賴冠宙，黃 帆，溫輝波

(1.廣東大潮高速公路有限公司，廣東 梅州 514000；2.招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司，重慶 400067)

花崗巖類巖質(zhì)邊坡失穩(wěn)滑動(dòng)區(qū)別于土質(zhì)斜坡變形的一個(gè)明顯特征就是前者往往具有一個(gè)或多個(gè)相對(duì)明確的滑動(dòng)面(帶)，該滑動(dòng)面大多為巖體的地質(zhì)分離面，即巖體結(jié)構(gòu)面，邊坡發(fā)生失穩(wěn)變形時(shí)，滑體則主要依附此分離面運(yùn)動(dòng)[1-2]。因此，從某種意義上說，巖質(zhì)邊坡失穩(wěn)的變形破壞機(jī)理就是結(jié)構(gòu)面所構(gòu)成的潛在滑動(dòng)帶的變形破壞機(jī)理。巖體工程實(shí)踐表明，只要巖體中存在不利結(jié)構(gòu)面構(gòu)成的軟弱地質(zhì)界面或分割面，巖體就有可能沿著這些結(jié)構(gòu)面發(fā)生變形破壞[3-6]。在邊坡設(shè)計(jì)和穩(wěn)定性評(píng)價(jià)時(shí)，較多依據(jù)各向同性介質(zhì)理論，采用極限應(yīng)力方法確定近似圓弧滑面，作為邊坡穩(wěn)定性計(jì)算和設(shè)計(jì)參數(shù)選擇的依據(jù)[7-9]。然而大量的滑坡實(shí)例分析和試驗(yàn)結(jié)果表明，對(duì)于包含強(qiáng)度明顯弱于巖體強(qiáng)度軟弱層面的層狀邊坡，發(fā)生圓弧滑動(dòng)的概率是極小的，實(shí)際失穩(wěn)多為受結(jié)構(gòu)面控制的結(jié)構(gòu)體滑坡，多以平面滑動(dòng)為主[10]。因此，從另外一個(gè)角度來講，對(duì)于內(nèi)部含一組或多組層狀緩傾結(jié)構(gòu)面的巖質(zhì)高邊坡，內(nèi)部結(jié)構(gòu)面往往對(duì)其區(qū)域穩(wěn)定性或整體穩(wěn)定性起控制作用，巖體自身強(qiáng)度則影響較小[11]。

本文通過對(duì)花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面開展大型直剪模擬試驗(yàn)，并從抗剪強(qiáng)度中剪脹分量和摩擦分量2部分及其在抗剪切過程中各自所發(fā)揮的作用進(jìn)行考慮，對(duì)巖體結(jié)構(gòu)面抗剪切強(qiáng)度特性進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)所用剪切盒尺寸為20 cm×20 cm×10 cm，試驗(yàn)對(duì)無填充花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面的抗剪力學(xué)特性分別開展研究，因此在試驗(yàn)材料制備時(shí)，按照巖體(結(jié)構(gòu)體)選擇相似材料進(jìn)行制樣。

1.1 試樣制備

在對(duì)花崗巖相似材料進(jìn)行制備時(shí)，在確保其法向加載后不被破壞的前提下，選擇水泥砂漿按照水泥、砂、水質(zhì)量比為1∶2∶0.4的比例進(jìn)行試件配制后，制作好試驗(yàn)材料并進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，結(jié)構(gòu)體試樣基本力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 結(jié)構(gòu)體試樣基本力學(xué)參數(shù)

1.2 界面起伏度設(shè)計(jì)

對(duì)于無填充或僅有極少泥膜粘結(jié)的花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面，結(jié)構(gòu)面的起伏度對(duì)于其抗剪強(qiáng)度有較為顯著的影響?？辜魪?qiáng)度測算方法采用Barton[12]提出的JRC-JCS模型，其表達(dá)式為：

(1)

式中：τp為峰值抗剪強(qiáng)度，MPa；σn為有效法向應(yīng)力，MPa；φb為基本摩擦角，(°)；JCS為結(jié)構(gòu)面兩側(cè)巖石的單軸抗壓強(qiáng)度，MPa；JRC為粗糙度系數(shù)。

