Shear strength parameters of jointed rock mass based on single test sample method
-
摘要: 试样之间的差异不仅影响节理岩体直剪试验结果的离散性,更重要的是影响节理岩体“多试件法”抗剪强度参数分析结果的合理性,为此,采用劈裂法制备了单节理砂岩试样,进行了节理面形貌扫描分析和直剪试验。研究结果表明:①由于制样条件限制,试样之间的差异不可避免,试样的非均匀性导致了试验结果的离散,使得试样使用顺序直接影响试验结果的分布规律;②基于Barton建立的节理面抗剪强度经验公式,提出了通过单个试样节理面形貌特征扫描分析或者单次直剪试验确定该试样节理面JRC值和抗剪强度参数的“单试件法”,为定量分析同组各试样之间抗剪强度参数差异提供了较好的思路;③提出了基于“单试件法”的节理岩体抗剪强度参数综合分析方法,将同组各试样在不同法向应力下的抗剪强度试验值和计算值一起进行拟合分析,使得每个试样在不同法向应力下的剪切力学特性都有体现,可以更加真实地反映该组试样节理面的剪切力学特性分布规律,而且可以消除试样使用顺序对试验结果的影响。Abstract: The difference between the samples affects the discreteness of the direct shear test results and more importantly the rationality of the analysis results of the shear strength parameters of the multiple test sample method of jointed rock mass. For this reason, the single-joint sandstone samples are prepared by using the splitting method, and the joint surface morphology scanning analysis and direct shear tests are carried out. The results indicate that: (1) Due to the limitation of the sample preparation conditions, the difference between the samples is unavoidable. The non-uniformity of the samples leads to the discreteness of the test results, so that the order of use of the samples directly affects the distribution of the test results. (2) Based on the empirical formula for the shear strength of joint surfaces established by Barton, a single test sample method is proposed to determine the JRC and shear strength parameters of the joint surface of the samples through the scanning analysis of topography of single sample joint surface or single direct shear test, so as to provide a better idea for quantitative analysis of the difference in shear strength parameters between the same sample. (3) A comprehensive analysis method for the shear strength of jointed rock mass based on the single sample method is proposed. The shear strength test values and calculated values of the same set of samples under different normal stresses are fitted together, so that the shear mechanical properties of the samples under different normal stresses are reflected. It can more accurately reflect the distribution of shear mechanical properties of the joint surface of the samples, and can eliminate the influences of the order of use of the samples on the test results.
-
Keywords:
- jointed rock mass /
