酸性循环侵蚀下灰岩-土体渗透特性研究

摘要：

为研究酸性循环侵蚀程度对灰岩-土体渗透特性的影响，将酸性循环腐蚀后的灰岩试样与黏性红土制成岩-土组合体，在试验设置的4～14水力梯度范围内开展变水头试验，并引入有效腐蚀深度建立了界面渗透系数分析计算模型。结果表明：灰岩-土组合体渗透曲线呈短暂下降—相对稳定—逐渐上升3个阶段变化，拟合渗流速度与水力梯度具有良好线性关系，符合达西定律；灰岩-土组合体渗透系数随灰岩腐蚀程度增加而增大，增幅先减小后增加；灰岩界面渗透系数随腐蚀程度增大而减小，减幅急剧降低，推断是孔隙曲折度变化对界面渗透性造成的影响；对比灰岩-土组合体理论渗水量与实际渗水量可知，模型在短暂下降-相对稳定渗透阶段误差较小，模型适用性较好；结合灰岩试样腐蚀后SEM图像、灰岩-土组合体与纯土渗透曲线对比及渗透作用下灰岩质量损失可知，岩体结构的存在与岩样微观结构的改变，会导致灰岩-土体渗透性增强和抗水力侵蚀能力降低。

关" 键" 词：

水力侵蚀； 酸性循环侵蚀； 灰岩-土组合体； 灰岩界面； 渗透特性

中图法分类号： S157

文献标志码： 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

基金项目：

在渝高校与中科院所属院所合作项目“三峡库区地质灾害大数据智能预测预警云服务平台研发及应用”（HZ2021012）

作者简介：

李" 杰，男，硕士研究生，主要从事岩土工程相关领域研究。E-mail：2592011183@qq.com

通信作者：

程龙飞，男，教授，硕士生导师，博士，主要从事岩土工程相关领域研究。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.

文章编号：1001-4179（2024） 07-0212-09

引用本文：

李杰，程龙飞，孙大典，等.酸性循环侵蚀下灰岩-土体渗透特性研究

［J］.人民长江，2024，55（7）：212-220.

0" 引 言

中国西南喀斯特地区发育着大量的可溶性碳酸盐岩［1］，主要以灰岩为主。此外，人类活动和自然气候造成西南地区存在严重的酸雨，其中以重庆市为典型代表［2］。灰岩区水岩酸蚀作用将改变岩石矿物成分和结构特征，使岩石微观结构破坏和改变［3-4］，除导致宏观岩石力学性能劣化外，孔隙结构的改变还将影响岩石渗透性能。

前人已开展岩石渗透性能研究［5-8］，主要针对独立岩石块体在高压作用下其内部孔隙裂纹扩展下的渗透特性。在重庆市灰岩区，地表土壤形成速度极慢［9］、土层较浅薄，且受出露灰岩影响分布不连续，薄层土壤覆盖在岩石表面或分布于灰岩块体之间，灰岩与上覆或周围土壤直接接触［10］，在灰岩和土体共存的基础上探究灰岩-土体渗透特性更符合真实的流体入渗情况。Sohrt等［11］开展了原位场地灌溉入渗试验，结合染料示踪技术，观察水分运移情况，结果表明降雨入渗在岩-土界面形成优先流，与直接从土壤表面入渗相比，岩-土界面径流渗入速度更快，深度更大，具有更大的地下水补给潜力。优先流的形成主要是由于岩体结构的存在改变了周围覆土性质，建立了良好的渗流网络，在一定程度上减少了地表径流侵蚀，增加地下水，利于为岩区植物供水［12］。另有研究发现：靠近和远离岩石的土壤渗透特性差异显著，主要是因为不同部位土壤物理性质差异导致［13］；退耕对含不同类型（平直、外凸、内凹）出露岩石的岩土体入渗能力影响不同，对外凸型岩-土界面影响更为显著［14］；不同土地类型在不同岩层倾向（顺/逆）的土壤物理性质也存在差异，会对土体入渗能力造成影响［15］。Huang等［16］通过室内试验采用光敏树脂类岩石材料制作岩-土组合体试件，探究岩石表面不同粗糙度对岩-土组合体渗透系数影响，结果发现渗透系数随粗糙度增加而减少，其研究结果与Kim等［17］的研究结论相似。可见，岩石的存在形式、物理性质、结构特征等差异将对岩土体渗透性能造成影响。