本文對(duì)所提出模型中JRC值進(jìn)行量化處理，結(jié)構(gòu)面采用齒狀設(shè)計(jì)，通過設(shè)置不同的齒狀受力面傾角來模擬不同的爬坡角，以此研究摩擦分量中剪脹分量對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響。齒狀結(jié)構(gòu)面設(shè)計(jì)剪脹角為15°、30°、45°，制備得到的齒狀結(jié)構(gòu)面試樣如圖1所示。

(a)15°剪脹角

粗糙結(jié)構(gòu)面的起伏程度通常分為2個(gè)級(jí)別：一階突起是與結(jié)構(gòu)面上主要起伏相對(duì)應(yīng)的凸起，二階凸起是結(jié)構(gòu)面上相對(duì)較小的凸起。相對(duì)于一階粗糙凸起，二階粗糙凸起往往具有更大的爬坡角，但由于二階凸起角度大，在一定的法向壓力作用下，發(fā)生切向相對(duì)位移時(shí)極易被剪斷，因此抗剪強(qiáng)度主要由一階凸起控制。本文所討論的結(jié)構(gòu)面爬坡角也是指一階凸起控制的爬坡角,而平直結(jié)構(gòu)面的粗糙度主要由二階凸起控制。根據(jù)結(jié)構(gòu)面設(shè)計(jì)方案，參照Du[13]提出的JRC修正直邊法多量程粗糙尺，對(duì)本次試樣中結(jié)構(gòu)面的粗糙度系數(shù)進(jìn)行確定，15°、30°、45°三種爬坡角結(jié)構(gòu)面的粗糙度系數(shù)分別為7.44、12.12、17.21。

2 花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)

在進(jìn)行花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度分析時(shí)，不考慮結(jié)構(gòu)面間粘聚力作用，假定結(jié)構(gòu)面間抗剪強(qiáng)度由摩擦分量和剪脹分量組成，分別開展平直結(jié)構(gòu)面及齒狀結(jié)構(gòu)面剪切試驗(yàn)研究。

2.1 平直結(jié)構(gòu)面剪切試驗(yàn)過程分析

針對(duì)平直無填充花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面(剪脹角為0°)試樣開展了軸壓為0.5 MPa、1.0 MPa及1.5 MPa的直剪試驗(yàn)，試驗(yàn)采用應(yīng)變控制式，剪切速率為5 mm/min，剪切距離為40 mm，剪切試驗(yàn)過程中對(duì)切向應(yīng)力、位移及法向應(yīng)力、位移數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測，數(shù)據(jù)采樣頻率為3.9 Hz。

2.1.1 剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系分析

選擇平直結(jié)構(gòu)面試樣分選設(shè)置0.5 MPa、1.0 MPa和1.5 MPa三種不同軸壓條件，分別開展大型直剪試驗(yàn)，得到其剪應(yīng)力及剪切位移之間的關(guān)系曲線，如圖2所示。

圖2 平直結(jié)構(gòu)面剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線

從圖2可以看出，試樣剪切開始后隨著剪切位移的增加，結(jié)構(gòu)面剪切應(yīng)力不斷增加。剪切應(yīng)力峰值隨軸壓的增加不斷增大，但在0.5 MPa及1.0 MPa軸壓條件下，剪應(yīng)力達(dá)到峰值后隨即趨于恒定，且峰值應(yīng)力與殘余應(yīng)力區(qū)分度不顯著，而在1.5 MPa軸壓條件下，花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面存在咬合剪斷的情況，剪應(yīng)力曲線達(dá)到峰值后回落至殘余強(qiáng)度，3種工況應(yīng)變變形曲線差別明顯。

2.1.2 剪脹特性分析

為研究平直結(jié)構(gòu)面的剪脹特性，針對(duì)平直結(jié)構(gòu)面分別選擇不同的軸壓條件開展直剪試驗(yàn)，可得到不同工況下其法向位移與剪切位置之間的關(guān)系曲線，如圖3所示。

圖3 平直結(jié)構(gòu)面法向位移與剪切位移關(guān)系曲線

從圖3可以看出，整個(gè)剪切過程中，剪切試樣表現(xiàn)出顯著的剪脹特性。隨著法向壓力的增加，法向剪脹效果越來越明顯，剪脹速率與最大剪脹量隨著軸壓的增加而不斷增大，剪縮時(shí)間不斷推后，不過3種軸壓條件下剪縮速率大致相同，均為0.021 mm/min。

