水壓–應力耦合作用下灰巖力學特性試驗

田樹坤

水壓–應力耦合作用下灰巖力學特性試驗

田樹坤1,2

(1. 中國鐵建大橋工程局集團有限公司，天津 300300；2. 西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055)

為探究富水飽和灰巖體在水壓–應力耦合作用下的力學特性，利用自主研發的可實現單軸壓縮的滲透試驗裝置對不同水壓強度下的灰巖試樣進行壓縮破壞試驗，測試灰巖應力–應變特性，分析水壓對單軸抗壓強度、彈性模量、變形模量的影響，灰巖破碎特性與水壓強度相關性以及孔隙變化規律。研究表明：增加的水壓強度對灰巖應力–應變和強度特性有顯著的影響。隨著水壓強度增大，應力–應變曲線的壓密階段相對延長而彈性相對縮短，峰值強度呈指數減小而彈性模量和變形模量均呈線性下降，表明水壓作用顯著降低了灰巖脆性。另外，灰巖彈性模量、變形模量均與峰值強度呈線性關系。增大的水壓強度對灰巖宏觀斷裂具有顯著影響而未對其破壞類型造成影響，隨水壓強度增加，碎塊均一系數和單位質量孔隙體積均呈指數函數增加。研究成果為隧道建設中富水巖體的開挖穩定性分析提供參考。

灰巖；水壓–應力耦合；應力–應變曲線；強度特征；貴陽下麥西隧道

在基礎設施建設過程中，我國西南地區高水壓隧道工程逐年增多[1]，對隧道開挖和安全運營帶來了挑戰。高水壓隧道建設過程中，由于開挖擾動(如機械鉆鑿、爆破等)會造成圍巖損傷，加之高水壓和地應力的復合作用，隧道可能出現突涌水和滲漏等地質災害，進而造成了巨大的經濟損失甚至人員傷亡[2]。因此，研究滲透–應力耦合作用下巖石力學特性對揭示富水圍巖體劣化特性具有重要意義。

為降低富水隧道滲透及突涌水災害，國內外學者對高滲透水壓下的巖溶隧道施工開展了大量研究，但此類工程問題的復雜性導致目前對該問題的研究還不完善。巖溶問題引起的隧道塌方、涌水等災害時有發生，如意大利勒奇山隧道因巖溶發生的坍塌事故[3]，日本東海道丹那隧道的突水災害[4]，中國大瑤山隧道因巖溶突水發生的淹井事故[5]，廣渝高速公路隧道出現的突水事故[6]。研究上述工程案例發現，巖溶隧道突涌水形式可分為淋雨狀涌水和股狀涌水，而股狀涌水具有自由水集中、水量大、水壓高的特點，對隧道圍巖穩定性的影響最為顯著。

為此，高壓滲透水下的圍巖體力學特性得到眾多學者的關注。彭曙光等[7]發現水巖作用導致巖石軟化，抗壓強度、彈性模量、泊松比等力學參數顯著降低；趙瑜等[8]探究了巖石裂隙在滲流–應力耦合作用下的擴展特性，反映了裂隙擴展過程滲流演化規律；Y. X. Xiao等[9]建立了裂隙巖體的應力–滲流耦合作用下等效多孔隙介質模型。A. W. Skempton[10]研究了水對砂巖應力釋放過程的影響，并指出滲透水對巖體劣化主要體現在對巖體損傷力學特性的影響；另外，汪亦顯等[11]還關注了水巖作用下巖石水腐蝕損傷劣化的時效性，發現軟巖含水率、彈性模量等力學參數和時間具有線性相關。以上研究可見，眾多學者針對不同飽水和不同裂隙程度巖體力學特性進行了大量試驗和理論研究，取得很多有益結果。眾多巖體突水災害案例[3-6,12]表明，巖體滲透水并非單純的自由水而常具有高水壓的特點，對隧道圍巖具有典型的浸泡和壓裂作用。為此，部分學者[13-15]還關注了滲透作用下巖體三軸力學試驗。但近開挖面或巖柱等特殊部位的巖體卻具有典型的無側限受力特點，因此，有必要進一步關注和研究高滲透水壓作用下的單軸受力特點。

