应力-渗流-溶蚀耦合作用下三维岩石裂隙渗透特性数值计算研究

申林方; 吕倩文; 刘文连; 张家明; 杨鸿忠; 李泽

doi:10.11779/CJGE20231061

应力-渗流-溶蚀耦合作用下三维岩石裂隙渗透特性数值计算研究 English Version

1.
昆明理工大学建筑工程学院, 云南昆明 650500
2.
中国有色金属工业昆明勘察设计研究院, 云南昆明 650051

基金项目:

国家自然科学基金项目 42167022

详细信息

作者简介:
申林方(1982—)，女，博士，教授，主要从事水岩多场耦合方面的研究工作。E-mail: linfangshen@126.com

通讯作者:
张家明, E-mail: zhangjiaming@kust.edu.cn

中图分类号: TU45
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2023-11-29
- 网络出版日期: 2024-04-17
- 刊出日期: 2025-01-31

Numerical study on permeability properties of three-dimensional rock fracture under coupled stress-seepage-dissolution process

1.
Faculty of Civil Engineering and Mechanics, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650500, China
2.
Kunming Prospecting Design Institute of China Nonferrous Metals Industry, Kunming 650051, China

摘要

摘要: 基于格子Boltzmann方法采用双分布函数分别模拟渗流速度场与溶质浓度场的演化过程，建立了三维岩石裂隙应力-渗流-溶蚀耦合作用机制的数值计算模型，并讨论了渗流流速、法向应力、溶蚀反应速率等因素对裂隙渗透特性演化规律的影响。结果表明：在渗流流速较低时，壁面溶蚀出来的离子得不到及时输运，使得出口处浓度较高溶蚀速度慢，裂隙结构呈“喇叭口”状。增大法向应力会减小裂隙开度，减慢溶质的运移速率，使得裂隙出口处的溶蚀速率显著降低，从而限制了其渗透率的发展。当壁面溶蚀反应速率较小时，裂隙渗透率呈持续缓慢增长的状态；随着溶蚀反应速率增加，出口处的溶蚀量会明显小于入口处，导致出口处壁面发生显著溶蚀之前，裂隙渗透率发展缓慢，此后渗透率便呈急速突变增长趋势。研究成果能够为酸蚀作用下岩石裂隙渗透能力的定量评价提供重要理论支撑。
- 岩石裂隙 /
- 应力-渗流-溶蚀耦合 /
- 渗透特性 /
- 格子Boltzmann方法 /
- 数值计算
Abstract: Based on the lattice Boltzmann method, the evolution of seepage velocity field and solute concentration field is simulated by the double-distribution functions, and a numerical model is proposed to study the coupling mechanism of stress-seepage-dissolution in three-dimensional rock fracture. The evolution of fracture permeability properties is discussed considering the effects of seepage velocity, normal stress and dissolution rate. The results show that when the seepage velocity is low, the ions dissolved from the fracture wall cannot be transported in time, which results in a higher concentration and a lower dissolution rate at the outlet, the dissolved fracture is shaped as a "bell mouth". Increasing the normal stress decreases the fracture width and slows down the solute transport rate, which significantly reduces the dissolution at the fracture outlet, limiting the development of its permeability. When the wall dissolution rate is low, the fracture permeability shows a continuous and slow growth. As the dissolution rate increases, the dissolution amount at the outlet is significantly less than that at the inlet, which leads to a slow development of fracture permeability until the wall surface at the outlet exhibits significant dissolution, and the fracture permeability shows a rapid growth trend. The results can provide important theoretical support for the quantitative evaluation of permeability of rock fracture under acid corrosion.
- rock fracture /
- stress-seepage-dissolution coupling /
- permeability property /
- lattice Boltzmann method /
- numerical simulation

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0. 引言

砂土液化是岩土工程中重大地震灾害的主要原因之一。饱和砂土在地震荷载作用下孔压累积发展，引起砂土的有效应力降低，土的抗剪强度丧失，从而发生液化^[1-4]。通常可液化场地除水平自由场地之外，实际工程中多以倾斜或存在上覆荷载的场地居多，这类场地的土体多处于各向异性固结状态，即倾斜场地土体可处于拉伸固结状态，上覆荷载场地土体可处于压缩固结状态。这些具有不同初始应力状态的场地在地震荷载作用下具有明显不同的破坏模式，如场地的侧向流滑或震陷^{[2-3, 5]}。因此，开展砂土不同初始应力状态下孔压发展和变形特性的研究具有现实意义。

