盛金昌，高 鵬，王 珂，郜會(huì)彩，田曉丹

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，江蘇 南京 210098； 2.常州市金壇區(qū)水旱災(zāi)害防御調(diào)度指揮中心，江蘇 常州 213200；3.浙江省山體地質(zhì)災(zāi)害防治協(xié)同創(chuàng)新中心，浙江 紹興 312000； 4.紹興文理學(xué)院土木工程學(xué)院，浙江 紹興 312000)

巖石裂隙的剪切特性對(duì)巖石工程安全具有至關(guān)重要的影響，國內(nèi)外學(xué)者以裂隙面形態(tài)為出發(fā)點(diǎn)對(duì)巖體裂隙面剪切力學(xué)特性進(jìn)行了研究，并根據(jù)剪切試驗(yàn)結(jié)果建立了各種抗剪強(qiáng)度模型[1-7]。在邊坡工程中，巖體長期處于水巖作用下，水巖作用使巖體裂隙面發(fā)生一系列物理化學(xué)變化，對(duì)裂隙面形貌[8-9]及巖性產(chǎn)生很大影響。因此，學(xué)者們對(duì)水巖耦合作用下的裂隙巖體開展了大量研究。Pellet等[10]對(duì)不同濕度條件下泥灰?guī)r開展了剪切試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)泥灰?guī)r節(jié)理抗剪強(qiáng)度與含水率有極大關(guān)系。Nouailletas等[11]開展了裂隙面剪切試驗(yàn)，結(jié)果表明強(qiáng)酸腐蝕過的裂隙表面粗糙度參數(shù)無顯著變化，但是力學(xué)性能衰減較大。Zhao等[12]研究了潤濕對(duì)砂巖節(jié)理特性的弱化，結(jié)果表明浸潤后的節(jié)理峰值抗剪強(qiáng)度和剛度均有所下降。Li等[13]對(duì)干燥、飽和和表面濕潤3種條件下的花崗巖和砂巖開展了直剪試驗(yàn)。

巖體邊坡常處在流動(dòng)水流環(huán)境中，學(xué)者們相繼開展了滲流作用下的裂隙力學(xué)特性研究。魯祖德等[14]開展了裂隙巖石的應(yīng)力-水流-化學(xué)耦合作用試驗(yàn)研究，分析了預(yù)制裂紋排列方式、浸泡溶液pH值和流速對(duì)單軸抗壓強(qiáng)度的影響以及各條件下的破壞特征。申林方等[15]開展了單裂隙花崗巖在三軸應(yīng)力及化學(xué)溶液滲透壓作用下的試驗(yàn)，研究了裂隙面在酸性溶液滲透作用下的物理軟化，以及溶解反應(yīng)作用下的巖石蠕變變形。聶韜譯等[16]針對(duì)應(yīng)力-滲流耦合作用下的裂隙巖體劈裂現(xiàn)象，建立了基于曲線擴(kuò)展路徑的劈裂演化模型，并驗(yàn)證了其合理性。

滲流侵蝕作用下裂隙剪切特性的研究成果已較為豐富，但此類研究均忽略了裂隙面形貌變化這一重要中間因素，直接建立宏觀力學(xué)指標(biāo)隨水巖條件變化關(guān)系，從而導(dǎo)致滲流侵蝕作用下的裂隙剪切特性演化機(jī)理仍不夠明確。因此，本文對(duì)新鮮的和經(jīng)滲流侵蝕作用的兩組石灰?guī)r粗糙裂隙開展直剪試驗(yàn)，研究滲流侵蝕作用對(duì)裂隙面形貌改造及裂隙剪切特性的影響，并分析裂隙剪切特性的演變機(jī)理。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件制備

