結(jié)構(gòu)面破壞時單裂隙變形及滲流規(guī)律研究

曹 成，柴軍瑞，覃 源，許增光，談 然

(西安理工大學(xué) 西北旱區(qū)生態(tài)水利工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培訓(xùn)基地，陜西 西安 710048)

流體在巖體裂隙中的滲流規(guī)律以及流體與應(yīng)力的耦合作用，一直都是影響地下能源開采與儲存、核廢料處理、地下空間開發(fā)等工程安全性和可行性的因素。一般認(rèn)為巖石的滲透系數(shù)很小，可以忽略。因此在復(fù)雜應(yīng)力下，流體在單裂隙中的滲流規(guī)律一直是學(xué)者們關(guān)注的重點(diǎn)[1-3]。

立方定理一直是試驗(yàn)過程中描述裂隙中流體滲流規(guī)律的重要理論方法，然而自然條件下裂隙結(jié)構(gòu)面的幾何形貌十分復(fù)雜，由于粗糙度、接觸面積和曲折效應(yīng)等因素的影響，使得立方定理所忽略的流體非線性越來越明顯[4-5]，與試驗(yàn)結(jié)果相比立方定理往往高估或低估了裂隙的過流能力[6]。粗糙度越大，流體的非線性越嚴(yán)重[7]，滲透系數(shù)會隨接觸面積的增大而明顯降低[8-9]，并且在高水頭作用下，流體雷諾數(shù)較高時慣性力的影響也不容忽略，較大的慣性力往往會引起流體的非線性變化[9-10]。

在法向應(yīng)力的作用下，裂隙結(jié)構(gòu)面的接觸面積增大，滲流通道因結(jié)構(gòu)面變形而減小，所以滲透系數(shù)一般都會隨法向應(yīng)力的增大而減小[11-12]。然而有試驗(yàn)證實(shí)，即使法向應(yīng)力高達(dá)160 MPa，仍有滲流現(xiàn)象存在[13]。此外，滲透系數(shù)隨法向應(yīng)力的變化與裂隙結(jié)構(gòu)面剛度和滲流通道的連通性密切相關(guān)[14]。在剪切作用下，結(jié)構(gòu)面的幾何形貌會發(fā)生變化，結(jié)構(gòu)面破壞之前，由于裂隙上、下表面之間的錯位，結(jié)構(gòu)面凹凸體之間的爬坡效應(yīng)使得接觸面積不斷變化。結(jié)構(gòu)面破壞之后，接觸面積則因結(jié)構(gòu)面破壞形態(tài)和填充物的分布而變化，此外粗糙度也因結(jié)構(gòu)面的破壞而降低[15-16]。機(jī)械隙寬(em)在剪切過程中會有大幅度的增加，因此滲透系數(shù)在剪切過程中會大幅增加[9-10,15]，由于流體的各向異性，剪切過程中不同方向的滲流系數(shù)和流速變化并不相同[17-18]。此外，現(xiàn)已有諸多的研究成果描述了剪切過程中em與立方定理求得的水力隙寬(eh)之間的關(guān)系，并且對剪切過程中的滲流規(guī)律進(jìn)行預(yù)測。Olsson等[16]利用結(jié)構(gòu)面粗糙度JRC值預(yù)測剪切過程中eh和em的變化規(guī)律；Zimmerman等[19]研究了隙寬標(biāo)準(zhǔn)差和接觸面積對eh和em的影響；Xiong等[10]發(fā)現(xiàn)，剪切過程中慣性力對滲流有顯著的影響，并在Zimmerman等[19]研究的基礎(chǔ)上分析了雷諾數(shù)對eh和em的影響；Matsuki等[20]發(fā)現(xiàn)流體運(yùn)動方向與剪切方向的夾角會對eh和em產(chǎn)生影響。

結(jié)構(gòu)面破壞所產(chǎn)生的碎屑填充物在剪切過程中會對結(jié)構(gòu)面的強(qiáng)度和流體滲流產(chǎn)生不容忽視的影響[13-15]，但目前針對剪切過程中結(jié)構(gòu)面大規(guī)模破壞的試驗(yàn)較少。為此，本研究在前人研究的基礎(chǔ)上，利用新型巖石節(jié)理直剪-滲流耦合儀器，分析規(guī)則齒結(jié)構(gòu)面在不同咬合狀態(tài)下剪切破壞過程中裂隙結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度和變形的變化規(guī)律，探討完全咬合狀態(tài)下不同高水頭作用時的滲流變化特性，以期為描述裂隙中流體的滲流規(guī)律提供支持。