目前，关于饱和砂土液化的研究成果多以各向同性固结状态为主，如张建民等^[5]、刘汉龙等^[6]、陈国兴等^[7]、许成顺等^[8]和陈育民等^[9]。上述学者针对各向同性固结饱和砂的液化大变形机理、应力-应变特征和本构关系进行了系统的研究。研究表明，超静孔压增长是导致砂土液化的主要原因，孔压经历快速增长、稳定增长和再稳定3个阶段，孔压增长过程中砂土的剪胀与剪缩交替出现^[9-11]。

针对压缩状态下各向异性固结砂土的循环响应，研究者们也开展了相关研究^[10-13]，研究表明：固结应力比对超静孔压发展影响很大，孔压峰值随固结应力比增加而明显减小，试样最终因剪胀而破坏。然而，对拉伸状态下各向异性固结砂的循环剪切特性的研究较少，其超静孔压发展规律和变形特性有待进一步认识。

基于饱和砂土孔压发展的基本特征，研究者们已提出许多描述孔压增长的模型，如应力模型^[14]、应变模型^[15]和能量模型^[16-17]等。进一步地，孙锐等^[18]、郭莹^[19]、Chen等^[20]考虑各向异性压缩固结状态对饱和砂土的影响，分别建立了相应的孔压应变型^[19]和应力型模型^{[18, 20]}。可见，通过应变综合反映土体中孔压的发展规律是常用的孔压预测方法。此外，还有研究^{[12, 21]}将砂土单调加载结果与循环加载结果进行对比，得到单调加载应力路径可以作为循环加载应力路径的边界条件，并在此基础上建立了与静力强度参数相关的孔压预测模型。然而，能够反映土体不同固结状态（包括拉伸固结状态，压缩固结状态和各向同性固结状态）的应变型孔压模型有待进一步探究。

本文针对饱和砂土，开展了一系列各向异性固结条件下的不排水循环扭剪试验和单调剪切试验。研究了不同初始平均有效应力p'₀，固结应力比K和循环应力比CSR下饱和砂土的超静孔压与广义剪应变的响应特征。根据试验结果，建立了基于广义剪应变和考虑各向异性固结状态的饱和砂土超静孔压发展预测模型。

1. 试验概况

1.1 试验材料

试验砂为福建标准砂，砂样的颗粒分布曲线见图 1。经过测试，砂样的基本物理性质见表 1，该类砂为级配不良砂。

图 1 福建砂级配曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve of Fujian sand

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表 1 福建砂基本物理性质指标

Table 1. Physical property indexes of Fujian sand

d₅₀	C_u	G_s			e_max	e_min
0.35	2.92	2.65			0.73	0.51

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1.2 试验设备

试验设备使用GDS空心圆柱扭剪装置（如图 2）。该装置可分别独立控制轴力W、扭矩M_T、内围压p_i和外围压p₀（图 3（a））。单元体上的应力分量包括轴向应力σ_z、扭剪应力τ_zθ、环向应力σ_θ和径向应力σ_r（图 3（b）），对应的应变分量包括轴向应变ε_z、扭剪应变γ_zθ、环向应变ε_θ、径向应变ε_r（图 3（c））。

图 2 GDS空心圆柱扭剪装置

Figure 2. GDS hollow cylinder torsional shear system

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图 3 试样应力状态

Figure 3. Stress states of specimen

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1.3 试样制备与试验过程

试样内部空心，其尺寸为内半径r_i = 30 mm，外半径r₀ = 50 mm，高H = 200 mm（图 2⑧）。试样使用干砂法制备，制备过程中初始相对密度控制在35%。将称好质量的砂分层装入组装好的模具中，每一次按体积压实到规定高度，压实面做刮毛处理，保证试样整体均匀性。制备好的试样密封后装入压力室进行饱和。为了达到较高饱和度，饱和分3个过程：首先，往试样通入CO₂气体30 min置换其内部空气；然后从试样底部通入除气水，直到试样顶部排水管无气泡排出；最后，分多级反压饱和至300 kPa，通过B检测使B ≥ 0.98（B = ∆u/ $\Delta {\sigma _3}$ ，∆u为孔压增量， $\Delta {\sigma _3}$ 为围压增量）时认为试样达到饱和。

