湯艷春，周 輝，許 模

（1. 成都理工大學(xué) 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610059；2. 中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所 巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430071；3. 三峽大學(xué) 土木與建筑學(xué)院，湖北 宜昌 443002）

1 引 言

儲庫鹽腔一般采用水溶法建造，在水溶建腔過程中，控制合理的鹽腔形狀和尺寸一方面可以保證鹽腔有足夠的儲存容量，另一方面對于確保鹽腔圍巖的力學(xué)穩(wěn)定性也是至關(guān)重要的。

前人圍繞巖鹽溶腔形態(tài)控制和穩(wěn)定性及其相關(guān)特性，開展了大量和富有成效的研究工作。在巖鹽溶腔穩(wěn)定性及其相關(guān)力學(xué)性質(zhì)方面，HOU Zheng-meng[1]對地下工程開挖擾動區(qū)內(nèi)巖鹽的力學(xué)和滲透性質(zhì)進(jìn)行了研究；LIANG等[2]對層狀鹽巖的力學(xué)特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究；房敬年等[3]根據(jù)巖鹽單/三軸壓縮試驗(yàn)和細(xì)觀力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果，對巖鹽的彈塑性損傷耦合機(jī)制進(jìn)行了研究；張鵬等[4]利用彈塑性力學(xué)理論，對巖鹽溶腔頂板失穩(wěn)機(jī)制進(jìn)行了研究；尹雪英等[5－7]對儲氣庫長期穩(wěn)定性進(jìn)行了數(shù)值模擬計算和分析；楊強(qiáng)等[8]針對能源儲備地下庫群整體穩(wěn)定性評價，運(yùn)用考慮有限元強(qiáng)度折減法的變形穩(wěn)定理論，建立了強(qiáng)度折減系數(shù)與塑性余能范數(shù)關(guān)系曲線的庫群整體穩(wěn)定性和破壞的關(guān)鍵判據(jù)。在溶腔形態(tài)控制方面，班凡生等[9－10]、趙志成等[11]對巖鹽儲氣庫水溶建腔流體輸運(yùn)理論以及溶腔形態(tài)變化規(guī)律進(jìn)行了研究；霍琰等[12]對鹽穴建腔期腔內(nèi)鹵水流場規(guī)律及夾層與流場的相互影響關(guān)系進(jìn)行了研究。在巖鹽應(yīng)力-溶解耦合機(jī)制研究及其相關(guān)性質(zhì)方面，周輝等[13]建立了鹽巖裂隙滲流-溶解耦合模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的適用性。湯艷春等[14－19]通過單軸壓縮條件下巖鹽應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)的細(xì)觀力學(xué)試驗(yàn)以及三軸應(yīng)力作用下巖鹽溶蝕特性試驗(yàn)，對巖鹽應(yīng)力-溶解耦合特性進(jìn)行了分析，認(rèn)為有無應(yīng)力作用下的巖鹽溶蝕機(jī)制是一致的，兩者之間的差別在于溶蝕作用面積不同；溶蝕作用下巖鹽力學(xué)性質(zhì)發(fā)生變化的機(jī)制在于巖鹽發(fā)生溶解使得巖鹽的宏觀力學(xué)參數(shù)發(fā)生了變化，但巖鹽破壞的力學(xué)機(jī)制并沒有本質(zhì)上的改變；基于所提出的等效擴(kuò)散系數(shù)的概念，建立了應(yīng)力作用下的巖鹽溶蝕模型；在考慮黏聚力隨溶蝕作用發(fā)生變化的前提下，建立了溶蝕作用下巖鹽塑性力學(xué)模型。

目前所開展的大量研究工作忽略了巖鹽應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)對鹽腔水溶建腔過程的影響，這會對溶腔的形狀控制和力學(xué)穩(wěn)定性分析結(jié)果造成不可忽略的誤差。本文通過巖鹽應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)對 鹽腔水溶建腔過程影響的分析，對應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)制進(jìn)行研究，為進(jìn)一步研究儲庫鹽腔水溶建腔機(jī)制提供理論依據(jù)和分析基礎(chǔ)。

