在荷载作用下岩体裂隙贯通直至破坏是边坡工程中常见的破坏模式，开展适当条件的室内试验，获取岩体的物理力学参数，并分析岩体在近似受力条件下的变形特点与变形模式，是目前岩石力学重要的研究手段，可以为实际工程提供参考依据。

剪切破坏是库区岩质滑坡最主要的破坏形式之一。剪出口附近的岩体长期处于水淹状态，其剪切性能直接受到库水长期浸泡的影响，针对水对岩石剪切特性研究的成果较多，重点考虑了含水率、溶液性质、岩石矿物、岩石节理等影响因素^{[1 − 4]}：郑东普等^[5]开展了不同含水状态下白云岩的直剪试验，发现岩石黏聚力及内摩擦角随含水率的增加而降低；常五岳^[6]分析了不同含水率下易崩解砂岩的剪切特性，发现试样黏聚力随含水率的增加逐渐减小，而内摩擦角逐渐增大的规律；李鹏等^[7]对经过不同性质溶液浸泡的砂岩试样进行了直剪试验，分析了水化学溶液对岩石抗剪强度的影响，发现在酸/碱性环境条件下，随着溶液酸/碱性增强及反应时间延长，砂岩黏聚力、内摩擦角值呈递减趋势；周罕等^[8]对不同含水状态下的黏土岩和粉砂岩进行了直剪试验，发现岩石因矿物成分的差异，水岩作用后抗剪强度参数的变化也存在差异；赵志宏^[9]分析了水对单裂隙岩体抗剪强度参数的影响，发现单裂隙水-岩力学作用的本质是空腔内水压可承担部分法向应力，物理作用的机制是对基本摩擦角以及接触凸起体强度的降低；邓华锋等^[10]分析了水作用下砂岩抗剪强度参数的劣化与节理倾角间的关系，发现水岩作用不仅使得岩石力学性质劣化，而且也会改变其变形破坏模式；王艳磊等^[11]、陈小川等^[12]、周翠英等^[13]、Nouailletas等^[14]通过测试岩石孔隙、矿物成分、节理起伏度，发现岩石细观结构的演化会影响其宏观剪切强度。

三峡工程自2003年蓄水以来，先后发生了大量的滑坡灾害，尤其是2008年蓄水至175 m以后，库岸边坡在水位145～175 m之间经历30 m的周期性升降，而在145 m水位以下经历着长期浸泡。现场调查表明，三峡库区湖北段1 183处地质灾害点中，911处为滑坡，超过20%的滑坡剪出口位于防洪限制水位145 m以下，如赵树岭滑坡^[15]、范家坪滑坡^[15]、千将坪滑坡^[15]、卡子湾滑坡^[15]、木鱼包滑坡^[16]、石榴树包滑坡^[17]、杉树槽滑坡^[18]、龙王庙古滑坡^[19]等。

145 m水位以下岩石除了经历长期浸泡，在水位升降过程中还经历不同程度的加/卸荷作用。当水位上升时，潜在剪切面上下的岩体承受的法向荷载与切向荷载都增大，其中法向荷载不超过岩石的单（三）轴强度时，切向加载工况不利于岸坡的稳定性；当水位下降时，潜在剪切面上下的岩体承受的法向荷载与切向荷载都减小，在切向荷载不超过岩石的剪切强度时，法向卸荷工况更不利于岸坡的稳定性。已有研究表明，不同加载方式获得的土的抗剪强度存在着差异性^[20]，根据岩土体的实际受力路径，进行对应的室内试验获取强度参数十分重要^[21]。

目前的研究成果强调了库水位周期作用引起的干湿循环效应对岩石力学参数折减的影响，但长期饱水状态下岩石经历不同的加/卸载条件，其力学行为的差异以及对岩石力学参数的影响仍然是需要进一步探讨的问题。鉴于此，本文以典型的长石石英砂岩试样为研究对象，考虑饱水作用时间影响，开展不同加/卸荷条件下的剪切试验，分析切向加载剪切与法向卸荷剪切下岩石剪切强度、破坏模式的差异性，揭示其影响岩石剪切特性的细观机理，为库区边坡的稳定性分析提供理论基础。

