙擴(kuò)展對(duì)照

通過(guò)對(duì)3個(gè)“多峰值”試樣的分析，獲得巖橋試樣呈現(xiàn)“多峰值”現(xiàn)象的裂隙擴(kuò)展機(jī)制：試樣各裂隙在應(yīng)力-位移曲線的不同階段擴(kuò)展貫通，每次舊裂隙的貫通和新裂隙的起裂，應(yīng)力將達(dá)到1個(gè)峰值點(diǎn)?！皯?yīng)力跌落”為裂隙的貫通、應(yīng)變能釋放的結(jié)果。巖橋試樣內(nèi)部出現(xiàn)的多裂隙擴(kuò)展模式和多峰值變形特征證明，含中部鎖固段巖橋試樣破壞并非一次完成，而是多次逐級(jí)破壞，且隨著卸荷速率的增大“多峰值”現(xiàn)象更加明顯，主要為試樣破壞時(shí)裂隙增多所致。本試驗(yàn)結(jié)果可為揭示不同開挖速率下高陡巖質(zhì)邊坡內(nèi)部的變形破壞機(jī)制提供理論支撐。

5 結(jié) 論

(1) 應(yīng)力-位移曲線呈現(xiàn)出“應(yīng)力陡降”和“峰后回升”現(xiàn)象，且表現(xiàn)出“多峰值”特征。

(2) 卸荷速率主要影響試樣卸荷強(qiáng)度及次生裂隙數(shù)量。隨卸荷速率的增加，試樣破壞模式逐漸由剪切破壞轉(zhuǎn)為張拉破壞，且張性裂隙多集中于卸荷面附近。

(3) 巖橋試樣出現(xiàn)6類裂隙擴(kuò)展類型：貫通巖橋、貫通試樣上端面、下部裂隙貫通試樣下端面、上部裂隙貫通試樣下端面、貫通試樣左端面、貫通試樣右端面。

(4) 基于斷裂力學(xué)和疊加原理，推導(dǎo)了卸荷條件下閉合裂隙尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子表達(dá)式，計(jì)算了裂隙起裂角，起裂角理論計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果誤差保持在6.5%以內(nèi)。