常法向剛度條件下人工結構面剪切力學特性及損傷演化規律試驗研究

焦 峰 ， 許 江 ， 彭守建 ， 何美鑫 ， 張心睿 ， 程 亮

(重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室, 重慶 400044)

針對于淺部和深部工程，巖體中都存在大量的弱面，如結構面等，同時結構面容易受到壓剪破壞。隨著淺部資源的不斷開發，逐漸呈現出枯竭的趨勢，因此陸續向深部能源開采進發[1-3]。由于深部工程災害頻發且不同于淺部災害[4]，因此解決深地工程面臨的問題具有迫切性。淺部巖體不考慮剪脹效應，對法向荷載的影響屬于常法向應力邊界條件(CNL)，而深部巖體由于圍巖的限制而不能自由剪脹，因此作用在巖體上的法向荷載會持續增加，屬于常法向剛度(CNS)邊界條件。CNL 條件容易實現，且取得了豐碩的成果，張丹等[5]開展了不同法向應力條件下具有二級凸起體結構面的直剪試驗，分析了結構面的剪切破壞模式，驗證了二級凸起體破壞的方式。盧海峰等[6]通過開展不同法向應力下注漿結構面的直剪試驗，分析了注漿條件對結構面形貌特征的影響。祝艷波等[7]利用結構面直剪試驗，探究粗糙度對剪切力學性質的影響。賈云中等[8]通過變滑移速率下頁巖結構面剪切試驗，基于摩擦因數和滲透率變化分析了滲透性響應特征及演化規律。MORAD D 等[9]通過粗糙石灰巖結構面的剪切試驗，研究了剪切速度對結構面剪切力學性質的影響。江權等[10]鑒于3D 打印技術可以便捷地制作含復雜結構的三維實體，將3DP 技術引入到巖體/巖石力學試驗研究中。蘆譚等[11]通過三維掃描和3D 打印技術，利用光敏樹脂材料制作結構面模型，通過直剪試驗驗證了技術的可行性，為之后的研究方法提供了參考。隨著光學技術的進步，使得結構面的形貌數據更加精確，因此對結構面強度模型的研究同樣取得了大量的研究成果[12-16]。但是CNS 條件更加符合工程背景，近年來，隨著試驗設備性能的不斷提高[17-20]，CNS 條件的研究成果有所增加。趙衡等[21]通過做CNS 條件下的巖石-混凝土結構面的直剪試驗，給出了結構面粗糙度的度量方法，推廣了Patton 模型。尹乾等[22]通過做CNL 和CNS 條件下的直剪試驗，揭示了初始法向應力對砂巖剪切力學參數的影響。蔣宇靜等[23]通過開展CNS 條件下錨固和非錨固類巖石節理的剪切試驗，研究了邊界條件對節理力學性質的影響。劉日成等[24]通過開展CNS 條件下具有三維粗糙度結構面的直剪試驗，揭示了法向剛度和循環剪切次數對剪切力學性質的影響。HAN 等[25]通過做CNS條件下不同類型結構面的直剪試驗，探究了結構面的剪切力學性質。GUTIERREZ-Ch 等[26]進行不同邊界條件下巖石-混凝土界面的直剪試驗研究，并通過數值模擬結果對他人的研究成果進行驗證。

但是以上研究沒有將法向剛度的作用機理與結構面的破壞模式聯系起來。因此，筆者在充分考慮剪切位移的基礎上，系統探究了起伏角和法向剛度對結構面剪切力學特性的影響，得到CNS 條件下結構面的剪切力學特性及破壞模式，同時分析剪切過程中結構面的動態破壞過程。