1.   试验方案

1.1   试样制备及筛选

经鉴定，岩样为细中粒长石石英砂岩，按体积占比从大到小主要成分分别为石英（65%）、长石（10%）、岩屑（5%）和填隙物（20%），胶结类型为孔隙式胶结。填隙物中碳酸盐岩矿物以胶结物形式存在，其体积占比约为5%～10%；黏土矿物以填隙状分布，含量约为5%；不透明矿物散状分布，含量小于5%。其中主要化合物质量占比如表1所示，其中Mg、K、Ca、Na元素占比分别为1.46%、1.29%、4.89%、1.01%。

表  1  化合物质量占比

Table  1.  Compound mass ratio

名称	Na2O	MgO	Al2O3	SiO2	K2O	CaO	其他
质量占比/%	1.36	2.44	8.43	55.10	1.56	6.85	24.26

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依据国际岩石力学标准，将砂岩样品制成直径50 mm、高100 mm的标准圆柱体样品（图1），对制备完成的样品进行波速测试和孔隙度测试，遴选纵波波速2000 m/s±100 m/s，初始孔隙度6%±1%的岩石试样为试验样品，以降低样品自身结构差异对试验规律的影响。

图  1  标准砂岩试样（部分）

Figure  1.  Standard sandstone sample (part)

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1.2   岩样预处理

为避免溶液中原有离子的影响，岩样在去离子水中进行不同周期的浸泡试验，其预处理过程为：

（1）将砂岩试样放入烘箱中，烘干至相邻2次称量之差不超过后一次称量的0.1%，放入干燥器冷却至室温，得到干燥砂岩试样。

（2）将干燥砂岩试样放入真空饱和仪中，试样真空饱水至相邻2次称量之差不超过后一次称量的0.1%，得到砂岩饱水试样。

（3）将饱水砂岩试样分为6组，第1组作为初始饱水试样直接进行两种剪切试验，第2—6组放入去离子水溶液（超纯水仪）中分别浸泡10，20，40，60，80 d后取出，进行2种剪切试验。

（4）每段浸泡周期完成后抽取浸泡溶液进行成分测试，并测量试样的孔隙度、质量以及浸泡溶液的电导率、pH值。

1.3   剪切试验

剪切试验在YZW-1000型微机控制电动直剪仪上进行，试验温度为常温，该测试机可以自动记录试验过程中法向及切向的位移、荷载。

切向加载剪切试验包括2个步骤，如图2（a）所示。

图  2  加载路径

Figure  2.  Loading path

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（1）以力-时间的控制模式，按0.5 kN/min的速率施加荷载，直到法向应力（$\sigma$）至设定值${\sigma }_0$。

（2）保持法向荷载恒定，以位移-时间控制模式，按0.1 mm/min的速率施加荷载至试样破坏，结束剪切试验。

法向卸荷剪切试验包括3个步骤，如图2（b）所示。

（1）以力-时间的控制模式，以0.5 kN/min的速率施加法向荷载至设定值${\sigma }_0$。

（2）保持法向荷载恒定，以力-时间控制模式，以0.1 kN/min的速率施加荷载，直到切向应力（$\tau$ ）至设定值${\tau }_0$。

（3）保持切向荷载恒定，以力-时间控制模式，以0.02 kN/min的速率卸载法向荷载，直到试验破坏，结束试验。

其中，法向荷载设定值${\sigma }_0$如果过大，则试样在施加切向荷载之前就会破坏。法向卸荷试验中，切向荷载设定值${\tau }_0$如果过大则试样在法向荷载卸载前就会破坏；若切向荷载设定值${\tau }_0$过小，则可能法向荷载卸载至0时，试样仍不会发生破坏。因此，还需要在试验开始前获得样品的单轴压缩强度和不同法向力下的剪切强度，根据试验结果设计试样加载方案，最终加载方案见表2。

