热湿循环作用下节理砂岩重复剪切力学特性及本构模型

张景昱; 詹润禾; 邓华锋; 李建林; 王文东; 宛良朋

doi:10.11779/CJGE20230652

热湿循环作用下节理砂岩重复剪切力学特性及本构模型 English Version

1.
三峡大学三峡库区地质灾害教育部重点实验室, 湖北宜昌 443002
2.
中国长江电力股份有限公司, 湖北武汉 430014
3.
中国三峡建设有限管理公司, 四川成都 610041

基金项目:

国家自然科学基金项目 52009067

国家自然科学基金项目 U22A20600

三峡库区地质灾害教育部重点实验室开放基金项目 2022KDZ23

详细信息

作者简介:
张景昱(1987—)，男，副教授，主要从事水工岩土工程方面的研究工作。E-mail：zhangjingyu@ctgu.edu.cn

通讯作者:
邓华锋, E-mail: dhf8010@ctgu.edu.cn

中图分类号: TU470
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出版历程
- 收稿日期: 2023-07-10
- 网络出版日期: 2024-03-24
- 刊出日期: 2024-09-30

Repeated shear mechanical properties and constitutive model of jointed sandstone under heat-wet cycles

1.
Key Laboratory of Geological Hazards on Three Gorges Reservoir Area, China Three Gorges University, Ministry of Education, Yichang 443002, China
2.
China Yangtze Power Co., Ltd., Beijing 100033, China
3.
China Three Gorges Construction Co., Ltd., Chengdu 610041, China

摘要

摘要: 乌东德、白鹤滩等大型水库处于金沙江典型干热河谷内，其岸坡消落带岩土体除经受库水位每年大幅升降以及汛期小幅频繁变化的影响外，还包括干热河谷高温低湿气候条件以及区域高频地震和水库地震的影响。为研究干热河谷地区消落带节理岩体的损伤劣化特性，在前期水-岩作用的研究基础上，以乌东德库区典型岸坡节理砂岩为研究对象，开展了热湿循环作用下节理砂岩重复剪切试验，分析了节理岩体的剪切力学特性劣化规律和劣化机理，并分段建立了考虑热湿循环作用损伤的节理砂岩剪切本构模型。研究表明：①在热湿循环以及重复剪切作用下，节理砂岩的抗剪强度、剪切刚度、剪切重点剪胀值和屈服点剪切位移均呈现“快-缓-稳”的劣化趋势，其中在前3个循环周期内劣化幅度显著，劣化占比近70%，3~8个循环周期内劣化速率放缓，8个循环周期后劣化速率趋稳；②相比于干湿循环，热湿循环对岩石孔隙度和纵波波速的影响更大，且岩石颗粒间的连接作用在较高温度的影响下更易遭受破坏；③根据剪切应力-剪切位移曲线特征，建立了以Goodman模型和Clough-Duncan双曲线模型分段修正描述的本构模型，模型曲线与试验结果能够较好吻合。研究成果及方法可为干热河谷水库岩质岸坡消落带稳定分析提供参考。
- 干热河谷 /
- 水库消落带 /
- 热湿循环 /
- 节理岩体 /
- 劣化效应
Abstract: The large reservoirs of Wudongde and Baihetan are located in the typical dry and hot valley of the Jinsha River. The rock and soil masses in the fluctuating zone of the bank slope are affected by the annual large rise and fall of the reservoir water level and the small frequent changes during the flood season, as well as the high temperature and low humidity climate conditions in the dry and hot valley, regional high-frequency earthquakes and reservoir earthquakes. In order to study the damage and degradation characteristics of jointed rock masses in the dry hot valley region, based on the previous researches on water-rock interaction, a repeated shear test on the jointed sandstone under heat- wet cycles is conducted in a typical bank slope in Wudongde reservoir area. The degradation law and mechanism of shear mechanical properties of jointed rock masses are analyzed, and a shear constitutive model for the jointed sandstone considering heat-wet cycling damage in sections is established. The results show that: (1) Under the action of heat-wet cycles and repeated shear, the shear strength, shear stiffness, shear expansion value and yield-point shear displacement of the jointed sandstone exhibit a "fast-slow-stable" deterioration trend. Among them, the degradation amplitude is significant in the first three cycles, accounting for nearly 70% of the degradation rate. The degradation rate slows down within 3 to 8 cycles, and stabilizes after 8 cycles. (2) Compared to the dry-wet cycle, the heat-wet cycle has a greater impact on rock porosity and longitudinal wave velocity, and the connection between rock particles is more susceptible to damage at higher temperatures. (3) According to the characteristics of shear stress-shear displacement curve, the modified constitutive model described by Goodman model and Clough-Duncan hyperbola model is established, and the model curve is in good agreement with the test results. The research results and methods can provide reference for the stability analysis of the rocky bank of reservoirs in dry hot valley.
- dry hot valley /
- reservoir drawdown zone /
- heat-wet cycle /
- jointed rock mass /
- deterioration effect

