滲流侵蝕作用對巖石裂隙剪切特性的影響試驗

盛金昌，高 鵬，王 珂，郜會彩，田曉丹

(1.河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210098； 2.常州市金壇區(qū)水旱災害防御調(diào)度指揮中心，江蘇 常州 213200；3.浙江省山體地質(zhì)災害防治協(xié)同創(chuàng)新中心，浙江 紹興 312000； 4.紹興文理學院土木工程學院，浙江 紹興 312000)

巖石裂隙的剪切特性對巖石工程安全具有至關(guān)重要的影響，國內(nèi)外學者以裂隙面形態(tài)為出發(fā)點對巖體裂隙面剪切力學特性進行了研究，并根據(jù)剪切試驗結(jié)果建立了各種抗剪強度模型[1-7]。在邊坡工程中，巖體長期處于水巖作用下，水巖作用使巖體裂隙面發(fā)生一系列物理化學變化，對裂隙面形貌[8-9]及巖性產(chǎn)生很大影響。因此，學者們對水巖耦合作用下的裂隙巖體開展了大量研究。Pellet等[10]對不同濕度條件下泥灰?guī)r開展了剪切試驗，發(fā)現(xiàn)泥灰?guī)r節(jié)理抗剪強度與含水率有極大關(guān)系。Nouailletas等[11]開展了裂隙面剪切試驗，結(jié)果表明強酸腐蝕過的裂隙表面粗糙度參數(shù)無顯著變化，但是力學性能衰減較大。Zhao等[12]研究了潤濕對砂巖節(jié)理特性的弱化，結(jié)果表明浸潤后的節(jié)理峰值抗剪強度和剛度均有所下降。Li等[13]對干燥、飽和和表面濕潤3種條件下的花崗巖和砂巖開展了直剪試驗。

巖體邊坡常處在流動水流環(huán)境中，學者們相繼開展了滲流作用下的裂隙力學特性研究。魯祖德等[14]開展了裂隙巖石的應(yīng)力-水流-化學耦合作用試驗研究，分析了預制裂紋排列方式、浸泡溶液pH值和流速對單軸抗壓強度的影響以及各條件下的破壞特征。申林方等[15]開展了單裂隙花崗巖在三軸應(yīng)力及化學溶液滲透壓作用下的試驗，研究了裂隙面在酸性溶液滲透作用下的物理軟化，以及溶解反應(yīng)作用下的巖石蠕變變形。聶韜譯等[16]針對應(yīng)力-滲流耦合作用下的裂隙巖體劈裂現(xiàn)象，建立了基于曲線擴展路徑的劈裂演化模型，并驗證了其合理性。

滲流侵蝕作用下裂隙剪切特性的研究成果已較為豐富，但此類研究均忽略了裂隙面形貌變化這一重要中間因素，直接建立宏觀力學指標隨水巖條件變化關(guān)系，從而導致滲流侵蝕作用下的裂隙剪切特性演化機理仍不夠明確。因此，本文對新鮮的和經(jīng)滲流侵蝕作用的兩組石灰?guī)r粗糙裂隙開展直剪試驗，研究滲流侵蝕作用對裂隙面形貌改造及裂隙剪切特性的影響，并分析裂隙剪切特性的演變機理。

1 試驗方案

1.1 試件制備

粗糙裂隙試件為石灰?guī)r試件，由標準圓柱形巖石試件劈裂得到。將劈裂試件分為Ⅰ、Ⅱ兩組(各5個)，其中Ⅰ組為對照組，對試件直接開展剪切試驗；Ⅱ組為侵蝕組，先對試件進行滲流侵蝕，然后進行直剪試驗。具體滲流侵蝕試驗工況如下[17]：軸向荷載為5 kN、圍壓為2.0 MPa，以模擬天然邊坡應(yīng)力狀況；滲透液為pH值5.6的H2SO4溶液，滲透壓為0.5 MPa；整個滲透試驗持續(xù)約120 h。

