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清华大学学报（自然科学版） >

2025 , Vol. 65 >Issue 10: 1968 - 1979

DOI: https://doi.org/10.16511/j.cnki.qhdxxb.2025.27.032

土木工程

浸水作用对灰岩缝合线拉伸蠕变特性影响

  • 杨超 1, 2 ,
  • 杨广旭 1, 2 ,
  • 王娇 , 1, 2, * ,
  • 朱昭君 2 ,
  • 熊赟 2, 3 ,
  • 潘惠雄 3
展开
  • 1. 三峡大学 三峡库区地质灾害教育部重点实验室，宜昌 443002
  • 2. 三峡大学 土木与建筑学院，宜昌 443002
  • 3. 贵州省凯里公路管理局，凯里 556099
王娇，博士研究生，E-mail：

杨超(1986—)，男，教授

收稿日期: 2024-11-29

  网络出版日期: 2025-09-11

基金资助

国家自然科学基金面上项目(42177132)

国家自然科学基金面上项目(42172303)

三峡库区地质灾害教育部重点实验室开放基金(2024KDZ06)

版权

版权所有，未经授权，不得转载。
收起

Effect of immersion on the tensile creep mechanical properties of limestone stylolite

  • Chao YANG 1, 2 ,
  • Guangxu YANG 1, 2 ,
  • Jiao WANG , 1, 2, * ,
  • Zhaojun ZHU 2 ,
  • Yun XIONG 2, 3 ,
  • Huixiong PAN 3
Expand
  • 1. Key Laboratory of Geological Hazards on Three Gorges Reservoir Area, Ministry of Education, China Three Gorges University, Yichang 443002, China
  • 2. College of Civil Eng. & Architecture, China Three Gorges University, Yichang 443002, China
  • 3. Kaili Highway Administration of Guizhou Province, Kaili 556099, China

Received date: 2024-11-29

  Online published: 2025-09-11

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摘要

灰岩在形成过程中往往会产生大量的缝合线构造。为研究浸水作用对该构造线拉伸蠕变力学特性的影响，采用巴西劈裂对3类含不同宽度缝合线的灰岩试样进行了宏观力学行为测试，并利用偏光显微镜和扫描电镜对浸水前后微细观结构变化进行了分析。研究结果表明：浸水作用后各试样的瞬时应变和蠕应变较自然干燥下均有增加，而抗拉强度和长期抗拉强度均会降低；强度的降低幅度明显大于变形的增加幅度，其中长期抗拉强度的降低幅度最大。随着缝合线宽度的增加，浸水作用的影响愈发显著；这一影响在微细观层面主要体现在交代白云岩的侵蚀上，而缝合膜基本无变化；交代白云岩的侵蚀率与缝合线长期强度的降低率在数值上非常接近。最后，基于以上试验结果提出了考虑浸水劣化的缝合线拉伸流变模型，并利用3DEC(distinct-element modeling of jointed and blocky material in 3D)进行数值模拟计算验证了模型的适用性。

关键词： 岩石力学; 灰岩缝合线; 拉伸蠕变; 浸水作用; 微细观结构

本文引用格式

杨超 , 杨广旭 , 王娇 , 朱昭君 , 熊赟 , 潘惠雄 . 浸水作用对灰岩缝合线拉伸蠕变特性影响[J]. 清华大学学报（自然科学版）, 2025 , 65(10) : 1968 -1979 . DOI: 10.16511/j.cnki.qhdxxb.2025.27.032

Abstract

Objective: Limestone, a quintessential sedimentary rock, often contains a substantial number of stylolite structures during its formation. This study aims to systematically examine how water immersion affects the tensile creep characteristics of sutures of different widths. The research is critical for enhancing slope stability and underground engineering safety in limestone regions prone to water inundation. Methods: Engineering limestone specimens from Yichang, Hubei Province, were analyzed. Brazilian splitting tests evaluated tensile strength and creep properties under dry and water-immersed conditions. Scanning electron microscopy (SEM) revealed microstructural changes in stylolite components. The conventional Burgers-Mohr rheological model was enhanced by introducing a damage quantity (DEN) to formulate a tensile creep model accounting for water-induced degradation. Numerical simulations validated the model against experimental data. Results: The findings of the experimental investigation demonstrated that water immersion significantly affected the tensile mechanical properties of the stylolite structures. Water-immersed specimens exhibited significantly higher deformation compared to naturally dried specimens. The decline in strength was found to be considerably more pronounced than the corresponding increase in deformation. Specifically, the long-term tensile strength decreased by 28% in specimens with widths b>5 mm. Stylolite structures in limestone are primarily composed of metasomatic dolomite at their center, with stylolite membranes on either side. An increase in stylolite structure width is predominantly reflected in the increase in the concentration of metasomatic dolomite. Following water immersion, the stylolite membranes remain largely intact, while the metasomatic dolomite undergoes erosion. This erosion causes the blurring of crystal edges and an increase in porosity, which is a primary factor determining the extent of mechanical property degradation in the limestone. Wider stylolite structures show greater susceptibility to these effects. The findings of the present study demonstrate that the erosion rate of the metasomatic dolomite specimen following water immersion is closely aligned with the rate of degradation of the specimen's long-term tensile strength. This observation suggests that the erosion rate of the metasomatic dolomite serves as a reliable indicator of the specimen's long-term tensile strength degradation. This study proposes a methodology to assess the degradation of a specimen's long-term tensile strength by measuring the erosion rate of the metasomatic dolomite and linking the erosion of fine-scale structures to the degradation of macroscopic mechanical properties. To achieve this, the conventional Burgers-Mohr rheological model was enhanced by incorporating a damage quantity, DEN, and a tensile creep model accounting for degradation caused by water immersion in stylolite structures for water immersion degradation was formulated. This model was validated through numerical simulations. The simulation results show that the enhanced model provides a more accurate prediction of the specimen's creep behavior. However, the failure time will be marginally shorter than the indoor test value. Nonetheless, the overall trend closely aligns with experimental outcomes and satisfies engineering safety requirements. Conclusions: Metasomatic dolomite erosion rate correlates directly with tensile strength degradation, establishing it as a predictive indicator for limestone durability. The study's methodology links microscale erosion to macroscale mechanical decline, while the enhanced model provides a reliable tool for simulating water-induced creep. The results serve as a reference for calculating the stability of slopes in limestone areas and underground works after inundation.