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0. 引言

近年来，预应力岩土锚固技术迅速发展，其安全、经济、简便，已广泛应用于多个工程领域，发挥了重要的加固支护作用。在水利水电工程、矿山工程、交通工程、桥梁工程中，预应力锚索已经成为岩土体加固的首要手段，并且在各种工程中，预应力锚索的布置数量也非常多^[1-3]。如三峡双线五级船闸高边坡工程共安装了1000 kN预应力锚索两百余束，3000 kN预应力锚索近四千束，400 kN高强锚杆近十万根，加固岩石边坡楔形块体千余个^[4]。

在实际工程中，锚索会因水、空气以及赋存环境中的有害离子侵蚀而产生腐蚀、断口等缺陷，导致预应力锚索在工作过程中失效^[5-6]。在长期运行条件下，预应力锚索因其性能演变、索体损伤等带来的锚索失事风险逐渐显现出来，且目前在预应力锚索长期运行条件下，对其工作性状及可能存在的腐蚀、缺口位置的监测、检测、评价方面缺乏有效技术手段。

之前的学者研究得到^[7]：通过光纤或从光纤末端反射的光信号强度易于测量，且光纤的断裂会导致信号突然减小，根据这一原理，将光纤与锚索结合，并将光纤垂直于预期的裂纹扩展方向放置，就可以检测裂纹的位置。但这些传感器难以控制故障一致性（为了实现一致性，所有光纤都必须以完全相同的方式耦合到结构上），并且由于玻璃光纤是一种脆性材料，具有很高的材料可变性，可能在不同的应变下失效。因此采用光纤断裂而引起的信号强度变化来检测锚索裂纹位置有效性低。

随着锚索监测技术的不断发展，目前应用成熟的光纤光栅传感技术，以及研发的封装技术^[8]，可以实现对无黏结预应力锚索长期工作状态的实时监测^[9-10]。本文针对锚索工作中缺陷监测的不足提出了一种基于应变体监测技术来确定锚索缺陷具体位置的理论方法。通过对中部、左侧、右侧缺陷锚索进行反复张拉试验，揭示了缺陷位置对不同位置应变体监测结果的影响规律，并通过15组不同缺陷位置数值模拟试验拟合建立了根据应变体响应规律确定缺陷位置的方法，为将预应力锚索长期运行过程中产生的缺陷反映出来提供理论支撑。

1. 锚索缺陷监测试验方案

试验采用双监测结构（由应变体和光纤光栅应变片组成，图 1（a））缺陷监测形式，对锚索上3组不同缺陷（通过角磨机打磨形成，图 1（b））位置分别进行张拉试验，每组试样进行10次反复张拉，张拉力荷载为150 kN，试验方案如图 1（c）所示。

图 1 试验方案及试样照片

Figure 1. Test schemes and photo of samples

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试验材料为：锚索采用每股由7根5 mm低松弛高强钢丝组成的钢绞线，抗拉强度为1860 MPa，弹性模量为210 GPa；监测结构（应变体）材料选用20CrMnTiH钢材，抗拉强度为1080 MPa，弹性模量为207 GPa；锚索试样长度150 cm；监测结构（应变体）直径3.06 cm，长6.28 cm。

2. 锚索缺陷监测试验结果分析

试验过程中记录了锚索张拉至150 kN后监测结构应变值，如图 2所示。监测结果表明：①缺陷位于两个监测结构之间时，两个传感器应变量值较为接近，其中距缺陷更近的传感器2应变更大，说明离缺陷越近对监测结构的影响越大。②缺陷位于监测结构左侧时，靠近缺陷位置的传感器1的应变值明显大于传感器2的应变值。③缺陷位于监测结构右侧时，靠近缺陷位置的传感器2的应变值明显大于传感器1的应变值，符合一般规律。④根据缺陷附近监测结构的应变响应特征可以直接判断缺陷位置的大概区间，但由于样本数量，仅通过物理模型试验很难精确定位缺陷具体位置。

图 2 结构应变监测结果

Figure 2. Monitoring results of strain

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3. 锚索缺陷监测的数值仿真试验

为解决物理模型试验数量有限，无法精确定位缺陷位置的问题，本文采用数值模拟分析方法，通过15组不同缺陷位置数值模拟试验拟合建立了根据应变体响应规律确定缺陷位置的方法。

