Study on mechanics and permeability evolution of sandy mudstone during full stress-strain loading
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摘要:
软岩巷道掘进期围岩孔裂隙演化规律及其引起的渗透性变化是突水灾害防治及注浆加固软弱围岩需要解决的基础科学问题之一。借助Rock Top多场耦合试验系统对砂质泥岩分别进行了加载方向平行和垂直层理限定围压的应力渗流耦合试验，研究了砂质泥岩全应力应变加载过程的强度特性、破坏形式以及与渗透性间的相互关系，阐明了砂质泥岩全应力应变加载过程中渗流特征演化规律。研究结果表明：含层理砂质泥岩力学强度和渗透性均具有各向异性，平行层理加载强度大于垂直层理加载强度，渗透性则相反；加载方向平行层理岩样破坏模式以单斜剪切和劈裂破坏为主，裂纹环向应变大于轴向应变，表现为体胀扩容。全应力应变曲线分为裂纹压密、线弹性、裂纹稳定扩展、裂纹非稳定扩展和峰后残余强度5个阶段。前三阶段岩样渗透率保持恒定，裂纹非稳定扩展、应力峰值点处亦或峰后残余强度阶段渗透率“突跳”达到峰值，渗透率变化曲线呈“N”型；加载方向垂直层理岩样破坏模式以轴向张拉劈裂和环向剪切滑移复合破坏为主，裂纹轴向应变大于环向应变，表现为轴向压缩。全应力−应变曲线分为稳定变形、非稳定变形和峰后残余强度3个阶段。稳定变形和非稳定变形阶段渗透率保持恒定，峰后残余强度阶段渗透率“突跳”达到峰值，渗透率变化曲线呈“∧”型；渗透率“突跳”为裂隙网络连通激发的渗透率呈几何量级突增现象。
Abstract:The evolution law of surrounding rock pore crack and its permeability change during soft rock roadway excavation is one of the basic scientific problems to be solved in water inrush disaster prevention and grouting reinforcement of weak surrounding rock. The hydraulic coupling tests of sandy mudstone with parallel and vertical bedding limited confining pressure are carried out by Rock Top multi-field coupling test system. The strength characteristics, failure forms and permeability of sandy mudstone under full stress-strain loading process are studied, and the evolution law of permeability in the process of sandy mudstone full stress-strain loading is clarified. The results show that the mechanical strength and permeability of sandy mudstone with bedding are anisotropic, the strength of parallel bedding rock samples in loading direction is higher than that of vertical bedding, but the permeability is opposite. The failure mode of parallel bedding rock samples in loading direction is mainly monoclinic shear and splitting failure, the circumferential strain of the crack is greater than the axial direction, manifested as body expansion. The full stress-strain curve can be divided into five stages: crack compaction, linear elasticity, stable crack growth, unstable crack propagation and post-peak residual strength. The permeability of rock samples in the first three stages remains constant, the permeability “jump” reaches the peak in the stage of unstable crack propagation, the peak of stress or post-peak residual strength, and the permeability change curve is in the shape of “N”. The failure mode of vertical bedding rock samples in the loading direction is mainly composed of axial tension splitting and circumferential shear slip, the axial strain of the crack is greater than the circumferential direction, manifested as axial compression. The full stress-strain curve can be divided into three stages: stable deformation, unstable deformation and post-peak residual strength. The permeability remains constant in the stable and unstable deformation stages, the permeability “jump” reaches the peak in the post-peak residual strength stage, and the permeability curve is in the shape of “∧”. The “sudden jump” of permeability is that the permeability induced by the connection of fracture network shows a sudden increase of geometric magnitude.
