围压和渗透压作用下塔木素深部黏土岩渗透及强度特性试验研究

胡清波，梁海安,2，杨 婷，刘晓东，王 瑜，张龙鹏

(1.东华理工大学 土木与建筑工程学院，南昌 330013；2.东华理工大学 核资源与环境国家重点实验室，南昌 330013；3.东华理工大学 地球科学学院，南昌 330013)

1 研究背景

近年来，多物理场作用下岩石力学特性已成为地下工程领域研究的热点。对于渗流场和应力场共同作用下岩石破坏及渗透性变化规律，已有学者进行了研究，并取得了丰富的成果[1-3]。在高放射性废物深地质处置中，巷道围岩多处于复杂应力场和渗流场中，二者相互作用导致围岩产生扰动和破坏，围岩渗透性和强度将发生改变。塔木素黏土岩是我国高放射性废物处置库预选围岩之一，在渗流-应力作用下其渗透特性及强度特性研究是处置库场址评价中的关键，对黏土岩处置库的设计开挖具有重要的意义。

目前，国内外诸多学者对黏土岩的渗流-应力耦合特性展开了研究。贾善坡等[4-5]结合比利时Boom黏土岩室内试验和现场试验，建立了渗透性演化数学模型，并对巷道围岩渗透参数进行了反演；于洪丹等[6-7]对Boom黏土岩进行了大量室内试验，研究了Boom黏土岩的渗流-应力耦合及流变等力学特性，建立了表征Boom黏土岩力学行为的数学模型；Bésuelle等[8]分析了Boom黏土岩在不同受力状态下的渗透率变化，指出渗透率的大小与平均有效应力相关，应力从1 MPa升至32 MPa，黏土岩渗透率下降近2个数量级；Ma等[9]分析了Boom黏土岩在围压加卸载等不同受荷条件下渗透率的演化；Guillon等[10]对非饱和状态下法国Callovo-Oxfordian黏土岩渗流-应力耦合特性及力学各向异性等进行了研究，提出了多孔介质耦合弹性模型非线性方程；Seyedi等[11]对开挖过程Callovo-Oxfordian黏土岩渗流-应力耦合特性进行了数值模拟；Zhang[12]对Callovo-Oxfordian黏土岩进行了静水压力下加卸载试验和破坏过程中渗透率演化试验，研究了不同受力状态下黏土岩的渗透特性；Crisci等[13]对瑞士Oplinus黏土岩的渗透各向异性进行了分析，指出其渗透系数约为10-11～10-14m/s，且与层理相平行的方向渗透系数更大；Marschall等[14]进行了大量的Oplinus黏土岩原位试验，研究了EDZ(excavation damage zone)渗流-应力耦合特性，并提出Oplinus黏土岩损伤等多物理场耦合过程的双曲线闭合关系。国内高放射性废物处置库的研究起步较晚，早期研究主要集中于花岗岩。近年来，对黏土岩渗流-应力耦合特性的研究也取得了一些成果。车申等[15]通过甘肃陇东黏土岩物理力学试验，得到了黏土岩的基本物理力学指标，并对渗透装置进行了改进，从而测得陇东黏土岩渗透系数；胡海洋[16]对塔木素黏土岩的力学特性及渗透性进行了试验研究，初步评价了该黏土岩作为高放射性废物处置库围岩的可行性；赵守勇[17]对黏土岩进行了温度-渗流-应力耦合试验，研究了黏土岩三场耦合特性及数学模型。

本文通过内蒙古塔木素黏土岩围压加卸载下渗透率演化试验和不同围压、渗透压下全应力-应变渗透率试验，分析其渗透和强度特性。综合考虑围压和渗透压对黏土岩强度的影响，引入围压强化系数和渗透压弱化系数，提出一种考虑围压和渗透压共同作用的黏土岩强度准则，克服了Mohr-Coulomb和Hoek-Brown强度准则仅考虑围压变化的局限。

2 塔木素深部黏土岩渗透及强度特性试验

2.1 围压加卸载下塔木素黏土岩渗透率演化试验

处置硐室的开挖及支护中，围岩会出现加卸荷的情况，由于围岩的扰动，该过程围岩渗透率会发生较大变化。因此，对黏土围岩进行强度范围内围压加卸载下的渗透率演化试验具有非常重要的意义。