1 單裂隙應(yīng)力-滲流耦合試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)儀器采用TJXW-600型微機(jī)控制巖石節(jié)理直剪滲流耦合系統(tǒng)(圖1)。儀器法向和切向荷載均由伺服油源提供。法向、切向最大荷載為600 kN，荷載測量精度為示值的±1%，加載方式有荷載控制加載和位移控制加載。位移由拉線位移傳感器測得，法向位移精度為0.003 mm，切向位移精度為0.04 mm。應(yīng)力、應(yīng)變和位移等信號由Multli-05全數(shù)字多通道閉環(huán)測控儀控制。水壓由與水箱連接的高壓氮?dú)馄刻峁?，最大水壓力? MPa。剪切盒分為上、下兩部分，剪切過程中下試件固定，上試件移動，最大剪切位移為35 mm。剪切盒通過在安裝過程中對密封圈擠壓實(shí)現(xiàn)高度密封，在高壓滲流的作用下無漏水情況。剪切盒剖面內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖及剖面實(shí)物圖見圖2和圖3。

1.2 試驗(yàn)試件

考慮到天然巖石制樣的復(fù)雜性，試驗(yàn)采用α型半水高強(qiáng)石膏制作類巖試件，石膏、水、緩凝劑的質(zhì)量比為1∶0.25∶0.005，試件直徑200 mm、高75 mm。試件結(jié)構(gòu)面為規(guī)則齒狀，剪切方向起伏角為15°。試件力學(xué)參數(shù)為：密度1.79 kg/m3，抗壓強(qiáng)度47.82 MPa，彈性模量2.57 GPa，泊松比0.3 μ。

圖2 剪切盒內(nèi)部構(gòu)造圖Fig.2 Internal structure of shear box圖3 剪切盒A-A斷面實(shí)物圖Fig.3 Sectional view A-A of shear box

1.3 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)過程中法向邊界條件為常法向荷載邊界條件(CNL)，法向應(yīng)力達(dá)到設(shè)定值并穩(wěn)定時通水，待出水流量穩(wěn)定之后開始剪切。剪切速率為15 mm/min，當(dāng)剪切位移達(dá)到28 mm時試驗(yàn)結(jié)束。法向位移和剪切位移由拉線式位移傳感器測定，法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力由壓阻式應(yīng)變傳感器測定，流量由出口處的電子稱測得，所有數(shù)據(jù)匯總到計(jì)算機(jī)內(nèi)可直接得到不同時刻的位移、應(yīng)力及累計(jì)流量，進(jìn)而可以確定不同剪切位移時法向位移、剪切應(yīng)力以及流量的變化。由于直接測得的流量單位為g/s，根據(jù)水溫為25 ℃時水的密度為0.997 g/cm3[21]，將流量單位轉(zhuǎn)換為cm3/s。此外，由于直接測得的流量為累計(jì)流量，通過裂隙的實(shí)際流量應(yīng)為各時刻的流量差。試件咬合狀態(tài)分完全咬合狀態(tài)和非完全咬合狀態(tài)(圖4)，試驗(yàn)時法向應(yīng)力(σ)為1.91 MPa，水壓(p)為0.6 MPa。隨后在完全咬合的情況下，調(diào)整水壓為0.4，0.6和0.8 MPa。

圖4 試驗(yàn)開始前上、下試件的咬合狀態(tài)Fig.4 Occlusion situation of upper and lower specimens before test

2 結(jié)果與分析

2.1 強(qiáng)度與變形分析

完全和非完全咬合狀態(tài)下，上、下試件的破損情況及結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度(τ)和法向位移(Δu)隨剪切位移(δ)的變化曲線見圖5和圖6。由圖5可知，試驗(yàn)結(jié)束后完全咬合狀態(tài)下的上、下試件結(jié)構(gòu)齒被充分破壞，碎屑填充物充分覆蓋于結(jié)構(gòu)面，結(jié)構(gòu)面基本沒有殘余齒的痕跡，表面粗糙度和接觸面積主要由碎屑填充物的堆積形式?jīng)Q定；非完全咬合狀態(tài)上、下試件殘余齒明顯，碎屑填充物并未完全覆蓋整個結(jié)構(gòu)面，齒的破壞程度較低。

