錦屏二級水電站大理巖加卸載力學特性試驗研究

王 璐， 徐 進， 劉建鋒， 楊昊天， 任浩楠， 聶 明

(四川大學水利水電學院，四川成都 610065)

1 概述

隨著三峽、南水北調等大型工程的建設，巖石力學的研究與應用也得到了較快的發展。傳統巖石力學的研究對象主要是加載巖石力學，并且已經通過大量的試驗和理論分析，建立了比較成熟的加載巖石力學理論體系[1]，在工程中亦得到了廣泛應用。隨著工程建設的發展，加載巖石力學得到的結果與卸荷條件下的工程實際存在的差異日益被人們重視。哈秋舲針對工程實際對加載和卸荷兩種應力路徑下巖體的力學特性進行了分析對比，并結合工程巖體的性質提出了“卸荷非線性巖體力學”和“各向異性卸荷巖體力學”的概念，研究成果也在高邊坡和地下工程中得到了應用，并通過工程實際得到了驗證[2～4]。李天斌、王蘭生、夏才初等許多學者對不同巖石做了大量的卸荷試驗研究，得到了巖石卸荷條件下的力學和變形破壞特征[5～10]。張宏博、宋廣修等針對不同卸荷應力路徑下的巖石強度及破壞特征進行了研究[11]。高春玉、謝紅強等對巖石加卸載進行了試驗研究，揭示了在一定應力路徑下的巖體加卸載的變形和力學特性的差異[12、13]。但由于巖石性質和工程卸荷問題的復雜性，卸荷巖石力學的進一步研究及與工程實際的結合應用中還有很多問題需要解決。

錦屏二級水電站地處雅礱江大河灣所包圍的錦屏山區，利用雅礱江150 km大河灣的天然落差截彎取直，開挖隧洞引水發電。其洞線長、洞徑大、埋深大，最大埋深可達2 500 m，隧洞處于高應力地區，圍巖以大理巖、砂巖為主。

筆者根據錦屏二級水電站的巖體應力變化情況，對取自該地區的大理巖巖樣進行了單軸壓縮、常規三軸和卸荷三軸試驗，考慮到隧洞深埋部位圍巖的應力狀態及便于與加載試驗進行對比，卸荷試驗采取了與加載試驗相同的靜水壓力初始應力條件來獲得巖石的變形參數。通過對試驗結果進行的對比分析，得出了大理巖在加卸載條件下強度和變形參數的差異及變化規律。以此為錦屏二級水電站引水隧洞開挖中巖體的卸荷穩定分析提供參考。

2 試驗條件及試驗方案

2.1 試驗條件

本次試驗采用美國產MTS815 Flex Test GT巖石力學試驗系統。試驗方法及數據處理依據有關國標與規程規范[14～16]進行。

試樣采用取自現場的、具有代表性的E2、E3兩組巖樣，均為淺灰色大理巖。試件尺寸為50 mm×100 mm標準試件，含水狀態為天然風干。

2.2 試驗方案

根據工程區的巖體應力分布情況，單軸壓縮試驗按試驗規程進行，在此不予贅述;三軸試驗確定以下3種試驗方案，其中圍壓和軸壓的加卸載速率根據規范規定的速率及比例確定。

方案Ⅰ:常規三軸全過程試驗。試驗方法按規程規定進行，在此不予贅述。

方案Ⅱ:巖土工程中多數的工程活動是在地表附近或是淺部進行，如邊坡工程和基礎開挖，這種情況下的工程巖體處于三向不等應力狀態，即σ1＞σ3。故采用以下方案模擬開挖過程中的應力分異情況，揭示巖石的卸荷強度特征。具體步驟為:

(1)以0.05 MPa/s的速率施加圍壓和軸壓至預定值(10 MPa、20 MPa、40 MPa、60 MPa、80 MPa);

(2)以0.5 MPa/s的速率增加軸壓至大于單軸抗壓強度而低于同圍壓的三軸強度;

(3)以0.05 MPa/s的速率降圍壓，同 時 以0.15 MPa/s的速率升軸壓，試件破壞后停止降圍壓，并以適當的軸向應變速率控制繼續施加軸向應力，直至軸向應力不隨應變的增加而降低時結束試驗。

方案Ⅲ:由于隧洞埋深大，深埋部位可能存在靜水壓力的應力狀態，即σ1=σ3，同時，又為了便于與加載應力路徑的情況進行對比，筆者采用了與加載試驗相同的初始應力條件進行卸荷試驗，用以揭示巖石的卸荷變形特征并獲得卸荷條件下的變形參數。

為盡量降低因巖石的非均勻性導致的試驗結果離散，該方案中的每組試樣均采用同一個試件進行試驗，循環加載。由于在每級圍壓下主應力差的增加幅度都不會超過下一級圍壓，且都處于彈性范圍內，故循環加載對巖石的性質不會產生影響，試驗結果是可靠的。具體步驟為:

(1)以0.05 MPa/s的速率施加圍壓和軸壓至預定值(10 MPa、20 MPa、40 MPa、60 MPa)，然后以0.05 MPa/s的速率降圍壓，同時以0.15 MPa/s的速率升軸壓至σ1－σ3到一定值即可，每一級軸壓加載不超過下一級圍壓;

(2)卸載軸向壓力至初始狀態，然后以0.05 MPa/s的速率施加圍壓和軸壓至80 MPa，再以0.05 MPa/s和0.15 MPa/s的速率降圍壓、升軸壓，直至試件破壞后停止降圍壓;然后以適當的軸向應變速率控制繼續施加軸向應力，直至軸向應力不隨應變的增加而降低時結束試驗。

3 試驗結果分析

3.1 單軸試驗結果

單軸壓縮試驗獲得的兩組大理巖巖樣的單軸抗壓強度和變形特性參數見表1。

表1 單軸壓縮試驗成果表

3.2 強度特性分析

試驗結果表明，在加卸載條件下，該大理巖的峰值強度和殘余強度與圍壓均成良好的線性關系(圖1)，根據規范[16]由此關系獲得的強度參數見表2。

圖1 加卸載條件下巖石強度與破壞圍壓最佳關系曲線圖[16]

表2 峰值強度參數表

從表2、3中可以看出:(1)在常規加載條件下，與普通的大理巖相比，兩組巖樣均具有相當低的內摩擦角和較高的內聚力，表明在較高的圍壓下，隨圍壓的升高巖石強度的增量逐漸降低，且內聚力對強度的貢獻比較大。這種現象可能與這兩組大理巖中的礦物成分有關，在破裂面上均有粉末狀物質，手觸摸染手并有滑膩感(圖2)。(2)與加載條件下的強度參數相比，卸荷條件下的內聚力C降低了15.2% ～85.97%;而內摩擦角 φ增大了4.77% ～59.78%。這是因為常規三軸試驗主要是由軸向壓縮產生的剪切破壞為主，而卸荷試驗主要是巖石的劇烈擴容引起破壞，破壞面的張性特征更為顯著。二者相比較，后者破裂面的起伏差與粗糙度均較前者高。

圖2 試件破裂面狀況

表3 殘余強度參數表

抗剪強度是通過內聚力C和內摩擦角φ兩個參數表征的，但從這兩個參數的對比不能直接看出加、卸載抗剪強度的關系，故根據表2中的強度參數作圖，或由庫侖定律S=σtanφ+C獲得加、卸載條件下的強度曲線如圖3所示。從圖3中可以看出:每對加載與卸荷強度曲線均不平行，在較低的正應力σ水平下，卸荷抗剪強度低于加載所獲(內聚力C較低的緣故)，但卸荷條件下的抗剪強度隨正應力σ增大而增加的幅度較大(內摩擦角φ較高的緣故)，隨著σ的增加，二者的差距逐漸減小，當σ達到一定值后，卸荷抗剪強度將高于加載所獲。

圖3 加卸載條件下抗剪強度與關系曲線圖

3.3 變形特征及變形參數分析

3.3.1 變形特征

單軸壓縮試驗得到的應力-應變關系曲線如圖4(a)所示;由方案Ⅰ得到的典型應力-應變關系曲線如圖4(b)所示。從圖4中可以看出:不同的試件在不同的圍壓下表現出來的變形特征不同，但都表現為隨圍壓升高巖石的變形量增大。試驗表明，單軸壓縮條件下，巖石試樣具有明顯的脆性特征;在低圍壓下，巖石試樣具有典型的彈塑性材料的屈服特征，屈服后經過較大的塑性變形后產生宏觀破壞，至峰值后軟化到一定程度則應力不隨應變的增長而降低，即為巖石的殘余強度(圖4(b));但當圍壓達到40 MPa后，約80%的巖石都表現出明顯的應變硬化特征，硬化階段的變形量很大。

由方案Ⅲ得到的卸荷應力路徑下的應力-應變全過程曲線如圖4(c)所示。從圖中可以看出，試樣在峰值前沒有強烈的擴容現象，峰值后軟化階段發展到一定階段后產生宏觀破壞。同加載試驗的結果相比，試樣破壞的脆性特征更為顯著，屈服后硬化階段的變形量較軟化階段變形量小。

圖4 在不同圍壓下的典型應力-應變全過程曲線圖

3.3.2 變形參數對比分析

考慮到圍壓σ3對巖石變形性質的影響，文中的彈性模量和泊松比按照以下公式計算:

方案Ⅰ考慮了巖石加載的壓密階段，該方案的變形參數采用割線模量，即按以上公式計算三軸狀態下應力差為抗壓強度50%時的割線模量和泊松比，得到的變形參數見表4。加載條件下，在圍壓80 MPa范圍內巖石的割線模量E隨圍壓的升高而增大，并呈良好的線性關系，說明圍壓有助于提高巖石的軸向剛度;泊松比μ隨圍壓的升高整體呈現增大趨勢，與圍壓也呈較好的線性關系(圖5)。

