高压渗流作用下砂岩剪切力学特性研究

胡 斌 丁 静 李 京 崔 凯 马利遥 汤 琦

(1.武汉科技大学资源与环境工程学院,湖北 武汉 430081;2.冶金矿产资源高效利用与造块湖北省重点实验室,湖北 武汉 430081)

在地应力作用下,高陡边坡岩体往往会发生压剪破坏[1-2]。如在矿山、公路、铁路和坝体的高陡边坡中,由于重力作用,边坡岩体受到一个指向临空面的剪力作用。在该剪力作用下,岩体内部易产生节理,发生剪切破坏;特别是在地下水活动频繁的环境下,水—岩相互作用会加剧岩体内部节理裂隙发育,降低岩体抗剪强度[3-4],加剧边坡失稳。边坡经受长时间连续强降雨作用时,雨水沿坡体内节理裂隙入渗,边坡内部岩体将迅速达到饱水状态并受到由雨水入渗形成的高渗透水压力作用。因此,探究岩体在高压渗流作用下的剪切力学特性对于边坡稳定性研究具有重要意义。

目前,众多国内外学者已经开展了大量岩体剪切—渗流耦合试验研究。许江等[5-7]利用自主研发设备开展了0.3 MPa 水压下含结构面的岩体剪切—渗流试验研究,发现结构面岩体峰值剪应力、渗流量和法向位移随着充填度增加而逐渐减小。刘才华等[8]通过试验探究了含裂隙岩体在剪切荷载作用下的渗流特性,认为在剪切荷载作用下,裂隙在剪动前渗透性随着剪切应力增加而减小,呈现明显的线性关系。何峰等[9]利用自制的试验装置分析了煤岩在渗流作用下的蠕变特性,发现在轴压与围压不变时,渗透水压煤岩的渗流量与蠕变量呈正相关关系。范鹤等[10]开展了大理岩剪切渗流试验,研究了大理岩剪切裂隙渗流规律,发现在径向渗流中,其渗流过程符合达西定律,在法向应力增加过程中,渗流通道内出现了闭合现象,裂隙中形成大面积死水区,渗流特性发生突变。尹立明等[11]开展了恒定法向荷载与恒定法向刚度两种条件下的压剪渗流试验,发现随着渗透水压力增大节理岩体透过率和法向变形在增大,而抗剪强度在减小。赵瑜等[12]分析了在压剪作用下岩体裂隙对岩体渗流特性的影响,提出了一种基于残余强度的全新剪切本构关系。李海波等[13]对含节理面岩体进行了大量剪切试验,发现随着剪切速率提高,岩石节理面的抗剪强度在减小。彭守建等[14]利用自主研发的试验设备,开展了不同法向荷载作用下砂岩的剪切—渗流试验,试验发现:随着法向荷载增大,砂岩法向变形和剪切变形在减小,而抗剪强度在提高。夏才初[15-17]利用自主研发的试验系统对3 种不同节理粗糙度的试样开展了不同刚度和渗透水压力条件下的剪切—渗流试验,发现节理抗剪强度随着法向刚度增加而增加,随着渗透水压的增大而减小。BRUNO等[18]通过理论分析和剪切试验,研究了孔隙压力对拉伸裂缝萌生和扩展方向的影响,发现裂缝的形成不仅受到裂纹尖端局部孔隙压力影响,还受到整体尺度上孔隙压力梯度的方向和分布影响。LIU 等[19]通过开展高孔隙水压力条件下的裂隙岩体压剪试验,建立了描述翼型裂纹初始开裂规律和裂纹尖端应力强度因子演化规律模型。ESAKI 等[20]对含节理的花岗岩进行了剪切渗流耦合试验,发现随着剪切位移增加裂隙渗透性初期增加较快,而后趋于一稳定值。

