林志南 ，馮世宏 ，張強(qiáng)，王家全 ，龍海鋒

(1.廣西科技大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 柳州，545006；2.廣西壯族自治區(qū)巖土災(zāi)變與生態(tài)治理工程研究中心，廣西 柳州，545006；3.中國(guó)水利水電科學(xué)研究院 巖土工程研究所，北京，100048)

隨著水電能源和礦產(chǎn)資源需求的持續(xù)增長(zhǎng)，礦山工程、水利工程中的地下洞室開始逐漸由地表淺部向地下深部發(fā)展，如已建的錦屏二級(jí)水電站的四條引水隧道的最大埋深達(dá)2 525 m。深部地下洞室?guī)r體常處于高地應(yīng)力和高滲壓作用下。工程實(shí)踐表明，深部地下工程修建和運(yùn)營(yíng)中巖體極易發(fā)生剪切滑移破壞及突涌水等重大工程問題。因此，開展高地應(yīng)力、高剪應(yīng)力和高滲壓下深部巖體的滑移失穩(wěn)機(jī)理研究及其在破裂過程滲透率演化規(guī)律研究，對(duì)于深部地下工程的防災(zāi)減災(zāi)具有重要的理論價(jià)值和工程應(yīng)用價(jià)值[1-6]。

剪切-滲流耦合試驗(yàn)是研究壓剪狀態(tài)下巖體滲流滑移破壞機(jī)理的一種有效方法。近年來，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)各類節(jié)理裂隙巖體開展了應(yīng)力-滲流耦合問題的相關(guān)研究。張強(qiáng)等[4]通過節(jié)理花崗巖剪切滲流實(shí)驗(yàn)研究了剪應(yīng)力和滲透率隨著剪切位移的變化關(guān)系。許江等[7-8]通過自主研發(fā)的煤巖剪切-滲流耦合試驗(yàn)裝置，研究了煤巖剪切-滲流耦合破壞后的剪斷面形貌特征。CAO等[9]通過節(jié)理巖體的剪切-滲流耦合試驗(yàn)和峰值剪切條件下的三維仿真模型，發(fā)現(xiàn)節(jié)理面的滲流過程存在明顯的非線性滲流特性。雷進(jìn)生等[10]通過試驗(yàn)研究分析了軸向應(yīng)力、剪應(yīng)力和滲壓等耦合作用下隨機(jī)裂隙面的滲流特性。楊潔[11]對(duì)多組劈裂粗糙節(jié)理巖體進(jìn)行了剪切-滲流耦合試驗(yàn)，研究表明粗糙節(jié)理巖體在剪切損傷過程中的抗剪強(qiáng)度主要來源是剪脹效應(yīng)和凹凸起伏齒剪斷，且節(jié)理面的滲透為非線性特征。ZHAO 等[12]對(duì)鋸齒粗糙的人工節(jié)理進(jìn)行了剪切-滲流耦合試驗(yàn)，揭示了節(jié)理粗糙度、法向應(yīng)力和滲壓對(duì)剪切-滲流耦合行為的影響。夏才初等[13-14]通過自主研發(fā)的巖石節(jié)理全剪切-滲流耦合試驗(yàn)系統(tǒng)，開展了花崗巖節(jié)理試樣在不同應(yīng)力邊界條件下的剪切-滲流耦合試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)節(jié)理面的滲流量與法向剛度呈負(fù)相關(guān)，剪切強(qiáng)度與法向應(yīng)力呈正相關(guān)。許多學(xué)者[15-18]通過室內(nèi)試驗(yàn)利用輻射流注水的方式施加滲壓，對(duì)預(yù)制裂隙巖樣開展了直接剪切-滲流應(yīng)力耦合試驗(yàn)，研究了裂隙巖體的滲透率隨法向應(yīng)力和滲壓變化的演化規(guī)律。侯迪等[19-20]對(duì)砂巖試樣開展了剪切-滲流耦合試驗(yàn)，研究得出剪切過程中臨界雷諾數(shù)隨著剪縮和剪脹的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)水滲透率在剪切膨脹后開始增加。陳躍都[21]利用三軸儀對(duì)經(jīng)巴西劈裂后形成的不同粒徑砂巖單裂隙開展了三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)，研究了水力滲透試驗(yàn)對(duì)粗糙裂隙滲流特性的影響，并分析了三軸剪切-滲流耦合作用下預(yù)制裂隙面的滲流演化規(guī)律。