1 試 驗

1.1 試樣制備

由于剪切試驗會使結構面產生不可逆的破壞，同時天然結構面不具有重復性，因此筆者使用自主設計的規則鋸齒狀結構面澆筑模具進行結構面制作，如圖1 所示。此模具的主要優點是可以一次分別成型10 個具有起伏角α=15°、30°和45°起伏角的結構面，大大降低了結構面之間的差異性，使得試驗結果更具有可靠性。模具主要由凸模底座、長隔板、短隔板、固定器和夾緊螺釘組成，具有可拆卸性。結構面為50 mm×50 mm×50 mm 的立方體試件，結構面上均勻分布10 個等腰三角形鋸齒，底邊邊長為5 mm。結構面澆筑過程如圖2 所示。步驟為：① 將砂粒在烘箱中以105 ℃烘干24 h；② 將砂粒和水泥進行篩分，保證顆粒均勻；③ 將水泥∶砂?！盟?3∶2∶1.5 的質量比進行稱重選??；④ 先將水泥和砂進行混合，在攪拌均勻之后加入水充分攪拌；⑤ 將水泥砂漿材料倒入到模具中，采用分層搗實的方法進行澆筑；⑥ 澆筑完成后，使用振動臺進一步將結構面試件內部的氣泡排出，靜置成型2～3 d；⑦ 脫模，將試樣放到養護箱中養護28 d，則結構面一次制作完成。結構面的基本力學參數，見表1。

表1 基本力學參數Table 1 Mechanical parameters

圖1 結構面制作模具Fig.1 Mold making of structural plane

圖2 結構面制作步驟Fig.2 Making steps of structural plane

1.2 試驗裝置

本文試驗在自主研發的煤巖剪切-滲流耦合試驗系統上完成[27]，該試驗系統主要由伺服加載控制系統、剪切盒及其密封系統、數據采集系統和結構面三維形貌掃描系統組成，如圖3 所示。該系統可以實現恒法向力(應力)、恒定變形(應變)、恒定位移、保載時間、應力路徑多級加載等多種控制方式；其中三維掃描系統精度最高可以達到0.01 mm。使用試驗機自帶的復合控制方式可以實現CNS 條件的剪切試驗[28]，具體步驟如下：① 軸向壓頭首先設置到99.8 mm，當壓頭到達指定位置時，轉到步驟②；② 設置軸向壓頭以0.5 mm/min(接近速度)接近剪切盒上壓頭，當軸向壓頭力在接觸后大于0.1 kN 時轉到步驟③；③ 軸向轉為力控制，以0.1 kN/s 的速度(預加載速度)，達到akN(初始法向力)，此時法向位移清零，轉到步驟④；④ 軸向變為復合控制F=a+bx，其中，F為軸向力；a為初始軸向力；b為法向剛度系數；x為法向位移增量，直至試驗結束。說明：常法向剛度的實現是通過數據采集系統實時監測反饋的結構面法向位移信息，根據設定的表征法向剛度的系數b，實時自動計算并調整法向應力。計算公式[29-30]為

圖3 試驗系統Fig.3 Test system

式中，Δσn為法向應力變化量，MPa；kn為法向剛度，GPa/m；Δδn為法向位移變化量，mm；t為時間，s；Δt為時間變化量，s。

1.3 試驗方案

筆者主要研究起伏角和法向剛度對結構面剪切力學特性的影響，因此設置初始法向應力為1.5 MPa，法向剛度分別為0、1、2 和4 GPa/m[31-32]，其中法向剛度0 GPa/m 為對照組；設置起伏角為15°、30°和45°，每個條件進行2 次重復試驗，共需結構面36 個。試驗步驟為：① 軸向以0.1 kN/s 速度增加到初始法向應力；② 使用復合控制條件設置法向剛度值；③ 切向以1 mm/min 的速度施加剪切位移至25 mm，試驗結束。考慮到剪切位移影響是不可忽略的[33]，所以設計剪切位移占剪切方向結構面長度的50%，充分考慮了剪切位移對結構面力學性質的影響。

2 試驗結果

2.1 剪應力演化

結構面剪切應力-剪切位移曲線，如圖4 所示。

圖4 剪切應力-剪切位移曲線Fig.4 Shear stress vs shear displacement curves

由圖4 可以看出，不同起伏角結構面的剪切應力-剪切位移曲線在峰前階段演化基本相同，都沒有明顯的壓縮階段，表現為從剪切開始以彈性階段增加到峰值強度，具體區別體現在峰后階段。當結構面起伏角為15°時，剪切應力-剪切位移曲線在峰后呈現出周期型震蕩衰減，即剪應力達到峰值后迅速降低至本周期最低值，然后隨著剪切位移的增加，剪切應力再次達到峰值，在此之后隨著剪切位移的增加，剪切應力同樣以這樣的規律進行演化，主要不同為每個周期內的峰值應力逐漸減小。到剪切結束時，隨著法向剛度的增加，峰值剪切應力的降低量分別是1.78、1.42、1.36 和1.27 MPa，呈逐漸降低的變化趨勢。特別是當kn=0 時，因為結構面在法向沒有約束，所以峰值剪切應力的降低值最大。