試驗前先計算劈裂試件的裂隙面粗糙度系數(shù)JRC，具體計算方法為：對裂隙面進行三維激光掃描，獲得裂隙表面三維空間坐標數(shù)據(jù)，計算出裂隙表面平均梯度模Z2s[5]，然后代入到下式[18]即可：

JRC=32.2+32.47lgZ2s

(1)

為消除人工劈裂隨機性、增強研究可靠性，應(yīng)使兩組試件的JRC變化區(qū)間基本相同，結(jié)果見表1。此外，Ⅱ組試件滲流侵蝕后，也按上述方法計算JRC(表1)。

表1 試件粗糙度系數(shù)

1.2 試驗裝置

剪切試驗裝置為河海大學滲流實驗室的YZW-300型微機控制電子式巖石直剪儀，直剪儀簡化示意圖如圖1所示。

圖1 YZW-300型微機控制電子式巖石直剪儀示意圖

該直剪儀主要由伺服控制單元、法向加載單元、剪切向加載單元、剪切盒單元和數(shù)據(jù)測量及采集單元5部分組成。巖石直剪儀施加的法向和剪切向最大荷載均為300 kN，荷載加載速率范圍為0.01～30 kN/s，測量精度為示值的±1%，法向和剪切向位移加載速率范圍為0.01～100 mm/min，測量精度為示值的±1%。法向加載工作行程最大為30 mm，剪切向加載工作行程最大為45 mm，位移測量精度為0.001 mm。

1.3 剪切試驗方法

將劈裂開的兩個半圓柱體分別放入型號為?50 mm×100 mm的上下剪切盒內(nèi)，保證兩個粗糙裂隙表面水平。調(diào)整上下剪切盒位置，使上下粗糙裂隙表面完全契合，并使剪切盒位于法向加載向和剪切加載向的交點上，防止加載時剪切盒偏轉(zhuǎn)。將法向加載觸頭接觸調(diào)位環(huán)，手輪控制使剪切向左側(cè)觸頭接觸剪切盒左側(cè)，通過軟件控制使剪切向右側(cè)觸頭接觸剪切盒右側(cè)，隨后在法向和剪切向上安裝千分表，試件裝載如圖2所示。

圖2 試件裝載

設(shè)置粗糙裂隙剪切試驗工況為：法向為荷載控制，加載至2 MPa(10 kN)，加載速率為1.2 kN/min；剪切向為位移控制，加載至10 mm，加載速率為0.5 mm/min。設(shè)置完成后，點擊法向運行按鈕，待法向荷載達到目標值并保持穩(wěn)定后，點擊剪切運行按鈕，直至剪切向加載位移達到10 mm時結(jié)束試驗。對Ⅰ組新鮮的和Ⅱ組滲流侵蝕后的粗糙裂隙試件(共10個)開展了剪切試驗。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 剪切試驗曲線

2.1.1裂隙剪切應(yīng)力-剪切位移曲線

圖3(a)和圖3(b)分別為Ⅰ組和Ⅱ組粗糙裂隙試件剪切應(yīng)力-剪切位移曲線，兩組粗糙裂隙試件的曲線呈現(xiàn)出類似規(guī)律，即隨著剪切位移增大，剪切應(yīng)力先快速增大至峰值，隨后緩慢減小，最后逐漸趨于穩(wěn)定。該曲線具體可分為3個區(qū)段：①剪切應(yīng)力上升區(qū)(Ⅰ區(qū)段)。加載初期為壓密階段，曲線為下凹狀，隨后曲線呈線性增長，曲線斜率(剪切剛度)基本不變，表現(xiàn)為彈性變形。②剪切應(yīng)力峰值區(qū)(Ⅱ區(qū)段)。隨著剪切位移持續(xù)增加，曲線斜率(剪切剛度)開始變小，在剪切應(yīng)力增長至某一峰值后，曲線斜率變?yōu)樨撝担羟袆偠冗M一步減小，剪切應(yīng)力呈現(xiàn)非線性變化，曲線呈下凹狀。③剪切應(yīng)力下降區(qū)(Ⅲ區(qū)段)。剪切應(yīng)力逐漸降低，曲線斜率絕對值變小并逐漸趨近于零，表現(xiàn)為塑性變形。

