大理巖裂隙巖體流變特性試驗研究

徐慧寧，劉建鋒，任浩楠，王 璐

(1.四川大學 水力學與山區(qū)河流開發(fā)保護國家重點實驗室，四川 成都 610065；2.中國電力建設集團 成都勘測設計研究院有限公司，四川 成都 610072)

在科學研究和工程實踐中，人們早就注意到巖石的流變特性，并采用試驗手段來研究巖石的流變特性。文獻[1]對頁巖、巖鹽和石灰?guī)r等進行了不同時長的蠕變試驗，最長的達550天，指出當應力達到強度的12.5%～80%時就會產(chǎn)生蠕變，并提出了對數(shù)型經(jīng)驗公式表達的流變本構(gòu)關系。文獻[2]于1958年在長江三峽工程中就開始對巖石的流變特性進行研究，但由于當時人們對巖石這種相對堅硬的介質(zhì)會產(chǎn)生流變還沒有足夠的認識，因此研究進展緩慢。直到1979年在瑞士召開的國際巖石力學學會第四屆大會上，將巖石流變學作為一個專題提出來，才引起各國學術(shù)界廣泛重視。此后，巖石流變學的研究取得了突飛猛進的發(fā)展。我國巖石流變學研究也隨著大量基礎研究與重大工程建設的需要而取得了十分可喜的成果。

文獻[3]在 “巖石流變力學及其工程應用研究的若干進展”中闡明了巖石流變試驗，特別是巖石室內(nèi)流變試驗的重要性和不可或缺性。目前，巖石流變試驗成果的文獻主要集中體現(xiàn)在室內(nèi)巖塊流變試驗，如文獻[4－8]等所述；巖體結(jié)構(gòu)面、軟弱結(jié)構(gòu)面 (帶)試驗室流變試驗，如文獻[9－11]等所述；巖體結(jié)構(gòu)面與裂隙巖體現(xiàn)場流變試驗，如文獻[12－13]等所述幾個方面。然而任何工程都是建筑在含有斷層或節(jié)理、裂隙的巖體上(中)的，巖體的流變特性關系到工程建筑的長期穩(wěn)定與安全，因此更應受到人們的關注。但是由于巖體取樣、試件制備與試驗室試驗的難度，實驗室?guī)r體力學試驗研究成果還很少見到。文獻[14]等采用復制模型(replica)試驗技術(shù)研究裂隙巖體的力學效應，它基本滿足幾何形態(tài)相似、介質(zhì)物理性質(zhì)與力學條件相對相似的原則，這是一種機制模擬，可以獲得非常有意義的定性試驗結(jié)果，文獻[15]還將這種技術(shù)用于試驗室流變試驗。近年來一些研究者[16－19]采用特殊方法進行了試驗室?guī)r體力學試驗研究，將工程巖體中的典型巖塊制備成巖體試件，并利用其進行巖體的水壓效應試驗研究。本文提出用地質(zhì)作用分析與力學過程模擬、力學參數(shù)控制相結(jié)合的方法和技術(shù)制備巖體試件，并采取某大型水電站工程引水隧洞圍巖中的大理巖，按此方法制備成巖體試件后進行了系列流變試驗，揭示了大理巖體的流變特性。

1 巖體試件制備原理與方法

工程巖體都經(jīng)歷了漫長的地質(zhì)過程，受到強烈的地殼運動的作用，地殼運動產(chǎn)生的強大構(gòu)造應力及巖體本身的重力構(gòu)成了地應力，正是這樣的地應力使巖體遭受變形和破裂，形成了今天的巖體?？睖y設計單位的研究成果與區(qū)域地質(zhì)發(fā)育史研究表明，該工程引水隧洞隧址區(qū)自晚三疊世末印支構(gòu)造運動期以來，一直處于間歇性抬升過程中，構(gòu)造擠壓強烈，構(gòu)造應力水平高。據(jù)構(gòu)造演化史與地貌發(fā)育特征分析，隧址區(qū)基本構(gòu)造格架形成時的地應力最小主應力大體為60 MPa。巖體還經(jīng)過多期(幕)構(gòu)造運動的持續(xù)作用，并遭受了河流強烈下蝕，地應力急劇釋放、卸荷等淺、表生改造。因此，巖體形成的地質(zhì)作用與力學過程可以概括為:大理巖形成—地殼運動—地應力積累、區(qū)域性抬升—巖體變形、破裂—河流侵蝕卸荷的地質(zhì)—力學過程。

