王志文 趙海軍 馬鳳山 劉 港 郭 捷

( ①中國科學院地質(zhì)與地球物理研究所，中國科學院頁巖氣與地質(zhì)工程重點實驗室 北京 100029)

( ②中國科學院地球科學研究院 北京 100029)

( ③中國科學院大學 北京 100049)

0 引 言

巖體是一類由結(jié)構(gòu)面和其切割包圍的巖塊所共同組成的復雜地質(zhì)體，人類的工程建設往往以其為基礎，或位于其中。巖體在臨界應力狀態(tài)下有3 種脆性破壞模式:拉張破壞、拉剪復合破壞和壓剪復合破壞( Ramsey et al.，2004; Ferrill et al.，2012) 。深地下洞室和高陡邊坡開挖等工程活動，破壞了巖體的原有平衡狀態(tài)，開挖面附近的巖體受應力重分布作用影響，向臨空面方向發(fā)生差異卸荷回彈變形( Wu et al.，2009; 伍法權(quán)等，2009; Huang et al.，2014) ，從而在地下洞室的周壁和邊坡的頂部誘生拉應力。卸荷擾動區(qū)的巖體，受結(jié)構(gòu)面和拉應力共同影響作用，其變形和破壞具有拉張和拉剪復合特征( Goodman， 1980; Aimone-Martin et al.，1997;Huang，2001) 。巖體在拉剪應力條件下，相比于壓剪狀態(tài)更容易發(fā)生變形破壞。拉剪復合破壞是巖體破壞中最危險的一種情況( 陳星，2010) 。因此，對于巖體在拉剪狀態(tài)下的力學響應進行研究，可以為巖體穩(wěn)定性評價，提高工程設計水準等提供有益的幫助。

然而，以往的研究集中于巖石或巖體的拉張破壞和壓剪復合破壞，對巖體在拉剪應力狀態(tài)下的變形破壞行為涉及較少。像最常用的破壞準則，Mohr-Coulomb 準則和Hoek-Brown 準則都是基于壓剪試驗數(shù)據(jù)建立，并拓展到拉應力區(qū)( Hoek et al.，1980;Labuz et al.，2012) 。但是簡單的采用基于壓剪試驗的直線型強度準則向拉應力區(qū)延伸的方法不適于直接描述巖體的拉剪強度( 周火明等，2005) 。國內(nèi)外的學者就拉剪應力下巖體的力學響應特征和破裂模式進行了研究和討論，并取得了有益的成果。柳賦錚采用改進型的RYJ-15 型剪切流變儀，通過增設壓－拉轉(zhuǎn)換裝置對剪切面施加拉應力，獲得閃云斜長花崗巖弱風化帶巖石在壓剪和拉剪應力狀態(tài)下的完整強度包絡線，并得出雙曲線型包絡線比較符合巖體在拉剪和壓剪下的強度性質(zhì)( 柳賦錚，1996) 。何滿朝等( 2004) 研制了一套可以進行巖石拉剪試驗的真三軸儀。李建林( 2002) 在單軸試件中設置非對稱式切口，通過在軸向施加拉力，在切口中間的巖橋部位形成拉剪面的方式開展拉剪實驗，得出拋物線型拉剪破壞準則。朱子龍等( 1998) 采用同樣的方式對巖石的拉剪流變特性進行了研究，得出拉剪應力條件下，巖石的流變比單軸條件下要小，破壞的時間略有提前。李守定等( 2014) 采用自研的DSC-800 巖石拉伸剪切試驗儀進行了花崗閃長巖和砂巖的拉伸剪切試驗，并采用三維激光掃描儀，掃描電鏡等配套設施結(jié)合PFC2D數(shù)值模擬試驗研究了巖石拉剪破裂面特征、拉剪－壓剪全區(qū)破裂準則和剪切速率對巖石拉剪破裂強度的影響。周火明等( 2005) 針對三峽船閘邊坡巖體進行50 cm×50 cm尺寸的現(xiàn)場巖體拉剪試驗，得出三峽花崗巖巖體適合采用Mohr 強度準則的二次拋物線型描述其拉剪強度。黃達( 2019) 通過研發(fā)的拉伸－雙面剪切試驗裝置開展砂巖的拉剪試驗，得出拉剪條件下，砂巖的強度特征適于用Hoek-Brown 準則描述。受技術手段和伺服拉剪儀高昂的價格所限，在拉應力條件下，進行巖石直剪實驗較少。部分學者采用中心含裂紋的巴西圓盤試驗和對中部邊緣預設裂紋的矩形梁或半圓盤進行三點彎試驗等混合斷裂韌度測試的方法對巖石的拉剪破壞進行研究( Al-Shayea，2002; Ren et al.，2016) 。

