張 帆，操旺進，胡大偉，盛 謙

(1. 湖北工業(yè)大學 土木建筑與環(huán)境學院，武漢 430068；2. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學和工程國家重點實驗室，武漢 430071)

隨著中國經濟的高速發(fā)展、隧道修建技術的日臻完善以及人們環(huán)保意識的不斷增強，水下隧道已經成為跨越江河湖海的優(yōu)先交通方式.水下隧道長期運營過程中圍巖受到地應力和高水頭壓力的作用，其穩(wěn)定性對水下隧道的服役壽命及車輛的安全通行具有十分重要的影響.有些水下隧道建成運行后發(fā)生了嚴重的火災事故，相比于地面建筑火災，水下隧道內火災表現(xiàn)出來的特點有：升溫速度快、溫度高，對圍巖結構破壞性大，隨后的噴水造成溫度急劇下降非常容易進一步引起圍巖熱損傷.此外，水下隧道在火災后期繼續(xù)使用過程中的交通荷載和其他外力作用使得圍巖受到循環(huán)荷載的作用.水下隧道火災不僅嚴重威脅人的生命和財產安全，而且火災引起的高溫以及隨后噴水降溫過程對隧道圍巖危害巨大，如裂隙、爆裂甚至崩塌等.這種高溫以及隨后的急劇冷卻過程對圍巖的力學性能和滲透性的影響分析對評估水下隧道長期安全性至關重要.

科研人員對高溫和荷載作用下巖石的損傷特性進行了大量研究.Su等[1]對細砂巖進行400～1 000 ℃熱處理，研究了高溫對細砂巖物理力學特性的影響，發(fā)現(xiàn)細砂巖變形參數(shù)對溫度敏感；Peng等[2]對巖石進行200、400、600 ℃高溫處理后進行單軸壓縮試驗，研究熱損傷引起巖石物理化學特性的變化；Saiang等[3]對400、750、1 100 ℃高溫水冷后花崗巖進行單軸壓縮和巴西劈裂試驗，從微觀角度分析了花崗巖力學性能的變化；Liu等[4]在不同溫度和不同沖擊載荷下，采用SHPB系統(tǒng)對大理巖進行動態(tài)力學試驗，發(fā)現(xiàn)不同溫度下大理巖動態(tài)破壞形式存在顯著差異；渠成堃等[5]利用多場耦合分析軟件建立了不同裂隙幾何模型，得到了不同裂隙產狀下模型整體導熱系數(shù)；Brotóns等[6-9]對高溫作用后脆性巖石的物理力學和熱學性能進行了大量研究，對高溫狀態(tài)下巖石的彈性模量、泊松比、峰值強度、超聲波波速、熱膨脹率、導熱系數(shù)以及熱擴散系數(shù)等參數(shù)的演化規(guī)律進行了分析；陳世萬等[10]用不同溫度和不同加熱速率對熱損傷后的北山花崗巖展開巖石壓縮全過程滲透率試驗，發(fā)現(xiàn)600 ℃后花崗巖滲透率在壓縮全過程中持續(xù)下降，加熱速度高于5 ℃/min時，溫度梯度導致熱應力誘發(fā)裂隙產生.

可以發(fā)現(xiàn)，高溫和荷載作用對巖石的力學特性和滲透性造成一定影響.然而，關于高溫以及隨后的急劇冷卻過程對巖石的力學特性和滲透性影響規(guī)律的研究還較少.本文以高溫水冷后花崗巖為對象，對不同圍壓下花崗巖試樣在軸向壓應力循環(huán)加卸載過程中的力學行為和氣體滲透性進行了試驗研究.

1 試驗概況

1.1 試樣加工與處理

試驗巖樣選用采于大別山地帶細?；◢弾r，巖樣構造致密，宏觀均勻性好.通過X衍射試驗測試分析得到其主要礦物成分及質量百分比含量分別為石英(10.03%)、鉀長石(24.51%)、鈉長石(35.45%)、云母(28.77%)、綠泥石(1.16%)和方解石(0.12%)，其天然密度為2.60 g/cm3，孔隙率為0.92%.

試驗采用直徑為50 mm、高度為100 mm的圓柱體試樣，由巖石自動鉆孔機、切割機和端面磨石機加工，試樣的加工精度(包括巖石端面的平行度、平直度和垂直度)均控制在《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》(SL264-2001)規(guī)定范圍之內，試樣表面平整光滑，沒有明顯的缺陷.