當結構面起伏角為30°時，剪切應力達到峰值后，迅速降低至最小值，之后同樣呈現出周期型震蕩衰減的變化趨勢。相較于起伏角15°結構面，主要區別在于剪切應力在峰后階段的變化幅度較小，并隨著剪切位移的增加逐漸達到殘余強度。

當結構面起伏角為45°時，剪切應力達到峰值后迅速降低，在低法向剛度條件下，剪切應力在峰后逐漸減??；當kn=4 GPa/m 時，到剪切結束時，剪切應力基本不再發生變化。表明隨著法向剛度的增加，結構面的破壞程度逐漸增加，在較小法向剛度條件下，結構面在剪切過程中的破壞相對較小，隨著剪切位移的增加，結構面上仍有承擔抵抗剪切的明顯凸起體，因此隨著破壞程度的增加，剪切應力逐漸降低。當法向剛度增加到4 GPa/m 時，發生切齒破壞，結構面上的凸起體幾乎被剪斷，達到殘余強度。

不同起伏角結構面的峰值剪切應力隨法向剛度的演化，如圖5(a)所示。由圖5(a)可以看出，隨著法向剛度的增加，起伏角15°和45°結構面的峰值剪切應力呈現出線性增加的變化趨勢，擬合優度R2分別為0.86 和0.98。起伏角30°結構面的峰值剪切應力與法向剛度沒有明顯的線性關系，呈現出分段函數的特征。當法向剛度從0 增加到1 GPa/m 時，峰值剪切應力迅速增加，之后幾乎穩定不變。

圖5 力學參數演化Fig.5 Evolution of mechanical parameters

詳細原因是，當起伏角為15°和45°時，結構面主要發生磨損破壞和切齒破壞，破壞模式單一，并且隨著法向剛度的增加，破壞模式不會發生變化，只是破壞程度逐漸增加，因此對應法向位移的變化量增加。結合式(1)和(2)可知，法向應力也會相應增加，對應CNL 條件下法向應力的作用機制，因此峰值法向應力線性增加。當起伏角為30°時，結構面的破壞模式較為復雜，即當法向剛度為0 時，由于凸起體高度較大，結構面發生爬坡破壞；當法向剛度為1 GPa/m 時，因為法向剛度增加，所以對應的法向應力增加，結構面發生全切齒破壞，因此峰值剪切應力增加，并且增加量要大于起伏角15°和45°結構面。接下來隨著法向剛度的增加，結構面同樣發生全切齒破壞，由式(1)和(2)可知，因為法向位移不再發生變化，所以對應的法向應力也不變，因此峰值剪切應力幾乎沒有變化，呈現出分段函數的演化特征。因此法向剛度是通過控制結構面的破壞模式來影響峰值剪切應力的。

使用剪切剛度來區分結構面在峰前演化的差異性。將剪切剛度定義為剪切應力-剪切位移曲線彈性階段的應力梯度，表達式為

式中，kg為剪切剛度，GPa/m；τ為剪切應力，MPa；un為剪切位移，mm。

不同起伏角結構面的剪切剛度隨法向剛度的演化，如圖5(b)所示。

由圖5(b)可以看出，隨著起伏角的增加，剪切剛度逐漸增加，并且起伏角15°到30°結構面的剪切剛度增加量要大于起伏角30°到45°。表明當起伏角為15°時，因為結構面上凸起體高度較小，所以上下結構面之間的互鎖效應較小[34]，抵抗剪切的能力較小，因此對應剪切剛度較低。當結構面起伏角為45°時，由于凸起體高度較大，上下結構面之間的互鎖效應較大，抵抗剪切的能力較大，因此對應的剪切剛度較大。當結構面起伏角為30°時，結合峰值剪切應力演化規律可知，其對試驗條件的依賴性較強，結構面發生的破壞模式較為復雜，因此剪切剛度值處于中間，更偏向于切齒破壞，所以在數值上接近于起伏角45°結構面的剪切剛度。

