軟硬互層試樣卸荷蠕變變形及強度特征研究

閆興田，周會信，石豫川，張 波

(1.華東勘測設計院(福建)有限公司， 福建 福州 350003;2.成都理工大學 地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室， 四川 成都 610059)

巖體的卸荷蠕變在工程中十分常見，特別是在一些大型的水電站及硐室內，巖體的卸荷蠕變常常帶來潛在的安全問題，威脅工程及人員設備的安全。

對于巖體的蠕變特性，目前國內外已經有了較為豐富的研究成果。費文平等[1]依托西南某拱壩右壩肩高邊坡工程，對邊坡卸荷巖體的節理進行分區統計，劃分出可能的局部不穩定塊體，并對其整體穩定性進行定性評價；黃書嶺等[2]根據錦屏一級地下廠房層狀巖體力學特性，對地下廠房洞室群進行三維數值模擬分析，提出適時工程調控措施與建議；李新平等[3]對錦屏二級水電站引水隧洞內的大理巖開展常規三軸壓縮試驗及峰前、峰后卸圍壓試驗，研究其強度變形特征及破裂機制，揭示了其在加、卸載應力路徑下的力學特性差異；石海榮等[4]根據地質勘察資料，對某電站廠房后邊坡松動卸荷巖體進行工程地質研究，并對變形發生機理及其穩定性進行分析； 郭印同等[5]結合金壇地下鹽穴儲氣庫工程，以腔體圍巖實際受力狀態為研究依據，進行了鹽巖卸圍壓力學特性試驗，得到其在卸圍壓過程的變形特征及其規律；夏天等[6]分別采用二維、三維的剛體極限平衡法和有限元法，分析猴子巖水電站右壩肩卸荷巖體在天然工況和開挖工況下的穩定性，模擬了分級開挖邊坡的應力以及塑性區分布特征；姜德義等[7]對巖鹽進行單軸壓縮和三軸卸荷擴容試驗，他認為卸荷試驗的擴容特征與常規單軸試驗在擴容階段劃分基本一致，但卸荷試驗的穩定擴容段在整體擴容中所占比例更小，擴容速率和擴容幅度也較單軸試驗?。辉h等[8]用極限平衡法和有限元法，對庫什塔依水電站左壩肩卸荷巖體破壞模式和穩定性進行了研究分析；王宇等[9]以貫通裂隙巖體為試驗對象進行不同卸荷路徑下的流變試驗，研究節理、裂隙巖體卸荷流變力學特性；王興霞[10]通過卸荷試驗發現，卸荷作用引起了巖樣變形模量、內摩擦角、黏聚力等力學參數的劣化；李業等[11]研究了如美水電站花崗巖卸荷條件下的力學參數劣化特征；胡斌等[12]以滬蓉高速公路某軟硬互層邊坡為例，運用 FLAC3D軟件，研究分步開挖卸荷作用對軟硬互層邊坡穩定性的影響規律。閔勇章等[13]通過對川西某水電站的定性分析及定量計算，對右岸壩前卸荷松動巖體的變形機制及穩定性進行研究。

目前，對于巖體的卸荷的研究多集中于巖體在快速卸荷條件下的變形及強度特征，且多為塊狀試樣，而對于軟硬互層試樣在卸荷蠕變條件下的特征研究較少，但在工程中常常遇見這類巖體[14-21]，研究這類巖體的卸荷蠕變特征具有很強的現實意義。

1 試樣設計與制作

1.1 相似材料的選取

在實際工程中制取均勻的互層狀巖樣較困難，且所取同一試樣難以保障一致性，本文采用相似材料進行人工澆筑獲得試樣。綜合比較各種相似材料的性能、特點、操作的可行性等方面特征，最終以水泥、石膏、石英砂、及重晶石粉作為主要材料，水泥、石膏是良好的膠結劑，且二者強度差異較大，可滿足模擬軟巖、硬巖的要求，石英砂及重晶石粉是良好的骨料。并以復合早強劑、顏料等作為添加劑配制模擬材料。

1.2 試樣設計

本次試驗主要探索陡傾軟弱互層狀巖體在加卸荷條件下的變形及力學特性，并針對此目的設計實驗試樣，試樣層厚為1 cm，層面傾角為75°(見圖1)。

圖1 層狀試樣示意圖

考慮物理力學性質，通過配比實驗，最終確定軟巖及硬巖相似材料配比，如表1所示。

表1 相似材料質量配比

為了區分兩種相似材料，在試樣澆注時分別添加少量不同顏色的顏料(軟巖相似材料添加黃色顏料，硬巖相似材料添加紅色顏料，添加量為固體總重的1%)。

根據國際巖石力學學會對巖石力學實驗試樣制作標準的要求，澆筑成直徑50 mm×高度100 mm的標準圓柱試樣。養護完成后采用標準巖石雙端面磨光機將試樣兩個端面磨平；試樣滿足制作精度要求：試件兩端面不平行度誤差不應大于0.05 mm，沿試件高度、直徑的誤差不應大于0.3 mm，端面應垂直于試件軸線，最大偏差不應大于0.25°。