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Keywords:
- sandy mudstone /
- bedding /
- failure mode /
- permeability /
- anisotropic
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受赋存条件制约，煤炭开采无法回避地下水的影响。采掘活动，尤其是巷道掘进对导水断层、潜导水构造、裂隙含水岩层产生扰动，经常造成水文及工程地质灾害[1]。巷道掘进诱发围岩应力场动态调整，形成新裂隙导通顶底板砂岩水、陷落柱以及断层水等是常见掘巷突水致灾的根源，即使在没有发生突水事故的煤系地层，地下水也通过动态发育的裂隙侵入煤系软岩体巷道，围岩出现强度劣化甚至泥化，造成支护结构承载性能降低，锚固体锚固失效，诱发工程围岩软化流变等大变形破坏，增加巷道维护成本，造成安全隐患。因此，研究软岩巷道掘进过程中围岩遇水作用的稳定性及渗流灾害控制技术是十分迫切和必要的。
煤系泥质类软岩在原岩条件下一般为良好的隔水层。然而，当其受到开挖工程的扰动时，由于集中应力作用岩体破坏导致裂隙动态发育，在应力变化过程中，围岩渗透性能发生巨大变化[2]。对软岩渗透性与应变及层理关系的研究表明[3]：不同岩性软岩的渗透性能随应力应变变化的规律各不相同，泥质粉砂岩在弹性变形阶段渗透系数迅速减小，在塑性变形阶段逐渐增大，垂直于层理方向上的渗透系数大于平行于层理方向上的渗透系数；而泥岩的渗透系数在塑性变形阶段减小，在蠕变阶段基本不再变化。软岩的渗透系数和应变之间不存在唯一的确定关系，孔裂隙在变形的不同阶段对渗透系数的变化起着不同的作用。进一步的研究发现[4-5]，巷道开挖后泥质围岩渗透性演化包括2个过程：① 开挖导致的围岩损伤、开裂和局部化断裂引起渗透性增加，可达2个数量级；② 蠕变效应导致泥岩裂隙和渗透性自愈合，约3.5 年后渗透性基本恢复到原岩的数量级。可见，掘巷影响期不同时空条件下巷道围岩孔裂隙结构及渗透性是渐次发育的。
针对岩石的力学行为和渗流特征，国内外学者基于不同的围压[6-9]、渗透压[7,10]、加卸载速率[11]、应力路径[9,11-14]等条件对不同类型岩石开展了大量研究，并取得了丰硕的研究成果。然而，上述研究聚焦于对水环境变化不甚敏感、制样相对容易且试验成功率高的砂岩[8-13]、灰岩[7]和花岗岩[14]，而对煤系地层广泛分布的砂质泥岩、泥岩研究较少。随着巷道开挖围岩应力重新分布，掘进区域岩体产生应力集中，不同层位、时间、空间条件下巷道围岩体的力学性状和侧向约束环境均不同，诱发岩体孔裂隙结构的渐次发育。围岩的孔裂隙结构、裂隙密度、分布特征、连通性以及其和渗透性的关系是渗流灾害控制的基础。掘巷影响期围岩的破碎区、塑性区、弹性区和原岩应力区分别对应全应力−应变曲线的不同阶段。因此，可通过研究砂质泥岩全应力−应变加载过程不同阶段的孔裂隙结构及渗透系数的变化规律，阐明掘巷影响期围岩不同应力区的渗流特征及其动态演化规律。
鉴于此，笔者借助Rock Top多场耦合试验系统，通过对砂质泥岩进行限定围压的应力渗流耦合试验，分别研究加载方向平行和垂直岩样层理方向，砂质泥岩全应力应变加载过程的强度特性、破坏形式以及渗透性演化规律，以期为软岩巷道掘进过程中围岩遇水作用的稳定性及渗流灾害控制提供理论基础和技术支持。
1. 试验岩样设备及原理
1.1 试验岩样制备
岩样采自山西省临汾市蒲县某煤业公司10101工作面运输巷巷帮，为石炭系上统太原组砂质泥岩，属陆相沉积，肉眼可见薄的层理交错分布。经透射显微镜观察，截取的透射光显微照片如图1所示，岩样主要由碎屑石英(Q)(质量分数约75%)、白云母(Mu)(质量分数约15%)、铁质胶结物黄铁矿(Py)(质量分数约9%)和磁铁矿(Mag)(质量分数约1%)组成。