由于其本身特殊的賦存環境，富水隧道圍巖體經常處于飽水狀態，在開挖過程中擾動巖體更易發生失穩破壞，這主要與長期水巖作用和滲透環境有關。為探究該問題，選用貴陽地鐵三號線下麥西隧道進口段的灰巖為試驗材料，對不同水壓強度作用下的飽和灰巖進行單軸壓縮破壞試驗，分析應力–應變特性、強度劣化特征以及破碎分布規律與水壓強度的相關性，以及孔隙變化規律，以期對富水巖體開挖穩定性分析提供依據。

1 試驗概況

1.1 灰巖試樣

選用貴陽下麥西隧道洞內灰巖為試驗材料，按照巖石試樣加工標準DL/T 5368—2015《水電水利工程巖石規范》將灰巖試樣加工成尺寸為?50 mm×100 mm的標準巖樣，并將其端面打磨，使不平行度小于等于0.02 mm以降低試驗誤差。

灰巖主要礦物成分為碳酸鈣(CaCO3)、石英(SiO2)以及少量黏土礦物，碳酸鈣質量分數為95.80%~98.56%，石英為2.34%~2.76%[16]。該灰巖試樣平均干密度和縱波波速分別為2.68 g/cm3、6.52 km/s。試驗共制作30個標準巖樣，通過超聲測試剔除波速顯著異常的巖樣，以降低試驗離散性。電鏡掃描試驗表明，由于灰巖體常年存在于富水(滲透水)環境中，試樣內部分布大量的溶蝕孔隙，對灰巖體的強度和穩定特性產生影響。

本試驗進行了0、2、4、6 MPa共4種水壓強度下的水力–單軸壓縮試驗，分組見表1。由于灰巖體取自貴陽富水地區，巖樣均為飽和狀態。為對試樣施加不同強度的水壓力，設計了可實現單軸壓縮的滲透水壓系統，并將試樣加工成中心帶孔的特殊巖樣，中心孔孔深為10 mm，孔徑為1.5 mm(圖1)。圖1為部分灰巖試樣，將試樣與進水構件組裝后安裝于滲透試驗裝置和巖石力學試驗機，進行單軸壓縮試驗。

表1 不同水壓強度下灰巖的力學參數和破壞類型

圖1 部分灰巖試樣示意

1.2 試驗設備

試驗設備主要采用巖石力學試驗機和自主設計的滲透試驗裝置2套系統協同工作，如圖2所示。巖石力學試驗機最大加載應力為600 kN，加載速率可控制在0~70 mm/min。滲透試驗裝置可實現恒流滲透水壓(流速精度為0.20%)加載，其最大滲透流速為30.00 mL/min，最小為1.75 mL/min，試驗滲透壓以4.00 MPa/min的速度逐漸提高到設計值以防止試件破壞。

另外，為探究不同水壓強度對灰巖溶蝕孔隙特征的影響，對單軸壓縮破壞的巖塊進行壓汞試驗，設備為Auto-Pore Ⅳ型壓汞儀，有效孔隙測量范圍為0.003~1 100 μm。

圖2 試驗設備

圖2中，高壓水泵可對水壓加載裝置提供不同強度的水壓，灰巖試樣與進水裝置組裝后(圖1)裝載在巖石力學試驗機上，進行水力–單軸壓縮試驗。水壓加載時，為防止滲透水從試樣表面溢出而導致水壓強度消散，在試樣表面以及試件與進水構件的接觸面處涂抹2~3層環氧樹脂，經24 h后可在試樣表面形成4~6 mm的防水層。為測試試樣破壞過程中的應變值，通過橡皮筋將應變計固定在試樣表面，試樣與應變計接觸面處涂抹黃油耦合。

1.3 試驗方案

a. 樣品處理 將所有灰巖試樣在室溫條件下風干24 h以保證具有相同初始含水率，將風干試樣再進行強制飽水直到試樣質量不再增加視為飽和，取出后用保鮮膜封存以備力學試驗使用。

b. 水壓試驗 將中心帶孔的特殊試樣與進水構件組裝，再安裝在力學試驗機上，然后調試力學試驗機將試驗機壓頭與灰巖試樣上表面接觸，以固定灰巖試樣；同時，在試樣表面安裝應變計。然后，利用水壓加載裝置對試樣加載水壓，水壓加載時需要考慮兩因素：①水壓加載速率不宜過大，防止試樣未加軸壓而破壞，水壓加載速率為4.00 MPa/min[16]直到設定值；②水壓加載后靜置48 h使灰巖內部形成穩定滲流場，保證內部水壓穩定在某一設定值，形成穩定的滲流作用；此過程注意觀察水壓力表以防止出現水壓不穩定。