2 實驗設備及試驗方案

2.1 實驗設備

常規三軸試驗采用以MTS815 Teststar程控伺服巖石剛性試驗機為主體組成的多功能的程控伺服巖石力學試驗系統完成；三軸卸荷蠕變試驗采用YSJ-01-00巖石三軸蠕變試驗機進行。

2.2 實驗方案

為探究軟弱互層試樣在卸荷蠕變條件下的變形及強度特征，設計了不同應力環境下的常規三軸試驗及三軸卸荷蠕變試驗，常規三軸實驗主要為三軸卸荷蠕變實驗提供數據參考，且能與三軸卸荷實驗進行對比。基于試驗結果，分析探討復雜應力狀態下軟硬互層狀試樣的卸荷流變力學特性與破裂機制。

首先對試樣進行常規三軸壓縮實驗，然后對每組試件進行不同圍壓下的卸荷試驗,見表2。加卸荷條件下的應力路徑與加載過程圖見圖2。

表2 實驗方案統計表

圖2 加卸荷試驗應力路徑與加載過程

3 加卸荷條件下試樣變形及強度特征

3.1 常規三軸壓縮實驗

在每次實驗結束后，對破壞后的試樣進行拍照分析(見圖3)，對比不同圍壓下試樣的破壞照片可以發現：在常規三軸壓縮條件下，裂紋主要沿層面方向產生。當圍壓越大時，塑性變形越強，裂紋越不發育，且試樣的破壞面大多沿層面方向。

對數據處理得到加載條件下的應力-應變曲線(見圖4)。

由圖4可知：在常規壓縮條件下，軟硬互層試樣的應力-應變曲線基本可分為4個階段，即孔隙壓密階段、彈性變形階段、彈塑性變形階段和應變軟化階段，但當圍壓較大時，試樣的塑性變強，且不會出現應變軟化階段，這與典型的巖石應力-應變曲線基本相符。

圖3 常規三軸條件下試樣破壞情況

圖4 常規三軸實驗試樣應力-應變曲線圖

將實驗數據處理得到加載條件下試樣破壞時的軸壓和圍壓，見表3。

根據Mohr-Coulomd準則分析破壞強度。以軸向應力σ1為縱坐標值，圍壓σ3為橫坐標值，建立直角坐標系，作出加載條件下摩爾應力圓(見圖5)，計算得到試樣的c、φ值分別為1.33 MPa、39°。

表3 常規三軸條件下試樣破壞時圍壓及軸壓

圖5 常規三軸實驗條件下摩爾應力圓

3.2 三軸卸荷蠕變實驗

對D、E、F組試樣進行分級卸荷，待第一級卸荷穩定后，再進行下一級卸荷。圖6為三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞后的情況，與常規三軸壓縮實驗一樣，當圍壓越大時，裂紋發育越少。

圖6 三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞情況

對裂紋進行分析發現：在卸荷條件下，裂紋主要沿層面方向及近似垂直于層面方向產生，且沿層面破壞的破壞面光滑平整，局部可見擦痕，表明在卸荷時，破壞面主要發生拉張破壞，局部發生剪切破壞(見圖7(a))；近似垂直于層面的裂隙發育短而多，多張開，裂縫中基本無碎屑物質充填，主要是由于巖體在卸荷時體積擴容產生(見圖7(b))。

圖7 試樣破壞面特征

對數據處理得到卸荷蠕變條件下試樣的應力-應變曲線(見圖8)。

圖8 三軸卸荷蠕變條件下軸向應變-時間曲線

由圖8可知隨著圍壓逐漸減小，試樣的蠕變變形越來越顯著，并在最后一級發生了非線性加速蠕變現象直至試樣破壞。在第一級卸荷時，軸向應變增量較大，這主要是由于試樣中存在較多的微裂隙及空隙，開始卸荷時，試樣內部微裂隙迅速閉合，宏觀表現為應變增大。

同樣將實驗數據處理得到加載和卸荷條件下試樣破壞時的軸壓和圍壓，見表4。

表4 三軸卸荷蠕變條件下試樣破壞時圍壓及軸壓

根據Mohr-Coulomd準則作出卸荷條件下摩爾應力圓(見圖9)，計算得到三軸卸荷蠕變實驗條件下c、φ分別為0.81 MPa、22°。

圖9 三軸卸荷蠕變實驗條件下摩爾應力圓

將不同條件下的c、φ值進行比較可得，三軸卸載蠕變實驗條件下的內聚力c及內摩擦角φ分別為常規三軸條件下的60.9%及56.4%。

4 典型邊坡穩定性分析

4.1 工程概況

卡拉水電站壩址區沿江兩岸屬高山峽谷地貌，壩址區兩岸邊坡上部寬谷形態，谷坡坡度一般大于40°。研究區分布地層主要為三疊系上統雜谷腦組，巖性以薄—中厚層狀變質砂巖、砂質板巖、大理巖互層為主，總體產狀為N20°～40°WNE∠45°～70°。因此卡拉壩址區巖體的一個特點就是陡傾互層。