2 應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)制

對于巖鹽溶蝕作用來說，應(yīng)力的作用（特別是在產(chǎn)生塑性應(yīng)變之后）對巖鹽溶蝕特性會產(chǎn)生非常明顯的影響，其影響是不可忽略的[14]。反過來，溶蝕作用也會對巖鹽的力學(xué)性質(zhì)產(chǎn)生很大的影響，會使巖鹽的力學(xué)參數(shù)發(fā)生變化[16,19]，在實(shí)際鹽腔成腔過程分析中，必須考慮溶蝕作用下巖鹽力學(xué)性質(zhì)的變化，因此，在鹽腔成腔過程的分析中必須要考慮應(yīng)力與溶解的耦合效應(yīng)對巖鹽水溶建腔的影響。

在鹽腔水溶建腔過程中，應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)制在于：一方面，在已具備的鹽腔形態(tài)條件下，鹽腔圍巖由于應(yīng)力作用產(chǎn)生大量的裂紋，腔壁圍巖與水接觸后，水對裂紋和鹽腔表面產(chǎn)生溶蝕作用，并在鹽腔圍巖中形成一定的溶蝕影響范圍。在水的溶蝕影響范圍之內(nèi)，腔壁圍巖由于溶蝕作用的影響，其在水的溶蝕影響范圍內(nèi)的圍巖區(qū)域的巖鹽的力學(xué)性質(zhì)發(fā)生變化，從而對整個鹽腔圍巖的應(yīng)力場、應(yīng)變場造成影響。另一方面，由于鹽腔邊界處圍巖力學(xué)性質(zhì)的變化，水對鹽腔邊界處圍巖的溶蝕作用受到影響，鹽腔內(nèi)部溶蝕過程發(fā)生改變，從而對鹽腔形態(tài)產(chǎn)生不可忽略的影響。

綜上分析可知，在鹽腔水溶建腔過程中，鹽腔形態(tài)以及鹽腔圍巖力學(xué)性質(zhì)之間相互影響、相互制約。

3 應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔計算方法

根據(jù)應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)制，針對實(shí)際的鹽腔水溶單井建腔工藝，建立應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔計算方法。

3.1 計算思路

應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔過程可采用如下計算思路：

①給定初始的鹽腔形態(tài)，對鹽腔圍巖的初始應(yīng)力場、應(yīng)變場進(jìn)行計算，計算時采用溶蝕前圍巖介質(zhì)巖鹽的力學(xué)性質(zhì)參數(shù)。

②鹽腔圍巖與水接觸后，鹽腔圍巖受水影響范圍內(nèi)的巖鹽力學(xué)性質(zhì)參數(shù)發(fā)生變化?；谌芪g作用下巖鹽塑性力學(xué)模型，對溶蝕作用下鹽腔圍巖進(jìn)行力學(xué)計算。

③依據(jù)溶蝕后圍巖應(yīng)力-應(yīng)變分布，以及應(yīng)力作用下的巖鹽溶蝕模型，進(jìn)行應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算，獲取一定溶解時間之后的鹽腔形狀變化。第①～③步可合并稱為第一循環(huán)步。

④基于已改變的鹽腔形狀，以及溶蝕作用下巖鹽塑性力學(xué)模型，對鹽腔圍巖進(jìn)行進(jìn)一步的力學(xué)計算。繼而進(jìn)行進(jìn)一步的應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算。該步可稱為第二循環(huán)步。

⑤重復(fù)第二循環(huán)步的計算步驟，通過不斷的循環(huán)計算，即可得到應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔過程。

3.2 計算模型的建立

3.2.1 模型的基本假設(shè)

考慮到計算的需要，可作簡化和基本假設(shè)：（1）忽略巖鹽結(jié)晶方向、層理等微構(gòu)造的各向異性對溶蝕過程的影響，假設(shè)巖鹽是各向同性的均質(zhì)材料。（2）不考慮巖鹽的流變特性等具時間效應(yīng)的力學(xué)特性。（3）忽略溫度對巖鹽力學(xué)性質(zhì)以及巖鹽溶蝕過程的影響。（4）假設(shè)巖鹽地層無雜質(zhì)。（5）假設(shè)溶蝕過程中，鹽腔的腔體形態(tài)為軸對稱結(jié)構(gòu)。（6）忽略地層傾角等地質(zhì)因素對鹽腔水溶建腔過程的影響。（7）忽略初始地應(yīng)力場對鹽腔初始形狀的影響。（8）假設(shè)在鹽腔內(nèi)部進(jìn)行溶解時，水影響范圍以外的巖鹽的力學(xué)性質(zhì)不受水的影響。（9）假設(shè)鹽腔中流體運(yùn)動為層流流動。