表  2  加载方案设置

Table  2.  Load scheme setup

试验分组	加载目标值
	第1步 法向加载/kN	第2步 切向加载/kN	第3步 法向卸荷/kN
A组（切向 加载直剪）	10，15，20，25，30	切向加载至破坏	无
B组（法向 卸荷直剪）	30	30，35，40，45	法向卸载至破坏

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2.   试验结果及分析

2.1   不同加/卸荷条件下砂岩的剪切特性

典型试样经历切向加载剪切的荷载/位移-时间曲线如图3（a）所示，试验第1阶段施加法向荷载，法向荷载随时间线性增加至设定值30 kN后维持不变，然后施加切向荷载直至试样破坏。在此过程中，试样受切向荷载作用发生了小幅度的剪胀，导致法向位移回弹，但试样仍然属于脆性破坏。

图  3  剪切试验过程中荷载/位移-时间曲线

Figure  3.  Load/displacement-time curve during shear test

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典型试样经历法向卸荷剪切的荷载/位移-时间曲线如图3（b）所示，试验第1阶段施加法向荷载，法向荷载随时间线性增加至设定值30 kN后不变；然后施加切向荷载，切向荷载随时间线性增加至设定值30 kN维持恒定；在保持切向荷载恒定的条件下开始卸载法向荷载直至试样破坏。在此过程中，试样受切向荷载作用发生小幅度的蠕变，导致切向位移的增加。

分别对不同浸泡时间的试样进行切向加载剪切试验，相同法向荷载下试样荷载-位移曲线如图4所示。不同浸泡时间砂岩荷载-位移曲线形态总体一致，由初始压密阶段、线弹性变形阶段、塑性变形阶段、破坏阶段组成。在相同加载条件下，随着浸泡时间的增加，试样压密阶段逐渐增长，试样达到峰值切向荷载时的切向位移逐渐增加，砂岩试样的脆性特征逐渐减弱，延性特征越发明显，如图4（a）所示。不同法向荷载条件下的荷载-位移曲线表明，随着法向荷载的增加，试样的峰值强度提升，但浸泡时间对试样脆性特征的影响减弱，如图4（b）所示。

图  4  切向加载位移-荷载曲线

Figure  4.  Tangential loading displacement-load curve

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分别对不同浸泡时间的试样进行法向卸荷剪切试验，相同切向荷载下试样法向卸荷位移-荷载曲线如图5所示。经历不同浸泡时间砂岩卸荷阶段的荷载-位移曲线形态总体一致，由线弹性变形阶段、加速变形阶段组成。卸载方案相同时，随浸泡时间的增加，试样卸载相同的法向荷载所产生的法向位移回弹值增大，试样法向卸载至破坏时的位移减小，如图5（a）所示。对比切向荷载30，45 kN条件下荷载-位移曲线可以发现，当切向荷载较大时，试样的法向位移回弹特征受浸泡时间的影响更明显，见图5（b）。

图  5  法向卸荷阶段荷载-位移曲线

Figure  5.  Load-displacement curve at normal unloading stage

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依据岩石试验规程^[22]的相关要求，提取不同浸泡天数后剪切试验中砂岩试样破坏时法向荷载对应的切向荷载，分别按式（1）、式（2）计算作用于剪切面上的法向应力和切向应力，进行线性拟合，获得不同浸泡天数后砂岩抗剪强度参数。

式中：$\sigma$——作用于剪切面上的法向应力/Pa；

$\tau$——作用于剪切面上的切向应力/Pa；

$F_{\text{n}}$——作用于剪切面上的法向荷载/N；

$F_{\text{s}}$——作用于剪切面上的切向荷载/N；

$A$——剪切面面积/m²。

砂岩切向加载剪切破坏试验结果见表3，法向卸荷剪切破坏试验结果见表4。试样经过相同的浸泡时间，切向加载剪切破坏所得黏聚力要高于法向卸荷剪切破坏得到的值，但内摩擦角却相反。由此可见，即使考虑岩石样本离散性，在不同剪切条件下所得试样的抗剪强度参数仍然具有明显的差异性。已有研究表明^[23]，在进行变形分析或者是安全系数求解时，岩石的黏聚力和内摩擦角对目标值的影响各异，因此，根据边坡岩体的具体受力路径开展对应的剪切试验获取抗剪强度参数，对提高计算结果的准确性有着重要意义。

