楊 敏， 楊 磊*， 李瑋樞,2， 梅 潔， 盛祥超， 李景龍

(1.山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心， 濟(jì)南 250061； 2.同圓設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司， 濟(jì)南 250101；3.山東大學(xué)土建與水利學(xué)院， 濟(jì)南 250061)

干熱巖是一種國際公認(rèn)的高效低碳清潔能源，其儲量是石油、煤炭、天然氣等常規(guī)化石能源總和的幾十倍，干熱巖的開發(fā)利用對于緩解能源危機(jī)、優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)、促進(jìn)生態(tài)環(huán)境可持續(xù)發(fā)展具有重要意義[1]。干熱巖具有致密不透水的典型特征，因此常采用水力壓裂技術(shù)進(jìn)行儲層改造。在地?zé)峋@探及多次儲層壓裂過程中，井壁高溫巖石與常溫鉆井液或壓裂液反復(fù)接觸，高溫巖石快速冷卻后又在地溫場作用下逐步升溫，因此巖石處于循環(huán)升溫-水冷環(huán)境下。循環(huán)升溫-水冷過程中熱應(yīng)力的變化會導(dǎo)致巖石發(fā)生熱損傷[2]，造成力學(xué)特性和破壞模式的變化。因此，開展循環(huán)升溫-水冷條件下高溫巖石力學(xué)特性與破壞模式研究對于干熱巖的開發(fā)利用具有重要的理論指導(dǎo)作用。

花崗巖是一種典型的干熱巖儲層介質(zhì)。長期以來，中外學(xué)者圍繞高溫花崗巖物理力學(xué)特性、微細(xì)觀損傷劣化機(jī)理等方面開展了大量基礎(chǔ)研究工作[3-7]，表明花崗巖的彈性模量、強(qiáng)度、波速、滲透系數(shù)等物理力學(xué)指標(biāo)均受到溫度的顯著影響[8-12]。吳云等[13]采用單軸壓縮試驗(yàn)和聲發(fā)射檢測手段，分析了花崗巖抗壓強(qiáng)度、縱波波速及振鈴計(jì)數(shù)隨溫度的變化規(guī)律。徐小麗等[14]通過單軸壓縮試驗(yàn)分析了溫度對花崗巖試件強(qiáng)度與變形特征的影響。針對循環(huán)升溫-水冷作用對花崗巖力學(xué)特性影響的問題，近年來也逐漸受到學(xué)界關(guān)注。余莉等[15]開展了循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖試件的單軸壓縮試驗(yàn)，分析了水冷次數(shù)對花崗巖物理力學(xué)特性的影響規(guī)律，并利用超聲波測試方法調(diào)查了花崗巖的損傷破裂特征。謝晉勇等[16]以高溫處理后的花崗巖為研究對象，通過單軸壓縮試驗(yàn)和聲發(fā)射測試手段，分析了升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對花崗巖受力變形和聲發(fā)射響應(yīng)特征的影響。

近年來，計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展使得數(shù)值模擬成為理論分析和試驗(yàn)測試的重要補(bǔ)充手段，且在巖石物理場分布特征、變形破裂過程等研究方面表現(xiàn)出顯著優(yōu)勢。賈善坡等[17]采用ABAQUS軟件，以修正Mohr-Coulomb準(zhǔn)則為基礎(chǔ)，建立了溫度作用下巖石的熱-彈塑性耦合本構(gòu)模型，并分析了溫度對花崗巖力學(xué)特性的影響。董晉鵬[18]采用PFC2D顆粒流軟件模擬了高溫花崗巖在三軸壓縮條件下的損傷破裂過程。石恒等[19]針對高溫花崗巖開展了SHPB試驗(yàn)，并借助ANSYS/ LS-DYNA軟件，探討了實(shí)時溫度與動態(tài)荷載耦合作用下花崗巖力學(xué)特性的變化規(guī)律。