岩-土体渗透特性是影响水土流失的重要因素，也是评价岩区涵养水源能力的重要指标［18］，岩溶区渗水、涌水问题事关岩区的安全与稳定性［19］，研究重要性不容忽视。前人对岩-土体渗透特性研究主要基于原位或室内试验对灰岩和土体进行整体研究，但研究对于不同腐蚀程度下灰岩-土体渗透特性和界面渗透特性方面缺乏定性及定量分析。因此，本研究选取灰岩为研究对象，通过室内酸性循环侵蚀模拟自然酸雨侵蚀特征，将灰岩与黏性红土制成灰岩-土组合体，开展变水头渗透试验，并结合SEM试验，探究灰岩-土组合体渗透系数与灰岩腐蚀程度的关系，引入有效腐蚀深度，提出灰岩-土界面渗透系数计算方法进行定量分析，以期为喀斯特灰岩区水分入渗、水土保持、抗侵蚀等研究提供思路和参考。

1" 材料与方法

1.1" 试验材料

1.1.1" 岩石材料

灰岩材料取自重庆市万州区新田镇，将取回的岩石材料进行切割、磨平，加工成直径50 mm、高100 mm的标准圆柱体试样共36个。对试样进行基本物理性质测试，包括块体密度参数、水理性参数、孔隙参数，具体物理参数见表1。此外，通过XRD衍射试验分析可知该批岩样主要成分为方解石，占比91%，其次是白云石占7%，其他物质为2%。

1.1.2" 土壤材料

土壤材料与取灰岩地同坡同向，利用环刀取原状土3份，用塑料薄膜密封包裹带回实验室测量其基本物理性质，包括密度试验、含水率试验、比重试验、界限含水率试验及颗粒分析试验，具体土壤物理参数与粒径百分含量见表2和图1。根据土样塑性指数和颜色判断为黏性红土，该土多为碳酸盐岩类矿物风化残积、坡积而成，具有一定黏性；土壤干密度较小，渗透性较好，经重塑压实后水稳定性较好，有一定抗水力侵蚀能力。

1.2" 试验方案

1.2.1" 酸性循环侵蚀试验

前人对岩石酸性腐蚀多采用封闭的、一次性的加酸浸泡，以求短期内达到一定的腐蚀程度［4，20-21］。但自然环境中水岩作用并非持续的，岩石通常经历周期性的酸性降雨、非酸性降雨、无雨风干3个侵蚀过程，对应本试验过程20 d酸液浸泡、5 d清水浸泡、5 d自然风干共30 d为一个酸雨循环周期，共设置0，30，60，90，120 d共5组侵蚀梯度，浸泡液用0.5 mol/L盐酸溶液与自来水配置成pH=3的酸液，每个周期开始都重新配置pH=3的溶液。由岩样主要成分可知，本酸蚀试验中主要发生如下反应：

CaCO3（方解石）+2H+→Ca++ CO2↑+H2O（1）

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

1.2.2" 渗透试验

试验基于达西定律，由于土粒具有一定黏性，渗透试验采用自制的变水头渗透装置进行，如图2所示。为模拟实际环境中灰岩区浅层出露岩石与周围土体接触形成竖向岩-土界面的情况，自制渗透装置直径为100 mm，高为100 mm，制作灰岩-土组合样时，岩石固定于中心位置，周围间隙进行填土覆盖，以装置中心为圆心，半径0～2.5 cm为岩样，2.5～5 cm为土样，岩样与土样体积比为1∶3。土体配置按照GB/T 50123-2019《土工试验方法标准》［22］规定的试验标准进行。具体过程为：取一定量风干土干燥过2 mm筛，以原状土干密度和含水率为标准计算配置一定体积所需干土质量和加水质量，配置完成后密封保存24 h［23］。向岩石周围填土时，渗透室壁均匀涂抹凡士林，土体等质量分5层填筑压实以控制每一层压实度，层间进行刮毛处理，提高整体性。灰岩-土组合体饱和采用低水压（1～2 kPa）缓慢饱和方式，待出水口水流均匀无气泡时开始测试。共测试10组平均水力梯度下的渗透系数，每组水头差控制为10 cm且平均水力梯度从4.5依次递增，记录每组水头下降所需时间，各腐蚀阶段记录两次有效渗透数据，渗透系数取平均值。