圖3 裂隙試件剪切應(yīng)力-剪切位移曲線

兩組裂隙試件剪切強度均在0.5～1.5 mm位移范圍內(nèi)達到峰值，此時剪切位移占裂隙試件長度的0.5%～1.5%。Ⅰ組新鮮裂隙試件剪切結(jié)果表明，表面越粗糙，峰值剪切位移越大。與Ⅰ組不同，Ⅱ組試件經(jīng)過120 h滲透侵蝕后，峰值剪切位移與表面粗糙度并未表現(xiàn)出正相關(guān)關(guān)系。

2.1.2裂隙法向位移-剪切位移曲線

圖4為粗糙裂隙試件的法向位移-剪切位移曲線。圖4(a)曲線整體上可依次分為剪縮、剪脹和殘余抗剪強度3個階段。由于初始位移為0，可按法向位移是否小于0劃分剪縮、剪脹兩階段；殘余抗剪強度階段對應(yīng)圖3(a)中抗剪強度基本不再下降的階段。

圖4 裂隙試件法向位移-剪切位移曲線

a. 剪縮階段。在裂隙試件承受剪切作用初期，裂隙表面被壓密，裂隙表面凹凸體之間的空間不斷調(diào)整縮小，法向位移向下，呈現(xiàn)剪縮狀態(tài)。隨著剪切位移增大，裂隙沿著凸起體爬坡，但爬坡引起的法向位移向上增量還不足以抵消之前向下的法向位移量，此時仍然處于剪縮狀態(tài)。

b. 剪脹階段。隨著剪切作用的持續(xù)進行，裂隙繼續(xù)沿著凸起體爬坡，法向位移持續(xù)向上增大，當法向位移大于0時，法向變形為正，呈現(xiàn)剪脹狀態(tài)。在剪脹階段，法向變形快速增大，同時裂隙表面的凸起被剪斷甚至磨平，當凸起被破壞后，裂隙面開始屈服，剪切應(yīng)力迅速下降。

c. 殘余抗剪強度階段。隨著爬坡以及凸起體被剪斷破壞，裂隙面的法向位移基本不再變化，法向變形趨于穩(wěn)定，裂隙面進入殘余抗剪強度階段。此時，裂隙表面的主要凸起體被剪斷破壞，抗剪能力基本喪失。

由圖4(b)可知，滲透試驗后粗糙裂隙依舊經(jīng)歷剪縮、剪脹以及殘余抗剪強度這3個階段。

通過觀察圖4，發(fā)現(xiàn)在剪脹階段、殘余抗剪強度階段不同試件法向位移-剪切位移曲線的趨勢并不一致，有的持續(xù)剪脹到一定法向位移，而有的持續(xù)剪縮。其中，Ⅰ-1、Ⅰ-5、Ⅱ-2、Ⅱ-4這4個試件曲線較為特殊；在剪切試驗后，發(fā)現(xiàn)這4個試件與剪切盒貼得較緊，難以取下。結(jié)合唐志成等[19]相近試驗成果，認為這4個試件結(jié)果有誤差，猜測其原因是：圓柱形試件尺寸有誤差，在剪切盒中與剪切盒邊壁有一定空隙，剪切時試件與剪切盒內(nèi)壁相互靠近，產(chǎn)生向下法向位移，造成了一些試件并沒有產(chǎn)生剪脹現(xiàn)象。因此，下文僅就其余6個試件的結(jié)果以及這10個試件的共性進行分析。