3.2.2 幾何模型

針對實(shí)際的單井鹽腔水溶建腔工藝，本文取如圖1所示的1/2物理模型進(jìn)行計算。圖1中，鹽腔的初始形態(tài)為一球形，P0為上覆均布荷載； P1為側(cè)壓力；I代表鹽腔初始位置；II代表預(yù)定溶腔范圍線，所建立的坐標(biāo)系原點(diǎn)在鹽腔的中心點(diǎn)。在圖 1中，由于所建立的計算模型的高度H較小，故可近似認(rèn)為側(cè)壓力 P1為均布荷載。

圖1 鹽腔幾何模型示意圖Fig.1 Sketch of geometrical model of rock-salt cavern

3.2.3 鹽腔圍巖區(qū)域網(wǎng)格劃分

對鹽腔圍巖區(qū)域網(wǎng)格劃分的規(guī)則如下：①沿鹽腔圍巖邊界，邊界網(wǎng)格均勻劃分。②鹽腔圍巖邊界網(wǎng)格的外法線方向過鹽腔的中心點(diǎn)。③在初始鹽腔至預(yù)定溶腔范圍線內(nèi)部的區(qū)域，采用等間距的環(huán)向網(wǎng)格劃分方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

依照上述網(wǎng)格劃分規(guī)則，對鹽腔圍巖區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其網(wǎng)格劃分示意圖如圖2所示。

圖2 鹽腔圍巖區(qū)域網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Meshing sketch of adjacent rock area of rock-salt cavern

3.3 計算步驟

為了計算應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔過程，編制了有限差分計算程序來計算應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔形態(tài)變化，以及不同溶腔形態(tài)時的圍巖應(yīng)力場和應(yīng)變場。具體計算步驟如下。

3.3.1 第一循環(huán)步的計算

（1）無溶蝕作用下巖鹽力學(xué)計算

給定初始的鹽腔形態(tài)，對鹽腔圍巖的初始應(yīng)力場、應(yīng)變場進(jìn)行計算。采用的力學(xué)模型是應(yīng)變硬化-軟化模型，應(yīng)用FLAC計算軟件進(jìn)行數(shù)值計算，黏聚力隨著等效塑性應(yīng)變的變化可采用式（1）[16]中溶解前的計算公式來計算。

式中：A為常數(shù)，取為0.578。

（2）將鹽腔充滿水，忽略充水過程對鹽腔形狀的影響。

（3）溶蝕作用下巖鹽力學(xué)模型的計算

鹽腔圍巖與水接觸后，假定鹽腔圍巖受水影響范圍為鹽腔圍巖邊界單元。依據(jù)溶蝕作用下巖鹽塑性力學(xué)模型（該模型的假設(shè)條件、計算方法和參數(shù)等參考文獻(xiàn)[16]），對溶蝕作用下鹽腔圍巖進(jìn)行力學(xué)計算，具體計算步驟：①改變鹽腔圍巖邊界單元的黏聚力參數(shù)值，在水影響作用范圍內(nèi)的鹽腔圍巖邊界單元的黏聚力值采用式（1）中溶解后的黏聚力值計算公式來計算。②對于在水影響范圍以外的鹽腔圍巖單元，黏聚力值采用式（1）中溶解前的計算公式來計算。③使用FLAC計算軟件對鹽腔圍巖的應(yīng)力場和應(yīng)變場重新計算。④給出圍巖邊界單元的等效塑性應(yīng)變值。

（4）應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算

基于所給出的圍巖邊界單元等效塑性應(yīng)變值，將鹽腔內(nèi)流體區(qū)域單獨(dú)考慮，近似模擬水溶建腔工藝，對鹽腔內(nèi)流體區(qū)域的濃度場進(jìn)行計算，進(jìn)而可得到鹽腔形狀的變化。具體計算過程為

