水巖作用對充填節理巖石劣化的影響

柴少波, 宋 浪, 周 煒, 付曉東, 周永強

1.長安大學建筑工程學院,西安 710064

2.湖南城市學院土木工程學院,湖南 益陽 413000

3.中國科學院武漢巖土力學研究所,武漢 430071

0 引言

動力荷載作用下巖體邊坡和洞室安全評價是影響工程安全的關鍵難點問題[1]。實際水利水電工程所建巖體不可避免地存在一些節理巖體,而節理中往往含有一定的充填物,充填節理的低強度和大變形特性會改變整個巖體的強度,增加工程巖體的不穩定性[2-4]。此外,由于水利水電工程中庫岸邊坡不斷遭受庫水作用[5],長期水巖相互作用會對充填節理巖體造成明顯的劣化影響,在外荷載作用下更易導致庫岸邊坡失穩破壞[6]。因此,開展水巖作用對充填節理巖石力學特性尤其是動力學劣化特性的研究,對評價庫岸邊坡安全穩定性有重要的意義。

水巖相互作用(water-rock interaction,WRI)這一術語于20世紀50年代在蘇聯首次提出[7],半個多世紀以來研究人員從物理、化學、力學等角度對水巖相互作用開展了大量的研究,并取得了一定的成果[8-14]。水巖相互作用的方式有很多,對于庫岸邊坡而言,其中賦存的水巖作用方式主要有長期位于庫水位線以下的持續浸泡作用和處于庫水位線升降范圍內的干濕循環作用兩種。為此,相關學者針對持續浸泡和干濕循環作用對巖體劣化的影響展開了一系列研究[15-21],例如:王偉等[15]開展了干濕循環作用下錦屏水電站邊坡大理巖壓縮試驗研究,結果表明,巖石單軸峰值強度與干濕循環次數呈負相關關系,干濕循環對黏聚力的劣化效應大于內摩擦角,且圍壓作用可以有效弱化干濕循環對巖石彈性模量的劣化效應;姚華彥等[16]通過試驗發現不同次數干濕循環作用后紅砂巖的彈性模量、單軸和三軸抗壓強度、黏聚力、內摩擦角等都存在不同程度的降低,且紅砂巖的各力學指標在第一次飽水后有大幅度的降低,此后隨著干濕循環次數的增加,降低的幅度逐漸變小;付建軍等[17]通過試驗對比發現飽水和干濕循環作用下砂巖單軸抗壓強度和彈性模量與水巖作用次數呈對數關系,且相比于飽水作用,干濕循環作用后試樣的抗壓強度和彈性模量更小;鄧華鋒等[18]進行了長期浸泡和浸泡-風干循環作用下砂巖的斷裂力學試驗,結果表明,水巖作用下砂巖斷裂韌度劣化最大,抗拉強度次之,抗壓強度劣化相對較小,且浸泡-風干循環作用比長期浸泡作用對砂巖力學參數劣化更明顯。

目前對水巖作用的相關研究工作已取得可觀的成果,但仍存在以下不足:1)研究對象主要針對完整巖體,但實際中工程巖體內部存在大量充填節理,充填節理巖體與完整巖體的力學及變形特性差異較大;2)研究者多以單一水巖作用方式進行分析,較少進行多種水巖作用的對比分析,而實際中庫岸邊坡往往存在多種水巖作用方式;3)研究內容大多局限于巖石的靜力學特性,而實際中工程巖體將不可避免地受到爆破、地震等動荷載作用,巖石的動力學特性很大程度上決定了工程巖體的安全穩定性。針對以上問題,本研究開展了不同水巖作用(持續浸泡和干濕循環作用)對充填節理巖石靜力以及動力特性試驗研究。首先對預制的充填節理巖石進行不同次數的持續浸泡和干濕循環預處理;然后對其進行縱波波速測定、靜態單軸壓縮試驗和分離式Hopkinson桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)動態單軸沖擊試驗,對比分析持續浸泡和干濕循環作用對充填節理巖石波速值、靜態抗壓強度、動態抗壓強度以及能量耗散特性劣化效應的影響;最后進一步對比分析干濕循環作用后不同狀態(干燥和含水狀態)下充填節理巖石力學參數劣化效應的差異性,以掌握不同水巖作用對充填節理巖石損傷劣化的影響程度。