由圖4可以發(fā)現(xiàn)，Ⅰ組粗糙裂隙的平均剪縮位移為0.092 mm，而Ⅱ組粗糙裂隙的平均剪縮位移為0.073 mm；Ⅰ組剪脹階段最大剪脹不超過0.2 mm，Ⅱ組最大剪脹超過0.2 mm。可見，120 h滲流侵蝕作用使粗糙裂隙平均剪縮位移變短，但使裂隙剪脹位移有所增加。

圓柱形巖石劈裂后，裂隙面上可能留有一些巖石碎屑，用刷子無法清掃干凈，而滲流侵蝕作用可以溶蝕這些碎屑，對兩裂隙面形貌進行改造，使兩壁面更加貼合，所以粗糙裂隙經(jīng)過滲流侵蝕作用后剪縮位移有所減小。同時，滲流侵蝕作用會對裂隙表面巖體產(chǎn)生軟化、弱化作用，剪切過程中凸起體被剪斷會產(chǎn)生更大碎屑，填充在兩裂隙面之間，從而導致剪脹位移增大。

2.2 峰值抗剪強度對比

由表1可以看出，Ⅰ組的JRC與Ⅱ組未經(jīng)過滲流侵蝕作用前的JRC有差距，直接用Ⅰ組的剪切強度來代替Ⅱ組裂隙滲流試驗前的強度極為不妥。由此，可通過用Barton[2-3]建立的JRC-JCS模型(式(2))對Ⅰ組試件剪切強度結(jié)果進行擬合，從而可預估Ⅱ組裂隙滲流試驗前的峰值抗剪強度。

(2)

式中：τp為試件峰值抗剪強度，MPa；σn為施加在巖體裂隙表面上的法向應(yīng)力，MPa；JCS為巖體裂隙表面的抗壓強度，MPa；φb為巖體裂隙表面的基本摩擦角，(°)。

未風化的新鮮裂隙抗壓強度JCS可取為完整巖石的單軸抗壓強度[2]，通過抗壓試驗算出JCS為147.7 MPa。裂隙表面的基本摩擦角φb可以通過光滑裂隙剪切試驗獲得[20]，計算得φb=37.82°。根據(jù)式(2)計算得到的Ⅰ組粗糙裂隙峰值抗剪強度τp與試驗值如圖5所示。

圖5 Ⅰ組裂隙峰值抗剪強度試驗值和計算值對比

當JRC較小時，由式(2)得到的計算值與試驗值近似，而當JRC較大時，計算值要高于試驗值，且JRC越大，計算值高于試驗值的程度越大。因此，需要對JRC-JCS抗剪強度模型進行一定的修正。本文采用如下修正方法：在JRC-JCS抗剪強度公式中添加一個與JRC相關(guān)的修正函數(shù)f(JRC)，將式(2)修正為式(3)，其中修正函數(shù)f(JRC)可通過Origin軟件對試驗值和計算值擬合得到，擬合結(jié)果如圖6所示，相關(guān)性高達0.992。

(3)

圖6 修正函數(shù)f(JRC)擬合結(jié)果

重新計算后的Ⅰ組新鮮粗糙裂隙峰值抗剪強度修正值與試驗值的對比見圖7?？梢钥闯觯捎眯拚蟮目辜魪姸裙接嬎闼玫蘑窠M新鮮粗糙裂隙峰值抗剪強度與試驗值極為接近，說明用式(3)估算Ⅱ組粗糙裂隙滲透試驗前新鮮狀態(tài)時的峰值抗剪強度是可行的。

圖7 Ⅰ組裂隙峰值抗剪強度修正值和試驗值對比

通過式(3)以及Ⅱ組粗糙裂隙試件新鮮狀態(tài)時的粗糙度系數(shù)JRC，對其在滲透試驗前的峰值抗剪強度進行估算。將Ⅱ組粗糙裂隙試件峰值抗剪強度τp滲透前估算值、滲透后試驗值與粗糙度系數(shù)JRC的關(guān)系繪于圖8。