目前，已經(jīng)開展了很多針對完整巖石的拉剪試驗，成果大多集中于建立適于壓剪－拉剪的強度準則，但由于采用的巖石試件巖性差異較大，尚未得到具有普適性的強度準則。相對于完整巖石，節(jié)理巖體在拉剪的條件下更容易發(fā)生破壞，拉剪力學特性和破壞模式尚不明了，需要對其進行深入研究。由于節(jié)理巖體內(nèi)部復雜，制樣困難，試驗的可重復性和過程的可視化較難，關于節(jié)理巖體的拉剪試驗鮮有報道。采用合適的數(shù)值模擬手段可以克服上述難題，深入研究節(jié)理巖體拉剪復合破壞的力學響應。

基于以上，本文設計了考慮天然巖體非均質(zhì)性的數(shù)值模型，使用離散元軟件PFC2D對共面斷續(xù)節(jié)理巖體開展拉伸荷載下的直剪試驗，并討論了非均質(zhì)性、均質(zhì)度、法向拉應力大小和節(jié)理連通率影響下的拉剪力學特性和破壞模式，為理解節(jié)理巖體的拉剪破壞過程提供有益的幫助。

1 拉剪試驗的數(shù)值模型

1.1 數(shù)值模擬方法

在這項研究中，采用Itasca 公司旗下的顆粒離散元法軟件PFC2D進行二維平面應力條件下的拉剪模擬試驗。PFC2D將巖石材料簡化成為具有單位厚度的圓盤單元。圓盤之間通過黏結(jié)聯(lián)結(jié)，這有助于研究巖石這種類顆粒集合體的裂紋擴展，聚合等微觀力學行為。PFC 中沒有用于表征材料力學性能的宏觀參數(shù)。因此，需要建立室內(nèi)試驗獲得的宏觀力學參數(shù)和PFC2D中使用的細觀力學參數(shù)之間的關系，即參數(shù)標定。PFC2D中有兩種常用的黏結(jié)模型:接觸黏結(jié)模型( CBM) 和平行黏結(jié)模型( PBM)( Potyondy et al.，2004; Potyondy，2014) 。與只能傳遞力的接觸黏結(jié)模型相比，可以傳遞力與力矩的平行黏結(jié)模型更適合模擬巖石材料。因此，本次研究采用平行黏結(jié)模型。

1.2 巖石非均質(zhì)性表征

巖體是一種典型的非均質(zhì)材料，巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)和微單元強度有一定的差異。在外載荷作用下，巖體內(nèi)部強度相對較低的單元首先發(fā)生破裂，致使微裂隙萌生、擴展、相互作用，會對巖體的宏觀力學性質(zhì)和破壞模式造成影響( 尚俊龍等，2013) 。根據(jù)前人的經(jīng)驗( 陳竑然等，2017; 馬高強，2018) ，本文中，通過假設巖體微單元的力學性質(zhì)服從Weibull分布來表征巖體的非均質(zhì)性:

式( 1) 是雙參數(shù)Weibull 分布概率密度函數(shù)。式中，x為微元體物理力學參數(shù)值，本文以顆粒間的平行黏結(jié)彈性模量、法向黏結(jié)強度、切向黏結(jié)強度為代表來表征巖體的非均質(zhì)性; m 為均質(zhì)度，反應了微元體物理力學參數(shù)分布的均勻程度; x0為微元體物理力學參數(shù)的均值。

1.3 模型建立與試驗方案

為了研究非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體在拉剪應力條件下的力學性質(zhì)，建立如圖1 所示的試樣模型。

圖1 共面斷續(xù)節(jié)理巖體模型圖Fig. 1 Coplanar discontinuous jointed rock mass model

顆粒流模型尺寸為100 mm×100 mm，在模型中間兩端分別設置初始長度為20 mm 的平直節(jié)理，節(jié)理采用smooth_joint 模型進行表征。顆粒半徑服從平均分布，Rmin取0.4 mm，Rmax/Rmin取1.4?？紫堵蕿?.10，總顆粒數(shù)為12 332 個。模型其余的細觀參數(shù)見表1、表2( 劉帥奇等，2018; 許強等，2018) 。在模型兩側(cè)分別設置墻體1、2、3、4，上下設置clump_5和clump_6。試驗過程中，首先通過與模型試樣顆粒黏結(jié)的clump_5 和clump_6 施加法向拉力，給上側(cè)邊界墻體和clump 施加向右的速度，同時給下側(cè)的邊界墻體和clump 施加向左的速度，即可模擬雙向拉剪試驗。法向力與切向力均通過位移控制加載方式施加，加載速率選取為 0.01 mm/( 106istep) ( Zhang et al.，2013) 。在PFC 中，這個速度足夠模擬準靜態(tài)加載。采用FISH 語言編寫程序監(jiān)測試驗過程中的試樣完整的剪應力－水平位移曲線以及相應的裂紋擴展狀況。

表1 顆粒細觀參數(shù)Table 1 Particle mesoscopic parameters

表2 節(jié)理細觀參數(shù)Table 2 Joint mesoscopic parameters

結(jié)合以往進行拉剪試驗的經(jīng)驗( 柳賦錚，1996;朱子龍等，1998; 周火明等，2005; 黃達，2019) ，法向拉應力設置為在0 ～4 MPa 之間變化。研究非均質(zhì)性對巖體拉剪破壞影響時，法向拉應力為2 MPa，均質(zhì)度m 取1、3、5、7、10、15、20、30、50; 研究法向拉力大小對巖體拉剪破壞影響時，均質(zhì)度m 取7; 研究節(jié)理連通率對巖體拉剪破壞影響時，法向拉應力為2 MPa，均質(zhì)度m 取7，節(jié)理連通率k 取40%、45%、50%、55%、60%。

假設平行黏結(jié)彈性模量、法向黏結(jié)強度、切向黏結(jié)強度均服從雙參數(shù)Weibull 分布，均值見表1，均質(zhì)度m 分別為1、3、5、7、10。將生成的力學參數(shù)數(shù)據(jù)導出，繪成頻數(shù)分布圖。圖2 所示，顆粒間黏結(jié)力學參數(shù)的分布規(guī)律和預設一致。

2 非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學特性

設置以下試驗來研究非均質(zhì)性對節(jié)理巖體拉剪強度和破壞模式的影響: 在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、法向拉應力為2 MPa、節(jié)理連通率為40%的條件下分別進行了不考慮非均質(zhì)性完整巖體( 圖3a) 、考慮非均質(zhì)性完整巖體( 圖3b) 以及考慮非均質(zhì)性且均質(zhì)度取為5 的節(jié)理巖體( 圖3c) 的拉剪試驗。