Key words： rock mechanics; limestone stylolite; tensile creep mechanics; immersion effect; microstructure

灰岩在中国广泛分布，是一种典型的沉积岩。在其后生阶段，由于上覆地层压力和温度作用形成溶蚀[1-2]，使岩石内部产生形态多样的不规则线条/面，即缝合线构造[3]。关于缝合线的研究，目前主要集中于其成因[4]、矿物成分[5]、结构构造[6]和古应力状态[7-8]等方面，如Shaub[9]最初认为缝合线是一种有机物；Viti等[10]研究发现缝合线内部含有较大的残余方解石颗粒和不溶性矿物；而对于缝合线物理、力学性质的研究相对较少。本研究团队前期通过对湖北省宜昌市部分地区大量的实地调查发现，许多开挖出的灰岩在人力作用下即可沿缝合线断开，这表明缝合线可能会对岩体强度存在明显影响。
因灰岩主要成分易与含H2CO3的水反应，造成岩体强度、刚度等性质的劣化[11]，已有学者针对灰岩的水-岩作用开展了大量研究。如申林方等[12]开展了化学溶液浸泡作用下灰岩溶蚀劣化研究；段玲玲等[13]通过模拟地下水对岩体的长期浸泡，分析了水-岩作用下单裂隙灰岩的渗流特性变化特征及机制；吴宗琴等[14]针对不同层理倾角灰岩开展了酸性溶蚀损伤特性试验研究；蒋文明等[15]分析了三峡库区箭穿洞危岩体的结构破坏演化特征，指出库水的长期波动是造成裂隙扩展并最终贯通失稳的重要原因。综合分析现有研究结果可以看出，虽然水-岩作用会加速灰岩的劣化，但灰岩本身较为致密、透水性低，水溶液更多的是通过裂隙、节理等结构弱面不断对岩体进行侵蚀，从而引发结构弱面的张开与扩展，并最终导致工程失稳与破坏[16-18]。也就是说，灰岩内部的这些结构弱面才是影响工程稳定的关键因素[19]，基于此，研究灰岩在水-岩作用下的力学特性变化十分必要。
因此，本文选取湖北宜昌某边坡工程的灰岩为对象，在结合该灰岩缝合线特征进行分类的基础上，考虑实际岩体多沿结构弱面拉裂并具有一定时效性，制备含不同缝合线的巴西劈裂试样。通过试验分析浸水作用对灰岩缝合线拉伸蠕变特性的影响，并根据缝合线细观结构的变化揭示了浸水对缝合线拉伸蠕变特性的劣化机理。最后结合试验结果建立了考虑浸水劣化的缝合线拉伸流变模型，并通过数值计算进行了验证。研究成果对探明灰岩缝合线拉伸蠕变力学特性有一定的理论价值，也可为灰岩缝合线受浸水作用后的稳定性判断提供借鉴。