粗糙裂隙試件為石灰?guī)r試件，由標(biāo)準(zhǔn)圓柱形巖石試件劈裂得到。將劈裂試件分為Ⅰ、Ⅱ兩組(各5個(gè))，其中Ⅰ組為對(duì)照組，對(duì)試件直接開展剪切試驗(yàn)；Ⅱ組為侵蝕組，先對(duì)試件進(jìn)行滲流侵蝕，然后進(jìn)行直剪試驗(yàn)。具體滲流侵蝕試驗(yàn)工況如下[17]：軸向荷載為5 kN、圍壓為2.0 MPa，以模擬天然邊坡應(yīng)力狀況；滲透液為pH值5.6的H2SO4溶液，滲透壓為0.5 MPa；整個(gè)滲透試驗(yàn)持續(xù)約120 h。

試驗(yàn)前先計(jì)算劈裂試件的裂隙面粗糙度系數(shù)JRC，具體計(jì)算方法為：對(duì)裂隙面進(jìn)行三維激光掃描，獲得裂隙表面三維空間坐標(biāo)數(shù)據(jù)，計(jì)算出裂隙表面平均梯度模Z2s[5]，然后代入到下式[18]即可：

JRC=32.2+32.47lgZ2s

(1)

為消除人工劈裂隨機(jī)性、增強(qiáng)研究可靠性，應(yīng)使兩組試件的JRC變化區(qū)間基本相同，結(jié)果見表1。此外，Ⅱ組試件滲流侵蝕后，也按上述方法計(jì)算JRC(表1)。

表1 試件粗糙度系數(shù)

1.2 試驗(yàn)裝置

剪切試驗(yàn)裝置為河海大學(xué)滲流實(shí)驗(yàn)室的YZW-300型微機(jī)控制電子式巖石直剪儀，直剪儀簡(jiǎn)化示意圖如圖1所示。

圖1 YZW-300型微機(jī)控制電子式巖石直剪儀示意圖

該直剪儀主要由伺服控制單元、法向加載單元、剪切向加載單元、剪切盒單元和數(shù)據(jù)測(cè)量及采集單元5部分組成。巖石直剪儀施加的法向和剪切向最大荷載均為300 kN，荷載加載速率范圍為0.01～30 kN/s，測(cè)量精度為示值的±1%，法向和剪切向位移加載速率范圍為0.01～100 mm/min，測(cè)量精度為示值的±1%。法向加載工作行程最大為30 mm，剪切向加載工作行程最大為45 mm，位移測(cè)量精度為0.001 mm。

1.3 剪切試驗(yàn)方法

將劈裂開的兩個(gè)半圓柱體分別放入型號(hào)為?50 mm×100 mm的上下剪切盒內(nèi)，保證兩個(gè)粗糙裂隙表面水平。調(diào)整上下剪切盒位置，使上下粗糙裂隙表面完全契合，并使剪切盒位于法向加載向和剪切加載向的交點(diǎn)上，防止加載時(shí)剪切盒偏轉(zhuǎn)。將法向加載觸頭接觸調(diào)位環(huán)，手輪控制使剪切向左側(cè)觸頭接觸剪切盒左側(cè)，通過軟件控制使剪切向右側(cè)觸頭接觸剪切盒右側(cè)，隨后在法向和剪切向上安裝千分表，試件裝載如圖2所示。

圖2 試件裝載

設(shè)置粗糙裂隙剪切試驗(yàn)工況為：法向?yàn)楹奢d控制，加載至2 MPa(10 kN)，加載速率為1.2 kN/min；剪切向?yàn)槲灰瓶刂?，加載至10 mm，加載速率為0.5 mm/min。設(shè)置完成后，點(diǎn)擊法向運(yùn)行按鈕，待法向荷載達(dá)到目標(biāo)值并保持穩(wěn)定后，點(diǎn)擊剪切運(yùn)行按鈕，直至剪切向加載位移達(dá)到10 mm時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。對(duì)Ⅰ組新鮮的和Ⅱ組滲流侵蝕后的粗糙裂隙試件(共10個(gè))開展了剪切試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 剪切試驗(yàn)曲線