c. 軸壓試驗 灰巖滲透試驗結束后，調試力學試驗機，以0.25 MPa/s的速率逐漸加載軸壓，直至試樣破壞，同時采集應力–應變曲線；將灰巖碎塊收集并儲存在塑料袋中，以防止風化。

d. 壓汞試驗 為保證微觀試驗試樣具有相同的滲透特性，以單軸壓縮試驗破碎巖樣為試驗材料，進行壓汞試驗。為保證試驗數據的真實性，選取距離試樣上表面相同位置的巖塊為壓汞試驗材料。

2 試驗結果與分析

2.1 灰巖應力–應變特性分析

根據不同水壓作用下的單軸壓縮試驗獲得灰巖破壞應力–應變曲線。選取單軸壓縮試驗灰巖典型應力–應變曲線(圖3)進行分析。由圖3a看出，隨著軸壓施加，不同水壓作用下應力–應變曲線均先緩慢增加、后快速爬升，達到單軸抗壓強度后下降，應力–應變曲線明顯經歷了壓密階段、彈性變形階段、孔(裂)隙緩慢擴展與發展階段、破壞階段?？傻贸鼋Y論如下。

①在壓密階段初期(圖3b)，試樣應力–應變曲線均隨軸向應變增加而逐漸增加，水壓強度愈大，其應力–應變曲線增加愈緩慢，體現了灰巖內部存在的原生孔(裂)隙(簡稱為孔隙)和次生溶蝕孔隙被壓縮并逐漸閉合的過程，應力–應變曲線增加越快，表明次生溶蝕孔隙數量越多，灰巖內部溶蝕損傷越大。

②隨著軸壓繼續加載，灰巖應力–應變曲線進入彈性變形階段。隨著軸向應變增大，灰巖內部孔隙進一步被壓縮，其應力–應變曲線開始呈線性增長，且隨著水壓強度增加，應力–應變曲線的線性增長坡度減緩，表明彈性模量減小。

另外，相比較小水壓強度下的彈性變形特性，水壓強度越大，其彈性變形路徑相對縮短。這是由于高水壓強度增加了灰巖內部裂隙水壓，加劇了礦物剝離速度，孔隙率進一步增大，不穩定裂隙的擴展規模顯著提高，進而導致灰巖應變能提前釋放[9]。對于干燥巖石，一般認為彈性變形階段意味著無塑性變形和新微斷裂擴展行為[17]。然而，由于該試驗灰巖的賦存環境為飽水狀態，灰巖內部存在大量的次生孔隙，且施加的水壓也會對試樣產生壓裂作用，進而縮短了彈性變形階段。

圖3 單軸壓縮試驗灰巖典型應力–應變曲線

③隨著軸壓進一步加載，灰巖進入孔隙擴展與發展階段。該階段灰巖內除了原生孔隙的擴展外還伴隨著新生孔隙的萌生與擴展，并逐漸形成裂隙匯合、貫穿直到形成宏觀破裂面，灰巖應力–應變曲線逐漸達到峰值(單軸抗壓強度)，表明灰巖應變開始逐漸屈服于破壞強度。另外，相比彈性變形階段，該階段應力–應變曲線表現出上凸特點，且飽水強度越大，應力–應變曲線上凸越明顯。這是由于水壓強度增加，孔隙水壓加劇了灰巖劣化程度，巖石結構逐漸發生塑性變形。由圖3a看出，灰巖水壓強度越大，單軸抗壓強度越小且該階段的曲線路徑也顯著縮短，穆康等[18]分析認為水壓對巖石應變能具有一定的“儲存和清空”效應，從而引起應力能提前釋放。

④隨軸向應變增大，灰巖內部大量宏觀裂隙開始快速匯合形成貫穿裂縫，灰巖承載能力快速下降，應力–應變曲線表現出迅速下降，預示灰巖試樣發生破壞。相比0 MPa水巖試驗的灰巖，較高水壓強度下的灰巖應力–應變曲線表現相對較緩慢的下降，說明水壓進一步弱化了灰巖材料的脆性。然而，由于灰巖即將破壞時的水壓破壞作用并未及時停止，故所有灰巖試樣的應力–應變曲線均表現出急劇跌落。