綜上可見，上述研究成果為剪切-滲流耦合作用下裂隙巖體剪切力學(xué)特性和滲流規(guī)律研究奠定了較好的基礎(chǔ)。但上述研究中研究對(duì)象主要是巴西劈裂后獲得的裂隙或者人工制備的預(yù)制裂隙，其中人工劈裂獲得的裂隙會(huì)由于裂隙面巖屑的流失，裂隙面間咬合度較低，而人工制備好的預(yù)制裂隙面較光滑，與天然裂隙相差甚遠(yuǎn)，同時(shí)，現(xiàn)有研究中剪切-滲透試驗(yàn)所采用的滲壓和法向應(yīng)力普遍偏低。

鑒于此，本文作者開展飽和完整砂巖的三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)，其中恒定法向應(yīng)力分別為10、20 和30 MPa，滲壓分別為5、10 和15 MPa。研究飽和完整砂巖在剪切破壞過程中剪切力學(xué)特征和滲透特征，獲得與真實(shí)天然裂隙相近的含有原巖屑的單節(jié)理裂隙面，并開展一系列單節(jié)理裂隙面滲透試驗(yàn)。分析法向應(yīng)力和滲壓對(duì)飽和砂巖剪切強(qiáng)度的影響，并研究單裂隙的表觀滲透率在剪應(yīng)力緩慢下降中隨滲壓變化的演化規(guī)律。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)巖樣

試樣巖性為灰砂巖，密度為2.57 g/cm3，如圖1所示。同時(shí)為了消除試樣隨機(jī)性的影響，試驗(yàn)中所有試樣均是由同一塊巖塊中鉆取、切割和打磨后獲得。圖2所示為灰砂巖的電子微觀結(jié)構(gòu)圖。從圖2可以看出：砂巖微觀細(xì)小顆粒緊密膠結(jié)且呈層狀分布，部分化合物顆粒嵌附在層狀膠結(jié)物表面。

圖1 砂巖試樣及其制備過程Fig.1 Sandstone sample and preparation process

圖2 砂巖的電鏡掃描圖片F(xiàn)ig.2 Electron microscope scanning images of sandstone sample

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所采用的設(shè)備是Rock Top-50 HT 全應(yīng)力多場(chǎng)耦合三軸試驗(yàn)系統(tǒng)(圖3)。該系統(tǒng)配備軸壓、法向應(yīng)力和滲壓3套獨(dú)立的加載系統(tǒng)，可施加最大軸壓為500 MPa，最大法向應(yīng)力為60 MPa，最大滲壓為50 MPa。三軸剪切-滲流耦合應(yīng)力室裝置構(gòu)造如圖4 所示，該儀器擁有1 套多通道PC 控制系統(tǒng)，其可獨(dú)立伺服控制軸向壓力、徑向壓力和孔隙水壓力。該系統(tǒng)擁有2個(gè)軸向雙通道LVDT傳感器，測(cè)量精度為0.001 mm，量程為12 mm，可準(zhǔn)確測(cè)量試驗(yàn)過程中試樣的剪切位移。

圖3 Rock Top-50 HT全應(yīng)力多場(chǎng)耦合三軸試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Rock Top-50 HT full-stress multi-field coupling triaxial test system

圖4 三軸剪切-滲流耦合壓力室裝置示意圖Fig.4 Schematic diagram of triaxial shear-seepage coupling pressure chamber device