1.3" 分析方法

1.3.1" 灰岩-土组合体渗透系数

利用自制变水头装置，测试不同腐蚀程度灰岩-土组合体及不透水尼龙类岩石-土渗透系数，渗透系数Kt计算公式如下：

Kt=aLS1tlnH1H2（3）

式中：ɑ为变水头管截面积，cm2；L为渗径，cm；S1为组合体试件横截面积，cm2；t为H1到H2渗透时长，s；H1为初始水头差，cm；H2为终止水头差，cm。

1.3.2" 灰岩-土界面渗透系数

霍润科等［24-25］研究表明水岩化学作用存在渗透区和未渗透区，本文认为渗透区内液体从岩石外表面均匀径向入渗，酸液与矿物发生溶蚀反应造成其质量损失、孔隙增加的深度均匀且一致，将该深度范围定义为有效腐蚀深度，如图3界面模型图中δ2为有效腐蚀深度，d为灰岩直径。在低渗压和短时间内灰岩几乎为不透水层，假定灰岩只在径向有效腐蚀深度范围内发生竖向有效渗透，则将灰岩-土界面厚度δ定义为

δ=δ1+δ2

（4）

式中：δ1为灰岩与土间有效开度，cm；δ2为岩石有效腐蚀深度，cm。

根据总流量相等原理［17］，将组合体单位时间总流量Qt表示为土体部分贡献流量Q0、界面δ1贡献流量Q1与界面δ2贡献流量Q2之和：

Qt=Q0+Q1+Q2（5）

式中：由于试验采用压实器对土体进行紧密压实，土粒与岩石完全贴合，认为有效开度δ1=0，即Q1=0；Q0由不透水尼龙类岩石-土组合体理论渗透系数求得。则式（5）改写为

Qt=Q0+Q2（6）

根据达西定律：

KtjS1=K0jS1-S2+K2jS3（7）

得腐蚀界面渗透系数K2：

K2=KtS1-K0S1-S2S3（8）

式中：Kt为组合体渗透系数，cm/s；S2为灰岩截面积，cm2；K0为土体部分理论渗透系数，cm/s；S3为腐蚀灰岩界面渗透截面积，cm2；j为水力坡降。

取微元圆心角dθ，则在dθ微元范围内界面截面积为

ds=12d22dθ-12d2-δ22dθ（9）

对式（7）两边在0～2π积分得：

S3=πdδ2-δ22（10）

代入式（8）得：

K2=KtS1-K0S1-S2πdδ2-δ22（11）

1.3.3" 有效腐蚀深度

渗透区颗粒酸蚀溶解，孔隙增加，其孔隙增量Vn为

Vn=Δm/ρd（12）

式中：Δm为各循环腐蚀阶段灰岩质量损失，g；ρd为灰岩干密度，g/cm3。

当灰岩酸性循环侵蚀T时间后，根据渗透区孔隙增量与总孔隙体积之比等于渗透区体积与岩样体积之比［26］：

Vnn0V+Vn=πLd22-d2-δ22πLd22（13）

式中：V为岩样体积，cm3；n0为岩样初始孔隙率，%；L为岩样高度，cm。

联立式（12）～（13）得有效腐蚀深度δ2：

δ2=d21-" 1-Δmn0ρdV+Δm（14）

将式（14）代入式（11）即得酸性循环侵蚀作用下灰岩界面渗透系数K2：

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

式中：Kt、K0、Δm均可通过试验求得，n0、ρd见表1。

2" 结果分析与讨论

2.1" 结果分析

2.1.1" 酸蚀作用下灰岩-土组合体渗透特性

如图4为灰岩-土组合体在不同腐蚀程度下渗透系数与渗流速度随水力梯度的变化关系。在试验设置的水力梯度4～14范围内，渗透系数曲线总体呈现短暂下降—相对稳定—逐渐上升三阶段特征。由于试件饱和过程水头维持在10～20 cm，水压相对较低，土粒与水分运移通道相对稳定，渗透开始时水压突然增大削弱土粒稳定性，水力冲刷作用使土粒发生剪切破坏并随着水流方向快速移动，导致饱和状态原有通道被土粒沉积堵塞，水分运移通道变窄，渗透系数降低，下降阶段在水力梯度5～7范围内可达到稳定，各腐蚀阶段下降幅度分别为4.33%、12.17%、7.28%、8.94%、7.83%；随后达到相对稳定渗透阶段，该阶段渗透系数起伏较小，土粒被冲刷而重新排列，达到新的相对稳定渗透状态，该状态水分运移稳定；

