梁 銘， 張紹和， 舒 彪

(1.中南大學 有色金屬成礦預測與地質(zhì)環(huán)境監(jiān)測教育部重點實驗室， 湖南 長沙 410083；2.中南大學 地球科學與信息物理學院， 湖南 長沙 410083)

1 研究背景

隨著地熱儲層、深部煤炭及核廢料儲存等深部巖石力學工程的進一步發(fā)展，高溫條件對巖石力學性質(zhì)的影響越來越受到學者們的關注。在常見地下工程中，深部干熱巖的開采溫度為150～650℃，核廢料儲層區(qū)域溫度則達到了600℃，煤炭氣化時其最高溫度則可達700℃[1-3]，高溫環(huán)境使巖石各方面的性質(zhì)產(chǎn)生不同程度的劣化，研究高溫作用對巖石物理及力學性質(zhì)的影響，可為預測及評估地下工程的安全性提供科學依據(jù)。

在高溫條件下，巖石將發(fā)生熱破裂現(xiàn)象并造成巖石的孔隙率、變形模量、力學強度等性質(zhì)等發(fā)生變化[4]。目前國內(nèi)外學者對巖石在實時高溫或熱冷循環(huán)(即熱處理)下的物理及力學特性已開展了廣泛研究，但多數(shù)僅針對于巖石的抗壓特性，而對其抗拉特性的研究則相對缺乏。實際上，一般巖石的抗拉強度僅為抗壓強度的1/10～1/20[5]，盡管工程上巖石多處于受壓的狀態(tài)，但地下洞室圍巖的冒頂和片幫等現(xiàn)象說明[6]，在僅受壓應力作用的情況下，其內(nèi)部也將產(chǎn)生較明顯的拉應力集中現(xiàn)象并在局部發(fā)生受拉破壞[7]。而巖石在受熱后，其內(nèi)部所產(chǎn)生的熱應力將加速拉應力的積累[8]，從而造成巖石的強度與變形特征的劣化程度上升。Yin等[9]對熱處理后Laurentian花崗巖的動、靜態(tài)抗拉強度進行了研究，指出試樣的靜態(tài)抗拉強度隨熱處理溫度的上升而下降，而其動態(tài)抗拉強度則表現(xiàn)為先上升后下降的趨勢。Liu Shi等[10]發(fā)現(xiàn)當熱處理溫度為200～400℃時，秦嶺花崗巖的抗拉強度下降較為緩慢，而當熱處理溫度為400～800℃時其抗拉強度則發(fā)生急劇下降。支樂鵬等[11]通過試驗研究建立了熱處理后花崗巖抗拉強度與其超聲特性間的聯(lián)系。方新宇等[8]則建立了熱處理后花崗巖巴西劈裂的熱-力損傷模型。

深部工程巖體往往經(jīng)歷了升溫及冷卻的過程。盡管學者們從不同的角度開展了熱處理后巖石的抗拉強度研究，但以上研究的熱處理方式多為緩慢升溫后自然冷卻，而在干熱巖開發(fā)、核廢料埋藏及深部礦采等地下工程方面，均涉及到巖石遇水急劇冷卻的情況。盡管在此方面已有部分研究成果[2, 12-13]，但針對高溫巖石遇水冷卻后的抗拉特性研究卻仍較為鮮見。

因此，為探明不同冷卻方式對巖石物理及抗拉性質(zhì)的影響，本文以花崗巖作為研究對象，對不同溫度加熱后的花崗巖在遇水冷卻和自然冷卻后的物理參數(shù)、聲波特征及巴西劈裂特性進行了測定，并通過以上參數(shù)的變化情況分析了溫度及冷卻方式對試樣物理性質(zhì)的劣化作用，同時借助聲波測量結(jié)果對不同條件下花崗巖的抗拉力學特性進行了量化。預計研究成果可為地下高溫巖土工程提供參考及依據(jù)。

2 試驗概況

2.1 試樣樣品

試驗所用花崗巖采自福建晉江某采石場。常溫下樣品整體呈灰白色，主要成分為50%斜長石、30%石英、6%黑云母、1%白云母及1%其他微量礦物。密度約為2.60～2.63 g/cm3，孔隙率為1.41～2.18%。平均波速約為4146 m/s。巴西劈裂是獲得試樣抗拉強度的常用方法。因此為進行巴西劈裂試驗，將樣品按照國際巖石力學規(guī)范要求加工為直徑50 mm、高度25 mm的圓柱體，并測得試樣在常溫下的平均巴西劈裂強度約為5.2 MPa。