圖5 所示為三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)示意圖。由圖5可以看出：試樣兩斷面的墊塊是均由上下位置錯(cuò)開的半圓柱硅膠墊和缺半圓柱的圓柱鋼墊片組成。硅膠墊硬度和彈性模量很低，在相同法向位移產(chǎn)生時(shí)，硅膠墊承受的應(yīng)力小于巖石的應(yīng)力。從圖5還可知：左右側(cè)半圓柱所受到大小相同、方向相反的剪應(yīng)力，從而實(shí)現(xiàn)三軸法向應(yīng)力作用下巖石的剪切試驗(yàn)。在實(shí)驗(yàn)過程中，巖石右側(cè)上端受力和左側(cè)下端受力均為F，巖石右側(cè)下端和左側(cè)上端受力均為F′，巖塊剪切作用面積為S，軸向荷載為F0。根據(jù)巖石軸向受力平衡，則三軸法向應(yīng)力作用下巖石的剪應(yīng)力τ可表示為：

圖5 剪切-滲流耦合試驗(yàn)示意圖Fig.5 Schematic diagram for shear-seepage coupling test

其中：Ec為硅膠墊的變形模量；A1為硅膠墊的截面面積；ε為硅膠墊的壓縮應(yīng)變。

為獲取硅膠墊的變形模量Ec，本文將硅膠墊裁剪成厚度為100 mm、直徑為50 mm 的圓柱體，通過測(cè)試獲得硅膠墊圓柱體應(yīng)力-應(yīng)變曲線(如圖6所示)。

圖6 硅膠墊的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curve of silicone rubber

1.3 試驗(yàn)原理

對(duì)于密實(shí)性較高的巖石材料且滲透率k≥10-19m2，宜采用穩(wěn)態(tài)法測(cè)量滲透率[22]。在三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)中，研究三軸剪切-滲流耦合作用下砂巖持續(xù)損傷變形過程中的滲透特征演化規(guī)律。當(dāng)滲壓加載至恒定值時(shí)，使得試樣兩端的滲透壓差保持恒定值。為了有效地測(cè)試和分析巖石的滲透性，進(jìn)行以下假設(shè)：1) 假定作為滲透介質(zhì)的水是不可壓縮流體；2) 巖石的初始孔隙和微觀裂紋分布均勻，巖石被認(rèn)為是多孔介質(zhì)；3) 在試樣內(nèi)部恒壓滲流屬于穩(wěn)態(tài)連續(xù)滲流；4) 三軸剪切-滲流耦合作用下砂巖損傷變形過程中滲流符合達(dá)西定律?；谶_(dá)西定律，通過計(jì)算單位時(shí)間流入試樣內(nèi)部的滲流量，即可以精確換算出試樣的表觀滲透率Ki[23-24]，計(jì)算表達(dá)式如下：

式中：μ為水的動(dòng)力黏滯系數(shù)，常溫下為1.005×10-3Pa·s；L為巖石試件的高度(m)；A2為巖石試件橫截面積(m2)；Qi和Qi+1分別為第i個(gè)和第i+1個(gè)記錄點(diǎn)的滲流量(mL)；Δt為第i個(gè)和第i+1 個(gè)記錄點(diǎn)之間的時(shí)間間隔(s)；ΔP為Δt時(shí)間內(nèi)試樣兩端滲壓力差(MPa)。

1.4 試驗(yàn)方法及步驟

試驗(yàn)均在24 ℃恒溫密閉室環(huán)境內(nèi)進(jìn)行的，進(jìn)行法向應(yīng)力為10、20 和30 MPa 以及滲壓為5、10和15 MPa 的正交試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方案見表1。具體試驗(yàn)步驟如下。

表1 剪切-滲流耦合試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Shear-seepage coupled test scheme and test results

1) 試樣準(zhǔn)備階段。試驗(yàn)前，對(duì)砂巖試樣依次進(jìn)行烘干、抽真空及飽水處理，確保試驗(yàn)前試樣處于完全飽和狀態(tài)。此外，為了防止試驗(yàn)過程中滲流水從試樣與熱縮管之間的縫隙間流通，試驗(yàn)中采用熱風(fēng)槍使熱縮套均勻收縮包裹試樣四周。

2) 三軸法向應(yīng)力加載階段。按靜水壓力條件，采用1 MPa/min 的加載速率將靜水壓力σ2和σ3從0 MPa加載至設(shè)定值，并保持30 min。在試驗(yàn)加載法向應(yīng)力和滲壓過程中，始終保持法向應(yīng)力大于滲壓。

