軟硬互層試樣卸荷蠕變變形及強(qiáng)度特征研究

閆興田，周會信，石豫川，張 波

(1.華東勘測設(shè)計院(福建)有限公司， 福建 福州 350003;2.成都理工大學(xué) 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國家重點(diǎn)實驗室， 四川 成都 610059)

巖體的卸荷蠕變在工程中十分常見，特別是在一些大型的水電站及硐室內(nèi)，巖體的卸荷蠕變常常帶來潛在的安全問題，威脅工程及人員設(shè)備的安全。

對于巖體的蠕變特性，目前國內(nèi)外已經(jīng)有了較為豐富的研究成果。費(fèi)文平等[1]依托西南某拱壩右壩肩高邊坡工程，對邊坡卸荷巖體的節(jié)理進(jìn)行分區(qū)統(tǒng)計，劃分出可能的局部不穩(wěn)定塊體，并對其整體穩(wěn)定性進(jìn)行定性評價；黃書嶺等[2]根據(jù)錦屏一級地下廠房層狀巖體力學(xué)特性，對地下廠房洞室群進(jìn)行三維數(shù)值模擬分析，提出適時工程調(diào)控措施與建議；李新平等[3]對錦屏二級水電站引水隧洞內(nèi)的大理巖開展常規(guī)三軸壓縮試驗及峰前、峰后卸圍壓試驗，研究其強(qiáng)度變形特征及破裂機(jī)制，揭示了其在加、卸載應(yīng)力路徑下的力學(xué)特性差異；石海榮等[4]根據(jù)地質(zhì)勘察資料，對某電站廠房后邊坡松動卸荷巖體進(jìn)行工程地質(zhì)研究，并對變形發(fā)生機(jī)理及其穩(wěn)定性進(jìn)行分析； 郭印同等[5]結(jié)合金壇地下鹽穴儲氣庫工程，以腔體圍巖實際受力狀態(tài)為研究依據(jù)，進(jìn)行了鹽巖卸圍壓力學(xué)特性試驗，得到其在卸圍壓過程的變形特征及其規(guī)律；夏天等[6]分別采用二維、三維的剛體極限平衡法和有限元法，分析猴子巖水電站右壩肩卸荷巖體在天然工況和開挖工況下的穩(wěn)定性，模擬了分級開挖邊坡的應(yīng)力以及塑性區(qū)分布特征；姜德義等[7]對巖鹽進(jìn)行單軸壓縮和三軸卸荷擴(kuò)容試驗，他認(rèn)為卸荷試驗的擴(kuò)容特征與常規(guī)單軸試驗在擴(kuò)容階段劃分基本一致，但卸荷試驗的穩(wěn)定擴(kuò)容段在整體擴(kuò)容中所占比例更小，擴(kuò)容速率和擴(kuò)容幅度也較單軸試驗??；曾鋒等[8]用極限平衡法和有限元法，對庫什塔依水電站左壩肩卸荷巖體破壞模式和穩(wěn)定性進(jìn)行了研究分析；王宇等[9]以貫通裂隙巖體為試驗對象進(jìn)行不同卸荷路徑下的流變試驗，研究節(jié)理、裂隙巖體卸荷流變力學(xué)特性；王興霞[10]通過卸荷試驗發(fā)現(xiàn)，卸荷作用引起了巖樣變形模量、內(nèi)摩擦角、黏聚力等力學(xué)參數(shù)的劣化；李業(yè)等[11]研究了如美水電站花崗巖卸荷條件下的力學(xué)參數(shù)劣化特征；胡斌等[12]以滬蓉高速公路某軟硬互層邊坡為例，運(yùn)用 FLAC3D軟件，研究分步開挖卸荷作用對軟硬互層邊坡穩(wěn)定性的影響規(guī)律。閔勇章等[13]通過對川西某水電站的定性分析及定量計算，對右岸壩前卸荷松動巖體的變形機(jī)制及穩(wěn)定性進(jìn)行研究。

目前，對于巖體的卸荷的研究多集中于巖體在快速卸荷條件下的變形及強(qiáng)度特征，且多為塊狀試樣，而對于軟硬互層試樣在卸荷蠕變條件下的特征研究較少，但在工程中常常遇見這類巖體[14-21]，研究這類巖體的卸荷蠕變特征具有很強(qiáng)的現(xiàn)實意義。

1 試樣設(shè)計與制作

1.1 相似材料的選取

在實際工程中制取均勻的互層狀巖樣較困難，且所取同一試樣難以保障一致性，本文采用相似材料進(jìn)行人工澆筑獲得試樣。綜合比較各種相似材料的性能、特點(diǎn)、操作的可行性等方面特征，最終以水泥、石膏、石英砂、及重晶石粉作為主要材料，水泥、石膏是良好的膠結(jié)劑，且二者強(qiáng)度差異較大，可滿足模擬軟巖、硬巖的要求，石英砂及重晶石粉是良好的骨料。并以復(fù)合早強(qiáng)劑、顏料等作為添加劑配制模擬材料。