综上所述,目前的研究主要集中在低渗透压对裂隙岩体剪切力学特性的影响,且试验前试样未进行饱水处理,这与实际情况中边坡岩体在饱水时仍受到高渗透水压作用存在差异。基于此,本研究利用自主研发的岩石剪切—渗流耦合试验装置,开展高压渗流作用下饱水砂岩剪切力学特性试验研究,分析渗透水压对砂岩抗剪强度、剪断面破坏程度的影响规律,以及剪切过程中法向应力与法向变形变化规律,为连续强降雨作用下的高陡边坡稳定性分析提供理论依据和试验基础,同时为类似研究提供参考。

1 试验方法

1.1 试样制作

选用某矿山高陡边坡砂岩为本次试验材料,试样基本物理力学参数取值见表1。将所取的砂岩加工为试验所需的标准长方体试样,尺寸为150 mm×75 mm×75 mm(长×宽×高),并对试样6 个端面进行打磨,保证试样端面的平行度在0.02 mm 以内,以降低试验误差。再使用钻机在试样表面平行于剪切方向的中心线上钻出3 个等孔距的渗流孔,孔距为37.5 mm。为保证水压能够作用在预定剪切面上,渗流孔深度为37.5 mm,孔径为8 mm,如图1所示。

图1 试样结构Fig.1 Sample structure

试验施加渗透水压前,试样需进行饱水处理,试样饱水采用真空抽气饱和法,按照《工程岩体试验方法标准》(GB/T 50266-99),将试样放入如图2所示的真空饱和装置中,水面高出试样表面,真空压力为-0.1 MPa。在抽气24 h 后,无气泡溢出时,打开真空饱和装置,使试样在大气压下静置4 h,再将试样安装于剪切盒中进行试验。

图2 真空饱和装置Fig.2 Vacuum saturation device

1.2 试验装置

1.2.1 试验装置参数

本研究试验是在自主研制的可实现高压渗流的岩石剪切—渗流耦合试验装置上完成。该装置主要由渗流系统、压剪系统和数据监测与采集系统三部分组成,如图3所示。该装置法向/切向方向上均设有伺服电动缸,用于施加法向/切向试验力,在伺服电动缸内设有压力传感器与位移传感器,用于测量法向/切向方向的试验力和位移。为减小设置于伺服电动缸内位移传感器的监测误差,在剪切盒切向与法向上分别加装有2 个LVDT 位移传感器,取法向3 个位移计平均值作为试样法向位移量,取切向3 个位移计平均值作为试样剪切位移量,试验数据通过数据监测与采集子系统传递至计算机进行显示并保存。试验过程中,法向荷载由法向伺服电动缸施加在剪切盒法向加载压头上,再通过法向加载压头传递到试样表面,剪切荷载则通过左侧伺服电动缸直接施加在下剪切盒左端面,上剪切盒因受到右侧反力杆的作用而保持静止,如图4所示。

图3 岩石剪切—渗流耦合试验装置Fig.3 Rock shear-seepage coupling test device

图4 压剪试验系统Fig.4 Pressure shear test system

该装置试验力控制范围为0～100kN,试验力监测分辨率为0.01 kN;法向/切向压头伸缩范围为0～100 mm;可实现试验力和位移两种加载方式,试验力控制加载速率为0.01～35.00 kN/s,位移控制加载速率为0.001～10.000 mm/min;位移传感器量程为0～30 mm,位移传感器监测分辨率为0.001 mm;渗流系统渗透水压力加压范围为0～5.00 MPa。

1.2.2 剪切盒密封

为保证上剪切盒与下剪切盒接触面具有良好的密封性,上下剪切盒通过4 根竖向辊轴和2 块移动滑板连接,在上剪切盒设有供辊轴沿剪切方向运动的通孔,能保证上下剪切盒在竖向上连接,同时又能保证上下剪切盒可沿剪切方向错位,且在上下剪切盒接触面设有矩形密封圈进行密封;渗透水压由渗流加压装置经法向加载压头内部入水通道接入试样渗流内,如图5所示。

