摘要：

為研究酸性循環(huán)侵蝕程度對灰?guī)r-土體滲透特性的影響，將酸性循環(huán)腐蝕后的灰?guī)r試樣與黏性紅土制成巖-土組合體，在試驗設置的4～14水力梯度范圍內開展變水頭試驗，并引入有效腐蝕深度建立了界面滲透系數(shù)分析計算模型。結果表明：灰?guī)r-土組合體滲透曲線呈短暫下降—相對穩(wěn)定—逐漸上升3個階段變化，擬合滲流速度與水力梯度具有良好線性關系，符合達西定律；灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)隨灰?guī)r腐蝕程度增加而增大，增幅先減小后增加；灰?guī)r界面滲透系數(shù)隨腐蝕程度增大而減小，減幅急劇降低，推斷是孔隙曲折度變化對界面滲透性造成的影響；對比灰?guī)r-土組合體理論滲水量與實際滲水量可知，模型在短暫下降-相對穩(wěn)定滲透階段誤差較小，模型適用性較好；結合灰?guī)r試樣腐蝕后SEM圖像、灰?guī)r-土組合體與純土滲透曲線對比及滲透作用下灰?guī)r質量損失可知，巖體結構的存在與巖樣微觀結構的改變，會導致灰?guī)r-土體滲透性增強和抗水力侵蝕能力降低。

關" 鍵" 詞：

水力侵蝕； 酸性循環(huán)侵蝕； 灰?guī)r-土組合體； 灰?guī)r界面； 滲透特性

中圖法分類號： S157

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.07.028

收稿日期：

2023-06-15

；接受日期：

2023-08-29

基金項目：

在渝高校與中科院所屬院所合作項目“三峽庫區(qū)地質災害大數(shù)據(jù)智能預測預警云服務平臺研發(fā)及應用”（HZ2021012）

作者簡介：

李" 杰，男，碩士研究生，主要從事巖土工程相關領域研究。E-mail：2592011183@qq.com

通信作者：

程龍飛，男，教授，碩士生導師，博士，主要從事巖土工程相關領域研究。E-mail：185765175@qq.com

Editorial Office of Yangtze River. This is an open access article under the CC BY-NC-ND 4.0 license.

文章編號：1001-4179（2024） 07-0212-09

引用本文：

李杰，程龍飛，孫大典，等.酸性循環(huán)侵蝕下灰?guī)r-土體滲透特性研究

［J］.人民長江，2024，55（7）：212-220.

0" 引 言

中國西南喀斯特地區(qū)發(fā)育著大量的可溶性碳酸鹽巖［1］，主要以灰?guī)r為主。此外，人類活動和自然氣候造成西南地區(qū)存在嚴重的酸雨，其中以重慶市為典型代表［2］?；?guī)r區(qū)水巖酸蝕作用將改變巖石礦物成分和結構特征，使巖石微觀結構破壞和改變［3-4］，除導致宏觀巖石力學性能劣化外，孔隙結構的改變還將影響巖石滲透性能。

前人已開展巖石滲透性能研究［5-8］，主要針對獨立巖石塊體在高壓作用下其內部孔隙裂紋擴展下的滲透特性。在重慶市灰?guī)r區(qū)，地表土壤形成速度極慢［9］、土層較淺薄，且受出露灰?guī)r影響分布不連續(xù)，薄層土壤覆蓋在巖石表面或分布于灰?guī)r塊體之間，灰?guī)r與上覆或周圍土壤直接接觸［10］，在灰?guī)r和土體共存的基礎上探究灰?guī)r-土體滲透特性更符合真實的流體入滲情況。Sohrt等［11］開展了原位場地灌溉入滲試驗，結合染料示蹤技術，觀察水分運移情況，結果表明降雨入滲在巖-土界面形成優(yōu)先流，與直接從土壤表面入滲相比，巖-土界面徑流滲入速度更快，深度更大，具有更大的地下水補給潛力。優(yōu)先流的形成主要是由于巖體結構的存在改變了周圍覆土性質，建立了良好的滲流網(wǎng)絡，在一定程度上減少了地表徑流侵蝕，增加地下水，利于為巖區(qū)植物供水［12］。另有研究發(fā)現(xiàn)：靠近和遠離巖石的土壤滲透特性差異顯著，主要是因為不同部位土壤物理性質差異導致［13］；退耕對含不同類型（平直、外凸、內凹）出露巖石的巖土體入滲能力影響不同，對外凸型巖-土界面影響更為顯著［14］；不同土地類型在不同巖層傾向（順/逆）的土壤物理性質也存在差異，會對土體入滲能力造成影響［15］。Huang等［16］通過室內試驗采用光敏樹脂類巖石材料制作巖-土組合體試件，探究巖石表面不同粗糙度對巖-土組合體滲透系數(shù)影響，結果發(fā)現(xiàn)滲透系數(shù)隨粗糙度增加而減少，其研究結果與Kim等［17］的研究結論相似?？梢?，巖石的存在形式、物理性質、結構特征等差異將對巖土體滲透性能造成影響。