试样饱和完成后，开始固结。固结应力比定义为K = ${\sigma '_{1{\text{c}}}}$ / ${\sigma '_{3{\text{c}}}}$ ， ${\sigma '_{1{\text{c}}}}$ 和 ${\sigma '_{3{\text{c}}}}$ 为固结时的大、小主应力。固结状态包括各向同性固结（K = 1）、拉伸固结（K＜1）和压缩固结（K＞1），固结应力路径见。在各向异性固结前，先进行30 kPa的各向同性固结，以保证试样的初始稳定性。空心圆柱扭剪的循环加载应力路径在 ${\tau _{z\theta }} - ({\sigma '_z} - {\sigma '_\theta })/2$ 空间中如所示，循环应力比定义为CSR $= {\tau _{z\theta }}/{p'_0}$ ， ${p'_0}$ 为平均有效应力。当排水量不再持续变化时，认为固结完成，且平均有效应力保持在100，200 kPa。固结完成后进行循环加载试验和单调加载试验，试验方案见表 2。

图 4 固结与循环加载的应力路径

Figure 4. Stress paths consolidation and cyclic loading

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表 2 各向异性固结砂循环加载试验方案

Table 2. Test programs for cyclic loading of anisotropically consolidated sand

Test no.	固结状态	${p'_0}$ /kPa	$K = {\sigma '_{1{\text{c}}}}/{\sigma '_{3{\text{c}}}}$	CSR $= {\tau _{z\theta }}/{p'_0}$	Test no.	固结状态	${p'_0}$ /kPa	$K = {\sigma '_{1{\text{c}}}}/{\sigma '_{3{\text{c}}}}$	CSR $= {\tau _{z\theta }}/{p'_0}$
1	拉伸	100	0.6	0.175	21	拉伸	200	0.8	0.200
2	拉伸	100	0.6	0.200	22	各向同性	200	1.0	0.200
3	拉伸	100	0.6	0.250	23	各向同性	200	1.0	0.225
4	拉伸	100	0.8	0.175	24	各向同性	200	1.0	0.250
5	拉伸	100	0.8	0.200	25	压缩	200	1.5	0.200
6	拉伸	100	0.8	0.250	26	压缩	200	1.5	0.2125
7	各向同性	100	1.0	0.200	27	压缩	200	1.5	0.250
8	各向同性	100	1.0	0.250	28	压缩	200	2.0	0.250
9	各向同性	100	1.0	0.300	29	压缩	200	2.0	0.275
10	压缩	100	1.5	0.250	30	压缩	200	2.0	0.2875
11	压缩	100	1.5	0.300	31	拉伸	100	0.6	（静载）
12	压缩	100	1.5	0.350	32	拉伸	100	0.8	（静载）
13	压缩	100	2.0	0.300	33	各向同性	100	1.0	（静载）
14	压缩	100	2.0	0.350	34	压缩	100	1.5	（静载）
15	压缩	100	2.0	0.400	35	压缩	100	2.0	（静载）
16	拉伸	200	0.6	0.1375	36	拉伸	200	0.6	（静载）
17	拉伸	200	0.6	0.175	37	拉伸	200	0.8	（静载）
18	拉伸	200	0.6	0.1875	38	各向同性	200	1.0	（静载）
19	拉伸	200	0.8	0.150	39	压缩	200	1.5	（静载）
20	拉伸	200	0.8	0.1875	40	压缩	200	2.0	（静载）

