节理岩体范文

节理岩体范文（精选5篇）

节理岩体 第1篇

1 节理岩体岩桥断裂扩展机制细观模拟

前人采用室内试验和断裂力学理论, 细致地讨论了裂缝的起裂点、起裂角及起裂强度[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12] 等。断裂力学所模拟的裂缝是平直的, 使得大多数模型对于岩石中存在破坏模式或者多种破裂路线的不均一性的现象, 不能得到合理的描述。矿柱中断续节理的压剪断裂破坏情况见图1。

1.1 颗粒流模型的建立

试件的长和宽分别取40 mm和50 mm, 在试样内部有岩桥倾角不同、顺向排列错开式拉雁行裂纹, 如图2所示。颗粒流模型最小粒径为0.17 mm, 粒径比1.66, 颗粒间连接强度为200 MPa, 颗粒个数为10 460。

采用1 mm厚度颗粒连接强度为0, 摩擦因数设为0的颗粒群模拟试样中的原始裂隙, 裂隙的倾角约为45°。通过平面应变压缩试验模拟不同倾角下的岩桥断裂模式。

1.2 岩桥压剪破坏颗粒流模拟

岩桥的贯通方式有3种:剪切破坏、拉剪复合破坏和翼裂纹扩展破坏。岩桥剪切破坏首先在岩石裂隙的两端产生翼裂纹, 然后次生裂纹在两个相邻端开始发展, 并且相向生长, 最终导致岩桥贯通, 可见岩桥的贯通是由于次生裂纹的贯通引起的;拉剪复合破坏的特点是首先在初始裂隙端部产生翼裂纹, 翼裂纹产生以后, 在岩桥内部产生一个张拉破坏的次生裂纹, 然后与端部产生的次生裂纹连贯起来使岩桥破坏;翼裂纹破坏则是翼裂纹扩展引起的岩桥贯通。

2 节理岩体强度及其破坏机制研究

2.1 节理岩体强度理论研究

Jeager[13] 等人利用单弱面理论, 通过分析结构面与主平面之间夹角的变化情况, 来分析岩体强度及破坏情况, 可以较好地解释结构面的作用。

Hoek和Brown[14] 提出了用岩体质量分类指标RMR来确定材料常数m、s的经验方法, 为了与工程实践中广泛应用的Mohr-Coulomb强度准则接轨, 还提出了反算岩体Mohr-Coulomb强度参数的公式。地质强度指标法[15,16] 成为确定节理岩体强度参数的一个通用方法。但是, Hoek-Brown经验准则并没有考虑节理方向、密度及节理连通率对岩体强度的影响。

2.2 含单结构面岩体破坏机制研究

2.2.1 含单结构面岩体破坏模式

对含有一组结构面的岩石试样采用颗粒流进行单轴压缩试验, 结构面倾角从0°到90°变化, 不同倾角结构面的破坏模式见图3。研究结果表明, 在压缩状态下, 岩石试样破坏有3种情况:一是横切结构面, 剪断完整岩石发生破坏;二是沿着结构面产生滑动破坏;三是剪切完整岩石和沿结构面发生复合破坏。

2.2.2 结构面方位对强度的影响

岩体中结构面的存在, 使得岩体具有高度的各向异性。含单一不同倾角结构面岩体的单轴强度曲线见图4。在结构面倾角β=63.5°时, 岩样的强度在理论上达到最小, 只能达到结构面的强度。可见, 含单一结构面岩体具有强烈的各向异性。

2.2.3 围压对岩体破坏机制的影响

当有围压作用时, 围压使结构面上下岩体压实, 结构面强度增大, 使原本可能发生沿结构面破坏的岩样产生剪切破坏。如图5所示, 结构面倾角为30°, 在没有围压作用时, 产生了复合破坏;当围压增加到15 MPa时, 则发生了剪切破坏。

2.2.4 结构面密度对岩体破坏机制及强度的影响

数值模拟结果表明, 当结构面密度较大时, 容易发生结构面之间完整岩石的劈裂破坏, 见图6。结构面密度对剪切破坏岩样的强度有一定的影响, 但影响较小, 对沿结构面滑动破坏的岩样强度影响甚微。以30°结构面为例, 含单条结构面岩样的强度为43 MPa;当结构面增加到3条, 其强度为39 MPa;结构条数为6时, 强度为37 MPa。

2.3 含两组结构面破坏机制研究

如图7所示, 含2组结构面的岩样破坏主要有3种模式:第1种是结构面之间的近平行于最大压缩应力的劈裂破坏;第2种是沿着结构面滑动破坏;第3种是劈裂破坏和沿结构面滑动的耦合破坏。

模拟结果表明:含两组结构面岩样破坏机制受结构面倾角影响显著。两组结构面倾角均小于20°, 在结构面之间产生垂直于最大压应力方向的劈裂破坏;当一组结构面倾角为20°~40°, 另外一组倾角为0°~40°时, 一般为劈裂和沿结构面滑动耦合破坏;当其中一组结构面倾角大于40°时, 产生沿结构面滑动破坏。其变化范围没有普遍意义, 受到结构面及岩石参数的影响。

2.4 断续节理岩体破坏机制研究

岩体中某组节理断续发育或者与其结构体相互切割时未将岩体完全割离, 则称该组节理为断续节理。由于岩体的强度和变形以及破坏形态往往受断续节理组所控制, 所以从工程研究角度称这样的岩体为断续节理岩体。这种节理岩体在工程中是最常见的[1] 。