3) 滲壓加載階段。將試樣底部的進(jìn)水端閥門打開，逐漸以1.5 MPa/min 的速率將上水頭滲壓從0 MPa加載至設(shè)定值；同時(shí)將試樣頂部和大氣壓相連通的出水端閥門保持打開(下水頭滲壓為0 MPa)。待進(jìn)水端滲壓達(dá)到預(yù)設(shè)值后并保持不變，靜置30 min以上直至試樣內(nèi)部形成穩(wěn)定滲流，進(jìn)行下一試驗(yàn)步驟。

4) 剪切試驗(yàn)階段。試驗(yàn)中采用位移控制法加載剪應(yīng)力，其中加載速率為0.02 mm/min。當(dāng)剪應(yīng)力達(dá)到最大時(shí)，試樣內(nèi)部形成了一條貫通單節(jié)理裂隙。為了更好地模擬在工程開挖擾動(dòng)過程中高地應(yīng)力和高滲壓作用下的裂隙巖體剪應(yīng)力緩慢釋放時(shí)裂隙巖體的滲透演化特征，本文關(guān)掉軸向加載伺服控制系統(tǒng)停止繼續(xù)加載剪應(yīng)力，使得試樣兩端剪應(yīng)力會(huì)隨著剪切位移增大而緩慢下降。

5) 滲透試驗(yàn)階段。待剪切試驗(yàn)結(jié)束后，關(guān)掉軸向加載伺服系統(tǒng)，即是在剪應(yīng)力緩慢下降過程中，將滲壓以-1 MPa/min 的速率逐步降低至0 MPa，并統(tǒng)計(jì)每降低1 MPa 時(shí)試樣的表觀滲透率。待滲壓為0 MPa 后，以1.5 MPa/min 的速率逐步加載滲壓達(dá)到原始設(shè)置值，即停止?jié)B透試驗(yàn)。

6) 剪切殘余強(qiáng)度階段。待上一步驟完成后，以0.02 mm/min的應(yīng)變加載速率繼續(xù)加載軸向剪應(yīng)力直至峰后殘余強(qiáng)度階段結(jié)束。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 剪切-滲流特性

圖7所示為三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)后砂巖試樣的破壞圖。由圖7 可見：試驗(yàn)破壞后試樣SY-1～SY-5 內(nèi)部均只形成了一條貫通單節(jié)理裂隙，而未形成其他次生裂紋。這與巖石三軸應(yīng)力-滲流耦合試驗(yàn)下破壞試樣內(nèi)部形成45°+φ/2的斜裂縫不同(其中φ為巖石試樣的內(nèi)摩擦角)，可見通過本試驗(yàn)方法可以研究巖石在三軸應(yīng)力狀態(tài)下的剪切-滲流耦合下的剪切強(qiáng)度和滲透演化規(guī)律。

圖7 不同三軸法向應(yīng)力和滲壓下飽和完整砂巖的破壞形態(tài)圖Fig.7 Failure morphology of saturated intact sandstone at different triaxial normal stresses and seepage pressures

為了研究高應(yīng)力和高滲壓耦合作用下的砂巖剪切破壞裂隙面的形態(tài)特征，本文利用非接觸式高精度三維掃描儀對(duì)砂巖剪切裂隙面進(jìn)行掃描，精確捕捉剪切面形貌特征變化。將所得三維點(diǎn)云數(shù)據(jù)導(dǎo)入軟件Geomagic Studio 逆向工程軟件中，選擇相關(guān)研究領(lǐng)域，并對(duì)其進(jìn)行降噪處理封裝成連續(xù)特征面，最后將點(diǎn)云數(shù)據(jù)導(dǎo)入MATLAB 中，得到與剪切裂隙表面形貌完全一致的數(shù)字圖像如圖8 所示(圖8 中，X和Y分別為剪切裂隙面的長(zhǎng)度和寬度)。由圖8 可以看出：在相同滲壓作用下，砂巖試樣SY-1、SY-2 和SY-3 的裂隙面最大峰值高程Zmax分別為10.85、5.47 和4.73 mm，其三軸剪切-滲流耦合破壞形成的裂隙面的凹凸特征發(fā)生明顯的變化，隨著法向應(yīng)力的增加，剪切裂隙面的粗糙度逐漸減?。划?dāng)法向應(yīng)力相同時(shí)，砂巖試樣SY-3、SY-4 和SY-5 的裂隙面最大峰值高程Zmax分別為4.73、5.11 和11.31 mm，則隨著滲壓的增大，三軸剪切-滲流耦合破壞的裂隙面粗糙特征逐漸增大。