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2. 试验结果与分析

2.1 循环加载典型试验结果

根据不同初始应力状态饱和砂土循环加载试验，即拉伸状态（K = 0.8）、各向同性状态（K = 1.0）和压缩状态（K = 2.0）3个试验工况，本研究得到三类典型的饱和砂土液化发展模式，下面从应变分量，滞回曲线和超静孔隙水压力的演变过程，分析三类典型试验结果。

图 5为各应变分量与循环次数N的关系。由可知，拉伸状态下饱和砂土的各应变分量在第9圈左右发生明显变化，轴向应变 ${\varepsilon _z}$ 负向发展最明显，环向应变 ${\varepsilon _\theta }$ 和径向应变 ${\varepsilon _r}$ 正向发展，表明拉伸状态下的试样在循环扭剪过程中以轴向伸长变形为主，同时径向发生明显收缩；而剪应变γ_zθ波动幅度均小于前三者，表明剪应变发展会受到轴向拉伸变形的限制。由图 5（b）可知，各向同性状态下饱和砂土的各应变分量在第65圈左右发生明显变化，此时γ_zθ波动幅度最明显。虽然ε_z也向负方向发展，试样也有径向收缩趋势，但不会限制剪应变的进一步增大。由可知，压缩状态下饱和砂的各应变分量从循环加载一开始便发生明显累积， ${\varepsilon _z}$ 正向发展最明显， ${\varepsilon _\theta }$ 和 ${\varepsilon _r}$ 负向发展，表明压缩状态下试样在循环扭剪时以轴向压缩变形为主，同时径向发生明显膨胀；而γ_zθ波动幅度均小于前三者，表明剪应变发展会受到轴向压缩变形的限制。

图 5 应变分量与循环次数的关系

Figure 5. Relationship between strain components and number of cycles

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图 6（a）~（c）分别为饱和砂土在固结应力比K = 0.8，1.0和2.0时循环扭剪作用下的有效应力路径发展曲线。图 7为与之相对应的超静孔压累计值u_e的演化。由图 6（a），（c）可知，受前期各向异性固结的影响，K = 0.8和K = 2.0工况下的饱和砂土不会达到有效应力为“0”的状态，这是因为各向异性固结饱和砂土的超静孔压累积值（u_e）不会到达初始平均有效应力值 ${p'_0}$ = 100 kPa（如图 7所示），两者的主要区别是拉伸状态下的残余有效应力小于压缩状态下的残余有效应力（p' = 16，50 kPa），即使压缩状态下的循环动应力比更大（CSR =0.2和0.4），该观测结果表明试样在拉伸状态下比压缩状态下更容易发生破坏。与此同时，如图 6（b）所示，各向同性固结饱和砂在循环加载下最终到达“0”有效应力状态，砂土经过相变发生液化，相应的u_e到达 ${p'_0}$ =100 kPa（如图 7所示）。

图 6 循环有效应力路径

Figure 6. Cyclic effective stress paths

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图 7 超静孔压与循环次数关系

Figure 7. Relationship between excess pore water pressure and number of cycles

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2.2 单调加载试验结果

图 8为饱和砂土在固结应力比K = 0.6，0.8，1.0，1.5和2.0时单调剪切作用下有效应力路径发展曲线。相同固结应力比下，平均有效应力p'先随偏应力q的持续增大而非线性减小，当p'到达最小值（即相转换点）后又反向线性增大，这是因为剪切初期试样发生剪缩导致孔压增大，引起p'减小，直到减小至相转换点之后，试样又发生剪胀而导致孔压持续减小，p'反向持续增大。压缩状态下，相同K和不同 ${p'_0}$ 的静力破坏线（FL）最终互相重合，而相应拉伸状态下，FL由于试样拉伸而发生颈缩，最终不会重合。破坏应力比（ ${\eta _{FL}}$ = q / p'）随K的增大而出现增长趋势。相同K下，围压增大提高了试样的相变强度。另一方面，相同试验条件下可以观察到，单调加载应力路径可以确定循环加载路径的破坏边界，以K = 1.0， ${p'_0}$ = 100 kPa和CSR = 2.0工况下试样为例（如图 6（b）），循环应力路径随加载周期逐渐向左演化，经过相转换状态，最终靠近FL之后发生液化。这表明静力加载试验结果在一定程度上可以反映循环加载的破坏过程。

