弱胶结砂质泥岩注水软化与渗流特性试验研究——以神东矿区为例

张 凯，郭俊廷，滕 腾

（1.煤炭开采水资源保护与利用国家重点实验室，北京 102209；2.国家能源投资集团有限责任公司科技部，北京 100011；3.北京低碳清洁能源研究院，北京 102209；4.中国矿业大学（北京） 能源与矿业学院，北京 100083）

0 引 言

神东矿区基岩以砂岩和砂质泥岩为主，具有典型弱胶结特性，岩石遇水后软化效果显著［1-4］。 在实现神东生态脆弱矿区煤炭资源保水开采和水资源保护的地下水库建设工程中，地下结构水-岩耦合动态稳定性是水库选址和建设的首要考虑因素［5］。 因此，研究神东矿区弱胶结砂岩或砂质泥岩的水理效应和水渗流特性具有重要的理论意义和工程应用价值。

弱胶结岩石遇水后物理力学性质发生明显变化，国内外学者对对此开展了诸多试验和机理研究。乌兰木伦煤矿3-1煤顶板砂质泥岩遇水后吸水试验表明，岩石的抗剪强度、黏聚力和内摩擦角随含水率地增加呈指数、负指数和线性降低，黏聚力和内摩擦角分别下降了77.9%和33.3%［6］。 姚强岭等［7］研究了宁东煤田含水砂岩-水耦合作用下物理力学性质及变形破坏特征，发现含水砂岩破坏形式由干燥状态下的沿轴向拉张破裂向端面碎裂破坏过渡。 何满潮等［8］建立了泥岩吸水过程函数，指出软岩吸水膨胀是深井软岩巷道产生大变形乃至坍塌的主要原因之一。 柳万里等［9］探讨了饱水作用对巴东组泥岩强度参数与变形特性及其能量演化的影响规律，并建立了力学特性、能量演化与微裂纹发育三者之间的内在联系。 纪洪广等［10］对鄂尔多斯红庆河矿区的弱胶结砂岩的遇水软化过程细观结构演化及断口形貌进行分析，揭示了岩石吸水过程的细观结构演化及细观断裂形貌和断裂机理。 贾海梁等［11］和张嘉凡等［12］建立了西部陕北矿区弱胶结软岩细观结构与宏观水理特性间的联系，并通过水理及力学特性试验测得了岩石的水软化系数为0.64。 滕腾等［13］定义了弱胶结砂岩力学参数的水理强化和弱化因子，建立了考虑砂岩变形率和水理效应的一维本构模型。 宋勇军等［14］基于核磁共振试验建立了不同干湿循环次数与损伤度之间的函数关系。

岩土工程施工对岩层水场产生扰动，裂缝岩体中水的渗流导致岩石含水性发生变化，进而引发水-岩耦合效应。 文志杰等［15］研发了煤矿地下水库底板渗流模拟试验系统并开展了相关试验，发现孔隙水压力和渗流量数据信息可以宏观表征岩层渗流情况。 LYU 等［16］通过测试获得了含单一裂缝弱胶结砂岩渗透率随围压增大而降低的试验规律。 张培森等［17］采用稳态和瞬态2 种方法测得不同应力作用下红砂岩渗透率，并对红砂岩加载过程中内部裂纹发展变化规律及渗流特性进行了分析，发现不同渗透压差下岩石渗透率演化与全应力-应变-渗流曲线规律一致。 陈家瑞等［18］进行了配径碎岩在两种不同变形历程下的渗透试验，指出破碎岩石变形历程对其水渗流特性无明显影响。 吴志军等［19］对含不同裂缝性状的砂岩试样开展裂缝岩石渗流试验，发现裂缝岩石试样的渗透特性与裂缝倾角和数量有关，岩石裂缝萌生和扩展受到渗透压力增加的影响。伍国军等［20］基于多孔介质有效应力原理，改进了饱和岩体孔隙率和渗透系数的动态演化模型，实现了围岩体受力破坏全过程的水-力完全耦合。 ZHAO等［21］发现破碎岩石的渗透率演化符合Forchheimer方程，试验结果明显区别于达西定律。 浦海等［22］建立了裂缝岩体水砂两相流动的格子Boltzmann 模型，推导了水砂两相的基本守恒方程，并建立了水砂两相流动系统的控制方程。 付宏渊等［23］对含6 种不同裂缝面粗糙度的粉砂质泥岩裂缝试样进行渗流试验，推导出了粉砂质泥岩裂缝渗流非线性Izabsh 模型。

目前，神东矿区布尔台矿煤炭开采灾害防控、地下空间开挖及利用工程已经涉及到水-岩耦合和水渗流问题，但系统的研究仍然缺乏。 针对神东矿区典型弱胶结砂质泥岩，通过岩石吸水、单轴压缩、三轴压缩、巴西劈裂和渗流等试验，开展了岩石力学水理软化效应和水渗流等共性问题的探讨与研究，研究结果能够有效丰富岩石力学基础理论并为神东矿区工程实践提供指导。

