水岩作用对充填节理岩石劣化的影响

柴少波, 宋 浪, 周 炜, 付晓东, 周永强

1.长安大学建筑工程学院,西安 710064

2.湖南城市学院土木工程学院,湖南 益阳 413000

3.中国科学院武汉岩土力学研究所,武汉 430071

0 引言

动力荷载作用下岩体边坡和洞室安全评价是影响工程安全的关键难点问题[1]。实际水利水电工程所建岩体不可避免地存在一些节理岩体,而节理中往往含有一定的充填物,充填节理的低强度和大变形特性会改变整个岩体的强度,增加工程岩体的不稳定性[2-4]。此外,由于水利水电工程中库岸边坡不断遭受库水作用[5],长期水岩相互作用会对充填节理岩体造成明显的劣化影响,在外荷载作用下更易导致库岸边坡失稳破坏[6]。因此,开展水岩作用对充填节理岩石力学特性尤其是动力学劣化特性的研究,对评价库岸边坡安全稳定性有重要的意义。

水岩相互作用(water-rock interaction,WRI)这一术语于20世纪50年代在苏联首次提出[7],半个多世纪以来研究人员从物理、化学、力学等角度对水岩相互作用开展了大量的研究,并取得了一定的成果[8-14]。水岩相互作用的方式有很多,对于库岸边坡而言,其中赋存的水岩作用方式主要有长期位于库水位线以下的持续浸泡作用和处于库水位线升降范围内的干湿循环作用两种。为此,相关学者针对持续浸泡和干湿循环作用对岩体劣化的影响展开了一系列研究[15-21],例如:王伟等[15]开展了干湿循环作用下锦屏水电站边坡大理岩压缩试验研究,结果表明,岩石单轴峰值强度与干湿循环次数呈负相关关系,干湿循环对黏聚力的劣化效应大于内摩擦角,且围压作用可以有效弱化干湿循环对岩石弹性模量的劣化效应;姚华彦等[16]通过试验发现不同次数干湿循环作用后红砂岩的弹性模量、单轴和三轴抗压强度、黏聚力、内摩擦角等都存在不同程度的降低,且红砂岩的各力学指标在第一次饱水后有大幅度的降低,此后随着干湿循环次数的增加,降低的幅度逐渐变小;付建军等[17]通过试验对比发现饱水和干湿循环作用下砂岩单轴抗压强度和弹性模量与水岩作用次数呈对数关系,且相比于饱水作用,干湿循环作用后试样的抗压强度和弹性模量更小;邓华锋等[18]进行了长期浸泡和浸泡-风干循环作用下砂岩的断裂力学试验,结果表明,水岩作用下砂岩断裂韧度劣化最大,抗拉强度次之,抗压强度劣化相对较小,且浸泡-风干循环作用比长期浸泡作用对砂岩力学参数劣化更明显。

目前对水岩作用的相关研究工作已取得可观的成果,但仍存在以下不足:1)研究对象主要针对完整岩体,但实际中工程岩体内部存在大量充填节理,充填节理岩体与完整岩体的力学及变形特性差异较大;2)研究者多以单一水岩作用方式进行分析,较少进行多种水岩作用的对比分析,而实际中库岸边坡往往存在多种水岩作用方式;3)研究内容大多局限于岩石的静力学特性,而实际中工程岩体将不可避免地受到爆破、地震等动荷载作用,岩石的动力学特性很大程度上决定了工程岩体的安全稳定性。针对以上问题,本研究开展了不同水岩作用(持续浸泡和干湿循环作用)对充填节理岩石静力以及动力特性试验研究。首先对预制的充填节理岩石进行不同次数的持续浸泡和干湿循环预处理;然后对其进行纵波波速测定、静态单轴压缩试验和分离式Hopkinson杆(split Hopkinson pressure bar,SHPB)动态单轴冲击试验,对比分析持续浸泡和干湿循环作用对充填节理岩石波速值、静态抗压强度、动态抗压强度以及能量耗散特性劣化效应的影响;最后进一步对比分析干湿循环作用后不同状态(干燥和含水状态)下充填节理岩石力学参数劣化效应的差异性,以掌握不同水岩作用对充填节理岩石损伤劣化的影响程度。