图 8 静力有效应力路径

Figure 8. Static effective stress path

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通过莫尔-库仑强度准则，得到了福建砂的有效相变内摩擦角（ ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ ）和有效破坏内摩擦角（ ${\varphi '_{FL}}$ ）。为 ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ 与K之间的关系，可见 ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ 随K的增大而明显增长，拉伸状态下 ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ 的增长幅度大于压缩状态下的增长幅度。压缩状态下，高围压的 ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ 略大于低围压的 ${\varphi '_{{\text{PT}}}}$ ，而拉伸状态下刚好相反。为饱和砂土单调加载破坏包络线，由图可知福建砂压缩状态下的 ${\varphi '_{FL}}$ 为33°，拉伸状态下的 ${\varphi '_{FL}}$ 为28°。

图 9 相变摩擦角与固结应力比关系

Figure 9. Relationship between friction angle of phase transformation and consolidation stress ratio

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图 10 破坏包络线与破坏摩擦角

Figure 10. Failure envelope and friction angle of failure

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2.3 超静孔压发展规律

为了便于试验结果对比，定义超静孔压比r_u为一个加载周期内u_e峰值与初始平均有效正应力 ${p'_0}$ 的比值（r_u = u_e/ ${p'_0}$ ）。图 11显示了所有试样不同K和CSR下的r_u-N关系。由图 11可知，随着CSR的增大，r_u累积加快且达到峰值时所需的循环次数更少，而 ${p'_0}$ 的增大产生的影响刚好与CSR相反。根据不同K值下r_u的发展规律，K = 0.6和K = 2.0的r_u-N发展为“快增-稳定”的两阶段模式（图 11（a），（e）），K = 1.0的r_u-N发展为“快增-稳增-快增-稳定”的4阶段模式（图 11（c）），K = 0.8和K = 1.5的r_u-N发展与K = 1.0相似，但是其稳定值不会到达 ${p'_0}$ 值（图 11（b），（d））。结合2.2节典型的试验结果变化规律，可将第一类称为“循环迁移破坏”，第二类为“循环液化破坏”，第三类为“累积变形破坏”。超孔隙水压力的发展特征综合反映了循环加载过程中试样内部颗粒结构和外部荷载传递改变对不同破坏模式的影响。

图 11 各向异性固结砂的孔压发展

Figure 11. Development of excess pore water pressure in anisotropically consolidated sands

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3. 基于广义剪应变的超静孔压预测模型

饱和砂土在循环加载过程中受初始固结应力比的影响，各应变分量的演化模式表现出很大差异，难以做统一对比（如所示）。因此，本文使用广义剪应变 ${\gamma _{\text{g}}}$ 综合反映各向异性固结饱和砂土的变形发展：

。

${\gamma _{\text{g}}} = \sqrt {\frac{2}{9}\left[ {{{({\varepsilon _1} - {\varepsilon _2})}^2} + {{({\varepsilon _1} - {\varepsilon _3})}^2} + {{({\varepsilon _2} - {\varepsilon _3})}^2}} \right]} 。$

(1)

式中： ${\varepsilon _1}$ ， ${\varepsilon _2}$ ， ${\varepsilon _3}$ 分别为大、中、小主应变。

显示了不同围压 ${p'_0}$ 、循环应力比CSR条件下超静孔压比的峰值（r_{u, max}）与K的关系。在图 12中，r_{u, max}随K的增大而先增大后减小，K = 1时r_{u, max}达到最大值。CSR和 ${p'_0}$ 值似乎对峰值孔压比的影响很小。基于压缩状态下的饱和砂土循环加载试验，Vaid等^[21]提出了残余孔压与固结应力比和峰值强度摩擦角的关系式。结合拉伸固结状态下的试验结果，本文在Vaid等^[21]所提出公式的基础上进一步建立了考虑拉伸和压缩状态下的r_{u, max}与K和 $\varphi {'_{{\text{FL}}}}$ 的关系式：

。

${r_{{\text{u,max}}}} = 1 \pm \frac{{1 - K}}{{1 + 1.5K}} \times \frac{{3 - \sin (\varphi {'_{FL}})}}{{2\sin (\varphi {'_{FL}})}}。$