圖8 Ⅱ組裂隙τp-JRC對比曲線

兩組粗糙裂隙的峰值抗剪強度均隨著裂隙表面粗糙度的增大而增大。經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后的裂隙試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5峰值抗剪強度分別提高了9.33%、9.73%、13.43%、8.60%和3.04%，平均為8.83%，其中試件Ⅱ-3提高幅度最大。粗糙度系數(shù)JRC除試件Ⅱ-4降低了0.78%外，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-5分別提高了11.61%、14.53%、7.45%和6.30%。

2.3 殘余抗剪強度對比

粗糙裂隙殘余抗剪強度τr與殘余摩擦角φr之間存在式(4)的關(guān)系，Grasselli等[6]認為殘余摩擦角取決于裂隙基本摩擦角φb和裂隙表面形貌特征，因此，建立殘余摩擦角φr與粗糙度系數(shù)JRC之間的函數(shù)關(guān)系如式(5)所示。

(4)

φr=φb+φJRC

(5)

式中：φJRC為裂隙表面形態(tài)控制的部分殘余摩擦角，與裂隙粗糙度系數(shù)JRC相關(guān)。

圖9 Ⅰ組裂隙殘余摩擦角擬合

圖10 Ⅱ組裂隙殘余抗剪強度對比關(guān)系曲線

根據(jù)Ⅰ組新鮮粗糙裂隙的殘余抗剪強度，計算各個試件的殘余摩擦角，擬合Ⅰ組新鮮粗糙裂隙試件部分殘余摩擦角φJRC與粗糙度系數(shù)JRC之間的關(guān)系(圖9)，根據(jù)擬合結(jié)果，可以估算Ⅱ組粗糙裂隙在新鮮狀態(tài)時的殘余抗剪強度。圖10為兩組試件的殘余強度試驗值與估算值，可看出Ⅱ組粗糙裂隙試件滲流侵蝕前殘余抗剪強度估算值在1.95～2.22 MPa范圍內(nèi)，經(jīng)過滲流侵蝕后的殘余抗剪強度試驗值在1.85～2.28 MPa范圍內(nèi)。對于滲流侵蝕作用前后的Ⅱ組試件，分別計算殘余抗剪強度與峰值抗剪強度的比值：滲流侵蝕前試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5的τr估算值與τp估算值的比值分別為72.99%、70.48%、65.28%、59.94%和54.26%；滲流侵蝕后這5個試件的τr試驗值與τp試驗值的比值分別為68.54%、60.22%、62.68%、59.32%和52.59%。

圖11對比了5個試件在滲透侵蝕前、后的殘余抗剪強度與峰值抗剪強度比值，結(jié)果顯示裂隙面經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5殘余抗剪強度與峰值抗剪強度的比值分別下降了4.45%、10.26%、2.60%、10.26%和4.45%。

圖11 Ⅱ組裂隙殘余抗剪強度與峰值抗剪強度比值

2.4 初始剪切剛度對比

粗糙裂隙的初始剪切剛度受到法向應(yīng)力、巖石剪切模量以及表面形貌共同影響，一般定義剪切剛度為裂隙試件在彈性變形階段單位變形內(nèi)的應(yīng)力梯度[2]：

(6)

式中：ks為剪切剛度；τ為剪切強度；u為剪切位移。

以剪切應(yīng)力-應(yīng)變曲線在Ⅰ區(qū)段的線性斜率作為裂隙的初始剪切剛度ks0，通過下式計算[6]

(7)

其中Δup=up-um

式中：up為達到峰值抗剪強度時所對應(yīng)的位移，mm；um為初始位移，mm，取決于試驗設(shè)置。

圖12 Ⅱ組裂隙初始剪切剛度對比

圖12為Ⅱ組粗糙裂隙的初始剪切剛度ks0對比，Ⅱ組粗糙裂隙試件的初始剪切剛度估算值及試驗值均隨著JRC變大而變大。120 h滲流侵蝕作用后裂隙初始剪切剛度試驗值高于滲流侵蝕作用前估算值，滲流侵蝕作用前的裂隙初始剪切剛度估算在4.94 ～7.16 MPa/mm范圍內(nèi)，而滲流侵蝕作用后的裂隙初始剪切剛度在5.50 ～7.52 MPa/mm范圍內(nèi)，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5滲透試驗后裂隙初始剪切剛度分別增大了11.38%、11.85%、15.48%、10.58%和4.89%，平均增大10.84%。