1 缝合线特征与拉伸蠕变试验方案

1.1 几何特征与分类

本文所研究的边坡工程灰岩较为典型，缝合线整体呈水平分布，为便于统计，将岩石采集区划分为多个长×宽为4 m×4 m的区域。通过对采集区缝合线宽度及间距统计分析发现，缝合线宽度b大多小于1 mm，间距约为50 mm，不易被肉眼察觉，对岩石视觉影响较弱；部分缝合线的b为1~5 mm，间距约为100 mm，在视觉上较为明显，影响着岩石的颜色和外观；少量缝合线的b大于5 mm，间距约为200 mm，对岩石结构的完整性和视觉外观均有显著影响。为便于后续的试验对比，将完整不含缝合线灰岩称为Ⅰ类，再按宽度将缝合线分为Ⅱ-1(b < 1 mm)、Ⅱ-2 (1 mm≤ b ≤5 mm)和Ⅱ-3(b >5 mm)3种类型。
结合上述分析并依据《工程岩体试验方法标准》(GB/T 50266—2013)[20]，制备了直径为50 mm、高为25 mm的巴西劈裂试样。为确保岩样的均匀性和离散性，首先剔除有明显缺陷的试样，再剔除缝合线起伏度较大或偏离中间的试样，最后依据试样密度和纵波波速，剔除离散性较大试样。最终得到的试样如图 1所示。
图 1 不同类型试样(b为缝合线宽度)

1.2 矿物成分与水理化特点

首先对完整灰岩和以及3类缝合线的试样(见图 1)进行了X射线衍射矿物分析，检测图谱如图 2所示，进一步分析得到的矿物成分及质量分数如表 1所示。可以看出，Ⅰ类和Ⅱ-1类试样的成分较为类似，方解石的质量分数为90%以上，其次是白云石；Ⅱ-2和Ⅱ-3类试样的成分则基本一致，方解石的质量分数仅为60%左右，而白云石的质量分数增加至33%左右，且其他成分也较Ⅰ类和Ⅱ-1类试样有所提高。
表 1 试样矿物成分表 %
类型 质量分数
方解石(CaCO3) 白云石(CaMg(CO3)2) 其他
Ⅰ类 92.5 6.7 0.8
Ⅱ-1类 90.3 8.4 1.3
Ⅱ-2类 60.2 33.4 6.4
Ⅱ-3类 60.6 33.1 6.3
为研究水对各类试样的影响，依照三峡库区坝前水体水样酸碱度pH=7.8[21]配置水样，并将初始质量为130.3~131.8 g的各试样分别静置于460 mL水溶液中，得到各试样的质量和溶液pH值在30 d内的变化，如图 3所示。由图可知，所有试样的质量和所在溶液的pH值变化趋势相似；自由浸水的前10 d以内，试样质量和pH值不断上升；在10~25 d，试样质量和pH值开始趋于稳定，但仍有轻微浮动；25 d后则基本维持稳定。
图 3 试样质量和水溶液pH值在30 d内的变化

1.3 拉伸蠕变试验方案

基于试样水理化特点，设置了自然干燥组(G组)和30 d静水浸泡组(P组)2种环境组。
宏观力学试验利用三峡库区地质灾害教育部重点实验室的HYZW-500 L岩石流变试验机进行，为确定拉伸蠕变试验施加荷载的大小，首先开展了常规巴西劈裂试验，得到的各组试样抗拉强度如表 2所示。由表可知，在同一种环境组内，各类试样抗拉强度由大到小依次为Ⅰ类、Ⅱ-1类、Ⅱ-2类、Ⅱ-3类，其中Ⅱ-1类试样较Ⅰ类试样强度降低很少，在G和P组中的平均降低率仅为2.63%；而Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样的强度降低则非常明显，平均降低率达到38.63%和51.63%。对于同一类型试样，G组试样的强度均高于P组，即浸水作用对试样强度存在影响，且这种影响导致不同试样强度的降低幅度是不一样的，P组中Ⅰ类、Ⅱ-1类、Ⅱ-2类和Ⅱ-3类较G组相同类型试样强度的降低率分别为12.25%、14.10%、26.45%和34.20%。
表 2 不同试样抗拉强度值 MPa
环境组别 试样类型
Ⅰ类 Ⅱ-1类 Ⅱ-2类 Ⅱ-3类
G 6.39 6.32 4.38 3.67
P 5.95 5.75 3.47 2.67
拉伸蠕变试验采用分级加载方式，为便于对比，所有试样的初始应力和每级增加的应力量均保持一致。基于各试样巴西劈裂试验结果，取P组最低的Ⅱ-3类试样抗拉强度的70%作为初始应力。具体的试验过程如下：首先按0.1 kN/min的加载速率增加轴向荷载至初始值3.00 kN(1.91 MPa)后保持不变，当变形稳定后在此荷载基础上以每级1.00 kN(0.64 MPa)的加载量增至下一级水平，且每一级荷载至少作用24 h。对每级加载过程中试样的变形和位移等数据进行采集，直至试样破坏。

2 拉伸蠕变试验结果分析

2.1 蠕变曲线和变形特征

各试样在不同环境组别下的分级蠕变曲线如图 4所示，其中ε为应变，t为加载时间。由图可知：1) 相同环境下，Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样达到破坏的时间小于Ⅰ类和Ⅱ-1类试样，如G组中Ⅰ类和Ⅱ-1类试样是在应力从5.11 MPa加载至5.75 MPa的过程中破坏，Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样则分别是在应力从4.47 MPa加载至5.11 MPa的过程中和应力4.47 MPa作用9.2 h后发生破坏。2) 浸水后，各试样的破坏时间(加载至破坏的持续时间)较同类型未浸水试样均有所减小，G组中Ⅰ类和Ⅱ-1类试样分别是在应力4.47 MPa作用19.8 h后和应力4.47 MPa加载至5.11的过程中发生破坏，Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样则分别是在应力4.47 MPa作用9.2 h和应力从3.83 MPa加载至4.47 MPa的过程中发生破坏。这表明浸水作用对各试样的蠕变力学特性有明显影响。
图 4 试样分级加载蠕变曲线