整体的破坏特征表现为原生节理和自节理端部扩展的岩桥端面所组成的复合破裂面。由节理面和岩桥组成的节理岩体的破坏强度特性研究, 因进行大型试验有困难, 所以往往一般的岩土工程很难从定量上考查岩体断续节理面对岩体破坏机制和强度的影响。

采用颗粒流程序模拟了节理结构面在不同连通率下, 倾角随机变化的节理岩体的破坏特征, 见图8。当结构面的连通率很小时, 结构面对岩样的剪切破坏形式影响较小, 剪切带并没有沿着结构面方向滑动;当连通率达到30%时, 岩样的破坏会利用部分断续结构面, 剪切带的形状位置均发生改变, 但没有形成完整的沿未贯通结构面的剪切滑动面;当连通率为50%时, 试样切割断续节理间的岩桥, 沿着固有的非贯通结构面滑动。

3 结语

节理岩体变形分析与计算模型探讨 第2篇

工程岩体是被不连续面切割的天然地质体。工程岩体的计算模式可以被归纳为四种。当不连续面的影响很小时,岩体宏观上表现为均质、各向同(异)性特征,可以采用连续介质力学模型。当岩体被一条或多条主要不连续面切割,可能产生分离与滑移等非线性效应时,宏观上仍可按均质、各向同(异)性处理,并需考虑主要不连续面的影响。当岩体中存在大量致密且呈规律/随机分布的不连续面时,岩体位移场是准连续的,可以采用“等效”连续介质力学模型。若岩体被多组不连续面切割,形成一个由有限岩块组成的区域时,各个岩块可能因转动、平移,或沿不连续面的分离、滑移等产生不连续位移场。通常,采用不连续介质力学模型。然而,岩体中广泛分布的宏观裂隙(节理)使岩体成为一种具有显著各向异性的非连续介质。对于现实岩体的分析就不能简单的采用连续介质的模型来求解,而是采用不连续介质的力学模型。

2 节理岩体的本构模型

根据多数研究者的见解,均质岩体中的节理可看作圆盘状破裂面。设其半径为a,法线方向余弦为{ni}。节面上法应力为σ(以拉为正),则该面上剩余应力为:

其中,t,f分别为该面上的剪应力和摩擦系数。

借助于断裂力学能量释放理论,由单个节理引起的变形能为:

$W=\frac{8(1-v{}^2)}{3E}a{}^3(k{}^2\sigma {}_i\sigma {}_j+\frac{2}{2-v}\tau {}_i\tau {}_j)$ (2)

对于存在m组节理,其中心点在空间完全随机分布的情形,考虑到能量密度为广延量,由节理网络引起的应变能密度为各单个节理引起的应变能密度之和,即:

$w{}_c=\frac{8(1-v{}^2)}{3E}{\displaystyle \sum _{p=1}^m\lambda }a{}^3(k{}^2\sigma {}_i\sigma {}_j+\frac{2}{2-v}\tau {}_i\tau {}_j)$ (4)

其中,λ为p组节理的体密度。

根据能量原理,由完整岩块及节理系统引起的应变能密度we和wc与等效介质的总应变能密度w有如下关系:

w=we+wc (5)

则由式(5)可导得节理岩体本构关系为:

δij=(Cv+Cs)σst (6)

其中,Cv,Cs分别为完整岩块的柔度张量及节理网络引起的柔度张量增量,且有:

$C{}_s=\frac{16(1-v{}^2)}{3E}{\displaystyle \sum _{p=1}^m\lambda }a{}^3[k{}^{2}n{}_{i}n{}_{j}n{}_{s}n{}_t+\frac{2}{2-v}h{}^{2}n{}_{i}n{}_j(\delta {}_{is}-n{}_{i}n{}_s)]$ (7)

其中,h=τ/t。

3 非连续变形数值分析方法

3.1 离散单元法

离散单元法是由Cundall于20世纪70年代提出的。离散单元法是针对节理岩体提出的一种适用于模拟岩土体大位移的数值方法。它是在块体准刚性假设的前提下,以牛顿第二定律为理论基础建立起来的,以微小运动状态的求解模拟岩体的大位移。当所研究的块体在力系作用下或边界条件发生变化时,单元就在牛顿第二运动定律下发生平移或转动,允许调整各个块体单元的接触关系,接触关系的调整产生新的接触力,在该力的作用下产生新的位移。如此循环,在不平衡力作用下,块体产生运动。

3.2 DDA方法

DDA(不连续变形分析)是由石根华博士提出的一种新型数值分析方法。它以自然存在的节理面和断层切割岩体形成不同的块体单元,以各块体的位移作为未知量,通过块体间的接触和几何约束形成一个块体系统。在块体运动的过程中,严格满足块体间不侵入。将边界条件和接触条件等一同施加到总体平衡方程,总体平衡方程由最小势能原理求得。

3.3 拉格朗日元法

拉格朗日元法(Fast Lagragian Analysis of Contin-na,缩写为FLAC)是由Cundall加盟的ITASCA咨询集团于1986年提出的。该方法起初应用于流体力学研究每个流体质点随时间而变化的情况,即着眼于某一流体质点,研究它在任意一段时间内轨迹、所具有的速度、压力等。后来该法被移植到固体力学中,将所研究的区域划分成网格,网格的节点相当于流体的质点,然后按时步研究网格节点的运动。这种方法适合于求解非线性的大变形问题,其按时步采用动力松弛的方法求解,不需要形成刚度矩阵,不用求解大型联立方程,可用计算机解决较大的工程问题。

