Experimental study on seepage characteristics of columnar jointed rock mass with different cross-section shapes
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摘要: 随着以金沙江白鹤滩为代表的重大水电工程建设实践，掌握高围压、高水压为代表的复杂应力环境下工程岩体的力学及渗透性特征具有重要意义。以坝基岩体柱状节理玄武岩为研究对象，依据现场勘测数据及柱状节理岩体结构特征，制备了具有不同倾角β的四棱柱、六棱柱两种柱状节理相似材料模型试样，进一步开展真三轴应力-渗流耦合试验，试验结果表明：不同截面特征的柱状节理岩体均具有较强的渗透各向异性，不同加载阶段下的渗透系数k与β呈正相关性；在真三轴加载过程中，试样体积应变εV可作为k的有效表征参数，在体积压缩阶段k呈现较低水平，体积扩容阶段呈现快速增长趋势。试样最终破坏模式表现出3种典型形态，最危破坏模式为以节理面剪切滑移破坏为主的结构性破坏，主要出现于β为45°，60°试样中，因此在隧洞围岩及坝基岩体施工设计中应加强对该类岩体的侧向支护。
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关键词:
- 柱状节理 /
- 真三轴应力-渗流耦合 /
- 各向异性 /
- 破坏模式
Abstract: With the construction and commissioning of major hydropower projects represented by Baihetan of Jinsha River, it is of great significance to clarify the mechanical and seepage characteristics of engineering rock mass under complex stress environment with high confining pressure and high water pressure. Based on the field survey data and the structural characteristics of the columnar jointed basalt of dam foundation, two kinds of columnar joint similar material model samples with different dip angles β, quadrangular prisms and hexagonal prisms, are prepared, and the true triaxial stress-seepage coupling tests are carried out. The test results show that the columnar jointed rock mass with different cross-section characteristics has strong permeability anisotropy, and the permeability coefficient k is positively correlated with β at different loading stages. During the true triaxial loading process, the volume strain εV of the sample can be used as an effective characterization parameter of k. At the volume compression stage, k shows a low level, and at the volume expansion stage k shows a rapid growth trend. The final failure mode of the samples exhibits three typical forms, and the most dangerous failure mode is the structural failure dominated by the shear slip failure of the joint surface, which mainly occurs in the samples with β=45°, 60°. Correspondingly, the lateral support of this kind of rock mass should be strengthened in the construction design of surrounding rock of tunnels and rock mass of dam foundation.-
Keywords:
- columnar joints /
- true triaxial stress-seepage coupling /
- anisotropy /
- failure mode