工程區巖石建造類型復雜，構造改造強烈，巖體不同類型的構造結構面發育，與層面組合往往控制著危巖發育的邊界和規模。通過地表調查，左右兩岸巖體有所差異：右岸邊坡為順層坡，表層巖體呈層狀延展，以層狀—互層狀結構為主；而左岸邊坡強烈傾倒變形與卸荷作用使坡表巖層延展性遭受破壞，多呈塊裂化、板裂化、碎裂化改造特征。

4.2 計算模型

卡拉水電站壩址區環境邊坡具有典型的粘結層狀結構，巖層與巖層之間粘結緊密，力學性質較好，由于邊坡的這種特點，可能構成卡拉邊坡巖體穩定性分析的二種結構面：(1) 長大的分化卸荷裂隙、斷層構成的邊界條件；(2) 平行坡面巖體質量界線邊界條件，這是由于在巖體質量分級界限附近，界限兩側巖體的透水性差異較大，地下水易在界限附近富集，使得巖體質量參數降低，形成軟弱帶，甚至發展為潛在滑坡的底滑面。

本文取卡拉水電站壩址區II-II′剖面的左岸進行分析(見圖10)。根據其結構面組合特征分析其可能失穩的塊體(見圖11)。

圖10 卡拉水電站壩址區II-II′左岸剖面簡圖

圖11 卡拉水電站壩址區II-II′左岸可能失穩塊體

4.3 計算參數

在自然邊坡變形破壞中，失穩巖體會沿著軟弱面形成滑面產生滑移。因此，在邊坡穩定分析中研究巖體的抗剪強度和變形特性時，必須在研究巖體和不連續結構面的破壞機理的基礎上，進一步確定巖體和結構面共同構成的節理巖體的綜合抗剪強度及變形指標，顯然這是一個非常困難的問題，邊坡物理力學參數的選取對巖質邊坡的穩定性計算中非常重要。據文聯勇[21]的研究成果可知，卡拉水電站壩址區巖體具備的良好的層間粘結作用，這種粘結層狀巖體具有較高的巖體強度，且巖層層厚相對較薄，故在對巖體參數進行取值時，不對不同巖性的巖體強度進行單獨考慮，結合本工程的工程及水文地質條件和類似工程經驗，提出本工程巖體工程地質分類及各類巖體的建議指標(見表5)。

表5 卡拉水電站壩址區巖體力學參數取值表

在計算長期蠕變條件下穩定性時，根據前文中的實驗結果，其內聚力c和內摩擦角φ分別取當前強度下的60.9%和56.4%，確定其力學參數按照表6選取。

4.4 計算結果及分析

本論文采用極限平衡法進行計算，根據前面得到的自然斜坡弱面組合塊體，建立自然斜坡弱面組合塊體極限平衡法計算模型，分別采用Morgenstern-Price法、Janbu法和Bishop法計算當前條件下及長期蠕變條件下塊體的穩定性，計算結果見表7。

表6 長期蠕變條件下巖體力學參數取值

表7 卡拉水電站壩址區巖體力學參數取值表

由計算結果可知，在當前條件下，各組合塊體的穩定性系數基本上在2.000以上，邊坡穩定性好；在長期蠕變條件下，各組合塊體的穩定性系數基本上在1.150以上，邊坡穩定性較好。由于水電站運行時間較長，在水電站正常運行時間內坡體可能經歷一些不確定因素(如連續強降雨、多次地震等)，坡體結構及巖體的參數可能發生變化，故建議對潛在不穩定塊體進行監測。

5 結 論

本章主要通過配制相似材料，澆注樣品，并通過加卸荷巖體力學實驗分析了巖體在加卸荷條件下的變形特征及強度特征，并選取卡拉水電站壩址區典型剖面進行穩定性分析，主要得到如下結論：

(1) 軟硬互層狀試樣在卸荷蠕變條件下，主要產生沿層面方向及垂直于層面方向的裂紋，且裂隙整體較為平整，以拉張破壞為主，局部發生剪切破壞。

(2) 當初始圍壓相同時，在卸荷蠕變條件下，試樣內聚力約為常規三軸條件下的60.9%，內摩擦角約為常規三軸條件下的56.4%，此強度可作為其長期強度。

(3) 在卡拉水電站選取典型剖面進行穩定性分析，計算結果表明：在當前條件下，各組合塊體的穩定性系數基本上在 2.000以上，邊坡穩定性好；在長期蠕變條件下，各組合塊體的穩定性系數基本上在 1.150以上，邊坡穩定性較好。但由于水電站運行時間較長，建議對潛在不穩定塊體進行監測。