将从现场密封取回的岩块按端面平行和垂直于层理面的方式加工成Φ50 mm×100 mm的标准圆柱件，如图2所示。考虑到岩样遇水软化、崩解甚至泥化的特性，在钻心、切割、磨平等加工过程中，用钻井液代替水对刀具进行降温、降尘。加工过程严格控制加工精度，使岩样相邻面垂直，偏差小于0.25°；使相对面平行，不平行度小于0.05 mm。
1.2 试验设备
Rock Top多场耦合试验系统如图3所示。该试验系统主要由控制系统、轴压系统、围压系统、渗流系统及三轴压力室和专用高精度位移、应力传感器组成。系统进出口渗透压力阈值分别为60 MPa和50 MPa，最大轴压500 MPa，围压60 MPa。为准确测试岩样形变，三轴压力室内在岩样轴向中间位置布置环向形变传感器，岩样两侧平行放置2个量程为12 mm、精度0.001 mm的LVDT位移传感器。
1.3 试验原理
采用稳态法测试岩样的渗透率。稳态法测试的理论基础是达西定律，渗透率表达式如下：
$$ {K_i} = \frac{{\mu L\Delta {Q_i}}}{{A\Delta P\Delta {t_i}}} $$ (1) 式中，Ki为岩样在Δti时间内的平均渗透率(10−12 m2)；μ 为流体黏滞系数，取μ=100.5×10−5 Pa·s (水温20 ℃)；ΔQi为Δti时间内渗过岩样的水流体积(m3)；L为岩样高度(m)；A为岩样横截面面积(m2)；ΔP为岩样渗流上、下游渗透压差(ΔP=P3−P4，P3和P4分别为渗流上、下游压力(Pa))；Δti为记录点间隔时间(s)。
1.4 试验方案及步骤
考虑试验结果对现场工程实践的指导作用，结合某煤业公司10101工作面巷道地应力实测结果，最大水平主应力3.78 MPa，垂直应力3.13 MPa，最小水平主应力2.32 MPa。试验围压设定为4 MPa，略大于最大水平主应力；渗透压为最大和最小水平主应力差1.5 MPa，分加载方向平行层理(端面垂直层理岩样)和垂直层理(端面平行层理岩样)2组进行。平行层理2个岩样，编号为HI-1和HI-2；垂直层理3个岩样，依次编号为VI-1、VI-2和VI-3。试验过程中三轴压力室温度保持20 ℃恒定。具体试验步骤如下：
(1) 将岩样放入三轴压力室，安装并检查轴向LVDT位移传感器和环向形变传感器工作情况。
(2) 以应力控制的方式，按1 MPa/min的速度施加围压，使σ1=σ2=σ3=4 MPa，即达到初始围压设定值。
(3) 保持4 MPa初始围压，在渗流上游(岩样下端)施加渗透压力P3=3.8 MPa，在渗流下游(岩样上端)施加渗透压力P4=2.3 MPa，即上下游渗透压差为1.5 MPa。当渗流上游P3泵渗透压力−时间曲线趋于稳定时，表明岩样内部产生稳定渗流。
(4) 保持围压不变，轴向位移加载，加载速率为0.05 mm/min，直至岩样破坏。
(5) 每隔5 s收集一次轴向、环向传感器以及上下游泵的流量数据，计算并绘制砂质泥岩岩样应力−应变及渗透率曲线。
2. 试验结果与分析
2.1 体应变/裂纹体应变及计算
三轴应力状态下，根据岩石体应变和裂纹体应变法[15]，岩样体应变εv可由轴向应变ε1和环向应变ε3两部分表示，计算公式如下：
$$ {\varepsilon _v} = {\varepsilon _1} + 2{\varepsilon _3} $$ (2) 体应变εv作为总的应变量，亦可由反映岩石内部原生裂纹的张开闭合和新生裂纹的萌生发育情况的裂纹体应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{c}{v}} $以及相同应力水平下的弹性体应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{e}{v}} $两部分表示[16-17]，其中弹性体应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{e}{v}} $与弹性模量E、泊松比$ \nu $、轴向应力$ {\sigma }_{1} $和环向应力$ {\sigma }_{3} $等有关，计算公式如下：