表  3  砂岩切向加载剪切试验结果

Table  3.  Results of tangential loading shear test of sandstone

试样状态	不同法向应力下的切向应力水平					黏聚力 /MPa	内摩擦 角/（°）
	Fn/kN
	10	15	20	25	30
	σ/MPa
	2	3	4	5	6
初始试样	7.71	8.80	10.23	11.59	12.43	5.26	50.66
浸泡10 d	6.98	7.95	9.58	10.87	11.68	4.49	50.89
浸泡20 d	6.52	7.26	9.08	10.23	11.18	3.94	50.89
浸泡40 d	5.80	6.77	8.55	9.85	10.42	3.35	50.89
浸泡60 d	5.56	6.25	8.20	9.28	10.02	3.08	49.96
浸泡80 d	5.51	6.54	7.83	9.02	10.16	3.11	49.64

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表  4  砂岩法向卸荷剪切试验结果

Table  4.  Results of normal loading shear test of sandstone

试样状态	不同切向应力下的法向应力水平				黏聚力 /MPa	内摩擦 角/（°）
	Fs/kN
	30	35	40	45
	τ/MPa
	6	7	8	9
初始试样	0.76	1.32	1.91	2.25	4.45	62.87
浸泡10 d	1.14	1.70	2.28	2.73	3.86	61.71
浸泡20 d	1.47	2.09	2.59	3.18	3.37	60.59
浸泡40 d	1.71	2.23	2.84	3.51	3.23	58.97
浸泡60 d	1.81	2.41	3.03	3.70	3.15	57.81
浸泡80 d	1.84	2.47	3.12		3.07	57.82

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尽管不同剪切条件下试样的力学参数存在差异，但随着浸泡时间的增加，试样力学参数的弱化趋势一致。分别以2种剪切模式下初始试样的抗剪强度为基准，计算浸泡不同时间后试样的黏聚力、内摩擦角的降幅，结果如图6所示。

图  6  砂岩抗剪强度参数损伤幅度

Figure  6.  Shear strength parameter damage amplitude of sandstone

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在浸泡10，20，40，60，80 d后，切向加载剪切所得黏聚力分别降低了15%、25%、36%、41%、40.5%，法向卸荷剪切所得黏聚力分别降低了13%、24%、28%、29%、31%，2种加载方式所得黏聚力随浸泡时间的增加均呈现出先快后慢的趋势。这与前人对千枚岩^[24]、白云岩^[25]、花岗岩^[26]长期浸泡后的三轴压缩试验规律较为一致。切向加载所得黏聚力降幅要大于法向卸荷，试样黏聚力受水岩作用的影响更大。经过80 d浸泡后，切向加载所得内摩擦角降低了2%，法向卸荷剪切所得内摩擦角降低了8%，试样内摩擦角受水岩作用的影响较小。不同加载路径下岩石抗剪强度参数随浸泡时间的损伤幅度不同，因此在考虑库水长期浸泡对岩石剪切力学性质的损伤分析时，边坡岩体的实际受力路径以及饱水历史过程同样不可忽视。

2.2   砂岩的剪切破坏特征

剪切试验后砂岩试样主裂纹的扩展模式如图7所示，第1种剪切裂纹扩展方向与剪切面夹角较小，两侧剪切裂纹在试样中部搭接后试样破坏，并形成为一条平行于剪切面的“一字型”剪切主裂纹（图7a）；第2种试样剪切裂纹扩展方向与剪切面有一定的夹角，并且左右两侧裂纹初始扩展方向近似平行，两侧剪切裂纹扩展至中部完成搭接，形成一条 “S型”剪切主裂纹（图7b）；第3种试样剪切裂纹扩展方向与剪切面也有一定的夹角，但左右两侧裂纹初始扩展方向延伸向同一侧，扩展至试样中部完成搭接，形成一条“M型”剪切主裂纹（图7c）。