巖-土體滲透特性是影響水土流失的重要因素，也是評價巖區(qū)涵養(yǎng)水源能力的重要指標［18］，巖溶區(qū)滲水、涌水問題事關巖區(qū)的安全與穩(wěn)定性［19］，研究重要性不容忽視。前人對巖-土體滲透特性研究主要基于原位或室內試驗對灰?guī)r和土體進行整體研究，但研究對于不同腐蝕程度下灰?guī)r-土體滲透特性和界面滲透特性方面缺乏定性及定量分析。因此，本研究選取灰?guī)r為研究對象，通過室內酸性循環(huán)侵蝕模擬自然酸雨侵蝕特征，將灰?guī)r與黏性紅土制成灰?guī)r-土組合體，開展變水頭滲透試驗，并結合SEM試驗，探究灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)與灰?guī)r腐蝕程度的關系，引入有效腐蝕深度，提出灰?guī)r-土界面滲透系數(shù)計算方法進行定量分析，以期為喀斯特灰?guī)r區(qū)水分入滲、水土保持、抗侵蝕等研究提供思路和參考。

1" 材料與方法

1.1" 試驗材料

1.1.1" 巖石材料

灰?guī)r材料取自重慶市萬州區(qū)新田鎮(zhèn)，將取回的巖石材料進行切割、磨平，加工成直徑50 mm、高100 mm的標準圓柱體試樣共36個。對試樣進行基本物理性質測試，包括塊體密度參數(shù)、水理性參數(shù)、孔隙參數(shù)，具體物理參數(shù)見表1。此外，通過XRD衍射試驗分析可知該批巖樣主要成分為方解石，占比91%，其次是白云石占7%，其他物質為2%。

1.1.2" 土壤材料

土壤材料與取灰?guī)r地同坡同向，利用環(huán)刀取原狀土3份，用塑料薄膜密封包裹帶回實驗室測量其基本物理性質，包括密度試驗、含水率試驗、比重試驗、界限含水率試驗及顆粒分析試驗，具體土壤物理參數(shù)與粒徑百分含量見表2和圖1。根據(jù)土樣塑性指數(shù)和顏色判斷為黏性紅土，該土多為碳酸鹽巖類礦物風化殘積、坡積而成，具有一定黏性；土壤干密度較小，滲透性較好，經(jīng)重塑壓實后水穩(wěn)定性較好，有一定抗水力侵蝕能力。

1.2" 試驗方案

1.2.1" 酸性循環(huán)侵蝕試驗

前人對巖石酸性腐蝕多采用封閉的、一次性的加酸浸泡，以求短期內達到一定的腐蝕程度［4，20-21］。但自然環(huán)境中水巖作用并非持續(xù)的，巖石通常經(jīng)歷周期性的酸性降雨、非酸性降雨、無雨風干3個侵蝕過程，對應本試驗過程20 d酸液浸泡、5 d清水浸泡、5 d自然風干共30 d為一個酸雨循環(huán)周期，共設置0，30，60，90，120 d共5組侵蝕梯度，浸泡液用0.5 mol/L鹽酸溶液與自來水配置成pH=3的酸液，每個周期開始都重新配置pH=3的溶液。由巖樣主要成分可知，本酸蝕試驗中主要發(fā)生如下反應：

CaCO3（方解石）+2H+→Ca++ CO2↑+H2O（1）

CaMg（CO3）2（白云石）+4H+→Ca++Mg++2CO2↑+2H2O（2）

1.2.2" 滲透試驗

試驗基于達西定律，由于土粒具有一定黏性，滲透試驗采用自制的變水頭滲透裝置進行，如圖2所示。為模擬實際環(huán)境中灰?guī)r區(qū)淺層出露巖石與周圍土體接觸形成豎向巖-土界面的情況，自制滲透裝置直徑為100 mm，高為100 mm，制作灰?guī)r-土組合樣時，巖石固定于中心位置，周圍間隙進行填土覆蓋，以裝置中心為圓心，半徑0～2.5 cm為巖樣，2.5～5 cm為土樣，巖樣與土樣體積比為1∶3。土體配置按照GB/T 50123-2019《土工試驗方法標準》［22］規(guī)定的試驗標準進行。具體過程為：取一定量風干土干燥過2 mm篩，以原狀土干密度和含水率為標準計算配置一定體積所需干土質量和加水質量，配置完成后密封保存24 h［23］。向巖石周圍填土時，滲透室壁均勻涂抹凡士林，土體等質量分5層填筑壓實以控制每一層壓實度，層間進行刮毛處理，提高整體性?；?guī)r-土組合體飽和采用低水壓（1～2 kPa）緩慢飽和方式，待出水口水流均勻無氣泡時開始測試。共測試10組平均水力梯度下的滲透系數(shù)，每組水頭差控制為10 cm且平均水力梯度從4.5依次遞增，記錄每組水頭下降所需時間，各腐蝕階段記錄兩次有效滲透數(shù)據(jù)，滲透系數(shù)取平均值。