圖8 剪切裂隙面的形態(tài)特征Fig.8 Morphological characteristics of shear fracture surfaces

圖9 所示為三軸剪切-滲流耦合試驗(yàn)下飽和砂巖試樣SY-1～SY-5的剪應(yīng)力和表觀滲透率隨剪切位移的變化曲線。由圖9可知：在不同三軸法向應(yīng)力和滲壓下，飽和砂巖的剪應(yīng)力和表觀滲透率隨剪切位移的增加均表現(xiàn)了相同的演化規(guī)律。根據(jù)剪應(yīng)力-剪切位移曲線變化趨勢(shì)，大致可劃分為5 個(gè)階段，分別為壓密階段、線彈性變形階段、屈服變形階段、破壞階段及峰后殘余階段。

圖9 不同三軸法向應(yīng)力和滲壓下飽和完整砂巖的剪應(yīng)力和表觀滲透率與剪切位移的關(guān)系曲線Fig.9 Relationship curves of shear stress-shear displacement and apparent permeability-shear displacement of saturated intact sandstone at different triaxial normal stresses and seepage pressures

結(jié)合圖7所示剪應(yīng)力和表觀滲透率與剪切位移的變化曲線，分別對(duì)這5個(gè)階段中試樣的剪應(yīng)力和表觀滲透率隨剪切位移的變化規(guī)律進(jìn)行細(xì)致分析。

1) 壓密階段(AB)。此階段隨著剪應(yīng)力的增加，試樣內(nèi)部初始的微裂隙和孔隙被逐步壓密，致使剪應(yīng)力-位移曲線呈現(xiàn)出小范圍的上凹趨勢(shì)，此時(shí)表觀滲透率表現(xiàn)為逐漸降低。但由于砂巖孔隙結(jié)構(gòu)致密，初始剪應(yīng)力-位移曲線向上凹趨勢(shì)不明顯。

2) 線彈性變形階段(BC)。此階段剪應(yīng)力隨著剪切位移的增大呈線彈性增長(zhǎng)。在這個(gè)階段試樣內(nèi)部的微裂隙進(jìn)一步被壓密，且試樣的體積壓縮速率逐漸減小，故滲透率仍然處于減小的趨勢(shì)且其下降速率緩慢降低。隨著法向應(yīng)力逐漸增大，剪應(yīng)力線性增大速率逐漸降低；隨著滲壓的逐漸增大，剪應(yīng)力-位移曲線上升斜率逐漸變大。

3) 屈服變形階段(CD)。此階段試樣的剪應(yīng)力和表觀滲透率隨著剪切位移增大呈現(xiàn)出非線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。主要是因?yàn)樵谶@個(gè)階段內(nèi)試樣主剪切面上逐漸形成較多且尺度較大的新生裂隙，且伴隨著原生裂紋的擴(kuò)展和貫通，進(jìn)而形成相互咬合的貫通剪切面，體積表現(xiàn)為明顯的滑移擴(kuò)容。在這個(gè)階段中，其剪應(yīng)力逐漸達(dá)到最大值，表觀滲透率曲線上升速率逐漸變大，但此時(shí)未達(dá)到最大值。