拉剪試驗結(jié)果表明均質(zhì)完整巖石、均質(zhì)節(jié)理巖體、非均質(zhì)節(jié)理巖體的峰值剪切強度分別為17.83 MPa、10.17 MPa、9.94 MPa; 峰值水平位移分別為0.056 mm、0.041 mm、0.043 mm。節(jié)理與非均質(zhì)性的存在均顯著降低了巖體的剪切強度和剪切剛度，減弱了巖體抵抗拉剪破壞的能力。

圖2 服從Weibull 分布的黏結(jié)力學參數(shù)分布圖Fig. 2 Distribution of bond mechanics parameters obeying Weibull distribution

圖3 巖體拉剪試驗平行黏結(jié)彈性模量分布圖Fig. 3 Parallel bond elastic modulus distribution diagram of rock mass shearing test

圖4 巖體剪切應力－水平位移曲線Fig. 4 Rock mass shear stress-horizontal displacement curve

比較圖4 中均質(zhì)節(jié)理巖體和非均質(zhì)節(jié)理巖體的剪應力－水平位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體剪切變形曲線適于用變剛度變形曲線描述，剪應力－水平位移曲線主要可以分為3 個階段:線性變形階段、過渡段、峰值與峰后階段。而均質(zhì)的節(jié)理巖體剪切曲線適于用常剛度變形曲線描述，剪應力－水平位移曲線主要可以分為兩個階段: 線性變形階段、峰值及峰后階段。在剪切的初始階段非均質(zhì)節(jié)理巖體的剪切剛度略高于均質(zhì)節(jié)理巖體，且在微裂紋出現(xiàn)后逐漸降低。這可能是由于非均質(zhì)節(jié)理巖體試樣中力學參數(shù)較高的黏結(jié)偏多，并且在剪切荷載較低尚未使弱黏結(jié)力學參數(shù)的粒間黏結(jié)破裂時起控制作用。隨著剪切荷載增加，裂縫的擴展可能受弱黏結(jié)所代表的微缺陷的遷就作用影響，繞過了力學性質(zhì)強的黏結(jié)而擴展，從而對巖體的宏觀力學性質(zhì)起顯著的影響，降低了巖體的剪切剛度。和均質(zhì)節(jié)理巖體出現(xiàn)明顯的峰后應力降相比，非均質(zhì)節(jié)理巖體的峰后曲線相對平緩，表現(xiàn)出一定的塑性。

比較圖4 中的裂紋數(shù)目－水平位移曲線可以看出，在同等荷載邊界條件下非均質(zhì)節(jié)理巖體相對于均質(zhì)節(jié)理巖體，裂紋萌生的時間提前; 啟裂所需剪切應力顯著降低，水平位移增加; 微裂紋的數(shù)目顯著增加，微裂紋的增長速率達到峰值所需時間減少了。非均質(zhì)節(jié)理巖體裂紋發(fā)展速度最快的階段在即將到達峰值剪切強度時; 均質(zhì)節(jié)理巖體裂紋發(fā)展速度最快的階段是在達到峰值剪切強度之后。

圖5 巖體拉剪破壞模式圖Fig. 5 Failure mode of rock-mass under tension-shear condition

圖5 中均質(zhì)完整巖體最終沿預定剪切面附近形成貫通節(jié)理面破壞。均質(zhì)節(jié)理巖體受到節(jié)理的誘導，在節(jié)理端部萌生翼型裂紋; 在法向拉應力的影響下，裂紋逐漸轉(zhuǎn)為沿與拉應力垂直的方向擴展、貫通破壞，并最終形成剪切核。非均質(zhì)節(jié)理巖體在節(jié)理端部萌生一段翼型裂紋，但最終仍沿預定剪切面附近貫通破壞，詳細的描述將在3.1 節(jié)介紹。由此可以看出非均質(zhì)性對節(jié)理巖體的拉剪力學特性有顯著的影響。