图5 剪切盒结构Fig.5 Structure of shear box

为保证试样渗流孔与法向加载压头内部进水通道连接处的密封性,使水只沿着由剪切作用产生的裂隙流出,本次试验设计了一种可膨胀硅胶接头,在硅胶接头上端部设有密封圈(图6),在硅胶接头下端部外壁均匀涂有防水胶,通过挤压杆挤压硅胶接头内壁,使其膨胀,充分与渗流孔内壁接触,封堵接触空隙,待防水胶凝固后取出挤压杆;在施加渗透水压后,硅胶接头内壁受到水压力挤压后(受力如图6 中右侧放大图所示),再次产生膨胀,使其密封性增强。需要说明的是,硅胶接头因固定在试样上,所以在整个试验过程中硅胶接头不会因为水压挤压作用对传递法向荷载的法向加载压头产生反作用力。

图6 硅胶接头与试样装配示意Fig.6 Schematic diagram of silica gel joint and sample assembly

1.3 试验方案及步骤

本研究开展的不同渗透水压条件下的饱水砂岩压剪力学特性试验共分为4 组,其中干燥试样1 组,不施加渗透水压,饱水状态3 组,分别施加0、1、2 MPa 渗透水压,每组试样不少于3 个,剪切荷载控制方式采用位移加载,加载速率为0.4 mm/min。试验步骤为:

(1)试验前准备。启动试验装置,调整试验设备及控制软件,检查位移传感器、流量传感器、水压计是否工作正常。

(2)安装试样。提升上剪切盒,将试样放入剪切盒腔体内,密封上下剪切盒后,将剪切盒推至法向加载压头正下方,安装位移传感器;完成后控制剪切加载装置与反力杆,对上剪切盒进行切向限位。

(3)进行试验。施加预定法向荷载,法向荷载大小以不挤压出饱水试样内部孔隙水为宜,本次试验施加的法向荷载均为0.2 MPa;法向荷载施加完毕后,操控渗流系统,向试样渗流孔内施加预定渗透水压力,为使渗透水在试样内部的渗流状态与连续强降雨作用下的矿山高陡边坡岩体内部渗流状态相同,需渗透水压加载5 h 后,再进行剪切试验,剪切试验过中渗透水压继续加载,直至试验结束。

(4)结束试验。试样剪断后停止试验,关闭渗流系统,拆除剪切盒和试样,关闭试验装置,保存数据,并对数据进行处理。

2 试验结果分析

2.1 剪应力—剪切变形特性

恒定法向应力、不同渗透水压条件下,砂岩试样的剪应力—剪切变形曲线如图7所示。由图7 可知:不同渗透水压条件下,砂岩试样的剪切变形具有相同规律;以渗透水压1 MPa 为例,不同渗透水压条件下的砂岩试样的剪应力—剪切变形曲线可分为3 个阶段,即孔隙、裂隙压密阶段(AB段)、弹性变形阶段(BC段)、屈服破坏阶段(CD段)。

图7 试样剪应力—剪切变形曲线Fig.7 Shear stress-shear deformation curves of samples

(1)孔隙、裂隙压密阶段(AB段)。在该阶段内,砂岩试样内部原生孔隙和微裂隙在剪应力作用下产生闭合,试样被压实,剪应力—剪切变形曲线呈上凹形。

(2)弹性变形阶段(BC段)。在该阶段内,剪应力随剪切变形增加而呈线性增加,剪应力—剪切变形曲线呈直线,砂岩试样的力学性质为弹性。

(3)屈服破坏阶段(CD段)。在该阶段内,剪应力达到砂岩试样的屈服强度(C点)时,剪应力产生应力降,此时砂岩试样内部结构已经产生破坏,试样内部裂纹发育速率开始加快,试样力学性质由弹性转变为塑性;随着剪切变形增加,剪应力—剪切变形曲线呈不规则变化,当剪切变形达到最大值时,试样内部裂纹贯通至整个剪切面,试样被剪断,失去抗剪能力,剪应力产生骤减。