3.4 块体单元法

块体单元法是由任青文等改进的。该方法是在刚体弹簧元的基础上进一步改进的,以形心处的刚体位移作为基本未知量,并根据它们在外力作用下的平衡条件、变形协调条件及夹层材料的本构关系,建立起块体单元法的支配方程。同时,在块体单元间设缝单元,在由虚功原理求出各块体形心处的刚体位移后,由缝单元两侧块体的相对位移确定缝面的变形与应力。块体单元法主要适用于具有地质结构面的岩体。

4 非连续变形计算模型基本原理

4.1 广义有限单元

广义有限单元是由数学覆盖、有限物理覆盖和本构模型三要素构成。广义有限单元的数学覆盖是指广义有限单元的插值逼近空间,它是该单元广义结点的数学覆盖的重叠区域,其覆盖函数是广义有限单元的插值逼近函数。广义有限单元的物理覆盖是其数学覆盖作用的有效物理区域,是广义有限单元的积分区域,其最大区域不超越广义有限单元的数学覆盖,因此广义有限单元的物理覆盖可以是不规则区域,可在其物理覆盖外部构造其数学覆盖,进行插值,使广义有限单元能够处理复杂的物理边界。广义有限单元的本构模型是指其应力与应变的关系。可见由于数学覆盖和本构关系的不同,将构成不同特性的广义有限单元。任意广义有限单元的数学覆盖函数(即位移插值函数)可表示为:

ui=NiUi。

其中,Ni为广义有限单元i的数学覆盖的形函数;Ui为广义有限单元i的数学覆盖的广义自由度。

4.2 点接触力元

点接触力元是指在接触面上接触力受到力学上屈服准则和运动学上流动准则的约束。点接触力元是由接触对组成,接触对是由一个单元的角点与其相对应的另一个单元的角点或边构成,于是接触对有两种类型:角与角和角与边。广义有限单元i与广义有限单元j间接触面ij上的界面力一般可表达为:

$p{}_{ij}^c={\rm T}{}_{ij}R{}_{ij}={\displaystyle \sum _{k=1}^{n{}_{cij}}{\rm T}}{}_{ijk}R{}_{ijk}$。

其中,Tij为接触面ij上的界面力的插值函数;Rij为接触面ij上的接触应力广义自由度;Tijk为接触对k在接触面ij上的接触力插值函数,

${\rm T}{}_{ijk}=\left[\begin{array}{l}1‚0\\ 0‚1\end{array}\right]$

;Rijk为接触对k在接触面ij上的接触力,即[σijk,τijks]T;ncij为接触面ij上的接触对数。

4.3 非连续变形计算力学模型的控制方程

在多体系统实际物理剖分的基础上,用点、线和面将多体系统进行数学剖分而形成ni个子区之和,在每个子区上可根据实际需要构造广义有限单元,令其广义有限单元数为nei,各广义有限单元求解函数的模式可以互不相同,可能由于广义有限单元间求解函数的不连续而在广义有限单元间形成新的不连续面(接触面),可以把它当作接触面处理。令任意广义有限单元的物理覆盖为Aij,则有:$S(A{}_{ij})=S{}_{ij}^u{\displaystyle \cup S}{}_{ij}^q{\displaystyle \cup S}{}_{ij}^e{\displaystyle \cup \overline{S{}_{ij}}}$。其中,S${}_{ij}^u$,S${}_{ij}^q$,S${}_{ij}^e$和$\overline{S{}_{ij}}$分别为位移边界、应力边界、接触边界和连续边界。

非连续变形计算力学模型的分区参变量最小势能原理可表述为:在非连续变形力学系统的当前构形和给定的外力增量作用下,对于任意子区i在满足位移边界条件的所有位移场中真实的位移使系统总势能增量泛函∏1i取极小值,其中接触力为不参加变分的参变量,其必须满足接触力元所受到的约束条件。

设在t时刻非连续变形力学系统的初始应力、初始应变、初始速度和初始加速度分别为σt,εt,vt和at,在Δt时间内,系统所受的体积力密度增量和外力增量分别为b和$\overline{p}$,系统的位移增量、速度增量、加速度增量、应力增量和应变增量分别为u,v,a,σ和ε。任意子区i的总势能增量泛函∏1i为:

${\displaystyle {\prod }_{1i}=}{\displaystyle \sum _{j=1}^{n{}_{ei}}{\displaystyle \underset{A{}_{ij}}{\int }{\displaystyle \int \frac{1}{2}}}}(U{}_{ij}){}^{\text{Τ}}[B{}^{\text{Τ}}(\frac{\partial }{\partial x},\frac{\partial }{\partial y}){\rm N}{}_{ij}D{}_{ij}B\cdot (\frac{\partial }{\partial x},\frac{\partial }{\partial y}){\rm N}{}_{ij}U{}_{ij}-{\rm N}{}_{ij}^{\text{Τ}}(b{}_i-\rho {}_{i}a{}_{ij}-\eta {}_{i}v{}_{ij})]\text{d}x\text{d}y-{\displaystyle \sum _{j=1}^{n{}_{ei}}{\displaystyle \underset{S{}_{ij}^q{\displaystyle \cup S}{}_{ij}^e}{\int }(}}\overline{p{}_{ij}}-{\displaystyle \sum _{k=1}^m{\displaystyle \sum _{l=1,k=i,l\ne j}^{n{}_{ek}}L}}{}_{ij}^{\text{Τ}}p{}_{ij}^{c}kl)({\rm N}{}_{ij}U{}_{ij}){}^{\text{Τ}}\text{d}s$。