據(jù)勘測、設計、試驗單位與前人研究成果，深埋隧洞大理巖體的主要力學參數(shù)如表1所示。

表1 大理巖體主要力學參數(shù)

本文采用地質(zhì)作用分析—力學過程模擬—力學參數(shù)控制的方法和技術(shù)，模擬上述巖體形成的地質(zhì)過程與力學條件，將采自現(xiàn)場工程巖體中的完整巖塊制備成試驗室標準試件 (?50 mm×h100 mm)，在MTS815巖石力學試驗系統(tǒng)上對試件進行圍壓為60 MPa的三軸壓縮全過程試驗，將試件壓裂成為包含結(jié)構(gòu)面的破裂巖體，并在試件破壞后繼續(xù)試驗 (應力－應變關系曲線如圖1所示)，有時還需要反復加載卸載試驗，直到試件的主要變形參數(shù)和強度參數(shù)達到或接近天然巖體參數(shù)，如表1所示。此時將應力逐漸卸除，取出的巖體試件如圖2所示，圖中可見此時試件雖然沒有解體，但已產(chǎn)生較大變形，外形略呈鼓狀，除少數(shù)貫通性宏觀破裂面外，試件中部還較密集分布有共軛 “x”裂面，其中一組發(fā)育為優(yōu)勢裂面 (圖2(b))。

圖1 巖體試件制備過程應力－應變曲線

圖2 制備完成的巖體試件

將巖體試件置于巖石流變試驗機上按現(xiàn)今工程巖體實際應力水平 (最小主應力為0～30 MPa)進行試驗。此時的巖體試件中包含有結(jié)構(gòu)面和結(jié)構(gòu)體，其受力條件、力學參數(shù)(見表1)與工程巖體相似，能夠反映工程巖體的力學性能，相當于實際工程巖體中的一個單元體，將其稱為巖體試件。

2 單軸壓縮流變試驗

2.1 單軸壓縮蠕變試驗

對巖體試件進行單軸壓縮蠕變試驗，按文獻[20]加載法加載并整理結(jié)果，施加的五級等增量軸向應力分別為 10.2，15.3，20.4，25.5 MPa和30.6 MPa，每一級應力達到穩(wěn)定蠕變后施加下一級應力。試驗結(jié)果如圖3所示。

從圖3中可見巖體試件具有蠕變和流動特征，蠕變表現(xiàn)為衰減蠕變與定常蠕變二者均有，流動表現(xiàn)為應力大于19 MPa后塑性應變隨時間而增加。

圖3 巖體試件單軸壓縮蠕變曲線

2.2 單軸壓縮松弛試驗

對巖體試件進行單軸壓縮松弛試驗，施加軸向應力20 MPa后，固定軸向應變。試驗獲得的松弛曲線 (軸向應力與時間關系曲線)如圖4所示。從圖中可以看出，大理巖巖體在軸向位移受到約束后隨著時間的增加其內(nèi)部的應力逐漸降低，隨著時間的推移內(nèi)部應力減小的速率漸趨緩慢，最終曲線趨近于某一漸近線，具有明顯的松弛特征，其松弛類型屬于不完全松弛。

圖4 巖體試件松弛曲線

2.3 單軸壓縮卸荷試驗

巖體試件的單軸壓縮卸荷試驗，首先按常規(guī)加載速率，逐步施加軸向應力達到18 MPa，然后保持軸向荷載至試樣蠕變變形，達到穩(wěn)定階段后將軸向應力卸荷至1 MPa。試驗獲得巖體試件卸荷曲線 (軸向應變與時間關系曲線)如圖5所示。