1.2 試樣設(shè)計

本次試驗主要探索陡傾軟弱互層狀巖體在加卸荷條件下的變形及力學(xué)特性，并針對此目的設(shè)計實驗試樣，試樣層厚為1 cm，層面傾角為75°(見圖1)。

圖1 層狀試樣示意圖

考慮物理力學(xué)性質(zhì)，通過配比實驗，最終確定軟巖及硬巖相似材料配比，如表1所示。

表1 相似材料質(zhì)量配比

為了區(qū)分兩種相似材料，在試樣澆注時分別添加少量不同顏色的顏料(軟巖相似材料添加黃色顏料，硬巖相似材料添加紅色顏料，添加量為固體總重的1%)。

根據(jù)國際巖石力學(xué)學(xué)會對巖石力學(xué)實驗試樣制作標(biāo)準(zhǔn)的要求，澆筑成直徑50 mm×高度100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱試樣。養(yǎng)護(hù)完成后采用標(biāo)準(zhǔn)巖石雙端面磨光機(jī)將試樣兩個端面磨平；試樣滿足制作精度要求：試件兩端面不平行度誤差不應(yīng)大于0.05 mm，沿試件高度、直徑的誤差不應(yīng)大于0.3 mm，端面應(yīng)垂直于試件軸線，最大偏差不應(yīng)大于0.25°。

2 實驗設(shè)備及試驗方案

2.1 實驗設(shè)備

常規(guī)三軸試驗采用以MTS815 Teststar程控伺服巖石剛性試驗機(jī)為主體組成的多功能的程控伺服巖石力學(xué)試驗系統(tǒng)完成；三軸卸荷蠕變試驗采用YSJ-01-00巖石三軸蠕變試驗機(jī)進(jìn)行。

2.2 實驗方案

為探究軟弱互層試樣在卸荷蠕變條件下的變形及強(qiáng)度特征，設(shè)計了不同應(yīng)力環(huán)境下的常規(guī)三軸試驗及三軸卸荷蠕變試驗，常規(guī)三軸實驗主要為三軸卸荷蠕變實驗提供數(shù)據(jù)參考，且能與三軸卸荷實驗進(jìn)行對比。基于試驗結(jié)果，分析探討復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下軟硬互層狀試樣的卸荷流變力學(xué)特性與破裂機(jī)制。

首先對試樣進(jìn)行常規(guī)三軸壓縮實驗，然后對每組試件進(jìn)行不同圍壓下的卸荷試驗,見表2。加卸荷條件下的應(yīng)力路徑與加載過程圖見圖2。

表2 實驗方案統(tǒng)計表

圖2 加卸荷試驗應(yīng)力路徑與加載過程

3 加卸荷條件下試樣變形及強(qiáng)度特征

3.1 常規(guī)三軸壓縮實驗

在每次實驗結(jié)束后，對破壞后的試樣進(jìn)行拍照分析(見圖3)，對比不同圍壓下試樣的破壞照片可以發(fā)現(xiàn)：在常規(guī)三軸壓縮條件下，裂紋主要沿層面方向產(chǎn)生。當(dāng)圍壓越大時，塑性變形越強(qiáng)，裂紋越不發(fā)育，且試樣的破壞面大多沿層面方向。

對數(shù)據(jù)處理得到加載條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見圖4)。

由圖4可知：在常規(guī)壓縮條件下，軟硬互層試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本可分為4個階段，即孔隙壓密階段、彈性變形階段、彈塑性變形階段和應(yīng)變軟化階段，但當(dāng)圍壓較大時，試樣的塑性變強(qiáng)，且不會出現(xiàn)應(yīng)變軟化階段，這與典型的巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本相符。

圖3 常規(guī)三軸條件下試樣破壞情況

圖4 常規(guī)三軸實驗試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖

將實驗數(shù)據(jù)處理得到加載條件下試樣破壞時的軸壓和圍壓，見表3。

根據(jù)Mohr-Coulomd準(zhǔn)則分析破壞強(qiáng)度。以軸向應(yīng)力σ1為縱坐標(biāo)值，圍壓σ3為橫坐標(biāo)值，建立直角坐標(biāo)系，作出加載條件下摩爾應(yīng)力圓(見圖5)，計算得到試樣的c、φ值分別為1.33 MPa、39°。