- joint surface /
- topography /
- difference /
- test sequence /
- fractal dimension /
- single test sample method
-
0. 引言
深水海洋平台中吸力式沉箱基础主要承受上拔荷载。然而软黏土在完全排水条件下,沉箱抗拔承载力仅靠沉箱内外摩擦力以及沉箱自重组成,沉箱基础抗拔承载力较低。目前对于如何提高吸力式沉箱基础抗拔承载力尚无报报道。文中将重力式基础、吸力式沉箱基础以及水泥土相结合,从改变沉箱界面剪切特性与沉箱顶部附加荷载入手,提出一种重力式劲性复合吸力式沉箱基础,可大大提高吸力式沉箱基础抗拔承载力。因此,探明其抗拔承载机理以及其界面剪切特性具有重要的理论意义与工程应用价值。
为了能够准确地把握吸力式沉箱基础抗拔承载特性,已有不少相关研究成果[1-4],为吸力式沉箱基础抗拔承载特性研究提供了宝贵的经验。Byrne等[5]、Mana等[6]、Iskander等[7]、朱斌等[8]与Luke[9]研究了上拔速率、长径比、等因素对吸力式沉箱基础抗拔承载力的影响。Chen等[10]在正常固结黏土中进行了一系列吸力式沉箱基础离心机试验,试验结果表明,在长期持续荷载作用,吸力式沉箱基础的极限承载力是单调上拔荷载作用下所得极限承载力的72%~85%。Rao等[11]、Singh等[12]和Deng等[13]通过抗拔试验,研究了在不同加载速率以及不同长径比下的吸力式沉箱基础模型试验,并分析了沉箱抗拔承载力的组成,并提出了3种破坏模式下吸力式沉箱基础竖向抗拔承载力计算公式。矫滨田等[14]和施晓春等[15]对不同长径比、不同加载速率条件下的沉箱基础进行了室内模型抗拔承载力试验,考虑了负压对抗拔承载力的影响。同时Zhai等[16]、Du等[17]、Guo等[18]通过1g模型试验,得出快速加载条件下吸力式沉箱基础抗拔承载力明显高于慢速加载沉箱基础抗拔承载力,同时沉箱内负压与沉箱底负压随着加载速度的增加而提高。朱文波等[19]与王志云[20]采用上限解法对吸力式沉箱基础抗拔承载力进行了理论分析。Acosta-Martinez等[21]、Mana等[22]、Lehane等[23-24]、Chen等[25]通过离心机试验,研究在上拔荷载作用下,吸力式沉箱底部被动吸力对吸力式沉箱基础抗拔承载力的贡献,并提出沉箱底部吸力可以作为沉箱基础抗拔承载力的一部分。通过上述研究可以发现吸力式沉箱基础抗拔承载可由沉箱与土塞自重、沉箱外摩擦力与沉箱底部反力组成,然而在长期加载过程中底部反力会消失,呈现局部破坏模式,这时承载力由沉箱自重与沉箱内外摩擦力组成,然而软黏土中沉箱内外摩擦力很小,导致沉箱基础抗拔承载力较低。
吸力式沉箱基础抗拔承载力是吸力式沉箱基础设计关键。然而上述研究多集中在传统吸力式沉箱基础抗拔承载特性中,却未涉及吸力式沉箱基础抗拔承载力提升技术研究,目前尚无相应的设计方法作参考。因此,文中提出一种重力式劲性复合吸力式沉箱基础,并通过模型试验、大型直剪试验以及推出试验,研究了软黏土中新型吸力式沉箱基础界面剪切特性及其抗拔承载特性。为重力式劲性复合吸力式沉箱基础抗拔承载力分析以及工程设计提供参考。
1. 试验内容与试验方法
为解决传统吸力式沉箱基础抗拔承载力较低问题,文中将重力式基础、吸力式沉箱基础与水泥土相结合,提出如图1所示的重力式劲性复合吸力式沉箱基础。吸力式沉箱基础顶面可附加混凝土重块,并在沉箱周围进行地基加固。同时为提高沉箱与水泥土之间接触面积,并在沉箱周围设置圆型环肋。
沉箱模型为钢制,模型直径为75 mm,长径比为3.0。沉箱周围环肋宽分别为0,5,10,15 mm。试验中选择4种加固范围,加固范围及沉箱模型参数如图2~4以及表1。
表 1 沉箱模型基本参数Table 1. Basic parameters of caisson modelNo. D/mm L/D 加固范围/mm 配重/N #1MC 75 3.0 0 0/60/120 #2MC 250 0/60/120 #3MC 300 0/60/120 #4MC 400 0/60/120 试验中,模型箱尺寸(长×宽×高)为1.2 m×1.2 m×1.2 m,模型箱采用单面排水方案,即通过模型箱底部进行排水。在模型箱底部布置排水管网,并在排水管上缠绕土工布,其上装入由0.3 t碎石组成的反滤层,反滤层厚度为10 cm。为了增强排水效果,并防止软黏土中细小颗粒随水排出,在碎石反滤层上铺垫了土工布,并加水直至碎石反滤层饱和。并将含水率为50%~60%的泥浆一次性倒入模型箱中,在泥浆顶部铺盖土工布并用塑料膜密封,进行真空预压以及堆载预压处理。在预压过程中定期在土层不同位置进行十字板剪切试验,当土层沿深度的不排水强度达到6~10 kPa时,停止对土层预压处理。通过土工试验测得土体参数见表2。
表 2 土体参数Table 2. Soil parameterswc/% γ/(kN·m-3) wL/% wP/% IP Su/kPa 40.5 16.8 46.6 28.8 17.8 7.6 重力式劲性复合吸力式沉箱基础类似劲性复合桩基,其由四部组成,内芯、外芯、桶体与附加荷载。桶体位于内芯与外芯之间,桶体顶部设有附加荷载。根据不同加固深度,可分为等芯复合吸力式沉箱基础与短芯复合吸力式沉箱基础。重力式劲性复合吸力式沉箱基础在上拔过程中荷载由沉箱侧壁传递给水泥土,再由水泥土传给周围土。试验中首先将吸力式沉箱基础放入水泥参入比aw为8%,含水率w为60%的水泥土中,当水泥土成型后放入海水中养护28 d,其次将水泥土表面进行粗糙处理,然后放入预先制备好的软黏土中。软黏土在制备过程中预先留有和加固范围相同直径的孔洞,待模型放入后,孔壁再倒入水泥土浆液,最后静止一个星期后进行试验。