2.2 試驗方法

試驗所設置溫度為100、200、300、400、500和600℃。每個溫度點選取波速相近的6個試樣進行測試。為減小升溫過程中熱沖擊的影響，設置升溫速率為5 ℃/min，達到設定溫度點后保溫2 h以保證試樣均勻受熱[14]。之后，通過兩種方式對試樣進行冷卻：(1)將一半試樣取出爐腔后于室溫環(huán)境(25℃)下自然冷卻(模擬深部開挖工程中自然對流對巖體表面溫度的影響[15])；(2)將另一半試樣取出爐腔后置入盛滿常溫蒸餾水的器皿中快速冷卻(模擬干熱巖壓裂等人為工程的急劇擾動[2])。器皿中的蒸餾水需保證試樣完全浸沒且水溫不會發(fā)生明顯上升。在將樣品取出后，利用高溫陶瓷黏結(jié)劑將熱電偶黏結(jié)于試樣表面以獲得兩種冷卻方式下試樣表面的溫度變化曲線，所得典型溫度變化曲線見圖1。在對浸沒于水中的樣品進行溫度測試時，由于水溫的干擾所測得的曲線往往波動較大，但與自然冷卻的溫度曲線相比，遇水冷卻的溫度曲線仍近似表現(xiàn)為線性變化。

需指出，試樣的冷卻速度與其體積大小及環(huán)境溫度有關。而在實際地下高溫工程如干熱巖勘察鉆井過程中，外部泵入流體的流速及體積更大，受影響的巖體范圍也更廣，高溫巖體除與外部流體接觸發(fā)生急劇熱對流外，遠離井孔的巖體也將通過熱傳導的形式對井壁巖體進行加熱。在此過程中井壁與流體間將維持更長時間的較大的溫差，其所受的熱力作用也更為顯著。因此，在室內(nèi)將加熱溫度提高可部分考慮此過程中時間因素及外部熱源的影響。待樣品完全冷卻后，將樣品放入干燥箱(105℃)中進行24 h干燥以避免冷卻時所帶入的水分的影響。由巖石的熱凱塞效應可知[16]，干燥時溫度的影響可忽略不計。對以上試樣，在其熱處理前后均進行了重量、尺寸、縱波波速等物性測量。隨后進行的巴西劈裂試驗所設置的加載速率為0.2 mm/min。

圖1 巖石試樣兩種冷卻方式的溫度變化曲線

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 物理性質(zhì)變化

3.1.1 表面形貌 巖石內(nèi)部礦物的變化包括氧化、分解及相變等都將反映于其宏觀形貌，且在高溫熱處理后此變化不可逆轉(zhuǎn)。圖2為不同條件處理后典型樣品的表面形貌示意圖。圖中黑色區(qū)域主要為黑云母，白色部分為斜長石或石英，紅色部分則主要為鉀長石或云母中的Fe2+在高溫下經(jīng)氧化所形成的Fe3+。盡管不同樣品間組成成分具有一定的差異，但由圖2中可看出，隨著熱處理溫度的提高，兩種冷卻方式下樣品的表面顏色均有緩慢由灰色轉(zhuǎn)變?yōu)榘咨内厔?。但在遇水冷卻模式下，巖石表面黑云母周圍區(qū)域的顏色相較于自然冷卻模式下有一定的加深，且樣品表面也更為粗礪，在肉眼下可觀察到更為明顯的微小凹坑及微裂隙。這表明樣品在遇水冷卻過程中，礦物所發(fā)生的劣化反應更為劇烈，具體表現(xiàn)為冷卻時樣品自表面放出大量熱量并伴有大量蒸汽產(chǎn)生，樣品內(nèi)部所產(chǎn)生的溫度梯度更顯著，因此使得礦物的膨脹量更大，造成試樣內(nèi)部及表面的損傷更為明顯。

圖2 高溫試樣自然冷卻及遇水冷卻后表面形貌

3.1.2 密度與孔隙率 樣品密度反映了樣品在不同熱處理方式下內(nèi)部的劣化情況，孔隙率則與試樣的熱傳導、滲透性及力學強度等均具有一定的相關性。樣品密度通過對熱處理前后樣品的尺寸重量及測量后計算得到。表1為試樣在不同溫度T熱處理前后的物理性質(zhì)包括密度ρ、孔隙率φ、縱波波速V。表1中字母下標b和a分別表示熱處理前和熱處理后。為方便說明，以下討論內(nèi)容中各項數(shù)據(jù)均取各組樣品的平均值。樣品內(nèi)部總孔隙率φ通過下式進行計算：

