丁炎志，張強勇，張龍云,，任明洋，尹相杰，王斌，余光遠

(1.山東大學 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟南，250061；2.山東大學 后勤保障部，山東 濟南，250100)

高放射性廢物具有半衰期長、毒性大等特點，我國核工業(yè)經(jīng)過50多年的發(fā)展和使用，積累了一定數(shù)量的高放射性廢物[1-3]，能否對其安全處置，已成為關系到我國核工業(yè)可持續(xù)發(fā)展和環(huán)境保護的戰(zhàn)略性課題。目前，國內(nèi)外公認的處理高放射性廢物的最佳途徑是將其進行深埋地質(zhì)處理[4]，所需的高放射性廢物地質(zhì)處置庫工程具有安全等級高、服務期限長(以數(shù)萬年計)等特點，這決定了其選址、建造和安全評價過程極其復雜，難度極大，且缺乏實際工程經(jīng)驗。我國已確定甘肅北山作為我國首座高放廢物深部地質(zhì)處置地下實驗室的預選場址，場區(qū)深部洞室圍巖為硬脆性花崗巖。作為防止放射性核素進入環(huán)境的最后一道屏障，北山花崗巖具有以下幾個基本性質(zhì)：1)巖石孔隙度小，水滲透率?。?)裂隙較少；3)足夠大的體積等，滿足處置庫圍巖的要求[5]。由于項目服務年限長達幾萬年，圍巖的蠕變變形特性將直接影響工程的長期運行穩(wěn)定性，有必要開展蠕變特性和長期強度研究。目前，針對北山預選場區(qū)花崗巖開展的加載蠕變力學試驗研究成果比較豐富，如：潘鵬志等[6]開發(fā)了EPCAEVP系統(tǒng)來描述北山花崗巖各向異性蠕變力學性質(zhì)；陳亮等[7]結(jié)合聲發(fā)射研究了加載應力路徑下溫度對北山花崗巖蠕變破裂特征的影響；鄧廣哲等[8]采用改進的巖石熱黏彈性蠕變模型研究了北山花崗巖在溫度影響下的蠕變特性；劉月妙等[9]通過蠕變試驗研究了熱力耦合下的北山花崗巖長期性能。此外，國外對硬巖的蠕變性能研究也有較多成果。DAMJANAC[10]證實了硬脆性巖石存在長期強度門檻值；KINOSHITA等[11]研究了花崗巖在不同溫度下的單軸蠕變性質(zhì)，發(fā)現(xiàn)溫度加速了蠕變破壞?？傮w而言，目前針對北山花崗巖的蠕變特性研究主要集中在考慮加載軸向應力的影響上，而針對北山花崗巖在不同加、卸載應力路徑下的三軸蠕變特性和微細觀蠕變破裂機理的研究成果十分少見，為此，本文作者結(jié)合北山花崗巖的加載蠕變試驗，重點研究了卸荷應力路徑對北山花崗巖蠕變力學特性的影響，并通過 SEM 電鏡掃描試驗分析了北山花崗巖的蠕變細觀破裂機制。研究成果可為甘肅北山高放射性廢物深部地下實驗室的長期運行穩(wěn)定提供依據(jù)。

1 三軸蠕變試驗概況

1.1 工程背景

我國擬建的首座高放射性廢物深部地質(zhì)處置地下實驗室場址位于甘肅北山新場向陽山地段，屬低山丘陵地形，巖漠化程度強，主體巖性為片麻狀花崗閃長巖和英云閃長巖等，花崗巖體整體完整、強度較高[12]。圖1所示為甘肅北山高放廢物深部地質(zhì)處置地下實驗室主體結(jié)構(gòu)設計效果圖。為研究洞區(qū)花崗巖蠕變效應對深部地下實驗室長期運行穩(wěn)定的影響，本文通過現(xiàn)場深部取樣，在室內(nèi)開展北山花崗巖在不同加卸載應力路徑條件下的三軸蠕變力學試驗。

圖1 高放廢物深部地質(zhì)處置地下實驗室主體結(jié)構(gòu)設計效果圖Fig.1 Concept map of main structure of underground laboratory of high discharge waste