2.2 水壓強度對灰巖強度特征的影響

2.2.1 單軸抗壓強度的影響

為研究灰巖強度特征與水壓強度的相關性，根據不同水壓強度作用下的應力–應變曲線，獲得所有灰巖試樣的單軸抗壓強度(c)、彈性模量()和變形模量(d)數據，并統計了灰巖破壞類型，見表1。

由表1可知，在0 MPa水壓作用下的灰巖單軸抗壓強度為42.84~73.24 MPa，隨著水壓強度逐漸增加，單軸抗壓強度有明顯降低的發展趨勢。若以平均單軸抗壓強度為分析量度，相比0 MPa水壓下平均單軸抗壓強度，2、4、6 MPa水壓下的平均單軸抗壓強度分別降低了8.05%、31.18%和35.16%，衰減率逐漸增加。由此可知，水巖軟化作用對灰巖單軸抗壓強度具有顯著影響，主要與滲透水溶蝕及壓裂作用有關，其原因如下。

①試驗灰巖為富水飽和巖樣，在進行力學試驗前內部已具有大量的次生溶蝕孔隙，對后期水壓–單軸壓縮試驗過程中的強度劣化具有促進作用；滲透壓作用時還加劇了灰巖物理劣化作用[19]。當滲透水被壓入灰巖孔隙后，會加大水巖接觸面積，水的潤滑作用降低礦物顆粒連接力，導致結構軟化；同時，滲透水壓還會對灰巖產生楔形作用[18]，引起內部裂隙的數量和尺寸不斷增加，對灰巖產生顯著的壓裂作用。并且，作用在灰巖內部的水壓強度越大，滲透水的潤滑作用和壓裂作用越強，灰巖的軟化特性也會越明顯。

②水巖作用過程中伴隨化學劣化作用，其強度與灰巖內礦物成分、含量顯著相關。本次試驗灰巖主要由95.80%~98.56%碳酸鈣和2.34%~2.76%石英構成，石英屬于難溶性物質且在水溶液中極難發生化學反應，碳酸鈣處于水環境下易發生水解反應[20]。增加的水壓強度對灰巖溶蝕作用可概括為2個方面，一方面滲透水促進碳酸鈣的水解，水溶液中開始出現大量的Ca2+，由于Ca2+具有較大表面積且水巖接觸點密集的特點[16]，可進一步導致水解反應時膠結物質與礦物顆粒間連接力降低；另一方面，增加的水壓強度會促進游離態Ca2+以較快速度被運移出溶蝕孔隙，從而加快碳酸鈣水解，進一步提高灰巖的溶蝕程度。

圖4為灰巖試樣平均單軸抗壓強度隨水壓強度增加的發展趨勢，兩者呈負相關。經回歸分析發現，灰巖單軸抗壓強度與水壓強度在數值上呈一階指數函數關系。

圖4 平均單軸抗壓強度與水壓強度關系

2.2.2 彈性模量和變形模量的影響

彈性模量可用應力–應變曲線的彈性變形階段曲線斜率表示；變形模量可表示為峰值強度(單軸抗壓強度)與坐標原點之間的正割線模量。

在本試驗中，彈性模量()和變形模量(d)的計算結果見表1，兩個力學參數與巖石水巖劣化程度顯著相關。不同水壓強度下，灰巖彈性模量為4.22~11.57 GPa，變形模量為2.95~6.68 GPa；相比彈性模量，變形模量顯著降低，變形模量為彈性模量的45%~73%?；規r彈性模量與變形模量均隨著水壓增大呈顯著減小，相比0 MPa水壓下的平均彈性模量，2、4、6 MPa水壓下的彈性模量分別降低了8.08%、43.82%和58.84%；相比0 MPa水壓下的平均變形模量，2、4、6 MPa水壓下的變形模量分別降低了12.69%、31.30%和47.55%；因此，彈性模量的衰減程度對水壓強度的增加更敏感。