(2)

图 12 峰值孔压比与固结应力比关系

Figure 12. Relationship between peak pore pressure ratio and consolidation stress ratio

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式中： $\varphi {'_{FL}}$ 为上文相同试验条件下通过单调剪切试验得到的有效破坏内摩擦角。值得注意的是式中符号“±”，当试样处于拉伸状态时取“-”，压缩状态时取“+”。

将不同加载条件下归一化的超静孔压比（r_{u, n} = r_u/ r_{u, max}）与广义剪应变 ${\gamma _{\text{g}}}$ 关系表示于，发现两者具有显著的对应关系，而不随K、CSR和 ${p'_0}$ 的改变而发生变化。据此可使用基于广义剪应变的双曲线函数表征这种关系：

。

${r_{{\text{u,}}n}} = \frac{{{r_{\text{u}}}}}{{{r_{{\text{u,max}}}}}} = \frac{{a{\gamma _{\text{g}}}}}{{b + {\gamma _{\text{g}}}}}。$

(3)

图 13 归一化的超静孔压比与广义剪应变关系

Figure 13. Normalized pore pressure ratio versus generalized shear.strain

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式中：a和b为拟合参数，与试验条件和土的类型相关，本文中福建饱和砂土a取1.06，b取0.21。

最后，将得到的式（1）代入式（3）即可得到各向异性固结砂土基于广义剪应变的超静孔压比预测模型：

。

${r_{\text{u}}} = \frac{{1.06{\gamma _{\text{g}}}}}{{0.21 + {\gamma _{\text{g}}}}}\left( {1 \pm \frac{{1 - K}}{{1 + 1.5K}} \times \frac{{3 - \sin (\varphi {'_{FL}})}}{{2\sin (\varphi {'_{FL}})}}} \right)。$

(4)

该预测模型包含固结应力比K和有效破坏内摩擦角 $\varphi {'_{FL}}$ 来表征初始应力各向异性对饱和砂土超静孔隙水压力的影响。

基于本研究的试验数据，首先呈现了本文模型在平均有效应力 ${p'_0}$ = 100 kPa，而K和CSR不同时的预测结果与本文试验数据的对比情况。基于广义剪应变，该模型能较好地反映拉伸状态和压缩状态下各向异性固结饱和砂土的超静孔隙水压力发展趋势。

图 14 模型预测值与本文试验数据的对比（

${p'_0}$ = 100 kPa）

Figure 14. Comparison between model prediction and experimental data reported by this study (

${p'_0}$ = 100 kPa)

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基于文献[22，23]中各向异性状态下可液化珊瑚砂的相关试验数据，图 15进一步对本文模型的适用性进行了验证。图 15（a）和（b）分别展示了各向异性固结珊瑚砂的归一化超静孔压比r_{u, n}和超静孔压比r_u的模型预测值与试验结果对比情况。由图 15（a）可知，本文提出的公式（3）能很好地预测珊瑚砂归一化超静孔压比与广义剪应变的关系。与此同时，图 15（b）中各向同性固结（K = 1.0）珊瑚砂超孔隙水压比计算值与试验数据基本一致，而各向异性固结状态下的模型预测数据与试验数据存在一定差异。该差异可能与珊瑚砂颗粒本身形状不规则、存在内孔隙和易破碎等特性有关，这些特性会影响珊瑚砂孔压的发展规律而没有在本文提出的预测模型中得以全面体现。通过上述验证可以发现，本文提出的预测模型总体上能合理反映拉伸状态和压缩状态下各向异性固结饱和砂土的超静孔隙水压力发展趋势。

图 15 预测模型与参考文献[22]和[23]中的试验数据的对比

Figure 15. Validation of prediction model against experimental data reported by References [22] and [23]

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4. 结论

本文通过空心圆柱扭剪装置对饱和福建砂土开展了一系列考虑不同各向异性固结条件的不排水循环扭剪试验和单调剪切试验，探究了拉伸各向异性固结、各向同性固结和压缩各向异性固结状态下饱和砂的广义剪应变和超静孔压的发展规律，得到以下4点结论。