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0. 引言
随着中国西部大开发和国家“一带一路”倡议的实施,越来越多架空输电线路工程需建设在黄土地区。黄土是一类特殊土地基[1-2],具有大厚度、强湿陷性特点。架空输电线路基础在黄土浸水后将产生较大湿陷性变形,同时这种湿陷变形将引起负摩擦力作用于基础,造成基础产生附加上拔作用[3-6]。与此同时,湿陷性变形也容易造成基础不均匀沉降,对上部杆塔结构产生较大附加应力,影响杆塔结构安全,黄土湿陷性造成电力工程损失屡见不鲜。如2020年8月,甘肃秦安地区出现集中暴雨,导致麦积山—宝鸡750 kV输电线路#124塔的桩基不均匀沉降,致使基础和铁塔主材严重变形,被迫新建3基新塔对原线路进行改造。
此外,架空输电线路基础呈点状分布,大型施工装备进场往往受到地形和道路运输条件限制,使得中国输电线路基础尚以人力施工为主。新型基础型式研发、基础施工装备小型化、基础工程防灾减灾,一直是黄土地区架空输电线路建设的热点和难点[7]。微型桩是指桩径小于350 mm的小直径桩[8-9],其布置形式灵活,施工机械设备小型化,可较好适用于各种类土质条件,与同体积灌注桩相比承载力较高等特点,已在黄土地区电力工程中得到应用。
随外界条件变化,架空输电线路基础需承受同时拉／压荷载作用,微型桩基础抗压和抗拔承载性能至关重要。周俊鹏等[10]开展了黄土地基光伏电站微型桩抗压与抗拔桩对比试验研究。然而,湿陷是黄土地区的一种普遍现象,湿陷变形的充分完成需要足够的浸入水量和浸水时间,黄土浸水后湿陷特性及其对基础承载性能影响一直是科研和工程设计的关键问题。武小鹏等[11]和黄雪峰等[12]通过大厚度现场试坑浸水试验研究了黄土湿陷变形发展规律,分析了水在原状黄土中的扩散形态与浸水影响范围。邵生俊等[13]通过开展大厚度湿陷性黄土隧道的现场浸水试验,分析了黄土湿陷变形对隧道衬砌结构承载性能的影响机制。张延杰等[14]研究了湿陷性黄土地下连续墙竖向极限承载力组成以及浸水后墙身轴力和负摩阻力分布特征。张西等[15]基于黄土直柱掏挖基础浸水静载试验成果,对黄土地基杆塔基础设计进行了优化。总体上看,开展浸水饱和与天然状态下黄土微型桩基础竖向抗压和抗拔承载力对比试验较少。本文选择甘肃地区2个湿陷性黄土场地,设计了一种微型桩周围黄土浸水饱和方案,并完成了黄土浸水饱和与天然含水率状态下微型桩单桩抗压抗拔和群桩抗压对比试验,为黄土微型桩基础工程应用提供参考。
1. 黄土试验场地及其物理力学性质
本文2个黄土试验场地均在甘肃省,分别位于定西市大坪村和榆中县车道岭。通过探井取样获得原状黄土试样,并开展黄土物理力学性质试验。大坪村和车道岭场地探井取样深度分别为0.7～8.7 m和1.0～8.0 m,取样间隔均为1.0 m。
试验场地黄土粒径分布范围0.001～0.5 mm。图1为试验场地黄土粒径级配累积曲线,相应试验场地黄土颗粒的特征粒径也列于图1。
图2为试验场地天然含水率、重度和相对质量密度实测值随深度变化曲线,黄土含水率、重度、相对质量密度变化范围分别为5.0%～12.7%,12.8 kN/m3～13.9 kN/m3和2.60～2.85。表1给出了2个试验场地黄土液塑限指标值。
表 1 试验场地黄土液塑限指标Table 1. Atterberg limit test results场地名称 液塑限指标 液限/% 塑限/% 塑性指数 大坪村 32.6 18.1 14.5 车道岭 39.8 21.3 18.5 2个试验场地黄土抗剪强度试验方法略有不同。大坪村场地采用探井取原状土样,进行室内快剪试验,车道岭场地开展原位直剪试验。大坪村试验场地黄土抗剪强度随深度变化规律如图3所示,黏聚强度与内摩擦角变化范围分别为16.4～26.9 kPa和24.0°～29.0°,相应均值分别为21.5 kPa和26.8°。图4为车道岭场地现场原位直剪试验原理及不同深度土体在不同正应力水平下的剪切应力-剪切位移曲线。土体剪切面深度分别为0.9,1.5,2.0 m,每深度原位直剪试样3个,其长×宽×高均为0.6 m×0.6 m×0.4 m。根据图4试验结果,按Mohr-Columb强度准则拟合得到车道岭试验场地0.9,1.5,2.0 m深度处黄土黏聚强度分别为12.4,12.7,14.2 kPa,内摩擦角分别为30.2°,27.5°和38.2°。
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图 3 大坪村试验场地抗剪强度随深度变化规律Figure 3. Laboratory measured results of direct shear test results for loess profile at Dapingcun site![]()
图 4 车道岭现场原位直剪试验原理及不同深度土体剪切应力-剪切位移曲线Figure 4. Schematic layout and shear stress versus displacement curves for in-situ direct shear tests at Chedaoling此外,对每个场地探井原状样进行3个湿陷系数试验,取平均值绘制图5所示的湿陷系数随深度变化曲线。结果表明：大坪村和车道岭试验场地黄土均有剧烈湿陷性,且湿陷性总体上随深度增加略有减小。