4) 破壞階段(DEF)。此階段試樣內(nèi)部已形成的貫通節(jié)理面逐漸由咬合狀態(tài)逐步發(fā)展至錯(cuò)開狀態(tài)，導(dǎo)致貫通節(jié)理面的水力開度逐漸增大并達(dá)到最大值，表觀滲透率也逐漸達(dá)到最大值。從圖9 可知：表觀滲透率峰值明顯滯后于剪切峰值強(qiáng)度，并且在高壓和高滲壓下表現(xiàn)出脆性破壞。在破壞后期階段，砂巖的表觀滲透率急劇下降，主要是由于砂巖在高應(yīng)力和高滲壓三軸剪切-滲流耦合作用下發(fā)生剪切破壞，形成剪切破壞面后，剪切裂隙面相對(duì)滑動(dòng)，并且在恒定法向約束作用下，兩側(cè)裂隙面再次閉合，剪切磨損顆粒填充在裂隙面之間，使得表觀滲透率會(huì)急劇下降，這與YU等[25-26]在靜水壓力和三軸壓縮變形過程中巖石的滲透率演化規(guī)律相似。

5) 峰后殘余階段(FG)。此階段隨著剪切位移的逐漸增大，試樣的剪應(yīng)力和表觀滲透率同步地迅速降低并趨于穩(wěn)定。在此階段，三軸剪切-滲流耦合作用下，砂巖剪切破壞形成貫通的剪切裂隙破壞面，但是在這個(gè)過程中法向應(yīng)力和滲壓仍然作用在損傷巖樣剪切變形過程中，因此，巖樣的表觀滲透率是以穩(wěn)定連續(xù)緩慢演變?yōu)橹鳌?/p>

2.2 剪切強(qiáng)度特征

對(duì)不同三軸法向應(yīng)力和滲壓下飽和砂巖的剪切峰值強(qiáng)度和殘余剪切強(qiáng)度采用摩爾-庫侖準(zhǔn)則[27-28]進(jìn)行擬合分析：

式中：c為黏聚力；μ0為摩擦因數(shù)；σ′n為有效法向應(yīng)力；σn為作用在巖體上的法向應(yīng)力；Pf為滲壓。

圖10所示為三軸剪切-滲流耦合下飽和巖石的剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度與法向應(yīng)力的關(guān)系。從圖10 可以看出：滲壓為5 MPa 下飽和砂巖的剪切峰值強(qiáng)度(τf)與法向應(yīng)力(σ)的關(guān)系式可以表達(dá)為τf=σtan 66.32°+0.64，由此得出飽和砂巖的內(nèi)摩擦角(φ)和黏聚力(c)分別為66.32°和0.64 MPa，其擬合相關(guān)系數(shù)(R2)為0.978。

圖10 飽和完整砂巖的剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度與法向應(yīng)力的關(guān)系(滲壓為5 MPa)Fig.10 Relationship of shear strength-normal stress and shear residual strength-normal stress of saturated intact sandstone(seepage pressure is 5 MPa)

從圖10 還可以看出：當(dāng)滲壓為5 MPa 時(shí)，單節(jié)理砂巖的剪切殘余強(qiáng)度(τc)與法向應(yīng)力的關(guān)系式可以表達(dá)為τc=σtan 57.42°，由此得出飽和巖石的殘余內(nèi)摩擦角和黏聚力分別為57.42°和0 MPa。擬合結(jié)果表明：在高滲壓作用下單裂隙砂巖的剪切殘余強(qiáng)度與法向應(yīng)力的擬合關(guān)系方程截距為0，主要因?yàn)樨炌ü?jié)理裂隙面在高滲壓作用下，裂隙面的水力開度增大，此時(shí)黏聚力為0 MPa。剪切殘余強(qiáng)度隨法向應(yīng)力增大而線性增大。

圖11所示為法向應(yīng)力為30 MPa時(shí)飽和砂巖剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度與滲壓的關(guān)系。從圖11 可以看出：剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度隨滲壓增大而逐步降低，其與滲壓的擬合關(guān)系方程分別為：τf=-2.11ΔP+81.21、τc=-1.92ΔP+48.22。

圖11 飽和完整砂巖的剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度隨滲壓的變化(法向應(yīng)力為30 MPa)Fig.11 Shear strength and residual shear strength of saturated intact sandstone variations with seepage pressure(normal stress is 30 MPa)