$$ {\varepsilon _{{\text{e}}v}} = \frac{{(1 - 2\nu )({\sigma _1} + 2{\sigma _3})}}{E} $$ (3) $$ {\varepsilon _{{v}}} = {\varepsilon _{{\text{c}}v}} + {\varepsilon _{{\text{e}}v}} = {\varepsilon _{{\text{c}}v}} + \frac{{(1 - 2\nu )({\sigma _1} + 2{\sigma _3})}}{E} $$ (4) 为进一步探究不同加载方向岩样破坏形式以及体应变、裂纹体应变曲线存在差异的原因，将裂纹体应变分为裂纹轴向应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{c}1} $和裂纹环向应变$ {\varepsilon }_{\mathrm{c}3} $[18]，则
$$ {\varepsilon _{{\text{c}}v}} = {\varepsilon _{{\text{c}}1}} + 2{\varepsilon _{{\text{c}}3}} $$ (5) 其中，$ {\varepsilon }_{\mathrm{c}1} $和$ {\varepsilon }_{\mathrm{c}3} $分别为各自方向上的应变减去相同应力条件下的弹性应变，即
$$ {\varepsilon _{{\text{c}}1}} = {\varepsilon _1} - \frac{{{\sigma _1} - \nu ({\sigma _2} + {\sigma _3})}}{E} $$ (6) $$ {\varepsilon _{{\text{c}}3}} = {\varepsilon _3} - \frac{{{\sigma _3} - \nu ({\sigma _1} + {\sigma _2})}}{E} $$ (7) 考虑到试验过程中$ {\sigma }_{2}={\sigma }_{3} $，式(6)、(7)可表述为
$$ {\varepsilon _{{\text{c}}1}} = {\varepsilon _1} - \frac{{{\sigma _1} - 2\nu {\sigma _3}}}{E} $$ (8) $$ {\varepsilon _{{\text{c}}3}} = {\varepsilon _3} - \frac{{{\sigma _3}(1 - \nu ) - \nu {\sigma _1}}}{E} $$ (9) 2.2 加载平行层理岩样力学及渗流特性
图4为加载方向平行层理岩样的全应力−应变及渗透率曲线。依据裂纹体应变曲线上近直线段的2个端点、压缩向扩容转化的拐点以及应力峰值点，可将应力应变曲线划分为裂纹压密(Ⅰ)、线弹性(Ⅱ)、裂纹稳定扩展(Ⅲ)、裂纹非稳定扩展(Ⅳ)和峰后残余强度(Ⅴ) 5个阶段。在裂纹压密阶段，岩样内部原生裂纹或微缺陷在载荷作用下逐渐被压密、闭合，阶段上限应力为闭合应力σcc。在线弹性阶段，岩样中原生微裂纹被进一步压密闭合，相对错动尚未产生，应力应变曲线和裂纹体应变曲线均为近似直线，上限应力为起裂应力σci。在裂纹稳定扩展阶段，前两阶段压密闭合的原生裂纹将随机扩展，萌生新的裂纹，但新裂纹的发育较为缓和，伴随新生裂纹扩展，裂纹面将吸收大部分能量，体应变曲线不再是直线段，而是略微下凹的曲线，对应上限应力为损伤应力σcd。在裂纹非稳定扩展阶段，岩样体积由压缩向扩容转化，微裂纹迅速发育贯通，产生大量裂纹，该阶段对应上限应力为应力峰值σpeak。在峰后残余强度阶段，岩样发生宏观破坏，承载能力下降。