数值模拟试验采用Abaqus软件，按照线弹性模型计算。参数选取为：锚索弹性模量210 GPa，泊松比0.3；监测结构（应变体）弹性模量207 GPa，泊松比0.3。计算边界条件为：模型顶部（z=1500 mm）固定约束，模型底部（z=0）施加面力，大小为1000 MPa（面力转化成锚索轴力后为150 kN）。

试验采用圆柱体结构对锚索进行模拟。应变体和钢绞线耦合效果良好，在创建模型时不设置相互作用，以连续模型计算，其中锚索长度1500 mm，直径14 mm，监测结构（应变体）长度63 mm，直径30 mm。模型以沿锚索轴线方向为z轴，以张拉端为起点指向固定端为正值，x，y轴满足右手螺旋定则。并分别在两传感器左侧、中间、右侧设置缺陷，进行数值模拟试验时，在各监测结构（应变体）表面中部相同位置处选取一结点来监测模拟传感器安放位置。模型以沿锚索轴线方向为z轴，以张拉端（右侧）为起点指向固定端（左侧）为正值，全长1500 mm，分别在右侧、中部、左侧各设置5个缺陷，右侧缺陷设置位置依次为：100 mm（右1），180 mm（右2），260 mm（右3），340 mm（右4），420 mm（右5）；中部缺陷设置位置依次为：550 mm（中1），600 mm（中2），650 mm（中3），700 mm（中4），750 mm（中5）；左侧缺陷设置位置依次为：900 mm（左1），1000 mm（左2），1100 mm（左3），1200 mm（左4），1300 mm（左5）。计算模型与计算方案如图 3所示。

图 3 计算模型与计算方案

Figure 3. Computational model and scheme

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采用与物理试验相同条件的3组数值仿真模拟试验结果如图 4所示，数值计算结果与物理试验结果具有相同的规律：越靠近缺陷位置，监测结构的应变越大；通过缺陷位置附近监测结构的应变监测可判断缺陷位置所在区间。

图 4 变形分布云图

Figure 4. Distribution map of deformation

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15组不同缺陷位置的计算结果如表 1~3所示。表中数据表明当缺陷位于两应变体左侧或右侧时，只能根据应变情况确定出缺陷位于两应变体的哪一侧，并不能反映出缺陷的准确位置；当缺陷位于两应变体中间时，其应变情况与缺陷位置表现出了较好的对应关系，进而可以根据所测数据来拟合确定出这种关系。

表 1 左侧缺陷应变值

Table 1. Strain values in case of left defect

缺陷位置（右侧）	1号传感器/ με	2号传感器/ με	应变差/ με
右1	1.026×10³	1.03×10³	-4.07954
右2	1.026×10³	1.03×10³	-4.07966
右3	1.026×10³	1.03×10³	-4.08269
右4	1.026×10³	1.03×10³	-4.08071
右5	1.026×10³	1.03×10³	-3.97698

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表 2 中部缺陷应变值

Table 2. Strain values in case of middle defect

缺陷位置（中部）	1号传感器/ με	2号传感器/ με	应变差/ με
中1	1.041×10³	1.043×10³	-1.3766
中2	1.042×10³	1.043×10³	-4.55766×10^-1
中3	1.042×10³	1.042×10³	2.01399×10^-2
中4	1.043×10³	1.042×10³	4.53554×10^-1
中5	1.043×10³	1.041×10³	1.49256

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表 3 右侧缺陷应变值

Table 3. Strain values in case of right defect

缺陷位置（左侧）	1号传感器/ με	2号传感器/ με	应变差/ με
左1	1.043×10³	1.039×10³	3.78827
左2	1.043×10³	1.039×10³	3.82529
左3	1.043×10³	1.039×10³	3.82494
左4	1.043×10³	1.039×10³	3.82517
左5	1.043×10³	1.039×10³	3.82506

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根据编号中1至中5的应变数据，拟合得到缺陷距两传感器中点的距离L与两传感器应变差 $\varepsilon$ 之间的关系（图 5）：

$L = - 21.684{\varepsilon ^3} + 1.018{\varepsilon ^2} + 114.43\varepsilon - 0.8872 。$

(1)

图 5 关系曲线拟合

Figure 5. Fitting of relationship curve

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式中： $\varepsilon$ 为2，1号传感器所测应变值差值；L为缺陷位置距两传感器中点的距离。