1.3" 分析方法

1.3.1" 灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)

利用自制變水頭裝置，測試不同腐蝕程度灰?guī)r-土組合體及不透水尼龍類巖石-土滲透系數(shù)，滲透系數(shù)Kt計算公式如下：

Kt=aLS1tlnH1H2（3）

式中：ɑ為變水頭管截面積，cm2；L為滲徑，cm；S1為組合體試件橫截面積，cm2；t為H1到H2滲透時長，s；H1為初始水頭差，cm；H2為終止水頭差，cm。

1.3.2" 灰?guī)r-土界面滲透系數(shù)

霍潤科等［24-25］研究表明水巖化學作用存在滲透區(qū)和未滲透區(qū)，本文認為滲透區(qū)內液體從巖石外表面均勻徑向入滲，酸液與礦物發(fā)生溶蝕反應造成其質量損失、孔隙增加的深度均勻且一致，將該深度范圍定義為有效腐蝕深度，如圖3界面模型圖中δ2為有效腐蝕深度，d為灰?guī)r直徑。在低滲壓和短時間內灰?guī)r幾乎為不透水層，假定灰?guī)r只在徑向有效腐蝕深度范圍內發(fā)生豎向有效滲透，則將灰?guī)r-土界面厚度δ定義為

δ=δ1+δ2

（4）

式中：δ1為灰?guī)r與土間有效開度，cm；δ2為巖石有效腐蝕深度，cm。

根據(jù)總流量相等原理［17］，將組合體單位時間總流量Qt表示為土體部分貢獻流量Q0、界面δ1貢獻流量Q1與界面δ2貢獻流量Q2之和：

Qt=Q0+Q1+Q2（5）

式中：由于試驗采用壓實器對土體進行緊密壓實，土粒與巖石完全貼合，認為有效開度δ1=0，即Q1=0；Q0由不透水尼龍類巖石-土組合體理論滲透系數(shù)求得。則式（5）改寫為

Qt=Q0+Q2（6）

根據(jù)達西定律：

KtjS1=K0jS1-S2+K2jS3（7）

得腐蝕界面滲透系數(shù)K2：

K2=KtS1-K0S1-S2S3（8）

式中：Kt為組合體滲透系數(shù)，cm/s；S2為灰?guī)r截面積，cm2；K0為土體部分理論滲透系數(shù)，cm/s；S3為腐蝕灰?guī)r界面滲透截面積，cm2；j為水力坡降。

取微元圓心角dθ，則在dθ微元范圍內界面截面積為

ds=12d22dθ-12d2-δ22dθ（9）

對式（7）兩邊在0～2π積分得：

S3=πdδ2-δ22（10）

代入式（8）得：

K2=KtS1-K0S1-S2πdδ2-δ22（11）

1.3.3" 有效腐蝕深度

滲透區(qū)顆粒酸蝕溶解，孔隙增加，其孔隙增量Vn為

Vn=Δm/ρd（12）

式中：Δm為各循環(huán)腐蝕階段灰?guī)r質量損失，g；ρd為灰?guī)r干密度，g/cm3。

當灰?guī)r酸性循環(huán)侵蝕T時間后，根據(jù)滲透區(qū)孔隙增量與總孔隙體積之比等于滲透區(qū)體積與巖樣體積之比［26］：

Vnn0V+Vn=πLd22-d2-δ22πLd22（13）

式中：V為巖樣體積，cm3；n0為巖樣初始孔隙率，%；L為巖樣高度，cm。

聯(lián)立式（12）～（13）得有效腐蝕深度δ2：

δ2=d21-" 1-Δmn0ρdV+Δm（14）

將式（14）代入式（11）即得酸性循環(huán)侵蝕作用下灰?guī)r界面滲透系數(shù)K2：

K2=KtS1-K0S1-S2πd221-" 1-Δmn0ρdV+Δm-d241-" 1-Δmn0ρdV+Δm2（15）

式中：Kt、K0、Δm均可通過試驗求得，n0、ρd見表1。

2" 結果分析與討論

2.1" 結果分析

2.1.1" 酸蝕作用下灰?guī)r-土組合體滲透特性

如圖4為灰?guī)r-土組合體在不同腐蝕程度下滲透系數(shù)與滲流速度隨水力梯度的變化關系。在試驗設置的水力梯度4～14范圍內，滲透系數(shù)曲線總體呈現(xiàn)短暫下降—相對穩(wěn)定—逐漸上升三階段特征。由于試件飽和過程水頭維持在10～20 cm，水壓相對較低，土粒與水分運移通道相對穩(wěn)定，滲透開始時水壓突然增大削弱土粒穩(wěn)定性，水力沖刷作用使土粒發(fā)生剪切破壞并隨著水流方向快速移動，導致飽和狀態(tài)原有通道被土粒沉積堵塞，水分運移通道變窄，滲透系數(shù)降低，下降階段在水力梯度5～7范圍內可達到穩(wěn)定，各腐蝕階段下降幅度分別為4.33%、12.17%、7.28%、8.94%、7.83%；隨后達到相對穩(wěn)定滲透階段，該階段滲透系數(shù)起伏較小，土粒被沖刷而重新排列，達到新的相對穩(wěn)定滲透狀態(tài)，該狀態(tài)水分運移穩(wěn)定；