1 试验方案

1.1 试样制备

考虑到实际工程中充填节理岩体取样困难且成本消耗大,故本试验根据相似原理采用充填砂浆模拟实际工程中充填节理层,试验所用岩样选自陕西省渭南市某质地良好的花岗岩,充填砂浆由石灰、砂和水按比例配置而成,参照前期研究[22-23]进行充填节理岩石试样的制备。充填节理岩石试样由两侧的花岗岩和中间部位的充填节理组成。由于实际中充填节理虽具有一定的厚度但明显小于两侧岩石尺寸,结合文献[23-25]中充填节理与两侧岩石的比例,同时考虑到SHPB动态压缩试验过程中岩石试样要满足应力波作用下应力均匀性条件,试样的长径比要求一般较小[26];故设置本试验中两侧花岗岩直径为50 mm,厚度为15 mm,充填节理厚度为5 mm。将两侧花岗岩外表面打磨平整(平整度误差在0.02 mm范围内),对两侧花岗岩岩样内表面进行等间距、等深度的刻槽,由此来保证岩石节理面的粗糙度一致。为提高试验结果的可靠性,采用平行试验,且3个试样为1组进行重复试验。

1.2 试验流程

本试验流程可为以下4个步骤。

1)充填节理岩石试样的制备及养护,如1.1节所述。

2)对充填节理岩石试样进行干湿循环作用和持续浸泡作用。岩样的干湿循环试验分为烘干阶段和浸泡阶段,其中烘干试验在烘箱内进行,浸泡试验在自制的浸泡箱内进行。对充填节理岩石试样分别进行0(全程干燥)、1、5、10、15、20次的干湿循环处理。其中1次干湿循环作用定义为:充填节理岩石在恒温恒湿烘箱中以60 ℃烘干12 h,自然风干0.5 h后,再在水箱中浸泡12 h。为了与干湿循环作用进行对比,持续浸泡和干湿循环作用持时保持一致,即1次持续浸泡作用定义为在自制的浸泡箱中浸泡24 h,对充填节理岩石试样分别进行0、1、5、10、15、20次的持续浸泡处理。

3)水岩作用后损伤岩样波速测定。采用NN-4B非金属超声检测分析仪对具有不同损伤特性的试样进行波速测试。测量波速之前在充填节理岩石表面涂刷一层凡士林,保证波速仪的金属探头与充填节理岩石紧密贴合,改变金属探头方向对充填节理岩石进行多次波速测定。同一工况取3个试样,每个试样测3次波速,剔除方差大的结果,最后取各工况波速平均值作为最终波速值。

4)水岩作用后损伤岩样静态及动态压缩力学特性试验。静态单轴压缩试验的装置采用WAW31000型万能试验机,单轴压缩试验过程中采用试验力加载进行控制,加载速率为50 N/s。每次进行压缩工作之前,保证充填节理岩石试样放置于试验机压力板的正中央,调节试验机的球铰底座,确保岩石试样垂直受压,再通过GTC350电液伺服控制系统施加恒定的压力。动态单轴冲击试验的装置采用直径为50 mm的SHPB装置,试验中将两端涂刷凡士林的岩样水平置于入射杆和透射杆之间,开启子弹触发开关实现对岩样的单轴冲击。

图1所示为以干湿循环为例的试验流程图。

图1 干湿循环试验流程

1.3 SHPB试验装置及工作原理

a. SHPB装置示意图;b. 入射、透射杆间的充填节理试样示意图;c. 节理两侧岩石切槽照片。v0. 冲击速率。

(1)

(2)

(3)

式中:t为试验的时间,s;v为冲击波速,m/s;l为试样的长度,m;εi为入射应变;εr为反射应变;εt为透射应变;A为SHPB装置压杆的横截面面积,mm2;E为SHPB装置压杆的弹性模量,GPa;As为试样的横截面面积,mm2。

2 试验结果分析

2.1 波速劣化

一般情况下,固体物质的密实度和弹性模量越大,波传播的速度越快,当固体内部孔隙率和裂纹增多时,相应波传播速度也会发生变化,超声波波速检测可以很好地衡量固体物质的损伤程度。充填节理岩石在水岩作用(持续浸泡和干湿循环作用)下产生不同程度的损伤,利用波速值可以简单直观地评价水岩作用对充填节理岩石的损伤大小。图3为不同次数水岩作用后充填节理岩石的波速值。