随着水力梯度逐渐增大，渗透系数在水力梯度10～12范围内出现上升趋势，

相对稳定状态被打破，土粒状态再次被冲刷改变，该现象也表明灰岩-土体开始受到水力侵蚀。图4中渗流速度随水力梯度增大而增加，线性拟合发现从起始渗透水力梯度开始渗流速度与水力梯度的一次方成正比，平均拟合度R2=0.963 57，拟合程度较高，渗流速度与水力梯度呈线性关系说明灰岩-土组合体渗透特性基本符合达西定律。

以灰岩各腐蚀阶段浸泡后孔隙率和初始孔隙率定义岩样的损伤变量D表示灰岩损伤程度［27］：

D=nt-n01-n0（16）

式中：nt为循环酸蚀t时刻孔隙率，%；n0为初始孔隙率，%，未腐蚀岩样D为0。本试验共设置了10个依次递增的平均水力梯度，取曲线相对稳定阶段渗透系数平均值作为不同酸蚀程度下灰岩-土组合体渗透系数，其值分别为3.85×10-5，5.70×10-5，6.84×10-5，7.67×10-5，8.69×10-5 cm/s，各阶段渗透系数与循环腐蚀时间和损伤变量关系如图5所示。由图5可知，灰岩-土组合体渗透系数随酸性循环腐蚀时间或损伤变量增加而增大。

2.1.2" 酸蚀作用下灰岩界面渗透特性

通过式（14）和式（11）计算出各腐蚀阶段灰岩有效腐蚀深度δ2和灰岩界面渗透系数K2，如表3所列。本研究假定灰岩试样未经循环腐蚀时损伤度为0，即未损伤状态，此时对应的有效腐蚀深度为0，灰岩界面对灰岩-土体渗透量没有贡献。随着循环腐蚀时间增加，各阶段灰岩试样质量损失和有效腐蚀深度都随腐蚀程度增加而增加，由于钻芯取样的灰岩块体初始未受损伤，结构致密稳定，抗酸蚀能力较强，导致腐蚀第一阶段平均质量损失较小，仅为0.03 g。将有效腐蚀深度代入式（15）计算灰岩界面渗透系数分别为0，5.57×10-3，2.03×10-3，1.62×10-3，1.56×10-3 cm/s，呈减小趋势，从腐蚀一个周期起减幅分别为63.55%、20.20%、3.70%，急剧降低。界面渗透系数虽呈减小趋势，但仍大于土体部分理论渗透系数5.38×10-5 cm/s，平均渗透系数是土体的50.09倍，与Kim等［17］试验结果接近。

2.1.3" 界面渗透系数计算模型适用性分析

为验证1.3节计算模型的适用性，利用灰岩界面渗透系数计算灰岩界面渗水量，加上土体部分理论渗水量得出整个灰岩-土组合体单位时间理论渗水量，探讨渗透全过程平均渗水量、短暂下降-相对稳定阶段平均渗水量（一、二阶段）以及相对稳定阶段平均渗水量（第二阶段）理论值与实际测量平均值的贴合程度。如图6所示，理论值与实测值吻合度由大到小依次为相对稳定阶段＞短暂下降-相对稳定阶段＞全过程，3种情况的理论值与实测值平均相对误差分别为0.17%、1.11%、6.49%。可见利用式（13）为基础推算的总渗透量在灰岩-土体开始发生水力侵蚀之前贴合度较高，适用性较强；而对于全过程渗透量相对误差大于5%，偏差较大，适用性偏低，原因主要是第3阶段灰岩-土体抗水力侵蚀能力下降，临界面土体颗粒易受水力侵蚀而剥落、运移，且灰岩界面在较高水力梯度下产生的压力溶解量和渗透侵蚀量随之增大，此时土体理论渗透系数和灰岩界面渗透系数将发生局部突变，再采用理论值与相对稳定值代入计算则不再适用。