隨著水力梯度逐漸增大，滲透系數(shù)在水力梯度10～12范圍內出現(xiàn)上升趨勢，

相對穩(wěn)定狀態(tài)被打破，土粒狀態(tài)再次被沖刷改變，該現(xiàn)象也表明灰?guī)r-土體開始受到水力侵蝕。圖4中滲流速度隨水力梯度增大而增加，線性擬合發(fā)現(xiàn)從起始滲透水力梯度開始滲流速度與水力梯度的一次方成正比，平均擬合度R2=0.963 57，擬合程度較高，滲流速度與水力梯度呈線性關系說明灰?guī)r-土組合體滲透特性基本符合達西定律。

以灰?guī)r各腐蝕階段浸泡后孔隙率和初始孔隙率定義巖樣的損傷變量D表示灰?guī)r損傷程度［27］：

D=nt-n01-n0（16）

式中：nt為循環(huán)酸蝕t時刻孔隙率，%；n0為初始孔隙率，%，未腐蝕巖樣D為0。本試驗共設置了10個依次遞增的平均水力梯度，取曲線相對穩(wěn)定階段滲透系數(shù)平均值作為不同酸蝕程度下灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)，其值分別為3.85×10-5，5.70×10-5，6.84×10-5，7.67×10-5，8.69×10-5 cm/s，各階段滲透系數(shù)與循環(huán)腐蝕時間和損傷變量關系如圖5所示。由圖5可知，灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)隨酸性循環(huán)腐蝕時間或損傷變量增加而增大。

2.1.2" 酸蝕作用下灰?guī)r界面滲透特性

通過式（14）和式（11）計算出各腐蝕階段灰?guī)r有效腐蝕深度δ2和灰?guī)r界面滲透系數(shù)K2，如表3所列。本研究假定灰?guī)r試樣未經(jīng)循環(huán)腐蝕時損傷度為0，即未損傷狀態(tài)，此時對應的有效腐蝕深度為0，灰?guī)r界面對灰?guī)r-土體滲透量沒有貢獻。隨著循環(huán)腐蝕時間增加，各階段灰?guī)r試樣質量損失和有效腐蝕深度都隨腐蝕程度增加而增加，由于鉆芯取樣的灰?guī)r塊體初始未受損傷，結構致密穩(wěn)定，抗酸蝕能力較強，導致腐蝕第一階段平均質量損失較小，僅為0.03 g。將有效腐蝕深度代入式（15）計算灰?guī)r界面滲透系數(shù)分別為0，5.57×10-3，2.03×10-3，1.62×10-3，1.56×10-3 cm/s，呈減小趨勢，從腐蝕一個周期起減幅分別為63.55%、20.20%、3.70%，急劇降低。界面滲透系數(shù)雖呈減小趨勢，但仍大于土體部分理論滲透系數(shù)5.38×10-5 cm/s，平均滲透系數(shù)是土體的50.09倍，與Kim等［17］試驗結果接近。

2.1.3" 界面滲透系數(shù)計算模型適用性分析

為驗證1.3節(jié)計算模型的適用性，利用灰?guī)r界面滲透系數(shù)計算灰?guī)r界面滲水量，加上土體部分理論滲水量得出整個灰?guī)r-土組合體單位時間理論滲水量，探討滲透全過程平均滲水量、短暫下降-相對穩(wěn)定階段平均滲水量（一、二階段）以及相對穩(wěn)定階段平均滲水量（第二階段）理論值與實際測量平均值的貼合程度。如圖6所示，理論值與實測值吻合度由大到小依次為相對穩(wěn)定階段＞短暫下降-相對穩(wěn)定階段＞全過程，3種情況的理論值與實測值平均相對誤差分別為0.17%、1.11%、6.49%?？梢娎檬剑?3）為基礎推算的總滲透量在灰?guī)r-土體開始發(fā)生水力侵蝕之前貼合度較高，適用性較強；而對于全過程滲透量相對誤差大于5%，偏差較大，適用性偏低，原因主要是第3階段灰?guī)r-土體抗水力侵蝕能力下降，臨界面土體顆粒易受水力侵蝕而剝落、運移，且灰?guī)r界面在較高水力梯度下產(chǎn)生的壓力溶解量和滲透侵蝕量隨之增大，此時土體理論滲透系數(shù)和灰?guī)r界面滲透系數(shù)將發(fā)生局部突變，再采用理論值與相對穩(wěn)定值代入計算則不再適用。