由圖6可以看出，完全咬合和非完全咬合2種狀態(tài)下，剪切強(qiáng)度曲線有明顯的峰值階段，峰值之前剪切強(qiáng)度幾乎呈線性增加，曲線斜率即節(jié)理的初始剪切剛度[22]。由于應(yīng)力擾動，結(jié)構(gòu)齒之間的咬合更加緊密，初始階段Δu出現(xiàn)負(fù)值，即剪縮階段；隨后Δu由于上、下結(jié)構(gòu)齒之間的爬坡效應(yīng)而開始增大，進(jìn)入剪脹階段，剪切強(qiáng)度也逐漸增大，直到結(jié)構(gòu)面初次破壞，此時剪切強(qiáng)度達(dá)到峰值。

A.完全咬合狀態(tài)上試件;B.完全咬合狀態(tài)下試件;C.非完全咬合狀態(tài)上試件;D.非完全咬合狀態(tài)下試件 A.Upper specimen of fully occlusion;B.Lower specimen of fully occlusion C.Upper specimen of un-fully occlusion;D.Lower specimen of un-fully occlusion圖5 試驗(yàn)結(jié)束后上、下試件的破損情況Fig.5 Crushed situations of upper and lower specimens after shear test

圖6 剪切強(qiáng)度和法向位移隨剪切位移的變化曲線Fig.6 Evolution of shear stress and normal displacement with shear displacement

由圖6可知，對于完全咬合狀態(tài)，當(dāng)剪切位移δ=3.7 mm時，剪切強(qiáng)度達(dá)到峰值(τpeak=6.77 MPa)，隨后剪切強(qiáng)度迅速降低。由于殘余齒的第二次咬合，當(dāng)δ=4.41 mm時剪切強(qiáng)度達(dá)到第2次峰值。由于碎屑填充物以及殘余齒的破壞，當(dāng)δ大于4.41 mm后剪切強(qiáng)度曲線進(jìn)入軟化階段，當(dāng)δ大于9.19 mm后進(jìn)入殘余階段。結(jié)構(gòu)面破壞之后法向位移的增加主要由碎屑填充物在殘余齒之間的移動引起，隨著碎屑填充物被研磨以及殘余齒被進(jìn)一步的破壞，法向位移逐漸趨于穩(wěn)定值，試驗(yàn)結(jié)束后法向位移增加0.58 mm。

由圖6還可知，對于非完全咬合狀態(tài)，由于結(jié)構(gòu)齒之間的咬合程度低，結(jié)構(gòu)面初次破壞后殘余齒較為完整。當(dāng)δ=3.56 mm時剪切強(qiáng)度達(dá)到第一階段峰值(τpeak 1st=4.72 MPa)，隨后由于殘余齒再次咬合，剪切強(qiáng)度曲線呈波動狀態(tài)，并在δ=12.61 mm時剪切強(qiáng)度達(dá)到第二階段峰值(τpeak 2nd=2.78 MPa)；在δ=22.76 mm時剪切強(qiáng)度達(dá)到第三階段峰值(τpeak 3rd=2.89 MPa)。由于殘余齒的咬合程度低，碎屑填充物產(chǎn)生量較少，使得在第二、第三峰值階段時殘余齒的破壞程度低，不足以對峰值剪切強(qiáng)度產(chǎn)生影響，因此第二、第三階段的剪切強(qiáng)度峰值相差不大。法向位移在結(jié)構(gòu)面破壞之后由于殘余齒的再次咬合和破壞而降低，并由于殘余齒之間的爬坡效應(yīng)而增加，導(dǎo)致法向位移曲線呈波動狀，但總體上由于殘余齒和碎屑填充物的破壞，試驗(yàn)結(jié)束后法向位移減小了0.68 mm。

2.2 滲流規(guī)律分析

以完全咬合狀態(tài)為基礎(chǔ)，分析水壓(p)分別為0.4，0.6和0.8 MPa時的裂隙滲流規(guī)律。用立方定理描述不可壓縮流體以層流狀態(tài)通過光滑平行板裂隙時的運(yùn)動規(guī)律,現(xiàn)已廣泛地應(yīng)用到試驗(yàn)研究之中[4-6]。當(dāng)水流狀態(tài)為輻向流時，立方定理公式為[1,12,23]：