1 試驗方案

1.1 試樣制備

考慮到實際工程中充填節理巖體取樣困難且成本消耗大,故本試驗根據相似原理采用充填砂漿模擬實際工程中充填節理層,試驗所用巖樣選自陜西省渭南市某質地良好的花崗巖,充填砂漿由石灰、砂和水按比例配置而成,參照前期研究[22-23]進行充填節理巖石試樣的制備。充填節理巖石試樣由兩側的花崗巖和中間部位的充填節理組成。由于實際中充填節理雖具有一定的厚度但明顯小于兩側巖石尺寸,結合文獻[23-25]中充填節理與兩側巖石的比例,同時考慮到SHPB動態壓縮試驗過程中巖石試樣要滿足應力波作用下應力均勻性條件,試樣的長徑比要求一般較小[26];故設置本試驗中兩側花崗巖直徑為50 mm,厚度為15 mm,充填節理厚度為5 mm。將兩側花崗巖外表面打磨平整(平整度誤差在0.02 mm范圍內),對兩側花崗巖巖樣內表面進行等間距、等深度的刻槽,由此來保證巖石節理面的粗糙度一致。為提高試驗結果的可靠性,采用平行試驗,且3個試樣為1組進行重復試驗。

1.2 試驗流程

本試驗流程可為以下4個步驟。

1)充填節理巖石試樣的制備及養護,如1.1節所述。

2)對充填節理巖石試樣進行干濕循環作用和持續浸泡作用。巖樣的干濕循環試驗分為烘干階段和浸泡階段,其中烘干試驗在烘箱內進行,浸泡試驗在自制的浸泡箱內進行。對充填節理巖石試樣分別進行0(全程干燥)、1、5、10、15、20次的干濕循環處理。其中1次干濕循環作用定義為:充填節理巖石在恒溫恒濕烘箱中以60 ℃烘干12 h,自然風干0.5 h后,再在水箱中浸泡12 h。為了與干濕循環作用進行對比,持續浸泡和干濕循環作用持時保持一致,即1次持續浸泡作用定義為在自制的浸泡箱中浸泡24 h,對充填節理巖石試樣分別進行0、1、5、10、15、20次的持續浸泡處理。

3)水巖作用后損傷巖樣波速測定。采用NN-4B非金屬超聲檢測分析儀對具有不同損傷特性的試樣進行波速測試。測量波速之前在充填節理巖石表面涂刷一層凡士林,保證波速儀的金屬探頭與充填節理巖石緊密貼合,改變金屬探頭方向對充填節理巖石進行多次波速測定。同一工況取3個試樣,每個試樣測3次波速,剔除方差大的結果,最后取各工況波速平均值作為最終波速值。

4)水巖作用后損傷巖樣靜態及動態壓縮力學特性試驗。靜態單軸壓縮試驗的裝置采用WAW31000型萬能試驗機,單軸壓縮試驗過程中采用試驗力加載進行控制,加載速率為50 N/s。每次進行壓縮工作之前,保證充填節理巖石試樣放置于試驗機壓力板的正中央,調節試驗機的球鉸底座,確保巖石試樣垂直受壓,再通過GTC350電液伺服控制系統施加恒定的壓力。動態單軸沖擊試驗的裝置采用直徑為50 mm的SHPB裝置,試驗中將兩端涂刷凡士林的巖樣水平置于入射桿和透射桿之間,開啟子彈觸發開關實現對巖樣的單軸沖擊。