4. 结论

（1）采用双监测结构（应变体）缺陷监测形式，通过对分别设置有中部、左侧、右侧缺陷的锚索进行张拉试验，分析缺陷位置与应变的关系。结果表明左、中、右缺陷情况下所测应变均会发生变化，左侧、右侧情况下应变差相似并大于中部情况，且与锚索缺陷距离最近的应变体上的应变变化最大，表明通过缺陷附近监测结构响应特征可判断缺陷所在区间。

（2）结合数值模拟试验，对锚索左、中、右各设置5组缺陷进行了模拟分析，结果表明左、右两侧缺陷情况下各组应变差值无明显差异，中部缺陷情况下各组应变情况表现出了良好的对应关系。

（3）根据中部缺陷情况下各组的应变结果，建立了缺陷距两传感器中点的位置L与两传感器应变差 $\varepsilon$ 之间的关系，为确定锚索缺陷具体位置提供了一种可行途径。

图 1 金沙江典型干热河谷区域示意图

Figure 1. Typical dry and hot valley area of Jinsha River

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图 2 试验岩样

Figure 2. Test rock samples

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图 3 YRK-2岩石浸泡-风干试验仪

Figure 3. YRK-2 rock soaking air drying tester

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图 4 节理面剪切应力-剪切位移曲线

Figure 4. Shear stress-shear displacement curves of joint plane

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图 5 节理面法向位移-剪切位移曲线

Figure 5. Normal displacement-shear displacement curves of joint plane

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图 6 节理面抗剪强度劣化规律曲线

Figure 6. Curves of shear strength degradation of joint plane

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图 7 黏聚力、内摩擦角劣化规律曲线

Figure 7. Curves of degradation law of cohesion and internal friction angle

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图 8 砂岩纵波波速和孔隙度变化规律图

Figure 8. Variation patterns of longitudinal wave velocity and porosity in sandstone

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图 9 不同循环周期典型试样SEM照片

Figure 9. SEM photos of typical samples with different cycles

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图 10 参数r对曲线弹性阶段形态的影响

Figure 10. Effects of parameter on shape of elastic stage of curves

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图 11 参数r随试验周期N的变化规律曲线

Figure 11. Curves of variation of parameter r with test period N

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图 12 屈服点处剪切刚度K_sρ随试验周期的劣化规律曲线

Figure 12. Deterioration law curves of shear stiffness K_sρ at yield point ρ with test period N

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图 13 参数n对曲线弹性阶段形态的影响

Figure 13. Effects of parameter n on shape of elastic stage of curves

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图 14 剪切本构模型理论曲线与试验值对比图

Figure 14. Comparison between theoretical curve and experimental value of shear constitutive model

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表 1 节理面变形参数统计表

Table 1 Parametric statistics of deformation of joint plane

法向应力/MPa	周期	剪切刚度/ (GPa·m^-1)	剪切终点剪胀值/mm	屈服点剪切位移/mm
0.5	0	1.10	0.45	1.25
	1	0.90	0.26	1.40
	3	0.76	0.19	1.50
	5	0.67	0.18	1.59
	8	0.58	0.17	1.64
	12	0.56	0.16	1.68
1.0	0	1.55	0.40	1.31
	1	1.24	0.23	1.47
	3	1.03	0.17	1.59
	5	0.88	0.15	1.71
	8	0.75	0.14	1.77
	12	0.71	0.14	1.82
1.5	0	1.90	0.35	1.33
	1	1.50	0.19	1.52
	3	1.20	0.14	1.65
	5	0.98	0.13	1.77
	8	0.82	0.12	1.85
	12	0.77	0.12	1.88
2.0	0	2.34	0.47	1.36
	1	1.82	0.26	1.55
	3	1.44	0.19	1.69
	5	1.16	0.17	1.83
	8	0.95	0.16	1.92
	12	0.88	0.15	1.96

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表 2 本构模型相关参数

Table 2 Relevant parameters of constitutive model

周期	0	1	3	5	8	12
u_ρ/mm	1.25	1.4	1.5	1.59	1.64	1.68
u_m/mm	14.98	14.98	14.98	14.99	14.96	14.97
τ_ρ/MPa	0.59	0.51	0.46	0.41	0.38	0.37
τ_m/MPa	0.78	0.7	0.6	0.57	0.55	0.54
K_sρ/(GPa·m^-1)	0.34	0.3	0.26	0.24	0.23	0.23
r	0.73	0.8	0.86	0.91	0.99	1.05
n	0.65	0.57	0.65	0.72	0.74	0.64

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施引文献(3)

期刊类型引用(3)

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