为了测试在加载过程中沉箱底部孔压,在沉箱底面以下及水平方向每隔200 mm布置一个孔隙水压力计。孔隙水压力计的布置如图5所示。每个沉箱模型采用荷载控制加载方式,每级荷载为模型预估承载力的1/10。当每级荷载位移稳定后施加下一级荷载,用拉压传感器测量荷载大小,用位移传感器测量每一级荷载作用下位移。当某级荷载作用下位移不能趋于稳定时,基础达到破坏状态,此时停止试验。
沉箱与水泥土界面剪切强度直接决定吸力式沉箱基础抗拔承载力以及加固范围大小。因此文中对沉箱模型进行了推出试验,试验如图6所示,试验方案见表3。具体试验过程可见文献[23]并通过无侧限抗压强度试验测得不同水泥参入比下水泥土28 d无侧限抗压强度,结果见表4。
表 3 试验参数Table 3. Test parametersaw/% 环肋/mm w/% R/mm r/mm h/mm 8 0/5/10/15 60 300 75 230 12 0/5/10/15 60 300 75 230 16 0/5/10/15 60 400 75 230 20 0/5/10/15 60 400 75 230 表 4 无侧限抗压强度Table 4. Unconfined compressive strengthsaw 8% 12% 16% 20% qu/kPa 362 864 1488 1970 2. 试验结果分析
2.1 模型试验结果分析
图7给出了加固前后沉箱模型抗拔破坏模式。图7(a)为未加固吸力式沉箱基础模型,在抗拔过程中沉箱从软黏土中拔出。图7(b)为加固后吸力式沉箱基础模型,由于沉箱与水泥土界面剪切强度较高,试验中表现为沉箱与水泥土加固体从软黏土中整体拔出,破坏面为水泥土与软黏土界面。
图8(a)为分级加载下未加固沉箱模型荷载位移与时间关系曲线。当加载到第5级荷载时,沉箱这时并未发生位移,但沉箱内底部开始有负压产生,随后每增加一级荷载,沉箱底部负压与沉箱位移均会增大,且最终趋于稳定。当加载到第10级荷载时,沉箱底部负压为4.6 kPa,沉箱位移不再稳定,但负压不变。确定该级荷载为极限值。在极限荷载后又继续增加了3级荷载,发现沉箱上拔速率变快,但并没有明显的破坏现象。沉箱底负压随每级荷载的增加继续的增大。可见沉箱底部负压随着上拔荷载的增加而增大,在加载过程中沉箱底部反力可作为承载力的一部分。图8(b)为加固范围300 mm沉箱模型荷载位移–时间关系曲线。承载力与位移随时间变化规律与#1MC沉箱模型相同。这里不在赘述。
图9为不同加固范围沉箱模型抗拔承载力组成分析。由图9(a)可以看出#1MC沉箱模型极限荷载F为61 N,沉箱底部反向承载力Rb为16.0 N,由于沉箱上拔带动沉箱内土体一起上移,因此不考虑沉箱内摩擦力,沉箱外侧摩擦力Fext、土塞Ws以及沉箱模型重Wc之和为45 N。因此沉箱极限承载力由沉箱底部反力、沉箱外摩擦力、沉箱与土塞自重组成。图9(b)为新型吸力式沉箱基础抗拔承载力组成。其极限荷载为480 N。由于水泥土与沉箱形成一整体,其沉箱内部并无负压产生,在抗拔过程中沉箱底部负压最大。因此新型基础抗拔承载力由底部反力、沉箱与加固范围内水泥土自重Wcs、水泥土外侧摩擦力组成。从图9中还可以看出,水泥土加固范围越大,新型沉箱模型抗拔承载力越高,这是因为加固范围越大,水泥土外侧与软黏土接触面积越大,其外侧摩擦力越高,水泥土自重以及沉箱底部反力也会随之增加。
从图10中可以看出,#1MC沉箱抗拔极限承载力为61 N,当加固范围为250 mm时,其抗拔极限承载力为480 N,抗拔承载力提高了686.8%;当加固范围为300 mm时,其抗拔极限承载力为660 N,抗拔承载力提高了981.9%;当加固范围为400 mm时,其抗拔极限承载力为960 N,抗拔承载力提高了1437.7%;采用新型吸力式沉箱基础(无环肋)其抗拔承载力远高于传统吸力式沉箱基础,且新型吸力式沉箱基础抗拔承载力随加固范围的增加而增大,当沉箱基础上仅设置环肋,其抗拔极限承载力为82.4 N,抗拔承载力提高了35.1%,承载力提高并不明显。从图11中可以看出,传统沉箱基础与改进后沉箱基础模型抗拔承载力随附加荷载增加而增大。因此通过提高附加荷载也可以提高吸力式沉箱基础抗拔承载力。
2.2 大型直剪与推出试验结果分析
在大型直剪试验中,所有试样的破坏面均在钢板–水泥土界面上,这表明钢板–水泥土界面剪切强度小于水泥土抗剪强度。图12为带有肋条的钢板界面剪切破坏模式。从图12可以看出,在肋条上方形成一条剪切带,且剪切带的长度与范围随着肋宽的增加而增大。因此,在带有肋条钢板中存在两种破坏面,一是钢板–水泥土界面破坏面,二是肋条上方水泥土剪切破坏面。
图13(a)为水泥土直剪试验测试结果,从图中可以看出,相同水泥参入比条件下水泥土剪切强度随法向应力增加而增大。水泥掺入比越高,水泥土抗剪强度越高。图13(b)为无肋钢板–水泥土界面剪切强度,从图中可以看出,相同水泥参入比条件下钢板–水泥土界面剪切强度随法向应力增加而增大。水泥土中水泥掺入量较低时,水泥土强度较低,钢板–水泥土界面剪切强度也较低。随水泥参入比的增加,其界面剪切强度随之增加。从图13(c)可以看出,钢板–水泥土界面剪切强度约为水泥土抗剪强度的0.2~0.3倍。图13(d)为无肋钢板–水泥土无侧限抗压强度曲线,从图中可以看出,水泥土无侧限抗压强度越高,钢板–水泥土界面剪切强度越大。且法向应力越大,钢板–水泥土界面剪切强度越高。