注：ε为应变，t为加载时间。

绘制试样在各个荷载阶段(不包括出现加速蠕变的荷载阶段)产生的瞬时应变和蠕应变，结果如图 5所示，其中σ为应力。由图可知：1) 所有试样的瞬时应变值(10-3级)远大于所产生的蠕应变值(10-5级)，表明即使是含缝合线的试样，仍具有较强的硬性特征。2) 无论是瞬时应变还是蠕应变，各试样均随着荷载水平的增加而不断增加，其中瞬时应变随荷载水平的增加呈现出较为明显的线性增大趋势。3) 浸水后即P组试样的瞬时应变和蠕应变均大于对应G组试样的瞬时应变和蠕应变，表明浸水作用后试样在长期荷载作用下的变形均会有所增加。4) 相同荷载水平下，无论是G组还是P组，Ⅱ-1类试样的瞬时应变均远大于Ⅱ-2类试样，而Ⅱ-2类试样的瞬时应变又远大于Ⅱ-1类和Ⅰ类试样。这表明当b超过1 mm后，灰岩瞬时应变受b的影响大于浸水作用的影响。5) 对于Ⅱ-1类和Ⅰ类试样，相同荷载水平下浸水后瞬时应变的增加较Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样要小得多，且与Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样不同的是，浸水作用后Ⅰ类试样的瞬时变形均大于干燥状态下Ⅱ-1类试样，表明此时浸水作用的影响大于缝合线的影响。6) 对于蠕应变，虽然其数值很小且可能存在一定的离散变化，但整体上随缝合线的b值和浸水作用后的变化特征与瞬时应变基本保持一致。
图 5 各试样不同荷载阶段的变形特征

σ为应力。

2.2 长期强度

采用稳态蠕变速率拐点法来获取各试样的长期抗拉强度[22]，具体方式以Ⅱ-3类试样为例进行说明。首先将图 4中试样在各个应力阶段的稳态蠕变速率绘制成散点图，并进行拟合。考虑到拟合函数在数学意义上没有明确的拐点，因此可将拟合曲线左右两侧切线的交点作为长期强度。由图 6可知，Ⅱ-3类试样的稳态蠕变速率与对应应力水平的关系可采用指数函数进行拟合，取左右两侧切线的交点可得自然干燥(G组)和30 d静水浸泡(P组)后的长期抗拉强度分别为2.25 MPa和1.61 MPa。
图 6 Ⅱ-3类试样稳态蠕变速率与应力关系
最终得到各试样的长期抗拉强度以及与抗拉强度的比值如图 7所示，其中σL-G和σL-P分别为试样在干燥和浸水后的长期抗拉强度，σt-G和σt-P分别为试样在干燥和浸水后的抗拉强度。由图 7可知，对于不同类型的试样，各强度值均符合σt-G > σt-P > σL-G > σL-P的规律，即浸水作用后的长期强度最低。不同环境组下的强度比值也呈现出较为明显的规律：σt-P/σt-G最大、σL-P/σL-G次之、σL-P/σt-G最小。这表明，虽然浸水后各试样的抗拉强度较干燥下的抗拉强度会变小，但这种减小幅度均小于浸水后长期抗拉强度较干燥状态长期抗拉强度的减小幅度，表明浸水对试样长期抗拉强度的影响较瞬时抗拉强度更大，这也是4类试样的σL-P/σt-G均为最小的原因。
图 7 不同试样的长期抗拉强度以及与抗拉强度的比值
进一步对比相同环境组不同类型试样强度的变化规律可以看出，Ⅰ类、Ⅱ-1类、Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样在干燥状态下的长期强度分别为4.82、4.81、3.15和2.25 MPa，在浸水后的长期强度分别为4.12、4.39、2.24和1.61 MPa；对比可知，Ⅱ-1类试样对应的强度与Ⅰ类试样相似，Ⅱ-2类试样的强度则较Ⅰ类和Ⅱ-1类试样有了明显降低，而Ⅱ-3类试样强度的降低幅度则更大。这表明当b > 1 mm后，缝合线的强度会急剧降低，且降低幅度会随着b的增大而不断增加。
对比不同环境组下的强度比值的变化发现，Ⅰ类试样的σt-P/σt-G和σL-P/σL-G分别为0.93和0.85，即浸水后该试样的抗拉强度和长期抗拉强度降低了约8.90%；Ⅱ-1类试样的σt-P/σt-G和σL-P/σL-G值与Ⅰ类试样差别不大，即浸水的影响与Ⅰ类试样基本一致；而Ⅱ-2类试样较Ⅰ类和Ⅱ-1类试样则有了较为明显降低，σt-P/σt-G和σL-P/σL-G分别为0.79和0.71；Ⅱ-3类试样较Ⅱ-2类试样则更低，σt-P/σt-G和σL-P/σL-G分别为0.72和0.71。表明试样受浸水作用后，长期抗拉强度受到的影响明显大于抗拉强度受到的影响，且随着b的增加，浸水条件对此影响程度越来越大。