對(duì)于飽和完整砂巖，由于隨著滲壓的增大，試樣內(nèi)部裂隙承受較高孔隙水壓力，導(dǎo)致試樣內(nèi)部的有效應(yīng)力減少，進(jìn)而導(dǎo)致試樣的黏聚力和內(nèi)摩擦角降低。對(duì)于單裂隙砂巖，增大滲壓，裂隙面的有效法向應(yīng)力減少，導(dǎo)致試樣產(chǎn)生負(fù)方向的法向應(yīng)變，即裂隙面的裂隙水力開度增大，則引起單裂隙砂巖的黏聚力和內(nèi)摩擦角較少。同時(shí)相對(duì)于剪切峰值強(qiáng)度，剪切殘余強(qiáng)度對(duì)滲壓相對(duì)更敏感，主要由于滲流水對(duì)單節(jié)理裂隙面力學(xué)參數(shù)的弱化作用以及對(duì)裂隙面水力開度的影響，導(dǎo)致剪切殘余強(qiáng)度衰減速率更大。

3 討論

3.1 法向應(yīng)力和滲壓對(duì)貫穿裂隙節(jié)理面的表觀滲透率的影響

圖12 所示為單節(jié)理裂隙SY-1 試樣的滲流量、滲壓、剪應(yīng)力與時(shí)間的關(guān)系。由圖12 可以看出：在剪應(yīng)力從21.54 MPa 先快速后緩慢地下降到14.75 MPa過程中，單位時(shí)間內(nèi)通過單節(jié)理裂隙面的流速隨著滲壓逐級(jí)遞減而逐步下降。

圖12 滲流量、滲壓和剪應(yīng)力與時(shí)間的關(guān)系(SY-1試樣)Fig.12 Relationship among seepage flow, seepage pressure, shear stress and time(SY-1 sample)

圖13和圖14所示分別為不同法向應(yīng)力、滲壓作用下剪應(yīng)力緩慢降低過程中單節(jié)理砂巖的表觀滲透率與滲壓的關(guān)系。從圖13 和圖14 可以看出：?jiǎn)喂?jié)理砂巖的表觀滲透率隨滲壓的減小呈現(xiàn)出先降低后增大的變化規(guī)律。當(dāng)單節(jié)理裂隙內(nèi)滲壓減小時(shí)，作用在節(jié)理面法向方向的水壓力發(fā)生減小，裂隙兩側(cè)的巖體負(fù)法向變形減少，裂隙水力寬度減少，裂隙間的接觸面積逐漸變大，裂隙滲流的有效途徑逐漸減少，其表觀滲透率變小。在滲壓持續(xù)減小過程中，凹凸不平的裂隙結(jié)構(gòu)面在恒定法向應(yīng)力作用下發(fā)生重新吻合，殘余剪應(yīng)力仍然持續(xù)地作用在砂巖試樣的兩端，剪切裂隙兩邊的結(jié)構(gòu)面巖塊在殘余剪應(yīng)力和滲壓的耦合作用下緩慢變形發(fā)展，使得剪切變形緩慢發(fā)展并且不斷增大。當(dāng)單節(jié)理裂隙的剪切位移不斷增大時(shí)，單節(jié)理裂隙面逐漸由剪縮轉(zhuǎn)變成剪脹，具體表現(xiàn)為裂隙面凸體會(huì)隨著剪切位移的增大而出現(xiàn)抬升，裂隙開度出現(xiàn)增大，故其滲流量和表觀滲透率逐漸升高。故隨著隨滲壓的減小和剪切位移增大，單節(jié)理裂隙的表觀滲透率呈現(xiàn)出先降低后增大的變化規(guī)律。

圖13 表觀滲透率、剪應(yīng)力與滲壓的關(guān)系Fig.13 Relationship among apparent permeability, shear stress and seepage pressure

圖14 法向應(yīng)力為30 MPa時(shí)表觀滲透率、剪應(yīng)力與滲壓的關(guān)系Fig.14 Relationship among apparent permeability, shear stress and seepage pressure when the normal stress is 30 MPa