φ=(1-ρo/ρ)×100%

(1)

式中：ρo為樣品的表觀密度，g/cm3；ρ為樣品的真密度，g/cm3，由測試得試樣的真密度為2.6559 g/cm3。在此僅考慮樣品內(nèi)部的總孔隙率。

表1 不同溫度試樣熱處理前后的物理性質(zhì)

圖3為不同熱處理溫度及方式下試樣的相對密度及孔隙率(相較初始值所增長的百分數(shù))的變化情況。比較表1與圖3，可知兩種冷卻方式下樣品密度均有下降的趨勢，但在常溫至200℃范圍內(nèi)樣品密度無明顯變化且在100℃自然冷卻時稍有增加。隨著熱處理溫度的進一步提高，樣品密度的下降速度加快，而遇水冷卻下的樣品密度下降更為明顯。相應地，樣品的孔隙率則隨著熱處理溫度的提高而不斷上升，而其提高速率的臨界點也同樣為200℃。在100～600℃范圍內(nèi)，隨溫度的上升密度的相對變化較小(0～3.0%)，而孔隙率則發(fā)生了明顯的變化(0～182.8%)。

當溫度低于500℃時，失水作用是其內(nèi)部損傷的主要原因。隨著溫度的上升，其內(nèi)部附著水(70～100℃)、沸石水(80～110℃)、結(jié)合水(150～300℃)及結(jié)晶水和結(jié)構(gòu)水(400～500℃)相繼逃逸或分解(晶格水以OH-或H+的形式脫離使得礦物微觀結(jié)構(gòu)破壞)[17]，促使試樣內(nèi)部細觀結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，同時也削弱了礦物顆粒間的結(jié)合力。當溫度較低時，失水作用不明顯，礦物的膨脹使已有裂隙或孔隙閉合，造成試樣的密度和孔隙率變化不大甚至孔隙率輕微降低。當溫度逐漸上升時，失水和礦物膨脹雙重作用使得內(nèi)部缺陷不斷增多，并在其表面脫落一定的碎屑，造成密度和孔隙率的變化不斷加劇；而當溫度大于500℃時，某些礦物顆粒如石英等將發(fā)生相變造成體積的膨脹。對于花崗巖而言，其石英含量往往較大，因此石英的相變將對巖石內(nèi)部造成明顯損傷，表現(xiàn)為試樣密度和孔隙率的急劇變化。在試樣遇水冷卻過程中，盡管流體可進入樣品再次吸附形成沸石水，但樣品表面內(nèi)外的溫度梯度更大，內(nèi)部產(chǎn)生的熱應力更強，流體在樣品孔隙中的快速蒸發(fā)對樣品形成了更大的沖擊，因而造成樣品內(nèi)部結(jié)構(gòu)變化也更大。

圖3 不同溫度試樣熱處理前后相對密度及孔隙率

3.2 超聲特性

試樣熱處理前后平均縱波波速測試結(jié)果如表1所示。圖4為兩種不同熱處理方式前后試樣的平均縱波波速的變化。由圖4可知，波速的變化趨勢與試樣密度及孔隙率相同，在200℃內(nèi)，波速的衰減較為緩慢，而在200～600℃時試樣波速急劇衰減，自100℃始每隔100℃自然冷卻后試樣平均波速分別衰減至初始平均波速的89.7%、78.0%、60.6%、45.3%和33.7%，而遇水冷卻后試樣分別衰減至87.0%、71.9%、52.2%、37.9%和21.9%。如3.1.1節(jié)中對樣品失水、礦物膨脹及相變的分析，遇水冷卻使得樣品內(nèi)部缺陷數(shù)目增多且尺寸變大，聲波信號在試樣內(nèi)傳播時其部分高頻波將被吸收(裂隙長度大于高頻波長或裂隙延伸方向與波的傳播方向之間角度過大使得聲波無法穿過[17])，因而造成試樣的聲波衰減更為顯著。縱波波速對巖石內(nèi)部結(jié)構(gòu)的微小變化具有較好的敏感性并可直觀反映試樣內(nèi)部的微觀損傷情況，因此試樣經(jīng)熱處理后其內(nèi)部損傷因子D可由前后波速進行表示：

D=1-(Va/Vb)2

(2)

所得結(jié)果見表2。

圖4中波速衰減趨勢與大部分文獻所得結(jié)果相同，但也有文獻指出在200℃時試樣的縱波波速會略微增長[18]，其原因可能在于熱處理的方式不同及試樣本身的組成成分差異。