2.2 峰值法向應力演化

通過式(2)可知，CNS 條件下結構面在剪切過程中的法向應力不是一個定值。不同起伏角結構面的峰值法向應力演化，如圖5(c)所示。

由圖5(c)可以看出，當起伏角為15°和45°時，隨著法向剛度的增加，峰值法向應力的演化呈現出3 個階段：第1 階段，當法向剛度從0 增加到1 GPa/m時，峰值法向應力急劇增加；第2 階段，當法向剛度從1 GPa/m 增加到2 GPa/m 時，峰值法向應力基本沒有變化；第3 階段，當法向剛度從2 GPa/m 增加到4 GPa/m時，法向剛度小幅度增加。同時起伏角從15°增加到45°時，對應的峰值法向應力增加值分別為0.01、0.18和0.41 MPa，呈現出逐漸增加的趨勢。當起伏角為30°時，隨著法向剛度的增加，峰值法向應力的演化呈現出2 個階段：第1 階段，當法向剛度從0 增加到1 GPa/m 時，峰值法向應力急劇增加；第2 階段，隨著法向剛度的增加，峰值法向應力幾乎沒有變化，這與圖5(a)得到的結論一致。當起伏角為15°時，鑒于結構面上凸起體高度較小，對法向應力的敏感性較強，因此在圖5 中對應的峰值剪切應力變化較大。

2.3 法向位移演化

不同起伏角結構面法向位移-剪切位移曲線，如圖6 所示。

圖6 法向位移-剪切位移曲線Fig.6 Normal displacement vs shear displacement curves

由圖6 可以看出，法向位移和剪切應力的演化具有一一對應的關系。其中法向位移大于0 為剪脹，相反為剪縮。當起伏角為15°時，法向位移呈現出周期型震蕩變化趨勢，并且隨著法向剛度的增加，結構面在剪切過程中剪脹量逐漸減小，呈現壓縮趨勢；當結構面起伏角為30°時，法向位移同樣呈現出周期型震蕩的變化趨勢，在剪切結束時，法向位移基本上趨于穩定，幾乎不發生變化；當結構面起伏角為45°時，法向位移不具有周期性，到剪切結束時，基本不發生變化。用峰值剪脹角演化來表征結構面在剪切過程中的法向位移變化，其計算方法為

式中，θmax為峰值剪脹角，( ° )；θ為剪脹角，( ° )。

不同起伏角結構面峰值剪脹角演化，如圖7 所示。由圖7 可知，隨著法向剛度的增加，峰值剪脹角逐漸降低。當kn=4 GPa/m 時，3 種結構面起伏角的峰值剪脹角基本上相等，表明其對起伏角大小的依賴性較小。這是因為當剪切剛度較大，結構面發生全切齒破壞，在剪切過程中伴隨著鋸齒的完全剪斷。隨著起伏角的增加，結構面的峰值剪脹角逐漸增加，原因是：首先，由于結構面的起伏角不同，對應凸起體的高度不同；其次，由于起伏角不同，致使結構面在剪切過程中的破壞模式不同，使得峰值剪脹角的大小不同。