1 自然和饱水岩石力学特性对比分析

1.1 试样加工

试验所用岩石样品均来自神东矿区布尔台矿某地面钻井，为煤层顶板砂质泥岩，埋深450 m 左右，密度为2.44 g／cm3。 选取部分岩样，开展岩石的自然含水率测试和自然浸泡吸水试验。 试验前对部分岩样进行105 ℃烘干24 h 处理，自然冷却后采用纯水浸泡至饱和。 经测试，试验所用砂质泥岩的自然含水率为1.3%，饱和含水率为5.9%。 钻芯进一步加工成2 类试验所用标准岩样。 一类为直径（50±1） mm、高度（100±2） mm 的圆柱试样，用于压缩和渗流试验；另一类为直径（50±1） mm、高度（25±1）mm 的圆盘试样，用于巴西劈裂试验。 岩样要求上下端面平行度和端部平面度均小于0.02。 试样加工完成后需进行表面光滑处理，挑选出表面不含明显节理、裂缝等缺陷的岩石试样用于试验。

1.2 试验设备与方案

针对自然状态和饱水状态砂质泥岩样品，采用岩石应力-渗流-温度-化学耦合伺服试验系统（图1）进行测试。 试验过程中轴压和围压采用位移控制，加载速度为0.001 mm／s，围压控制分别为0、4、6和8 MPa。 为了减小岩样自身结构离散性引发的误差，每种含水和围压条件下均对开展多次重复测量，求取平均值。 试验获得自然和饱水2 种状态下岩石的变形特性和基础力学参数，并进行对比分析。

图1 岩石力学试验测试设备与试样Fig.1 Testing equipment for rock mechanics and samples

1.3 岩石压缩变形应力-应变曲线

图2 是围压分别为0、4、6 和8 MPa 下的轴向偏应力-轴向应变-环向应变曲线。 对比自然和饱水砂质泥岩的单、三轴压缩应力-应变曲线，可以看出饱水岩样的峰前塑性压密变形特征显现，峰后应力跌落迟缓，由脆性破坏向塑性破坏转化，说明岩样吸水后塑性增强，注水对布尔台矿砂质泥岩具有明显的软化效果。 饱水岩样的抗压强度明显低于自然状态岩样，详细的参数演化将在第1.5 节分析。

图2 自然和饱水岩样压缩破坏偏应力-应变曲线Fig.2 Curves of deviatoric stress-strain for natural and water-saturated rock samples

1.4 巴西劈裂力-位移曲线与抗拉强度

图3 为自然和饱水状态岩样巴西劈裂试验获得的岩石力-位移曲线。 从图3 可以看出，自然状态下的岩样破坏强度（力）明显大于饱水岩样。 自然状态下砂质泥岩峰前受力和变形近似满足弹性规律，峰值劈裂后力完全跌落，岩石脆性破裂特征显著；饱水状态岩样在水的软化作用下，巴西劈裂力-位移曲线显现出类似于饱水岩样单、三轴压缩变形时的压密、弹性和峰值前后塑性等阶段的变形特点，尤其是饱水岩样峰值破坏前后出现明显的塑性和波段式承载特征。 根据岩石力学巴西劈裂试验测试方法，获得自然状态下砂质泥岩的抗拉强度为4.03 MPa，饱水砂质泥岩的抗拉强度为1.38 MPa，岩石吸水后抗拉强度下降66%。 对比2 种状态下的单轴抗拉强度和抗压强度，发现砂质泥岩的抗拉强度约是抗压强度的1／10。

图3 自然和饱水岩样巴西劈裂力-位移曲线对比Fig.3 Curves of force-displacement by Brazilian Splitting Test for natural and water-saturated rock samples

1.5 自然和饱水岩样力学参数对比分析

图4 为不同围压下自然和饱水状态岩样的抗压强度对比。 可以看出，砂质泥岩的偏应力抗压强度随试验围压的增大而依次增大，且围压对砂质泥岩的抗压强度强化效果更为明显。 对于自然状态砂质泥岩，当围压从0 增大到8 MPa 时，岩石抗压强度由35.22 MPa 增大到63.24 MPa，增加了80%；对于吸水饱和后的砂质泥岩，岩石抗压强度由15.09 MPa增大到45.17 MPa，约增大了2 倍。 对比自然和饱水2 种状态的岩样，发现水对布尔台矿砂质泥岩的抗压强度具有明显的削弱作用，当围压从0 依次增大到4、6 和8 MPa 时，岩石吸水饱和后的抗压强度依次减小了57%、45%、38%和29%。 可以看出，受围压对岩石抗压强度强化作用的影响，水对砂质泥岩抗压强度的削弱作用随着围压增大而降低。

图4 自然和饱水岩样抗压强度随围压演化规律Fig.4 Evolution of compressive strength of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