以往關(guān)于花崗巖力學(xué)特性、破壞模式以及熱損傷機(jī)理等方面的研究大多僅考慮溫度變化的影響，而針對循環(huán)升溫-水冷作用下花崗巖破裂力學(xué)特征的研究較少，對于復(fù)雜環(huán)境下花崗巖力學(xué)特性變化規(guī)律、破裂演化過程的認(rèn)識還不深入，現(xiàn)有研究尚處于探索階段。針對上述問題，以循環(huán)升溫-水冷處理的花崗巖試件為研究對象，開展了室內(nèi)試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬研究，分析了溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對花崗巖力學(xué)特性與破壞模式的影響，探討了花崗巖力學(xué)性能劣化規(guī)律和破裂發(fā)展過程。相關(guān)成果可為干熱巖儲層水力壓裂方案設(shè)計(jì)及參數(shù)選取提供一定的理論依據(jù)。

1 花崗巖破裂力學(xué)特性的試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)材料與試件制備

采用產(chǎn)自山東煙臺的細(xì)?；◢弾r作為試驗(yàn)材料，其礦物成分均勻、力學(xué)性能穩(wěn)定、巖石完整性好。根據(jù)X射線衍射測試結(jié)果，該花崗巖的礦物組分為：石英(45.64%)、鉀長石(24.19%)、斜長石(23.02%)、云母(6.75%)及其他礦物(0.40%)[20]。按國際巖石力學(xué)學(xué)會(International Society for Rock Mechanics)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，將該花崗巖加工成直徑50 mm、高100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試件，如圖1所示。同時，基于室內(nèi)試驗(yàn)測得了常溫花崗巖的基本物理力學(xué)參數(shù)，如表1[20]所示。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)花崗巖試件Fig.1 Typical granite specimens

表1 常溫花崗巖的基本物理力學(xué)參數(shù)[20]

1.2 試驗(yàn)方法

為研究循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖的破裂力學(xué)特征，在試驗(yàn)中首先對常溫試件進(jìn)行加熱處理，然后采用常溫水進(jìn)行冷卻，歷經(jīng)特定次數(shù)的升溫-水冷循環(huán)后，再將試件加熱至設(shè)計(jì)溫度，通過單軸壓縮試驗(yàn)分析高溫花崗巖的破裂模式與關(guān)鍵力學(xué)指標(biāo)變化規(guī)律。具體步驟如下。

步驟1試件初次升溫：將花崗巖試件編號后，置于馬弗爐內(nèi)進(jìn)行加熱，分別加熱至50、100、150、200 ℃；為保證試件受熱均勻，加熱速率設(shè)為2 ℃/min[15]，當(dāng)試件升至目標(biāo)溫度后保持恒溫2 h。

步驟2試件初次水冷：將達(dá)到目標(biāo)溫度的試件從馬弗爐內(nèi)取出，快速放入常溫水(25 ℃)中進(jìn)行冷卻，浸泡時間不少于3 h；將充分冷卻的試件擦干表面水分，放置在室內(nèi)陰涼處晾干。

步驟3試件升溫-水冷循環(huán)：按上述方法，將晾干后的試件重新加熱至原目標(biāo)溫度并再次水冷至常溫狀態(tài)；該過程分別重復(fù)0(即不升溫、不冷卻)、1、2、3、4次，以研究循環(huán)次數(shù)對試件力學(xué)性能的影響。

步驟4試件再升溫：試件歷經(jīng)循環(huán)升溫-水冷處理后處于常溫狀態(tài)，將試件置于巖石試驗(yàn)機(jī)的加載墊板上，通過自主設(shè)計(jì)的加熱保溫裝置將試件再次加熱至原目標(biāo)溫度并保溫20 min(圖2所示)。

圖2 高溫花崗巖的單軸壓縮試驗(yàn)Fig.2 Uniaxial compression test of high temperature granite

步驟5高溫試件壓縮破裂試驗(yàn)：依據(jù)《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50266—2013)，采用WAW-1000C型伺服控制試驗(yàn)機(jī)對再次升溫的花崗巖試件開展單軸壓縮試驗(yàn)，采用位移控制方式，加載速率設(shè)為0.5 mm/min，以獲取不同工況條件下高溫花崗巖的破裂模式與力學(xué)性能。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.3.1 高溫花崗巖的基本破裂模式