圖7 峰值剪脹角演化Fig.7 Evolution of peak dilatancy angle

3 結構面破壞特征及形貌演化規律

通過以上分析得出，在不同起伏角和法向剛度條件下，結構面的剪切力學特性與破壞模式緊密相關。因此，分析不同條件下結構面的破壞模式顯得至關重要。剪切前后結構面的三維形貌掃描，如圖8 所示。由圖可以看出，當結構面起伏角為15°時，由于結構面上凸起體高度較小，剪切過程中主要發生齒尖磨損破壞，具體表現為結構面上的部分凸起體有被磨損破壞的痕跡。隨著法向剛度的增加，結構面的磨損程度逐漸增加。當起伏角為45°時，因為結構面上凸起體高度較大，發生爬坡破壞的可能性較低，所以一般表現為切齒破壞。當法向剛度較小時，因為凸起體之間的凹陷部分依然存在，所以結構面會發生齒尖剪斷破壞，隨著法向剛度的增加，結構面高度的最小值增加，也說明發生完全切齒破壞，并且由于法向應力的作用，使得剪斷的凸起體被壓碎并充填在結構面之間，使得結構面高度增加。當起伏角為30°，法向剛度從1 GPa/m 增加到2 GPa/m 時，結構面發生齒尖剪斷破壞到部分凸起體被剪斷破壞，之后隨著法向剛度的增加，結構面上凸起體基本上全被剪斷，并且沒有發生較大的變化。通過結構面三維掃描，可以直觀看出結構面的破壞方式，并且可以與剪切力學性質相對應。因為剪切后結構面發生破壞，所以對應剪切前后結構面的質量會發生變化。因此，可以用剪切前后結構面的質量變化來說明結構面的破壞，如圖9所示。

圖8 結構面三維形貌掃描Fig.8 3D morphology scanning of structural plane

圖9 結構面質量損失Fig.9 Mass loss of structural plane

由圖9 可以看出，隨著法向剛度和起伏角的增加，結構面的質量損失均逐漸增加，具體表現為：當起伏角為15°時，結構面的質量損失增加量較低。當法向剛度從0 增加到4 GPa/m 時，質量損失只增加了0.11 g，表明結構面破壞程度較低，因此只發生磨損破壞。當起伏角為45°，法向剛度從0 增加到4 GPa/m時，質量損失增加了1.47 g，變化量較大，因此發生切齒破壞，同時破壞并沒有達到穩定。當起伏角為30°，法向剛度從0 增加到4 GPa/m 時，質量損失增加了0.47 g，介于2 個起伏角之間，其主要變化發生在法向剛度0～1 GPa/m，之后隨著法向剛度的增加，質量損失不再發生變化，表明結構面的破壞已經達到穩定。綜合以上分析看出結構面質量損失演化與峰值法向應力演化具有一一對應關系，因此可以用質量演化說明破壞模式。

通過分析剪切后結構面產生碎屑粒徑的占比[35-37]，也可以得到結構面的破壞模式。試驗后將取出的碎屑倒入到篩網中，篩網擺放位置從上到下分別為10 目(2 mm)、30 目(0.6 mm)和底盤，經過充分篩分后，將不同目數碎屑分別進行稱重，可得到不同粒徑碎屑的質量。將大于10 目(大于2 mm)、10～30目(0.6～2 mm)以及小于30 目(小于0.6 mm)碎屑粒徑分別定義為第Ⅰ類、第Ⅱ類和第Ⅲ類碎屑。因為起伏角15°結構面產生的碎屑粒徑都較小并且較為統一，對其進行篩分的意義不大，所以只針對起伏角45°結構面碎屑粒徑質量分布進行分析，如圖10 所示。由圖10 可以看出，隨著法向剛度的增加，第Ⅰ類碎屑的占比都是最低的，當法向剛度小于4 GPa/m 時，第Ⅲ類碎屑占比都達到50%以上；當法向剛度為4 GPa/m時，第Ⅱ類碎屑占比達到50%以上。隨著法向剛度的增加，碎屑粒徑占比的波動幅度不大，因此結構面發生的破壞模式較為統一，為切齒破壞。碎屑粒徑占比具有波動的原因是：法向剛度與法向應力相對應，在剪切過程中產生的碎屑可能被壓碎，因此造成了占比的輕微變化。

圖10 碎屑粒徑占比Fig.10 Percentage of clastic particle size

針對三維掃描得到結構面的空間點云數據，通過MATLB 編程計算，可以得到結構面的三維形貌參數。鑒于篇幅及形貌參數演化規律[38]，筆者主要分析的三維形貌參數如下：