2.1.4" SEM試驗結果與圖像分析

為了更直觀地說明灰?guī)r巖樣腐蝕后孔隙結構變化對灰?guī)r-土體滲透系數(shù)的影響，本文取腐蝕0，30，60，90 d灰?guī)r試樣表面薄片（無土粒）進行電鏡掃描試驗，從微觀尺度分析巖樣孔隙結構特征，并利用Image-Pro Plus 6.0（IPP）圖像處理軟件對孔隙數(shù)量、面積及平均孔徑進行提取，定量分析孔隙結構變化。如圖7可知，巖樣未腐蝕狀態(tài)下，礦物晶體呈塊狀分布，表面較為平整，塊體間存在微裂隙，天然溶蝕大孔洞較少，孔徑較??；隨著腐蝕程度增加，溶蝕30 d時巖樣表面發(fā)生顯著變化，塊狀晶體出現(xiàn)破碎瓦解，細小微裂縫增加，礦物顆粒呈散碎狀態(tài)，表面平整度降低，孔隙大小增加；腐蝕60 d后，巖樣大晶粒破碎瓦解呈簇狀和片狀，孔隙發(fā)育明顯，表面晶粒光滑度顯著降低，粗糙質感增強，存在明顯腐蝕痕跡；腐蝕90 d后，巖樣表面大塊狀晶粒幾乎完全溶解，各種微小孔裂隙發(fā)育，孔隙數(shù)量明顯增多，部分顆粒之間呈絲狀或桿狀連接，整體形成溶蝕孔洞發(fā)育的網(wǎng)狀結構。

利用MATLAB軟件編寫代碼對SEM圖片進行二值化處理，將其轉化為灰度值為0和1的二值圖。如圖8為腐蝕30 d巖樣的SEM二值圖。利用IPP圖像處理軟件提取孔隙特征值如表4所列。表中所示孔隙面積平均值與孔隙等效平均直徑均隨腐蝕程度的增加呈先增加后減小趨勢，可見腐蝕開始后塊狀顆粒溶蝕成粒狀、片狀，大尺度孔隙形成，表面凹凸狀明顯。隨著腐蝕進行，大孔隙又被溶蝕形成多個小孔隙，孔隙尺度更加均勻。表中總孔隙面積總體呈增加趨勢，腐蝕90 d已達到387.70 μm2，是未腐蝕狀態(tài)的3.47倍。由孔隙數(shù)量可知，未腐蝕狀態(tài)孔隙數(shù)量＜腐蝕30 d＜腐蝕60 d＜腐蝕90 d，且孔隙大小亦有差異，未腐蝕狀態(tài)孔隙尺寸較小，等效平均直徑為1.06 μm，為腐蝕30，60 d等效平均直徑的77.94%、85.48%，腐蝕90 d時孔隙網(wǎng)狀結構顯著，孔隙數(shù)量達到246個，分別為未腐蝕、腐蝕30 d、腐蝕60 d的2.10、1.71、1.70倍。

綜上，灰?guī)r在酸蝕作用下其微觀結構損傷主要表現(xiàn)為大塊狀晶粒逐漸溶蝕瓦解，微孔裂隙逐漸擴展發(fā)育形成較大孔隙，大孔隙溶蝕發(fā)展成較多且均勻的小孔隙，礦物顆粒之間接觸弱化，結論與劉海燕等［28］對

石灰?guī)r溶蝕損傷過程分析有相似之處。可見，隨灰?guī)r腐蝕程度增加，孔隙總面積與總數(shù)量增加將會增大灰?guī)r滲透作用下單位時間滲透量，增大灰?guī)r的滲透性能。

2.2" 討 論

2.2.1" 灰?guī)r界面滲透受限的原因分析

本試驗配土在理論上保持一致，各階段土體部分滲透量貢獻值相同，灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)逐漸增大根本是由于酸蝕作用使巖石礦物顆粒溶解，孔隙增加，有效侵蝕深度隨之增加，導致界面δ2范圍內單位時間滲透量顯著增大；其滲透系數(shù)增幅減小表明隨著酸蝕周期增加，灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)增加受到一定限制，這種限制主要發(fā)生在灰?guī)r界面。