圖5 巖體試件卸載曲線

從圖中可以看出，在較低應力水平下，試驗初期的瞬時加載過程中，試件出現(xiàn)瞬時彈性變形。在軸向應力穩(wěn)定階段，試件的時效變形較小，且變形量隨時間的增加逐漸趨于穩(wěn)定。在卸荷后試件出現(xiàn)彈性后效，即彈性應變滯后于應力的現(xiàn)象。

3 巖體流變模型及其參數(shù)

3.1 巖體的流變特征

總結(jié)單軸壓縮流變試驗成果，大理巖體表現(xiàn)出如下主要流變特征:

1)具有瞬時彈性變形；

2)具有蠕變特性，主要表現(xiàn)為衰減蠕變和定常蠕變兩者兼有；

3)具有彈性后效，主要表現(xiàn)為應力卸除后一部分可恢復應變與時間有關；

4)具有流動特征，表現(xiàn)為達到一定的應力水平后，塑性應變隨時間而增大；

5)具有松弛特征，應力隨時間逐漸降低，并漸趨穩(wěn)定，表現(xiàn)為不完全松弛。

這些特征表明巖石 (體)的力學屬性為彈—粘彈—粘塑性體。

3.2 巖體流變模型

西原模型是一個常用的五元件三單元彈—粘彈—粘塑性模型，其結(jié)構(gòu)如圖6(a)所示，圖6(b)為西原模型的典型蠕變曲線與卸載曲線，圖6(c)為西原模型的松弛曲線。從圖6(b)中可見，當σC＜σS時，蠕變可分為減速蠕變與等速蠕變兩個階段，且等速蠕變階段中應變速率為0；當σC≥σS時，這兩個階段依然對應存在，但這時在等速蠕變階段應變速率大于0。西原模型的卸載曲線特點為指數(shù)型下降曲線，且在σC≥σS的情況下，卸載后不能恢復全部應變，即模型具有彈性后效的同時具有流動的特點。

由此可以看出，大理巖體的流變性能可以用西原流變模型來表征。這再次證實了一些學者關于西原模型對相對較軟的巖石 (體)具有較好適應性的認識[3，21]。

圖6 西原模型流變曲線

西原模型的流變方程為:

當σC≥σS時:

當σC＜σS時:

式(1)和式(2)中σ和ε都是時間的函數(shù)。將蠕變試驗的應力特點(σ＝σC，σC為常數(shù))作為定解條件便能得到:

將其代入式(1)和式(2)，經(jīng)積分，并整理后可獲得西原模型的蠕變方程:

當σC＜σS時:

當σC≥σS時:

3.3 巖體流變參數(shù)求解

采用試驗曲線求參數(shù)的方法求解流變參數(shù)，在蠕變曲線上(如圖7所示)，設t＝0時的瞬時應變?yōu)棣?，某時刻T的應變值為εT。令t＝0，就有:

圖7 曲線求參示意圖

且有:

故此時由式(3)和式(4)均可得到:

即:

當σ＜σC時，圖6(a)模型中的粘塑性體為剛體，模型的流變性能由剩下的彈—粘彈性體 (即廣義的Kelvin體)決定。此時，令t＝T，且T→∞，于是:

則由式(3)有:

故:

另外，在σ＜σS的條件下，任何時刻T都能從式(3)獲得:

當σ≥σS時，任何時刻t都能從式(4)得到:

模型中的σS為長期流動極限 (屈服極限)，也稱長期強度，可據(jù)應力－應變等時曲線族上應力隨時間的發(fā)展趨勢值加以確定[2，10]。

據(jù)以上方法求解的大理巖巖體試件的流變參數(shù)如表2所示。

表2 大理巖巖體流變參數(shù)

4 三軸壓縮蠕變試驗及長期強度

4.1 試驗方案

為了獲得巖體長期強度參數(shù)c∞、φ∞，將取自現(xiàn)場的大理巖塊按照2.1節(jié)所述方法制備成4個巖體試件，并進行三軸壓縮蠕變試驗，每個試件施加不同圍壓，分別為10，15，20，30 MPa，試驗加載方案如表3所示。每級應力水平持續(xù)至試件蠕變變形達到穩(wěn)定階段后增加軸向應力至下一應力等級，直至試件破壞。