为研究塔木素黏土岩强度范围内围压加卸载下的渗透率演化规律，采用如图1(a)所示的岩石渗透分析仪进行试验。采用如图1(b)所示的平行于层理和垂直于层理方向的黏土岩样进行试验，岩样取自塔木素深钻孔500、600、700 m 3个目标层位，试样情况见表1。试验进行了7个围压加载和卸载特征点的监测，分别为5、8、10、15、20、25、30 MPa，围压先从5 MPa升至30 MPa，再从30 MPa降至5 MPa，过程中按围压设定点依次监测渗透率的变化。

图1 岩石渗透分析仪及饱和后黏土岩样Fig.1 Rock permeability analyzer and saturated clay rock samples

表1 围压加卸载下渗透率演化试验岩样Table 1 Rock samples for permeability evolution test under confining pressure’s loading and unloading conditions

加卸载试验过程中，黏土岩渗透率随围压的变化如图2所示。从图2可知，强度范围内，围压增加，黏土岩渗透率减小，卸载过程渗透率逐渐增大，但回升值与初始值不同。由于围压加卸载，岩样发生损伤，出现不可逆的塑性变形，试验完成后渗透率不能恢复到原始值；在围压加载初期,渗透率减小速率大，围压达到10 MPa后，渗透率减小速率变缓，趋于稳定。加载前期渗透率减小速率快是由于试样处于孔隙裂隙压密过程，渗流通道快速减小。而围压达到10 MPa后，岩样内部密实度增大，可压缩孔隙较少，渗流通道变化不明显，加载后期渗透率减小缓慢。

图2 围压加卸载过程渗透率随围压的变化Fig.2 Variation of permeability with confining pressure during loading and unloading

围压加卸载中，塔木素深部黏土岩的渗透率均处于10-20m2的数量级，平行于层理方向渗透率更高。比较不同深度黏土岩渗透率可知，随深度增加，黏土岩致密程度增大，渗流通道变小，渗透率降低。分别对围压加载和卸载过程的渗透率-围压关系进行拟合，如图3和图4所示。通过对比不同函数下二者关系的拟合精确度可知:在加载过程二者关系满足指数函数关系；在卸载过程满足幂函数关系。

图3 围压加载过程渗透率-围压指数函数拟合曲线Fig.3 Exponential function fitting curves of the relationship between permeability and confining pressure in loading stage

图4 围压卸载过程渗透率-围压幂函数拟合曲线Fig.4 Power function fitting curves of the relationship between permeability and confining pressure in unloading stage

2.2 不同围压和渗透压下塔木素黏土岩全应力-应变渗透率试验

为研究黏土岩破坏过程中应力-应变及渗透率-应变关系，对塔木素黏土岩进行全应力-应变过程的渗透率试验。试验仪器采用TAW-2000微机控制伺服岩石三轴试验机，岩样采用尺寸为Φ50 mm×100 mm的圆柱形标准试样，加载方式为位移控制加载，加载速率控制为0.005 mm/min，围压分别设置为5、10、15 MPa，渗透压分别为0、2、5、8 MPa，试验时围压与渗透压加载达到设计值，过程中保证围压始终大于渗透压，以防热缩管因渗透压施加过大而胀坏。试验结束运用达西定律计算岩石渗透率，试验结果如表2所示，应力-应变曲线及渗透率-应变曲线如图5所示。

表2 塔木素黏土岩全应力-应变渗透率试验结果Table 2 Permeability test results of Tamusu clay in complete stress-strain process

图5 不同围压和渗透压下应力-应变与渗透率-应变关系曲线Fig.5 Stress-strain curves and permeability-strain curves under different confining and osmotic pressures

由图5可知，与大多数岩石全应力-应变渗透率演化过程相比，塔木素黏土岩全应力-应变渗透率试验结果具有相同的规律：①应力-应变曲线峰值后段黏土岩的渗透率普遍大于峰值前段，渗透率的较大值位于曲线峰后软化阶段，而较小值则对应弹性阶段；②黏土岩渗透率在应力-应变曲线峰值后段存在突然增大的“突跳”现象，在突跳前渗透率水平较低，而在突跳时曲线斜率增大，此时的渗透率剧增到最大值，或接近最大值；③黏土岩的渗透率与应力状态密切相关，峰值前岩石未发生明显破坏，渗透率将保持在较低水平，而一旦进入峰后破坏阶段，渗透率将远大于弹性阶段。