2.1.1裂隙剪切應(yīng)力-剪切位移曲線

圖3(a)和圖3(b)分別為Ⅰ組和Ⅱ組粗糙裂隙試件剪切應(yīng)力-剪切位移曲線，兩組粗糙裂隙試件的曲線呈現(xiàn)出類似規(guī)律，即隨著剪切位移增大，剪切應(yīng)力先快速增大至峰值，隨后緩慢減小，最后逐漸趨于穩(wěn)定。該曲線具體可分為3個(gè)區(qū)段：①剪切應(yīng)力上升區(qū)(Ⅰ區(qū)段)。加載初期為壓密階段，曲線為下凹狀，隨后曲線呈線性增長，曲線斜率(剪切剛度)基本不變，表現(xiàn)為彈性變形。②剪切應(yīng)力峰值區(qū)(Ⅱ區(qū)段)。隨著剪切位移持續(xù)增加，曲線斜率(剪切剛度)開始變小，在剪切應(yīng)力增長至某一峰值后，曲線斜率變?yōu)樨?fù)值，剪切剛度進(jìn)一步減小，剪切應(yīng)力呈現(xiàn)非線性變化，曲線呈下凹狀。③剪切應(yīng)力下降區(qū)(Ⅲ區(qū)段)。剪切應(yīng)力逐漸降低，曲線斜率絕對(duì)值變小并逐漸趨近于零，表現(xiàn)為塑性變形。

圖3 裂隙試件剪切應(yīng)力-剪切位移曲線

兩組裂隙試件剪切強(qiáng)度均在0.5～1.5 mm位移范圍內(nèi)達(dá)到峰值，此時(shí)剪切位移占裂隙試件長度的0.5%～1.5%。Ⅰ組新鮮裂隙試件剪切結(jié)果表明，表面越粗糙，峰值剪切位移越大。與Ⅰ組不同，Ⅱ組試件經(jīng)過120 h滲透侵蝕后，峰值剪切位移與表面粗糙度并未表現(xiàn)出正相關(guān)關(guān)系。

2.1.2裂隙法向位移-剪切位移曲線

圖4為粗糙裂隙試件的法向位移-剪切位移曲線。圖4(a)曲線整體上可依次分為剪縮、剪脹和殘余抗剪強(qiáng)度3個(gè)階段。由于初始位移為0，可按法向位移是否小于0劃分剪縮、剪脹兩階段；殘余抗剪強(qiáng)度階段對(duì)應(yīng)圖3(a)中抗剪強(qiáng)度基本不再下降的階段。

圖4 裂隙試件法向位移-剪切位移曲線

a. 剪縮階段。在裂隙試件承受剪切作用初期，裂隙表面被壓密，裂隙表面凹凸體之間的空間不斷調(diào)整縮小，法向位移向下，呈現(xiàn)剪縮狀態(tài)。隨著剪切位移增大，裂隙沿著凸起體爬坡，但爬坡引起的法向位移向上增量還不足以抵消之前向下的法向位移量，此時(shí)仍然處于剪縮狀態(tài)。

b. 剪脹階段。隨著剪切作用的持續(xù)進(jìn)行，裂隙繼續(xù)沿著凸起體爬坡，法向位移持續(xù)向上增大，當(dāng)法向位移大于0時(shí)，法向變形為正，呈現(xiàn)剪脹狀態(tài)。在剪脹階段，法向變形快速增大，同時(shí)裂隙表面的凸起被剪斷甚至磨平，當(dāng)凸起被破壞后，裂隙面開始屈服，剪切應(yīng)力迅速下降。

c. 殘余抗剪強(qiáng)度階段。隨著爬坡以及凸起體被剪斷破壞，裂隙面的法向位移基本不再變化，法向變形趨于穩(wěn)定，裂隙面進(jìn)入殘余抗剪強(qiáng)度階段。此時(shí)，裂隙表面的主要凸起體被剪斷破壞，抗剪能力基本喪失。