表3 三軸蠕變試驗加載方案 (MPa)

4.2 三軸壓縮蠕變試驗結(jié)果

試驗獲得典型軸向蠕變歷時曲線如圖8(a)所示，采用疊加原理得到蠕變疊加曲線如圖8(b)，并據(jù)此獲得蠕變等時曲線，如圖8(c)所示。

考察等時曲線，可以找到試件產(chǎn)生流動的應力，此即在本級圍壓下的長期強度[2，10]。將每級圍壓下的長期強度與圍壓關系按摩爾強度準則與有關規(guī)程[22]進行整理，可得到大理巖體的長期強度參數(shù)c∞和φ∞，如表4所示。

圖8 圍壓20 MPa巖體試件軸向蠕變曲線

表4 巖體強度參數(shù)表

4.3 巖體強度的時間效應分析

將表4所列巖體瞬時強度參數(shù)與長期強度參數(shù)進行對比，可看出，長期強度參數(shù)較瞬時強度參數(shù)有所降低，可將這種特征稱為巖體強度的時效弱化特征，巖體強度參數(shù)的時效弱化特征表現(xiàn)為內(nèi)聚力的弱化效應較內(nèi)摩擦角高得多。表4所列表明，長期強度參數(shù)c∞較瞬時強度參數(shù)c降低了60%，而長期強度參數(shù)φ∞則較瞬時強度參數(shù)φ僅降低了14%。這一結(jié)果說明強度參數(shù)c的時效敏感性大大高于φ，這與文獻[11]等得到的試驗結(jié)果一致。

為了揭示巖體的抗剪強度時效弱化規(guī)律，列出了基于摩爾－庫倫強度準則求解的，正應力小于等于40 MPa的巖體瞬時強度與長期強度，如表5所示，并將強度時效弱化率定義為:式中，tS為巖體抗剪強度時效弱化率，S為巖體瞬時抗剪強度，S∞為巖體長期抗剪強度。

從表5中可看出巖體的時效弱化程度隨應力升高而逐步減小。采用一元非線性回歸分析，可見大理巖體的時效弱化率與巖體應力的關系為下降的指數(shù)函數(shù)形式，如圖9所示。

上述分析表明，巖體抗剪強度的時效弱化效應與應力條件有關。這可以從摩爾－庫倫強度理論得到解釋:由庫侖定律S＝σtgφ＋c可知，巖體的抗剪強度由內(nèi)摩擦力和內(nèi)聚力兩項構(gòu)成，內(nèi)聚力c的弱化效應顯著，但不隨應力條件而改變；較低應力條件下，內(nèi)摩擦力較小，在強度構(gòu)成中所占比例少，這時內(nèi)聚力的較高弱化效應在強度構(gòu)成中比較顯著；而隨著巖體應力升高，內(nèi)摩擦力在強度構(gòu)成中所占比例增大，其較低弱化效應在強度構(gòu)成中逐漸顯現(xiàn)，故抗剪強度的弱化效應隨巖體應力的升高而降低。這應當引起工程建設的高度重視

表5 巖體抗剪強度時效弱化率

表5 (續(xù)表)

圖9 巖體強度時效弱化率與應力條件關系

5 結(jié)束語

通過某大型水電站引水隧洞大理巖巖體試件的制備和流變試驗研究，可以得到如下主要認識與結(jié)論。

1)提出了地質(zhì)作用分析—力學過程模擬—力學參數(shù)控制的巖體試件制備方法與試驗技術(shù)，在制備的巖體試件滿足工程巖體主要力學特性的條件下，可以用于試驗室?guī)r體流變特性等的試驗研究。

2)大理巖體的流變特征主要具有瞬時彈性變形與彈性后效，具有衰減蠕變和定常蠕變，具有流動特征與松弛特征。其總體流變特性可以用西原流變模型予以表征；流變參數(shù)采用曲線求參方法獲得。

3)巖體的強度參數(shù)具有明顯的時效弱化特征，其主要表現(xiàn)為內(nèi)聚力的時效敏感性高于內(nèi)摩擦角；與瞬時強度參數(shù)比較，長期強度參數(shù)c∞較瞬時強度參數(shù)c降低60%，內(nèi)摩擦角φ∞降低了14%。

4)巖體的抗剪強度時效弱化程度與巖體應力條件密切相關，二者成指數(shù)關系。即巖體的時效弱化效應在高應力條件下表現(xiàn)得比較小，但在淺部或應力水平較低部位則非常顯著，這應當引起工程建設的高度重視。

[1]GRIGGS D.Creep of rocks[J].The Journal of Geology，1939:225－251.