2.3 破坏特征

各试样的蠕变破坏形貌对比如表 3所示，由表可知：1) 试样破坏过程中的主裂面差别不大，但次生裂纹随着缝合线宽度的增加而不断增多并导致碎块数量增多。相较于其他3类试样，Ⅰ类试样无论是自然干燥(G组)还是30 d静水浸泡(P组)后，劈裂面最为平直，次生裂纹造成的破坏均较小；Ⅱ-1类试样整体与Ⅰ类试样近似，细小缝合线导致试样破坏时劈裂面出现微小弧度，G组没有次生裂纹造成的掉落碎块，P组中则有少量碎块掉落；Ⅱ-2类试样由于缝合线更宽，次生裂纹均出现了明显变化，发育更深，伴随少量碎块；Ⅱ-3类试样由于缝合线宽度进一步增大，破坏劈裂面弧度更明显，G组次裂纹从上下两端发育，程度相较于前3类更大，造成更多碎块掉落；P组次裂纹相较于前3类发育程度也更大，近似与劈裂面平行，且沿试样整体贯通发展。2) 对于同类型的试样，浸水后破坏特征的不同主要体现在次生裂纹的增多。除前述的Ⅱ-1类和Ⅱ-3类试样外，P组Ⅰ类试样因次生裂纹导致上下两端出现破碎和掉落现象；而P组Ⅱ-2类试样上下两端因次生裂纹产生的破坏也比G组Ⅱ-2类试样更多。
表 3 灰岩试样的蠕变破坏形貌
环境组别 试样类型
Ⅰ类 Ⅱ-1类 Ⅱ-2类 Ⅱ-3类
G
P

3 浸水后灰岩缝合线微细观结构变化特征

3.1 细观结构变化特征

采用偏光显微镜对各类试样缝合线的同一位置进行观察，得到自然干燥和浸水后细观结构特征分别如图 8和9所示。由图 8可知，缝合线由黑色膜状物(缝合膜)和结构相对疏松的镶嵌状接触白色晶状物(交代白云岩)组成，缝合线两侧为结构致密的灰岩基质，基质内含有大量鲕粒等物质[23]。Ⅱ-1类试样缝合线整体形态极细，几乎全为缝合膜，只含有少量的交代白云岩；Ⅱ-2类试样中缝合线明显比Ⅱ-1类试样宽，其内交代白云岩晶体变多；Ⅱ-3类试样内缝合膜及交代白云岩晶体区域比Ⅱ-2类的更宽。
图 8 浸水前试样偏光显微镜分析
图 9 浸水后试样偏光显微镜分析
对比图 8与图 9可知，Ⅱ-1类试样缝合线两侧基质明显淡化，鲕粒轮廓逐渐模糊，其表面出现大量气泡状圆孔；Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样缝合线试样交代白云岩边缘模糊，其间空隙明显增加；而无论何种试样的缝合膜，在形态轮廓上均无明显变化。即浸水作用主要影响对交代白云岩和两侧灰岩基质的侵蚀，对缝合膜的形态轮廓基本无影响。
出现上述现象的原因分析如下：Ⅱ-1类试样中缝合线较细，其与基岩紧密接触，所提供的通道不足，溶液很难通过缝合线浸入试样内部。浸水作用的影响在宏观力学上主要体现为试样表层的破碎程度更高，而整体抗拉蠕变破坏模式依旧与干燥状态的试样破坏一致；在细观结构上，原本灰岩基质表面致密的结构受浸水作用影响后出现大量侵蚀性孔洞。对于Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样，由于缝合线变宽，虽然基岩部分与缝合膜接触紧密，但交代白云岩晶体之间的孔隙率较大，且与缝合膜的接触也更疏松。相对疏松的接触提供了与缝合线方向平行的通道，因而缝合线内部水-岩作用更充分，也导致这2类试样在受浸水作用后，交代白云岩的溶解远大于基岩的溶解。上述缝合线内部交代白云岩的溶解现象在宏观力学上表现为抗拉蠕变强度的明显降低，细观结构上为交代白云岩晶体体积变小，晶体间孔隙率增大。