圖1所示為以干濕循環為例的試驗流程圖。

圖1 干濕循環試驗流程

1.3 SHPB試驗裝置及工作原理

a. SHPB裝置示意圖;b. 入射、透射桿間的充填節理試樣示意圖;c. 節理兩側巖石切槽照片。v0. 沖擊速率。

(1)

(2)

(3)

式中:t為試驗的時間,s;v為沖擊波速,m/s;l為試樣的長度,m;εi為入射應變;εr為反射應變;εt為透射應變;A為SHPB裝置壓桿的橫截面面積,mm2;E為SHPB裝置壓桿的彈性模量,GPa;As為試樣的橫截面面積,mm2。

2 試驗結果分析

2.1 波速劣化

一般情況下,固體物質的密實度和彈性模量越大,波傳播的速度越快,當固體內部孔隙率和裂紋增多時,相應波傳播速度也會發生變化,超聲波波速檢測可以很好地衡量固體物質的損傷程度。充填節理巖石在水巖作用(持續浸泡和干濕循環作用)下產生不同程度的損傷,利用波速值可以簡單直觀地評價水巖作用對充填節理巖石的損傷大小。圖3為不同次數水巖作用后充填節理巖石的波速值。

n. 水巖作用次數。

從圖3可以看出,隨著干濕循環作用次數的增加,充填節理巖石波速值不斷減小,且降低速率逐漸變小,通過擬合發現波速值與干濕循環作用次數之間存在一致性較強的指數型函數關系。初始狀態時波速值為2 945 m/s,20次干濕循環作用后波速值降為2 530 m/s,降低幅度達到14.09%。此外還可以看出,隨著持續浸泡作用次數的增加,波速值先增大后逐漸減小,波速值與持續浸泡作用次數之間無明顯的函數關系。波速值發生先增大后減小的主要原因是:在首次持續浸泡作用下溶液中水分子進入充填節理巖石的孔隙,填充了巖樣中的裂隙,使得巖樣孔隙率減小進而波速值增大;隨著持續浸泡次數的增加,由于水分子對充填節理的溶蝕、潤滑及軟化等作用,使得巖樣出現新的裂隙,孔隙率增加進而導致了波速值的降低。通過對比同一次數兩種水巖作用下充填節理巖石波速值大小可以看出:水巖作用次數小于10次時,干濕循環作用下巖樣的波速值顯著小于持續浸泡作用下巖樣的波速值;隨著水巖作用次數的增加,兩者波速值的差距不斷縮小,可見長期持續浸泡作用對充填節理巖石的損傷劣化不可忽視。

2.2 靜態單軸抗壓強度劣化

圖4為不同次數干濕循環和持續浸泡作用下充填節理巖石靜態單軸壓縮試驗的應力-應變曲線。從圖4可以看出,充填節理巖石首次遭受水巖作用后應力-應變曲線發生了明顯的偏移,不同次數水巖作用后充填節理巖石峰值應力出現不同程度的降低,而對應的峰值應變出現明顯的提高。根據曲線的變化規律及壓縮過程中的巖樣狀態,可將充填節理巖石的靜態單軸壓縮過程大致分為4個階段[22]：

圖4 充填節理巖石靜態單軸壓縮應力-應變曲線

充填節理層壓密階段(應變增長快而應力增長不大)、彈性變形階段(曲線呈直線增長階段)、裂縫擴展階段和破壞階段(曲線呈下降階段)。當水巖作用次數小于10次時,充填節理層壓密階段較短;隨著水巖作用次數的增加,充填節理層壓密階段逐漸變長,出現明顯的塑性屈服期。從圖4應力-應變曲線中可得到不同次數水巖作用下充填節理巖石靜態抗壓強度和峰值應變,數據列于表1。