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图 4 加载方向平行层理岩样应力应变及渗透率曲线Figure 4. Stress-strain and permeability curves of sample under parallel bedding loading由图4可知，岩样HI-1、HI-2初始渗透率分别为1.24×10−18 m2和0.81×10−18 m2，平均1.02×10−18 m2，相对泥质岩而言，岩样渗透率已处于较低的值[19]。随着轴向载荷的持续增大，两岩样渗透率均在裂纹非稳定扩展阶段出现“突跳”，渗透率曲线呈“N”型。所不同的是，岩样HI-1直接达到峰值95.72×10−18 m2，对应的应力应变曲线出现小的加载平台，而后随载荷增加渗透率下降，至应力峰值对应点时达到极低值后再次出现攀升；而岩样HI-2则在裂纹非稳定扩展阶段“突跳”至16.56×10−18 m2后，增长速率放缓，至应力峰值对应点后再次快速攀升达到峰值81.17×10−18 m2，然后下降至极低值后再次升高。渗透率变化差异是由岩样的破坏模式不同引起的，如图5所示。岩样HI-1的破坏形式为沿层理面的劈裂破坏，可见3条主裂缝(图5(a))。裂纹非稳定扩展阶段产生了轴向贯穿性裂纹，渗透率“突跳”至峰值，而此时岩样整体性并未破坏，应力应变曲线出现短暂停顿后持续上升，随载荷持续，贯穿性裂纹闭合，渗透率下降，直到应力峰值后岩样承载结构破坏，渗透率再次快速升高。岩样HI-2的破坏形式则为沿轴向单斜面剪切破坏(图5(b))。在裂纹非稳定扩展阶段岩样主破裂面萌生但并未贯通，渗透率出现小幅“突跳”后增速放缓，直到应力峰值主破裂面贯通后，渗透率才陡增至峰值，此后受持续加载影响贯通裂纹闭合，新裂纹大量产生，渗透率下降至极低值后再次上升。两岩样渗透率“突跳”后下降的极低值仍保持较高水平，为各自初始渗透率的数十倍。
2.3 加载垂直层理岩样力学及渗流特性
图6为加载方向垂直层理岩样的应力应变及渗透率曲线。对比图4和图6可以发现，相较于加载方向平行层理岩样，加载方向垂直层理岩样的环向应变显著降低，体应变和裂纹体应变由平行层理的膨胀为主转变成压缩为主，渗透率曲线形状由“N”型变为“∧”型。应力应变曲线的裂纹压密、线弹性阶段以及裂纹稳定扩展和非稳定扩展阶段无明显分界，在此将岩样的变形破坏分为稳定变形(Ⅰ)、非稳定变形(Ⅱ)和峰后残余强度(Ⅲ) 3个阶段。在稳定变形阶段,轴向载荷压密岩样层理面间的微孔裂纹，裂纹体应变随裂纹闭合逐渐趋近于0。在非稳定变形阶段，垂直层理方向上裂纹快速萌生、扩展，层理面间的微小裂纹不断扩展、延伸，相互间彼此连通，逐渐形成裂纹网络，变形以轴向变形为主。峰后阶段岩样宏观破坏，失去整体承载能力。
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图 6 加载方向垂直层理岩样应力应变及渗透率曲线Figure 6. Stress-strain and permeability curves of sample under vertical bedding loading由图6可知，岩样VI-1的体应变和裂纹体应变曲线形状明显不同于岩样VI-2和VI-3。岩样VI-1体应变、裂纹体应变曲线在稳定和非稳定变形阶段均表现为压缩，但非稳定变形阶段曲线更陡，即压缩速率更大，拐点为阶段过渡期，峰后阶段岩样则由压缩转化为扩容，拐点和应力峰值点重合。而岩样VI-2和VI-3在整个加载过程中均表现为压缩，体应变曲线相似，为近似直线，裂纹体应变曲线存在差异。岩样VI-2在稳定变形和非稳定变形阶段裂纹体应变曲线近似水平，峰后阶段呈微上凸曲线；岩样VI-3在稳定变形、非稳定变形和峰后残余阶段裂纹体应变曲线则以不同的斜率升高。