3.2 微观结构变化特征与量化

采用扫描电子显微镜(scanning electron microscope, SEM)对各试样自然干燥和浸水后的缝合线部分的形貌进行分析。结果如图 10和图 11所示。由图 10可知，缝合线处灰岩基质表现为致密细小的圆形颗粒，且在基质表面有受拉所致圆形孔洞；而交代白云岩为镶嵌状接触的晶体颗粒，受拉所致孔洞呈方形。浸水作用后(见图 11)，基岩出现侵蚀性孔洞；而缝合线内交代白云岩由规则晶粒侵蚀成为不规则晶粒，晶粒边缘棱角明显弱化。
图 10 浸水前试样的SEM图
图 11 浸水后试样SEM图
为进一步分析浸水后缝合线的孔隙变化情况，对SEM图像进行像素捕捉处理，结果如图 12所示。首先，对缝合线两侧基岩侵蚀性孔洞与未侵蚀部分的色调差异进行分析，提取图中侵蚀孔洞面积(见图 12a)，并计算其所占整体面积的比率；其次，对缝合线部分进行晶体间孔隙率差异的像素分析(见图 12b)，并计算差异面积占整体面积的比值。上述2个比值分别为基岩和交代白云岩的侵蚀率，计算表明，Ⅱ-2类缝合线处基岩和交代白云岩的侵蚀率分别约为15.67%和31.81%；Ⅱ-3类缝合线处基岩和交代白云岩的侵蚀率分别约为17.02%和31.93%。
图 12 侵蚀孔洞捕捉图像
分析上述变化特征可以看出，Ⅱ-2和Ⅱ-3类缝合线中交代白云岩的侵蚀率基本相同。而这两类缝合线试样在浸水作用后长期抗拉强度较干燥条件下的降低程度分别为28.80%和27.70%，与侵蚀率数值非常相近，因此本研究通过交代白云岩的侵蚀率来量化缝合线长期强度的劣化程度。

3.3 微细观结构变化机制

结合表 1可知，Ⅰ类和Ⅱ-1类试样矿物成分相近，且主要成分均为方解石。由式(1)可知，由于水中含有的CO2和H2O反应生成H2CO3，H2CO3易解离，生成H+和HCO3-，H+的引入导致方解石易溶解[24]。在浸水前10 d，含有CO2的水溶液沿缝合线进入试样或直接在试样表面发生作用，而缝合膜内为不易溶物质，被溶解的主要为试样表层和缝合线两侧基质；在浸水10 d后，溶液内Ca2+、HCO3-、CO2和H+浓度以及pH逐渐达到稳定状态，溶液中化学平衡逐渐建立。
$\mathrm{CaCO}_{3}+\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}+\mathrm{CO}_{2}=\mathrm{Ca}^{2+}+2 \mathrm{HCO}_{3}^{-} .$
对于Ⅱ-2和Ⅱ-3类试样，其缝合线内白云岩晶体相对更多，矿物成分中白云石CaMg(CO3)2含量达到30%以上。白云石与方解石的溶解(式(2))性质类似，但相同条件下白云石的溶解反应速度更慢。整体而言，在浸水前10 d，由于交代白云岩中的白云石晶体之间孔隙率更大，该区域内浸入水溶液的速度和程度大于灰岩基质区域，因而侵蚀作用更充分。但缝合线相对于整个试样而言所占区域较小，故只能导致Ⅱ-2类和Ⅱ-3类试样的溶液pH值比Ⅰ类与Ⅱ-1类试样稍小；10 d后，溶液中pH值趋于稳定，离子浓度同样达到平衡状态。
$\begin{gather*}\mathrm{CaMg}\left(\mathrm{CO}_{3}\right)_{2}+2 \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}+2 \mathrm{CO}_{2}= \\\mathrm{Ca}^{2+}+\mathrm{Mg}^{2+}+4 \mathrm{HCO}_{3}^{-} .\end{gather*}$
结合上述分析，最终得到的灰岩浸水劣化机制如图 13所示。在浸水前10 d，CO2和水生成的H2CO3解离生成H+和HCO3-，引起试样中方解石和交代白云岩的剧烈反应。10~25 d内，Mg2+和Ca2+分别与水生成Mg(OH)2和Ca(OH)2，容器内出现沉淀，当Ca(OH)2达到一定浓度后，沉淀物增多，Ca2+和Mg2+浓度降低，溶液pH值基本不变。浸水30 d后，容器内沉淀物累积，碎屑物增多，溶液pH值稳定，灰岩基质内出现侵蚀性孔洞，交代白云岩边缘淡化。
图 13 缝合线水-岩作用劣化示意图