2.1.3 平直結(jié)構(gòu)面峰值抗剪強(qiáng)度分析

1)考慮結(jié)構(gòu)面間粘聚力作用

當(dāng)考慮結(jié)構(gòu)面間粘聚力作用時(shí)，選擇3種軸壓條件所對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度進(jìn)行平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度分析，如圖4所示。

圖4 平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度分析

通過對(duì)平直結(jié)構(gòu)面分別開展0.5 MPa、1.0 MPa、1.5 MPa軸壓條件的直剪試驗(yàn)，獲得峰值剪切應(yīng)力，對(duì)其進(jìn)行回歸分析，采用最小二乘法進(jìn)行線性擬合，如圖4所示，可得到平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度表達(dá)式：

τs=0.006 67+σ0.86

(2)

式中：τs為平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度，MPa；σ為結(jié)構(gòu)面法向壓力，MPa。由該擬合曲線斜率0.86可以得到平直結(jié)構(gòu)面宏觀摩擦角為40.7°，表觀粘聚力為0.006 67 MPa，試驗(yàn)中得到的表觀粘聚力認(rèn)為是巖體間的一種咬合作用，是一種隱形的摩擦力，表現(xiàn)為宏觀的粘聚力。

2)忽略結(jié)構(gòu)面間粘聚力作用

由于該線性回歸中得到的粘聚力數(shù)值較小，且無填充花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度分析時(shí)，可忽略裂隙巖體間粘聚作用，對(duì)試驗(yàn)中得到不同軸壓下的峰值剪應(yīng)力重新進(jìn)行回歸分析，同樣采用最小二乘法線性擬合，并設(shè)定截距為0，即忽略粘聚力作用，可得到平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度曲線，如圖5所示。

從圖5可得到忽略粘聚力作用條件下的平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度表達(dá)式為：

圖5 忽略粘聚力作用抗剪強(qiáng)度分析

(3)

表2 2種回歸分析條件得到的擬合參數(shù)

回歸分析的原則是在設(shè)定條件下使得離散數(shù)據(jù)與擬合曲線間殘差平方和最小，因此考慮粘聚力情況(僅設(shè)定擬合函數(shù))下擬合得到的殘差平方和要小于忽略粘聚力的情況(設(shè)定擬合函數(shù)和截距)下的，但是忽略粘聚力情況下的相關(guān)系數(shù)及決定系數(shù)較考慮粘聚力情況下的更接近于1，表明擬合曲線與離散數(shù)據(jù)間的相關(guān)程度更高，因此在忽略粘聚力條件下的擬合方程仍可對(duì)試驗(yàn)得到的峰值抗剪強(qiáng)度進(jìn)行擬合，可對(duì)平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度進(jìn)行較好的描述，因此無填充硬性平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度可以表示為：

(4)

3)JRC-JCS模型分析方法研究

根據(jù)Barton[12]提出的JRC-JCS模型對(duì)直剪試驗(yàn)結(jié)果再次進(jìn)行回歸分析，采用正交距離回歸方法進(jìn)行自定義函數(shù)擬合，結(jié)果如圖6所示。

圖6 JRC-JCS模型擬合結(jié)果

利用JRC-JCS模型可對(duì)該平直結(jié)構(gòu)面等效基本摩擦角、結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)進(jìn)行估算。由圖6所示擬合結(jié)果，結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度可用下式表達(dá)：

τJRS=σtan[39.8+0.145lg(2.35/σ)]

(5)

式中：τJRS為考慮結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)的抗剪強(qiáng)度。利用式(5)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合，得到?jīng)Q定系數(shù)為0.997 95，較為接近于1，因此該抗剪強(qiáng)度表達(dá)式與直剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)的相關(guān)程度較高，可用于描述平直結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度。從式(5)可看出，該平直結(jié)構(gòu)面基本摩擦角為39.8°，結(jié)構(gòu)面上下巖體粗糙度系數(shù)為0.145，粗糙程度較低。