1.2 巖樣制備

考慮以上試驗目的，并根據(jù)巖石力學試驗規(guī)程[7]，將從現(xiàn)場深部鉆取的花崗巖巖芯運回室內(nèi)進行切割打磨，加工成標準圓柱體試件(高度×直徑為 100 mm×50 mm)。為了消除巖樣離散對試驗結(jié)果造成影響，對試件進行超聲波速測試，取其中波速相近的試件進行蠕變試驗。圖2所示為加工成型的部分巖石試件。本次蠕變試驗采用山東大學和長春朝陽試驗機廠共同研制的RLW-1000G巖石三軸蠕變儀進行試驗，該設備可施加的最大軸向力為1 000 kN，最大圍壓為50 MPa。

圖2 加工成型的部分巖石試件Fig.2 Photos of rock samples

1.3 試驗流程

三軸蠕變試驗的具體流程(見圖3)如下：

1)將標準巖石試件與墊塊用電工膠帶緊密連接，并用塑膠軟管將其包好密封；

2)將傳感器與試件連接完成后放到試驗機壓力室中；

3)分級加卸載開始蠕變試驗并記錄數(shù)據(jù)，直到變形趨于穩(wěn)定后進行下一級應力的加卸載；

4)試驗完成后取出試件并拍照記錄破壞形式。

圖3 巖石三軸蠕變試驗流程Fig.3 Flow chart of triaxial creep test

1.4 加卸載試驗方案

本次試驗分別開展了圍壓恒定分級加軸壓和軸壓恒定分級卸圍壓流變試驗，試驗結(jié)果見表1和圖4以及表2和圖5。

1.5 試件基本力學性質(zhì)

在進行蠕變試驗之前，先進行不同圍壓下的常規(guī)室內(nèi)三軸試驗，得到北山花崗巖的基本力學參數(shù)。圖6所示為0 MPa和15 MPa圍壓下的全過程應力-應變曲線關系。以上試驗表明北山花崗巖單軸抗壓強度為167.5 MPa，彈性模量為62.66 GPa，泊松比為0.27。

表1 軸壓恒定分級卸圍壓蠕變試驗方案Table 1 Creep test scheme of step unloading lateral stress and constant axial stress

圖4 軸壓恒定分級卸圍壓蠕變應力路徑Fig.4 Creep stress path of step unloading lateral stress and constant axial stress

表2 圍壓恒定分級加軸壓蠕變試驗方案Table 2 Creep test scheme of step loading axial stress and constant lateral stress

圖5 圍壓恒定分級加載軸壓蠕變應力路徑Fig.5 Creep stress path of step loading axial stress and constant lateral stress

圖6 不同圍壓下三軸壓縮試驗的應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of triaxial compression tests under different confining pressures

2 加載蠕變試驗結(jié)果分析

2.1 加載蠕變變形特征

本文開展圍壓分別為10，15和20 MPa的分級加軸壓三軸蠕變試驗，選取圍壓為15 MPa時的試驗結(jié)果進行分析。圖7所示為圍壓為15 MPa時分級加軸壓蠕變試驗曲線，表3所示為圍壓15 MPa時分級加軸壓蠕變試驗結(jié)果。

圖7 圍壓為15 MPa時分級加軸壓蠕變試驗曲線Fig.7 Creep curves of step loading axial stress when lateral stress is 15 MPa

分析圖7和表3可知：

1)巖石的蠕變存在明顯的門檻效應。當偏應力小于152 MPa時，巖石無明顯蠕變現(xiàn)象；當偏應力大于152 MPa時，巖石開始出現(xiàn)明顯的蠕變變形(見表3)。這表明圍壓為15 MPa時，花崗巖的流變門檻值為152 MPa。

2)北山花崗巖是典型的硬脆性巖石。在蠕變過程中，因巖體局部破裂后變形突增，導致巖石蠕變變形曲線呈現(xiàn)出明顯不光滑的特點。若巖樣偏應力在 203 MPa以下，則蠕變27 h后軸向應變由3.27×10-4突增為 3.29×10-4。

