張 凱，郭俊廷，滕 騰

（1.煤炭開采水資源保護(hù)與利用國家重點實驗室，北京 102209；2.國家能源投資集團(tuán)有限責(zé)任公司科技部，北京 100011；3.北京低碳清潔能源研究院，北京 102209；4.中國礦業(yè)大學(xué)（北京） 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083）

0 引 言

神東礦區(qū)基巖以砂巖和砂質(zhì)泥巖為主，具有典型弱膠結(jié)特性，巖石遇水后軟化效果顯著［1-4］。 在實現(xiàn)神東生態(tài)脆弱礦區(qū)煤炭資源保水開采和水資源保護(hù)的地下水庫建設(shè)工程中，地下結(jié)構(gòu)水-巖耦合動態(tài)穩(wěn)定性是水庫選址和建設(shè)的首要考慮因素［5］。 因此，研究神東礦區(qū)弱膠結(jié)砂巖或砂質(zhì)泥巖的水理效應(yīng)和水滲流特性具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價值。

弱膠結(jié)巖石遇水后物理力學(xué)性質(zhì)發(fā)生明顯變化，國內(nèi)外學(xué)者對對此開展了諸多試驗和機(jī)理研究。烏蘭木倫煤礦3-1煤頂板砂質(zhì)泥巖遇水后吸水試驗表明，巖石的抗剪強(qiáng)度、黏聚力和內(nèi)摩擦角隨含水率地增加呈指數(shù)、負(fù)指數(shù)和線性降低，黏聚力和內(nèi)摩擦角分別下降了77.9%和33.3%［6］。 姚強(qiáng)嶺等［7］研究了寧東煤田含水砂巖-水耦合作用下物理力學(xué)性質(zhì)及變形破壞特征，發(fā)現(xiàn)含水砂巖破壞形式由干燥狀態(tài)下的沿軸向拉張破裂向端面碎裂破壞過渡。 何滿潮等［8］建立了泥巖吸水過程函數(shù)，指出軟巖吸水膨脹是深井軟巖巷道產(chǎn)生大變形乃至坍塌的主要原因之一。 柳萬里等［9］探討了飽水作用對巴東組泥巖強(qiáng)度參數(shù)與變形特性及其能量演化的影響規(guī)律，并建立了力學(xué)特性、能量演化與微裂紋發(fā)育三者之間的內(nèi)在聯(lián)系。 紀(jì)洪廣等［10］對鄂爾多斯紅慶河礦區(qū)的弱膠結(jié)砂巖的遇水軟化過程細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化及斷口形貌進(jìn)行分析，揭示了巖石吸水過程的細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化及細(xì)觀斷裂形貌和斷裂機(jī)理。 賈海梁等［11］和張嘉凡等［12］建立了西部陜北礦區(qū)弱膠結(jié)軟巖細(xì)觀結(jié)構(gòu)與宏觀水理特性間的聯(lián)系，并通過水理及力學(xué)特性試驗測得了巖石的水軟化系數(shù)為0.64。 滕騰等［13］定義了弱膠結(jié)砂巖力學(xué)參數(shù)的水理強(qiáng)化和弱化因子，建立了考慮砂巖變形率和水理效應(yīng)的一維本構(gòu)模型。 宋勇軍等［14］基于核磁共振試驗建立了不同干濕循環(huán)次數(shù)與損傷度之間的函數(shù)關(guān)系。

巖土工程施工對巖層水場產(chǎn)生擾動，裂縫巖體中水的滲流導(dǎo)致巖石含水性發(fā)生變化，進(jìn)而引發(fā)水-巖耦合效應(yīng)。 文志杰等［15］研發(fā)了煤礦地下水庫底板滲流模擬試驗系統(tǒng)并開展了相關(guān)試驗，發(fā)現(xiàn)孔隙水壓力和滲流量數(shù)據(jù)信息可以宏觀表征巖層滲流情況。 LYU 等［16］通過測試獲得了含單一裂縫弱膠結(jié)砂巖滲透率隨圍壓增大而降低的試驗規(guī)律。 張培森等［17］采用穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)2 種方法測得不同應(yīng)力作用下紅砂巖滲透率，并對紅砂巖加載過程中內(nèi)部裂紋發(fā)展變化規(guī)律及滲流特性進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)不同滲透壓差下巖石滲透率演化與全應(yīng)力-應(yīng)變-滲流曲線規(guī)律一致。 陳家瑞等［18］進(jìn)行了配徑碎巖在兩種不同變形歷程下的滲透試驗，指出破碎巖石變形歷程對其水滲流特性無明顯影響。 吳志軍等［19］對含不同裂縫性狀的砂巖試樣開展裂縫巖石滲流試驗，發(fā)現(xiàn)裂縫巖石試樣的滲透特性與裂縫傾角和數(shù)量有關(guān)，巖石裂縫萌生和擴(kuò)展受到滲透壓力增加的影響。伍國軍等［20］基于多孔介質(zhì)有效應(yīng)力原理，改進(jìn)了飽和巖體孔隙率和滲透系數(shù)的動態(tài)演化模型，實現(xiàn)了圍巖體受力破壞全過程的水-力完全耦合。 ZHAO等［21］發(fā)現(xiàn)破碎巖石的滲透率演化符合Forchheimer方程，試驗結(jié)果明顯區(qū)別于達(dá)西定律。 浦海等［22］建立了裂縫巖體水砂兩相流動的格子Boltzmann 模型，推導(dǎo)了水砂兩相的基本守恒方程，并建立了水砂兩相流動系統(tǒng)的控制方程。 付宏淵等［23］對含6 種不同裂縫面粗糙度的粉砂質(zhì)泥巖裂縫試樣進(jìn)行滲流試驗，推導(dǎo)出了粉砂質(zhì)泥巖裂縫滲流非線性Izabsh 模型。