（1）K， ${p'_0}$ 和CSR的改变均会引起r_u-N增长速率的变化。拉伸状态下（K＜1）r_u-N的发展速率快于压缩状态（K＞1）。CSR的增大会加快r_u-N增长速率，而 ${p'_0}$ 增大产生的影响刚好与CSR相反。进一步对比发现，K对r_u-N增长速率的影响程度大于 ${p'_0}$ 和CSR。

（2）由K改变引起的饱和砂土超静孔压发展模式可分为三类：“快增-稳定”的两阶段模式，“快增-稳增-快增-稳定（不液化）”的四阶段模式和“快增-稳增-快增-稳定（液化）”的四阶段模式，各向异性固结程度越高，r_u-N曲线越接近两阶段模式。

（3）根据各向异性饱和砂土的变形、有效应力路径和孔压发展特征，其破坏类型主要包括循环迁移（K = 0.8，K = 1.5）、循环液化（K = 1.0）和累积变形（K = 0.6，K = 2.0）。峰值孔压比随K值的增大而先增大后减小，前期固结程度越偏离各向同性状态，峰值孔压比越小。

（4）归一化后的超静孔压比与广义剪应变关系具有唯一性。建立了基于广义剪应变的各向异性固结饱和砂土的超静孔压发展预测模型，该模型为双曲线型，其中包含了K和 $\varphi {'_{FL}}$ 来表征初始各向异性固结对饱和砂超静孔压的影响。

图 1 D3Q19模型

Figure 1. D3Q19 model

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图 2 中心插值法示意图

Figure 2. Diagram of midpoint interpolation method

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图 3 中心插值法生成的三维粗糙裂隙面

Figure 3. Three-dimensional rough fracture surface generated by midpoint interpolation method

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图 4 三维粗糙裂隙结构构建示意图

Figure 4. Diagram for generating three-dimensional rough fracture structure

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图 5 不同法向应力作用下的裂隙开度分布

Figure 5. Distribution of fracture aperture under different normal stresses

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图 6 对流-扩散问题示意图

Figure 6. Diagram of convection diffusion problem

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图 7 溶质浓度分布的本文数值解与解析解对比

Figure 7. Comparison between proposed numerical and analytical solutions for solute concentration distribution

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图 8 反应-扩散问题示意图

Figure 8. Diagram of reaction diffusion problem

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图 9 本文数值解与解析解的浓度等值线图对比

Figure 9. Comparison between proposed numerical of iso- concentrations contours and analytical solution

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图 10 不同渗流流速作用下的裂隙溶蚀形貌

Figure 10. Corrosion morphology of fractures under different flow velocities

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图 11 不同渗流流速作用下的溶质浓度分布

Figure 11. Distribution of solute concentration under different flow velocities

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图 12 不同渗流流速作用下裂隙渗透率时程演化曲线

Figure 12. Evolution curves of time history of fracture permeability under different flow velocities

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图 13 不同法向应力作用下裂隙的溶蚀形貌

Figure 13. Corrosion morphologies of fractures under different normal stresses

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图 14 不同法向应力作用下的溶质浓度分布

Figure 14. Distribution of solute concentration under different normal stresses

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图 15 不同法向应力作用下裂隙渗透率时程演化曲线

Figure 15. Evolution curves of time history of fracture permeability under different normal stresses

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图 16 不同溶蚀反应速率作用下的裂隙溶蚀形貌

Figure 16. Corrosion morphology of fractures under different sdissolution rates

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图 17 不同溶蚀反应速率作用下的溶质浓度分布

Figure 17. Distribution of solute concentration under different dissolution rates

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图 18 不同溶蚀反应速率作用下裂隙渗透率时程演化曲线

Figure 18. Evolution curves of time history of fracture permeability under different dissolution rates

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表 1 格子步长对计算结果影响

Table 1 Influences of lattice space on computational results

格子步长/mm 计算网格最大相对误差/% 计算耗时/s

0.4 25×5×5 0.150 0.13

0.2 50×10×10 0.036 1.67

0.1 100×20×20 0.009 49

0.05 200×40×40 0.002 1323

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