表1 不同次數水巖作用下充填節理巖石靜態抗壓強度與峰值應變

從表1的數據可以看出:隨著水巖作用次數的增加,充填節理巖石的靜態抗壓強度不斷減小,峰值應變不斷增大。初始狀態下巖樣的靜態抗壓強度為58.29 MPa,20次干濕循環作用后巖樣的靜態抗壓強度為42.46 MPa,強度降低幅度為27.16%,而20次持續浸泡作用后巖樣的靜態抗壓強度為47.25 MPa,強度降低幅度為18.94%;可見干濕循環作用對充填節理巖石靜態抗壓強度的劣化效應大于持續浸泡作用。此外,對比兩種水巖作用后巖樣的峰值應變可以看出,除15次水巖作用外,其余各次數下持續浸泡作用后巖樣的峰值應變均大于干濕循環作用后巖樣的峰值應變;這是由于持續浸泡過程中水分子對充填節理長期的軟化作用使得巖樣的延展性增強。

為準確得出水巖作用對充填節理巖石靜態抗壓強度劣化規律,采用總劣化度和階段劣化度指標進行分析。總劣化度為n次水巖作用后單軸抗壓強度的總降低程度,階段劣化度為相鄰兩階段水巖作用后單軸抗壓強度的降低程度。將通過強度計算所得不同次數水巖作用下充填節理巖石的劣化度和階段劣化度與不同水巖作用次數的關系進行整理,結果見圖5。

圖5 抗壓強度劣化度與不同水巖作用次數的關系曲線

從圖5可看出:干濕循環和持續浸泡作用下,充填節理巖石靜態抗壓強度的總劣化度隨水巖作用次數的增加而不斷增加,可知干濕循環作用和持續浸泡作用對充填節理巖石的損傷具有累積效應;同一次數水巖作用下,干濕循環作用下巖樣的總劣化度始終大于持續浸泡作用下巖樣的總劣化度,可見干濕循環作用對充填節理巖石靜態抗壓強度劣化更嚴重;隨著水巖作用次數的增加,階段劣化度總體趨勢不斷減小,首次干濕循環作用后巖樣的階段劣化度最大,為11.74%,5次持續浸泡作用后巖樣的階段劣化度最大,為6.88%,可見干濕循環和持續浸泡作用對巖樣靜態抗壓強度的損傷劣化主要集中在前期。

2.3 動態單軸抗壓強度劣化

首先進行動態應力平衡驗證,發現入射和反射應變的疊加與透射應力基本重合,表明巖樣能夠達到應力平衡。再對不同次數干濕循環和持續浸泡作用下充填節理巖石試樣開展動態單軸壓縮試驗,得到對應的單軸壓縮應力-應變曲線,如圖6所示。

從圖6可以看出,動態單軸壓縮試驗應力-應變曲線與靜力單軸壓縮試驗應力-應變曲線有所不同,動態應力-應變曲線的初始壓縮段并非為緩慢增長,而是呈現較小應變下的應力快速增長;達到一定程度后應力增長率有所減小,曲線出現平緩增長段;當應力達到峰值之后,曲線出現了快速下降階段。圖6應力-應變曲線的變化過程可以分為5個階段,即充填節理層壓密階段、彈性變形階段、充填節理破壞階段、裂縫擴展階段和最終破壞階段。在動態沖擊過程中,由于沖擊速度較快,充填節理層壓密階段很快結束便迅速進入彈性變形階段,節理層發生一定的壓密,側面產生輕微鼓脹。彈性變形階段期間兩側巖石發生彈性壓縮,但該過程持時較短;隨著沖擊試驗的進行,充填節理外表面出現隆起并伴有碎屑脫落。之后由于充填層強度顯著低于兩側巖石,充填節理層率先發生破壞,可觀察到動態應力-應變曲線峰前階段表現出一定的屈服期。隨著沖擊試驗的進行,兩側巖石裂紋不斷萌生、擴展,最終兩側巖石發生破壞,導致巖樣的整體破壞。