本試驗的水壓范圍內，灰巖彈性模量和變形模量的發展趨勢與單軸抗壓強度的變化趨勢具有一致性，均與水壓強度呈負相關。圖5為彈性模量()、變形模量(d)與水壓強度()關系，灰巖彈性模量和變形模量均隨水壓強度呈線性衰減，與文獻[11]結果具有一致性。圖6為不同水壓下彈性模量、變形模量和單軸抗壓強度間的關系，可以看出彈性模量、變形模量隨單軸抗壓強度的增加呈線性增加，與黃達等[21]研究結果一致。

圖5 彈性模量、變形模量與水壓強度關系

圖6 彈性模量、變形模量與單軸抗壓強度關系

2.3 水壓強度對灰巖破碎特性的影響

2.3.1 灰巖破碎分布規律

由表1可知，1號和9號灰巖試樣分別發生了剪切破壞和鼓狀破壞，其他試樣均為典型的劈裂破壞，占總試樣的83.33%，表明灰巖水壓強度對其破壞類型未造成較大影響。

以典型單軸壓縮試驗后的灰巖碎塊為研究對象，分析灰巖破碎分布規律。經觀察，單軸壓縮試驗過程中，灰巖在壓縮破裂階段，其主裂縫與軸向應力方向呈7°~10°夾角，且灰巖下部位置(靠近下端基座處)出現顯著的碎塊缺失區，且在較小水壓強度下出現明顯的碎塊飛出現象，而較大水壓強度下該現象并不明顯，表明此時灰巖脆性降低而延性增強。

圖7為不同水壓強度下的灰巖碎塊分布圖，由圖可知，①圖中灰巖均發生劈裂破壞，但不同水壓強度碎塊的分布具有顯著性差異，主要表現在灰巖碎塊尺寸、主碎塊數量以及碎塊質量等3方面；②相比0 MPa水壓下的試樣碎塊，水壓強度越大，碎塊數量越多且碎塊尺寸差異性越小，表明增加水壓強度則增加碎塊均一性，降低灰巖碎塊尺寸的差異性。

圖7 不同水壓強度的灰巖碎塊分布特征

2.3.2 灰巖破碎參數

為研究水壓強度對灰巖破碎參數的影響，試驗統計了大于1.00 g的碎塊并以大于2.50 g(大約為試樣質量的5%)作為主破碎的評價標準，其主裂縫數量(長度≥2/3，為試樣高度)、碎塊數量、主碎塊數量以及主碎塊平均質量隨水壓強度增加的柱狀分布，如圖8所示。

圖8 灰巖碎塊參數的柱狀分布

由圖8可知，灰巖碎塊數量為45~55個，主碎塊數量d為23~29個，主碎塊平均質量dv為10.45~16.81 g，灰巖破碎過程中可形成6~8條主裂縫。相比0 MPa水壓下的灰巖破碎參數，6 MPa水壓下的碎塊數量、主碎塊數量以及主裂縫數量分別增加了22.22%、26.09%和33.33%，主碎塊平均質量降低了37.83%。由此可見，隨著水壓強度增加，灰巖的碎塊數量、主裂縫呈增加趨勢，主碎塊數量以及主碎塊平均質量則呈減小趨勢，與前文分析結果一致。數值回歸發現，灰巖主裂縫數量(f)、碎塊數量()、主碎塊數量(d)以及主碎塊平均質量(dv)與水壓()增加存在如下關系：

2.3.3 灰巖碎塊均一性

圖9為灰巖碎塊質量(大于等于1 g)分布特征曲線，橫軸為統計的灰巖碎塊質量(i)，縱軸為灰巖碎塊累計質量分數()。由圖9可知，灰巖碎塊累計質量分數呈近似線性增長，且水壓強度越大，碎塊質量分數增長越快。0、2、4、6 MPa水壓下的碎塊累計質量分數分布范圍分別為89.98%、92.45%、95.24%、97.04%，表明灰巖碎塊隨著水壓強度增加逐漸變得均勻。由圖9還可看出，灰巖碎塊累計質量分數的增長快慢與水壓強度呈顯著正相關，線性回歸發現碎塊累計質量分數()與水壓強度呈線性增長。