不同渗透水压作用下,砂岩试样的抗剪强度和峰值剪切变形见表2。由表2 可知:在恒定法向应力作用条件下,饱水砂岩的抗剪强度和峰值剪切变形均随着渗透水压增大而逐渐减小;表明渗透水压对砂岩抗剪强度及其剪切变形具有劣化作用,且渗透水压越大,劣化效果越明显。原因为:① 作用在砂岩内部的渗透水压抵消了一部分法向应力,从而导致作用在砂岩上的有效法向应力减小;② 砂岩试样在剪应力作用下其内部产生裂纹,裂纹导水,形成渗流路径,高渗透水压力在已形成的裂纹中为裂纹扩展提供张力,加剧了裂纹发展速率,因此,渗透水压越大,砂岩抗剪强度及其峰值剪切变形越小。在无渗透水压条件下,饱水砂岩抗剪强度低于天然状态砂岩抗剪强度,说明水的存在也对砂岩抗剪强度具有劣化作用。

表2 不同渗透水压作用下砂岩的抗剪强度和峰值剪切变形Table 2 Shear strength and peak shear deformation of sandstone samples under different seepage pressures

2.2 法向变形与法向应力变化特性

因剪切盒空腔内仅能放入试样,试样四周与底部的变形均被剪切盒所限制,只能在法向产生位移,所以本研究通过试样的法向变形来分析试样的剪胀和剪缩现象。不同渗透水压条件下,砂岩法向变形—剪切变形曲线如图8(a)所示。从图中可得出:在恒定法向应力作用条件下,饱水砂岩的峰值法向变形随渗透水压力增大而逐渐减小,但其法向变形均呈现出很好的规律性,如图8(b)至图8(d)所示。在孔隙、裂隙压密阶段(AB段)与弹性变形阶段(BC段),不同渗透水压力条件下,砂岩法向变形均在增加,试样表现出明显的剪胀现象;当试样进入屈服破坏阶段(CD段)后,法向变形速率加快,并出现法向变形“回弹”现象,这是由于剪切过程裂纹贯通形成的凸起被剪断所致。在屈服破坏阶段法向变形与变形速率的突变在时间点上与法向应力和剪应力的突变相对应,限于篇幅以及考虑到不同渗透水压作用下法向变形与法向应力随剪切变形变化规律相同,本研究以渗透水压1 MPa 为例,分析砂岩屈服阶段法向变形与法向应力随剪切变形的变化规律。

图8 不同渗透水压力条件下法向变形和剪应力随剪切变形的变化曲线Fig.8 Variation curves of normal deformation and shear stress with shear deformation under different seepage water pressure

1 MPa 渗透水压作用下的砂岩剪应力、法向变形与法向应力随剪切变形的变化曲线如图9所示。由图9(a)可知:在试样剪切过程中出现了3 次剪应力降,对应的剪切变形分别为1.31、1.37、1.52 mm;当产生第1 次应力降时,法向应力突然增大、同时法向变形量和变形速率也增大,如图9(b)所示,这是由于试样进入屈服破坏阶段后,剪切面产生的裂纹开始逐渐贯通,导致试样剪胀速率加快;当产生第2 次剪应力降时,法向应力突减,同时法向变形量和变形速率减小,这是因为剪切面裂纹大量贯通,剪切面上产生的凸起被剪断,法向变形出现“回弹”现象;当出现第3 次剪应力降时,法向应力、法向变形发生大幅度突减,这是因为剪切面裂纹完全贯通,试样被剪断。

图9 屈服阶段剪应力、法向变形与法向应力随剪切变形的变化曲线Fig.9 Variation curves of shear stress,normal deformation and normal stress with shear deformation at yield stage