圖4 不同溫度試樣熱處理前后縱波波速

T/℃自然冷卻遇水冷卻1000．1950．2452000．2660．3703000．3920．4844000．6330．7285000．7950．8566000．8860．952

3.3 巴西劈裂特性

3.3.1 破壞形態(tài) 圖5為經(jīng)歷不同熱處理的樣品在巴西劈裂試驗后的代表性形態(tài)。圖5中每個溫度點下從左至右依次為經(jīng)自然冷卻及遇水冷卻處理的試樣。由圖5中可知，不同條件下試樣的巴西劈裂破壞形態(tài)無明顯變化，所產(chǎn)生宏觀裂隙均近似為連接試樣兩端加載點的平面。部分試樣的斷裂面于中心處表現(xiàn)出一定的曲折，其原因在于受熱處理后，內(nèi)部損傷使其內(nèi)部強度各向異性增強，在劈裂過程中有沿顆粒黏結(jié)力較弱的面滑移的傾向，此時試樣除主要發(fā)生張拉破壞外還發(fā)生了一定的剪切破壞[19]。隨著溫度的上升，劈裂造成斷面周圍所脫落的碎粒數(shù)量增多，斷裂面也由致密平整逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇植谄扑?。其原因在于樣品?jīng)熱處理后內(nèi)部的失水及熱應力作用使得礦物顆粒間的黏結(jié)力下降，從而使主拉應力區(qū)的破碎程度加劇[8]。

圖5 試樣巴西劈裂破壞特征

3.3.2 荷載-位移曲線及巴西劈裂強度 圖6為具有代表性的不同熱處理后試樣的巴西劈裂荷載-位移曲線。從圖6可知，不同的處理溫度及冷卻方式下，樣品的曲線趨勢基本相近，均在荷載加載初始階段呈現(xiàn)出上凹的趨勢(壓密階段)，隨后進入彈性階段并表現(xiàn)為直線狀態(tài)并最終發(fā)生峰值破壞,而未表現(xiàn)出明顯的軟化階段。

當加熱溫度較低時(25～200℃)，失水作用(附著水、沸石水及弱結(jié)合水)及熱破裂現(xiàn)象形成的少量裂隙與孔隙使荷載-位移曲線壓密階段有所延長。但由于部分裂隙在礦物膨脹的作用下閉合使得峰值荷載未出現(xiàn)較大的下降。隨著溫度的進一步提高(200～400℃)，損傷的累積使得加載曲線斜率進一步放緩且峰值荷載出現(xiàn)明顯下降。當溫度為400～600℃時，結(jié)晶水的逃逸使得礦物的晶格結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞而造成內(nèi)部缺陷增大且易產(chǎn)生聯(lián)通；此外，當溫度達到573℃后，內(nèi)部石英將發(fā)生相變使得礦物間的結(jié)合被進一步削弱，使得荷載-位移曲線的壓密階段明顯延長、彈性階段縮短及峰值荷載減小。

圖7為不同條件下試樣的巴西劈裂最大徑向位移。由圖7可知溫度及冷卻方式使得試樣的最終破壞變形與荷載-位移曲線的趨勢類似并表現(xiàn)出一定的階段性。隨著溫度的增加，試樣可壓密空間的增加及脆性的減小使得其在外力作用下破壞變形量不斷增大，當溫度為200～400℃時此趨勢最為明顯。而隨著溫度繼續(xù)提高(400～600℃)，較低的礦物黏結(jié)力使試樣在較低的荷載下即可發(fā)生破壞，因此試樣的最大徑向位移變化程度有所降低。對比自然冷卻及遇水冷卻兩種情況，在相同加熱溫度下，可知遇水冷卻對試樣的變形特征影響更為顯著，在較小的荷載作用下即可發(fā)生明顯的變形。因此高溫巖體遇水后有產(chǎn)生流變變形的趨勢，圍巖穩(wěn)定性下降并最終導致事故發(fā)生。