图14为不同肋宽条件下整体界面剪切强度,在带有肋板的剪切试验中,由于在肋条上方形成剪切带,且剪切带的长度与范围随着肋条宽度的增加而增加。因此,在相同水泥参入比条件下,肋条越宽界面整体抗剪切强度越大,且界面整体抗剪强度随水泥参入比的增加而增大。从图14中可以看出增加肋条宽度可明显提高钢板与水泥土界面整体剪切强度。
图15为带有不同环肋宽度沉箱模型推出试验结果,从图中可以看出,带有环肋的沉箱模型存在两种破坏面,一是沉箱–水泥土界面破坏面,二是在环肋顶部形成倒三角环型剪切破坏面,且剪切带面积随肋宽的增加而增大。图16给出了推出试验中推出力与位移之间关系,从图可知,相同水泥参入比条件下,环肋截面越大,推出力越高。且推出力随水泥掺入比的增加而增大。
3. 抗拔承载机理分析
通过大型直剪试验与推出试验可知,带有环肋沉箱模型破坏面如图17所示。其界面破坏主要分为4个阶段:第一阶段为环肋顶面水泥土压缩以及沉箱与水泥土相对滑移阶段,此阶段为承载力上升阶段,环肋上方水泥土并未出现剪切破坏;第二阶段为破坏阶段,表现为环肋顶部形成第一道倒三角环型剪切破坏面,环肋顶部水泥土达到抗剪强度,沉箱与水泥土发生界面剪切破坏;第三阶段为环肋顶面水泥土再压缩,直到第二破坏面A4形成;第四阶段为重复上述过程直到形成贯穿于相邻环肋外缘的最终破坏面A5。当第一道环型剪切破坏面形成后,承载力–位移曲线存在明显拐点,之后承载力提高并不明显。因此后续仅对第一破坏面进行分析。
通过大型直剪试验可知,法向应力越大,界面剪切强度越高。因此,通过试验数据,文中建立了界面剪切应力与法向应力以及无侧限抗压强度关系式如下:
τ1=0.2(σqu)0.34qu。 (1) 水泥土剪切强度可采用莫尔库仑抗剪强度:
τ2=σtanφ+c。 (2) 因此结合式(1)与式(2)提出带有环肋沉箱模型整体剪切强度公式(3),其表达式如下:
τ=(1−α)τ1+ατ2, (3) 式中,
α 为水泥土剪切面积A2与整体破坏面积A比值。取环肋倾角β 与水泥土破坏面倾角相等时,α=1/(L/dcos(π/4−φ/2)tan(π/4−φ/2)+2−2cos(π/ 4− φ/2)) ,可知环肋越宽,系数α 越大。图18(a)为环肋沉箱模型整体剪切强度与水泥土无侧限抗压强度关系曲线,由图18(a)可知水泥土强度越高界面整体抗剪强度越大。图18(b)给出了整体剪切强度与相对面积比值关系。由图18(b)可知,
α 越大,环肋沉箱模型整体剪切强度越高。水泥土强度越高界面整体抗剪强度越大。图19给出了推出试验中界面整体剪切强度与位移之间关系。如图19可知:环肋越宽,界面整体剪切强度越高;水泥参入比越高,整体剪切强度越大。表5为试验值与计算值对比分析,从表中可以发现,试验值与理论值误差最大值为16%,最小值为1%。可见采用整体剪切强度计算公式较为合理。
表 5 结果对比分析Table 5. Comparison of resultsaw d τ1 τ2 a τa τb Faext Fbext Diff. 8 0 16.6 98 0 16.6 18.6 0.86 0.96 0.12 5 16.6 98 0.092 24.1 27.1 1.25 1.40 0.12 10 16.6 98 0.161 29.6 32.6 1.53 1.69 0.10 15 16.6 98 0.258 37.6 43.6 1.95 2.26 0.16 12 0 34.5 180.8 0 34.5 37.5 1.79 1.94 0.09 5 34.5 180.8 0.102 49.4 51.4 2.56 2.66 0.04 10 34.5 180.8 0.171 59.3 59.8 3.07 3.10 0.01 15 34.5 180.8 0.262 72.8 76.8 3.77 3.98 0.05 16 0 53 282 0 53 51 2.75 2.64 -0.04 5 53 282 0.105 77 81 3.99 4.20 0.05 10 53 282 0.158 89.2 98.2 4.62 5.09 0.10 15 53 282 0.257 111.8 131.8 5.79 6.83 0.18 20 0 72 402 0 72 74 3.73 3.83 0.03 5 72 402 0.1 105 111 5.44 5.75 0.06 10 72 402 0.157 123.8 133.8 6.41 6.93 0.08 15 72 402 0.26 157.8 167.8 8.18 8.69 0.06 注: τa为直剪试验求得界面整体剪切强度;τb为推出试验求得界面整体剪切强度;Faext 为计算值;Fbext 为推出试验中推出力。通过模型试验与推出试验可知,新型吸力式沉箱基础可分为3种破坏模式(图20):①沉箱与加固区水泥土整体拔出,其极限抗拔承载力由加固区外侧摩擦力、附加荷载、沉箱和水泥土自重以及沉箱底部反力组成;②沉箱与其内部水泥土一起拔出时,其极限抗拔承载力由沉箱外摩擦力、附加荷载、沉箱和其内部水泥土自重以及底部反力组成;③沉箱从水泥土中拔出时,其极限抗拔承载力由沉箱内外摩擦力、附加荷载以及沉箱自重组成。但沉箱底部反力最终会消散,因此在工程设计过程中可不考虑此项,取式(4)中最小值。图21给出了模型试验中沉箱–水泥土界面剪切强度与沉箱加固范围曲线,从图中可以看出界面剪切强度越高,水泥土可加固的范围越大。