图5 为不同围压下自然和饱水状态岩样的弹性模量对比。 可以看出，砂质泥岩的弹性模量随围压的增大而增大，且2 种状态下岩样弹性模量随围压的增大比例相近。 对于自然状态砂质泥岩，当围压从0 增大到8 MPa 时，弹性模量从3.81 GPa 增加到8.28 GPa，增大了1.2 倍；对于饱水状态砂质泥岩，弹性模量由2.75 GPa 增大到6.18 GPa，增大了1.3 倍。 对比自然和饱水2 种状态砂质泥岩，发现不同围压下的饱水岩样弹性模量均低于相同围压下的自然状态岩样，试验结果显示岩石饱水后弹性模量减小了25%～30%。

图5 自然和饱水岩样弹性模量随围压演化规律Fig.5 Evolution of elastic modulus of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

图6 为自然和饱水状态下岩样的泊松比随围压的演化图。 可以看出，围压对岩石变形泊松比具有显著影响。 当岩样由单轴压缩增加围压变为三轴压缩时，泊松比明显下降。 对比2 种状态岩样发现，当围压较小时，岩石吸水软化对环向变形能力的提升效果明显，导致饱水岩样泊松比明显大于自然状态岩样，如单轴压缩情况下，增大了16%；当围压较大时，泊松比的水理效应减弱，高围压环境起主导作用，2 种状态岩石的泊松比差异较小。

图6 自然和饱水岩样泊松比随围压演化规律Fig.6 Evolution of Poisson’s ratio of natural and water-saturated rock samples with confining pressure

2 不同围压下含裂缝砂质泥岩渗流特性

2.1 试验方案

利用稳态法开展含裂缝砂质泥岩的渗透率测试，测试岩样为直径（50±1） mm、高度（100±2） mm的含裂缝砂质泥岩圆柱。 试验围压伺服目标分别为2 MPa和4 MPa，对应的轴向压力伺服目标分别为4 MPa和6 MPa，采用0.05 mm／s 的位移控制速度加载。 渗流出水口连通大气压，进水口压力变化范围为0.2～1.1 MPa。 为减小测量误差，每个水压梯度下重复测量4 组数据，两组间时间间隔不小于1 min。

2.2 砂质泥岩渗流特性分析

大量研究表明裂缝岩体中的渗流近似满足达西定律［24-25］，试验获得表1 和表2 为2 组砂质泥岩试样（编号S-1 和S-2）在不同围压和不同渗透水压梯度下的渗透率测试结果。

表1 不同围压和水压梯度下岩样S-1 的渗透率测试结果Table 1 Permeability test results of rock sample S-1 under different confining pressures and water pressure gradients

表2 不同围压和水压梯度下岩样S-2 的渗透率测试结果Table 2 Permeability test results of rock sample S-2 under different confining pressures and water pressure gradients

图7 是围压分别为2 MPa 和4 MPa 下渗透率随渗透压力梯度的演化规律。 从图7 可以看出，随着注水压力梯度的增大，裂缝砂质泥岩的渗透率呈增大趋势；随着围压的增大，裂缝开度降低，渗透率减小。 以岩样S-1 为例，在围压2 MPa 下，当压力梯度由0.12 MPa 增大到0.91 MPa 时，岩样渗透率由5.72×10-15m2增加到13.77×10-15m2，增大了1.4 倍，而在4 MPa 围压下，由3.76×10-15m2增加到9.43×10-15m2，增大了1.5 倍。 对于围压2 MPa 下的岩样S-1，当水压梯度为0.45 MPa 时，岩样的渗透率出现局部下跌现象。 这是由于在增大渗透压力梯度过程中岩样裂缝通道内出现了局部崩解现象，崩落的碎屑堵塞部分通道，导致宏观渗透性降低。 尽管裂缝局部崩解导致的渗透降低，但渗透率随渗透压力梯度的增大趋势是显著的。 同样围压2 MPa 下岩样S-2 在水压梯度2 MPa 处渗透率局部下跌。

图7 不同围压和水压梯度下岩样渗透率演化规律Fig.7 Permeability evolution under different confining pressures and water pressure gradient

3 结 论

1）弱胶结砂质泥岩吸水饱和后塑性增强，软化效果显著。 单轴抗拉强度减小66%，岩石抗压强度减小29%～57%，围压越小，抗压强度软化效果越明显；弹性模量减小25%～30%，随着围压的增大而增大，但不同围压下2 类岩样弹性模量的增大比例相近；泊松比普遍增大，在低围压下，增大效果显著，在高围压下，增大效果可忽略。

2）试验所用砂质泥岩的抗拉强度约是抗压强度的1／10，且岩石吸水后该比值基本保持不变。

3）裂缝砂质泥岩的渗透率随着注水压力梯度的增大而增大，随着围压的增大而减小，但弱胶结砂质泥岩动态渗流过程中的裂缝通道局部崩解和闭塞导致渗透率减小。