n. 水岩作用次数。

从图3可以看出,随着干湿循环作用次数的增加,充填节理岩石波速值不断减小,且降低速率逐渐变小,通过拟合发现波速值与干湿循环作用次数之间存在一致性较强的指数型函数关系。初始状态时波速值为2 945 m/s,20次干湿循环作用后波速值降为2 530 m/s,降低幅度达到14.09%。此外还可以看出,随着持续浸泡作用次数的增加,波速值先增大后逐渐减小,波速值与持续浸泡作用次数之间无明显的函数关系。波速值发生先增大后减小的主要原因是:在首次持续浸泡作用下溶液中水分子进入充填节理岩石的孔隙,填充了岩样中的裂隙,使得岩样孔隙率减小进而波速值增大;随着持续浸泡次数的增加,由于水分子对充填节理的溶蚀、润滑及软化等作用,使得岩样出现新的裂隙,孔隙率增加进而导致了波速值的降低。通过对比同一次数两种水岩作用下充填节理岩石波速值大小可以看出:水岩作用次数小于10次时,干湿循环作用下岩样的波速值显著小于持续浸泡作用下岩样的波速值;随着水岩作用次数的增加,两者波速值的差距不断缩小,可见长期持续浸泡作用对充填节理岩石的损伤劣化不可忽视。

2.2 静态单轴抗压强度劣化

图4为不同次数干湿循环和持续浸泡作用下充填节理岩石静态单轴压缩试验的应力-应变曲线。从图4可以看出,充填节理岩石首次遭受水岩作用后应力-应变曲线发生了明显的偏移,不同次数水岩作用后充填节理岩石峰值应力出现不同程度的降低,而对应的峰值应变出现明显的提高。根据曲线的变化规律及压缩过程中的岩样状态,可将充填节理岩石的静态单轴压缩过程大致分为4个阶段[22]：

图4 充填节理岩石静态单轴压缩应力-应变曲线

充填节理层压密阶段(应变增长快而应力增长不大)、弹性变形阶段(曲线呈直线增长阶段)、裂缝扩展阶段和破坏阶段(曲线呈下降阶段)。当水岩作用次数小于10次时,充填节理层压密阶段较短;随着水岩作用次数的增加,充填节理层压密阶段逐渐变长,出现明显的塑性屈服期。从图4应力-应变曲线中可得到不同次数水岩作用下充填节理岩石静态抗压强度和峰值应变,数据列于表1。

表1 不同次数水岩作用下充填节理岩石静态抗压强度与峰值应变

从表1的数据可以看出:随着水岩作用次数的增加,充填节理岩石的静态抗压强度不断减小,峰值应变不断增大。初始状态下岩样的静态抗压强度为58.29 MPa,20次干湿循环作用后岩样的静态抗压强度为42.46 MPa,强度降低幅度为27.16%,而20次持续浸泡作用后岩样的静态抗压强度为47.25 MPa,强度降低幅度为18.94%;可见干湿循环作用对充填节理岩石静态抗压强度的劣化效应大于持续浸泡作用。此外,对比两种水岩作用后岩样的峰值应变可以看出,除15次水岩作用外,其余各次数下持续浸泡作用后岩样的峰值应变均大于干湿循环作用后岩样的峰值应变;这是由于持续浸泡过程中水分子对充填节理长期的软化作用使得岩样的延展性增强。

为准确得出水岩作用对充填节理岩石静态抗压强度劣化规律,采用总劣化度和阶段劣化度指标进行分析。总劣化度为n次水岩作用后单轴抗压强度的总降低程度,阶段劣化度为相邻两阶段水岩作用后单轴抗压强度的降低程度。将通过强度计算所得不同次数水岩作用下充填节理岩石的劣化度和阶段劣化度与不同水岩作用次数的关系进行整理,结果见图5。

图5 抗压强度劣化度与不同水岩作用次数的关系曲线

从图5可看出:干湿循环和持续浸泡作用下,充填节理岩石静态抗压强度的总劣化度随水岩作用次数的增加而不断增加,可知干湿循环作用和持续浸泡作用对充填节理岩石的损伤具有累积效应;同一次数水岩作用下,干湿循环作用下岩样的总劣化度始终大于持续浸泡作用下岩样的总劣化度,可见干湿循环作用对充填节理岩石静态抗压强度劣化更严重;随着水岩作用次数的增加,阶段劣化度总体趋势不断减小,首次干湿循环作用后岩样的阶段劣化度最大,为11.74%,5次持续浸泡作用后岩样的阶段劣化度最大,为6.88%,可见干湿循环和持续浸泡作用对岩样静态抗压强度的损伤劣化主要集中在前期。