(1) 平均高度z3：結構面上各點高度的平均值。

(2) 表面最大高差Sh：結構面最高點到最低點的垂直距離。

(3) 表面最大峰高Sp：結構面最高點到基準面的距離。

(4) 輪廓面積比SA：結構面的表面展開面積與垂直投影面積的比值，計算公式為

式中，St為表面展開面積；Sn為表面沿法向方向垂直投影到底面的面積。

(5) 體積V：結構面與底部平面所圍成空間的體積。

(6) 表面積St：結構面的表面展開面積。

以起伏角15°為例，分析結構面三維形貌參數演化，如圖11 所示，可以看出，隨著法向剛度的增加，三維形貌參數都呈現出減速度降低的變化趨勢。表明隨著法向剛度的增加，結構面破壞程度增加，對應結構面磨損程度增加。根據式(1)、(2)可知，力學參數z3與結構面力學性質有較大的聯系，因此現主要分析z3的變化趨勢。可以看出當剪切剛度從0 增加到2 GPa/m 時，z3持續降低，當剪切剛度從2 增加到4 GPa/m 時，z3幾乎沒有發生變化，對應圖5(a)和圖5(c)，同樣看出峰值剪切應力和峰值法向應力幾乎沒有變化。根據SA的定義，可以看出隨著法向剛度的增加，結構面逐漸趨于平緩，對應結構面的破壞加劇。因此結構面的破壞與形貌參數演化具有一一對應關系。

圖11 三維形貌參數演化Fig.11 Evolution of 3D morphology parameters

4 結構面動態破壞過程

通過結構面的空間點云數據，可以得到上下結構面各點在同一空間坐標系中的坐標。通過結構面點云數據和法向位移的變化，使用MATLAB 編程分別計算上下兩結構面上每個標識點在不同剪切位移時的空間位置，進而可以分析結構面在剪切過程中的隙寬分布和演化規律。在結構面發生剪切錯動時，上下結構面各點處的間距相應變化，且由于結構面的剪脹效應，裂隙間距也會受到一定影響。隙寬是指上下結構面間距隨空間的分布情況，其在數值上等于上下結構面處各點i(x,y)的Z軸坐標之差，即

式中，Δi為點i(x,y)處的隙寬；ziu為上結構面在點i(x,y)處的高度；zid為下結構面在點i(x,y)處的高度。

當剪切位移un=0 mm 時，上下結構面的空間坐標點分別為iou(x,y,z)和iod(x,y,z)。對于剪切位移un=0 mm 時的隙寬分布情況，ziou和ziod就是ziu和zid，因此可以將ziou和ziod代入式(6)直接進行計算。對于剪切位移un≠0 mm 時的隙寬分布情況，其坐標沿剪切方向發生平移，因此需要通過坐標變換來計算任意剪切位移un時上下結構面的坐標。剪切位移為un時結構面上各點的隙寬可推導為

式中，ziou為初始狀態時上結構面在點i處的高度；ziod為初始狀態時下結構面在點i處的高度；z(i+u)ou為初始狀態時上結構面在點(i+u)處的高度；δn為剪切位移為un時的法向位移。

結構面隙寬演化破壞判別機理，如圖12 所示。當剪切位移為0 mm 時，如圖12(a)所示，因為只有法向應力作用，所以結構面緊密閉合，對應隙寬較小且分布較為均勻。當剪切位移為2.5 mm 時，如圖12(b)所示，結構面隙寬分布分為2 種情況：第1 種為上結構面齒底和下結構面齒尖接觸，此時隙寬為兩邊高正中心處最低，并且由兩邊向中心逐漸減小。如果此時結構面發生破壞，則在中心處隙寬值會小幅度增加；第2 種為上結構面齒尖和下結構面齒底相對應，此時隙寬演化為兩邊低正中心處最高，并且由兩邊向中心逐漸增加。若發生切齒破壞，切斷的凸起體充填在結構面之間，會使得齒底高度增加，則隙寬值有所降低。當剪切位移為5 mm 時，如圖12(c)所示，上下結構面吻合，與剪切位移為0 mm 相比較，若此時結構面發生齒尖磨損或切齒破壞，在齒尖附近的隙寬值較大，且由兩邊向中心處逐漸增加；如果結構面沒有發生較大程度的破壞，則結構面隙寬分布較為均勻。在此之后隨著剪切位移的增加，結構面的隙寬演化分析與以上分析相同，因此可以通過結構面的隙寬演化與破壞模式相對應。