由圖4(b)可知，滲透試驗(yàn)后粗糙裂隙依舊經(jīng)歷剪縮、剪脹以及殘余抗剪強(qiáng)度這3個(gè)階段。

通過觀察圖4，發(fā)現(xiàn)在剪脹階段、殘余抗剪強(qiáng)度階段不同試件法向位移-剪切位移曲線的趨勢(shì)并不一致，有的持續(xù)剪脹到一定法向位移，而有的持續(xù)剪縮。其中，Ⅰ-1、Ⅰ-5、Ⅱ-2、Ⅱ-4這4個(gè)試件曲線較為特殊；在剪切試驗(yàn)后，發(fā)現(xiàn)這4個(gè)試件與剪切盒貼得較緊，難以取下。結(jié)合唐志成等[19]相近試驗(yàn)成果，認(rèn)為這4個(gè)試件結(jié)果有誤差，猜測(cè)其原因是：圓柱形試件尺寸有誤差，在剪切盒中與剪切盒邊壁有一定空隙，剪切時(shí)試件與剪切盒內(nèi)壁相互靠近，產(chǎn)生向下法向位移，造成了一些試件并沒有產(chǎn)生剪脹現(xiàn)象。因此，下文僅就其余6個(gè)試件的結(jié)果以及這10個(gè)試件的共性進(jìn)行分析。

由圖4可以發(fā)現(xiàn)，Ⅰ組粗糙裂隙的平均剪縮位移為0.092 mm，而Ⅱ組粗糙裂隙的平均剪縮位移為0.073 mm；Ⅰ組剪脹階段最大剪脹不超過0.2 mm，Ⅱ組最大剪脹超過0.2 mm。可見，120 h滲流侵蝕作用使粗糙裂隙平均剪縮位移變短，但使裂隙剪脹位移有所增加。

圓柱形巖石劈裂后，裂隙面上可能留有一些巖石碎屑，用刷子無法清掃干凈，而滲流侵蝕作用可以溶蝕這些碎屑，對(duì)兩裂隙面形貌進(jìn)行改造，使兩壁面更加貼合，所以粗糙裂隙經(jīng)過滲流侵蝕作用后剪縮位移有所減小。同時(shí)，滲流侵蝕作用會(huì)對(duì)裂隙表面巖體產(chǎn)生軟化、弱化作用，剪切過程中凸起體被剪斷會(huì)產(chǎn)生更大碎屑，填充在兩裂隙面之間，從而導(dǎo)致剪脹位移增大。

2.2 峰值抗剪強(qiáng)度對(duì)比

由表1可以看出，Ⅰ組的JRC與Ⅱ組未經(jīng)過滲流侵蝕作用前的JRC有差距，直接用Ⅰ組的剪切強(qiáng)度來代替Ⅱ組裂隙滲流試驗(yàn)前的強(qiáng)度極為不妥。由此，可通過用Barton[2-3]建立的JRC-JCS模型(式(2))對(duì)Ⅰ組試件剪切強(qiáng)度結(jié)果進(jìn)行擬合，從而可預(yù)估Ⅱ組裂隙滲流試驗(yàn)前的峰值抗剪強(qiáng)度。

(2)

式中：τp為試件峰值抗剪強(qiáng)度，MPa；σn為施加在巖體裂隙表面上的法向應(yīng)力，MPa；JCS為巖體裂隙表面的抗壓強(qiáng)度，MPa；φb為巖體裂隙表面的基本摩擦角，(°)。