2.3 动态单轴抗压强度劣化

首先进行动态应力平衡验证,发现入射和反射应变的叠加与透射应力基本重合,表明岩样能够达到应力平衡。再对不同次数干湿循环和持续浸泡作用下充填节理岩石试样开展动态单轴压缩试验,得到对应的单轴压缩应力-应变曲线,如图6所示。

从图6可以看出,动态单轴压缩试验应力-应变曲线与静力单轴压缩试验应力-应变曲线有所不同,动态应力-应变曲线的初始压缩段并非为缓慢增长,而是呈现较小应变下的应力快速增长;达到一定程度后应力增长率有所减小,曲线出现平缓增长段;当应力达到峰值之后,曲线出现了快速下降阶段。图6应力-应变曲线的变化过程可以分为5个阶段,即充填节理层压密阶段、弹性变形阶段、充填节理破坏阶段、裂缝扩展阶段和最终破坏阶段。在动态冲击过程中,由于冲击速度较快,充填节理层压密阶段很快结束便迅速进入弹性变形阶段,节理层发生一定的压密,侧面产生轻微鼓胀。弹性变形阶段期间两侧岩石发生弹性压缩,但该过程持时较短;随着冲击试验的进行,充填节理外表面出现隆起并伴有碎屑脱落。之后由于充填层强度显著低于两侧岩石,充填节理层率先发生破坏,可观察到动态应力-应变曲线峰前阶段表现出一定的屈服期。随着冲击试验的进行,两侧岩石裂纹不断萌生、扩展,最终两侧岩石发生破坏,导致岩样的整体破坏。

此外,从图6可以发现,首次干湿循环和持续浸泡作用后曲线前期的斜率高于0次循环(全程干燥)下岩样曲线前期的斜率;这是由于浸泡过程中水分子进入岩样裂隙,在动态压缩时冲击速度过快,水分子未能迅速排出,水分子和岩样构成耦合体共同抵抗冲击荷载,进而提高了岩样的弹性模量,表现为岩样的动态应力-应变曲线斜率增大。从动态应力-应变曲线中可得到不同次数水岩作用下岩样的动态抗压强度值;进而计算得到不同次数干湿循环和持续浸泡作用下充填节理岩石动态抗压强度的总劣化度和阶段劣化度值(表2)。

表2 不同次数水岩作用下充填节理岩石动态抗压强度及劣化度

从表2中可以看出:在两种水岩作用下,充填节理岩石的动态抗压强度随着水岩作用次数的增加而不断降低,总劣化度随着水岩作用次数的增加而不断增加;相同水岩作用次数下,干湿循环作用对充填节理岩石动态抗压强度劣化比持续浸泡作用大,当水岩作用次数为20次时,在干湿循环作用下总劣化度为23.33%,持续浸泡作用下总劣化度为21.76%。当水岩作用次数为5次时,岩样的阶段劣化度最大,之后随着水岩作用次数的增加,阶段劣化度不断减小,可见两种水岩作用对动态抗压强度的劣化也集中在前期。

2.4 能量耗散特性劣化

充填节理岩石在动态冲击破坏过程中伴随能量的转换和耗散,通过能量耗散特性分析可以很好地反映两种水岩作用对充填节理岩石的损伤程度。根据动态应变采集仪记录的入射应变εi、反射应变εr和透射应变εt可计算入射能Ei、反射能Er和透射能Et,计算公式如下:

(4)

(5)

(6)

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

根据能量守恒定律可计算出充填节理岩石试样耗散的能量Ed：

Ed=Ei-Er-Et。

(7)

试验中忽略岩样端部与压杆的摩擦效应,认为在冲击过程中耗散的能量主要用于岩样裂隙的扩展和破坏。为消除入射波幅值波动的影响,采用能量耗散率Ed/Ei分析冲击压缩下充填节理应力波能量传递的影响。图7为不同次数水岩作用下充填节理岩石能量耗散率的变化情况。

图7 水岩作用下充填节理岩石能量耗散率

从图7可以看出,随着水岩作用次数的增加,充填节理岩石的能量耗散率不断降低,20次干湿循环和持续浸泡作用下充填节理岩石能量耗散率分别降低了74.29%和59.71%,且降低趋势符合指数函数关系。这是由于反复的干湿循环和持续浸泡作用对充填节理岩石的劣化损伤不断增大,使得充填节理岩石破坏所需消耗能量不断减小。此外还可以看出,在水岩作用相同次数下,干湿循环作用后充填节理岩石的能量耗散率更低;说明干湿循环作用后岩样达到动态破坏状态的所需能量更小,亦可说明干湿循环作用相比于持续浸泡作用对充填节理岩石的劣化损伤大。