Q=A·Δh·e3，

(1)

(2)

式中：Δh為水頭差；e為隙寬;π為常數(shù);g為重力加速度，取9.81 m/s2；υ為流體運(yùn)動黏滯系數(shù)；r0為裂隙外半徑，本試驗(yàn)外半徑取試件半徑，即100 mm；ri為中心注水孔半徑，本試驗(yàn)注水孔半徑為4 mm。

此外，本研究推導(dǎo)了一種新的輻向流立方定理公式，推導(dǎo)過程如下：將計(jì)算區(qū)域內(nèi)夾角為單位角度θ的扇形區(qū)域等效為寬度為單位寬度b的矩形區(qū)域，如圖7所示。

則單位扇形區(qū)域的立方定理公式可以表示為：

(3)

式中：qθ為通過單位扇形區(qū)域的滲流量，r為試件半徑。

將公式(3)積分到整個圓形區(qū)域，即可得到一種新的輻向流立方定理公式：

(4)

式中：θ為扇形計(jì)算區(qū)域夾角。

剪切過程中機(jī)械隙寬(em)可由下式確定[15]:

em=e0-un+Δun。

(5)

式中：e0為初始隙寬，un為法向應(yīng)力引起的裂隙閉合量，Δun為剪脹引起的隙寬增量。

圖7 計(jì)算區(qū)域等效示意圖Fig.7 Schematic of equivalent treatment of computational domain

本試驗(yàn)忽略剪縮階段法向位移的變化，在常法向力作用下，剪切過程中un等于0[10]；在分析和比較中假定初始隙寬e0為0，初始流量為0，Δun即Δu由試驗(yàn)測得，因此測得的法向位移Δu即為機(jī)械隙寬em。以法向應(yīng)力為1.91 MPa、水壓(p)0.6 MPa為例，由公式(1)、(4)計(jì)算得到的流量(Q)與機(jī)械隙寬(em)的關(guān)系以及試驗(yàn)結(jié)果中流量(Q)與機(jī)械隙寬(em)關(guān)系的對比見圖8。

圖8 流量(Q)計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果與機(jī)械隙寬(em)關(guān)系Fig.8 Relation between calculated and experimental values of flow rate (Q) and mechanical aperture (em)

從圖8可以看出，與公式(1)相比，公式(4)計(jì)算得到的流量(Q)更加接近試驗(yàn)數(shù)據(jù)，但公式(4)仍然高估了裂隙的過流能力，使得試驗(yàn)值與計(jì)算值之間有一定的差異。結(jié)構(gòu)面破壞之前，齒槽的分布不是輻射狀，平行齒槽方向阻力小，大部分水流順齒槽方向通過裂隙，這一部分流量無法確定，公式(4)對這一現(xiàn)象也無法進(jìn)行修正，導(dǎo)致其計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的差異。隨后由于結(jié)構(gòu)齒被大規(guī)模破壞以及碎屑填充物的分布，使得水流受齒槽的影響減小并逐漸呈現(xiàn)出輻射狀，此時試驗(yàn)結(jié)果開始逼近公式(4)計(jì)算值，但由于公式(4)未考慮粗糙度和結(jié)構(gòu)面接觸面積變化引起的非線性，使得其計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果仍有差距。

為分析式(4)計(jì)算流量與試驗(yàn)結(jié)果之間的差距隨機(jī)械隙寬(em)和剪切位移(δ)的變化規(guī)律，設(shè):

ΔQ=QEq 4-QExp。

(6)

式中：ΔQ為公式(4)計(jì)算流量與試驗(yàn)測定流量的差值，QEq 4為公式(4)計(jì)算得到的流量值，QExp為試驗(yàn)測得的流量值。

ΔQ在不同水壓下隨機(jī)械隙寬和剪切位移的變化曲線見圖9。圖9表明，由于水壓的增大，水流慣性力引起的非線性使得ΔQ增大，ΔQ最大達(dá)到41.5 cm3/s，當(dāng)水壓從0.4 MPa增大到0.6和0.8 MPa時，ΔQ分別增加5和8.2 cm3/s。

