如美水电站花岗岩卸荷力学特性试验研究

李 业，林 锋，王 川，朱小申

(成都理工大学 地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室， 四川 成都 610059)

如美水电站是澜沧江西藏境内昌都以下河段流域规划的7个梯级中的第5级[1]。目前如美水电站的建设处于可行性研究阶段，坝址区岸坡高陡，断层、长大裂隙和节理发育，岩体风化卸荷程度强，局部高程碎裂松动岩体发育强烈。因此，在如此复杂的地质条件下开展一等大一型工程需要可靠的实验支撑。

本质上来说，水电工程的岩体开挖属于卸荷力学范畴[2-3]。杨广等[4]通过大理岩卸荷实验，总结出岩石卸荷对岩体稳定的影响。王兴霞[5]通过砂岩力学实验，得出卸荷过程对岩石力学参数的弱化效应。另外，通过其他学者[6-12]对岩石卸荷力学特性的研究，总结出卸荷过程对岩石强度参数及变形参数的影响是显著的，如，黄润秋等[13-14]通过花岗岩三轴加载与卸荷试验，给出了加载试验和卸荷试验的变形参数和强度参数的变化规律。陈宗基等[15]通过不同围压和不同温度条件下的岩石力学试验，得出脆性岩石的扩容、蠕变和松弛等特性会随温度和围压的不同而发生变化的规律。高春玉等[16]根据大理岩加卸载试验，对比岩石加卸载条件下各阶段变形破坏特征以及力学参数的变化得出了一定的规律。吕颖慧等[17]通过花岗岩的卸荷试验，对卸载过程的应力应变曲线和力学参数进行分析，得出岩石一种破裂形式过渡到另外一种破裂形式的演化规律。但上述成果大多是就试验本身作分析，鲜有与复杂地质环境相结合做出讨论。文章基于岩体卸荷过程对高地应力下深切河谷的特殊地质环境的影响以及对不同卸荷点相应应力应变状态或阶段的细致分析，得出了相关结论。

由于如美坝区工程地质条件复杂，为查明其特征，结合坝址区左岸不同高程平硐的断层、挤压面、风化带、卸荷带以及Ⅲ、Ⅳ级结构面的统计与精细描述，得知左岸坝肩边坡岩体风化卸荷程度强，且规模不同的断层和挤压面发育，岩体结构复杂，其稳定性直接影响着大坝的安全。文章对花岗岩试样进行常规三轴加载试验和三轴卸荷试验，对比研究了两种试验方案中岩石的变形特征、力学参数及破裂特征的异同点，为坝肩及坝基开挖稳定性分析和支护设计提供可靠依据，同时也可供其他大型岩体工程参考。

1 试验方案

1.1 试验条件

试验在MTS815高温高压三轴试验机上进行，围压由应力控制，轴压由应力与位移在不同阶段分别进行控制。试样取自如美水电站中坝址左岸不同高程平硐，取样桩号一般在K0+50—K0+200之间。试件尺寸为50 mm×100 mm。

1.2 应力路径

便于比较，试验包括2种应力路径：

(1) 方案1：常规三轴压缩试验。结合地应力实测结果和数值分析，确定围压分别为8 MPa，15 MPa，25 MPa，35 MPa。各围压下完成2～3个样(见表1)。

(2) 方案2：三轴卸荷试验。一般地，在工程开挖过程中，开挖面附近岩体应力变化情况为σ3减小而σ1增加。因此，设计试验过程分为以下3个阶段：①由静水压力状态逐步施加σ1、σ3至预定值；②稳定σ3、σ1逐步增高至卸荷点，σ1的加载速率为1 kN/s；③降低σ3，卸荷速率为0.05 MPa/s，同时增大σ1且加载速率保持不变，直至试样破坏(见表1)。

表1 试验方案说明表

注：编号中有HS的，为三轴压缩试验；编号中HX的，为三轴卸荷试样。

2 变形特征

2.1 应力应变曲线特征分析

典型应力应变峰前曲线见图1、图2，相关应力应变特征值见表2。对比常规三轴试验和卸荷三轴试验，岩石变形特征如下：

(1) 常规三轴试验。峰前应力-应变曲线主要分为3阶段，即裂纹压密阶段、线性变形阶段和裂纹稳定扩展阶段，其加速扩展阶段不显著，三轴极限强度与扩容点应力之比在1左右分布(见表2)，说明本实验扩容点应力极高，显现出极强的脆性特征。

图1 方案1典型应力-应变峰前曲线

图2方案2典型应力-应变峰前曲线

表2 试样基本力学参数

(2) 三轴卸荷试验。与常规三轴试验类似，卸荷试验峰前应力-应变曲线也主要分为3个阶段，即裂纹压密阶段、线性变形阶段和裂纹稳定扩展阶段，加速扩展阶段亦不显著，三轴极限强度与扩容点强度之比接近1(见表2)。

(3) 变化情况。总体上，卸荷点应力在比例极限和屈服极限之间。卸荷后，岩样三轴极限强度降低83%左右，对应的轴向应变降低78%左右，扩容点应力降低79%左右，且随围压的增加，对应的降低值表现出一定的增大规律，即表现出了脆性的增强(见表3)。