3)瞬時加載對軸向應變的影響大于橫向應變，蠕變變形則反之。巖樣剛開始時橫向變形速率遠小于軸向變形速率，隨著偏應力的增大，兩者逐漸接近。巖樣從剛開始的體積壓縮逐漸向擴容轉(zhuǎn)變，最終破壞時，橫向變形量大于軸向變形量。如軸壓為167 MPa時，黏性應變增量占總應變增量的8.9%，其中軸向應變占黏性應變增量的 32.3%，橫向應變占黏性應變增量的67.7%；而加軸壓至204 MPa時，黏性應變增量占總應變增量的 19.8%，其中軸向應變占黏性應變增量的12.7%，橫向應變占黏性應變增量的87.3%。

表3 圍壓為15 MPa時分級加軸壓蠕變試驗數(shù)據(jù)Table 3 Part data of creep test of step loading axial stress when lateral stress is 15 MPa

2.2 加速蠕變速率分析

由每個時刻蠕變試驗曲線對應的斜率來繪制蠕變速率隨時間變化圖。由于巖樣在試驗過程中發(fā)生局部破壞，速率-時間曲線上存在一些波動，但整體的趨勢和規(guī)律性良好，如圖8所示。在低應力狀態(tài)時，只能觀察到花崗巖經(jīng)歷了減速蠕變和等速蠕變階段：1)減速蠕變階段。巖樣的蠕變速率隨著時間迅速減小至0或某一較低值；2)等速蠕變階段。巖樣的蠕變速率基本保持某一恒定值，在曲線上表現(xiàn)為1條近似的直線。在最后一級應力加載作用后，巖樣經(jīng)歷了完整的蠕變3階段即減速蠕變—等速蠕變—加速蠕變。加速蠕變階段蠕變速率迅速增大，最終表現(xiàn)為巖樣的破壞。加速蠕變的時間極其短暫，受儀器的限制很難捕捉到。

從表4可以看出：圍壓限制了巖樣的蠕變速率。如在圍壓為10 MPa時，巖樣的軸向平均等速蠕變速率為0.436×10-5h-1，遠大于圍壓20 MPa時的軸向平均等速蠕變速率 0.238×10-5h-1，橫向的規(guī)律同樣如此。這是由于圍壓增強了巖樣的抗壓強度，即減弱了其變形力學特性。

2.3 體積應變的蠕變分析

根據(jù)巖石的體積應變εv=ε1+2ε2(以壓縮為正，其中ε1為巖石的軸向應變，ε2為巖石的橫向應變)，將通過計算得到的蠕變過程中的體積變化規(guī)律繪制于圖9中。結(jié)果表明：

1)加載蠕變時，巖樣在低應力狀態(tài)下，體積處于壓縮狀態(tài)；隨著應力水平的提高，巖樣逐漸表現(xiàn)為體積擴容。

2)瞬時加載時巖樣產(chǎn)生壓縮但在蠕變過程中體積增大，這是由于巖樣中存在較多裂隙；當加載時，裂隙閉合導致體積壓縮，而蠕變時，橫向蠕變速率顯著大于軸向蠕變速率，導致體積增大。

3 卸荷蠕變試驗結(jié)果分析

3.1 卸載蠕變變形特征

圖8 圍壓為15 MPa時分級加載軸壓蠕變速率曲線Fig.8 Creep curves of step loading axial stress’s rate when lateral stress is 15 MPa

表4 不同圍壓下的加載蠕變部分試驗數(shù)據(jù)Table 4 Part data of creep test of step loading axial stress at different confining pressures

圖9 加載蠕變體積應變曲線Fig.9 Loading creep volume strain curve

雖然加載蠕變和卸荷蠕變都能使巖樣產(chǎn)生破壞，但兩者的機理不同。加載蠕變是通過施加軸向應力使得巖樣達到其三軸抗壓強度；而卸荷蠕變是通過降低圍壓使得巖樣的三軸抗壓強度降低至其軸向應力。

當圍壓分別為10，15和20 MPa時，進行偏應力不變分級卸載圍壓蠕變試驗。本文選取初始圍壓為15MPa時的試驗結(jié)果進行討論，如圖10所示。分析圖10可知：