目前，神東礦區(qū)布爾臺礦煤炭開采災(zāi)害防控、地下空間開挖及利用工程已經(jīng)涉及到水-巖耦合和水滲流問題，但系統(tǒng)的研究仍然缺乏。 針對神東礦區(qū)典型弱膠結(jié)砂質(zhì)泥巖，通過巖石吸水、單軸壓縮、三軸壓縮、巴西劈裂和滲流等試驗，開展了巖石力學(xué)水理軟化效應(yīng)和水滲流等共性問題的探討與研究，研究結(jié)果能夠有效豐富巖石力學(xué)基礎(chǔ)理論并為神東礦區(qū)工程實踐提供指導(dǎo)。

1 自然和飽水巖石力學(xué)特性對比分析

1.1 試樣加工

試驗所用巖石樣品均來自神東礦區(qū)布爾臺礦某地面鉆井，為煤層頂板砂質(zhì)泥巖，埋深450 m 左右，密度為2.44 g／cm3。 選取部分巖樣，開展巖石的自然含水率測試和自然浸泡吸水試驗。 試驗前對部分巖樣進(jìn)行105 ℃烘干24 h 處理，自然冷卻后采用純水浸泡至飽和。 經(jīng)測試，試驗所用砂質(zhì)泥巖的自然含水率為1.3%，飽和含水率為5.9%。 鉆芯進(jìn)一步加工成2 類試驗所用標(biāo)準(zhǔn)巖樣。 一類為直徑（50±1） mm、高度（100±2） mm 的圓柱試樣，用于壓縮和滲流試驗；另一類為直徑（50±1） mm、高度（25±1）mm 的圓盤試樣，用于巴西劈裂試驗。 巖樣要求上下端面平行度和端部平面度均小于0.02。 試樣加工完成后需進(jìn)行表面光滑處理，挑選出表面不含明顯節(jié)理、裂縫等缺陷的巖石試樣用于試驗。

1.2 試驗設(shè)備與方案

針對自然狀態(tài)和飽水狀態(tài)砂質(zhì)泥巖樣品，采用巖石應(yīng)力-滲流-溫度-化學(xué)耦合伺服試驗系統(tǒng)（圖1）進(jìn)行測試。 試驗過程中軸壓和圍壓采用位移控制，加載速度為0.001 mm／s，圍壓控制分別為0、4、6和8 MPa。 為了減小巖樣自身結(jié)構(gòu)離散性引發(fā)的誤差，每種含水和圍壓條件下均對開展多次重復(fù)測量，求取平均值。 試驗獲得自然和飽水2 種狀態(tài)下巖石的變形特性和基礎(chǔ)力學(xué)參數(shù)，并進(jìn)行對比分析。

圖1 巖石力學(xué)試驗測試設(shè)備與試樣Fig.1 Testing equipment for rock mechanics and samples

1.3 巖石壓縮變形應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖2 是圍壓分別為0、4、6 和8 MPa 下的軸向偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變-環(huán)向應(yīng)變曲線。 對比自然和飽水砂質(zhì)泥巖的單、三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線，可以看出飽水巖樣的峰前塑性壓密變形特征顯現(xiàn)，峰后應(yīng)力跌落遲緩，由脆性破壞向塑性破壞轉(zhuǎn)化，說明巖樣吸水后塑性增強(qiáng)，注水對布爾臺礦砂質(zhì)泥巖具有明顯的軟化效果。 飽水巖樣的抗壓強(qiáng)度明顯低于自然狀態(tài)巖樣，詳細(xì)的參數(shù)演化將在第1.5 節(jié)分析。