图  7  砂岩试样剪切破坏模式

Figure  7.  Shear failure mode of sandstone samples

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砂岩试样切向加载、法向卸荷剪切破坏模式如表5所示。可以看出剪切主裂纹与剪切面的偏差随法向应力减小而增大，试样剪切过程中裂纹的扩展受法向荷载限制作用较明显。当加载方式相同时，浸泡80 d后的试样相较于初始试样，其剪切主裂纹更为粗糙，且在剪切主裂纹附近出现了不同程度的次生裂纹，次生裂纹与剪切主裂纹的相交导致试样表面出现了一定程度的颗粒削落现象。这与前人^[27]在酸性条件下浸泡细砂岩进行剪切试验，砂岩剪切破坏时的裂纹开裂宽度相应增大，裂纹开裂情况愈加复杂的结论接近，但不能排除其结果受酸化作用的影响。

表  5  试样破坏模式

Table  5.  Sample failure mode

试样状态	不同剪切试验方案试样破坏应力及破坏模式
		切向加载 σ=6.00 MPa	法向卸荷 τ=9.00 MPa	法向卸荷 τ=8.00 MPa	法向卸荷 τ=7.00 MPa	法向卸荷 τ=6.00 MPa
初始试样	破坏时应力	σ=6.00 MPa，τ=12.40 MPa	σ=2.30 MPa，τ=9.00 MPa	σ=1.90 MPa，τ=8.00 MPa	σ=1.30 MPa，τ=7.00 MPa	σ=0.80 MPa，τ=6.00 MPa
	破坏模式
	素描图
浸泡80 d	破坏时应力	σ=6.00 MPa，τ=10.16 MPa	σ=5.34 MPa，τ=9.00 MPa	σ=3.12 MPa，τ=8.00 MPa	σ=2.47 MPa，τ=7.00 MPa	σ=1.84 MPa，τ=6.00 MPa
	破坏模式
	素描图

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3.   砂岩损伤细观机理分析

3.1   浸泡溶液变化特征

不同浸泡天数溶液参数如图8所示。溶液的pH值及电导率均随浸泡时间的增加而增大，溶液的pH值最终稳定在7.6左右，溶液的电导率增幅呈现先快后慢的趋势；溶液中的Ca²⁺、Na⁺、K⁺、Mg²⁺离子均随浸泡时间的增加而增大，但整体上呈现先快后慢的增加趋势。

图  8  浸泡溶液随浸泡时间变化曲线

Figure  8.  Change of soaking solution with time

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溶液中Ca²⁺的质量浓度增幅最大，其次是Na⁺，而K⁺、Mg²⁺增幅较低。浸泡80 d后，砂岩试样中Mg、K、Ca、Na元素占比分别降为1.28%、1.02%、4.08%、0.76%。理论上，溶液中离子含量变化的顺序（Ca²⁺>Na⁺>K⁺>Mg²⁺）应该与固体中元素损失量的顺序对应，但是测试结果（Ca>K>Na>Mg）不能完全支持这个结论（图8b），原因可能是元素在固体样本（试样元素测试样本）中的离散性要比在液体样本（溶液离子测试样本）中的大。在浸泡过程中，分析砂岩试样内矿物与溶液间发生反应见表6^[28]。

表  6  反应方程

Table  6.  Reaction equation

矿物名称	反应方程式
碳酸盐岩矿物	CaCO3+CO2+H2O=Ca2++2${\mathrm{HCO}}_3^{-}$
白云石	CaMg(CO3)2+4H+=Ca2++Mg2++2H2O+2CO2↑
钾长石	KAlSi3O8+8H2O=K++$\mathrm{Al}(\mathrm{OH}{)}_4^{-}$+3H4SiO4
钠长石	NaAlSi3O8+8H2O=Na++$\mathrm{Al}(\mathrm{OH}{)}_4^{-}$+3H4SiO4