1)卸荷蠕變同樣存在著蠕變門檻，當偏應力保持180 MPa，圍壓從15 MPa降低至11 MPa之前，巖樣沒有明顯的蠕變現(xiàn)象，降低至11 MPa之后，巖樣蠕變現(xiàn)象逐漸明顯；當圍壓降至4 MPa時，巖樣產(chǎn)生加速蠕變破壞。

2)圖10結(jié)合圖7和表5可以發(fā)現(xiàn)每一級圍壓下的卸荷蠕變曲線比加載蠕變曲線更不光滑，從第一級起便有突變點存在。這表明卸荷蠕變時巖樣的硬脆性更強，微細觀損傷累積的更加快速，在宏觀上則體現(xiàn)為局部破裂，從而導致蠕變曲線不光滑。

圖10 偏應力為200 MPa時分級卸載圍壓蠕變曲線Fig.10 Creep curve of step unloading lateral stress when partial stress is 200 MPa

3)在卸荷蠕變過程中，橫向變形較軸向變形更為顯著。試驗開始時，橫向變形和蠕變速率就大于軸向蠕變速率，即產(chǎn)生了體積擴容；隨著卸荷的進行，擴容現(xiàn)象愈加明顯。

比較2種不同應力路徑下的蠕變數(shù)據(jù)和曲線可以發(fā)現(xiàn)：相較于加載蠕變，在卸荷蠕變中蠕變變形要遠大于瞬時變形。因此，在高放射性廢物深部處置室施工過程中，要更加注意由于卸荷產(chǎn)生的蠕變行為。

3.2 加速蠕變速率分析

由卸荷蠕變試驗曲線對應的斜率來繪制卸荷蠕變速率隨時間變化曲線，如圖11所示。巖樣在最后一級破壞應力下經(jīng)歷完整的蠕變3階段：減速蠕變—等速蠕變—加速蠕變，其基本規(guī)律與加載蠕變的一致。

對比圖9和圖11可以發(fā)現(xiàn)：卸荷蠕變比加載蠕變更容易破壞。如圍壓15 MPa分級加軸壓時巖樣經(jīng)歷約70 h后進入加速蠕變階段并破壞，圍壓15 MPa分級卸圍壓時經(jīng)歷35 h后進入加速蠕變階段并破壞，且卸荷時的等速蠕變速率顯著大于加載蠕變的等速蠕變速率。這2種情況下等速蠕變速率之所以產(chǎn)生了如此大的差異，是由于卸荷蠕變時所施加的荷載更接近于屈服強度，使得巖樣更容易產(chǎn)生破壞，即到達破壞的時間越短，加速蠕變前的等速蠕變速率越快。同時，卸荷時相當于在側(cè)面施加了1個拉應力，更容易引起巖樣裂隙的擴展，導致巖樣加速破壞。

表5 偏應力為200 MPa時卸荷蠕變試驗部分數(shù)據(jù)Table 5 Part data of creep test of step unloading lateral stress when partial stress is 200 MPa

表6 卸載蠕變部分試驗數(shù)據(jù)Table 6 Part data of creep test of step unloading lateral stress

圖11 偏應力恒定時分級卸載圍壓蠕變速率曲線Fig.11 Creep curves of step unloading lateral stress’s rate when deviator stress is constant

3.3 體積應變的蠕變分析

圖12所示為卸荷蠕變體積應變曲線。由圖12可以發(fā)現(xiàn)：卸荷蠕變的體積應變曲線與加載蠕變時的體積應變曲線有顯著不同。卸荷蠕變從一開始就產(chǎn)生了體積擴容，且隨著圍壓逐漸降低，擴容現(xiàn)象越來越顯著。主要原因在于卸荷蠕變相當于在原有應力的基礎上疊加上1個拉應力，導致巖樣中的裂隙沿著軸向方向擴展，其宏觀表現(xiàn)即為體積的擴容。從圖11可以發(fā)現(xiàn)：卸荷蠕變的橫向蠕變速率要遠大于軸向蠕變速率，加載蠕變只有在巖樣快破壞時橫向蠕變速率才接近軸向蠕變速率，這也從另一方面表明卸荷蠕變更易產(chǎn)生體積擴容，巖樣更加容易破壞。