综上分析可知:渗透水压直接影响着砂岩法向变形,渗透水压越大,法向变形越小;在砂岩屈服破坏阶段,砂岩法向变形与法向应力变化在时间点上存在对应关系,法向应力突增,法向变形增大,法向变形速率加快;法向应力突减,法向变形减小,法向变形速率减慢,且法向应力突变幅度越大,法向变形变化幅度也越大,两者变化规律反映了砂岩在剪切过程中裂纹的扩展情况。

2.3 恒定法向应力作用下渗透水压对砂岩剪断面破坏程度的影响

砂岩试样在不同渗透水压力下的裂纹、剪切面形态如图10所示,图中红色箭头方向代表着剪切方向。由图10 可知:砂岩剪断面在预定剪切面上,但具有一定的起伏度,是因为取自矿山边坡的完整砂岩并非理论上的完全均质体,其内部结构存在差异,裂纹在扩展时,优先选择结构较弱的区域。

图10 不同渗透水压下砂岩裂纹、剪切面形态Fig.10 Morphology of sandstone cracks and shear surfaces under different seepage pressures

当无渗透水压作用时,饱水与干燥状态下的砂岩剪断面起伏度大,剪断面上存在部分砂岩脱落颗粒,并且除了产生沿剪切面扩展贯通的主裂纹外,还产生了多条与剪切面成一定夹角的次级裂纹。经统计发现,次级裂纹多沿渗流孔排列位置对称出现。当渗透水压为1 MPa 时,剪断面虽然存在部分凸起,但其余位置起伏度相对于无渗透水压力时减小,产生一条较短的次级裂纹,剪断面附着少量因摩擦而产生砂岩粉末。当渗透水压为2 MPa 时,剪断面主裂纹几乎呈直线,无次级裂纹产生,剪断面起伏度最小,剪断面附着较多因摩擦而产生的砂岩粉末。

2 MPa 渗透水压条件下,干燥砂岩试样表面浸润状态如图11所示。由图11 可知:在2 MPa 渗透水压加载初期,试样表面干燥,2 MPa 渗透水压加载1 h后试样表面中部出现小部分浸润区域,2 MPa 渗透水压加载2 h 后,试样表面中部70%区域被浸润;在该过程中浸润面均出现在试样表面中部,在硅胶接头与法向加载压头接触面并无渗流水溢出迹象,防渗效果较理想。

图11 2 MPa 渗透水压下干燥砂岩试样表面浸润状态Fig.11 Wetting state of dry sandstone sample surface under permeable water pressure of 2 MPa

3 结论

(1)水—岩作用是影响岩质边坡长期稳定的重要因素;降雨形成的高渗透压将加剧边坡岩体结构损伤和强度劣化,而已有的渗流试验研究均在低渗透压条件下进行,不足以反映连续强降雨条件下边坡岩体的渗流实际。因此,利用自主研制的可实现高压渗流岩石剪切—渗流耦合试验装置,开展了高压渗流作用下的饱水砂岩剪切—渗流耦合试验研究,研究成果对于岩质边坡长期稳定性研究具有参考意义。

(2)试验及分析表明:① 水与渗透水压对砂岩剪切力学特性具有劣化作用,且渗透水压越大,饱水状态下砂岩抗剪强度、法向变形与剪切变形逐渐减小,劣化效果越明显;② 在屈服破坏阶段,砂岩法向变形与法向应力的变化反映了砂岩在剪切过程中的裂纹扩展情况;③ 在剪切过程中,次级裂纹呈对称出现,随着渗透水压增大次级裂纹逐渐减少甚至消失,剪断面趋于平整;④ 剪切盒所设计使用的硅胶接头密封方式具有很好的密封作用,有助于解决目前普遍存在的高渗透水压作用下的剪切盒密封难题。

(3)水—岩相互作用机制研究是一项极其复杂的工作。本研究仅从渗透水压角度进行了初步探讨,有关渗透水压对岩体黏聚力、内摩擦角等参数的影响,剪切过程中渗流状态的演化规律以及裂纹扩展机制等问题还需进一步研究。