其中,第一项为子区i的总弹性势能增量;第二项为外力和摩擦力势能增量,并利用时域上的New mark逐步积分法:

$a{}_{ij}=\overline{\alpha }(u{}_{ij}/\text{Δ}t{}^2-v{}_{tij}/\text{Δ}t-0.5a{}_{tij})$;

$v{}_{ij}=\overline{\beta }(u{}_{ij}/\text{Δ}t{}^2-v{}_{tij})+(1-0.5\overline{\beta })a{}_{tij}\text{Δ}t$。

由变分驻值条件可得到:

KiUi-CRiRi-Fi=0。

通过区分参变量最小势能原理,加上参变量的控制条件,可以得到如下非连续变形计算力学模型的整体控制方程:

KU-CRR=F;Hδ-(GU+Gt)=0;

M(Rt+R)-Kf+λ=0;δλ=0(δ≥0,λ≥0)。

5 结语

本文所提及的非连续变形计算力学模型能够比较精确地预测刚性和可变形岩质块体系统的变形和接触力,可根据变形的变化模式来判断系统是否达到极限平衡状态,从而可得到系统处于极限平衡状态所受到的极限荷载或临界抗剪强度及其相应的变形状态和接触力分布,进而可得到安全系数。系统的控制方程可以适用于复杂的边值问题。初步研究表明这种非连续变形计算力学模型可以作为极限平衡分析的一种有效的数值分析方法,在岩土边坡稳定分析中将具有广阔的应用前景。

摘要：主要分析了岩体模型的简化,提出了均质节理岩体的本构模型,并在简单讨论了非连续变形数值分析方法的同时,讨论和分析了非连续变形计算力学模型的基本原理,它可以很精确地预测岩土工程中的变形和接触力分布及其整体稳定安全系数,并论证了它的合理性。

关键词：节理,非连续岩体,本构模型

参考文献

[1]唐春安,王述红,傅宇方.岩石破裂过程数值试验[M].北京:科学出版社,2003:41-47.

[2]朱浮声,杜轩,万明富.非均质性对岩体应力场反分析结果的影响[J].东北大学学报,2005,26(10):34-35.

[3]伍法权.节理岩体的本构模型与强度理论[M].北京:中国科学院地质研究所,2006.

[4]栾茂田,黎勇,杨庆.非连续变形计算力学模型在岩体边坡稳定性分析中的应用[J].岩石力学与工程学报,2000,19(3):23-26.

节理岩体直剪试验及其工程处理 第3篇

节理面的力学性质是岩石力学研究工作的基础[1,2,3,4,5],其因岩性、形成时的力学机制和环境因素而异,即使是同类岩石的节理也因张开程度、充填情况、表面形貌不同,其力学性质有着明显的差异。因此,在现场取样时尽量选择产状和几何形貌具有代表性的各类节理面节理,同时考虑不同岩性对节理面抗剪强度的影响,以便能获得各种类型和不同岩性中节理面的力学特性指标。本文通过节理岩体的直剪试验和工程处理,阐述了节理物理力学参数从室内结果到工程应用的转换。

2 直剪试验

把从现场采取的岩石节理面试样,根据岩块及岩块节理面的性质,分成不同的组,用水泥砂浆浇注固定在剪切模具中,浇注时确保上下两节理面准确对齐,节理面接触部分高度保持与剪切模具边框面平行,并高出模具边框面3～5mm。浇注用水泥砂浆配比为水:水泥:砂=1:3:9,试件浇注后养护28天后在RYL-600剪切试验仪上进行节理面剪切试验(图1)。

试验时垂直和水平方向分别加荷载,当记录的曲线超过峰值后认为弱面破坏,记录最大破坏荷载。固定节理面模块下盘,对节理面模块上盘进行采用速率加载模式控制,速率为3mm/min,得到如图2的剪切负荷Fs及剪切位移δs图,从中可以看出节理面剪切过程中,在较小的剪切位移情况下节理面的剪应力迅速达到峰值,峰值前应力-位移曲线基本符合线性关系;峰值后,曲线存在不同程度的应力跌落现象,这是由于此时节理面的起伏锯齿被剪断,节理面逐渐变得光滑。根据Mohr-Coulomb准则可求得节理面粘结力c=4kPa和内摩擦角φ=30°,如图3,其相关系数为0.83,属于高度相关。

3 工程处理

力学参数的选取会对计算结果产生重大影响,甚至有可能得出不能接受的计算结果。岩体宏观力学参数的研究一直是岩石力学最困难的研究课题之一。由于岩体中结构面的存在,以及水、风化等外营力的作用,使得岩体的力学行为与岩石试块所表现的力学行为之间存在着很大的差异。

采用原位试验方法确定岩体力学参数比室内岩块试验合理,但原位试验通常受到各种条件的限制,而且还存在一些尚待解决的技术问题。因此,如果我们考虑将岩块力学参数应用于岩体工程时,必须考虑岩块与岩体之间的差异,对参数进行工程处理,以使得对岩体工程所做的稳定性分析结果更接近于现场实际情况。因此需要利用室内试验资料,采用多种工程处理方法,得到符合工程实际的岩体力学参数。

3.1 粘结力的折算

节理面的粘结力c值不取决于试件的的尺寸大小,仅取决于节理面夹层的性质及其粗糙度,因而节理面粘结力的折减方法与岩石强度的折减方法完全不同,此处由工程类比折减系数取0.5。