圖12 結構面破壞判別機理Fig.12 Mechanism of structural plane failure discrimination

綜上所述，假若在特定剪切位置處對應的結構面隙寬演化發生改變，則表明結構面發生了破壞，同時可根據隙寬分布情況判別結構面發生的破壞模式。

與圖12 中的分析相對應，本文中結構面在X和Y正方向的采樣范圍均為5～45 mm，采樣間隔均為0.125 mm。不同起伏角結構面在法向剛度4 GPa/m時的動態剪切破壞過程，如圖13 所示。此處只對剪切位移un=0、2.5、5.0、7.5、10 mm 處進行分析。由圖13 可以看出，當起伏角為15°時，結構面在剪切過程中，隙寬較大值出現在凸起體上，對應剪切位移不同，結構面的隙寬大小具有不均勻性，與圖8 中結構面的破壞相對應。可以看出結構面的破壞是沿著剪切位移正方向由前向后進行傳遞的。在施加剪切位移時，前端的凸起體先承擔剪切應力發生破壞，隨著剪切位移的增加，結構面上的凸起體的破壞由前向后進行傳遞，但是大隙寬值和面積的占比不大，表明凸起體的磨損不大，這也是造成剪切應力具有周期性震蕩演化的重要原因。

圖13 結構面動態破壞過程Fig.13 Dynamic failure process of structural plane

當起伏角為45°時，可以看出隨著剪切位移增加，隙寬較大值的位置幾乎不變，表明當剪切位移為2.5 mm 時，結構面上的凸起體已經被完全剪斷，破壞已經達到穩定，即隙寬較大區域在較小的剪切位移下已經達到穩定，不會隨著剪切位移的增加有所改變，同樣驗證了結構面發生切齒破壞。

當結構面起伏角為30°時，可以看出結構面隙寬變化介于起伏角為15°～45°。當剪切位移從0 增加到5.0 mm 時，隙寬明顯降低；對比剪切位移5.0 mm和10 mm 處的隙寬，兩者并沒有變化，說明結構面的破壞已經達到穩定；同時對比剪切位移2.5 mm 和7.5 mm 處結構面的隙寬可以再次得到相同的結論。表明在剪切位移為5.0 mm 之前，結構面上的凸起體已經被完全剪斷，之后隨著剪切位移的增加，結構面不會發生較大程度的破壞。通過以上對結構面隙寬演化規律分析得出的結論與其剪切力學性質完全呼應，從而驗證了結構面的損傷演化特性。

5 結 論

(1)當起伏角為15°和30°時，曲線呈現周期性震蕩衰減；起伏角為45°時，剪切應力在達到峰值后迅速降低，法向位移和剪切應力的演化具有一一對應關系。起伏角15°和45°結構面的峰值剪切應力呈現出線性增加的變化趨勢；當起伏角為30°時，峰值剪切應力與法向剛度之間沒有明顯的線性關系，呈現出分段函數的特征。隨著起伏角的增加，剪切剛度逐漸增加。隨著法向剛度的增加，結構面峰值剪脹角逐漸降低，峰值法向應力呈現出兩階段的增加方式。

(2)當起伏角為15°時，結構面在剪切過程中主要發生磨損破壞。當起伏角為45°時，結構面表現為切齒破壞。當結構面起伏角為30°，法向剛度較低時，結構面發生磨損及切齒的復合破壞模式，之后隨著法向剛度的增加，結構面發生切齒破壞。隨著法向剛度的增加，質量損失逐漸增加，而三維形貌參數呈減速度降低，對應結構面的破壞程度逐漸增加。

(3)通過特定剪切位移處結構面的隙寬演化提出結構面的破壞判別機理，得出結構面的破壞是沿著剪切方向由前向后進行傳遞，前面的凸起體首先承受剪切應力發生破壞。隨著剪切位移的增加，結構面上的凸起體的破壞同樣由前向后進行傳遞，這也使得剪切應力演化具有周期性震蕩衰減，從而驗證了結構面的剪切損傷演化規律。