①建立鹽腔內(nèi)流體區(qū)域計算模型

單獨(dú)考慮鹽腔內(nèi)的流體區(qū)域，建立的計算模型如圖3所示。圖中，Ω為流體區(qū)域；Γ1為不溶邊界；Γ2為側(cè)溶邊界，即鹽腔圍巖邊界；A、B分別為Γ1和Γ2的交點(diǎn)。需要說明的是：側(cè)溶邊界Γ2的形狀隨著溶蝕作用而不斷變化。

圖3 流體區(qū)域計算模型示意圖Fig.3 Sketch of fluid area model

在初始時刻(初始條件)，流體區(qū)域Ω內(nèi)初始的濃度場C和速度場u均為0，可標(biāo)記為

對于計算模型的邊界條件，速度邊界條件在鹽腔邊界表面上可取無滑移邊界條件，即

濃度邊界條件：溶蝕表面Γ2濃度取常數(shù)，即飽和濃度Cs；Γ1為不滲透邊界，可標(biāo)記為

由于在側(cè)溶邊界上速度為 0，故可以采用單軸壓縮條件下巖鹽應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)的細(xì)觀力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果來計算鹽腔圍巖邊界上不同等效塑性應(yīng)變下巖鹽的溶解速率。

②流體區(qū)域網(wǎng)格劃分

流體區(qū)域網(wǎng)格劃分與鹽腔圍巖區(qū)域的網(wǎng)格劃分不同，兩者只是共用一個鹽腔邊界；流體區(qū)域用四邊形網(wǎng)格進(jìn)行劃分，靠近Γ1的區(qū)域網(wǎng)格小而密，遠(yuǎn)離Γ2的區(qū)域網(wǎng)格大而疏。

③應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算

根據(jù)所給出的圍巖邊界單元的等效塑性應(yīng)變值。鹽腔側(cè)溶邊界處的等效擴(kuò)散系數(shù) D*值（D*的概念是宏觀上單位時間內(nèi)通過單位面積的質(zhì)量流與法向濃度梯度的比例系數(shù)，用于描述應(yīng)力作用下單位溶蝕面積上的宏觀溶蝕速率[15]）可由式（6）[15]確定。

式中：無應(yīng)力作用時巖鹽溶蝕的擴(kuò)散系數(shù)D=2.0×10-9m2/s；為等效塑性應(yīng)變（%）；t為溶解時間（100 s）。

將所確定的 D*值代入應(yīng)力作用下巖鹽溶蝕模型中，對鹽腔內(nèi)流體區(qū)域內(nèi)濃度場進(jìn)行計算，求得時間t內(nèi)濃度場的變化（t為這一步中巖鹽溶解過程的總時間）。應(yīng)力作用下巖鹽溶蝕模型的計算方法見參考文獻(xiàn)[15]。

鹽腔形狀計算。溶解厚度R與側(cè)溶邊界Γ2處濃度梯度之間的計算公式[15]為

根據(jù)式（7）可以計算出溶解t所溶解掉的R值，繼而求得側(cè)溶邊界Γ2的形狀變化。

物質(zhì)平衡檢驗(yàn)。根據(jù)物質(zhì)平衡原理，對整個鹽腔流體計算區(qū)域進(jìn)行總質(zhì)量的守衡檢驗(yàn)。假定在tn+1時刻進(jìn)行質(zhì)量守衡檢驗(yàn)，定義相對誤差進(jìn)行物質(zhì)平衡檢驗(yàn)：

式中：εM為質(zhì)量守衡許可誤差，如果計算出來的結(jié)果不符合式（8），則調(diào)整計算，控制和調(diào)整時間步長和單元大??； Mn+1為tn+1時刻實(shí)際計算的總質(zhì)量值； ΔMn+1采用如下計算公式：

式中：M0為初始狀態(tài)的總質(zhì)量；為 tn+1時刻流出的總質(zhì)量；為tn+1時刻流入的總質(zhì)量。

④溶解時間t的控制

溶解時間 t的選擇取決于所溶解掉的巖鹽厚度，當(dāng)鹽腔側(cè)溶邊界處的溶解厚度R＞d時（d為圍巖邊界單元厚度），則認(rèn)為鹽腔內(nèi)流體的溶蝕計算停止，從而確定溶解時間t。