基于單軸壓縮試驗(yàn)，首先獲得了未經(jīng)水冷處理的高溫花崗巖試件(循環(huán)次數(shù)為0)的最終破裂模式，如圖3所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，高溫試件主要發(fā)生剪切破壞，局部發(fā)生軸向劈裂破壞。在25 ℃常溫條件下，剪切破壞面由試件端部斜向延伸至試件內(nèi)部，在一端形成倒錐形滑裂面，而另一端產(chǎn)生局部張拉破壞面；在50 ℃條件下，剪切破壞面由試件兩端延伸至試件內(nèi)部，且產(chǎn)生了多個局部剪切面；當(dāng)溫度超過100 ℃后，試件內(nèi)部產(chǎn)生的破壞面有增多趨勢，且主剪切面貫穿試件上下兩端。

圖3 未經(jīng)水冷處理的高溫花崗巖試件的最終破壞形態(tài)Fig.3 The final failure mode of high temperature granite specimens without water-cooling treatments

分析認(rèn)為，由于花崗巖各組成礦物的熱膨脹性能不同，溫度升高使礦物顆粒產(chǎn)生不均勻膨脹，使得礦物顆粒相互擠壓，并在局部產(chǎn)生拉伸應(yīng)力，從而導(dǎo)致微裂紋的萌生和擴(kuò)展。同時，高溫弱化了顆粒間的膠結(jié)力，在外部荷載作用下，微裂紋更易萌生擴(kuò)展并貫穿整個試件。因此，當(dāng)溫度超過100 ℃時，試件最終破壞模式由劈裂-剪切復(fù)合破裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅屏褳橹鳎译S著溫度升高，試件內(nèi)部熱損傷愈加嚴(yán)重，剪切破壞面隨之增多，其擴(kuò)展貫通性也逐漸增強(qiáng)。

1.3.2 循環(huán)升溫-水冷作用下花崗巖的力學(xué)特性

圖4為經(jīng)歷不同次數(shù)升溫-水冷循環(huán)后高溫花崗巖試件的單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由試驗(yàn)結(jié)果可知，在經(jīng)歷升溫-水冷循環(huán)后，試件總體呈脆性變形特征，其受力變形過程的壓密階段和彈性變形階段較為明顯，而塑性變形階段占比較小，當(dāng)軸向應(yīng)力達(dá)到峰值后迅速下降，破壞階段具有突發(fā)性。隨著試件目標(biāo)溫度升高(50～200 ℃)，試件壓密階段逐漸延長，而相應(yīng)的彈、塑性變形階段呈縮短趨勢，這是由于較高的溫度會在試件內(nèi)形成大量微細(xì)裂紋，在單軸壓縮的初期階段，這些微裂紋閉合會產(chǎn)生較大的非線性變形。

循環(huán)升溫-水冷次數(shù)對試件的受力變形過程具有較為顯著的影響。當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較少時[圖4(c)]，對于高溫試件(>150 ℃)，試件的峰前塑性變形特征明顯，但隨著循環(huán)升溫-水冷次數(shù)增多[圖4(d)、圖4(e)]，峰前塑性變形逐漸減弱。特別是，當(dāng)循環(huán)升溫-水冷處理4次后，試件經(jīng)歷彈性變形階段后直接進(jìn)入破壞階段?？梢?，升溫雖然導(dǎo)致試件塑性增強(qiáng)，但多次升溫-水冷處理會使得試件脆性得到一定程度的提高。

圖5 不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件強(qiáng)度隨溫度的變化曲線Fig.5 Change curves of specimen strength with temperature at different cycles of heating and water-cooling