表3 常規(guī)三軸條件下試樣破壞時圍壓及軸壓

圖5 常規(guī)三軸實驗條件下摩爾應(yīng)力圓

3.2 三軸卸荷蠕變實驗

對D、E、F組試樣進(jìn)行分級卸荷，待第一級卸荷穩(wěn)定后，再進(jìn)行下一級卸荷。圖6為三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞后的情況，與常規(guī)三軸壓縮實驗一樣，當(dāng)圍壓越大時，裂紋發(fā)育越少。

圖6 三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞情況

對裂紋進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)：在卸荷條件下，裂紋主要沿層面方向及近似垂直于層面方向產(chǎn)生，且沿層面破壞的破壞面光滑平整，局部可見擦痕，表明在卸荷時，破壞面主要發(fā)生拉張破壞，局部發(fā)生剪切破壞(見圖7(a))；近似垂直于層面的裂隙發(fā)育短而多，多張開，裂縫中基本無碎屑物質(zhì)充填，主要是由于巖體在卸荷時體積擴(kuò)容產(chǎn)生(見圖7(b))。

圖7 試樣破壞面特征

對數(shù)據(jù)處理得到卸荷蠕變條件下試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見圖8)。

圖8 三軸卸荷蠕變條件下軸向應(yīng)變-時間曲線

由圖8可知隨著圍壓逐漸減小，試樣的蠕變變形越來越顯著，并在最后一級發(fā)生了非線性加速蠕變現(xiàn)象直至試樣破壞。在第一級卸荷時，軸向應(yīng)變增量較大，這主要是由于試樣中存在較多的微裂隙及空隙，開始卸荷時，試樣內(nèi)部微裂隙迅速閉合，宏觀表現(xiàn)為應(yīng)變增大。

同樣將實驗數(shù)據(jù)處理得到加載和卸荷條件下試樣破壞時的軸壓和圍壓，見表4。

表4 三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞時圍壓及軸壓

根據(jù)Mohr-Coulomd準(zhǔn)則作出卸荷條件下摩爾應(yīng)力圓(見圖9)，計算得到三軸卸荷蠕變實驗條件下c、φ分別為0.81 MPa、22°。

圖9 三軸卸荷蠕變實驗條件下摩爾應(yīng)力圓

將不同條件下的c、φ值進(jìn)行比較可得，三軸卸載蠕變實驗條件下的內(nèi)聚力c及內(nèi)摩擦角φ分別為常規(guī)三軸條件下的60.9%及56.4%。

4 典型邊坡穩(wěn)定性分析

4.1 工程概況

卡拉水電站壩址區(qū)沿江兩岸屬高山峽谷地貌，壩址區(qū)兩岸邊坡上部寬谷形態(tài)，谷坡坡度一般大于40°。研究區(qū)分布地層主要為三疊系上統(tǒng)雜谷腦組，巖性以薄—中厚層狀變質(zhì)砂巖、砂質(zhì)板巖、大理巖互層為主，總體產(chǎn)狀為N20°～40°WNE∠45°～70°。因此卡拉壩址區(qū)巖體的一個特點(diǎn)就是陡傾互層。

工程區(qū)巖石建造類型復(fù)雜，構(gòu)造改造強(qiáng)烈，巖體不同類型的構(gòu)造結(jié)構(gòu)面發(fā)育，與層面組合往往控制著危巖發(fā)育的邊界和規(guī)模。通過地表調(diào)查，左右兩岸巖體有所差異：右岸邊坡為順層坡，表層巖體呈層狀延展，以層狀—互層狀結(jié)構(gòu)為主；而左岸邊坡強(qiáng)烈傾倒變形與卸荷作用使坡表巖層延展性遭受破壞，多呈塊裂化、板裂化、碎裂化改造特征。

4.2 計算模型

卡拉水電站壩址區(qū)環(huán)境邊坡具有典型的粘結(jié)層狀結(jié)構(gòu)，巖層與巖層之間粘結(jié)緊密，力學(xué)性質(zhì)較好，由于邊坡的這種特點(diǎn)，可能構(gòu)成卡拉邊坡巖體穩(wěn)定性分析的二種結(jié)構(gòu)面：(1) 長大的分化卸荷裂隙、斷層構(gòu)成的邊界條件；(2) 平行坡面巖體質(zhì)量界線邊界條件，這是由于在巖體質(zhì)量分級界限附近，界限兩側(cè)巖體的透水性差異較大，地下水易在界限附近富集，使得巖體質(zhì)量參數(shù)降低，形成軟弱帶，甚至發(fā)展為潛在滑坡的底滑面。

本文取卡拉水電站壩址區(qū)II-II′剖面的左岸進(jìn)行分析(見圖10)。根據(jù)其結(jié)構(gòu)面組合特征分析其可能失穩(wěn)的塊體(見圖11)。