圖2 自然和飽水巖樣壓縮破壞偏應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Curves of deviatoric stress-strain for natural and water-saturated rock samples

1.4 巴西劈裂力-位移曲線與抗拉強(qiáng)度

圖3 為自然和飽水狀態(tài)巖樣巴西劈裂試驗獲得的巖石力-位移曲線。 從圖3 可以看出，自然狀態(tài)下的巖樣破壞強(qiáng)度（力）明顯大于飽水巖樣。 自然狀態(tài)下砂質(zhì)泥巖峰前受力和變形近似滿足彈性規(guī)律，峰值劈裂后力完全跌落，巖石脆性破裂特征顯著；飽水狀態(tài)巖樣在水的軟化作用下，巴西劈裂力-位移曲線顯現(xiàn)出類似于飽水巖樣單、三軸壓縮變形時的壓密、彈性和峰值前后塑性等階段的變形特點，尤其是飽水巖樣峰值破壞前后出現(xiàn)明顯的塑性和波段式承載特征。 根據(jù)巖石力學(xué)巴西劈裂試驗測試方法，獲得自然狀態(tài)下砂質(zhì)泥巖的抗拉強(qiáng)度為4.03 MPa，飽水砂質(zhì)泥巖的抗拉強(qiáng)度為1.38 MPa，巖石吸水后抗拉強(qiáng)度下降66%。 對比2 種狀態(tài)下的單軸抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)砂質(zhì)泥巖的抗拉強(qiáng)度約是抗壓強(qiáng)度的1／10。

圖3 自然和飽水巖樣巴西劈裂力-位移曲線對比Fig.3 Curves of force-displacement by Brazilian Splitting Test for natural and water-saturated rock samples

1.5 自然和飽水巖樣力學(xué)參數(shù)對比分析

圖4 為不同圍壓下自然和飽水狀態(tài)巖樣的抗壓強(qiáng)度對比。 可以看出，砂質(zhì)泥巖的偏應(yīng)力抗壓強(qiáng)度隨試驗圍壓的增大而依次增大，且圍壓對砂質(zhì)泥巖的抗壓強(qiáng)度強(qiáng)化效果更為明顯。 對于自然狀態(tài)砂質(zhì)泥巖，當(dāng)圍壓從0 增大到8 MPa 時，巖石抗壓強(qiáng)度由35.22 MPa 增大到63.24 MPa，增加了80%；對于吸水飽和后的砂質(zhì)泥巖，巖石抗壓強(qiáng)度由15.09 MPa增大到45.17 MPa，約增大了2 倍。 對比自然和飽水2 種狀態(tài)的巖樣，發(fā)現(xiàn)水對布爾臺礦砂質(zhì)泥巖的抗壓強(qiáng)度具有明顯的削弱作用，當(dāng)圍壓從0 依次增大到4、6 和8 MPa 時，巖石吸水飽和后的抗壓強(qiáng)度依次減小了57%、45%、38%和29%。 可以看出，受圍壓對巖石抗壓強(qiáng)度強(qiáng)化作用的影響，水對砂質(zhì)泥巖抗壓強(qiáng)度的削弱作用隨著圍壓增大而降低。

圖4 自然和飽水巖樣抗壓強(qiáng)度隨圍壓演化規(guī)律Fig.4 Evolution of compressive strength of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

圖5 為不同圍壓下自然和飽水狀態(tài)巖樣的彈性模量對比。 可以看出，砂質(zhì)泥巖的彈性模量隨圍壓的增大而增大，且2 種狀態(tài)下巖樣彈性模量隨圍壓的增大比例相近。 對于自然狀態(tài)砂質(zhì)泥巖，當(dāng)圍壓從0 增大到8 MPa 時，彈性模量從3.81 GPa 增加到8.28 GPa，增大了1.2 倍；對于飽水狀態(tài)砂質(zhì)泥巖，彈性模量由2.75 GPa 增大到6.18 GPa，增大了1.3 倍。 對比自然和飽水2 種狀態(tài)砂質(zhì)泥巖，發(fā)現(xiàn)不同圍壓下的飽水巖樣彈性模量均低于相同圍壓下的自然狀態(tài)巖樣，試驗結(jié)果顯示巖石飽水后彈性模量減小了25%～30%。

圖5 自然和飽水巖樣彈性模量隨圍壓演化規(guī)律Fig.5 Evolution of elastic modulus of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