3 共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪試驗結(jié)果與分析

3.1 均質(zhì)度對共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學特性的影響

為研究均質(zhì)度m 對非均質(zhì)斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪力學性質(zhì)演化和破壞模式的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、法向拉應力為2 MPa、節(jié)理連通率為40%的條件下，針對均質(zhì)度m =1、3、5、7、10的試樣開展拉剪試驗，試驗結(jié)果見圖6～圖9。

圖6 不同均質(zhì)度下巖體剪切應力－水平位移關系及剪切強度變化Fig. 6 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength change of rock mass under different homogeneity

從圖6a 可以看出，當均質(zhì)度m 在1 ～10 范圍內(nèi)變動時，節(jié)理巖體的峰值剪切強度隨著均質(zhì)度的增加而顯著提高; 在進入非線性剪切階段后，剪切剛度略有增加; 在峰后階段，殘余強度提高; 節(jié)理巖體的宏觀力學性質(zhì)變強。為了觀察節(jié)理巖體的宏觀力學性質(zhì)是否會隨均質(zhì)度m 一直增加，在上述試驗的基礎上，增設m =15、20、30、50 4 組試驗。從圖6b 可以看出，隨著均質(zhì)度的提高，節(jié)理巖體的峰值剪切強度τc提高程度逐漸減弱，趨于穩(wěn)定。m 在1～20 的范圍內(nèi)變動時，對節(jié)理巖體峰值剪切強度的影響較大，試驗的結(jié)果與尚俊龍等一致。

圖7 不同均質(zhì)度下裂紋發(fā)育數(shù)目－水平位移曲線Fig. 7 Number of crack development-horizontal displacement curves at different homogeneity

圖8 不同均質(zhì)度下節(jié)理巖體拉剪損傷演化過程Fig. 8 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear stress with different homogeneity indexes峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞.藍色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

從圖7 可以看出，均質(zhì)度在3 ～10 范圍內(nèi)變動時，隨著均質(zhì)度的提高，啟裂所需水平位移增加，裂紋的總數(shù)目減少。這是因為，隨著均質(zhì)度提高，試樣內(nèi)部弱力學性質(zhì)的黏結(jié)減少，在相同荷載條件下，發(fā)生破裂的黏結(jié)數(shù)目減少。

圖9 不同法向拉應力下巖體剪切應力－水平位移關系及剪切強度變化Fig. 9 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength changeof rock mass under different normal tensile stress

圖8 中以微裂紋代表巖體的損傷，反應了不同均質(zhì)度節(jié)理巖體在荷載作用下的損傷演化進程，從中可以看出均質(zhì)度對節(jié)理巖體的拉剪破壞模式有顯著的影響。圖8a、圖8b 表明: 在均質(zhì)度較低時，隨著荷載的增加，首先在巖體各個部位產(chǎn)生廣泛分布的微裂紋，巖體出現(xiàn)一定程度的損傷; 之后微裂紋在巖橋附近集中、貫通，最終使巖橋發(fā)生破壞; 破裂面破碎程度較高，巖體整體較為破碎，損傷程度較高。在均質(zhì)度相對較高時，見圖8c ～圖8e，在加載的初期，首先在節(jié)理的端部萌生翼型裂紋、隨后在巖橋的中部集中出現(xiàn)微裂紋，并向兩側(cè)節(jié)理端部擴展，貫通破壞; 破裂面的破碎程度有所降低，有明顯的條帶狀分布規(guī)律，巖體整體損傷程度相對降低，且損傷集中于破裂面附近。

3.2 法向拉應力對共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學特性的影響

為研究法向拉應力的大小對非均質(zhì)共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪力學性質(zhì)演化和破壞模式的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、均質(zhì)度m 為7、節(jié)理連通率為40%的條件下，針對法向拉應力大小為0～4 MPa 的試樣開展拉剪試驗，試驗結(jié)果見圖9 ～圖11。從圖9a 中，可以看出隨著法向拉應力的增加，節(jié)理巖體的峰值剪切強度顯著降低，剪切剛度變化不明顯。在低法向拉應力水平下，節(jié)理巖體峰后階段應力降隨法向拉應力增加，節(jié)理巖體的脆性增加，塑性降低。而在高法向拉應力水平下，節(jié)理巖體在達到峰值剪切強度后迅速破壞，幾乎無峰后階段。