圖9 灰巖碎塊質量分布特征曲線

若以線性斜率(圖9)來表征灰巖碎塊均一系數()，該系數可表示灰巖碎塊尺寸的差異性，均一系數越大代表灰巖碎塊尺寸差異性越小。圖10為灰巖破碎均一系數與水壓強度關系，由圖10可知，水壓強度由0 MPa增加到2 MPa時，碎塊均一系數顯著增大，表明增加的水壓強度加劇了灰巖的溶蝕程度，灰巖碎塊尺寸、平均質量的差異性顯著降低。隨著水壓強度增加到4、6 MPa時，灰巖碎塊均一系數也呈現出增加趨勢但增長幅度比較緩慢，與灰巖的低孔隙結構特征有關[16]。

通過回歸分析灰巖碎塊均一系數()與水壓強度關系，發現兩者存在較好的一階指數函數關系(圖10)。由上述分析可知，隨著水壓強度增加，灰巖碎塊均勻性的差異實際上是壓縮變形到破壞逐漸演變造成的，壓縮變形伴隨著孔隙的萌生和演化、裂紋不穩定發展，直到大尺度的宏觀裂紋出現，灰巖試樣破壞。

圖10 灰巖破碎均一系數與水壓強度關系

2.3.4 灰巖微觀孔隙

不同巖石礦物成分具有不同的抗溶蝕特性，該特性也決定了灰巖對高壓水環境的溶蝕敏感性。宋戰平等[16]研究表明，由于碳酸鈣在高壓滲透水中發生顯著水解反應，其含量隨滲透壓增加呈一階指數函數衰減。這主要是由于灰巖中高壓滲透水加深水巖溶蝕深度，加劇對礦物離子的接觸沖刷，改變灰巖內部孔隙率；即水壓強度越大，灰巖損傷程度越大，導致灰巖強度和穩定發生劣化。因此，可通過研究水壓強度對灰巖溶蝕孔隙的影響來揭示灰巖損傷程度。

壓汞試驗是定量研究巖石材料微觀孔隙結構的一種有效方法，可定量反映巖石溶蝕孔隙的數量和分布規律，單位質量孔隙體積可進一步揭示孔隙率的發展趨勢。通過對不同水壓強度作用的灰巖碎塊進行壓汞試驗，獲得灰巖單位質量孔隙體積(m)及其隨水壓強度增加的發展趨勢(圖11)。

由圖11可知，灰巖單位質量孔隙體積隨水壓強度增加顯著增大，相比0，2、4、6 MPa灰巖試樣的單位質量孔隙體積分別增大了37.85%、80.86%、159.46%，其增加幅度與水壓強度呈正相關。回歸分析表明，灰巖單位質量孔隙體積與水壓強度呈一階指數函數關系。

圖11 單位質量孔隙體積與水壓強度關系

3 結論

a.隨著水壓強度增加，壓縮密實階段相對延長而彈性變形階段相應縮短，水壓強度通過改變灰巖內部滲透壓而引起結構穩定性劣化。

b. 由于水壓強度加劇灰巖溶蝕(損傷)程度，弱化單軸抗壓強度、彈性模量和變形模量。隨著水壓增加，灰巖單軸抗壓強度呈指數衰減而彈性模量和變形模量呈線性衰減，且彈性模量和變形模量均與單軸抗壓強度呈線性相關。

c. 水壓升高對灰巖宏觀破碎具有顯著作用而未對破壞模式造成較大影響，灰巖以劈裂破壞為主。水壓越大，灰巖碎片均勻性越好，其碎塊破碎均一系數與水壓呈指數增加關系。

d. 高滲透水壓通過溶蝕與壓裂作用劣化灰巖強度和穩定性，灰巖孔(裂)隙顯著提高。灰巖單位質量孔隙體積與水壓強度呈指數關系。

致謝：在此感謝中國鐵建大橋工程局集團有限公司、中鐵建貴州建設有限公司的謝偉東高級工程師所提供的灰巖材料及對本文的指導。

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[1] 汪子濤，劉啟蒙，劉瑜. 淮南煤田地下水水化學空間分布及其形成作用[J]. 煤田地質與勘探，2019，47(5)：40–47.WANG Zitao，LIU Qimeng，LIU Yu. Spatial distribution and formation of groundwater hydrochemistry in Huainan coalfield[J]. Coal Geology & Exploration，2019，47(5)：40–47.