3 分析討論

巖體裂隙的剪切力學特性主要取決于巖石巖性、法向應(yīng)力以及裂隙表面形貌特征，本試驗主要考慮滲流侵蝕作用后裂隙表面形貌特征變化對裂隙剪切特性的影響。

3.1 峰值抗剪強度與初始剪切剛度變化原因分析

圖13 剪切試驗前后裂隙表面形貌對比

峰值抗剪強度與初始剪切剛度的變化規(guī)律總體一致。剪切過程中，裂隙表面受到爬坡效應(yīng)和切齒效應(yīng)共同作用。JRC越大的裂隙面，起伏程度越大，剪切時切齒效應(yīng)越強，凸起體積攢的彈性勢能就越大。當裂隙表面上的凸起體被剪斷時，釋放的能量也就越多，其峰值抗剪強度越大。圖13為剪切試驗前后試件表面對比，其中，試件Ⅱ-5表面綠色部分為滲流侵蝕試驗中加入的亮藍指示劑。滲流侵蝕過程中，粗糙裂隙面存在溝槽流現(xiàn)象，裂隙面凹陷區(qū)域為滲透水流的優(yōu)勢滲流通道，這些區(qū)域巖石礦物被溶蝕帶走量比其他區(qū)域的更多，使裂隙面凹凸程度變大，裂隙粗糙度系數(shù)JRC變大，從而導致滲流侵蝕后的裂隙峰值抗剪強度大于滲透前估算值。

分析圖8中的曲線可知，滲流侵蝕后的裂隙剪切強度明顯增大，其增大原因不僅是粗糙度增大，還可能是滲流侵蝕后巖性發(fā)生變化。這種巖性變化可能是滲流侵蝕作用溶蝕了裂隙表面礦物，改變了礦物原先的結(jié)構(gòu)，從而在一定程度上增大了裂隙峰值抗剪強度。JRC變大和巖性變化共同使得滲流侵蝕作用后裂隙峰值抗剪強度高于滲透試驗前的估算值。初始剛度變化原因同上。

3.2 殘余抗剪強度變化原因分析

圖13部分區(qū)域顯示為白色部分，代表凸起體被剪斷。對比發(fā)現(xiàn)，滲透試驗后白色部分多于滲透試驗前。滲流侵蝕作用使裂隙面粗糙度變大，剪切過程中被剪斷的凸起體更多，當主要凸起體被剪斷后，進入殘余抗剪強度階段。此時，殘余抗剪強度則由未被剪斷的次級凹凸體和剪斷部分共同承擔。由于沒有更多的凸起體被剪斷，裂隙面運動從剪切逐步變成滑動，這可能就是殘余抗剪強度變化不大的原因。

經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后，裂隙面峰值抗剪強度明顯變大，而殘余抗剪強度變化幅度不大，所以與新鮮狀態(tài)時相比，滲流侵蝕作用后的裂隙殘余抗剪強度與峰值抗剪強度的比值有所下降。

4 結(jié) 論

a. 滲流侵蝕作用后裂隙表面粗糙度增大，峰值抗剪強度平均增大8.83%,而殘余抗剪強度無太大變化，使得殘余抗剪強度與相應(yīng)峰值抗剪強度的比值降低。

b. 滲流侵蝕作用后的裂隙初始剪切剛度高于新鮮裂隙，平均增大10.84%。

c. 與新鮮裂隙相比，滲流侵蝕作用后的裂隙面剪縮位移減小，剪脹位移增大。