4 考虑浸水劣化的缝合线拉伸流变模型

4.1 拉伸浸水损伤蠕变模型

由于Burgers模型为黏弹性模型，无法模拟岩体加速蠕变阶段的特征，一般可将之串联一个Mohr-Coulomb准则的塑性元件，从而实现对蠕变阶段全过程的描述[25]。如图 14所示，当应力σ1＜σL(σL为长期抗拉强度)时，开关S未打开，仅Burgers模型工作；而当σ1≥σL时，开关S打开，模型完全服从Mohr-Coulomb塑性流动规律。由于该模型参数较少，因此在实际中得到了广泛应用，FLAC3D(explicit continuum modeling of non-linear material behavior in 3D)、3DEC(distinct-element modeling of jointed and blocky material in 3D)等大型岩土计算软件也将其纳入可直接调用的自带模型。本文在该模型的基础上，建立考虑浸水损伤的改进模型。
该模型的本构方程为
$\varepsilon=\left\{\begin{array}{l}\frac{\sigma_{1}}{E_{1}}+\frac{\sigma_{1}}{\eta_{1}}+\frac{\sigma_{1}}{E_{2}}\left[1-\exp \left(-\frac{E_{2}}{\eta_{2}} t\right)\right], \quad\quad\quad \sigma_{1}<\sigma_{\mathrm{L}} ; \\ \frac{\sigma_{1}}{E_{1}}+\frac{\sigma_{1}}{\eta_{1}}+\frac{\sigma_{1}}{E_{2}}\left[1-\exp \left(-\frac{E_{2}}{\eta_{2}} t\right)\right]+\varepsilon_{\mathrm{P}}, \quad \sigma_{1} \geqslant \sigma_{\mathrm{L}} .\end{array}\right.$
其中：E1和E2为弹性模量；η1和η2为阻尼器元件的黏性系数；εP为塑性体应变。此时，蠕变模型偏量行为可由以下关系描述：
总应变率为
$\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}=\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{K}}+\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{M}}+\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{P}} .$
其中：$\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}$为应变总偏张量，上标K、M、P分别代表Kelvin体、Maxwell体和塑性体，$\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{P}}$为塑性体应变率偏张量。
Kelvin体为
$\boldsymbol{S}_{i j}=2 \eta_{1} \dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{K}}+2 E_{1} \dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{K}} .$
其中：Sij为应力偏张量，η1为Kelvin体阻尼器元件的黏性系数，E1为Kelvin体的弹性模量。
Maxwell体为
$\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{M}}=\frac{\dot{\boldsymbol{S}}_{i j}}{2 E_{2}}+\frac{\boldsymbol{S}_{i j}}{2 \eta_{2}} .$
其中：η2为Maxwell体阻尼器元件的黏性系数，E2为Maxwell体的弹性模量。
Mohr-Coulomb元件体为
$\dot{\boldsymbol{e}}_{i j}^{\mathrm{P}}=\lambda \frac{\partial g}{\partial \sigma_{i j}}-\frac{1}{3} \dot{\boldsymbol{e}}_{\mathrm{vol}}^{\mathrm{P}} \delta_{i j} .$
其中：$\dot{\boldsymbol{e}}_{\text {vol }}^{\mathrm{P}} $塑性元件的体积应变率偏量，δij为Kronecker符号，$ \dot{\boldsymbol{e}}_{\text {vol }}^{\mathrm{P}}$的计算式为
$\dot{\boldsymbol{e}}_{\mathrm{vol}}^{\mathrm{P}}=\lambda\left[\frac{\partial g}{\partial \sigma_{11}}+\frac{\partial g}{\partial \sigma_{22}}+\frac{\partial g}{\partial \sigma_{33}}\right] .$
体积行为确定公式为
$\dot{\boldsymbol{\sigma}}_{0}=K\left(\dot{\boldsymbol{e}}_{\mathrm{vol}}-\dot{\boldsymbol{e}}_{\mathrm{vol}}^{\mathrm{P}}\right) .$
其中：$ \dot{\boldsymbol{\sigma}}_{0}$为应力球张量的变化率，K为体积模量。
Mohr-Coulomb屈服包络线包括剪切和拉伸2个部分，屈服准则为f=0，在主应力空间，
剪切屈服满足
$f_{\tau}=\sigma_{3} N_{\varphi}-\sigma_{1}+2 c \sqrt{N_{\varphi}} .$
拉伸屈服满足
$f_{\mathrm{t}}=\sigma_{\mathrm{t}}-\sigma_{1} .$
其中：c为黏聚力，φ为内摩擦角，σt为抗拉强度，Nφ=(1+sinφ)/(1-sinφ)，σ1和σ3分别为最大和最小主应力。
分析考虑浸水损伤的改进模型可以看出，其包括E1、η1、E2和η2共4个黏弹性变形参数和c、φ及σt共3个强度参数。结合各类型缝合线在浸水后的变形特征(见图 5)可以看出，虽然各试样的瞬时变形和蠕变变形均有一定的增加，但增加幅度非常小，例如σ =4.48 MPa下Ⅱ-2类试样在浸水后的瞬时变形增幅最大，但比自然干燥环境下Ⅱ-2类试样的瞬时变形仅增加了0.85%。因此认为浸水后对黏弹性变形的影响可忽略不计。在强度特征方面，浸水后试样的变化十分明显，Ⅰ类试样和Ⅱ-1类试样的长期抗拉强度降低了约10%，Ⅱ-2和Ⅱ-3类试样的长期抗拉强度降低了约30%。基于上述分析，结合缝合线微细观变化特征，提出考虑浸水后缝合线损伤量DEN的计算式为
$D_{\mathrm{EN}}=1-\frac{\sigma_{\mathrm{L}-\mathrm{P}}}{\sigma_{\mathrm{L}-\mathrm{G}}} .$
将(1-DEN)σL替换为式(3)中的σL便可得到考虑浸水影响的缝合线抗拉蠕变模型。