至此，第一循環(huán)步的計算結(jié)束，鹽腔圍巖的應(yīng)力應(yīng)變場以及鹽腔形狀已發(fā)生了變化。

3.3.2 第二循環(huán)步的計算

（1）導(dǎo)入第一循環(huán)步中計算出來的鹽腔形狀。

（2）進(jìn)行溶蝕作用下鹽腔圍巖力學(xué)計算

計算過程：①將第一循環(huán)步中溶解掉的鹽腔圍巖邊界單元“開挖”，在 FLAC計算中對這些單元賦NULL，并算出此時圍巖中的等效塑性應(yīng)變分布。②由于溶解“開挖”，鹽腔圍巖邊界發(fā)生了變化，變化后的鹽腔圍巖邊界單元的黏聚力值采用式（1）中溶解后的黏聚力值計算公式計算。③對于在水影響范圍以外的鹽腔圍巖單元，其黏聚力值采用式（1）中溶解前的計算公式來計算。④使用FLAC計算軟件計算出溶蝕作用下圍巖邊界單元的等效塑性應(yīng)變值。

（3）進(jìn)行應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算

基于上一循環(huán)步所計算出的鹽腔形狀，對鹽腔流體區(qū)域建立計算模型，劃分網(wǎng)格；基于溶蝕作用下圍巖邊界單元的值，采用式（6）確定鹽腔側(cè)溶邊界處的 D*值，根據(jù)應(yīng)力作用下巖鹽溶蝕模型以及 D*值，對濃度場以及鹽腔形態(tài)進(jìn)行計算，同時進(jìn)行溶解計算中時間步長的控制以及物質(zhì)平衡檢驗(yàn)。

在第二循環(huán)步中，計算過程基本與第一循環(huán)步相同，假設(shè)條件、控制條件也與第一循環(huán)步相同。

緊接著的計算步驟就是第二循環(huán)步的重復(fù)，通過不斷地循環(huán)計算，就可以得到不同溶解時間下鹽腔形狀的變化。當(dāng)鹽腔圍巖邊界達(dá)到預(yù)定的溶腔范圍線時，停止計算。

采用的應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔形態(tài)變化計算程序流程圖見圖 4，溶蝕作用下鹽腔圍巖力學(xué)模型計算模塊的流程圖見圖 5，應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算模塊的流程圖見圖6。

圖4 應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔形態(tài)變化計算程序流程圖Fig.4 Flow chart of computing program of rock-salt cavern shape under coupled mechanical-dissolving effect

圖5 溶蝕作用下鹽腔圍巖力學(xué)計算模塊流程圖Fig.5 Flow chart of computing program of wall rock mechanical model under dissolving effect

圖6 應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算模塊流程圖Fig.6 Flow chart of computing program of rock-salt cavern shape under mechanical effect

4 應(yīng)力-溶解耦合與純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔計算結(jié)果比較

為了更加清晰地反映應(yīng)力-溶解耦合作用對鹽腔水溶建腔過程的影響，對應(yīng)力-溶解耦合與純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔的計算結(jié)果進(jìn)行對比分析。

4.1 純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔計算步驟

純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔過程的計算在建立的計算模型、流體區(qū)域網(wǎng)格劃分，以及鹽腔內(nèi)流體區(qū)域計算模型的初始條件、邊界條件和模型假設(shè)等方面，與應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算基本一致。兩者之間最主要的不同在于：在純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔過程的計算中，鹽腔側(cè)溶邊界處擴(kuò)散系數(shù)是相同的，都取純?nèi)芙鉅顟B(tài)下的擴(kuò)散系數(shù)D，其值不受應(yīng)力因素的影響。純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔過程的計算程序流程圖如圖7所示純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔過程的具體計算步驟：

①建立純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔內(nèi)流體區(qū)域的計算模型，其初始的計算模型如圖3所示。