由应力-应变曲线分析可以得知：(1) 两种试验方案中，随围压的增大，峰值强度同峰值轴向应变均有不同程度的增加；(2) 方案2与方案1相比，相应围压时的峰值轴向应变减小；(3) 两种实验方案中，随围压增加，峰值轴向应力也随之增加；(4) 卸荷条件下峰后应力跌落过程中ε1变化非常小，且从卸荷试验的曲线上可以看到，试样在卸荷过程中伴随着新的破坏面的产生。因此，曲线出现明显的跌落“陡坎”；(5) 脆性破坏剧烈程度随围压增大愈加明显(卸荷实验试样更为明显)。

表3 各阶段特征值变化情况

2.2 两种试验方案泊松比对比分析

在岩石力学中，泊松比一般由下式得到，即：

μ=ε3/ε1

(1)

μ=dε3/dε1

(2)

式中：μ为泊松比；ε3为环向应变；ε1为轴向应变。

本实验以卸荷段为研究对象，研究非线弹性阶段泊松比变化特征，故对应泊松比由式(2)计算出。以岩样卸荷点为起点至岩样屈服破坏点为终点作为研究对象，对比研究方案2与方案1相同应力状态下岩样泊松比变化特征。图3为常规三轴试验与卸荷试验相同应力状态下泊松比变化情况对比，泊松比对比情况见表4。

由图3可知，方案1泊松比变化范围为0.08～0.32，方案2泊松比变化范围为0.13～0.70，亦即方案2泊松比值相比方案1平均增加了52.5%～118.75%，至卸荷过程末段，泊松比接近0.8左右(由弹塑性材料变形参数特性，其极限泊松比之值为0.5)，表明此阶段的泊松比之值明显区别于一般应力条件下的泊松比值，其包含了裂隙的扩张变形。方案2相比方案1各围压下泊松比的增长百分比见表4。

相关现象解释如下：

关于常规三轴加载实验，从图3(a)可以看出，自研究段起点(卸荷点)到扩容点，泊松比的变化量不大，且扩容点后泊松比增量较相同应力环境下卸荷试验的泊松比增量小得多。

关于卸荷试验，由图3(b)可知，泊松比变化曲线存在“陡坎”状抬升，表明岩样在卸荷过程中有新的裂纹产生。因此，随后的曲线出现明显抬升。卸围压的初始阶段，在轴压增加与围压减小的双重作用下，由于试样处在弹性变形阶段或裂隙稳定扩展阶段，因此泊松比缓慢增加，当试样处在裂隙加速扩展阶段或当应力差增至岩石屈服强度时，泊松比曲线随之发生陡增。

3 强度特征

通过Mohr-Coulomb准则线性表达式，可以得出峰值状态下σ1-σ3的关系式，以此求得岩样的抗剪强度参数。

σ1=kσ3+b

(3)

(4)

(5)

式中：φ为内摩擦角；c为黏聚力。

其拟合曲线如图4所示。相比由式(5)得：方案1的黏聚力c为72.13 MPa，内摩擦角φ为42.23°；方案2的黏聚力c为50.31 MPa，内摩擦角φ为45.48°。相对方案1，卸荷状态下岩石的黏聚力降低了31%，内摩擦角增大了8%。

原因可以从两种实验方案中岩石不同的破坏形式解释：

与方案1加载应力状态相比，方案2卸荷条件下的岩石变形以环向张拉(压致拉裂)并且伴随扩容为主，且破坏后岩样也更为松散，多见以轴向破裂面为主的破裂缝隙，因此岩样黏聚力c就小些。此外，环向张拉效应和多种破裂面并存发育也致使其断面(见图5)更为粗糙，因此岩样内摩擦角φ就大些；反过来讲，未卸荷条件下岩石变形以压剪(轴向压力效应为主，剪切效应为辅)破坏为主，因此破坏后岩样也就较为紧密些，多见与岩石轴向呈大角度相交的剪切破裂面为主的破裂缝隙，因此岩样黏聚力c就小些；此外，压剪效应导致的较为单一的破裂面发育(见图5)致使岩样破坏断面光滑平整许多，因此岩样内摩擦角φ就大些。

图4 2种试验方案峰值强度曲线

图5 2种方案不同围压下典型岩样破裂体系对比

综上所述，通过两种实验方案的对比可知：卸荷过程会对岩石的强度参数产生影响，具体表现为不同的破坏形式导致强度参数产生差异。

以下为两种试验方案峰值曲线回归方程：

方案1：

σ1=5.099σ3+325.25，R2=0.885

(6)

方案2：

σ1=10.527σ3+272.3，R2=0.765

(7)

4 破裂特征

图5为两种试验方案中岩样的典型破裂素描图(沿柱面展开),对比分析可得：

(1) 方案1中，岩样轴向拉裂缝与共轭剪裂缝并存发育，前者发育较后者少些，且次级破裂微裂隙发育较少，各级破裂缝(隙)发育规模较稀疏，表明此应力状态下的岩样破坏形式较为单一，破坏剧烈程度一般。