灰?guī)r界面滲透系數(shù)呈減小趨勢，直觀原因是灰?guī)r有效腐蝕深度增加導致界面豎向滲透截面積S3增大，同時灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)增大反映了界面δ2單位時間滲透量Q2增大，但界面滲透截面積增幅大于界面滲透量增幅，根據(jù)達西定律計算可知界面K2數(shù)值上呈減小趨勢。事實上，界面滲透系數(shù)減小除與孔道結合水微電場效應有關外［29］，Huang等［16］研究證明類巖石-土體滲透系數(shù)還受界面粗糙度影響，界面粗糙度越大，滲流路徑和阻力越大，滲透系數(shù)越??；Xie等［30］也認為土-結構界面存在一個最佳界面粗糙度使得防滲能力達到最大值。由此推知本試驗中灰?guī)r界面滲透系數(shù)減小的主要原因在于酸蝕作用造成灰?guī)r孔隙結構特征改變，同時孔隙結構改變又導致灰?guī)r孔隙粗糙度或復雜度增加，滲流路徑曲折度增大，對灰?guī)r-土體滲流造成了限制和阻礙，導致界面滲透系數(shù)減小。減幅急劇減小表明界面復雜度對滲透系數(shù)限制會達到極限，此時界面滲透系數(shù)減小至趨于最值。結合前文灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)增幅呈先減小后增加趨勢，推斷最值后界面滲透系數(shù)將隨灰?guī)r腐蝕程度增加而增加，與前人認為界面存在最佳粗糙度結論一致，后續(xù)研究將進一步驗證。

2.2.2" 灰?guī)r-土組合體抗水力侵蝕能力分析

彭旭東等［31］認為基巖與土層之間缺乏過渡層，存在軟硬差異，這將導致基巖覆土黏聚力和親和力下降，易發(fā)生水土流失；Vakili等［32］指出不同材料層材料顆粒差異會導致界面處發(fā)生接觸侵蝕；臧俊等［33］對經(jīng)歷1 a滲流沖刷作用的巖-土界面進行研究，發(fā)現(xiàn)滲流對土壤的沖刷作用主要位于距界面水平距離0～2 cm以內。本研究通過純土滲透曲線與灰?guī)r-土組合體滲透曲線對比發(fā)現(xiàn)，基巖結構的存在使得巖-土組合體抗水力侵蝕能力降低，與上述研究存在相似性。試驗中各腐蝕階段灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)在第三階段都呈現(xiàn)逐漸上升現(xiàn)象，這與相同水力梯度下純黏性紅土體滲透特征明顯不同（圖9）。

圖9所示黏性紅土滲透曲線在相同水力梯度下只存在短暫下降-相對穩(wěn)定兩個階段，在試驗設置水力梯度下并未出現(xiàn)明顯侵蝕現(xiàn)象，要使土體發(fā)生水力侵蝕需要更高的水壓力。這說明灰?guī)r的存在降低了土體顆粒間的摩擦力和黏聚力，使土粒結構在水力侵蝕下易于失穩(wěn)破壞。根據(jù)前人研究，這種影響主要發(fā)生在巖-土界面處。

抗侵蝕能力降低還體現(xiàn)在各階段灰?guī)r微觀結構變化和滲透后灰?guī)r質量變化。SEM圖像中微觀礦物晶體由面-面接觸到線-線、線-點接觸，再到點-點、絲狀接觸，腐蝕導致晶體顆粒間接觸不斷弱化、甚至斷裂，黏結強度降低；同時，各腐蝕階段灰?guī)r滲透后質量均減小，損失量分別為0.175 g（0 d）、0.200 g（30 d）、0.231 g（60 d）、0.256 g（90 d）、0.270 g（120 d），質量損失率為0.033%、0.037%、0.044%、0.048%、0.051%，在低滲壓作用下，滲透侵蝕質量損失受腐蝕程度影響較小，總體呈隨腐蝕程度增大而增加的趨勢。綜上，灰?guī)r-土組合體抗水力侵蝕能力隨腐蝕程度增加是逐漸減弱的，在滲透水力侵蝕下更容易發(fā)生侵蝕破壞，誘發(fā)巖-土體失穩(wěn)。

2.2.3" 展望與改進

本文考慮循環(huán)酸蝕作用，綜合研究巖-土體滲透性能，研究成果在一定程度上反映了喀斯特灰?guī)r區(qū)顯著的水體地表流失和地下漏失行為［34］；同時也證實了水土保持和儲水能力較差除與長期風化、水力侵蝕導致灰?guī)r與土間有效開度δ1持續(xù)產(chǎn)生并增加有關外，還與灰?guī)r長期受到化學侵蝕，導致其內部界面δ2滲透特性變化相關。整個灰?guī)r-土體滲透性增強勢必會導致灰?guī)r區(qū)水土流失、上層水源缺失情況加劇，因此對喀斯特灰?guī)r區(qū)水土流失治理也應著重考慮界面滲漏防治，對水源的儲集與流向應考慮巖體深部裂隙和地下空間等。

由于室內試驗具有局限性，本試驗灰?guī)r覆土實際配制土樣仍存在一定差異；且計算時視灰?guī)r與土體間的有效開度δ1為0，是受限于測量條件的理想化假設，與室內實際狀態(tài)或自然環(huán)境巖土體受長期化學、水力侵蝕下的自然狀態(tài)存在差異，后續(xù)研究應考慮實際條件進行改進。