方案Ⅲ因采用一個試件進行不同圍壓的試驗，在反復加卸載后，巖石已被壓密，故壓密階段可不考慮;同時，由于軸向加載比較小，始終處于彈性階段，所以該方案的變形參數按照以上公式計算直線段的平均彈性模量和泊松比，得到的變形參數見表4。在初始圍壓80 MPa的范圍內，彈性模量E和泊松比μ隨初始圍壓的升高整體呈現增大的趨勢，但隨著圍壓的升高增量逐漸減小(圖5)，圍壓量值范圍在80 MPa內時，巖石的彈性模量和泊松比與初始圍壓具有較好的線性關系。

圖5 加卸載E、μ與初始圍壓關系曲線圖

從表4中可以看出，與加載條件下的變形參數相比，在相同的初始圍壓下，卸荷條件下的彈性模量E減小了14.31% ～37.37%，泊松比μ則增大了20.51% ～100%。因為卸荷時圍壓降低、軸壓升高，從而側向限制作用降低，使軸向變形和橫向變形得以較快的發展。

表4 變形參數對比表

4 結語

通過上述試驗與分析得到以下結論:

(1)在常規加載條件下，錦屏二級水電站引水隧洞圍巖中的大理巖較普通的大理巖具有相當低的內摩擦角和較高的內聚力，可能與這兩組大理巖中的礦物成分有關，有待進一步研究確定。

(2)錦屏二級水電站引水隧洞圍巖中的大理巖在加卸載不同應力路徑下所表現出的力學特性存在著較大的差異。

(3)與加載條件下的強度參數相比，卸荷條件下的內聚力C降低了15.20% ～85.97%;而內摩擦角φ增大了4.77% ～59.78%;卸荷條件下抗剪強度隨正應力增大而增加的幅度較大，較小時卸荷抗剪強度比加載的抗剪強度低。隨著σ的增加，二者的差距逐漸減小，當達到一定值后，卸荷抗剪強度將超過加載的抗剪強度。

(4)單軸壓縮條件下巖石具有明顯的脆性特征;卸荷條件下巖石的脆性特征較加載下的更為顯著，其峰前硬化階段的變形量較峰后軟化階段的變形量小。

(5)在相同的初始圍壓下，與加載條件下的變形參數相比，卸荷條件下的彈性模量E減小了14.31% ～37.37%，泊松比 μ 增大了 20.51% ～100%。

[1]徐志英，主編.巖石力學(第三版)[M].北京:中國水利水電出版社，1993.

[2]哈秋舲.巖石邊坡工程與卸荷非線性巖石(體)力學[J].巖石力學與工程學報，1997，16(4):386－391.

[3]哈秋舲.三峽工程永久船閘陡高邊坡各向異性卸荷巖體力學研究[J].巖石力學與工程學報，2001，20(5):603 －618.

[4]哈秋舲.巖體工程與巖體力學仿真分析－各向異性開挖卸荷巖體力學研究[J].巖土工程學報，2001，23(6):664－668。

[5]李天斌，王蘭生.卸荷應力狀態下玄武巖變形破壞特征的試驗研究[J].巖石力學與工程學報，1993，12(4):321－327.

[6]陶履彬，夏才初，陸益鳴.三峽工程花崗巖卸荷全過程特性的試驗研究[J].同濟大學學報，1998，26(3):330 －334.

[7]尤明慶，華安增.巖石試樣的三軸卸圍壓試驗[J].巖石力學與工程學報，1998，17(1):24 －98.

[8]張黎明，王在泉，宋全峰等.粉砂卸荷破壞全過程的試驗研究[J].巖石力學與工程學報，2005，24(增 1):5043 －5047.

[9]沈軍輝，王蘭生，王青海，等.卸荷巖體的變形破裂特征[J].巖石力學與工程學報，2003，22(12):2028 －2031

[10]黃潤秋，黃達.卸荷條件下花崗巖力學特性試驗研究[J].巖石力學與工程學報，2008，27(11):2205 ～2213.

[11]張宏博，宋廣修，黃茂松，等.不同卸荷應力路徑下巖體破壞特征試驗研究[J].山東大學學報(工學版)，2007，37(6):83～86;

[12]高春玉，徐 進，何 鵬，等.大理巖加卸載力學特性的研究[J].巖石力學與工程學報，2005，24(3):456 ～460;

[13]謝紅強，何江達，徐進.巖石加卸載變形特性及力學參數試驗研究[J].巖土工程學報，2003，25(3):336 ～338;

[14]工程巖體試驗方法標準，GB/T50266–99[S].

[15]水利水電工程巖石試驗規程，SL264–2001[S].

[16]水電水利巖石力學試驗規程，DL/T5368—2007[S].