3.2 节理面内摩擦角的折算

节理面的内摩擦角φ值不仅取决于夹层的性质,还取决于节理面自身的粗糙度影响。按照经验,对于节理面的试验值取适当的折减系数。根据工程类比法,此处取折减系数为0.80。节理面粘结力与摩擦角工程折减后结果为c=2kPa,φ=24°。

4 结论

通过室内节理岩体直剪试验,得到节理面应力应变响应,然后根据M o h rCoulomb强度准则计算相应粘结力和内摩擦角,并利用数据的工程处理得到岩体物理力学参数,为进一步的计算分析提供基础。

摘要：通过室内节理岩体直剪试验,得到节理面应力应变响应,以及剪应力和正应力之间的关系;然后根据Mohr-Coulomb强度准则计算相应粘结力和内摩擦角,并通过数据的工程处理将岩块参数转换为岩体物理力学参数,为进一步的计算分析提供数据基础。

关键词：直剪,粘结力,内摩擦角,工程处理

参考文献

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[3]Johnston I W,Choi S K.A synthetic soft rock for laboratory model studies.Geotechnique.1986,36(2):251-263.

[4]叶金汉.岩石力学参数手册[M].北京:水利水电出版社.1991.

节理岩体 第4篇

节理是普遍存在于天然岩体中的缺陷,对岩石的力学特性有着极大的影响。而在众多节理中,平行结构的节理占据着主导地位［1］。事实上,目前对应力波在多个节理岩体中的传播研究多数集中在相互平行的节理岩体［2 － 4］。因此,研究层状节理岩体中应力波的传播规律是了解岩体物理力学性质和动力特性的基础,对工程爆破［5］,隧道开挖,地下空间利用等方面有着重要的意义。

国外学者Thomson W. T. 在1950 年就开始对层状岩体中应力波的传播规律进行研究,并且基于弹性波理论推导了波传播的矩阵表达式［6］。1979 年,武汉岩体力学研究所王靖涛［7］运用复合材料力学理论导出了能够反映层状岩体中轴对称应力场柱面波几何弥散现象的表达式。目前,这方面的研究主要集中在理论方面,其解析方法主要采用线性位移不连续模型和等效连续模型［8 － 9］。近年来,也有一些新的解析方法用来研究层状节理岩体中的应力波传播,如Li J. C.［10］提出了改进的等价粘弹性介质方法来研究应力波入射角度、节理厚度、应力波频率等特性对层状节理岩体中应力波传播的影响。ZhuJ. B. 等［11］基于分层介质模型,通过研究层状节理岩体充填介质粘性对应力波的影响,得到粘性节理比弹性节理吸收更多的能量,且随着节理层数的增加,透射系数减小。王帅［13］等基于波动理论和位移不连续理论,采用频域分析方法对层状节理岩体中一维SV波的传播规律进行了研究,得到位移透射系数与节理间距变化有较大的关系,而与节理条数关系较小的结论。上述研究均是在理论上分析了部分假设条件下应力波在节理岩体中的传播,且研究的均为单一波形在层状节理岩体中的传播,与实际工程有一定的差异。对于实际工程中的爆炸应力波的研究较少。夏致晰［12］等理论分析了不同强度岩层层面处的透反射与衰减,指出岩层层面处的透反射与衰减主要是由于两侧岩石的波阻抗不同引起的,而对于节理本身对应力波的透反射与衰减未做考虑。基于上述分析,作者通过地质力学模型试验,开展了层状岩体中节理对爆炸应力波传播规律的研究,得到爆炸应力波入射节理的角度对应力波的衰减有较大的影响。全面了解爆炸应力波在节理岩体中的传播规律,将对工程爆破参数的设计与施工具有重要的理论指导意义。

1 爆炸应力波传播试验研究

1. 1 试验模型设计与制作

由于实际爆破工程中,地质条件复杂、现场试验费用高、危险性高等原因,往往无法进行现场试验。因此,在爆破工程研究过程中相似模拟试验应用广泛［13 － 14］,其相似模拟主要考虑几何相似、动力相似以及相似材料配比等因素［15］。为了便于试验操作,对模型做了4 个方面的简化和假设: 1模拟岩体为均质、连续、各向同性的介质; 2模拟岩体顶部和侧面无荷载,研究在爆破作用瞬间爆破应力波的传播特征; 3模拟节理为水平层状节理,节理面连续; 4由于小药量能量衰减快,在周边不设置消波措施,设置测点测试应力波在试验体表面的反射能量。

试验采用Froude比例法,根据某金属矿山地质力学参数,选取用水泥砂浆模拟矿山岩体,5mm厚的阳光板模拟岩石节理,浇筑了有平行节理和完整的2 个地质力学试验模型,如图1 所示。模型尺寸为: 长 × 宽 × 高= 2 440mm × 1 400mm × 2 050mm,节理模型预设3 个间距均为140mm的节理,模型尺寸与节理布置如图2 所示。

1. 2 试验测试

为了形成爆破作业面,先分别对完整和节理模型进行人工开挖,开挖巷道断面尺寸为: 宽度790mm,直墙高390mm,拱高270mm,开挖进尺300mm。然后采用爆破的方式进行开挖,来测试爆炸应力波在节理中的传播特征,测试仪器为成都中科测控有限公司的TC - 4850 型爆破测震仪。第1次开挖布置1 个炮孔,装药50g,第2 次开挖布置了3 个炮孔,毎孔装药40g,炮孔布置如图3 所示。试验测试布置两个测点,第1 测点布置在爆源垂直方向,即测点与爆源连线垂直节理面,第2 测点布置在爆源斜上方,即测点与爆源连线与节理面成一定角度,测点位置如图2 所示。