全应力-应变过程中，黏土岩渗透率处于10-20m2数量级，与围压加卸载试验结果一致。在渗透压相同时，随围压增加，峰值强度增大，渗透率呈降低趋势。随着围压的升高，黏土岩受到的侧限增大，岩石内部缺陷的扩展受到抑制，其承载能力增大；同时黏土岩的原生孔隙会在加载初期逐渐压密闭合，其内部流体能通过的通道减小，此时黏土岩渗透率会降低，直至出现塑性变形，其渗透率会增大，并在岩样破坏的瞬间出现剧增的突变现象。当围压相同时，随渗透压的增大，峰值强度减小，渗透率出现增加的趋势。该过程渗透压的增大导致岩石损伤进程加快，渗透压的存在可以降低起裂应力，在同样变形情况下岩石损伤破坏提前，此时峰值强度减小，渗透率增大。

在围压分别为5、10、15 MPa条件下，渗透压从2 MPa增至8 MPa，岩石的峰值强度平均减小了15.24%；在渗透压分别为2、5、8 MPa条件下，围压从5 MPa到15 MPa，围压每增大5 MPa，岩石的峰值强度平均增大了41.19%；在围压相同的条件下，渗透压增大6 MPa，峰值强度平均降低15.24%；在渗透压相同的条件下，围压增大5 MPa，峰值强度平均增大41.19%。从上述可以看出，围压这一因素在黏土岩峰值强度变化中占主导，渗透压对强度的影响相对较小。

岩石变形初期，渗透率主要受轴向应力的影响，岩样原生缺陷被压密闭合，因此初始渗透率有降低的趋势，处于较低水平。随着轴向压力的持续增大，岩样内部的原生裂隙开始发生扩展，伴随新裂纹的出现并逐渐贯通，此时渗透率上升，直至上升到渗透率极值，该过程存在一个渗透率激增的突变点。渗透率峰值通常滞后于轴向应力峰值。由于岩样在达到强度极限时瞬间破坏，无法测出峰后阶段岩石渗透率的变化情况。

2.3 国内外处置库黏土围岩强度及渗透性对比

与国外相比，国内高放射性废物处置库黏土围岩研究起步较晚，将塔木素黏土岩与国外黏土岩强度特性与渗透性进行对比，如表3所示。

表3 塔木素黏土岩与国外黏土岩强度及渗透性对比Table 3 Comparison of strength and permeability between Tamusu clay and foreign clays

表3中，塔木素黏土岩与法国黏土岩试样深度均为500 m左右，其强度与渗透性较为一致；瑞士黏土岩与比利时黏土岩埋深较小；比利时地下实验室埋深最小，为223 m，因此其强度最小，致密程度低，渗透性大于其他国家处置库黏土围岩。塔木素黏土岩渗透率水平处于约10-20m2数量级，与法国和瑞士黏土岩液测渗透率较为一致，与比利时黏土岩相比小一个数量级。比利时黏土岩的孔隙度约为36.5%，孔隙度较高，即渗流通道更多，因此渗透率也相对更高。塔木素黏土岩以纳米孔喉和微毛细管孔喉为主，经测量孔隙度为0.4%～19.0%，属极致密岩，因此渗透率也比较低。低渗透率能够有效组织核素的迁移，因此塔木素黏土岩较好地满足了高放射性废物地质处置要求地下介质渗透性低的这一关键条件。

3 塔木素黏土岩围压和渗透压作用下的强度特性分析

3.1 围压对黏土岩强度的影响

由表2和图5可知，渗透压一定时，围压越大，塔木素黏土岩的强度越大。因此，为反映围压对黏土岩强度的影响，定义围压强化系数λ为

(1)

式中：σm为渗透压为0时，围压σ3对应的峰值强度；σc为单轴抗压强度。

3.2 渗透压对黏土岩强度的影响

当围压一定时，随着渗透压的增大，黏土岩强度降低。因此，为反映渗透压的施加对黏土岩强度的影响，定义渗透压弱化系数η为

(2)