上述差异可通过岩样的破坏形式加以解释。图7为加载方向垂直于层理岩样的破坏模式。岩样VI-1破坏形式为轴向张拉劈裂和环向剪切滑移复合破坏，不同破坏模式产生裂纹相互交叉形成裂纹网络，岩样被裂纹网络切割成较大块体，但保持了较好的完整性(图7(a))。岩样VI-2和VI-3破坏主要发生在上部，中下部则保持相对完整。岩样VI-2上部沿环向断开成两截，上半截已破碎成几块，两截的接触处可见细小碎块和少量泥化物(图7(b))。岩样VI-3破坏主要发生在上端面，端面已破成碎块，形成类似于工程地质领域广泛分布的层状碎裂结构(图7(c))。
由图6还可知，岩样VI-1、VI-2和VI-3的初始渗透率分别为2.86×10−18、1.44×10−18、0.52×10−18 m2，平均1.61×10−18 m2。随轴向载荷的持续增加，三岩样渗透率均在峰后残余阶段发生“突跳”达得峰值，然后受破碎岩块压缩变形的影响，贯穿裂隙发生错动抑或被部分堵塞，渗透率下降至一个较为稳定的值。岩样VI-1、VI-2和VI-3的渗透率峰值分别为29.18×10−18、17.27×10−18、737.99×10−18 m2。岩样VI-3的渗透率高出其他两岩样一个数量级，这可能是由岩样破坏后沿轴向存在通畅的渗流通道引起的。
2.4 力学及渗流特征差异性分析
图8为岩样裂纹轴向/环向应变与渗透率关系曲线。由图8(a)、(b)可知，加载方向平行层理岩样裂纹压密、线弹性和裂纹稳定扩展阶段裂纹轴向与环向应变以及渗透率均未有明显变化，裂纹的起裂始于裂纹非稳定扩展阶段，伴随着裂纹的萌生延展，形成贯通性裂隙，渗透率“突跳”至峰值，受荷载持续作用的影响，渗流通道受压闭合，渗透率下降，其后再次产生新的贯通通道，渗透率上升。相较于裂纹非稳定扩展阶段，峰后阶段岩样轴向和环向裂纹应变曲线斜率均显著增大，环向增幅大于轴向，即岩样轴向压缩和环向膨胀加剧，环向膨胀大于轴向压缩，总体表现为扩容。
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图 8 岩样裂纹轴向/环向应变与渗透率曲线Figure 8. Crack axial / circumferential strain and permeability curves of rock samples加载方向垂直层理岩样裂纹的起裂始于轴向加载开始时，稳定变形和非稳定变形阶段轴向与环向应变曲线斜率较缓，渗透率保持恒定，为初始渗透率。进入峰后残余强度阶段轴向和环向应变曲线斜率陡增，裂纹延展形成贯通性裂隙，渗透率“突跳”至峰值，其后随加载持续贯通性裂隙闭合，渗透率降至某一高于初始渗透率的数值后保持相对稳定(图8(c)、(d)、(e))。裂纹轴向应变大于环向应变，总体表现为轴向压缩。岩样VI-2和VI-3由于上端面出现局部碎裂(图7)，承载结构被破坏，加载过程中岩样不断被压缩，环向应变相对于轴向应变可忽略不计。这也正是其体应变曲线中没有扩容段的原因，文献[20]在进行砂岩渗透试验时也曾有类似的发现。
表1为岩样强度及渗透率测试结果。从表1可以看出，加载方向平行层理岩样平均弹性模量、峰值强度分别为22.39 GPa和95.41 MPa，约为加载方向垂直层理岩样10.82 GPa和52.05 MPa的2倍，即岩样强度存在各向异性。分析其原因如下：层理状砂质泥岩可近似看作基质和层理弱面的组合体，加载方向平行层理岩样基质和层理弱面并联在一起，相对于基质，层理弱面的刚度小、变形大，岩样的轴向刚度和变形主要受控于基质，使得岩样的轴向压缩变形较小，弹性模量和峰值强度较大，加载过程中更多地表现为环向膨胀；而加载方向垂直层理岩样层理弱面和基质串联在一起，岩样的轴向刚度和变形主要受控于层理弱面，使得岩样的轴向变形较大，弹性模量和峰值强度较小，加载过程中更多地表现为轴向压缩。文献[21-22]进行页岩巴西劈裂试验和层状砂岩单轴压缩试验时也曾得到和本文一致的试验结果。