4.2 模拟对比验证

采用3DEC进行数值计算以验证蠕变模型的可行性。首先，建立了直径50 mm、厚度25 mm的圆盘模型，其中缝合线部分先根据实际尺寸设定，再利用Voronoi块体进行网格划分。最终建立的Ⅱ-2类试样计算模型如图 15所示，共有6 338个Voronoi块体和473 687个单元。
图 15 Ⅱ-2类试样计算模型
以本次试验中浸水试样出现了加速蠕变阶段的Ⅰ类和Ⅱ-2类试样为例，进行具体说明。计算模型采用3DEC自带的Burgers-Mohr模型，其中Burgers模型参数根据试样在自然干燥环境下拟合得到，Ⅰ类和Ⅱ-2类试样的参数分别如表 4和5所示。为确保计算过程中试样仅出现拉伸破坏，本次模拟中将抗剪强度参数c和φ设置为一较大的值。抗拉强度σt根据式(12)进行计算。边界条件与实际保持一致，模型底部施加约束，顶部施加荷载。在每级荷载达到24 h后施加下一级荷载，直至试样发生破坏。
表 4 Ⅰ类试样参数
荷载/kN E1/MPa η1/(MPa·s) E2/MPa η2/(MPa·s)
3.00 2.66×106 2.66×1010 1.13×109 3.44×109
4.00 2.62×106 4.81×1010 6.42×108 7.13×108
5.00 2.58×106 2.90×1010 6.45×108 5.39×108
6.00 2.53×106 3.86×1010 5.65×108 8.24×108
7.00 2.49×106 1.10×1010 9.31×108 2.39×109
8.00 2.44×106 1.22×1010 1.03×109 2.65×109
表 5 Ⅱ-2类试样参数
荷载/kN E1/MPa η1/(MPa·s) E2/MPa η2/(MPa·s)
3.00 3.31×106 4.42×1010 7.65×108 9.68×108
4.00 3.25×106 5.19×1010 5.89×108 5.18×108
5.00 3.19×106 4.67×1010 5.08×108 7.80×108
6.00 3.12×106 1.01×1010 1.07×109 1.42×109
7.00 3.05×106 1.12×1010 9.10×108 8.89×108
模拟得到的Ⅰ类和Ⅱ-2类试样的分级加载蠕变结果如图 16所示。对比可知：1) 在应力水平为3.83 MPa时Ⅰ类试样模拟曲线和试验曲线的变形相差最大，但差异因变量也仅约为0.05‰。2) 模拟结果中试样出现破坏的应力水平与试验结果一致，但应力水平作用的时间均小于试验结果。如Ⅰ类试样和Ⅱ-2类试样分别在应力4.47 MPa下作用1.9 h和1.2 h后发生破坏，而试验中两个试样的破坏时间分别为19.8 h和9.2 h。3) 与试验过程类似，模拟试样在整个加载过程中均是首先在上下两端加载位置出现局部破坏，最后沿试样中心线发生贯穿的拉伸破坏。基于上述分析，模拟结果与试验结果整体上非常接近，仅仅在破坏时间上有一定的提前，这从工程计算角度来讲也偏于安全。
图 16 模拟与试验对比曲线图

5 结论

本文以宜昌某边坡工程的灰岩为对象，在现场调查的基础上将缝合线分为b < 1 mm、1 mm≤ b ≤5mm和b >5 mm (b为缝合线宽度)共三类，并通过室内力学试验研究了浸水作用对各类缝合线抗拉蠕变力学特性的影响规律，并从微、细观结构变化分析了浸水作用对缝合线的影响机制，得到了以下主要结论：
1) 浸水作用后各试样的瞬时应变和蠕应变较自然干燥下均有增加，而抗拉强度和长期抗拉强度则均会降低；且强度的降低幅度明显大于变形的增加幅度，其中尤以长期抗拉强度的降低幅度最大。即浸水作用对缝合线的长期抗拉强度有明显影响，且随着缝合线宽度b的增加，浸水作用的影响越来越明显。
2) 缝合线主要由两侧缝合膜和居中的交代白云岩构成，浸水作用主要体现在对交代白云岩的侵蚀上。且交代白云岩的侵蚀率与对应缝合线长期抗拉强度值的降低非常相近，因此可通过交代白云岩的侵蚀率来量化长期强度的劣化程度。
3) 结合试验结果，通过对Burgers-Mohr模型的修正提出了考虑浸水劣化缝合线抗拉蠕变模型，并通过数值模拟计算验证了其实用性。该模型可在FLAC、3DEC等大型计算软件中直接调用，简便易操作。
本文仅考虑了浸水作用后缝合线构造的力学性能变化，而实际岩体更多是处于水和应力的长期共同作用，后续可对此开展更为深入的研究。

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