3.2 貫穿裂隙節(jié)理面滲流量隨滲壓變化的演化規(guī)律

統(tǒng)計(jì)SY-1～SY-5 這5 個(gè)試樣在剪應(yīng)力逐漸降低時(shí)的滲壓與滲流量的關(guān)系，分析試驗(yàn)過程中剪應(yīng)力在緩慢降低過程中法向應(yīng)力和滲壓對(duì)試樣的滲流量的影響，并采用Forchheimer 方程對(duì)其進(jìn)行非線性滲透特征擬合，結(jié)果如圖15所示。

圖15 單節(jié)理的滲流量與滲壓的關(guān)系Fig.15 Relationship between seepage flow of single fracture and seepage pressure

Forchheimer 公式已被廣泛應(yīng)用于描述裂隙節(jié)理面中因水流慣性效應(yīng)導(dǎo)致的非線性滲流特性[29]，其表達(dá)式可由簡(jiǎn)化流體力學(xué)的N-S方程得到：

式中：Q為滲流量；-?P為滲壓差；A和B分別為Forchheimer 公式線性項(xiàng)和非線性項(xiàng)系數(shù)，是隨著恒定法向應(yīng)力和滲壓變化的常數(shù)；k為破碎巖石固有滲透率(m2)；ρ為流體密度(kg/m3)；A0為破碎巖石過流面積(m2)，本試驗(yàn)中取值為d×h，d和h分別為試樣直徑和高度(m)。

采用Forchheimer 公式對(duì)剪應(yīng)力緩慢下降階段貫穿裂隙節(jié)理砂巖的滲流量與滲壓之間關(guān)系進(jìn)行擬合，擬合參數(shù)見表2。由表2可知：Forchheimer方程能夠很好地描述試樣SY-1、SY-2和SY-5在剪應(yīng)力逐漸降低過程中裂隙滲流的非線性特性，但對(duì)于SY-3 和SY-4 試樣的擬合效果并不好。Forchheimer方程僅適用于描述裂隙滲流中滲壓和滲流量之間一一對(duì)應(yīng)的非線性特征。而在剪應(yīng)力和滲壓同時(shí)存在的條件下，隨著剪切位移增大，貫通單節(jié)理面先咬合后剪脹，其裂隙開度先減少后增大，其流量隨著滲壓降低先降低后增大，滲流量與滲壓差并不存在嚴(yán)格的一一對(duì)應(yīng)關(guān)系。

表2 單節(jié)理砂巖的滲流量與滲壓差關(guān)系式參數(shù)Table 2 Parameters of relationship between flow and seepage pressure of single joint fracture sandstone

4 結(jié)論

1) 在剪切-滲流耦合作用下，飽和完整砂巖試驗(yàn)的表觀滲透率隨著剪切位移表現(xiàn)出先減小后增大的變化規(guī)律，且試樣最大表觀滲透率的出現(xiàn)時(shí)間均滯后于最大剪切強(qiáng)度的出現(xiàn)時(shí)間。

2) 飽和完整砂巖試樣在剪切破壞形成的貫穿單節(jié)理裂隙后，隨著剪應(yīng)力逐漸降低和滲壓分級(jí)減少過程中剪切位移的逐漸增大，貫通單節(jié)理面先咬合后剪脹，其裂隙開度先減少后增大，其表觀滲透率隨著滲壓降低而先降低后增大。

3) 在剪切-滲流耦合作用下，當(dāng)法向應(yīng)力保持不變，隨著滲壓的增加，飽和砂巖的剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度均呈線性下降，其與滲壓的擬合關(guān)系方程分別為：τf=-2.11ΔP+81.21、τc=-1.92ΔP+48.22；當(dāng)滲壓不變時(shí)，隨著法向應(yīng)力的增大，飽和砂巖的剪切峰值強(qiáng)度和剪切殘余強(qiáng)度均呈線性增大，其擬合方程分別為τf=σtan 66.32°+0.64、τc=σtan 57.42°。

4) 剪切位移逐漸增大和滲壓逐漸降低，單節(jié)理裂隙面的滲流量與滲壓差的關(guān)系并非為一一對(duì)應(yīng)的非線性關(guān)系，故Forchheimer 公式并不能很好地描述剪應(yīng)力緩慢下降過程中單節(jié)理砂巖滲流量隨滲壓變化的演化規(guī)律。