圖6 兩種冷卻方式下試樣巴西劈裂荷載-位移曲線

圖7 兩種冷卻方式下試樣巴西劈裂最大徑向位移

圖8為不同條件下試樣的劈裂抗拉強度。由圖8可知，試樣的抗拉強度與其內(nèi)部的損傷情況也具有明顯的相關性。與最大徑向位移變化規(guī)律不同的是，試樣抗拉強度下降趨勢有不斷增大的趨勢。相較于常溫情況，自100至600℃自然冷卻和遇水冷卻下試樣的平均抗拉強度分別下降了2.9%、8.1%、19.0%、38.0%、53.8%、78.7%和11.1%、12.1%、25.6%、53.2%、82.7%、123.8%。對比已有文獻中高溫花崗巖自然冷卻及遇水冷卻后抗壓強度的變化趨勢[2, 12-13]，可知花崗巖的抗拉強度對溫度具有更明顯的敏感性，且遇水冷卻使其劣化作用進一步加劇?？估瓘姸鹊慕档鸵环矫鎸⑹箛鷫旱姆€(wěn)定性降低，但另一方面又可降低地下鉆探的破裂壓力，目前熱刺激法已在部分地下工程中應用并取得了良好效果[4]，相關基礎研究可有助對其機理的了解。

圖8 不同高溫和兩種冷卻處理后試樣的巴西劈裂強度

比較抗拉力學性質(zhì)與物理性質(zhì)(密度、孔隙率和波速)的變化規(guī)律，可知不同溫度及冷卻方式所造成的結(jié)果的差異，其實質(zhì)上為造成試樣內(nèi)部損傷的程度不同。支樂鵬等[11]指出對于同一材料，其抗拉強度σt與縱波波速Vp之間主要存在以下關系：

(3)

式中：a和b分別為常數(shù)且b通常為2。

然而在加熱冷卻過程中，試樣自身的抗拉強度和縱波波速均有不同程度的降低，使得公式(3)中a和b的值也隨之改變。因此在此以3.3節(jié)中的損傷因子D作為衡量試樣宏觀強度變化的指標，參照公式(2)，認為不同熱處理后試樣抗拉強度與縱波波速之間符合二次多項式關系，將表2中各試樣在不同條件下的損傷因子D與圖8中試樣的平均劈裂強度一一對應并繪制如圖9所示，對試樣抗拉強度σt與內(nèi)部損傷因子D進行擬合后可得：

σt=-2.01D2-1.34D+5.25

(4)

擬合曲線的相關系數(shù)R2為0.98，可知兩者具有良好的相關性。在給定的此關系下，對不同溫度及冷卻方式樣品的波速在冷卻前后進行測試后，即可得到不同熱處理后樣品的宏觀力學強度參數(shù)。

圖9 試樣損傷因子(D)與其巴西劈裂強度的關系

4 結(jié)論及討論

本文通過對不同熱處理溫度及自然冷卻和遇水冷卻后的試樣進行了研究，得出以下結(jié)論：

(1)當加熱溫度為25～200℃時，兩種冷卻方式對花崗巖試樣的物性、縱波波速、巴西劈裂變形量及劈裂抗拉強度影響差別不大。當溫度為200～600℃時，以上各項參數(shù)的衰減速度隨溫度提高而增大，且水中冷卻的方式將使衰減速度進一步加劇。

(2)冷卻方式的差異其實質(zhì)為造成試樣內(nèi)部損傷程度的不同?？v波波速可較好地反映樣品內(nèi)部的損傷情況，以波速的變化作為衡量損傷的指標可建立不同溫度冷卻處理下試樣的劈裂抗拉強度與內(nèi)部損傷的關系。

本文主要考慮了不同溫度及冷卻方式對花崗巖性質(zhì)的影響，而研究表明巖石所受應力水平也將對其受熱損傷程度產(chǎn)生作用[20]。實際上地下遇冷高溫巖體往往處于卸荷的狀態(tài)，且遇冷后長期溫度的變化將使得原位地應力方向和大小發(fā)生改變[21]。目前大多數(shù)研究尚難以在高溫試驗中考慮應力的影響，對此方面的研究還需對已有設備進行優(yōu)化改造。

此外，在此僅考慮了總孔隙率的變化，而實際上，孔隙率對深部高溫巖石的影響一方面體現(xiàn)在對滲透率的影響上，即聯(lián)通孔隙率的作用，如Chaki等[22]發(fā)現(xiàn)，當花崗巖加熱至300℃后，其孔隙率增加了僅0.13%，而滲透性則將近增加了兩倍；另一方面，總的孔隙率即孔隙的大小形狀又將影響其傳熱能力。因此后續(xù)還需對孔隙率的分類變化及孔徑進行考慮。本試驗采用蒸餾水對試樣進行水冷處理，未考慮水巖反應的作用。但實際地下深部的水往往含有不同的微量元素，外部人為注入的流體(壓裂液等)也含有其他的化學成分，且礦物脫水后還能與外部流體重新結(jié)合形成新的水化物等[23]。由于缺乏必要手段對其進行識別，因此予以忽略。后續(xù)研究將進一步考慮化學因素的影響。

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