式中σw为围压为0、施加渗透压ΔP时所对应的峰值应力。

结合表2的试验结果，通过式(1)和式(2)进行计算，可以得到黏土岩围压强化系数和渗透压弱化系数，如表4所示。从影响系数的计算结果和图6可以看出，在上述试验条件下，围压对塔木素黏土岩强度影响起主导作用，围压强化系数大于渗透压弱化系数，因此影响系数在一定程度上可以反映围压和渗透压对黏土岩强度的影响。

表4 围压强化系数与渗透压弱化系数计算结果Table 4 Calculation results of enhancement coefficient λ and weakening coefficient η

4 考虑围压和渗透压共同作用的塔木素黏土岩强度准则

基于前文进行围压和渗透压共同作用下的塔木素黏土岩的全应力-应变试验结果，运用几种常用的强度准则对试验结果进行拟合分析，探讨渗透压作用下各强度准则的适用性。采用Mohr-Coulomb强度准则进行拟合的结果如图6(b)所示，采用Hoek-Brown强度准则对试验结果进行拟合的结果如图7所示。

图6 黏土岩强度与渗透压、围压的关系Fig.6 Relations of strength against osmotic pressure and confining pressure of clay rock under different osmotic pressures

图7 Hoek-Brown强度准则拟合结果Fig.7 Fitting results with Hoek-Brown strength criterion

从图6(b)、图7可以看出，Mohr-Coulomb强度准则能较好地反映在不同渗透压条件下，塔木素黏土岩强度随围压的变化，而Hoek-Brown强度准则的拟合结果和试验结果的吻合度与Mohr-Coulomb强度准则拟合结果相比较低。此外，2种强度准则均只能反映单一条件下黏土岩强度的变化，无法反映围压与渗透压2个影响因素共同作用时，其变化对黏土岩强度的影响。因此，为克服这一局限，本文考虑围压和渗透压的共同影响，建立黏土岩的强度准则，以达到表征塔木素黏土岩在围压和渗透压共同作用下的强度特性。

引入前文定义的围压强化系数λ和渗透压弱化系数η，联合Mohr-Coulomb强度准则，对塔木素黏土岩强度准则进行重新定义，即

(3)

采用式(3)对图8中的试验数据绘制的三维曲面进行拟合，如图9所示，拟合函数为：σ1=5.35σ3-1.85ΔP+34.58，拟合精度R2=0.99。

图8 围压和渗透压作用下塔木素黏土岩强度试验结果Fig.8 Strength test results of Tamusu clay rock under confining pressure and osmotic pressure

图9 考虑围压和渗透压共同作用的强度准则拟合结果Fig.9 Fitting result by the strength criterion considering both confining pressure and osmotic pressure

对比图8和图9可知，本文通过引入围压强化系数和渗透压弱化系数定义的考虑围压和渗透压共同作用的强度准则式(3)能很好地表征塔木素黏土岩的强度特性，与Mohr-Coulomb和Hoek-Brown强度准则相比，可同时反映出塔木素黏土岩在地下深部应力场和渗流场共同作用环境中的真实力学响应，克服了仅考虑单因素的局限。

5 结 论

本文对塔木素黏土岩进行了不同围压加卸载下渗透率演化试验和不同围压、渗透压下全应力-应变渗透率试验，对其渗透和强度特性进行了分析。考虑围压和渗透压对黏土岩强度的共同影响，引入围压强化系数和渗透压弱化系数定量反映围压和渗透压对黏土岩强度的影响，并结合不同强度准则在表征黏土岩强度特性中的适用性对比，提出一种考虑围压和渗透压共同作用的黏土岩强度准则，得到以下结论：

(1)塔木素深部黏土岩的渗透率均处于10-20m2的数量级，平行于层理方向渗透率更高；在加载过程，塔木素黏土岩渗透率与围压的关系满足指数函数关系，在卸载过程满足幂函数关系。

(2)全应力-应变过程中，相同渗透压时，围压越大，塔木素黏土岩强度越大，渗透率越小；相同围压时，渗透压越大，塔木素黏土岩强度越小，渗透率越大。黏土岩围压强化系数大于渗透压弱化系数，一定程度上反映了围压与渗透压共同作用时，围压对黏土岩强度的影响占主导作用。

(3)考虑围压和渗透压共同作用的强度准则能更为准确地反映高放射性废物处置库塔木素黏土围岩的力学强度特性，克服了Mohr-Coulomb和Hoek-Brown强度准则仅考虑围压变化的局限。