此外，從圖9b 中，可以看出共面斷續(xù)雙節(jié)理巖體的峰值剪切強度與法向拉應力呈非線性負相關的關系，與黃達、李守定等人的研究結(jié)果相一致。

從圖10a 中可以看出，法向應力在0～4 MPa 范圍內(nèi)變動時。隨著法向拉應力的增加，啟裂所需水平位移降低，裂紋的總數(shù)目呈減少趨勢。這是因為，在相同的剪切加載條件下，隨著法向拉應力的增加，巖樣內(nèi)部顆粒間的法向接觸力增大，在加載過程中，更容易發(fā)生應力集中從而導致微破裂更容易集中萌生、貫通致使巖體較快的破裂，裂紋的總數(shù)目呈減少趨勢。

節(jié)理巖體在不同法向拉應力條件下的損傷演化如圖11 所示。結(jié)合圖10b，由圖11a、圖11b 可知，當法向拉應力較小時( 0 和1 MPa) ，在巖橋附近既出現(xiàn)拉張裂紋，也萌生剪切裂紋; 隨著法向拉應力的增加，剪切面附近的拉張裂紋占比增多，節(jié)理巖體的微觀破裂形式從拉剪混合型破壞轉(zhuǎn)化為張拉型破壞; 同時破裂面的粗糙程度增加，和Cen et al.( 2017) 的研究結(jié)果一致?，F(xiàn)場觀測( Rodriguez et al.，2005) 和室內(nèi)試驗( Engelder，1999) 表明，在巖體受力變形破裂的過程中會形成，沿最大與最小主壓應力傾斜方向的剪切裂紋和垂直于最小主應力方向的張拉性雁列裂紋共同組合發(fā)展的階梯型破裂面。在本次研究中可以發(fā)現(xiàn)這種階梯型破裂面，如圖12所示。并且隨著法向拉應力的增加，沿著破裂面的張拉部分長度增加。節(jié)理巖體在拉剪條件下，破裂面主要呈階梯狀。

圖10 不同法向拉應力下裂紋數(shù)目分布圖Fig. 10 Distribution of crack numbers under different normal tensile stress

圖11 不同法向拉力下節(jié)理巖體拉剪損傷演化圖Fig. 11 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear condition with different normal tensile stress峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞藍色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

3.3 節(jié)理連通率對共面斷續(xù)節(jié)理巖體拉剪破壞力學特性的影響

圖12 節(jié)理巖體階梯狀破裂面Fig. 12 Stepped fracture surface of jointed rock mass

為研究節(jié)理連通率對巖體拉剪力學特性的影響，在剪切速率為0.01 mm/( 106istep) 、均質(zhì)度m 為7 的、法向拉應力大小為2 MPa 的邊界條件下，針對節(jié)理連通率為40%～60%的試樣開展拉剪試驗，將試驗結(jié)果繪成圖13 ～圖15。圖13a 中為不同節(jié)理連通率影響下節(jié)理巖體的剪切應力與水平位移關系。從圖13a 中可以看出，隨著節(jié)理連通率的提高，巖體的峰值剪切強度明顯呈降低的態(tài)勢; 在高連通率時( 如55%、60%) ，巖體的剪切強度不再有明顯的峰值點。將不同節(jié)理連通率下的巖體峰值剪切強度提取出來，如圖13b 所示。從圖13b 中可以看出，隨著節(jié)理連通率的增加，巖體的峰值剪切強度與其呈非線性負相關的趨勢。圖14a 反應，隨節(jié)理連通率的提高，巖體中因損傷而成生的微裂紋數(shù)目總體上呈減少的趨勢，降低幅度逐漸減緩直至穩(wěn)定。這可能是由損傷集中區(qū)——巖橋的長度縮短所致。