花崗巖試樣高溫水冷處理溫度分別為400和900 ℃，采用馬弗爐進行加熱.將試樣整齊擺放入馬弗爐爐膛，設定加熱程序：設定加熱速率為5 ℃/min，升溫至預定溫度后保溫4 h.待其到達預定時間后，用鐵鉗取出試樣直接放入水中進行水冷，待其冷卻至室溫，使用干燥毛巾擦拭試樣表面的水后，置入干燥箱中，設定恒溫105 ℃，時間24 h，使之充分干燥，之后取出試樣備用.常溫下的花崗巖試樣為天然狀態(tài)下的試樣，不做處理.圖1～2分別為馬弗爐將試樣加熱至400和900 ℃的狀態(tài).

圖1 加熱至400 ℃的試樣Fig.1 Sample heated to 400 ℃

圖3為三種不同溫度處理后花崗巖試樣外觀形態(tài).從圖3中可以看出，400 ℃高溫水冷后花崗巖的顏色較常溫下花崗巖顏色未發(fā)生很大變化；而900 ℃高溫水冷后花崗巖試樣的顏色明顯發(fā)生變化，由常溫下的灰色變成乳白色.

圖2 加熱至900 ℃的試樣Fig.2 Sample heated to 900 ℃

圖3 不同溫度處理后花崗巖試樣外觀形態(tài)對比Fig.3 Comparison of appearance morphologies of granite samples after treatment at different temperatures

1.2 試驗準備

1.2.1 三軸試驗系統(tǒng)

圖4 溫度滲透應力化學全耦合(THMC)多功能試驗系統(tǒng)Fig.4 Temperature-hydro-mechano-chemical (THMC) multifunctional test system

1.2.2 氣體滲透試驗

采用惰性氣體測試高溫水冷后循環(huán)加卸載條件下花崗巖的滲透率，測試氣體通過減壓閥將進氣端的高壓氣體降低到一定壓力，經過氣體滲透管路從進氣端注入三軸壓力室滲流管路內部，如圖5所示.

圖5 氣體滲透試驗裝置Fig.5 Test equipment for gas permeability

1.2.3 試驗方案

試驗圍繞不同溫度處理后以及不同圍壓作用，進行軸向應力循環(huán)加卸載過程中花崗巖氣體滲透率測試，主要研究循環(huán)加卸載作用對花崗巖氣體滲透性的影響.試驗方案如下：進行常規(guī)三軸壓縮試驗和軸向應力循環(huán)加卸載試驗，圍壓選為5、10、15、20和30 MPa.圍壓采用目標加載控制方式，軸壓采用位移加載控制方式，加載速率為0.01 mm/min，卸載速率為0.01 mm/min.先加載圍壓，待圍壓保持穩(wěn)定后開始加載軸壓，常規(guī)三軸壓縮試驗直接加載至試樣破壞.

軸向應力循環(huán)加卸載試驗采用等增量加卸載方式，按照花崗巖三軸峰值強度平均值的45%～95%等增量分為6級加卸載應力水平，完整應力路徑為：0—45%σmax—1 MPa—55%σmax—1 MPa—65%σmax—1 MPa—75%σmax—1 MPa—85%σmax—1 MPa—95%σmax—1 MPa—加載直至試樣破壞.每完成一次循環(huán)加卸載后(即軸向壓力卸載到1 MPa)進行氣體滲透試驗.

2 循環(huán)加卸載條件下氣體滲透試驗

表1 花崗巖常規(guī)三軸壓縮試驗的峰值強度Tab.1 Peak strength of granite after conventional triaxial compression test MPa

2.1 循環(huán)加卸載試驗

圖8為3種高溫水冷后不同循環(huán)加卸載條件下花崗巖卸載模量與循環(huán)階段關系.從圖8中可以看出，在同一溫度處理后，隨著圍壓增大，循環(huán)加卸載過程中花崗巖試樣的卸載模量呈增大趨勢；在同一圍壓作用下，隨著高溫水冷處理溫度的升高，熱應力作用使花崗巖試樣內部產生裂隙，花崗巖循環(huán)加卸載試驗過程中試樣的卸載模量不斷減小.此外，隨著軸向循環(huán)應力的增大，400和900 ℃高溫水冷后的花崗巖試樣在循環(huán)加卸載過程中的卸載模量經歷開始階段的上升階段，隨后的平緩階段，有些接近峰值點的卸載模量甚至出現(xiàn)了降低.原因在于隨著軸向加載的進行，巖樣中原始和熱損傷引起的裂隙閉合部分逐漸增多，造成其卸載模量也會越來越大.但是當軸向加載到一定程度時，由于應力引起的裂隙越來越多，造成其卸載模量出現(xiàn)平緩態(tài)勢.最后，當有些試樣的循環(huán)應力比較接近峰值強度時，試樣內部出現(xiàn)了大量微裂隙，從而造成有些試樣的卸載模量降低，這一點在常溫試樣上體現(xiàn)得尤為明顯，這是因為其內部含有原始裂隙較少.圖8a中常溫下卸載模量與循環(huán)階段關系、圖8d中常溫下卸載模量與循環(huán)階段關系和圖8e中400 ℃處理后卸載模量與循環(huán)階段關系中沒有第一循環(huán)階段的數(shù)據(jù)，這是由于花崗巖試樣峰值強度具有離散性，在循環(huán)加卸載試驗過程中，第一級應力值(45%σmax)的理論取值大于試驗試樣的實際值，導致試樣在按照理論值95%σmax應力級加載過程中破壞，所以試樣循環(huán)加卸載過程只進行了5次循環(huán).圖8e中常溫試樣的卸載模量最后一個點出現(xiàn)上升，這是因為試樣破壞前后產生宏觀裂隙，宏觀裂隙處變形增大，其他處變形恢復，該試樣宏觀破裂處不在應變片處，所以應變片采集應變變小，導致計算卸載模量增大.