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3.2   矿物成分及结构变化特征

不同浸泡天数砂岩试样的扫描电镜图像见图9。在2000倍镜下，可以看到初始砂岩试样内部结构比较完整，可见大孔隙较少，没有明显微裂纹，石英、长石等矿物颗粒间被胶结物填充，矿物颗粒间填充的较为密实；浸泡10 d，伴随着碳酸盐岩矿物被溶蚀，胶结物间有孔隙出现，次生孔隙发育；浸泡20 d，胶结物中的矿物继续被溶解、溶蚀，胶结物与矿物颗粒间胶结变得疏松；浸泡40 d，次生孔隙继续发育；浸泡60 d，矿物颗粒依然较为完整，仅有部分矿物表面被溶蚀。综合上述扫描电镜结果，结合溶液中离子变化，可以看出砂岩试样中的矿物颗粒（石英等）受饱水时间影响较小，而胶结矿物（碳酸盐岩矿物、黏土矿物等）易受水岩作用的影响，在浸泡初期被溶解、溶蚀，导致岩石内部次生孔隙的发育、连通，从而导致砂岩抗剪特性的损伤。

图  9  不同状态下岩样的2000倍扫描电镜图像

Figure  9.  SEM image of the rock sample under different conditions

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3.3   孔隙结构变化特征

核磁共振试验（Nuclear Magnetic Resonance，NMR）可以通过测定饱水砂岩中水质子的弛豫特性，获得孔隙水在砂岩内部的数量和分布状态，从而获取砂岩的孔隙结构变化规律^[29]。通过核磁共振测试，砂岩试样孔隙参数变化如图10所示。试样孔隙度随浸泡时间的增加而增大，在浸泡的前20 d增幅较大，在20～60 d增幅较缓，呈现先快后慢的增加趋势（图10a）；对不同孔径的孔隙进行分组：0～0.1 μm为小孔隙，0.1～10 μm为中孔隙，10 μm以上为大孔隙，可以看出随浸泡时间的增加，试样小孔隙占比逐渐减少，试样中孔隙占比逐渐增大，随浸泡时间的增加试样内部有小孔隙向中孔隙演化的趋势（图10b）。

图  10  砂岩试样孔隙参数变化曲线

Figure  10.  Variation curves of pore parameters of sandstone samples

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真空强制饱水后的试样在持续浸泡的前60 d，其含水率仍然会有一定程度的增加，依据试样孔隙结构的变化，结合扫描电镜结果分析：在持续浸泡的过程中，试样内部胶结物被溶解、溶蚀，导致次生孔隙发育，孔隙间连通率增加，导致水溶液进入渠道变多，试样含水率增加。

3.4   抗剪强度参数损伤机理分析

根据上述岩石细观结构的分析，水岩作用对岩石的细观损伤是岩石内部孔隙的发展，因此以孔隙度的变化建立损伤变量，可以反映砂岩受水岩作用影响的损伤程度。以水岩作用后砂岩孔隙度均值定义损伤变量（D）^[7]：

式中：φ_n——浸泡不同天数砂岩孔隙度/%，n=0，10，20，40，60，80；

φ₀——初始试样的孔隙度/%。

砂岩抗剪强度参数与损伤度的关系如图11所示，可以看出在切向加载剪切和法向卸荷剪切条件下，砂岩黏聚力随损伤度增大而减小，但内摩擦角的变化相对不明显。黏聚力与岩土体自身的胶结密不可分^[30]，依据砂岩浸泡过程中矿物成分的变化及孔隙的演化分析可知，在砂岩浸泡前20 d，水溶液通过试样内部原生孔隙等通道进入试样内部，与可接触的胶结物发生反应，引起矿物的溶解、溶蚀，导致次生孔隙的发育与演化，损伤度逐渐积累，在宏观上表现为黏聚力的快速降低；在砂岩浸泡60 d，易与水接触并反应的胶结矿物减少，石英等矿物颗粒较为稳定，溶液中离子浓度增幅减缓，孔隙的发育减慢，在宏观上表现为黏聚力的缓慢降低。在此过程中，作为骨架颗粒的石英等在孔隙水进入之后受到的影响有限，故对内摩擦角的变化相对没有那么明显。

图  11  砂岩抗剪强度参数与损伤度关系

Figure  11.  Relationship between shear strength parameters and damage degree of sandstone