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图 5 试验场地黄土湿陷性系数随深度变化Figure 5. Loess collapse index and corresponding classification of test results for soil profile2. 试验方案
2.1 试验基础
（1）微型桩单桩
微型桩单桩试验在大坪村试验场地完成,如表2所示。天然状态下黄土微型桩单桩上拔和下压试验各3个,相应桩长l为6.0,8.0,10.0 m。浸水饱和状态下黄土微型桩上拔和下压试验各2个,桩长l=8.0 m。所有试验基础桩径d均为0.30 m。为便于试验荷载施加与位移传感器布置,所有试验基础桩顶设计成方形,相应的长×宽×高均为0.6 m×0.6 m×0.6 m。
表 2 微型桩单桩试验基础及其试验结果Table 2. Basic information on single and group micropiles and load-displacement results at two test sites基础型式 试验地点 荷载类型 基础编号 地基状态 l/m d/m Q u/kN su/mm 桩侧平均极限侧阻力/kPa 计算值 平均值 单桩 大坪村 上拔 MP1U 天然 6.0 0.30 220 4.91 38.94 44.82 MP2U 天然 8.0 0.30 300 7.12 39.79 MP3U 天然 10.0 0.30 525 15.66 55.73 MP4U 浸水饱和 8.0 0.30 150 8.43 19.89 19.23 MP5U 浸水饱和 8.0 0.30 150 8.55 18.57 下压 MP1C 天然 6.0 0.30 335 6.85 63.72 60.15 MP2C 天然 8.0 0.30 397 7.46 53.05 MP3C 天然 10.0 0.30 602 7.16 63.69 MP4C 浸水饱和 8.0 0.30 120 4.61 15.92 15.92 MP5C 浸水饱和 8.0 0.30 119 4.35 15.92 群桩 车道岭 下压 GMP1C 天然 8.0 0.30 1400 23.56 － － GMP2C 浸水饱和 8.0 0.30 360 3.84 （2）微型桩群桩
微型桩群桩试验在车道岭场地完成,黄土天然状态和浸水饱和状态下群桩试验各1个,且基础结构尺寸完全相同,均采用2×2群桩布置方式,其中l=8.0 m,d=0.30 m,桩间距均为3d。承台均为方形,其边长1.7 m,厚度0.70 m。
2.2 黄土浸水方案与实施
以图6所示大坪村微型桩单桩试验为例,介绍试验单桩周围黄土浸水饱和方案。
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图 6 试验基础周围黄土浸水饱和方案Figure 6. Arrangement of loess prewetting until completely soaked and saturated condition by ponding浸水前以试验单桩为中心,先开挖一上口径1500 mm、下口径1200 mm、深600 mm土坑,然后在坑内直径1000 mm圆周上,按90°等分角布置4个直径100 mm钻孔,钻孔深度比试验桩长大0.5 m。在每个钻孔内布置一根直径20 mm的PVC管,管口高出坑底黄土200 mm。自PVC管的上孔口开始,向下每200 mm间隔的横截面上均匀布置4个直径5 mm透水预留孔。黄土钻孔和PVC管外壁之间空隙采用中细沙密实填充,并保持PVC管的垂直度,最后在坑底及坑口周围布置塑料布用于隔水。
浸水过程中通过水车向土坑内注水,当水面高于PVC管口时,水将进入PVC管,进而通过PVC管预留透水孔和钻孔内中细沙向桩周和桩底的黄土地基渗透。注水过程中维持坑内水位与地表始终齐平。
图7给出了总灌水方量Q与浸水时间t的关系曲线。自开始灌水至灌水后95 h,灌水方量随时间呈近似线性增长关系,并可用Q=0.465t进行拟合,即相当于按0.465 m3/h匀速灌水。待浸水时间达到95 h后,浸水量基本趋于稳定,增长缓慢。此时,可近似认为试验基础周围的黄土处于浸水饱和状态。
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图 7 灌水量随浸水时间变化曲线Figure 7. Relationship between total poured water volume and prewetting time2.3 加载系统与方案
微型桩单桩下压上拔以及微型桩群桩试验加载系统均采用锚桩法设计。所有基础试验反力钢梁长12 m,反力基础间距10 m。通过液压千斤顶及其控制系统施加荷载,具有自动加载、恒载与补载功能。
现场所有试验均采用慢速维持荷载法。试验前,按基础最大预估荷载值1/10为增量进行荷载分级。第1次加载量取荷载分级增量2倍,以后逐级等量加载。
3. 试验结果与分析
3.1 基础荷载-位移特性及其极限承载力确定
图8给出了浸水饱和与天然状态下微型桩单桩抗压抗拔和群桩抗压对比试验的荷载-位移实测曲线。