從圖9可以看出，ΔQ隨著em的增大而增大，并且在em高于0.35 mm后ΔQ快速增大，這是因?yàn)闄C(jī)械隙寬越大，粗糙度、接觸面積和碎屑填充物等因素對流態(tài)的影響越復(fù)雜，使得水流的非線性變化更為顯著，導(dǎo)致ΔQ加速增大。

從圖9還可看出，隨著剪切位移的增加，ΔQ先迅速增加之后趨于穩(wěn)定，ΔQ的增加主要集中在結(jié)構(gòu)面破壞之前以及剪切強(qiáng)度殘余階段。原因在于，結(jié)構(gòu)面破壞之前水流的非完全軸對稱性，使得試驗(yàn)結(jié)果偏離公式(4)輻向流的假定，結(jié)構(gòu)面破壞之后碎屑填充物和殘余齒不斷改變結(jié)構(gòu)面粗糙度和接觸面積，使得ΔQ持續(xù)增大。但隨著剪切過程中碎屑填充物被研磨并充分填充到殘余齒槽中，結(jié)構(gòu)面粗糙度降低，接觸面積趨于穩(wěn)定，ΔQ也逐漸趨于穩(wěn)定。

圖9 不同水壓下流量計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測定流量差值隨機(jī)械隙寬與剪切位移的變化Fig.9 Difference in flow rate between experimental value and mechanical aperture and shear displacement under different inlet pressures

為了分析結(jié)構(gòu)面破壞之前，水流垂直于齒槽方向通過裂隙時的流動狀態(tài)，通過建立二維數(shù)值計(jì)算模型，分析剪切位移δ為1和2 mm以及峰值位移時，垂直齒槽方向最大橫斷面處水流運(yùn)動規(guī)律。初始狀態(tài)下垂直齒槽方向最大橫斷面處水流流動示意圖見圖10，流動方向分+x和-x2個方向，現(xiàn)以+x方向?yàn)槔M(jìn)行分析，其中初始機(jī)械隙寬由初始流量通過公式(4)反算得到。

圖10 平行于剪切方向最大橫截面水流的流向Fig.10 Flow direction in the maximum cross section paralleling to shear direction

以水壓0.6 MPa為例，+x向各剪切位移處流線分布以及各橫截面流速分布見圖11。從圖11可以看出，水流通過齒后，由于結(jié)構(gòu)面突變會產(chǎn)生水流漩渦，此外比較圖11-A、B和C可以發(fā)現(xiàn)，隨著機(jī)械隙寬的增大，漩渦所占空間越來越大。

從圖12可以看出，隨著剪切位移的增加，漩渦內(nèi)部流速先增后減再增再減，當(dāng)剪切位移約為2.5 mm時，漩渦內(nèi)部流速較低，最低達(dá)0.56 m/s。這說明結(jié)構(gòu)面破壞之前，隨著剪切位移的增加，機(jī)械隙寬不斷增加，水流漩渦也不斷增大，但水流漩渦會束窄有效滲流通道，使得立方定理通過em描述裂隙滲流規(guī)律時會夸大裂隙的過流能力，從而造成計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差。

圖11 +x流向不同剪切位移處的流線分布Fig.11 Distribution of stream line in +x direction with different shear displacements

圖12 +x流向不同截?cái)嗝媪魉俚姆植糉ig.12 Evolution of fluid flow velocity of different vertical profiles in +x direction

根據(jù)公式(4)可得到裂隙的水力隙寬(eh)以及裂隙的滲透系數(shù)(K)為:

(7)

(8)

不同水壓下滲透系數(shù)隨剪切位移的變化曲線見圖13，不同水壓下機(jī)械隙寬與水力隙寬的比值隨剪切位移的變化曲線見圖14。從圖13可以看出，隨著剪切位移的增加，K呈增加趨勢，K在剪切過程中分兩個階段增大，剪切初始階段K增量較大，隨后逐漸減小并趨于定值，最大可達(dá)到2.42 cm/s。由于慣性力的影響，K隨水壓的增大而降低，當(dāng)水壓從0.4 MPa增大到0.6和0.8 MPa時，K分別降低0.27和0.47 cm/s。

圖13 不同水壓下滲透系數(shù)隨剪切位移變化曲線Fig.13 Evolution of hydraulic conductivity under different hydraulic pressures during shear圖14 不同水壓下em/eh隨剪切位移變化曲線Fig.14 Relationship between mechanical aperture and hydraulic aperture under different hydraulic pressures