2.2 齒狀結(jié)構(gòu)面剪切試驗(yàn)過程分析

針對(duì)齒狀結(jié)構(gòu)面起伏程度、軸壓對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響規(guī)律，分別選擇結(jié)構(gòu)面剪脹角為0°、15°、30°、45°齒狀結(jié)構(gòu)面開展直剪試驗(yàn)。試驗(yàn)剪切法向壓力分別設(shè)置為0.125 MPa、0.25 MPa、0.375 MPa、0.5 MPa，試驗(yàn)同樣采用應(yīng)變控制式，設(shè)置剪切速率為5 mm/min。加載方式為分步加載，先施加法向力達(dá)到預(yù)定值保持不變，然后以一定速率施加切向力至預(yù)定剪切位移。試驗(yàn)設(shè)置剪切距離為30 mm，剪切試驗(yàn)過程中對(duì)切向應(yīng)力、位移及法向應(yīng)力、位移數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測，數(shù)據(jù)采集頻率為3.9 Hz。

2.2.1 剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系分析

選擇爬坡角為30°的齒狀結(jié)構(gòu)面試樣進(jìn)行軸壓為0.125 MPa、0.25 MPa、0.375 MPa、0.5 MPa的直剪試驗(yàn)，結(jié)果如圖7所示。

從圖7可知，在0.125 MPa軸壓條件下，剪切試驗(yàn)初始階段剪應(yīng)力增速緩慢，破壞過程具有一定的滑動(dòng)破壞特征，強(qiáng)度峰值出現(xiàn)后隨著剪切位移的持續(xù)增加，結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度不斷降低；在0.25 MPa軸壓條件下，試樣剪切初始階段剪應(yīng)力增速加快明顯，剪切應(yīng)力達(dá)到峰值后，結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度快速降低，其破壞過程體現(xiàn)出明顯的峰值剪斷破壞；在0.375 MPa和0.5 MPa軸壓條件下，剪切試驗(yàn)一開始，結(jié)構(gòu)面咬合過程較短，隨即發(fā)揮較大的抗剪強(qiáng)度，剪切應(yīng)力達(dá)到峰值后結(jié)構(gòu)面剪切應(yīng)力急劇下降，表明試樣已剪切破壞。

圖7 30°爬坡角結(jié)構(gòu)面剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線

2.2.2 剪脹特性分析

為分析齒狀結(jié)構(gòu)面的剪脹特性，選擇30°爬坡角的結(jié)構(gòu)面分別開展0.125 MPa、0.25 MPa、0.375 MPa和0.5 MPa四種不同軸壓條件下的剪切試驗(yàn)，結(jié)果如圖8所示。

圖8 30°爬坡角結(jié)構(gòu)面剪脹特性分析

從圖8可見，在0.125 MPa軸壓條件下，剪切試驗(yàn)過程中爬坡效應(yīng)明顯；在0.25 MPa軸壓條件下，剪切試驗(yàn)過程中同樣出現(xiàn)爬坡效應(yīng)，但剪脹效應(yīng)相對(duì)減弱，法向位移明顯小于0.125 MPa條件下，且未出現(xiàn)持續(xù)的剪脹；在0.375 MPa軸壓條件下，剪脹效應(yīng)進(jìn)一步減弱，剪脹量峰值出現(xiàn)時(shí)間進(jìn)一步縮短，由于軸壓的增加，試樣剪切過程中法向位移速率明顯降低，剪脹量達(dá)到峰值后隨著剪切位移的進(jìn)一步發(fā)展，試驗(yàn)出現(xiàn)剪縮；在0.5 MPa軸壓條件下，試樣并未出現(xiàn)剪脹，隨著剪切過程的不斷發(fā)展，上下試樣不斷被壓縮至結(jié)合緊密，期間由于齒狀凸起的存在，法向位移隨著剪切過程的發(fā)展存在一定的起伏。

2.2.3 爬坡角對(duì)結(jié)構(gòu)面剪切過程的影響

選擇0.5 MPa軸壓條件，針對(duì)不同結(jié)構(gòu)面預(yù)設(shè)爬坡角0°、15°、30°、45°開展直接剪切試驗(yàn)，可得到不同爬坡角條件下的齒狀結(jié)構(gòu)面剪切過程，結(jié)果如圖9所示。