2.1.4" SEM试验结果与图像分析

为了更直观地说明灰岩岩样腐蚀后孔隙结构变化对灰岩-土体渗透系数的影响，本文取腐蚀0，30，60，90 d灰岩试样表面薄片（无土粒）进行电镜扫描试验，从微观尺度分析岩样孔隙结构特征，并利用Image-Pro Plus 6.0（IPP）图像处理软件对孔隙数量、面积及平均孔径进行提取，定量分析孔隙结构变化。如图7可知，岩样未腐蚀状态下，矿物晶体呈块状分布，表面较为平整，块体间存在微裂隙，天然溶蚀大孔洞较少，孔径较小；随着腐蚀程度增加，溶蚀30 d时岩样表面发生显著变化，块状晶体出现破碎瓦解，细小微裂缝增加，矿物颗粒呈散碎状态，表面平整度降低，孔隙大小增加；腐蚀60 d后，岩样大晶粒破碎瓦解呈簇状和片状，孔隙发育明显，表面晶粒光滑度显著降低，粗糙质感增强，存在明显腐蚀痕迹；腐蚀90 d后，岩样表面大块状晶粒几乎完全溶解，各种微小孔裂隙发育，孔隙数量明显增多，部分颗粒之间呈丝状或杆状连接，整体形成溶蚀孔洞发育的网状结构。

利用MATLAB软件编写代码对SEM图片进行二值化处理，将其转化为灰度值为0和1的二值图。如图8为腐蚀30 d岩样的SEM二值图。利用IPP图像处理软件提取孔隙特征值如表4所列。表中所示孔隙面积平均值与孔隙等效平均直径均随腐蚀程度的增加呈先增加后减小趋势，可见腐蚀开始后块状颗粒溶蚀成粒状、片状，大尺度孔隙形成，表面凹凸状明显。随着腐蚀进行，大孔隙又被溶蚀形成多个小孔隙，孔隙尺度更加均匀。表中总孔隙面积总体呈增加趋势，腐蚀90 d已达到387.70 μm2，是未腐蚀状态的3.47倍。由孔隙数量可知，未腐蚀状态孔隙数量＜腐蚀30 d＜腐蚀60 d＜腐蚀90 d，且孔隙大小亦有差异，未腐蚀状态孔隙尺寸较小，等效平均直径为1.06 μm，为腐蚀30，60 d等效平均直径的77.94%、85.48%，腐蚀90 d时孔隙网状结构显著，孔隙数量达到246个，分别为未腐蚀、腐蚀30 d、腐蚀60 d的2.10、1.71、1.70倍。

综上，灰岩在酸蚀作用下其微观结构损伤主要表现为大块状晶粒逐渐溶蚀瓦解，微孔裂隙逐渐扩展发育形成较大孔隙，大孔隙溶蚀发展成较多且均匀的小孔隙，矿物颗粒之间接触弱化，结论与刘海燕等［28］对

石灰岩溶蚀损伤过程分析有相似之处。可见，随灰岩腐蚀程度增加，孔隙总面积与总数量增加将会增大灰岩渗透作用下单位时间渗透量，增大灰岩的渗透性能。

2.2" 讨 论

2.2.1" 灰岩界面渗透受限的原因分析

本试验配土在理论上保持一致，各阶段土体部分渗透量贡献值相同，灰岩-土组合体渗透系数逐渐增大根本是由于酸蚀作用使岩石矿物颗粒溶解，孔隙增加，有效侵蚀深度随之增加，导致界面δ2范围内单位时间渗透量显著增大；其渗透系数增幅减小表明随着酸蚀周期增加，灰岩-土组合体渗透系数增加受到一定限制，这种限制主要发生在灰岩界面。

灰岩界面渗透系数呈减小趋势，直观原因是灰岩有效腐蚀深度增加导致界面竖向渗透截面积S3增大，同时灰岩-土组合体渗透系数增大反映了界面δ2单位时间渗透量Q2增大，但界面渗透截面积增幅大于界面渗透量增幅，根据达西定律计算可知界面K2数值上呈减小趋势。事实上，界面渗透系数减小除与孔道结合水微电场效应有关外［29］，Huang等［16］研究证明类岩石-土体渗透系数还受界面粗糙度影响，界面粗糙度越大，渗流路径和阻力越大，渗透系数越小；Xie等［30］也认为土-结构界面存在一个最佳界面粗糙度使得防渗能力达到最大值。由此推知本试验中灰岩界面渗透系数减小的主要原因在于酸蚀作用造成灰岩孔隙结构特征改变，同时孔隙结构改变又导致灰岩孔隙粗糙度或复杂度增加，渗流路径曲折度增大，对灰岩-土体渗流造成了限制和阻碍，导致界面渗透系数减小。减幅急剧减小表明界面复杂度对渗透系数限制会达到极限，此时界面渗透系数减小至趋于最值。结合前文灰岩-土组合体渗透系数增幅呈先减小后增加趋势，推断最值后界面渗透系数将随灰岩腐蚀程度增加而增加，与前人认为界面存在最佳粗糙度结论一致，后续研究将进一步验证。