圖6 為自然和飽水狀態(tài)下巖樣的泊松比隨圍壓的演化圖。 可以看出，圍壓對巖石變形泊松比具有顯著影響。 當(dāng)巖樣由單軸壓縮增加圍壓變?yōu)槿S壓縮時，泊松比明顯下降。 對比2 種狀態(tài)巖樣發(fā)現(xiàn)，當(dāng)圍壓較小時，巖石吸水軟化對環(huán)向變形能力的提升效果明顯，導(dǎo)致飽水巖樣泊松比明顯大于自然狀態(tài)巖樣，如單軸壓縮情況下，增大了16%；當(dāng)圍壓較大時，泊松比的水理效應(yīng)減弱，高圍壓環(huán)境起主導(dǎo)作用，2 種狀態(tài)巖石的泊松比差異較小。

圖6 自然和飽水巖樣泊松比隨圍壓演化規(guī)律Fig.6 Evolution of Poisson’s ratio of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

2 不同圍壓下含裂縫砂質(zhì)泥巖滲流特性

2.1 試驗方案

利用穩(wěn)態(tài)法開展含裂縫砂質(zhì)泥巖的滲透率測試，測試巖樣為直徑（50±1） mm、高度（100±2） mm的含裂縫砂質(zhì)泥巖圓柱。 試驗圍壓伺服目標(biāo)分別為2 MPa和4 MPa，對應(yīng)的軸向壓力伺服目標(biāo)分別為4 MPa和6 MPa，采用0.05 mm／s 的位移控制速度加載。 滲流出水口連通大氣壓，進(jìn)水口壓力變化范圍為0.2～1.1 MPa。 為減小測量誤差，每個水壓梯度下重復(fù)測量4 組數(shù)據(jù)，兩組間時間間隔不小于1 min。

2.2 砂質(zhì)泥巖滲流特性分析

大量研究表明裂縫巖體中的滲流近似滿足達(dá)西定律［24-25］，試驗獲得表1 和表2 為2 組砂質(zhì)泥巖試樣（編號S-1 和S-2）在不同圍壓和不同滲透水壓梯度下的滲透率測試結(jié)果。

表1 不同圍壓和水壓梯度下巖樣S-1 的滲透率測試結(jié)果Table 1 Permeability test results of rock sample S-1 under different confining pressures and water pressure gradients

表2 不同圍壓和水壓梯度下巖樣S-2 的滲透率測試結(jié)果Table 2 Permeability test results of rock sample S-2 under different confining pressures and water pressure gradients

圖7 是圍壓分別為2 MPa 和4 MPa 下滲透率隨滲透壓力梯度的演化規(guī)律。 從圖7 可以看出，隨著注水壓力梯度的增大，裂縫砂質(zhì)泥巖的滲透率呈增大趨勢；隨著圍壓的增大，裂縫開度降低，滲透率減小。 以巖樣S-1 為例，在圍壓2 MPa 下，當(dāng)壓力梯度由0.12 MPa 增大到0.91 MPa 時，巖樣滲透率由5.72×10-15m2增加到13.77×10-15m2，增大了1.4 倍，而在4 MPa 圍壓下，由3.76×10-15m2增加到9.43×10-15m2，增大了1.5 倍。 對于圍壓2 MPa 下的巖樣S-1，當(dāng)水壓梯度為0.45 MPa 時，巖樣的滲透率出現(xiàn)局部下跌現(xiàn)象。 這是由于在增大滲透壓力梯度過程中巖樣裂縫通道內(nèi)出現(xiàn)了局部崩解現(xiàn)象，崩落的碎屑堵塞部分通道，導(dǎo)致宏觀滲透性降低。 盡管裂縫局部崩解導(dǎo)致的滲透降低，但滲透率隨滲透壓力梯度的增大趨勢是顯著的。 同樣圍壓2 MPa 下巖樣S-2 在水壓梯度2 MPa 處滲透率局部下跌。

圖7 不同圍壓和水壓梯度下巖樣滲透率演化規(guī)律Fig.7 Permeability evolution under different confining pressures and water pressure gradient

3 結(jié) 論

1）弱膠結(jié)砂質(zhì)泥巖吸水飽和后塑性增強(qiáng)，軟化效果顯著。 單軸抗拉強(qiáng)度減小66%，巖石抗壓強(qiáng)度減小29%～57%，圍壓越小，抗壓強(qiáng)度軟化效果越明顯；彈性模量減小25%～30%，隨著圍壓的增大而增大，但不同圍壓下2 類巖樣彈性模量的增大比例相近；泊松比普遍增大，在低圍壓下，增大效果顯著，在高圍壓下，增大效果可忽略。

2）試驗所用砂質(zhì)泥巖的抗拉強(qiáng)度約是抗壓強(qiáng)度的1／10，且?guī)r石吸水后該比值基本保持不變。

3）裂縫砂質(zhì)泥巖的滲透率隨著注水壓力梯度的增大而增大，隨著圍壓的增大而減小，但弱膠結(jié)砂質(zhì)泥巖動態(tài)滲流過程中的裂縫通道局部崩解和閉塞導(dǎo)致滲透率減小。