圖5為不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件峰值強(qiáng)度隨升溫溫度的變化曲線?？梢钥闯觯诓煌浯螖?shù)下，試件峰值強(qiáng)度隨試件溫度升高呈近似線性降低趨勢。對于未經(jīng)水冷處理的試件，其峰值強(qiáng)度由常溫條件下的164.07 MPa下降至200 ℃時的115.68 MPa，降低了29.49%。經(jīng)升溫-水冷處理1、2、3、4次后，與50 ℃條件下的試件強(qiáng)度相比，200 ℃試件的峰值強(qiáng)度分別降低了32.80%、37.67%、47.18%和49.09%。由此可見，試件強(qiáng)度隨其溫度的升高而降幅明顯，另外，峰值強(qiáng)度的降幅隨循環(huán)升溫-水冷次數(shù)的增加而增大。

對于試驗(yàn)結(jié)果的分析認(rèn)為：首先，升溫使礦物顆粒發(fā)生膨脹，且溫度越高顆粒膨脹越明顯，花崗巖內(nèi)部熱應(yīng)力越大，當(dāng)熱應(yīng)力超過礦物顆粒之間黏結(jié)力時，試件內(nèi)部缺陷逐漸萌生擴(kuò)展[21]，從而使峰值強(qiáng)度降低；其次，在升溫過程中，花崗巖的晶體結(jié)構(gòu)逐漸被破壞[22]，導(dǎo)致?lián)p傷加?。辉僬?，當(dāng)試件遇水冷卻時，驟變溫差作用將誘發(fā)一定程度的損傷破裂[23]，使得強(qiáng)度降低程度加劇。

此外，循環(huán)升溫-水冷處理會導(dǎo)致試件變形特征發(fā)生顯著變化。圖6為不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件彈性模量隨升溫溫度的變化規(guī)律。可以看出，試件彈性模量隨溫度升高而總體呈現(xiàn)下降趨勢，在不同水冷次數(shù)下(1、2、3、4次)，升溫溫度為200 ℃的試件與升溫溫度為50 ℃的情況相比，彈性模量降幅分別達(dá)42.50%、37.44%、26.61%、39.16%。對于未經(jīng)水冷處理的試件，50 ℃時的彈性模量比常溫條件下的略大，可能是由于花崗巖材料的非均質(zhì)性所致。當(dāng)試件升溫溫度為150 ℃時，水冷處理2～4次后，試件彈性模量較100 ℃時也出現(xiàn)小幅提升。

圖6 不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件彈性模量 隨溫度的變化曲線Fig.6 Change curves of elastic modulus with temperature at different cycles of heating and water-cooling

分析認(rèn)為，溫度升高導(dǎo)致試件內(nèi)微裂紋數(shù)量增多，在相同外部荷載作用下變形量增大，總體表現(xiàn)為彈性模量的降低。而試件水冷處理，表現(xiàn)為兩種相反的作用模式：一是加劇了微裂紋的萌生演化，使彈性模量進(jìn)一步降低；二是為提升花崗巖的脆性，使彈性模量有所增大。水冷處理的兩種作用對試件彈性模量變化的影響受試件升溫溫度及循環(huán)升溫-水冷次數(shù)共同控制。當(dāng)試件溫度為150 ℃時，經(jīng)過較多次數(shù)的水冷處理后(2～4次)，脆性提升作用大于微裂紋萌生作用，因此相比100 ℃情況，出現(xiàn)彈性模量增大現(xiàn)象。當(dāng)試件溫度進(jìn)一步提升至200 ℃時，微裂紋萌生演化對試件的影響更為顯著，導(dǎo)致彈性模量進(jìn)一步降低。

2 花崗巖破壞過程的數(shù)值模擬研究

通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了不同溫度和循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖試件的基本破裂模式和力學(xué)參數(shù)變化規(guī)律，為進(jìn)一步分析花崗巖的破壞過程及升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對破壞模式的影響，基于有限元軟件ABAQUS開展了相關(guān)數(shù)值模擬研究。