②調(diào)用鹽腔形狀。

③給定純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔側(cè)溶邊界處的擴(kuò)散系數(shù)D值，對每一個時間步長內(nèi)鹽腔內(nèi)流體區(qū)域的濃度場變化進(jìn)行計算。

④計算鹽腔側(cè)溶邊界處的溶解厚度。

⑤得出鹽腔形狀。

⑥溶解時間步長以及物質(zhì)平衡檢驗(yàn)與上述應(yīng)力作用下鹽腔形狀計算中的一致。

圖7 純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔形狀計算程序流程圖Fig.7 Flow chart of computing program of rock-salt cavern shape under dissolving effect

4.2 計算結(jié)果對比

鹽腔計算模型的具體參數(shù)為：高度H = 60 m，寬度L = 30 m，初始鹽腔的半徑r = 2.5 m，預(yù)定鹽腔范圍線的半徑R = 10 m，上覆均布荷載P0= 25 MPa，側(cè)壓力P1= 30 MPa，巖鹽密度ρs= 2160 kg/m3。在初始溶腔和預(yù)定溶腔范圍線之內(nèi)的區(qū)域，采用等間距的環(huán)向網(wǎng)格進(jìn)行劃分，其厚度均為d = 20 cm。

通過應(yīng)力-溶解耦合與純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔水溶建腔計算，所取得的不同循環(huán)步時應(yīng)力-溶解耦合與純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔形狀變化如圖8所示，所取得的不同循環(huán)步時應(yīng)力-溶解耦合作用下鹽腔圍巖區(qū)域的等效塑性應(yīng)變分布變化如圖9所示。圖8中，綠色區(qū)域代表不同循環(huán)步時純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔被溶解掉的區(qū)域，白色的區(qū)域與綠色區(qū)域之和代表不同循環(huán)步時應(yīng)力-溶解耦合作用下鹽腔被溶解掉的區(qū)域，藍(lán)色區(qū)域則代表不同循環(huán)步時未溶解的圍巖區(qū)域。

圖8 不同循環(huán)步時應(yīng)力-溶解耦合與純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔形狀變化Fig.8 Difference between rock-salt cavern shape at different cycle steps under coupled mechanical-dissolving effect and dissolving effect

圖9 不同循環(huán)步時應(yīng)力-溶解耦合作用下鹽腔圍巖區(qū)域等效塑性應(yīng)變變化Fig.9 Difference between equivalent plastic strain of wall rock on rock-salt cavern under coupled mechanical-dissolving effect at different cycle steps

從圖8、9中可以看出，（1）隨著溶蝕作用的進(jìn)行，鹽腔圍巖中的等效塑性應(yīng)變分布發(fā)生了很大的變化，隨著鹽腔形狀的變化，在鹽腔形狀改變最大的地方，圍巖中的等效塑性應(yīng)變也急劇變化。（2）在相同條件下，應(yīng)力-溶解耦合作用下鹽腔的溶蝕速率比純?nèi)芙庾饔孟蔓}腔的溶蝕速率快，且在應(yīng)力-溶解耦合作用下所溶解的巖鹽區(qū)域要比純?nèi)芙庾饔孟滤芙獾膮^(qū)域大。（3）隨著計算循環(huán)步的增加，鹽腔右下方的圍巖邊界單元的等效塑性應(yīng)變發(fā)生明顯變化，并且使得應(yīng)力-溶解耦合作用下鹽腔被溶解掉的區(qū)域（即白色區(qū)域）在右下方變化更為突出。造成該現(xiàn)象的原因是由于應(yīng)力-溶解耦合作用下，首先由于初始狀態(tài)下圍巖邊界單元的等效塑性應(yīng)變分布不同，造成不同圍巖邊界單元處溶蝕速率也不相同，從而使鹽腔形狀發(fā)生了改變；繼而，由于鹽腔形狀發(fā)生了改變，其圍巖邊界單元處的等效塑性應(yīng)變分布也隨之發(fā)生改變。在等效塑性應(yīng)變大的地方，溶蝕速率變大，使得此處溶腔形狀變化加大；而由于溶腔形狀變化加大，則此處發(fā)生應(yīng)力集中，等效塑性應(yīng)變值會變得更大，就會進(jìn)一步加大此處溶腔形狀的變化。（4）應(yīng)力-溶解耦合作用、純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔形狀，都為上小下大，但存在著較大的差別。純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔形狀為雞蛋狀，而應(yīng)力-溶解耦合作用下計算得到的鹽腔形狀為梨形，并且比純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔的下端更扁更寬。