[2]陳宗基.地下巷道長期穩(wěn)定性的力學問題[J].巖石力學與工程學報，1982，1(1):1－20.

[3]孫鈞.巖石流變力學及其工程應用研究的若干進展[J].巖石力學與工程學報，2007，26(6):1081－1106.

[4]MARANINI E M.Brignoli.Creep behaviour of a weak rock:experimentalcharacterization[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1999，36(1):127－138.

[5]高小平，楊春和，吳文.巖鹽時效特性實驗研究[J].巖土工程學報，2005，27(5):558－561.

[6]夏才初，孫鈞.蠕變試驗中流變模型辨識及參數(shù)確定[J].同濟大學學報(自然科學版)，1996，24(5):498－503.

[7]閻巖，王恩志，王思敬，等.巖石滲流－流變耦合的試驗研究[J].巖土力學，2010，31(7):2095－2103.

[8]徐慧寧，龐希斌，徐進，等.粉沙質(zhì)泥巖的三軸蠕變試驗研究[J].四川大學學報(工程科學版)，2012，44(1):69－74.

[9]黎日克，康文發(fā).巖體中泥化夾層的流變試驗及其長期強度的確定[J].巖土力學，1983，4(1):39－46.

[10]侯宏江，沈明榮.巖體結(jié)構(gòu)面流變特性及長期強度的試驗研究[J].巖土工程技術(shù)，2003(6):324－353.

[11]徐衛(wèi)亞，楊圣奇.節(jié)理巖石剪切流變特性試驗與模型研究[J].巖石力學與工程學報，2005，24(S2):5536－5542.

[12]徐平，丁秀麗，全海，等.溪洛渡水電站壩址區(qū)巖體蠕變特性試驗研究[J].巖土力學，2003，24(S1):220－226.

[13]熊詩湖，周火明，鐘作武.巖體載荷蠕變試驗方法研究[J].巖石力學與工程學報，2009，28(10):2121－2127.

[14]GRASSELLIA G，EGGER P.Constitutive law for the shear strength of rock joints based on three－dimensional surface parameters[J].Int J RockMech ＆Min Sci，2003(40):25－40.

[15]ZULAUF J，ZULAUF G.Rheology of plasticine used as rock analogue:the impact of temperature，composition and strain[J].Journal of structural geology，2004，26(4):725－737.

[16]徐明明，徐進，任浩楠，等.大理巖巖體力學特性的水壓－應力耦合試驗研究[J].長江科學院院報，2012，29(8):34－38.

[17]殷銘，劉琪，黃常玲，等.軟弱巖脈巖體力學特性空隙水壓力效應試驗[J].南水北調(diào)與水利科技，2012，10(4):76－80.

[18]李佳偉，徐進，王璐，等.砂板巖巖體力學特性的水巖耦合試驗研究[J].巖土工程學報，2013，35(3):599－604.

[19]徐慧寧，周鐘，徐進，等.錦屏一級水電站軟弱巖體高水頭弱化效應的試驗研究[J].巖石力學與工程學報，2013(S2):4207－4214.

[20]劉雄.巖石流變學概論[M].北京:地質(zhì)出版社，1994.

[21]陶波，伍法權(quán)，郭改梅，等.西原模型對巖石流變特性的適應性及其參數(shù)確定[J].巖石力學與工程學報，2005，24(17):3166－3171.

[22]中華人民共和國水利部.DL/T5368—2007水電水利工程巖石試驗規(guī)程[S].北京:中國電力出版社，2007.