3" 結 論

本研究通過室內模擬灰?guī)r酸雨循環(huán)侵蝕，與黏性紅土制作組合體試件開展變水頭滲透試驗與SEM試驗，從定性及定量角度對試驗結果進行分析，得到以下結論：

（1） 在試驗設置的水力梯度下，灰?guī)r-土組合體滲透過程呈短暫下降—相對穩(wěn)定—逐漸上升三階段變化。灰?guī)r-土組合體滲透系數(shù)隨灰?guī)r腐蝕時間和損傷程度的增加而增大，增幅先減小后增加。

（2） 界面滲透系數(shù)隨腐蝕程度增大而減小，原因在于酸蝕導致界面滲透曲折程度增加，滲透阻力增大。滲透系數(shù)減幅急劇降低表示曲折度對滲透的阻滯能力存在極限。

（3） 對比理論滲水量與實際滲水量可知，本文提出的界面滲透系數(shù)計算模型更適用于灰?guī)r-土組合體短暫下降-相對穩(wěn)定滲透階段。

（4） 巖樣孔隙面積與數(shù)量增加，巖-土體相比于純土滲透第三階段提前，以及滲透作用下質量損失增大，上述現(xiàn)像均表明酸蝕作用將會促使灰?guī)r-土體滲透性能降低，降低其抗水力侵蝕能力。

參考文獻：

［1］" 種國雙，海月，鄭華，等.中國西南喀斯特石漠化治理現(xiàn)狀及對策［J］.長江科學院院報，2021，38（11）：38-43.

［2］" 劉燦，李禮.基于GIS的重慶市酸雨時空分布及變化特征研究［J］.綠色科技，2019（24）：110-114.

［3］" LI H，YANG D G，ZHONG Z L.Experimental investigation on the micro damage evolution of chemical corroded limestone subjected to cyclic loads［J］.International Journal of Fatigue，2018，113：23-32.

［4］" BASU A，RAM B K，NANDA N K，et al.Deterioration of shear strength parameters of limestone joints under simulated acid rain condition［J］.International Journal of Rock Mechanics amp; Mining Sciences，2020，135：104508.

［5］" 宋戰(zhàn)平，程昀，楊騰添，等.滲透壓作用對灰?guī)r孔隙結構演化規(guī)律影響的試驗研究［J］.巖土力學，2019，40（12）：4607-4619.

［6］" 段玲玲，鄧華鋒，齊豫，等.水-巖作用下單裂隙灰?guī)r滲流特性演化規(guī)律研究［J］.巖土力學，2020，41（11）：3671-3679.

［7］" YAO H Y，ZHANG Z H，LI D Z.Experimental study on the permeability characteristics of sandstone in different chemical solutions［J］.KSCE Journal of Civil Engineering，2018，22（9）：3271-3277.

［8］" 霍潤科，錢美婷，李曙光，等.酸性環(huán)境下砂巖腐蝕的滲流特性［J］.土木與環(huán)境工程學報，2021，43（6）：1-9.

［9］" 王志剛，萬木春，孫佳佳，等.西南喀斯特石漠化區(qū)土壤形成速率研究綜述［J］.長江科學院院報，2015，32（3）：64-72.

［10］方乾.喀斯特石漠化薄土層坡地降雨轉化及土壤侵蝕特征研究［D］.貴陽：貴州大學，2020.

［11］SOHRT J，RIES F，SAUTER M，et al.Significance of preferential flow at the rock soil interface in a semi-aridkarst environment［J］.Catena，2014，123：1-10.

［12］ZHAO Z M，SHEN Y X，JIANG R H，et al.Rock outcrops changeinfiltrability and water flow behavior in a karst soil［J］.Vadose Zone Journal，2019，19（1）：e20002.

［13］許勝兵，彭旭東，戴全厚，等.喀斯特高原石漠化區(qū)露石巖-土界面與非巖-土界面土壤入滲特性差異［J］.水土保持學報，2022，36（5）：136-143.

［14］劉婷婷，戴全厚，彭旭東，等.石漠化區(qū)退耕驅動下露石巖-土界面土壤滲透特性變化［J］.水土保持學報，2022，36（6）：88-94.

［15］茍俊菲，張林星，石海龍，等.喀斯特槽谷區(qū)巖層傾向對土壤入滲特性的影響［J］.水土保持學報，2023，37（4）：89-93.

［16］HUANG D，HUANG W，KE C，et al.Experimental investigation on seepage erosion of the soil-rock interface［J］.Bulletin of Engineering Geology and the Environment，2021，80（4）：3115-3137.

［17］KIM H J，PARK J M，SHIN H.Flow behaviour and piping potential at the soil-structure interface［J］.Geotechnique，2019，69：79-84.