2.2 氣體滲透試驗

本文進行高溫水冷處理后循環(huán)加卸載條件下的花崗巖試樣氣體滲透試驗，研究高溫水冷的花崗巖內部由于驟冷產生的溫度裂隙和軸向應力循環(huán)加卸載過程中產生的損傷.Davy等[11]通過質量守恒和達西定律推導出試樣氣體滲透率k的計算公式，即

(1)

其中，

(2)

式中：μ為氣體動力黏度系數(shù)；Q為氣體滲流量；A為試樣橫截面積；L為試樣長度；P為上游進氣壓；P0為標準大氣壓；V為高精度氣體壓力表的內部體積；ΔP為Δt時間段內氣體壓力數(shù)顯表讀數(shù)的變化值.

圖9為花崗巖滲透率、體積應變與相對應變關系.從圖9中可以看出，隨著圍壓升高，花崗巖循環(huán)加卸載過程中氣體滲透率降低，其原因是圍壓使得花崗巖試樣中的孔隙和裂隙被壓縮.當圍壓一定時，隨著高溫水冷處理溫度的升高，花崗巖再循環(huán)加卸載過程中的氣體滲透率也隨著變大，且在900 ℃高溫水冷處理后，花崗巖的氣體滲透率增大趨勢明顯，原因是高溫熱處理使花崗巖內部產生大量熱裂隙，使得高溫熱處理后的花崗巖氣體滲透率增大，高溫水冷處理溫度越高，產生的熱裂隙越多，花崗巖滲透率越大.結合圖8中卸載模量與相對軸向應力關系，可以理解在循環(huán)加卸載過程中，花崗巖試樣內部孔隙和裂隙受壓閉合而變密實，導致卸載模量增大，同時裂隙的減少也使得花崗巖的滲透率降低.隨著軸向相對應力的增加，循環(huán)加卸載條件下花崗巖的滲透率整體呈現(xiàn)下降趨勢，其原因是高溫熱處理后花崗巖內部產生熱裂隙對滲透率的影響占主導地位，溫度越高，產生熱裂隙越多.隨著軸向應力循環(huán)加卸載的進行，熱裂隙受壓閉合，由于花崗巖的塑性特征使得部分受壓閉合的裂隙不可恢復，花崗巖試樣內部裂隙整體呈減少趨勢，這使得花崗巖的氣體滲透率逐漸減小，且高溫水冷處理溫度越高，滲透率減小越明顯.圖9中部分滲透率曲線在軸向相對應力最大值處上升，分析其原因是當軸向相對應力達到最大值附近時，花崗巖試樣臨近屈服狀態(tài)，試樣在粘貼應變片位置出現(xiàn)宏觀裂隙，采集到的應變明顯增大，滲透率也有所增大.

圖9 花崗巖的滲透率、體積應變與加卸載應力水平關系Fig.9 Relationship among permeability，volume strain and loading-unloading stress level on granite

3 比表面積及孔徑分析

3.1 試驗設備

利用氮吸附靜態(tài)容量法對高溫水冷后花崗巖試樣進行比表面積及孔徑分析，從而分析高溫水冷后花崗巖孔隙結構特征及影響.試驗設備采用貝士德3H-2000PS1型靜態(tài)容量法表面積及孔徑分析儀.

