花崗巖多次高溫水冷熱沖擊后力學試驗

彭海旺，余 莉

(河北大學建筑工程學院，保定 071002)

地熱能是一種新型清潔能源，主要以高溫花崗巖為主，近年來隨著地熱能的勘探開發(fā)[1-2]，考慮深部鉆井圍巖穩(wěn)定問題成為巖石工程研究熱點問題之一[3]。在地熱井鉆井過程中，采用鉆井液與泥漿循環(huán)方式，高溫圍巖將與低溫液體循環(huán)接觸，在較短的時間內產生大量熱交換，圍巖表面溫度急劇下降，發(fā)生熱沖擊作用，這會對巖石造成較大的損傷，出現(xiàn)熱破裂現(xiàn)象，因此，研究花崗巖在高溫水冷循環(huán)熱沖擊后的力學行為及開裂情況在巖石力學工程中具有重要的意義。

目前，中外學者對高溫巖石及復雜地質環(huán)境中巖石力學的相關問題展開了大量的研究探索[4-5]。高美奔等[6]采用統(tǒng)計方法對工程溫壓內花崗巖單軸、三軸壓縮、三軸卸荷試驗條件下宏觀破裂特征進行了分區(qū)分析，結果發(fā)現(xiàn)，巖性主要受圍壓影響；在低圍壓區(qū)，溫度對巖樣破裂方式有一定的影響，針對溫壓耦合條件，考慮雙變量的分析結果更為客觀合理，宜建立多破裂面復合型模型探討其發(fā)生機理。戴俊等[7]為了分析不同冷卻方式對微波照射后花崗巖損傷的影響程度，對微波照射后的花崗巖分別經自然冷卻、灑水冷卻和水流沖擊冷卻3種方式冷卻，結合熱成像試驗和單軸抗壓試驗，對其溫度場變化及強度性能進行研究。王田龍等[8]基于彈性力學平面應力理論，建立了巖石熱破裂門檻值計算模型。采用逾滲理論，選擇服從于Weibull分布的非均質花崗巖、砂巖，根據(jù)變溫函數(shù)，對熱破裂門檻值計算模型精確性進行驗證，并與試驗門檻值結果進行對比。余莉等[9]將花崗巖在不同溫度下進行熱-液循環(huán)處理，采用單軸壓縮試驗分析了花崗巖峰值強度、峰值應變、彈性模量等力學性質的變化規(guī)律。羅生銀等[10]以花崗巖為研究對象，對高溫自然冷卻后和實時高溫下的巖樣進行物理性質測試與單軸壓縮試驗，分析對比試樣在不同狀態(tài)下的物理力學性質變化情況，結果發(fā)現(xiàn)，兩種方式下試樣的峰值強度、彈性模量整體上呈現(xiàn)減小趨勢。郤保平等[11]采用宏觀力學試驗方法，結合顯微CT掃描，對取自青海共和盆地的花崗巖熱損傷的抗壓強度、抗剪強度、抗拉強度，以及高溫狀態(tài)花崗巖試件自然冷卻降溫、裂隙生成進行研究。Jin等[12]對花崗巖樣品進行了兩種不同類型的熱循環(huán)處理： 先慢熱后慢冷或急冷，對比分析了花崗巖經過各種熱循環(huán)處理后的物理、力學性能的變化。Li等[13]通過分析花崗巖在650℃高溫處理后不同周期性高溫冷卻后單軸壓縮試驗，揭示了熱裂紋損傷發(fā)展周期的影響，強度的降低和花崗巖的破壞模式。Xu等[14]為了對熱循環(huán)效應和熱損傷進行對比分析，在花崗巖試樣上進行了5種設計溫度和5種熱處理循環(huán)次數(shù)的熱循環(huán)實驗。

在地熱能源開采中，關鍵工程技術問題在于鉆井開采、井筒圍巖穩(wěn)定、儲層壓裂增產和熱能穩(wěn)定獲取等方面，解決這些關鍵問題就需要考慮液體循環(huán)冷卻熱沖擊對于高溫巖石的力學行為和開裂特征的影響。而目前對花崗巖熱損傷方面的研究主要集中于高溫下或不同冷卻方式對其力學行為的影響，對于花崗巖多次高溫水冷熱沖擊后的力學性能和開裂機理研究較少。現(xiàn)將花崗巖在300 ℃下進行高溫作用，通過不同次數(shù)的高溫水冷熱沖擊處理，以研究比較花崗巖力學性能的變化規(guī)律，更好地為實際工程提供參考。