2 试验结果分析

通过对完整地质模型和节理地质模型巷道爆破开挖时爆破震动测试,得到测点1、2 的速度时程曲线分别如图4、图5。图中( a) 、( b) 、( c) 分别为第1次爆破时各测点x、y、z方向的速度时程曲线; ( d) 、( e) 、( f) 分别为第2 次爆破时各测点x、y、z方向的速度时程曲线。

通过对图4 和图5 分析,得到不同测点不同方向上质点速度时程变化特征如下:

1) 在爆破波垂直入射节理面条件下,第1 次爆破时,横向( 时程曲线中的x方向) 有节理模型峰值速度比完整模型明显降低,而在垂直方向( 时程曲线中的z方向) 和纵向( 时程曲线中的y方向) 两者峰值速度和时程曲线基本一致。第2 次爆破时,横向有节理模型峰值速度比完整模型降低幅度较少,但在垂直方向和纵向有节理模型中峰值速度比完整模型衰减非常明显,纵向和垂直方向速度衰减分别达到70% 和54% 。由此可以看出,对于不同的方向和不同装药结构,在各方向上的应力波衰减是不一致的。因此,在研究爆破应力波衰减规律时应综合考虑3 个方向上的应力波衰减。

2) 当爆破波斜入射节理面传播时,在横向,速度峰值不但没有降低,反而有所增加,垂直方向峰值速度基本保持不变,仅在纵向有明显的衰减。第1次爆破时衰减约80% ,第2 次爆破时衰减约46% 。

3) 节理的存在阻碍了爆炸应力波的传播,因此节理模型峰值到达时刻要比完整模型峰值到达时刻晚。

从上述结论可知,节理的存在阻碍了爆破应力波的传播,且存在各向异性。而在以往的爆破应力波传播规律研究中,一般仅考虑单一方向的应力波传播。所以,同时考虑3 个方向的应力波衰减规律是有重要意义的。图6 为各测点x、y、z 3 个方向的速度合成时程曲线,图6 中( a) 、( b) 分别为第1 次爆破时1、2 号点的速度合成时程曲线,图6 中( c) 、( d) 分别为第2 次爆破时1、2 号点的速度合成时程曲线。

从图6 可以看出,完整模型质点峰值速度比节理模型质点峰值速度大。测点1 第2 次爆破时的峰值速度比第1 次爆破时的峰值速度略低,且衰减幅度也更大,分析认为第2 次爆破时3 个炮孔布置间距较远,最上方炮孔离测点1 位置最近,试验测得峰值的数据实际上是一个炮孔爆炸时产生的应力波。测点2 第2 次爆破峰值速度明显大于第1 次爆破。这是因为第2 次爆破时3 个炮孔与测点2 距离相差不大,且有两个炮孔与测点2 连线未经过节理面,即测点2 第2 次爆破时的峰值速度为第2 次爆破总药量所产生的速度。

3 结论

1) 当爆炸应力波垂直入射节理面时,在横向衰减不明显,在垂直方向和纵向上的衰减很明显并且幅度较大,衰减量分别达到70% 和54% ; 当应力波斜入射节理时,横向和垂直方向没有明显的衰减,纵向上的衰减很明显并且幅度较大,衰减量达到80% 。主要原因为节理岩体不是理想的完全弹性介质,存在对应力波的吸收作用和内摩擦力,从而产生对能量的吸收和衰减作用。

2) 在研究节理阻碍应力波的传播时,因应力波传播存在各向异性,不能仅考虑单一方向的应力波传播特征; 而应该综合考虑3 个方向合成的应力波衰减规律。

3) 爆炸应力波的传播与装药结构有着重要的关系。爆炸应力波的峰值速度取决于装药的密集程度,当各药包距离超过一定距离时,实际测量的速度时程为最近药包爆破产生的应力波,并非总药量产生的应力波的叠加。

摘要：为了研究爆炸应力波在岩体中的传播规律,基于相似理论,开展了爆炸应力波在层状节理岩体中衰减的实验研究。研究表明,节理阻碍应力波的传播且存在各向异性;对于垂直或小角度入射节理的应力波,在垂直方向和纵向的衰减很明显并且幅度较大,在横向衰减不明显;对于斜入射节理的应力波,横向和垂直方向没有明显的衰减,纵向的衰减很明显并且幅度较大;应力波的合成峰值速度与炮孔密集度之间的关系密切,当炮孔间距超过一定距离时,实际测得的速度时程为最近药包爆破产生的应力波,并非总药量产生的应力波的叠加。

节理岩体 第5篇

“构造应力场”这一概念由李四光教授在上世纪四十年代提出, 他认为构造形迹与对应的应力方向和应力作用方式是存在一定联系的, 可以利用构造形迹来反推构造应力场[5]。因此, 在进行构造应力场分析时, 选择适当的构造裂隙恢复古应力状态是其中的关键环节[6,7]。文章借助这一思想, 在野外岩体节理测量基础上通过构造形迹筛分和赤平投影对北山芨芨槽岩体构造应力特征进行了初步分析[8]。

1 区域地质概况

研究区行政区划属于甘肃省玉门市, 南距兰铁路和312国道约80km。芨芨槽单元岩体呈透镜状, 北西~南东向展布。东部出露良好, 宽度大, 中西部则有大量变质岩和辉长岩残留体, 使其接触带形态为港湾状。北西长13km, 北东宽3~4km, 面积约26km2。为低山岗丘局部为小片戈壁滩地貌。岩体顶部变质岩角岩化明显。在岩体内和顶部、边质岩中, 有大量花岗岩脉、伟晶岩脉、细晶岩脉和基性岩脉分布。