圖10為在應(yīng)力-溶解耦合作用、純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔形狀與實(shí)際鹽腔形狀的對比圖。

圖10 計算得到鹽腔形狀與實(shí)際鹽腔形狀對比Fig.10 Difference between computing rock-salt cavern shape

在圖10(a)中，曲線I為純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔形狀，曲線 II為應(yīng)力-溶解耦合作用下計算得到的鹽腔形狀，圖中的豎向虛線代表中心軸。圖10(b)為實(shí)際溶腔形狀[5]，可見應(yīng)力-溶解耦合作用下計算得到的鹽腔形狀與實(shí)際溶腔形狀較為符合。

5 結(jié) 論

（1）在鹽腔成腔過程中，應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)對鹽腔形狀的影響不可忽略。

（2）應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)理在于，由于溶蝕作用，在水的溶蝕影響范圍內(nèi)的腔壁圍巖力學(xué)性質(zhì)發(fā)生變化。同時，由于腔壁邊界處圍巖力學(xué)性質(zhì)的改變，造成鹽腔內(nèi)部溶蝕過程發(fā)生變化，從而使鹽腔形態(tài)發(fā)生改變。

（3）根據(jù)應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔機(jī)理，針對實(shí)際的鹽腔水溶單井建腔工藝，建立了應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔水溶建腔計算方法。

（4）使用編制的應(yīng)力-溶解耦合作用下的鹽腔形態(tài)變化計算程序以及FLAC計算軟件對水溶建腔過程進(jìn)行了計算，并對應(yīng)力-溶解耦合作用、純?nèi)芙庾饔孟掠嬎愕玫降柠}腔形狀與實(shí)際鹽腔形狀進(jìn)行了對比，發(fā)現(xiàn)應(yīng)力-溶解耦合作用下計算得到的鹽腔形狀與實(shí)際溶腔形狀較為符合。

本文研究成果可為進(jìn)一步研究儲庫鹽腔水溶建腔機(jī)制提供理論依據(jù)和分析基礎(chǔ)。

[1]HOU Zheng-meng. Mechanical and hydraulic behavior of rock salt in the excavation disturbed zone around underground facilities[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2003,40: 725－738.

[2]LIANG W G,YANG C H,ZHAO Y S,et al. Experimental investigation of mechanical properties of bedded salt rock[J]. International Journal of Rock Mechanics &Mining Sciences,2007,44(3): 400－411.

[3]房敬年,周輝,胡大偉,等. 巖鹽的彈塑性損傷耦合模型研究[J]. 巖土力學(xué),待刊.FANG Jing-nian,ZHOU Hui,HU Da-wei,et al. Study of coupled elasto-plasto-damage model of rock salt[J]. Rock and Soil Mechanics,in press.

[4]張鵬,盧青峰,張文廣,等. 巖鹽溶腔頂板穩(wěn)定性分析及其控制[J]. 中國井礦鹽,2011,42(3): 11－14.ZHANG Peng,LU Qing-feng,ZHANG Wen-guang,et al.Stability analysis and control of rock salt cavern roof[J].China Well and Rock Salt,2011,42(3): 11－14.

[5]尹雪英,楊春和,陳劍文. 金壇鹽礦老腔儲氣庫長期穩(wěn)定性分析數(shù)值模擬[J]. 巖土力學(xué),2006,27(6): 869－874.YIN Xue-ying,YANG Chun-he,CHEN Jian-wen.Numerical simulation research on long-term stability of gas storage in Jin-tan salt mine[J]. Rock and Soil Mechanics,2006,27(6): 869－874.

[6]戴永浩,陳衛(wèi)忠,楊春和,等. 金壇鹽巖儲氣庫運(yùn)營模型試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué),2009,30(12): 3574－3580.DAI Yong-hao,CHEN Wei-zhong,YANG Chun-he,et al.A study of model test of Jintan rock salt gas storage’s operation[J]. Rock and Soil Mechanics,2009,30(12):3574－3580.