圖9 結(jié)構(gòu)面爬坡角對(duì)剪切過程的影響

由圖9可見，隨著結(jié)構(gòu)面初始爬坡角的不斷增加，結(jié)構(gòu)面峰值抗剪強(qiáng)度不斷增加，抗剪力峰值出現(xiàn)的時(shí)間也不斷提前。不同爬坡角也反映了結(jié)構(gòu)面粗糙程度，隨著結(jié)構(gòu)面粗糙程度的不斷增加，結(jié)構(gòu)面剪切剛度不斷增大，剪切初期的抗剪強(qiáng)度增速逐漸加快，盡管結(jié)構(gòu)面能夠提供的最大抗剪強(qiáng)度不斷增大，但特定單軸抗壓強(qiáng)度下，結(jié)構(gòu)面隨著粗糙程度的不斷增加，抗剪強(qiáng)度峰值出現(xiàn)時(shí)間越來越早，峰值后下降速度不斷加快，即一定的單軸抗壓條件下，粗糙程度增加后，材料剪切破壞體現(xiàn)出較為明顯的脆性特征。

2.2.4 粗糙結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度分析

1)基于JRC-JCS模型的峰值抗剪強(qiáng)度分析

利用Barton[12]提出的JRC-JCS模型對(duì)齒狀粗糙結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖10所示。

圖10 JRC-JCS模型峰值抗剪強(qiáng)度分析

由圖10可見，當(dāng)結(jié)構(gòu)面爬坡角為15°、45°時(shí)，試驗(yàn)得到的結(jié)果與計(jì)算結(jié)果較為接近，試驗(yàn)測得峰值抗剪強(qiáng)度略大于計(jì)算值，而當(dāng)結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)為0.15時(shí)，即平直結(jié)構(gòu)面在0.5 MPa軸壓條件下能夠發(fā)揮的峰值抗剪強(qiáng)度略大于計(jì)算結(jié)果，而30°爬坡角的結(jié)構(gòu)面實(shí)測峰值抗剪強(qiáng)度與計(jì)算結(jié)果差別較大，實(shí)測值小于計(jì)算值0.049 MPa。

2)彈性段剪切剛度分析

通過對(duì)粗糙結(jié)構(gòu)面分別開展0°、15°、30°、45°爬坡角條件下的直剪試驗(yàn)，可獲得齒狀結(jié)構(gòu)面彈性剪切變形階段的剪切剛度，大致與結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)成正相關(guān)線性關(guān)系，通過對(duì)其進(jìn)行回歸分析，獲得結(jié)構(gòu)面粗糙程度對(duì)剪切剛度的影響規(guī)律，如圖11所示。

圖11 結(jié)構(gòu)面粗糙程度對(duì)剪切剛度的影響

由圖11可得粗糙結(jié)構(gòu)面剪切剛度與結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)之間大致滿足如下關(guān)系式：

k=0.013JRC+0.042 97

(6)

式中：k為結(jié)構(gòu)面剪切剛度，MPa/mm。由圖11可知，決定系數(shù)為0.95，殘差平方和為0.001 35，較接近于0，可認(rèn)為式(6)與試驗(yàn)結(jié)果相關(guān)程度較高，在一定程度上能反映結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)與彈性段剪切剛度之間的關(guān)系。

3 結(jié)論

通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)不同粗糙程度的花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面進(jìn)行了抗剪強(qiáng)度分析，通過分析試驗(yàn)結(jié)果，得到如下結(jié)論：

1)巖體結(jié)構(gòu)面抗剪力峰值隨著法向壓力的增加而增大，結(jié)構(gòu)面剪切剛度隨著法向壓力的增加而增大。

2)巖體結(jié)構(gòu)面剪切過程中存在抗剪力峰值，在低法向壓力作用下，巖體結(jié)構(gòu)面抗剪力達(dá)到峰值后，隨著剪切位移的增加，結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度無明顯回落；而在高法向壓力作用下，巖體結(jié)構(gòu)面抗剪力達(dá)到峰值后，隨著剪切位移的增加，巖體結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度存在較為明顯回落現(xiàn)象。

3)巖體結(jié)構(gòu)面在剪切過程中，剪脹分量的發(fā)展情況與結(jié)構(gòu)面一階凸起的抗剪力息息相關(guān)，而摩擦分量則隨著剪切位移的變化與花崗巖硬性結(jié)構(gòu)面二階凸起的抗剪力的發(fā)揮過程關(guān)系密切。