表 1 岩样强度及渗透率测试结果Table 1. Test results of strength and permeability of rock samples岩样编号 E/
GPa$ \mathrm{\mu } $ σci/
MPaσcd/
MPaσpeak/
MPaK初始/
10−18 m2Kmax/
10−18 m2HI-1 23.25 0.24 36.25 62.92 84.31 1.24 95.72 HI-2 21.52 0.17 34.12 94.56 106.51 0.81 81.17 VI-1 13.63 0.19 49.94 2.86 29.18 VI-2 8.67 0.18 55.90 1.44 17.27 VI-3 10.16 0.14 50.30 0.52 737.99 结合图4、6和表1还可以看出，加载方向平行层理岩样平均初始渗透率1.02×10−18 m2，小于加载方向垂直层理岩样的1.61×10−18 m2，也即砂质泥岩渗透性具有一定的各向异性[3]。加载方向平行层理岩样强度受控于基质。当荷载达到一定程度时，泊松效应引起的横向张拉应变超过了层理弱面的应变极限，使得张拉微裂纹在层理弱面间萌生和扩展。随加载持续，裂纹不断延伸扩展形成贯通性裂纹，渗透率“突跳”至峰值，岩样开裂形成类似于压杆的独立承载单元。贯通裂纹形成的时刻可能在峰前、峰值亦或峰后，渗透率“突跳”现象可能发生在裂纹非稳定扩展阶段、应力峰值点处或者峰后残余强度阶段。受荷载持续作用先前的贯通性裂纹出现闭合，渗透率降低，随后承载单元再次发生张拉劈裂形成贯通裂纹，渗透率再次增大，但其增速明显放缓。加载方向垂直层理岩样强度受控于层理弱面，由于层理弱面刚度低，微裂纹沿层理面萌生和扩展，随荷载的增加，沿微裂纹的拉剪应力逐渐超过基质自身的抗剪强度，基质被剪断形成贯通裂纹，渗透率“突跳”达到峰值点，渗透率峰值滞后于应力峰值。随荷载的持续作用贯通性裂纹不同程度闭合，渗透率降低至一个相对稳定值。受贯通裂纹的弯曲程度以及裂纹面粗糙度的影响，通常情况下加载方向平行层理岩样渗透率“突跳”后达到的峰值大于垂直层理岩样。
文献[23]进行了石灰岩和砂岩的应力渗流耦合试验，得到的全应力应变渗透率曲线形状类似于加载方向垂直于层理岩样的。所不同的是全应力应变曲线裂纹压密阶段石灰岩和砂岩渗透率均有所降低，而砂质泥岩渗透率保持不变，即石灰岩和砂岩的初始孔隙连通性要好于砂质泥岩的初始孔隙连通性；石灰岩的渗透率“突跳”超前于岩样强度峰值，而砂岩和砂质泥岩渗透率“突跳”滞后于强度峰值。
3. 渗透率“突跳”现象的机理分析
无论是加载方向平行还是加载方向垂直层理岩样渗透率曲线均存在“突跳”现象，即加载过程中岩样的渗透率发生了几何量级突增。这一现象在其他的渗透性试验中也曾被发现，王怀玲等[23]在进行灰岩、砂岩变形破坏过程中渗透率演化规律试验，以及王路军等[24]在进行煤矿地下水库坝基层间岩体破坏及渗透性试验时均观测到类似的渗透率突增现象。渗透率“突跳”现象发生时间短，曲线斜率接近无穷大，在数学上意味着接近不可导，但物理上仍是连续的，利用临界力学原理可绘制图9，用以描述渗流突变现象[24]。
依图9可将渗透率“突跳”现象(突渗)定义为
$$ \frac{{{K_{\mathrm{a}}}}}{{{K_{\mathrm{b}}}}} \to \infty $$ (10) 式中，$ {K}_{{\mathrm{a}}} $和$ {K}_{{\mathrm{b}}} $分别为突渗发生前后岩样渗透率。