未風(fēng)化的新鮮裂隙抗壓強(qiáng)度JCS可取為完整巖石的單軸抗壓強(qiáng)度[2]，通過抗壓試驗(yàn)算出JCS為147.7 MPa。裂隙表面的基本摩擦角φb可以通過光滑裂隙剪切試驗(yàn)獲得[20]，計(jì)算得φb=37.82°。根據(jù)式(2)計(jì)算得到的Ⅰ組粗糙裂隙峰值抗剪強(qiáng)度τp與試驗(yàn)值如圖5所示。

圖5 Ⅰ組裂隙峰值抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值和計(jì)算值對(duì)比

當(dāng)JRC較小時(shí)，由式(2)得到的計(jì)算值與試驗(yàn)值近似，而當(dāng)JRC較大時(shí)，計(jì)算值要高于試驗(yàn)值，且JRC越大，計(jì)算值高于試驗(yàn)值的程度越大。因此，需要對(duì)JRC-JCS抗剪強(qiáng)度模型進(jìn)行一定的修正。本文采用如下修正方法：在JRC-JCS抗剪強(qiáng)度公式中添加一個(gè)與JRC相關(guān)的修正函數(shù)f(JRC)，將式(2)修正為式(3)，其中修正函數(shù)f(JRC)可通過Origin軟件對(duì)試驗(yàn)值和計(jì)算值擬合得到，擬合結(jié)果如圖6所示，相關(guān)性高達(dá)0.992。

(3)

圖6 修正函數(shù)f(JRC)擬合結(jié)果

重新計(jì)算后的Ⅰ組新鮮粗糙裂隙峰值抗剪強(qiáng)度修正值與試驗(yàn)值的對(duì)比見圖7?？梢钥闯?，采用修正后的抗剪強(qiáng)度公式計(jì)算所得的Ⅰ組新鮮粗糙裂隙峰值抗剪強(qiáng)度與試驗(yàn)值極為接近，說明用式(3)估算Ⅱ組粗糙裂隙滲透試驗(yàn)前新鮮狀態(tài)時(shí)的峰值抗剪強(qiáng)度是可行的。

圖7 Ⅰ組裂隙峰值抗剪強(qiáng)度修正值和試驗(yàn)值對(duì)比

通過式(3)以及Ⅱ組粗糙裂隙試件新鮮狀態(tài)時(shí)的粗糙度系數(shù)JRC，對(duì)其在滲透試驗(yàn)前的峰值抗剪強(qiáng)度進(jìn)行估算。將Ⅱ組粗糙裂隙試件峰值抗剪強(qiáng)度τp滲透前估算值、滲透后試驗(yàn)值與粗糙度系數(shù)JRC的關(guān)系繪于圖8。

圖8 Ⅱ組裂隙τp-JRC對(duì)比曲線

兩組粗糙裂隙的峰值抗剪強(qiáng)度均隨著裂隙表面粗糙度的增大而增大。經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后的裂隙試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5峰值抗剪強(qiáng)度分別提高了9.33%、9.73%、13.43%、8.60%和3.04%，平均為8.83%，其中試件Ⅱ-3提高幅度最大。粗糙度系數(shù)JRC除試件Ⅱ-4降低了0.78%外，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-5分別提高了11.61%、14.53%、7.45%和6.30%。

2.3 殘余抗剪強(qiáng)度對(duì)比

粗糙裂隙殘余抗剪強(qiáng)度τr與殘余摩擦角φr之間存在式(4)的關(guān)系，Grasselli等[6]認(rèn)為殘余摩擦角取決于裂隙基本摩擦角φb和裂隙表面形貌特征，因此，建立殘余摩擦角φr與粗糙度系數(shù)JRC之間的函數(shù)關(guān)系如式(5)所示。

(4)

φr=φb+φJ(rèn)RC

(5)