[7]郤保平,趙陽升. 層狀鹽巖溶腔儲氣庫長期運(yùn)行穩(wěn)定性研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報,2007,3(8): 1562－1567.XI Bao-ping,ZHAO Yang-sheng. Investigation on stability of gas storage caverns in bedded rock salt[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2007,3(8): 1562－1567.

[8]楊強(qiáng),鄧檢強(qiáng),呂慶超,等. 基于能量判據(jù)的鹽巖庫群整體穩(wěn)定性分析方法[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2011,30(8): 1513－1521.YANG Qiang,DENG Jian-qiang,Lü Qing-chao,et al.Global stability analytical method of cavern group in salt rock based on energy criterion[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2011,30(8): 1513－1521.

[9]班凡生. 鹽穴儲氣庫水溶建腔優(yōu)化設(shè)計研究[D]. 北京：中國科學(xué)院滲流流體力學(xué)研究所,2008.

[10]班凡生,耿晶,高樹生,等. 巖鹽儲氣庫水溶建腔的基本原理及影響因素研究[J]. 天然氣地球科學(xué),2006,17(2): 261－266.BAN Fan-sheng,GENG Jing,GAO Shu-sheng,et al.Studying on basic theory and influence factor of gas storage in salt caverns building with water solution[J].Natural Gas Geoscience,2006,17(2): 261－266.

[11]趙志成,朱維耀,單文文. 鹽穴儲氣庫水溶建腔機(jī)制研究[J]. 石油勘探與開發(fā),2003,30(5): 107－109.ZHAO Zhi-cheng,ZHU Wei-yao,SHAN Wen-wen.Research on mechanism of solution mining for building underground gas storage in salt cavern[J]. Petroleum Exploration and Development,2003,30(5): 107－109.

[12]霍琰. 鹽巖儲氣庫建腔期流場實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬[D].重慶: 重慶大學(xué),2010.

[13]周輝,湯艷春,胡大偉,等. 鹽巖裂隙滲流-溶解耦合模型及試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2006,25(5):946－950.ZHOU Hui,TANG Yan-chun,HU Da-wei,et al. Study of coupled penetrating-dissolving model and experiment for salt rock cracks[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2006,25(5): 946－950.

[14]湯艷春,周輝,馮夏庭,等. 單軸壓縮條件下巖鹽應(yīng)力-溶解耦合效應(yīng)的細(xì)觀力學(xué)試驗(yàn)分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2008,27(2): 294－302.TANG Yan-chun,ZHOU Hui,FENG Xia-ting,et al.Analysis of meso-mechanical test of rock salt considering couple stress-dissolving effects under unixial compression[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2008,27(2): 294－302.

[15]湯艷春,周輝,馮夏庭,等. 應(yīng)力作用下巖鹽的溶蝕模型研究[J]. 巖土力學(xué),2008,29(2): 296－302.TANG Yan-chun,ZHOU Hui,FENG Xia-ting,et al.Study of dissolving model under effect of stress for rock salt[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(2): 296－302.

[16]湯艷春,周輝. 溶蝕作用下巖鹽塑性力學(xué)模型研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,待刊.TANG Yan-chun,ZHOU Hui. Study of rock salt plasticmechanical model with dissolving effect[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,in press.

[17]湯艷春,房敬年,周輝. 三軸應(yīng)力作用下巖鹽溶蝕特性試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué),待刊.TANG Yan-chun,FANG Jing-nian,ZHOU Hui. Study of rock salt dissolving characteristics test with triaxial stress effect[J]. Rock and Soil Mechanics,in press.

[18]TANG Yan-chun,ZHOU Hui. Experimental study of dissolving effect on mechanical characteristics of rock salt[C]//The 43rd US Rock Mechanics Symposium and 4th U.S.-Canada Rock Mechanics Symposium. Asheville:[s. n. ],2009.TANG Yan-chun,ZHOU Hui,XIONG Jun. Study on some phenomena of rock salt mechanical property test with dissolving effect[J]. Advanced Science Letters,2012,12: 299－303.