[2] 劉德民，尹尚先，連會青. 煤礦工作面底板突水災害預警重點監測區域評價技術[J]. 煤田地質與勘探，2019，47(5)：9–15. LIU Demin，YIN Shangxian，LIAN Huiqing. Evaluation technology for key monitoring area of early warning of water inrush from the floor of working face in coal mine[J]. Coal Geology & Exploration，2019，47(5)：9–15.

[3] WANG J A，PARK H D. Fluid permeability of sedimentary rocks in a complete stress-strain process[J]. Engineering Geology，2002，63(3)：291–300.

[4] 石文慧. 論鐵路隧道涌水災害的防治[J]. 中國地質災害與防治學報，1993，4(1)：46–55. SHI Wenhui. On prevention and control of water gushing hazard in railway tunnels[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control，1993，4(1)：46–55.

[5] 張可誠，竇培松，牟瑞芳，等. 大瑤山隧道巖溶涌水的連通試驗研究[J]. 中國地質災害與防治學報，1992，3(2)：56–66. ZHANG Kecheng，DOU Peisong，MOU Ruifang，et al. The connecting experimental study on karst water-in flow in Dayaoshan tunnel[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control，1992，3(2)：56–66.

[6] 尚寒春. 華鎣山隧道東口巖溶分析及溶洞處理[J]. 鐵道工程學報，2007，24(8)：58–60.SHANG Hanchun. Analyses of Karst at eastern portal of Huaying mountain tunnel and treatment of Karst cave[J]. Journal of Railway Engineering Society，2007，24(8)：58–60.

[7] 彭曙光，裴世聰. 水–巖作用對巖石抗壓強度效應及形貌指標的實驗研究[J]. 實驗力學，2010，25(3)：365–371.PENG Shuguang，PEI Shicong. Experimental study of compression strength and micro-topography description index for groundwater saturated rock[J]. Journal of Experimental Mechanics，2010，25(3)：365–371.

[8] 趙瑜，王超林，萬文. 壓剪作用下裂隙擴展過程滲流與應力耦合模型研究[J]. 巖土力學，2016，37(8)：2180–2186.ZHAO Yu，WANG Chaolin，WAN Wen. Seepage flow during crack propagation process and stress coupled model under compression-shear stress conditions[J]. Rock and Soil Mechanics，2016，37(8)：2180–2186.

[9] XIAO Y X，LEE C F，WANG S J. Assessment of an equivalent porousmedium for coupled stress and fluid flow in fractured rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1999，36(7)：871–881.

[10] SKEMPTON A W. Effective stress in soils[J]. Concrete and Suetion in Soils，1960，2(1)：4–16.

[11] 汪亦顯，曹平，黃永恒，等. 水作用下軟巖軟化與損傷斷裂效應的時間相依性[J]. 四川大學學報(工程科學版)，2010，42(4)：55–62.WANG Yixian，CAO Ping，HUANG Yongheng，et al. Time-dependence of damage and fracture effect for strain softening of soft rock under water corrosion[J]. Journal of Sichuan University(Engineering Science Edition)，2010，42(4)：55–62.

[12] 錢富林. 關角隧道突涌水機理分析及處治技術[J]. 鐵道建筑，2014，54(10)：52–58.QIAN Fulin. Mechanism analysis and treatment technology of gushing water in Guanjiao tunnel[J]. Railway Engineering，2014，54(10)：52–58.

[13] 鄒航，劉建鋒，邊宇，等. 不同粒度砂巖力學和滲透特性試驗研究[J]. 巖土工程學報，2015，37(8)：1462–1468.ZOU Hang，LIU Jianfeng，BIAN Yu，et al. Experimental study on mechanical and permeability properties of sandstone with different granularities[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2015，37(8)：1462–1468.

[14] 張改玲，王雅敬. 高圍壓下砂土的滲透特性試驗研究[J]. 巖土力學，2014，35(10)：2748–2754.ZHANG Gailing，WANG Yajing. Experimental investigation of hydraulic conductivity of sand under high confining pressure[J]. Rock and Soil Mechanics，2014，35(10)：2748–2754.

[15] 王建秀，胡力繩，葉沖，等. 復雜應力路徑下大理巖三軸滲透試驗研究[J]. 巖土力學，2010，31(8)：2389–2393.WANG Jianxiu，HU Lisheng，YE Chong，et al. Triaxial permeability test of marble under complex stress path[J]. Rock and Soil Mechanics，2010，31(8)：2389–2393.