吸附是一個動態(tài)平衡的過程.固體表面的氣體濃度增加為吸附過程，濃度減少為脫附過程，固體表面上的氣體吸附量維持不變稱為吸附平衡.在恒定溫度下對于一定的氣體壓力，固體表面存在一定的平衡吸附量，改變吸附氣體的壓力可得到吸附量隨著壓力變化的曲線稱為等溫吸附曲線或等溫脫附曲線.等溫吸附/脫附數(shù)據(jù)是比表面積和孔徑分析的基礎，它是分壓點P/P0與吸附、脫附量的曲線(其中P為平衡壓力，P0為在吸附溫度下吸附質的飽和蒸汽壓).

3.2 結果分析

圖10為不同溫度處理后花崗巖靜態(tài)容量法吸附脫附等溫線.從圖10中可以看出，隨著分壓點的增大，花崗巖試樣的氮氣吸附量呈指數(shù)型增大，且400 ℃高溫水冷處理過的花崗巖試樣吸附量稍高于25 ℃，而900 ℃的吸附量明顯降低.當P/P0接近1時吸附量增大.

采用常用的BET多點法方程分析花崗巖比表面積，采用BJH法分析花崗巖試樣孔容、孔徑.在液氮溫度下和含氮氣氛中，花崗巖表面對氮氣產生單層物理吸附時，比表面積計算公式為

(3)

式中：Vm為表面單層氮氣飽和吸附量；N為阿佛加德羅常數(shù)，N=6.024×1023；σ為氮分子的橫截面，σ=0.162；W為樣品的質量.

圖10 花崗巖的靜態(tài)容量法吸附脫附等溫線Fig.10 Adsorption and desorption isotherm of granite with static capacity method

表2為不同溫度處理后花崗巖比表面積及孔徑分析結果.從表2中可以看出，不同溫度處理后花崗巖試樣中介孔相對較多.

表2 花崗巖比表面積及孔徑分析結果Tab.2 Results of specific surface and pore size analysis of granite

圖11、12為花崗巖孔隙率、BET多點法比表面積及BJH孔體積與溫度的關系.從圖11、12中可以看出，隨著高溫水冷處理溫度升高，400 ℃高溫水冷后的花崗巖孔隙率，與常溫下未經高溫水冷處理的花崗巖孔隙率相比幾乎沒有變化，但在900 ℃高溫水冷后花崗巖孔隙率明顯增大，說明900 ℃高溫水冷后花崗巖內部產生大量熱裂隙，且隨著高溫水冷處理溫度升高，試樣的BET多點法比表面積與BJH孔體積有相似的規(guī)律.400 ℃高溫水冷后花崗巖試樣比表面積與孔體積較常溫下未發(fā)生明顯變化，但900 ℃高溫水冷后花崗巖試樣比表面積與孔體積明顯減小，其原因主要是當高溫水冷處理溫度達到900 ℃后，花崗巖內部孔隙結構開始瓦解崩塌，導致顆粒相互黏結，使吸附劑的比表面積和孔體積降低[12].

比表面積及孔徑分析試驗結果驗證了花崗巖的力學特性隨高溫水冷處理溫度變化的規(guī)律.當高溫水冷處理溫度為400 ℃時，由于花崗巖比表面積及孔體積未發(fā)生明顯變化，所以花崗巖的孔隙率和力學性質也沒有明顯變化；當高溫水冷處理溫度達到900 ℃時，花崗巖由脆性向延性轉化，礦物結構和成分發(fā)生變化，這些因素使得微裂隙迅速擴展，導致花崗巖孔隙結構發(fā)生變化，使花崗巖孔隙率增加，這也是導致花崗巖在900 ℃時力學特性降低的主要原因.

圖11 孔隙率、BET比表面積與溫度關系Fig.11 Relationship between porosity，BET specific surface and temperature

圖12 BJH孔體積與溫度關系Fig.12 Relationship between BJH pore volume and temperature

4 結 論

本文通過對高溫水冷后花崗巖在循環(huán)加卸載條件下的氣體滲透性進行研究，分析了高溫水冷處理溫度對循環(huán)加卸載過程中花崗巖力學特性的影響，并從微觀角度分析了高溫水冷處理溫度對花崗巖比表面積及孔徑的影響，得出以下結論：

2) 隨著圍壓升高，花崗巖循環(huán)加卸載過程中氣體滲透率降低，當圍壓一定時，隨著高溫水冷處理溫度的升高，花崗巖再循環(huán)加卸載過程中的氣體滲透率也隨著變大，且在900 ℃高溫水冷處理后，花崗巖的氣體滲透率增大趨勢明顯.

3) 隨著高溫水冷處理溫度升高，花崗巖BET多點法比表面積與BJH孔體積有相似的規(guī)律.400 ℃高溫水冷后花崗巖試樣比表面積與孔體積較常溫下基本保持不變，但900 ℃高溫水冷后花崗巖試樣比表面積與孔體積明顯減小.