{Tua=min{Tua1,Tua2,Tua3} ,Tua1=u∑λqsiali+Wc+Wcs1+Wcs2+Wg ,Tua2=ucextλcqcsalic+Wc+Wcs1+Wg ,Tua3=ucinλcqcsalic+ucextλcqcsalic+Wc+Wg 。 (4) 式中 Tua为沉箱竖向抗拔承载力特征值(kN);
λc 为内芯抗拔系数;qsia 为外芯第i层土侧阻力特征值(kPa);qcsa 为外芯内芯侧阻力特征值(kPa);λ 为外芯抗拔系数;Wc,Wcs1,Wcs2,Wg分别为沉箱自重,沉箱内水泥土自重,沉箱外水泥自重,沉箱顶部附加荷载;u ,ucext ,ucin 分别为加固区周长,沉箱外壁周长,沉箱内壁周长。4. 结论
针对软黏土中吸力式沉箱基础抗拔承载力较低问题,文中提出一种重力式劲性复合吸力式沉箱基础,通过模型试验、大型直剪试验以及推出试验,研究了软黏土中新型吸力式沉箱基础抗拔承载特性以及沉箱–水泥土界面剪切特性。主要结论如下:
(1)传统吸力式沉箱基础抗拔承载力由外摩擦力、沉箱和土塞自重以及沉箱底部反力组成。新型吸力式沉箱基础抗拔承载力由水泥土外侧摩擦力、沉箱和加固区水泥土自重以及其底部反力组成。加固范围越大,水泥土外侧摩擦力越高,水泥土自重以及沉箱底部反力越大。因此,新型吸力式沉箱基础抗拔承载力远高于传统吸力式沉箱基础抗拔承载力,且随附加荷载以及加固范围增加而增大。
(2)法向应力越大、水泥掺入比越高,水泥土抗剪强度以及沉箱–水泥土界面剪切强度越高。在带有肋条钢板中存在两种破坏面,一是钢板–水泥土界面破坏面,二是肋条上方水泥土剪切破坏面,且肋宽越宽,环肋上方剪切带面积越大,沉箱–水泥土整体界面剪切强度越高。
(3)根据大型直剪试验与推出试验中界面破坏模式,建立了考虑法向应力作用下带有环肋沉箱–水泥土界面整体剪切强度计算公式,并进行相关参数分析与验证。通过对比推出试验值与计算值可知,两者误差最大值为16%,最小值为1%,可见采用界面整体剪切公式较为合理。
(4)最后结合新型吸力式沉箱基础抗拔破坏模式,建立了重力式劲性复合吸力式沉箱基础抗拔承载力计算方法,探究了模型中界面剪切强度与沉箱加固范围关系。揭示了软黏土中新型吸力式沉箱基础抗拔承载机理,为重力式劲性复合吸力式沉箱基础抗拔承载力分析以及工程设计提供参考。
-
表 1 典型试样节理面各剖面线分形维数
Table 1 Fractal dimensions of section lines of joint surface typical samples
剖面线序号 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 均值 标准差 Dxi 1.25 1.04 1.07 1.07 1.02 1.04 1.03 1.14 1.09 1.12 1.05 1.08 0.07 Dyi 1.04 1.09 1.16 1.20 1.02 1.22 1.46 1.02 1.08 1.02 1.10 1.13 0.13 表 2 各试样节理面x,y方向分形维数均值
Table 2 Mean values of fractal dimension in x and y directions of joint surface of samples
编号 法向应力/MPa x方向分形维数均值 ˉDx y方向分形维数均值 ˉDy 抗剪强度试验值/MPa S1.0-1 1.0 1.08 1.13 1.05 S1.0-2 1.08 1.18 1.15 S1.0-3 1.20 1.06 1.23 S1.5-1 1.5 1.03 1.07 1.36 S1.5-2 1.15 1.03 1.56 S1.5-3 1.06 1.20 1.61 S2.0-1 2.0 1.07 1.03 1.76 S2.0-2 1.08 1.10 1.88 S2.0-3 1.12 1.30 2.31 S2.5-1 2.5 1.19 1.09 2.56 S2.5-2 1.24 1.10 2.88 S2.5-3 1.12 1.36 2.71 表 3 节理面抗剪强度试验值和计算值
Table 3 Test and calculated values of shear strength of joint surface
编号 法向应力/MPa 抗剪强度试验值/MPa x方向分形维数均值 ˉDx 粗糙度系数JRC 抗剪强度计算值/MPa 误差/% S1.0-1 1.0 1.05 1.08 9.18 1.03 -1.63 S1.0-2 1.15 1.08 9.18 1.02 -11.19 S1.0-3 1.23 1.20 14.00 1.37 11.01 S1.5-1 1.5 1.36 1.03 5.85 1.21 -10.98 S1.5-2 1.56 1.15 12.26 1.71 9.36 S1.5-3 1.61 1.06 8.05 1.36 -15.37 S2.0-1 2.0 1.76 1.07 8.64 1.81 2.58 S2.0-2 1.88 1.08 9.18 1.85 -1.36 S2.0-3 2.31 1.12 11.07 2.03 -11.98 S2.5-1 2.5 2.56 1.19 13.67 2.76 7.65 S2.5-2 2.88 1.24 15.22 2.96 2.74 S2.5-3 2.71 1.12 11.07 2.45 -9.67 表 4 节理面抗剪强度参数拟合分析结果