從圖14可以看出，隨著剪切位移的增加，em/eh值先增加后降低，em/eh值最高點(diǎn)對應(yīng)的剪切位移為峰值剪切位移。由于剪切過程中立方定理一直高估裂隙的過流能力，使得em/eh值一直大于1。結(jié)構(gòu)面破壞之前em/eh值不斷增大有兩方面原因：一方面由于水流大部分順齒槽通過裂隙，并非公式(4)中的完全軸對稱輻向流狀態(tài)，使得計(jì)算得到的eh和實(shí)測得到的em相差較大；另一方面當(dāng)水流垂直于齒槽通過裂隙時，由于水流漩渦束窄了有效滲流通道，使得eh的增量小于em的增量。結(jié)構(gòu)面破壞之后由于齒的破壞及填充物作用使得水流形態(tài)更加接近輻向流，并且粗糙度降低，導(dǎo)致em/eh值開始降低。由于慣性力的影響em/eh最大值會隨著水壓的增大而增大，最大可達(dá)1.67。水壓從0.4 MPa增大到0.6和0.8 MPa時，em/eh值分別增加0.04和0.06。

3 結(jié) 論

為了研究裂隙結(jié)構(gòu)面發(fā)生大規(guī)模破壞時，結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度變形和滲流變化規(guī)律。本研究在常法向應(yīng)力(CNL)條件下，對在完全咬合和非完全咬合狀態(tài)下規(guī)則齒結(jié)構(gòu)面進(jìn)行了剪切-滲流耦合試驗(yàn)，分析裂隙強(qiáng)度變形規(guī)律。利用本研究新推導(dǎo)的輻向流立方定理公式，分析了完全咬合狀態(tài)下不同水壓作用時裂隙的滲流規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1)對于完全咬合狀態(tài)，剪切強(qiáng)度曲線有明顯的峰值，當(dāng)剪切位移δ=3.7 mm時，剪切強(qiáng)度達(dá)到峰值，為6.77 MPa，隨后剪切強(qiáng)度曲線進(jìn)入軟化階段和殘余階段。對于非完全咬合狀態(tài)，剪切強(qiáng)度曲線呈波動變化，出現(xiàn)3次峰值，依次為4.72，2.78和2.89 MPa。兩種咬合狀態(tài)下法向位移都會在剪切初始階段出現(xiàn)剪縮現(xiàn)象，完全咬合狀態(tài)下法向位移呈先快后慢兩個階段增加，試驗(yàn)結(jié)束后法向位移增加0.58 mm；非完全咬合狀態(tài)下法向位移呈波動狀減小，試驗(yàn)結(jié)束后法向位移降低0.68 mm。

2)本研究新推導(dǎo)的輻向流立方定理公式的計(jì)算結(jié)果更加接近試驗(yàn)結(jié)果，但由于公式未考慮結(jié)構(gòu)面破壞之前水流的非完全軸對稱性流動、粗糙度和接觸面積的變化以及水流漩渦對有效滲流通道的影響，使得ΔQ最大達(dá)41.5 cm3/s，并且ΔQ的增量主要集中在結(jié)構(gòu)面破壞之前以及剪切強(qiáng)度殘余階段。此外，機(jī)械隙寬越大，ΔQ越大。剪切強(qiáng)度軟化階段由于結(jié)構(gòu)面粗糙度降低，接觸面積趨于穩(wěn)定，ΔQ逐漸減小并趨于穩(wěn)定。

3)剪切過程中裂隙滲透系數(shù)K呈先快后慢兩個階段增加，最大可達(dá)2.42 cm/s。em/eh值在結(jié)構(gòu)面破壞之前不斷增大，最大達(dá)1.67。裂隙結(jié)構(gòu)面破壞之后em/eh值降低，但由于公式(4)總體上高估了裂隙的過流能力，em/eh值一直大于1。

4)水壓越大，慣性力引起的水流非線性作用越明顯，ΔQ、K、em/eh值都受到水壓的影響。當(dāng)水壓從0.4 MPa增大到0.6和0.8 MPa時，ΔQ分別增加5和8.2 cm3/s，K分別降低0.27和0.47 cm/s，em/eh分別增加0.04和0.06。