对比分析图中各试验基础荷载-位移曲线可知：2种状态下微型桩单桩和群桩基础荷载-位移曲线变化规律不同。天然状态条件下,微型桩单桩抗压抗拔和群桩抗压基础荷载-位移曲线总体呈图9所示“缓变型”3阶段变化规律：初始弹性段（OL1段）,位移随荷载增加非线性变化的弹塑性曲线过渡段（L1L2段）和破坏直线段（L2点以后）。然而,浸水饱和黄土地基微型桩单桩抗压抗拔和群桩抗压基础荷载-位移曲线均呈图9所示“陡变型”变化规律。
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图 9 试验基础荷载-位移曲线特征及其极限承载力确定Figure 9. Characteristics of measured load-displacement curves and definition of ultimate load capacity根据试验基础荷载-位移曲线特征,取图9所示“缓变型”荷载-位移曲线弹塑性过渡段终点L2和“陡变型”荷载-位移曲线陡变起点（近似为陡降段荷载-位移的渐进线）所对应荷载作为相应试验工况下的基础极限承载力,记为Qu,其所对应位移记为su。各试验基础极限承载力和位移分别如表2所示。
试验结果表明：黄土天然状态下,相同微型桩单桩抗拔极限承载为抗压极限承载力的66%～87%。相同荷载工况与相同基础尺寸条件下,浸水饱和后黄土微型桩单桩和群桩承载力都要远低于天然地基条件下相应的微型桩基础。对相同微型桩单桩而言,黄土浸水饱和后的下压极限承载力平均下降70%,抗拔极限承载力平均下降50%,而相同群桩基础下压极限承载力则降低约75%。
3.2 单桩轴力分布与桩侧极限侧阻力平均值计算
为测试上拔下压荷载作用下微型桩轴力分布特征,分别在其不同深度设置应变片测试相应截面处轴力。图10给出了桩长均为8 m抗拔（MP2U和MP5U）和抗压（MP2C和MP5C）微型桩单桩在天然含水率和浸水饱和状态下桩身轴力分布对比。图10结果表明：黄土天然含水率和浸水饱和状态下,相同荷载工况下桩身轴力分布规律基本相同,黄土抗压微型桩呈摩擦端承桩性状,而相应抗拔微型桩则仅呈摩擦桩性状。天然含水率和浸水饱和黄土中微型桩单桩桩端阻力可分担桩顶荷载的比例为10%～15%,这与软土微型桩下压承载力试验成果一致[16-19]。
根据各微型桩单桩极限荷载试验值,分别计算各单桩平均极限侧阻力如表2所示。天然条件下黄土下压极限侧阻力均值为60.15 kPa,而对应上拔极限侧阻力均值为44.82 kPa,天然黄土的下压极限侧阻力比上拔极限侧阻力高25.5%。然而,当黄土浸水饱和后,下压极限侧阻力均值为15.92 kPa,而对应上拔极限侧阻力均值为19.23 kPa。浸水饱和条件下,黄土上拔极限侧阻力和下压极限侧阻分别下降57.1%和73.5%。
4. 结论
（1）浸水饱和条件下,黄土微型桩单桩抗压抗拔和群桩抗压实测荷载-位移曲线均呈“陡变型”变化规律,明显不同于黄土天然状态下相应荷载-位移曲线的“缓变型”3阶段变化规律：初始弹性段、弹塑性曲线过渡段和破坏直线段。
（2）当黄土分别处于浸水饱和与天然含水率时,下压微型桩单桩桩端阻力所分担的桩顶荷载比例均为10%～15%,而相应抗拔微型桩则呈摩擦桩性状。天然状态下黄土微型桩单桩抗拔极限承载力为抗压极限承载力的66%～87%。
（3）黄土浸水饱和后,同桩长微型桩单桩下压极限承载力下降70%,抗拔极限承载力下降50%,而2×2微型桩群桩基础下压极限承载力则降低约75%。浸水饱和使黄土微型桩下压极限承载力损失远高于相应基础的上拔极限承载力,工程中应予以高度重视。
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图 2 典型柱状节理岩体相似材料试样图
Figure 2. Similar material samples of typical columnar jointed rock mass
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图 5 电液伺服裂隙岩体真三轴渗流试验机
Figure 5. Electro-hydraulic servo true triaxial seepage testing machine for fractured rock mass
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图 7 不同截面形状柱状节理岩体试样应力-应变曲线
Figure 7. Stress-strain curves of columnar jointed rock mass samples with different cross-section shapes
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图 8 倾角对变形模量和峰值强度归一化指标的影响
Figure 8. Influences of dip angle on normalized indexes of deformation modulus and peak strength
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图 9 不同截面特征柱状节理岩体试样破坏模式
Figure 9. Failure modes of columnar jointed rock mass samples with different cross-section characteristics