Table 4 Fitting results of strength parameters of joint surface shear
编号 法向应力/MPa 抗剪强度试验值/MPa 粗糙度系数JRC计算值 黏聚力/MPa 摩擦角/(°) S1.0-1 1.0 1.05 9.65 0.23 39.71 S1.0-2 1.15 11.18 0.29 41.15 S1.0-3 1.23 12.29 0.37 42.16 S1.5-1 1.5 1.36 8.01 0.18 38.12 S1.5-2 1.56 10.59 0.26 40.60 S1.5-3 1.61 11.18 0.29 41.15 S2.0-1 2.0 1.76 8.12 0.18 38.23 S2.0-2 1.88 9.46 0.22 39.53 S2.0-3 2.31 13.67 0.41 43.39 S2.5-1 2.5 2.56 12.05 0.33 41.95 S2.5-2 2.88 13.30 0.39 43.06 S2.5-3 2.71 14.63 0.46 44.20 表 5 节理面抗剪强度参数拟合分析结果
Table 5 Fitting results of joint strength parameters of surface shear
分析方法 黏聚力/MPa 摩擦角/(°) 极值Ⅰ 0.98 23.13 极值Ⅱ -0.33 52.13 “多试件法” 0.02 46.11 “单试件法”确定各试样的均值 0.30 41.10 基于“单试件法”的综合分析方法 0.30 41.16 -
[1] 刘健, 陈亮, 刘建锋, 等. 深部花岗岩中天然开启节理剪切性能试验研究[J]. 地下空间与工程学报, 2017, 13(1): 63-70. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-BASE201701010.htm LIU Jian, CHEN Liang, LIU Jian-feng, et al. Experimental study on shear behavior of naturally opened joint in deep granit[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2017, 13(1): 63-70. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-BASE201701010.htm
[2] 赵坚. 岩石节理剪切强度的JRC-JMC新模型[J]. 岩石力学与工程学报, 1998, 17(4): 349-357. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX804.000.htm ZHAO Jian. A new model of JRC-JMC for rock joint shear strength[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 1998, 17(4): 349-357. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX804.000.htm
[3] 周扬一, 冯夏庭, 徐鼎平, 等. 含不同胶结充填物的碳酸盐岩层面剪切力学特性试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(6): 1161-1172. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201606009.htm ZHOU Yang-yi, FENG Xia-ting, XU Ding-ping, et al. Experimental study on shear mechanical properties of carbonate rock layers with different cementation fillings[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(6): 1161-1172. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201606009.htm
[4] 杨洁, 荣冠, 程龙, 等. 节理峰值抗剪强度试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2015, 34(5): 884-894. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201505003.htm YANG Jie, RONG Guan, CHENG Long, et al. Experimental study on peak shear strength of joints[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(5): 884-894. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201505003.htm