式中：φJ(rèn)RC為裂隙表面形態(tài)控制的部分殘余摩擦角，與裂隙粗糙度系數(shù)JRC相關(guān)。

圖9 Ⅰ組裂隙殘余摩擦角擬合

圖10 Ⅱ組裂隙殘余抗剪強(qiáng)度對(duì)比關(guān)系曲線

根據(jù)Ⅰ組新鮮粗糙裂隙的殘余抗剪強(qiáng)度，計(jì)算各個(gè)試件的殘余摩擦角，擬合Ⅰ組新鮮粗糙裂隙試件部分殘余摩擦角φJ(rèn)RC與粗糙度系數(shù)JRC之間的關(guān)系(圖9)，根據(jù)擬合結(jié)果，可以估算Ⅱ組粗糙裂隙在新鮮狀態(tài)時(shí)的殘余抗剪強(qiáng)度。圖10為兩組試件的殘余強(qiáng)度試驗(yàn)值與估算值，可看出Ⅱ組粗糙裂隙試件滲流侵蝕前殘余抗剪強(qiáng)度估算值在1.95～2.22 MPa范圍內(nèi)，經(jīng)過滲流侵蝕后的殘余抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值在1.85～2.28 MPa范圍內(nèi)。對(duì)于滲流侵蝕作用前后的Ⅱ組試件，分別計(jì)算殘余抗剪強(qiáng)度與峰值抗剪強(qiáng)度的比值：滲流侵蝕前試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5的τr估算值與τp估算值的比值分別為72.99%、70.48%、65.28%、59.94%和54.26%；滲流侵蝕后這5個(gè)試件的τr試驗(yàn)值與τp試驗(yàn)值的比值分別為68.54%、60.22%、62.68%、59.32%和52.59%。

圖11對(duì)比了5個(gè)試件在滲透侵蝕前、后的殘余抗剪強(qiáng)度與峰值抗剪強(qiáng)度比值，結(jié)果顯示裂隙面經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5殘余抗剪強(qiáng)度與峰值抗剪強(qiáng)度的比值分別下降了4.45%、10.26%、2.60%、10.26%和4.45%。

圖11 Ⅱ組裂隙殘余抗剪強(qiáng)度與峰值抗剪強(qiáng)度比值

2.4 初始剪切剛度對(duì)比

粗糙裂隙的初始剪切剛度受到法向應(yīng)力、巖石剪切模量以及表面形貌共同影響，一般定義剪切剛度為裂隙試件在彈性變形階段單位變形內(nèi)的應(yīng)力梯度[2]：

(6)

式中：ks為剪切剛度；τ為剪切強(qiáng)度；u為剪切位移。

以剪切應(yīng)力-應(yīng)變曲線在Ⅰ區(qū)段的線性斜率作為裂隙的初始剪切剛度ks0，通過下式計(jì)算[6]

(7)

其中Δup=up-um

式中：up為達(dá)到峰值抗剪強(qiáng)度時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移，mm；um為初始位移，mm，取決于試驗(yàn)設(shè)置。

圖12 Ⅱ組裂隙初始剪切剛度對(duì)比

圖12為Ⅱ組粗糙裂隙的初始剪切剛度ks0對(duì)比，Ⅱ組粗糙裂隙試件的初始剪切剛度估算值及試驗(yàn)值均隨著JRC變大而變大。120 h滲流侵蝕作用后裂隙初始剪切剛度試驗(yàn)值高于滲流侵蝕作用前估算值，滲流侵蝕作用前的裂隙初始剪切剛度估算在4.94 ～7.16 MPa/mm范圍內(nèi)，而滲流侵蝕作用后的裂隙初始剪切剛度在5.50 ～7.52 MPa/mm范圍內(nèi)，試件Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3、Ⅱ-4、Ⅱ-5滲透試驗(yàn)后裂隙初始剪切剛度分別增大了11.38%、11.85%、15.48%、10.58%和4.89%，平均增大10.84%。

3 分析討論

巖體裂隙的剪切力學(xué)特性主要取決于巖石巖性、法向應(yīng)力以及裂隙表面形貌特征，本試驗(yàn)主要考慮滲流侵蝕作用后裂隙表面形貌特征變化對(duì)裂隙剪切特性的影響。