研究区处于敦煌地块、北秦岭加里东褶皱带与祁连山加里东褶皱带的结合部位。区内构造形迹的形成及其空间展布、以及各期次构造应力场特征, 与三大构造单元的构造作用息息相关[9]。

2 研究区结构面分布概况

研究区构造主要是由断层、岩脉以及一系列的构造裂隙组成的较为复杂的构造系统, 根据研究区及其外围构造形迹的空间展布情况, 将研究区构造形迹归纳为NE向与NW向两大构造体系:

2.1 NE向构造体系

主要由一系列呈NE-NEE走向的断层、岩脉及裂隙组成, 具体包括了分别倾向NW和SE两个方向的两组结构面。其中倾向NW的结构面更发育, 两组结构面主要以扭性为主, 张性结构面也占有一定的比例, 但多与后期构造改造作用有关。形成于最大主应力垂直、最小主应力水平的应力环境中。

2.2 NW向构造体系

由一系列呈NW-NWW走向的断层、岩脉及裂隙组成, 具体包括了分别倾向NE和SW的两组中、陡倾结构面以及一组缓倾结构面。其中以倾向SW的结构面最为发育, 倾向NE的结构面次之, 而缓倾结构面不具有明显的方位优势, 在赤平投影图中仅显示为分别由NE与SW两侧向中心对接的条带。尽管该组缓倾结构面的走向与中、陡倾结构面一致, 但从其成生的构造环境以及形成次序都与陡倾的两组结构面不同, 它们为更晚期构造作用的产物。各组结构面中, 陡倾的两组结构面以扭性和张 (扭) 性为主, 中、缓倾结构造面以扭性兼具压性为主。NW向构造体系形成的应力环境较为得复杂, 经历了多期构造的反复和叠加作用。

对研究区内地表2685条裂隙进行现场测量, 根据所得裂隙产状统计数据, 绘制结构面等密图, 获得测区内裂隙的空间分布状况, 如图1, 将测区内的基体裂隙划分为5大组, 各组的分布范围及其优势方位如表1所示。

3 节理的分期和配套

芨芨槽花岗岩体中的构造节理形成于花岗岩侵位之后, 从构造节理发育的组数、密度、规模等可以看出, 区内岩体经历过多期次、多阶段构造变动和构造改造, 对应形成了多期、多级的复杂节理体系。一般而言, 同一期构造变动形成的结构面往往具有一定的系统性特征, 因此理顺结构面体系与应力环境的派生关系, 是阐明构造应力场的演变及结构面演化过程的关键所在。为此, 基于构造解析的基本原理, 在对测区中各类结构面进行详细统计调查的基础上, 采用构造形迹筛分法对各类节理进行分期配套[10]。

3.1 构造节理的分期

节理的分期通常主要依据两个方面, 其一是根据节理组的交切、限制关系, 其二是利用与各期次节理有关的地质体, 如与岩脉等的关系。其中最直接的依据是节理组的交切关系。

3.1.1 节理的交切

研究区内各类酸性岩脉广泛发育, 而且在NE和NW两大构造体系对应的节理裂隙内均有充填, 它们与节理组的交切、错位关系较好地反映出节理的早晚关系与发育期次。图2为研究区内观测到的几组典型的无充填型节理与岩脉充填型节理的交切情况。

从图2中可见, NE走向的无充填型陡倾节理 (3) 切断了NW走向与NWW走向的伟晶岩岩脉 (1) 与 (2) 。NE向节理北侧脉体向SW方向错动, 节理南侧脉体侧向NE方向错动, 岩脉对应点错开约40-80cm不等, 岩脉沿NE向中、陡倾节理表现出左行错列特征, 反映了NE向的节理形成要晚于被岩脉充填的NWW与NW走向的节理。图2 (a) 和 (c) 中岩脉 (2) 又有切断岩脉 (1) 的迹象, 但被切成多段的岩脉 (1) 沿岩脉 (2) 走向的错位不明显, 而且多段脉体的切错方向也不一致, 更多的表现为交叉现象, 其早晚关系不明确。

图2 (d) 中NE与NNE走向的无充填节理 (2) 、 (3) 同时切断了NWW走向的伟晶岩岩脉 (1) , 并且在NE与NNE走向节理形成的锐夹角区的南侧区域内, 被切割的脉体具有向锐夹角尖端运动的趋势, 岩脉沿节理 (2) 呈右行错列, 沿节理 (3) 呈左行错列, 上述特征反映了岩脉充填的NWW向的节理的形成要早于 (2) 、 (3) 两组节理的形成时间, 而 (2) 、 (3) 两组节理交叉出现具有共轭节理的运动学特征, 应该为同一期次的节理。

由此可以判定, 测区内NW与NE向陡倾节理体系分属不同期次构造作用的产物, 其中向NW构造体系主要为构造作用早期的产物, 而NE向构造体系的形成明显晚于NW向构造的形成时间。

3.1.2 节理的限制

与节理的交切不同, 节理之间的限制作用主要表现为晚期节理的发育局限在早期节理之间, 往往是延伸至另一组节理前突然中止, 而且在被切割节理的另一侧找不到对应的错位点。如图3所示, NE向的陡倾节理限制了NW向缓倾节理发育, 尽管表观上是NE向节理切断了NW向节理, 但缓倾节理基本上局限在NE向节理之间, 任一条NE向节理两侧的“错位”缓倾节理都无法进行对应。NE向陡倾节理对NW向缓倾节理的限制表明, NW向缓倾节理的形成晚于NE向陡倾节理的形成时间。