(2) 方案2中，岩石的变形更倾向沿卸荷方向强烈膨胀(扩容)，具有较强的张性破裂与剪切破裂相结合的特征。方案2与方案1相比，岩石轴向破裂显著增加，且沿或追踪张性破裂面形成的张剪性破裂面也呈显著增加趋势。另外，随着围压的增高，这些现象总体上亦愈加明显。

(3) 方案2中，岩石中的轴向张裂面T、主共轭剪裂面S1a和S1b及次共轭剪裂面S2a和S2b、剪张裂面ST或张剪裂面TS等多并存发育，与方案1相比，本方案岩石破裂特征要更复杂些。

(4) 卸荷试验破裂体系整体特征：①不同级别的张裂隙与剪裂隙并存发育；②张性破裂面尤其发育，且这些张性破裂面有着明显的剪性特征，即试验现象完好地说明了岩石在卸荷试验中受轴向和环向双重影响的特征。究其原因，就在于轴向力的施加导致的压致拉裂效应同环向围压的卸除产生的类“拉张”效应的结合，使得轴向张裂隙具有明显的剪切特征。

5 结 论

(1) 卸围压的初始阶段，在轴压增加与围压减小的双重作用下，由于试样处在裂隙压密或弹性变形阶段，因此泊松比缓慢增加。至岩石屈服强度时，泊松比值陡增。相对于方案1，相同应力状态下，卸荷试验的泊松比平均增大了52.5%～118.75%；相比方案1，卸荷条件下岩石的黏聚力降低了31%，内摩擦角增大了8%。究其原因，是由于在卸荷条件下岩石的变形以环向张拉为主，而未卸荷条件下岩石变形以压剪为主；卸荷后，岩样三轴极限强度降低83%左右，对应的轴向应变降低78%左右，扩容点应力降低79%左右。

(2) 对于岩石破裂体系方面，方案1更多以剪切破坏为主，可见少量的轴向拉裂缝；方案2中各级破裂缝在数量、规模上的表现较方案1更为显著，且破坏形式更加多样、复杂，即具多种破裂形式并存的特征。

(3) 本实验的结果展现出岩石在卸荷条件下相对未卸荷条件下变形参数及强度参数发生的变化规律。因此，在坝肩及坝基开挖时应充分考虑到花岗岩体的特性，做出合理的开挖支护设计。

(4) 由于方案1主要目的在于为方案2提供卸荷点值的确定。因此，样本量较少，导致实验数据略微分散且具一定偶然性与差异性，但仍表现出明显的变化规律,且实验结果可靠，因此是具备可信度与参考价值的。

致谢：本实验的完成，得到中国华能集团科技项目(项目编号：HNKJ16-H15 )经费支持，在此表示感谢。

参考文献：

[1] 赵志伟.西藏如美水电站下坝址右岸坝肩边坡优化设计研究[D].武汉：中国地质大学,2013.

[3] 蔡美峰,何满潮,刘东燕.岩石力学与工程[M].北京:科学出版社,2002.

[4] 杨 广,朱珍德.大理岩卸荷变形特征及力学参数研究[J].水利与建筑工程学报,2013,11(2):107-110.

[5] 王兴霞.复杂应力路径下三峡库区砂岩力学特性分析[J].水利与建筑工程学报,2015,13(2):99-102.

[6] 李天斌,王兰生.卸荷应力状态下玄武岩变形破坏特征的试验研究[J].岩石力学与工程学报,1993，12(4):321-327.

[7] 陶履彬,夏才初,陆益鸣.三峡工程花岗岩卸荷全过程特性的试验研究[J].同济大学学报(自然科学版),1998，26(3):330-334.

[8] 王贤能,黄润秋.岩石卸荷破坏特征与岩爆效应[J].山地研究,1998，16(4):281-285.

[9] 谢红强,何江达,徐 进.岩石加卸载变形特性及力学参数试验研究[J].岩土工程学报,2003，25(3):336-338.

[11] 李宏哲,夏才初,闫子舰,等.锦屏水电站大理岩在高应力条件下的卸荷力学特性研究[J].岩石力学与工程学报,2007，26(10):2104-2109.

[12] 付小敏,徐 进,邓荣贵.玄武岩加卸载力学特性的探讨[J].岩石力学,1992，22(1):7-11.

[13] 黄润秋,黄 达.高地应力条件下卸荷速率对锦屏大理岩力学特性影响规律试验研究[J].岩石力学与工程学报,2010，29(1):21-33.

[14] 黄润秋,黄 达.卸荷条件下花岗岩力学特性试验研究[J].岩石力学与工程学报,2008，27(11):2205-2213.

[15] 陈宗基,石泽全,于智海,等.用8000 kN多功能三轴仪测量脆性岩石的扩容、蠕变和松弛[J].岩石力学与工程学报,1989，8(2):97-118.

[16] 高春玉,徐 进,何 鹏,等.大理岩加卸载力学特性的研究[J].岩石力学与工程学报,2005，24(3):456-460.

[17] 吕颖慧,刘泉声,江 浩,等.基于高应力下花岗岩卸荷试验的力学变形特性研究[J].岩土力学,2010，31(2):337-343.