[16] 宋戰平，程昀，楊騰添，等. 滲透壓作用對灰巖孔隙結構演化規律影響的試驗研究[J]. 巖土力學，2019，40(12)：4607–4619.SONG Zhanping，CHENG Yun，YANG Tengtian，et al. Experimental study on the influence of osmotic pressure on pore structure evolution of limestone[J]. Rock and Soil Mechanics，2019，40(12)：4607–4619.

[17] YUAN S C，HARRISON J P. Development of a hydro-mechanical local degradation approach and its application to modelling fluid flow during progressive fracturing of heterogeneous rocks[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，2005，42(7)：961–984.

[18] 穆康，俞縉，李宏，等. 水–力耦合條件下砂巖聲發射和能量耗散的顆粒流模擬[J]. 巖土力學，2015，36(5)：1496–1504.MU Kang，YU Jin，LI Hong，et al. Acoustic emission of sandstone with hydro-mechanical coupling and PFC-based modelling of energy dissipation[J]. Rock and Soil Mechanics，2015，36(5)：1496–1504.

[19] DUNNING J，DOUGLAS B，MILLER M，et al. The role of the chemical environment in frictional deformation：Stress corrosion cracking and comminution[J]. Pure and Applied Geophysics PAGEOPH，1994，143(1/2/3)：151–178.

[20] CIANTIA MO，PRISCO C. Extension of plasticity theory to debonding，grain dissolution，and chemical damage of calcarenites[J].International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics，2016，40(3)：315–343.

[21] 黃達，黃潤秋，張永興. 粗晶大理巖單軸壓縮力學特性的靜態加載速率效應及能量機制試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報，2012，31(2)：245–255.HUANG Da，HUANG Runqiu，ZHANG Yongxing. Experimental investigations on static loading rate effects on mechanical properties and energy mechanism of coarse crystal grain marble under uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(2)：245–255.

Test of mechanical properties of limestone under hydraulic pressure-stress coupling

TIAN Shukun1,2

(1. China Railway Construction Engineering Bureau Group Co. Ltd., Tianjin 300300, China; 2. School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China)

To study the mechanical properties of limestone with water-rich saturated circumstance under water pressure-stress coupling, compression failure tests of limestone samples with different water pressure were carried out by using a self-developed permeability test device, the device can realize uniaxial compression test. Then, the stress-strain characteristics of limestone, the effect of hydraulic pressure on uniaxial compressive strength, the elastic modulus and the deformation modulus, and the correlation between breaking characteristics and hydraulic pressure were tested. The results show that the increased hydraulic pressure has a significant influence on the stress-strain curve and strength characteristics. With the increase of hydraulic strength, the compaction stage of stress-strain curve is relatively prolonged and elasticity stage is relatively shortened, the peak strength decreases exponentially while the elastic modulus and the deformation modulus decrease linearly, indicating that the brittleness of limestone is significantly reduced by water-rock interaction. Besides, the elastic modulus and the deformation modulus of limestone are linearly related to the peak strength. The increased hydraulic pressure has a significant effect on the macroscopic fracture of limestone but not on its failure type. With the increase of hydraulic pressure, both the homogenization coefficient and the pore volume per unit mass of limestone increase by exponential function. The experimental results could provide reference for the excavation stability analysis of water-rich rock mass in tunnel construction.

limestone; hydraulic pressure-stress coupling; stress-strain curve; strength characteristics; Xiamaixi tunnel in Guiyang

TU443

A

10.3969/j.issn.1001-1986.2020.03.020

1001-1986(2020)03-0137-08

2019-12-26；

2020-04-02

國家自然科學基金項目(51578447)

National Natural Science Foundation of China(51578447)

田樹坤，1975年生，男，浙江嵊州人，高級工程師，研究方向為隧道與地下空間工程. E-mail：445104722@qq.com

田樹坤. 水壓–應力耦合作用下灰巖力學特性試驗[J]. 煤田地質與勘探，2020，48(3)：137–144.

TIAN Shukun. Test of mechanical properties of limestone under hydraulic pressure-stress coupling[J]. Coal Geology & Exploration，2020，48(3)：137–144.

(責任編輯 周建軍)