2.2.2" 灰岩-土组合体抗水力侵蚀能力分析

彭旭东等［31］认为基岩与土层之间缺乏过渡层，存在软硬差异，这将导致基岩覆土黏聚力和亲和力下降，易发生水土流失；Vakili等［32］指出不同材料层材料颗粒差异会导致界面处发生接触侵蚀；臧俊等［33］对经历1 a渗流冲刷作用的岩-土界面进行研究，发现渗流对土壤的冲刷作用主要位于距界面水平距离0～2 cm以内。本研究通过纯土渗透曲线与灰岩-土组合体渗透曲线对比发现，基岩结构的存在使得岩-土组合体抗水力侵蚀能力降低，与上述研究存在相似性。试验中各腐蚀阶段灰岩-土组合体渗透系数在第三阶段都呈现逐渐上升现象，这与相同水力梯度下纯黏性红土体渗透特征明显不同（图9）。

图9所示黏性红土渗透曲线在相同水力梯度下只存在短暂下降-相对稳定两个阶段，在试验设置水力梯度下并未出现明显侵蚀现象，要使土体发生水力侵蚀需要更高的水压力。这说明灰岩的存在降低了土体颗粒间的摩擦力和黏聚力，使土粒结构在水力侵蚀下易于失稳破坏。根据前人研究，这种影响主要发生在岩-土界面处。

抗侵蚀能力降低还体现在各阶段灰岩微观结构变化和渗透后灰岩质量变化。SEM图像中微观矿物晶体由面-面接触到线-线、线-点接触，再到点-点、丝状接触，腐蚀导致晶体颗粒间接触不断弱化、甚至断裂，黏结强度降低；同时，各腐蚀阶段灰岩渗透后质量均减小，损失量分别为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），质量损失率为0.033%、0.037%、0.044%、0.048%、0.051%，在低渗压作用下，渗透侵蚀质量损失受腐蚀程度影响较小，总体呈随腐蚀程度增大而增加的趋势。综上，灰岩-土组合体抗水力侵蚀能力随腐蚀程度增加是逐渐减弱的，在渗透水力侵蚀下更容易发生侵蚀破坏，诱发岩-土体失稳。

2.2.3" 展望与改进

本文考虑循环酸蚀作用，综合研究岩-土体渗透性能，研究成果在一定程度上反映了喀斯特灰岩区显著的水体地表流失和地下漏失行为［34］；同时也证实了水土保持和储水能力较差除与长期风化、水力侵蚀导致灰岩与土间有效开度δ1持续产生并增加有关外，还与灰岩长期受到化学侵蚀，导致其内部界面δ2渗透特性变化相关。整个灰岩-土体渗透性增强势必会导致灰岩区水土流失、上层水源缺失情况加剧，因此对喀斯特灰岩区水土流失治理也应着重考虑界面渗漏防治，对水源的储集与流向应考虑岩体深部裂隙和地下空间等。

由于室内试验具有局限性，本试验灰岩覆土实际配制土样仍存在一定差异；且计算时视灰岩与土体间的有效开度δ1为0，是受限于测量条件的理想化假设，与室内实际状态或自然环境岩土体受长期化学、水力侵蚀下的自然状态存在差异，后续研究应考虑实际条件进行改进。

3" 结 论

本研究通过室内模拟灰岩酸雨循环侵蚀，与黏性红土制作组合体试件开展变水头渗透试验与SEM试验，从定性及定量角度对试验结果进行分析，得到以下结论：

（1） 在试验设置的水力梯度下，灰岩-土组合体渗透过程呈短暂下降—相对稳定—逐渐上升三阶段变化。灰岩-土组合体渗透系数随灰岩腐蚀时间和损伤程度的增加而增大，增幅先减小后增加。

（2） 界面渗透系数随腐蚀程度增大而减小，原因在于酸蚀导致界面渗透曲折程度增加，渗透阻力增大。渗透系数减幅急剧降低表示曲折度对渗透的阻滞能力存在极限。

（3） 对比理论渗水量与实际渗水量可知，本文提出的界面渗透系数计算模型更适用于灰岩-土组合体短暂下降-相对稳定渗透阶段。

（4） 岩样孔隙面积与数量增加，岩-土体相比于纯土渗透第三阶段提前，以及渗透作用下质量损失增大，上述现像均表明酸蚀作用将会促使灰岩-土体渗透性能降低，降低其抗水力侵蚀能力。

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（编辑：郑 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