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图 10 全应力条件下岩体的应力-应变曲线及渗透性-应变曲线
Figure 10. Stress-strain and permeability-strain curves of rock mass under full stress conditions
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图 11 倾角对不同加载阶段特征渗透系数的影响
Figure 11. Influences of dip angle on characteristic permeability coefficient at different loading stages
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图 12 四棱柱型柱状节理岩体试样体积应变-渗透性曲线
Figure 12. Volumetric strain-permeability curves of quadrangular prism type columnar jointed rock samples
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图 13 六棱柱型柱状节理岩体试样体积应变-渗透性曲线
Figure 13. Volumetric strain-permeability curves of hexagonal prism type columnar jointed rock samples
表 1 柱状节理岩体模型试验研究成果汇总
Table 1 Summary of research results of model tests on columnar jointed rock mass
序号 文献 相似材料配合比 黏接方式 加载条件 试样尺寸 1 刘海宁等[8] 水泥∶砂∶水=1∶7∶0.8 水泥砂浆 应力加载 边长10，15 cm立方体 2 肖维民等[14] 石膏∶水泥∶水=3∶1∶3.2 水泥浆 应力加载 ϕ50 mm×100 mm圆柱体 3 Ji等[17] 水泥∶砂∶水=1∶0.5∶0.35 白水泥浆 应力加载 ϕ50 mm×100 mm圆柱体 4 Jin等[16] 石膏∶砂∶水=3∶1∶2.4 预制节理 应力加载 边长10 cm立方体 5 Zhang等[22] 水泥∶砂∶水=1∶0.5∶0.35 白水泥浆 应力加载 ϕ50 mm×100 mm圆柱体 6 Ji等[23] 水泥∶砂∶水=1∶0.45∶0.3 水泥浆 耦合加载 ϕ50 mm×100 mm圆柱体 7 Lu等[15] 石膏∶砂∶水=4∶1∶3 水泥浆 应力加载 边长10cm立方体 8 Que等[18] 石膏∶砂∶水=3∶1∶2.4 水泥浆 应力加载 边长10 cm立方体 9 He等[24] 水泥∶砂∶水=1∶0.5∶0.4 白水泥浆 耦合加载 边长10 cm立方体 10 Lin等[25] 水泥∶砂∶水=1∶0.5∶0.35 白水泥浆 应力加载 四棱柱体 
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表 2 相似模型材料物理力学参数
Table 2 Physical and mechanical parameters of similar model materials
材料 抗压强度
σc/MPa抗拉强度
σt/MPa密度
ρ/(g·m-3)泊松比
v柱体相似材料 45.22 2.50 1.72 0.23 节理相似材料 — — 1.25 —
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表 3 柱状节理岩体试样真三轴加载特征应力
Table 3 True triaxial loading characteristic stresses of columnar jointed rock mass samples
类型 β σce/MPa σci/MPa σcd/MPa σcp/MPa M 四棱柱 0 8.24 19.13 24.75 32.61 0.75 15 14.50 17.48 26.63 35.72 0.74 30 8.79 13.79 29.77 32.57 0.91 45 10.64 14.09 20.16 32.33 0.62 60 5.31 8.20 14.69 27.36 0.53 75 10.63 15.87 27.60 38.13 0.72 90 12.01 25.14 35.91 50.94 0.70 六棱柱 0 13.12 17.41 34.27 39.69 0.86 15 12.15 17.75 29.40 39.77 0.74 30 10.13 12.05 18.63 34.83 0.53 45 8.18 17.89 26.08 31.10 0.83 60 5.02 7.08 7.94 26.04 0.31 75 7.13 18.22 25.76 39.04 0.66 90 15.07 28.73 44.31 56.30 0.79 注：扩容应力比M=σcd/σcp。
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