[5] 孙辅庭, 佘成学, 万利台, 等. 基于三维形貌特征的岩石节理峰值剪切强度准则研究[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(3): 529-536. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201403020.htm SUN Fu-ting, YAN Cheng-xue, WAN Li-tai, et al. Study on peak shear strength criterion of rock joints based on three-dimensional topography[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(3): 529-536. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201403020.htm
[6] 夏才初, 唐志成, 宋英龙. 基于三维形貌参数的偶合节理峰值抗剪强度公式[J]. 岩石力学与工程学报, 2013, 32(增刊1): 2833-2839. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2013S1032.htm XIA Cai-chu, TANG Zhi-cheng, SONG Ying-long. The formula of peak joint shear strength of coupled joints based on three-dimensional shape parameters[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(S1): 2833-2839. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2013S1032.htm
[7] 唐志成, 刘泉声, 夏才初. 节理三维形貌参数的采样效应与峰值抗剪强度准则[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2015, 46(7): 2524-2531. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZNGD201507020.htm TANG Zhi-cheng, LIU Quan-sheng, XIA Cai-chu. Investigation of three-dimensional roughness scale-dependency and peak shear strength criterion[J]. Journal of Central South University (Natural Science Edition), 2015, 46(7): 2524-2531. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZNGD201507020.htm
[8] 尤明庆, 华安增. 岩石试样的强度准则及内摩擦系数[J]. 地质力学学报, 2001, 7(1): 53-60. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DZLX200101008.htm YOU Ming-qing, HUA An-zeng. Strength criterion and internal friction coefficient of rock specimens[J]. Journal of Geomechanics, 2001, 7(1): 53-60. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DZLX200101008.htm
[9] 徐颖, 李振平, 葛新. 软岩单试件直剪实验方法[J]. 辽宁工程技术大学学报, 2006, 25(3): 367-368. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-FXKY200603014.htm XU Ying, LI Zhen-ping, GE Xin. Soft rock single test sample shear experiment methord[J]. Journal of Liaoning Technical University, 2006, 25(3): 367-368. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-FXKY200603014.htm
[10] HOU Y P, SUN T Q. An improved method to make the microdroplet single fiber composite specimen for determining the interfacial shear strength[J]. Journal of Materials Science, 2012, 47(11): 4775-4778.