圖10 卡拉水電站壩址區(qū)II-II′左岸剖面簡圖

圖11 卡拉水電站壩址區(qū)II-II′左岸可能失穩(wěn)塊體

4.3 計算參數(shù)

在自然邊坡變形破壞中，失穩(wěn)巖體會沿著軟弱面形成滑面產(chǎn)生滑移。因此，在邊坡穩(wěn)定分析中研究巖體的抗剪強(qiáng)度和變形特性時，必須在研究巖體和不連續(xù)結(jié)構(gòu)面的破壞機(jī)理的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步確定巖體和結(jié)構(gòu)面共同構(gòu)成的節(jié)理巖體的綜合抗剪強(qiáng)度及變形指標(biāo)，顯然這是一個非常困難的問題，邊坡物理力學(xué)參數(shù)的選取對巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性計算中非常重要。據(jù)文聯(lián)勇[21]的研究成果可知，卡拉水電站壩址區(qū)巖體具備的良好的層間粘結(jié)作用，這種粘結(jié)層狀巖體具有較高的巖體強(qiáng)度，且?guī)r層層厚相對較薄，故在對巖體參數(shù)進(jìn)行取值時，不對不同巖性的巖體強(qiáng)度進(jìn)行單獨(dú)考慮，結(jié)合本工程的工程及水文地質(zhì)條件和類似工程經(jīng)驗，提出本工程巖體工程地質(zhì)分類及各類巖體的建議指標(biāo)(見表5)。

表5 卡拉水電站壩址區(qū)巖體力學(xué)參數(shù)取值表

在計算長期蠕變條件下穩(wěn)定性時，根據(jù)前文中的實驗結(jié)果，其內(nèi)聚力c和內(nèi)摩擦角φ分別取當(dāng)前強(qiáng)度下的60.9%和56.4%，確定其力學(xué)參數(shù)按照表6選取。

4.4 計算結(jié)果及分析

本論文采用極限平衡法進(jìn)行計算，根據(jù)前面得到的自然斜坡弱面組合塊體，建立自然斜坡弱面組合塊體極限平衡法計算模型，分別采用Morgenstern-Price法、Janbu法和Bishop法計算當(dāng)前條件下及長期蠕變條件下塊體的穩(wěn)定性，計算結(jié)果見表7。

表6 長期蠕變條件下巖體力學(xué)參數(shù)取值

表7 卡拉水電站壩址區(qū)巖體力學(xué)參數(shù)取值表

由計算結(jié)果可知，在當(dāng)前條件下，各組合塊體的穩(wěn)定性系數(shù)基本上在2.000以上，邊坡穩(wěn)定性好；在長期蠕變條件下，各組合塊體的穩(wěn)定性系數(shù)基本上在1.150以上，邊坡穩(wěn)定性較好。由于水電站運(yùn)行時間較長，在水電站正常運(yùn)行時間內(nèi)坡體可能經(jīng)歷一些不確定因素(如連續(xù)強(qiáng)降雨、多次地震等)，坡體結(jié)構(gòu)及巖體的參數(shù)可能發(fā)生變化，故建議對潛在不穩(wěn)定塊體進(jìn)行監(jiān)測。

5 結(jié) 論

本章主要通過配制相似材料，澆注樣品，并通過加卸荷巖體力學(xué)實驗分析了巖體在加卸荷條件下的變形特征及強(qiáng)度特征，并選取卡拉水電站壩址區(qū)典型剖面進(jìn)行穩(wěn)定性分析，主要得到如下結(jié)論：

(1) 軟硬互層狀試樣在卸荷蠕變條件下，主要產(chǎn)生沿層面方向及垂直于層面方向的裂紋，且裂隙整體較為平整，以拉張破壞為主，局部發(fā)生剪切破壞。

(2) 當(dāng)初始圍壓相同時，在卸荷蠕變條件下，試樣內(nèi)聚力約為常規(guī)三軸條件下的60.9%，內(nèi)摩擦角約為常規(guī)三軸條件下的56.4%，此強(qiáng)度可作為其長期強(qiáng)度。

(3) 在卡拉水電站選取典型剖面進(jìn)行穩(wěn)定性分析，計算結(jié)果表明：在當(dāng)前條件下，各組合塊體的穩(wěn)定性系數(shù)基本上在 2.000以上，邊坡穩(wěn)定性好；在長期蠕變條件下，各組合塊體的穩(wěn)定性系數(shù)基本上在 1.150以上，邊坡穩(wěn)定性較好。但由于水電站運(yùn)行時間較長，建議對潛在不穩(wěn)定塊體進(jìn)行監(jiān)測。