圖12 卸荷蠕變體積應變曲線圖Fig.12 Unloading creep volume strain curve

4 巖體宏細觀破裂特征

4.1 宏觀破裂特征

根據(jù)巖樣蠕變曲線及變形規(guī)律，選取其破壞后的典型特征進行破裂特征分析。圍壓恒定時分級加載軸壓破壞形式見圖 13。由圖 13可以看出：當圍壓為10 MPa時，巖樣上同時存在著劈裂破壞和剪切破壞，這是由于圍壓較小時對于試件約束較小，巖樣沿軸向產(chǎn)生拉伸裂紋并導致破壞后較為破碎，具有一定的脆性；隨著圍壓升高，巖樣逐漸表現(xiàn)為剪切破壞，宏觀破裂面越整潔，主破裂面的傾角越大。

圖13 圍壓恒定時分級加載軸壓破壞形式Fig.13 Damage forms of step loading axial stress when lateral stress in constant

圖 14所示為不同初始圍壓下的卸荷蠕變破壞形式。從圖14(a)和(b)可見：巖樣在卸荷蠕變時，相當于在內(nèi)部施加了沿著軸向的拉應力，所以，在表面產(chǎn)生了很多條沿軸向的張拉裂紋，而沒有產(chǎn)生宏觀破裂面；同時，巖樣內(nèi)部的裂隙在拉應力的作用下不斷擴張，且橫向變形速率遠大于軸向變形速率，導致最終發(fā)生擴容破壞且?guī)r樣破壞時具有一定的內(nèi)鼓。圖14(c)所示巖樣表面出現(xiàn)了由于卸荷產(chǎn)生的張性剝落片以及破碎嚴重而掉落的巖石顆粒，破壞形式為張剪破壞。

圖14 偏應力恒定時分級卸荷破壞形式Fig.14 Damage form of step unloading lateral stress when deviator stress is constant

4.2 細觀破裂特征

為了探究不同應力路徑下北山花崗巖細觀破裂機制，對一些典型花崗巖破裂斷面進行了電鏡掃描分析。整個試驗采用山東省分析測試中心的 SU-70熱場發(fā)射掃描電鏡。圖15所示為選取的15 MPa圍壓下加、卸載應力路徑下破壞斷口的電鏡掃描圖片。從圖15(a)和(b)可以看出：加載破壞時，圍壓15 MPa下斷口破裂面為鍥形剪切面，且較為整潔；斷口面因為裂隙面

圖15 花崗巖加卸載破壞斷口1 000倍和2 000倍下的電鏡掃描圖Fig.15 SEM images at 1 000 and 2 000 times of fracture of granite

之間的摩擦滑移而表現(xiàn)出階梯狀，形貌呈有序排列，晶界間隙寬，發(fā)育有溶蝕孔，整體表現(xiàn)為沿晶破壞。從圖15(c)和(d)可知：卸荷破壞時，破壞斷面呈現(xiàn)出階梯狀張剪撕裂，同時斷面上還伴生大量龜裂微裂隙，顯示出卸荷時巖石中產(chǎn)生了拉剪破壞，裂隙在張拉作用下逐步形成空洞，最終相互貫通產(chǎn)生了宏觀破壞，整體表現(xiàn)為穿晶破壞。

5 花崗巖長期強度分析

巖石的長期強度是甘肅北山高放廢物地下處置室的長期穩(wěn)定性分析中的1個重要參數(shù)，也是科研工作人員考慮的重點。目前，巖石長期強度主要以長期荷載作用下巖石的破壞強度[13]作為確定依據(jù)。等時應力應變曲線法[14]、非穩(wěn)定蠕變判別法[15]、蠕變體積應變法[16]和穩(wěn)態(tài)流變速率法[17]等是最常用的幾個方法。

穩(wěn)定蠕變與非穩(wěn)定蠕變的分界值所對應的應力水平值即為巖石的蠕變長期強度[18]。在到達這一限值之前，蠕變速率持續(xù)衰減直至零值，而高于這一應力限值時，就會出現(xiàn)等速蠕變或加速蠕變現(xiàn)象。現(xiàn)定義花崗巖的變形模量E為