3 干燥和含水状态下的结果对比

前文对充填节理岩石进行的静态和动态单轴压缩力学试验均是在充填节理岩石完成浸泡后开展的,即岩样处于含水状态。为进一步对比分析干湿循环作用后岩样在含水和干燥状态下劣化特性的差异性,加设对照组对其进行不同次数的反向干湿循环作用(即充填节理岩石在水箱中浸泡12 h,自然风干0.5 h后,再在恒温恒湿烘箱中以60 ℃烘干12 h,最终岩样处于干燥状态)后进行静态和动态单轴压缩试验。图8为不同次数干湿循环作用后干燥和含水状态岩样的静态、动态单轴抗压强度及峰值应变的变化情况。

图8 干湿循环作用后干燥和含水状态岩样静态(a)、动态(b)单轴抗压强度及峰值应变

从图8a可以看出:随着干湿循环次数的增加,干燥和含水状态岩样的静态单轴抗压强度变化趋势相同,经计算得出干燥状态下岩样静态单轴抗压强度总劣化度为23.14%,含水状态下岩样静态单轴抗压强度总劣化度为27.16%;与干燥状态相比,同一干湿循环次数作用后含水状态岩样的静态单轴抗压强度更低。此外可以看出,干燥和含水状态下岩样的峰值应变随着干湿循环次数增加而逐渐增大,其中干燥状态下岩样静态峰值应变增加程度为52.91%,含水状态下岩样静态峰值应变增加程度为60.90%。这是由于水分子在一定程度上润滑和软化了充填节理,并且水分子在岩样裂纹尖端产生类似“虹吸”效应,促进了裂纹的扩展[28],从而使得充填节理岩石强度降低、延性增强。

与图8a不同的是,同一干湿循环次数作用后含水状态岩样的动态单轴抗压强度略高于干燥状态岩样的动态单轴抗压强度值(图8b)。这是由于在静态压缩过程中,岩样中初始裂隙受压,使得裂隙处自由水产生孔隙水压力,自由水对翼裂纹造成向外挤压的应力,促进了裂纹的扩展[25];此外,水分子对岩样裂隙的溶蚀、软化和润滑作用进一步降低了岩样的抗压强度,故含水状态岩样的静态抗压强度小于干燥状态岩样的强度值。而在动态冲击过程中,由于加载速率很快,自由水未能及时排出,也无法瞬间扩散到裂纹尖端;因此自由水会在裂隙处形成阻碍裂纹扩展的黏聚力[29]。同时,由于 Stefan效应[30]也会产生阻碍岩样裂纹扩展的阻力,在自由水的黏聚力和Stefan效应产生的阻力共同影响下提高了岩样的动态抗压强度;这与王斌等[31]和袁璞等[32]的研究分析一致,虽然水分子也会对裂隙造成溶蚀、软化和润滑,但相比前者影响较小。从图8b还可以看出,干湿循环作用后干燥和含水状态充填节理岩石的动态峰值应变差异较小。

4 结论与建议

1)水岩作用次数较少时,干湿循环作用下岩样的波速值显著小于持续浸泡作用下岩样的波速值,但随着水岩作用次数的增加,两者波速值的差距不断缩小,可见长期持续浸泡作用对充填节理岩石的损伤劣化不可忽视。

2)同一次数水岩作用时,干湿循环作用下岩样的静态和动态单轴抗压强度始终小于持续浸泡作用下对应的岩样抗压强度值,且两种水岩作用对充填节理岩石强度损伤劣化集中在前期;可知干湿循环作用对充填节理岩石静态单轴抗压强度劣化更严重。

3)随着水岩作用次数的增加,充填节理岩石能量耗散率不断降低,且干湿循环作用下岩样的能量耗散率比持续浸泡作用下岩样的能量耗散率低;亦可说明干湿循环作用相比于持续浸泡作用对充填节理岩石的劣化损伤大。

4)同一干湿循环次数作用下含水状态岩样的静态单轴抗压强度低于干燥状态岩样的静态单轴抗压强度,且干燥和含水状态下岩样的峰值应变随着干湿循环次数增加而逐渐增大;相反,同一干湿循环次数作用后含水状态岩样的动态单轴抗压强度略高于干燥状态下岩样的动态单轴抗压强度。

5)实际工程中在外荷载作用下遭受干湿循环作用的部分充填节理岩质库岸边坡力学特性和稳定性较差,应予以重点关注并对其采取必要的加固措施。