2.1 數(shù)值模型

如圖7所示，所建三維數(shù)值模型具有與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗤某叽绾臀锢砹W(xué)參數(shù)(表1)。模型由一個直徑50 mm、高100 mm的實(shí)體圓柱和位于圓柱上下兩端、直徑100 mm的剛性圓盤裝配而成。實(shí)體圓柱表征花崗巖試件，而兩側(cè)的剛性圓盤用于模擬壓力機(jī)的加載鋼板。為提升模擬精度，采用細(xì)密的六面體單元對數(shù)值模型進(jìn)行劃分，每個模型的單元數(shù)量為236 600個。

在數(shù)值模擬中，模型邊界條件與室內(nèi)試驗(yàn)保持一致，對底面剛性圓盤施加固定約束，對頂面圓盤施加軸向壓縮位移，并通過幅值函數(shù)設(shè)置與試驗(yàn)相同的加載速率。

圖7 數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分Fig.7 Numerical model and meshes

采用Drucker-Prager(D-P)模型和剪切損傷準(zhǔn)則模擬花崗巖試件變形破壞過程，相關(guān)模型參數(shù)如表2所示。在D-P模型中，流應(yīng)力比根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)取為0.778[24]；考慮到花崗巖脆性較強(qiáng)，其自身膨脹對于試件變形的貢獻(xiàn)遠(yuǎn)小于破裂面萌生擴(kuò)展，因此將花崗巖的膨脹角設(shè)為0 °。剪切損傷準(zhǔn)則的參數(shù)不易通過試驗(yàn)獲取，因此參照文獻(xiàn)[25-26]對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行賦值。

計(jì)算中，采用隱式-顯式順序熱力耦合方法[27]模擬不同溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對花崗巖受力破壞特征的影響。首先，通過隱式計(jì)算分析花崗巖的升溫-冷卻過程，模型初始溫度設(shè)為25 ℃，目標(biāo)升溫溫度與試驗(yàn)一致，分別為50、100、150、200 ℃，在升溫-冷卻循環(huán)中環(huán)境溫度的改變通過幅值函數(shù)進(jìn)行定義；然后，將隱式計(jì)算結(jié)果作為模型初始狀態(tài)，通過顯式計(jì)算方法分析模型在軸向壓縮荷載作用下的變形破壞過程。

表2 數(shù)值模型參數(shù)及取值[25-26]

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖8為未經(jīng)水冷處理的不同溫度條件下花崗巖模型的變形破壞過程。在計(jì)算中，當(dāng)單元滿足失效準(zhǔn)則時會消失并生成裂隙，而未失效的單元被裂隙切割，從而形成塊狀的破裂結(jié)構(gòu)形態(tài)。

圖8 不同溫度條件下花崗巖模型的加載破壞過程Fig.8 Failure process of granite models under different temperature conditions

由數(shù)值模擬結(jié)果可知，50～200 ℃的高溫花崗巖在單軸壓縮條件下產(chǎn)生的裂紋主要為傾斜剪切裂紋，裂紋擴(kuò)展貫通首先在模型端部形成了局部圓錐面，進(jìn)而切割模型中部，導(dǎo)致整體破壞。當(dāng)溫度較小時(50 ℃)，剪切裂紋由模型兩端角部向內(nèi)部擴(kuò)展直至相互搭接，并局部向側(cè)面延伸，在錐角附近區(qū)域由于應(yīng)力集中而產(chǎn)生一定數(shù)量的小傾角裂紋，橫向切割模型導(dǎo)致整體破裂。當(dāng)模型溫度較高時(≥100 ℃)，剪切裂紋由模型一端角部向內(nèi)部擴(kuò)展并延伸至模型側(cè)面或另一端的角部，其擴(kuò)展性得以增強(qiáng)，同時在錐角附近產(chǎn)生的小傾角裂紋的擴(kuò)展尺度明顯增大，一直延伸至模型側(cè)面，導(dǎo)致模型變?yōu)樗榱呀Y(jié)構(gòu)。數(shù)值結(jié)果表明，溫度越高則模型最終破碎程度越高。對比模型破裂模式(圖8中破壞形態(tài))與試驗(yàn)獲得的花崗巖試件最終破壞形態(tài)(圖3)，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)具有較好的相似性。