[11] YAN K F, ZHANG C Y, QIAO S R, et al. Measurement of in-plane shear strength of carbon/carbon composites by compression of double-notched specimens[J]. Journal of Materials Engineering & Performance, 2012, 21(1): 62-68.
[12] 孙辅庭, 佘成学, 蒋庆仁. 一种新的岩石节理面三维粗糙度分形描述方法[J]. 岩土力学, 2013, 34(8): 2238-2242. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201308025.htm SUN Fu-ting, SHE Cheng-xue, JIANG Qing-ren. A new fractal description method for three-dimensional roughness surface of rock joint[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(8): 2238-2242. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201308025.htm
[13] 陈世江, 朱万成, 刘树新, 等. 岩体结构面粗糙度各向异性特征及尺寸效应分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2015, 34(1): 57-66. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201501007.htm CHEN Shi-jiang, ZHU Wan-cheng, LIU Shu-xin, et al. Anisotropy and size effects of surface roughness of rock joints[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(1): 57-66. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201501007.htm
[14] 杜时贵, 胡晓飞, 郭霄, 等. JRC-JCS模型与直剪试验对比研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2008, 27(增刊1): 2747-2753. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2008S1028.htm DU Shi-gui, HU Xiao-fei, GUO Wei, et al. Comparative study of JRC-JCS model and direct shear test[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(S1): 2747-2753. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2008S1028.htm
[15] 曹平, 贾洪强, 刘涛影, 等. 岩石节理表面三维形貌特征的分形分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(增刊2): 3839-3843. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2011S2062.htm CAO Ping, JIA Hong-qiang, LIU Tao-ying, et al. Fractal analysis of three dimensional topography characteristics of rock joint surface[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(S2): 3839-3843. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2011S2062.htm
[16] 陈世江, 朱万成, 王创业, 等. 岩体结构面粗糙度系数定量表征研究进展[J]. 力学学报, 2017, 49(2): 239-256. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-LXXB201702001.htm CHEN Shi-jiang, ZHU Wan-cheng, WANG Chuang-ye, et al. Review of research progresses of the quantifying joint roughness coefficient[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2017, 49(2): 239-256. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-LXXB201702001.htm
[17] PATTON F D. Multiple modes of shear failure in rock[C]//Proceedings of the 1st ISRM Congress, 1966, Lisbon, Portugal: 509-513.
[18] BARTON N, CHOUBEY V. The shear strength of rock joints in theory and practice[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 1977, 10(1): 1-54.
[19] GEERTSEMA A J. The shear strength of planar joints in mudstone[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2002, 39(8): 1045-1049.
[20] DU S G, HU Y J, HU X F Comparison between empirical estimation by JRC-JCS mode and direct shear test for joint shear strength[J]. Journal of Earth Science, 2011, 22: 411-420.
[21] SOW D, RIVARD P, PEYRAS L Comparison of joint shearing resistance obtained with the Burton and Choubey criterion and with direct shear tests[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2016, 49: 3357-3361.
[22] HE J M, XU M H, MA D X. The application of Barton structural plane shear strength formula in Murum hydropower station, Malaysia[J]. Resources Environment & Engineering, 26(5): 542-544. (in Chinese)