式中：σ0為σ1上一級的應力；ε0為ε1上一級最后時刻的應變。在每一級應力水平下，σ1保持不變，ε1持續(xù)增大，且在穩(wěn)定蠕變時，ε1增大速率越來越小，最終趨于某一固定值；當巖石由穩(wěn)定蠕變轉(zhuǎn)為非穩(wěn)定蠕變時，ε1由減速蠕變轉(zhuǎn)為等速蠕變或加速蠕變，在數(shù)值上體現(xiàn)為顯著增大。在變形模量-時間曲線中，必存在1個突變點，在此之前，模型模量在每一級應力水平下持續(xù)降低，但降低速度越來越慢，曲線上表現(xiàn)為下凹，在突變點處，由于應變突增，曲線上表現(xiàn)為變形模量在此處陡降，在此之后，由于巖石處于不穩(wěn)定蠕變階段，巖石內(nèi)部裂隙不斷發(fā)育，在宏觀上體現(xiàn)為巖石破裂，且花崗巖是硬脆性巖石，破壞時應變會陡增，所以，變形模量會不斷出現(xiàn)陡降點。因此，認為第1次出現(xiàn)的突變點即為巖樣流變破壞的臨界點，其對應的強度為巖石的長期強度。如圖16所示。

與表7中其他確定長期強度的方法相比較，由于巖石的流變長期強度與其圍壓有密切關系，為了方便比較，本文以流變長期強度σ∞與流變破壞強度σf的比值進行討論[19]。σ∞和σf均按照偏應力σ1-σ3取值。這些常用的方法都是依據(jù)軸向應變和時間的關系來進行判定，對于變形量較大的軟巖有很好的效果，但對于甘肅北山的硬脆性花崗巖，其蠕變變形量很小，因此，在一些拐點的選擇上主觀性較強，容易導致最終的誤差較大。本文提出的變形模量判別法最終得出的曲線將很小的變形放大，從而避免了主觀判斷的誤差，使結(jié)果更加準確，且方法簡便快捷。因此，對硬脆性巖石，建議采用變形模量判別法來確定巖石的長期強度。本文中，變形模量判別法得到的σ∞/σf為0.626～0.717，與另外2種判別方法相比，減少4 %左右。

圖16 不同圍壓下變形模量—時間曲線Fig.16 Curves of deformation modulus—time under different confining pressures

表7 不同方法確定的長期強度對比Table 7 Long term strength contrast determined by different methods

6 結(jié)論

1)加、卸載蠕變都具有蠕變門檻。當位于最后一級破壞應力水平后，巖石會出現(xiàn)完整的蠕變3階段。且由于巖石的硬脆性，與等速蠕變階段相比，減速蠕變和加速蠕變時間極短。

2)卸荷蠕變速率受到圍壓的影響較大。在相同應力水平下，圍壓越高，蠕變速率越小。

3)卸荷蠕變從一開始就表現(xiàn)為體積擴容，并且隨著圍壓降低，體積擴容的速率越快。

4)加載蠕變時隨著圍壓的增大，巖樣逐漸由劈裂破壞轉(zhuǎn)為剪切破壞，且圍壓越大，破壞斷口越平整。卸荷蠕變時巖樣在破壞時沿軸向產(chǎn)生了多條張性裂紋，具有典型的張剪破壞特征。同時，試件表面出現(xiàn)的張性剝落片以及崩落的巖石顆粒體現(xiàn)了巖樣的卸荷蠕變比加載蠕變更具有脆性。

5)加載蠕變破壞時多為沿晶斷裂，剪切滑移跡象明顯；卸荷蠕變?yōu)榇┚屏?，破壞斷面多為張剪撕裂狀，即卸荷蠕變過程還存在著張剪破壞。以上結(jié)果也從細觀角度驗證了硬脆性花崗巖在不同應力路徑下的破裂形式。

6)提出了由變形模量判別法來確定硬脆性巖石長期強度，即變形模量-時間曲線中首次出現(xiàn)的突降點就是流變破壞的臨界點，其對應的強度就是巖石的長期強度。