此外，對比各溫度條件下模型破裂過程的軸向位移值，認(rèn)為：隨溫度升高，裂紋形成及模型破裂所對應(yīng)的軸向變形有增大趨勢，花崗巖塑性增強(qiáng)。

圖9 經(jīng)歷不同升溫-水冷循環(huán)次數(shù)后200 ℃花崗巖模型的加載破壞過程Fig.9 Failure process of 200 ℃ granite models for different cycles of heating and water-cooling

為研究不同升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對花崗巖破裂過程的影響規(guī)律，基于200 ℃模型開展了數(shù)值模擬研究，計(jì)算結(jié)果如圖9所示。由結(jié)果可知，在不同升溫-水冷循環(huán)條件下，模型的基本破裂模式與圖8(d)中高溫花崗巖的情況類似，剪切破壞面擴(kuò)展充分且貫穿模型上下兩端面。

當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較低時[圖9(a)]，剪切裂紋擴(kuò)展至試件中部后，由于圓錐角部應(yīng)力集中及復(fù)雜破壞作用而誘發(fā)一定數(shù)量的小傾角徑向裂紋，模型中部破碎程度比未經(jīng)水冷的情況更為嚴(yán)重；當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)超過2次后，除端部出現(xiàn)剪切裂紋外，徑向裂紋擴(kuò)展更為充分，兩類裂紋在模型中部搭接貫通造成整體破裂。由圖9中破壞形態(tài)可知，當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較多時，模型側(cè)面出現(xiàn)了沿軸向延伸的劈裂破壞面，且模型破碎程度明顯增大。對比分析各升溫-水冷循環(huán)次數(shù)下模型的軸向變形情況，可見，當(dāng)水冷次數(shù)增多，模型內(nèi)部損傷加劇，破裂過程所對應(yīng)的軸向變形有降低趨勢，表現(xiàn)為脆性增強(qiáng)。

分析認(rèn)為，當(dāng)水冷次數(shù)較低時，模型溫度是影響其破裂模式的主導(dǎo)因素，花崗巖主要為剪切破壞；當(dāng)升溫-水冷循環(huán)次數(shù)較多時，復(fù)雜的升降溫過程導(dǎo)致模型內(nèi)部應(yīng)力分布特征變化和熱損傷加劇，模型呈現(xiàn)剪切-劈裂混合破壞。

3 結(jié)論

基于循環(huán)升溫-水冷試驗(yàn)、單軸壓縮試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬，開展了循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖的力學(xué)特性與破裂模式研究，分析了花崗巖強(qiáng)度與變形指標(biāo)隨溫度的變化規(guī)律，探討了溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對花崗巖破壞模式及破壞過程的影響。得出如下主要結(jié)論。

(1)溫度對花崗巖的受力變形特征具有顯著影響。升溫導(dǎo)致花崗巖塑性增強(qiáng)，但經(jīng)多次升溫-水冷處理后試件脆性得到一定程度的提高，表現(xiàn)為壓密和彈性變形階段明顯，而塑性階段占比較小。

(2)花崗巖強(qiáng)度隨溫度升高而降低，且升溫-水冷次數(shù)增加會導(dǎo)致強(qiáng)度降幅增大；花崗巖彈性模量變化受升溫溫度及循環(huán)升溫-水冷次數(shù)共同控制，當(dāng)溫度為150 ℃時，循環(huán)水冷條件下的脆性提升作用占主導(dǎo)地位，而對于200 ℃試件，微裂紋萌生演化對彈性模量的影響更大。

(3)溫度影響花崗巖的破裂模式。當(dāng)溫度超過100 ℃時，花崗巖由劈裂-剪切復(fù)合破裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅屏褳橹?，且破裂面?shù)量及貫通程度隨溫度升高而提升。

(4)當(dāng)循環(huán)升溫-次數(shù)較低時，溫度是影響花崗巖破裂模式的主導(dǎo)因素；而當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較多時，伴隨應(yīng)力分布特征的變化及熱損傷的加劇，花崗巖呈現(xiàn)復(fù)雜的剪切-劈裂混合破壞模式。