此外,從圖6可以發現,首次干濕循環和持續浸泡作用后曲線前期的斜率高于0次循環(全程干燥)下巖樣曲線前期的斜率;這是由于浸泡過程中水分子進入巖樣裂隙,在動態壓縮時沖擊速度過快,水分子未能迅速排出,水分子和巖樣構成耦合體共同抵抗沖擊荷載,進而提高了巖樣的彈性模量,表現為巖樣的動態應力-應變曲線斜率增大。從動態應力-應變曲線中可得到不同次數水巖作用下巖樣的動態抗壓強度值;進而計算得到不同次數干濕循環和持續浸泡作用下充填節理巖石動態抗壓強度的總劣化度和階段劣化度值(表2)。

表2 不同次數水巖作用下充填節理巖石動態抗壓強度及劣化度

從表2中可以看出:在兩種水巖作用下,充填節理巖石的動態抗壓強度隨著水巖作用次數的增加而不斷降低,總劣化度隨著水巖作用次數的增加而不斷增加;相同水巖作用次數下,干濕循環作用對充填節理巖石動態抗壓強度劣化比持續浸泡作用大,當水巖作用次數為20次時,在干濕循環作用下總劣化度為23.33%,持續浸泡作用下總劣化度為21.76%。當水巖作用次數為5次時,巖樣的階段劣化度最大,之后隨著水巖作用次數的增加,階段劣化度不斷減小,可見兩種水巖作用對動態抗壓強度的劣化也集中在前期。

2.4 能量耗散特性劣化

充填節理巖石在動態沖擊破壞過程中伴隨能量的轉換和耗散,通過能量耗散特性分析可以很好地反映兩種水巖作用對充填節理巖石的損傷程度。根據動態應變采集儀記錄的入射應變εi、反射應變εr和透射應變εt可計算入射能Ei、反射能Er和透射能Et,計算公式如下:

(4)

(5)

(6)

式中:A數值為1 962.5 mm2;E數值為210 GPa;v數值為5 172 m/s。

根據能量守恒定律可計算出充填節理巖石試樣耗散的能量Ed：

Ed=Ei-Er-Et。

(7)

試驗中忽略巖樣端部與壓桿的摩擦效應,認為在沖擊過程中耗散的能量主要用于巖樣裂隙的擴展和破壞。為消除入射波幅值波動的影響,采用能量耗散率Ed/Ei分析沖擊壓縮下充填節理應力波能量傳遞的影響。圖7為不同次數水巖作用下充填節理巖石能量耗散率的變化情況。

圖7 水巖作用下充填節理巖石能量耗散率

從圖7可以看出,隨著水巖作用次數的增加,充填節理巖石的能量耗散率不斷降低,20次干濕循環和持續浸泡作用下充填節理巖石能量耗散率分別降低了74.29%和59.71%,且降低趨勢符合指數函數關系。這是由于反復的干濕循環和持續浸泡作用對充填節理巖石的劣化損傷不斷增大,使得充填節理巖石破壞所需消耗能量不斷減小。此外還可以看出,在水巖作用相同次數下,干濕循環作用后充填節理巖石的能量耗散率更低;說明干濕循環作用后巖樣達到動態破壞狀態的所需能量更小,亦可說明干濕循環作用相比于持續浸泡作用對充填節理巖石的劣化損傷大。

3 干燥和含水狀態下的結果對比

前文對充填節理巖石進行的靜態和動態單軸壓縮力學試驗均是在充填節理巖石完成浸泡后開展的,即巖樣處于含水狀態。為進一步對比分析干濕循環作用后巖樣在含水和干燥狀態下劣化特性的差異性,加設對照組對其進行不同次數的反向干濕循環作用(即充填節理巖石在水箱中浸泡12 h,自然風干0.5 h后,再在恒溫恒濕烘箱中以60 ℃烘干12 h,最終巖樣處于干燥狀態)后進行靜態和動態單軸壓縮試驗。圖8為不同次數干濕循環作用后干燥和含水狀態巖樣的靜態、動態單軸抗壓強度及峰值應變的變化情況。