综合以上节理的交切、限制关系, 可以判定, 研究区内NW与NE向构造体系分属不同的时代构造作用的产物。从形成的先后次序来看, 其中NW向构造体系中的中陡倾节理主要为构造作用早期的产物, NE向构造体系的形成明显晚于NW向构造的形成时间, 而NW向构造体系中的缓倾节理则为更晚时期的产物。

3.2 构造节理的配套

图2 (d) 中NE走向系列的节理 (2) 、 (3) 表现出的共轭特征, 表明它们是在统一应力场作用下形成的同期节理体系, 其中节理 (2) 的极点位于赤平投影大圆面的SE域, 落入了测区节理分组中的第4组节理的分布区域内, 而节理 (3) 则落入赤平投影大圆NW域的第2组节理范围内, 因此可以认为研究区节理分组中的2、4两组节理基本上属于共轭节理。而NW向节理体系中, 节理组 (1) 、 (2) 往往成对出现, 彼此交切但错位不明显, 但切错的两组节理中先后次序不固定, 表明NW与NWW走向的节理组很可能是一组共轭节理。与节理分布图相对照 (如图4) , 图2 (a) (b) (c) 中NW走向节理落入投影网的SW域的范围内 (研究区第1组节理) , 而NWW走向节理则落入SW域或NW域范围内 (研究区第3组节理) , 因此, 节理分组的1、3两组为另一对共轭节理。

4构造应力场的演变

节理分期配套确定的NW与NE向中陡倾节理体系自身均为共轭节理组合, 两组共轭节理系均表现出锐夹角偏小的特点。共轭节理作为统一应力场作用下的构造产物, 与主应力之间存在一定的对应关系。一般来讲, 主应力中的σ1对应于共轭节理的锐角平分线, 而最小主应力σ3对应于共轭节理的钝角平分线, 中间应力σ2则对应于共轭节理的交线。按主应力的空间方位组合, 一般有正断型、逆断型和走滑型三种应力状态类型, 各种类型的主应力方位如图5所示。测区内节理分期配套确定的共轭节理的赤平投影分析表明, NW向中陡倾节理形成于NW向的构造挤压应力环境, 而NE向中陡倾节理体则形成于NE向构造挤压应力环境。但主应力状态分析表明, NE与NW向节理的最大主应力σ1的方位均在铅直方向, 真正起平面挤压作用的应该是最小主应力σ3, 因此NW与NE节理系均形成于为正断型应力环境当中 (图6) 。

从区域构造背景来看, 北山地区晚古生代末期已进入板内构造时期, 为二叠系花岗岩系裂谷作用下岩浆侵位的产物, 由于下部地幔隆起作用, 显示出地壳熔体和造山晚期花岗岩的特点[11]。这与本次节理分期配套确定的早期NW向共轭节理系的主应力状态相吻合, 说明花岗岩侵位以后较长时间内, 仍然保持并延续了这种裂谷型或正断型应力作用环境, 因此形成了最大主应力近于垂直、最小主应力呈NE向水平挤压作用下的NW向陡倾节理体系。其后, 板内作用发生消长调整, 最小主应力由NE向偏转向NW向, 形成了最大主应力近于垂直、最小主应力呈NW向水平挤压作用下的NE向陡倾节理体系, 因此NE向陡倾节理系多切错早期的NW向陡倾节理组。

NE向陡倾节理形成之后, 板内构造作用再次调整, 主应力状态由正断型向走滑型转换, 最大主压应力呈NE-SW向, 最小主应力呈NW-SE向, 显示了中生代以来裂谷作用下岩浆侵位的隆升趋势已基本上消失, NE向水平挤压成为本区最主要的应力作用方式, 并由水平挤压初期的走滑型应力环境很快过渡到逆断型应力环境, 而NE向的挤压作用则一直持续至今。

5 结束语

综上所述, 初步推断研究区内节理的形成演化及构造应力场变化主要经历了以下三个阶段: (1) NW向中、陡倾节理体系形成阶段:中生代以来, 本区继承了二叠纪花岗岩侵位的裂谷型应力环境, 在最大主应力垂直、最小主应力水平且呈NE-SW向挤压作用下, 形成NW向中、陡倾节理体系; (2) NE向中、陡倾节理体系形成阶段:板内作用调整导致最小主应力由NE转向NW, 形成最大主应力垂直、最小主应力呈NW-SE向挤压作用下, 形成NW向中、陡倾节理体系。该阶段与第 (1) 阶段的应力状态总体处于张性裂谷环境的贯性活动持续阶段, 因此也是大量岩脉的产出阶段。 (3) NW向中缓倾节理体系形成阶段:岩浆侵位的惯性作用消失, 应力环境转化为NE-SW向的水平挤压, 并由水平挤压初期的走滑型应力环境很快过渡到逆断型应力环境, 形成了NW向的中缓倾节理体系。

参考文献

[1]王驹, 苏锐, 陈伟明, 等.中国高放废物深地质处置[J].岩石力学与工程学报, 2006, 25 (4) :649-658.

[2]王驹, 陈伟明, 苏锐, 等.高放废物地质处置及其若干关键科学问题[J].岩石力学与工程学报, 25 (4) :801-812.

[3]П·Н·尼可拉耶夫, 张之一.裂隙统计分析和重建构造应力场的方法[J].河北地质学院学报, 1980, 03, 54-62.