［18］吳清林，梁虹，熊康寧，等.石漠化環(huán)境水土綜合整治與山地混農(nóng)林業(yè)前沿理論與對策［J］.水土保持學報，2018，32（2）：11-18.

［19］唐運剛.可溶巖區(qū)隧洞巖溶涌突水防治對策研究［J］.人民長江，2017，48（14）：41-44.

［20］李光雷.化學腐蝕后灰?guī)r動態(tài)力學特性試驗研究［D］.徐州：中國礦業(yè)大學，2019.

［21］廖健，趙延林，劉強，等.酸化學腐蝕下灰?guī)r剪切強度特性試驗研究［J］.采礦與安全工程學報，2020，37（3）：639-646.

［22］水利部水利水電規(guī)劃設計總院，南京水利科學研究院.土工試驗方法標準：GB/T50123-2019［S］.北京：中國計劃出版社，2019.

［23］隋軍，高振宇，張穎，等.石灰改良黃土滲透特性試驗研究［J］.人民長江，2020，51（5）：197-202，209.

［24］霍潤科，熊愛華，李曙光，等.受酸腐蝕砂巖的物理化學性質及反應動力學模型研究［J］.沈陽建筑大學學報（自然科學版），2020，36（5）：893-902.

［25］霍潤科，王龍飛，李曙光，等.受酸腐蝕砂巖的損傷特性和分析模型［J］.土木與環(huán)境工程學報，2022，44（1）：1-9.

［26］羅小勇.酸性干濕循環(huán)作用下灰?guī)r的損傷特性研究［D］.重慶：重慶三峽學院，2022.

［27］王艷磊，唐建新，江君，等.水-巖化學作用下灰砂巖的力學特性與參數(shù)損傷效應［J］.煤炭學報，2017，42（1）：227-235.

［28］劉海燕，李增學，呂大煒，等.泥灰?guī)r的細觀溶蝕過程分析［J］.人民長江，2009，40（11）：60-62.

［29］宋林輝，黃強，閆迪，等.水力梯度對黏土滲透性影響的試驗研究［J］.巖土工程學報，2018，40（9）：1635-1641.

［30］XIE Q Y，LIU J，HAN B，et al.Critical hydraulic gradient of internal erosion at the soil-structure interface［J］.Processes，2018，6（7）：92-106.

［31］彭旭東，戴全厚，李昌蘭.中國西南喀斯特坡地水土流失/漏失過程與機理研究進展［J］.水土保持學報，2017，31（5）：1-8.

［32］VAKILI A H，SHOJAEI S I，SALIMI M，et al.Contact erosional behaviour of foundation of pavement embankment constructed with nanosilica-treated dispersive soils［J］.Soils and Foundations，2020，60：167-178.

［33］臧俊，彭旭東，戴全厚，等.多露石石漠化區(qū)巖面流對巖-土界面土壤的沖蝕效應［J］.水土保持學報，2023，37（2）：19-26.

［34］陳洪松，馮騰，李成志，等.西南喀斯特地區(qū)土壤侵蝕特征研究現(xiàn)狀與展望［J］.水土保持學報，2018，32（1）：10-16.

（編輯：鄭 毅）

Effect of acid cyclic corrosion on permeability characteristics of limestone-soil composite

LI Jie，CHENG Longfei，SUN Dadian，REN Yihua，LI Shuangheng

（School of Civil Engineering，Chongqing Three Gorges University，Chongqing 404100，China）

Abstract：

In order to investigate the influence of acid cyclic erosion degree on the permeability characteristics of limestone-soil composite，the limestone samples after acid cyclic corrosion and cohesive laterite were used to make a limestone-soil composite.A variable water head test was carried out with the hydraulic gradient of 4 to 14，and the effective corrosion depth was introduced to propose an analysis and calculation model of interface permeability coefficient.The results showed that the permeability curve of limestone-soil composite showed a three stages change of transient decline，relative stability and gradual rise.The fitting seepage velocity had a good linear relationship with the hydraulic gradient，which conforms to Darcy law.The permeability coefficient of limestone-soil composite increased with the increasing of limestone corrosion degree，and the increase rate decreased first and then increased.The permeability coefficient of limestone interface decreased with the increasing of corrosion degree，and the decrease rate decreased sharply，inferring that the change of pore tortuosity affects the interface permeability.Comparing the theoretical seepage volume with the actual seepage volume，it can be seen that the error between them was small in the transient decline and relative stability seepage stages，proving the applicability of the model.Combined with the SEM images of limestone samples after corrosion，the comparison on permeability curves between limestone-soil composite and pure soil，and the mass loss of limestone under seepage，we concluded that the existence of rock mass structure and the change of rock microstructure will lead to the permeability enhancement of limestone-soil composite and the deterioration of water erosion resistance.

Key words：

water erosion； acid cycle corrosion； limestone-soil composite； limestone interface； permeability characteristic