圖8 干濕循環作用后干燥和含水狀態巖樣靜態(a)、動態(b)單軸抗壓強度及峰值應變

從圖8a可以看出:隨著干濕循環次數的增加,干燥和含水狀態巖樣的靜態單軸抗壓強度變化趨勢相同,經計算得出干燥狀態下巖樣靜態單軸抗壓強度總劣化度為23.14%,含水狀態下巖樣靜態單軸抗壓強度總劣化度為27.16%;與干燥狀態相比,同一干濕循環次數作用后含水狀態巖樣的靜態單軸抗壓強度更低。此外可以看出,干燥和含水狀態下巖樣的峰值應變隨著干濕循環次數增加而逐漸增大,其中干燥狀態下巖樣靜態峰值應變增加程度為52.91%,含水狀態下巖樣靜態峰值應變增加程度為60.90%。這是由于水分子在一定程度上潤滑和軟化了充填節理,并且水分子在巖樣裂紋尖端產生類似“虹吸”效應,促進了裂紋的擴展[28],從而使得充填節理巖石強度降低、延性增強。

與圖8a不同的是,同一干濕循環次數作用后含水狀態巖樣的動態單軸抗壓強度略高于干燥狀態巖樣的動態單軸抗壓強度值(圖8b)。這是由于在靜態壓縮過程中,巖樣中初始裂隙受壓,使得裂隙處自由水產生孔隙水壓力,自由水對翼裂紋造成向外擠壓的應力,促進了裂紋的擴展[25];此外,水分子對巖樣裂隙的溶蝕、軟化和潤滑作用進一步降低了巖樣的抗壓強度,故含水狀態巖樣的靜態抗壓強度小于干燥狀態巖樣的強度值。而在動態沖擊過程中,由于加載速率很快,自由水未能及時排出,也無法瞬間擴散到裂紋尖端;因此自由水會在裂隙處形成阻礙裂紋擴展的黏聚力[29]。同時,由于 Stefan效應[30]也會產生阻礙巖樣裂紋擴展的阻力,在自由水的黏聚力和Stefan效應產生的阻力共同影響下提高了巖樣的動態抗壓強度;這與王斌等[31]和袁璞等[32]的研究分析一致,雖然水分子也會對裂隙造成溶蝕、軟化和潤滑,但相比前者影響較小。從圖8b還可以看出,干濕循環作用后干燥和含水狀態充填節理巖石的動態峰值應變差異較小。

4 結論與建議

1)水巖作用次數較少時,干濕循環作用下巖樣的波速值顯著小于持續浸泡作用下巖樣的波速值,但隨著水巖作用次數的增加,兩者波速值的差距不斷縮小,可見長期持續浸泡作用對充填節理巖石的損傷劣化不可忽視。

2)同一次數水巖作用時,干濕循環作用下巖樣的靜態和動態單軸抗壓強度始終小于持續浸泡作用下對應的巖樣抗壓強度值,且兩種水巖作用對充填節理巖石強度損傷劣化集中在前期;可知干濕循環作用對充填節理巖石靜態單軸抗壓強度劣化更嚴重。

3)隨著水巖作用次數的增加,充填節理巖石能量耗散率不斷降低,且干濕循環作用下巖樣的能量耗散率比持續浸泡作用下巖樣的能量耗散率低;亦可說明干濕循環作用相比于持續浸泡作用對充填節理巖石的劣化損傷大。

4)同一干濕循環次數作用下含水狀態巖樣的靜態單軸抗壓強度低于干燥狀態巖樣的靜態單軸抗壓強度,且干燥和含水狀態下巖樣的峰值應變隨著干濕循環次數增加而逐漸增大;相反,同一干濕循環次數作用后含水狀態巖樣的動態單軸抗壓強度略高于干燥狀態下巖樣的動態單軸抗壓強度。

5)實際工程中在外荷載作用下遭受干濕循環作用的部分充填節理巖質庫岸邊坡力學特性和穩定性較差,應予以重點關注并對其采取必要的加固措施。