岩样的渗透率与其孔裂隙发育程度，尤其是孔裂隙的连通状况密切相关。加载过程中，荷载引起岩样孔裂隙体积扩张、新裂隙的萌生发育，将原本连通性差、对渗水没有意义的微孔裂隙[25]连通形成贯通性裂隙网络是渗透率突增的基础。突渗现象即渗透压−应力耦合作用下岩样内部离散的孔裂隙连通形成裂隙网络，岩样的孔隙率增大达到某一临界值诱发流体产生突涌的动力现象，其本质是渗流力学行为的突变问题。换言之，在渗透压、外力等复杂因素作用下，岩样内部渗流通道发生质的转变，从而导致宏观渗透率发生激增。
受煤岩体孔裂隙分布的随机性影响，从宏观尺度定性预测渗透率演化规律是可行的，但在定量描述其突变行为时存在诸多不确定性，尤其是裂隙网络连通激发的渗流突变，往往对应着轴向应变微变而应力突降或渗透率突增等物理上连续但数学上不可导现象，难以建立突变阶段应力渗透率的一一映射关系。
4. 结 论
(1) 含层理砂质泥岩强度和渗透性具有各向异性，加载方向平行层理岩样强度大于垂直层理岩样强度， 而其渗透性小于垂直层理岩样渗透性。
(2) 加载方向平行层理岩样加载过程中轴向压缩小、环向膨胀大，总体表现为体胀，破坏模式以单斜剪切和劈裂破坏为主。应力−应变曲线分为裂纹压密、线弹性、裂纹稳定扩展、裂纹非稳定扩展和峰后残余强度5个阶段。裂纹压密、线弹性以及裂纹稳定扩展阶段岩样渗透率保持恒定，随后渗透率“突跳”达到峰值，渗透率变化曲线呈“N”型。“突跳”现象可能发生在裂纹非稳定扩展阶段、应力峰值点处或者峰后残余强度阶段。
(3) 加载方向垂直层理岩样加载过程中轴向压缩大、环向膨胀小，总体表现为体缩，破坏模式以轴向张拉劈裂和环向剪切滑移复合破坏为主。应力−应变曲线分为稳定变形、非稳定变形和峰后残余强度3个阶段。稳定变形和非稳定变形阶段渗透率保持恒定，随后渗透率“突跳”达到峰值，渗透率变化曲线呈“∧”型。“突跳”现象滞后于强度峰值，发生在峰后残余强度阶段。
(4) 渗透率“突跳”为裂隙网络连通激发的渗透率呈几何量级突增现象，其本质是渗流力学行为的突变问题。
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图 4 加载方向平行层理岩样应力应变及渗透率曲线
Figure 4. Stress-strain and permeability curves of sample under parallel bedding loading
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图 6 加载方向垂直层理岩样应力应变及渗透率曲线
Figure 6. Stress-strain and permeability curves of sample under vertical bedding loading
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图 8 岩样裂纹轴向/环向应变与渗透率曲线
Figure 8. Crack axial / circumferential strain and permeability curves of rock samples
表 1 岩样强度及渗透率测试结果
Table 1 Test results of strength and permeability of rock samples
岩样编号 E/
GPa$ \mathrm{\mu } $ σci/
MPaσcd/
MPaσpeak/
MPaK初始/
10−18 m2Kmax/
10−18 m2HI-1 23.25 0.24 36.25 62.92 84.31 1.24 95.72 HI-2 21.52 0.17 34.12 94.56 106.51 0.81 81.17 VI-1 13.63 0.19 49.94 2.86 29.18 VI-2 8.67 0.18 55.90 1.44 17.27 VI-3 10.16 0.14 50.30 0.52 737.99 
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