3.1 峰值抗剪強(qiáng)度與初始剪切剛度變化原因分析

圖13 剪切試驗(yàn)前后裂隙表面形貌對(duì)比

峰值抗剪強(qiáng)度與初始剪切剛度的變化規(guī)律總體一致。剪切過程中，裂隙表面受到爬坡效應(yīng)和切齒效應(yīng)共同作用。JRC越大的裂隙面，起伏程度越大，剪切時(shí)切齒效應(yīng)越強(qiáng)，凸起體積攢的彈性勢(shì)能就越大。當(dāng)裂隙表面上的凸起體被剪斷時(shí)，釋放的能量也就越多，其峰值抗剪強(qiáng)度越大。圖13為剪切試驗(yàn)前后試件表面對(duì)比，其中，試件Ⅱ-5表面綠色部分為滲流侵蝕試驗(yàn)中加入的亮藍(lán)指示劑。滲流侵蝕過程中，粗糙裂隙面存在溝槽流現(xiàn)象，裂隙面凹陷區(qū)域?yàn)闈B透水流的優(yōu)勢(shì)滲流通道，這些區(qū)域巖石礦物被溶蝕帶走量比其他區(qū)域的更多，使裂隙面凹凸程度變大，裂隙粗糙度系數(shù)JRC變大，從而導(dǎo)致滲流侵蝕后的裂隙峰值抗剪強(qiáng)度大于滲透前估算值。

分析圖8中的曲線可知，滲流侵蝕后的裂隙剪切強(qiáng)度明顯增大，其增大原因不僅是粗糙度增大，還可能是滲流侵蝕后巖性發(fā)生變化。這種巖性變化可能是滲流侵蝕作用溶蝕了裂隙表面礦物，改變了礦物原先的結(jié)構(gòu)，從而在一定程度上增大了裂隙峰值抗剪強(qiáng)度。JRC變大和巖性變化共同使得滲流侵蝕作用后裂隙峰值抗剪強(qiáng)度高于滲透試驗(yàn)前的估算值。初始剛度變化原因同上。

3.2 殘余抗剪強(qiáng)度變化原因分析

圖13部分區(qū)域顯示為白色部分，代表凸起體被剪斷。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，滲透試驗(yàn)后白色部分多于滲透試驗(yàn)前。滲流侵蝕作用使裂隙面粗糙度變大，剪切過程中被剪斷的凸起體更多，當(dāng)主要凸起體被剪斷后，進(jìn)入殘余抗剪強(qiáng)度階段。此時(shí)，殘余抗剪強(qiáng)度則由未被剪斷的次級(jí)凹凸體和剪斷部分共同承擔(dān)。由于沒有更多的凸起體被剪斷，裂隙面運(yùn)動(dòng)從剪切逐步變成滑動(dòng)，這可能就是殘余抗剪強(qiáng)度變化不大的原因。

經(jīng)過120 h滲流侵蝕作用后，裂隙面峰值抗剪強(qiáng)度明顯變大，而殘余抗剪強(qiáng)度變化幅度不大，所以與新鮮狀態(tài)時(shí)相比，滲流侵蝕作用后的裂隙殘余抗剪強(qiáng)度與峰值抗剪強(qiáng)度的比值有所下降。

4 結(jié) 論

a. 滲流侵蝕作用后裂隙表面粗糙度增大，峰值抗剪強(qiáng)度平均增大8.83%,而殘余抗剪強(qiáng)度無太大變化，使得殘余抗剪強(qiáng)度與相應(yīng)峰值抗剪強(qiáng)度的比值降低。

b. 滲流侵蝕作用后的裂隙初始剪切剛度高于新鮮裂隙，平均增大10.84%。

c. 與新鮮裂隙相比，滲流侵蝕作用后的裂隙面剪縮位移減小，剪脹位移增大。