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3.5   抗剪强度参数差异细观机理分析

为了分析不同加载路径下岩石细观层面的力学行为，采用 PFC^2D颗粒流软件进行数值模拟研究^[31]。标定细观参数后，法向卸荷试验中剪应力为6，7，8，9 MPa时试样破坏的正应力值分别为0.7，1.3，1.9，2.3 MPa，与室内试验结果相符。以正应力为0.7，1.3，1.9，2.3 MPa进行切向加载剪切数值模拟试验，所得剪应力如图12所示。结果显示切向加载所得黏聚力高于法向卸荷所得，切向加载所得内摩擦角低于法向卸荷所得，与室内试验结果一致。

图  12  PFC^2D数值模拟试验

Figure  12.  PFC^2D numerical simulation test

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颗粒物质力学认为力链网络的演变决定颗粒体系的宏观力学行为^[32]，不同加载路径下岩石的宏观力学特性由其内部细观力链网络所决定。

切向加载剪切试验过程中，颗粒间力链变化如图13所示：初始条件下，力链在不同方向上均匀分布，施加法向荷载后，力链以竖向发展为主；一旦启动切向加载，力链开始由竖向向切向方向偏移；切向加载过程中，伴随着力链的传递、增强，剪应力逐渐增加至峰值，此时力链沿近似对角线方向聚拢；伴随着剪切面附近力链被剪断，试样进入破坏阶段，剪应力逐渐降低；进入残余阶段后，力链变得无序。

图  13  切向加载剪切过程中力链演化模式

Figure  13.  Force chain evolution model during tangential loading shear

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法向卸荷剪切过程中，随着法向荷载的逐渐减小，力链的传递方向逐渐往切向方向偏移（图14）。当法向荷载卸载至最低值时，右上、左下端部的力链传递方向与切向方向几乎平行，剪切面附近部分力链被剪断，拉裂纹发育，易发生张剪性破坏（图14b），这与室内试验所得结果一致（表4）。张剪破坏的岩石相较于直剪破坏的岩石剪切主裂纹与理论剪切面间的偏差值较大，增大了有效剪切面积，实际可承担剪切应力增大，因对其贡献最大的是骨架颗粒，故内摩擦角也更大，而提供黏聚力的充填胶结物质在张剪破坏中的贡献较小，故法向卸荷获得的黏聚力也更低。

图  14  法向卸荷剪切过程中力链演化

Figure  14.  Force chain evolution during normal unloading shear

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4.   结 论

（1）长时浸泡对砂岩黏聚力的损伤效应比内摩擦角明显，60 d浸泡后损伤趋稳，但切向加载试样的黏聚力（40.5%）比法向卸荷试样的黏聚力（31%）降低幅度大，而对内摩擦角的影响仅分别为2%（切向加载）和8%（法向卸荷），主要原因是砂岩长期浸泡过程中易与水反应的胶结物被溶解、溶蚀，导致试样内部次生孔隙的发育与演化，而石英等颗粒骨架受到的影响较小，在宏观上表现为黏聚力的显著降低和内摩擦角的轻微变化。

（2）不同剪切条件下砂岩试样剪切主裂纹呈现出“一字型”“S型”“M型”3种模式，其中，法向卸荷剪切试验中试样破裂面偏离剪切平面的程度更明显，这是由于破坏时法向应力减小，导致剪切主裂纹与理论剪切面之间偏差增大。经历长期浸泡后试样剪切主裂纹更为粗糙，且在剪切主裂纹附近出现了不同程度的次生裂纹，破坏模式更为复杂。

（3）法向卸荷剪切条件下，法向应力减小导致剪切主裂纹与理论剪切面之间偏差增大，实际剪切面的增大提高了岩石可承担的剪应力峰值，因对其贡献最大的是骨架颗粒，故内摩擦角也更大。法向卸荷剪切过程中，试样出现了明显的张剪破坏特征，而提供黏聚力的充填胶结物质在张剪破坏中的贡献较小，故法向卸荷所得黏聚力也更低，这是同种岩石在切向加载剪切与法向卸荷剪切条件下力学参数出现明显差异的根本原因。