圖13 不同節(jié)理連通率下巖體剪切應力－水平位移關系及剪切強度變化Fig. 13 Shear stress-horizontal displacement relationship and shear strength change of rock mass under different joint connectivity rates

圖14 不同節(jié)理連通率下裂紋數(shù)目分布圖Fig. 14 Distribution of crack number under different joint connectivity rates

將不同連通率的節(jié)理巖體拉剪損傷－破裂演化過程繪制成圖15，如圖15 所示，連通率的改變對節(jié)理巖體的破壞模式有一定的影響。在連通率較低時( 如40%、45%) ，隨著剪切荷載的增加，微裂隙首先從節(jié)理端部萌生，并逐漸轉(zhuǎn)向成與法向拉應力近乎垂直，向巖橋中部擴展一定的距離; 隨后在巖橋的中部出現(xiàn)微裂隙，并向節(jié)理端部擴展、貫通形成破裂面，巖體沿單一的破裂面剪切破壞。而在連通率較高時( 如55%、60%) ，隨著加載的進行，首先在節(jié)理的端部萌生翼型裂紋，隨后裂紋沿與法向應力垂直的方向擴展，并最終和節(jié)理面聚合貫通，在巖橋中部形成較大的剪切核，巖體沿剪切核頂?shù)變蓷l破裂面剪切破壞。結(jié)合圖14b、圖15 可以看出，隨著連通率的提升，拉張裂紋占比增加，巖體由拉剪混合破壞向拉張型破壞轉(zhuǎn)化。

4 結(jié) 論

圖15 不同連通率下節(jié)理巖體拉剪損傷演化過程Fig. 15 Damage evolution process of jointed rock mass under tension-shear condition with different joint connectivity rates峰前0.5τc; 峰前0.7τc; τc; 峰后貫通破壞藍色代表拉裂紋; 紅色代表剪裂紋

( 1) 考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體的拉剪宏觀力學性質(zhì)和不考慮非均質(zhì)性的節(jié)理巖體有明顯的差別，其剪切應力－水平位移曲線可以分為線性變形階段、非線性變形階段、峰值及峰后階段，剪切強度略有降低，峰后的曲線表現(xiàn)出一定的塑性。

(2) 均質(zhì)度顯著影響節(jié)理巖體剪切強度和微破裂分布。隨著均質(zhì)度的提高，節(jié)理巖體的剪切強度逐漸升高且提升幅度逐漸減弱，趨于穩(wěn)定。均質(zhì)度較低時，巖體中微裂紋呈彌散型分布，巖體整體損傷程度較高，當均質(zhì)度較高時，巖體中微裂紋在破裂面附近集中分布，破裂面的破碎程度有所降低。

(3) 節(jié)理巖體峰值剪切強度和法向拉應力的大小呈非線性負相關關系。隨法向拉應力的增加，破裂面附近張拉型裂紋占比增加，節(jié)理巖體由拉剪混合型破壞轉(zhuǎn)化為張拉型破壞，破裂面的粗糙程度有不同程度的增加，并主要呈階梯狀。

(4) 節(jié)理連通率對巖體的剪切強度和破裂面的幾何分布均有顯著的影響，當節(jié)理連通率在40%～60%之間變動時，巖體的剪切強度隨節(jié)理連通率的增加而顯著降低。在低節(jié)理連通率時，巖體沿單一破裂面剪切破壞; 在高節(jié)理連通率時，隨加載進程，裂紋從兩側(cè)節(jié)理端部萌生，相向擴展并最終與兩側(cè)節(jié)理聚合貫通，形成剪切核，巖體沿剪切核頂?shù)椎膬蓷l破裂面破壞。