1 試驗流程

1.1 試樣準備

花崗巖巖樣采自山東礦區(qū)，表面呈灰白色。其主要成分為石英、長石、黑云母。按照國際巖石力學學會(ISRM)巖石力學試驗規(guī)范，單軸壓縮試驗采用直徑50mm、高100mm的圓柱形試樣，巴西劈裂試驗采用直徑50mm、高50mm的圓柱形試樣。

試驗前需對巖樣的基本物理性質進行測試和篩選，得到巖樣的平均密度為2.63g/cm3，并利用超聲波檢測法得到縱波波速為(4.8±0.1)km/s的一批巖樣。

1.2 試驗分組及設備

根據(jù)高溫水冷循環(huán)次數(shù)分為5個熱沖擊循環(huán)組，即分別將花崗巖在300℃高溫下與25℃冷水冷卻下進行1次循環(huán)、4次循環(huán)、8次循環(huán)、12次循環(huán)與15次循環(huán)熱沖擊試驗，試驗采用SX-12-5.0箱式電阻馬沸爐對花崗巖進行高溫處理，升溫速率為5℃/min，單軸壓縮試驗和巴西劈裂試驗采用WAW-3300型萬能試驗機進行，最大試驗力3000kN。

1.3 試驗流程

(1)測量每一塊花崗巖樣品的質量、尺寸及縱波波速，質量測試精確到0.01g，尺寸測量采用精確度為0.1mm的游標卡尺，波速篩選采用非金屬超聲波檢測儀。

(2)對選好的巖樣進編號分組，按循環(huán)次數(shù)分為5組，每組6塊巖樣，3塊為抗壓實驗組，3塊為抗拉試驗組，共30塊花崗巖樣品，如圖 1所示。

圖 1 花崗巖樣品Fig.1 Granite samples

(3)將花崗巖樣品放入馬弗爐中進行300℃高溫作用，保溫時間3h。

(4)高溫后用坩堝鉗夾取，并迅速放入盛有大量25℃冷水的水缸中進行熱沖擊作用并冷卻，冷卻時間3h。

(5)按照步驟(3)和步驟(4)進行各循環(huán)組花崗巖樣品的循環(huán)熱沖擊處理。

(6)通過萬能試驗機對循環(huán)后的花崗巖樣品分別進行靜態(tài)單軸壓縮試驗和靜態(tài)巴西劈裂試驗，加載方式為位移控制方式，加載速率0.1mm/min，并記錄每一巖樣的應力-應變曲線及相關力學參數(shù)。

2 試驗結果分析

2.1 單軸壓縮試驗分析

2.1.1 應力-應變關系

表 1為單軸壓縮試驗結果。選取的每一循環(huán)組下單軸壓縮典型巖樣的應力-應變曲線進行比較，如圖 2所示，可以看出，經過多次循環(huán)熱沖擊后，花崗巖的應力-應變曲線變化基本可以分為4個階段。

表 1 靜態(tài)單軸壓縮試驗結果Table1 Test results of static uniaxial compression

圖 2 單軸壓縮應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curve of uniaxial compression

(1)壓密階段：由于巖石中存在孔洞和空隙，在壓縮過程中隨著應力的增加，孔隙閉合，巖石的軸向應變迅速增加，呈現(xiàn)凹形。從圖 2中可以發(fā)現(xiàn)，隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加，曲線壓密階逐漸增長。表明隨著循環(huán)高溫冷卻熱沖擊次數(shù)的增加，試件內部的裂隙逐漸增多。

(2)彈性變形階段：巖石被壓密后，應力繼續(xù)增加，巖石發(fā)生彈性變形，此階段應力與應變呈正比關系，曲線斜率即為彈性模量，圖 2中可以看出彈性變形階段隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加逐漸減短，這表明花崗巖在多次高溫水冷熱沖擊之后，承載能力降低，性質發(fā)生轉變，向塑性過渡。

(3)累進性破裂階段：應力繼續(xù)增加，巖石試樣表面發(fā)生非失穩(wěn)開裂現(xiàn)象，應力-應變曲線出現(xiàn)下降并再次上升的現(xiàn)象，從8次循環(huán)開始，此階段較為明顯，此時巖石呈現(xiàn)出漸性破壞。

(4)破壞階段：應力達到峰值，曲線迅速下降，此時，巖石發(fā)生較大開裂，貫通整個試樣，失去承載力，試驗時伴隨有較大的響聲。循環(huán)次數(shù)為1次、4次時，破壞無征兆，為突發(fā)式脆性破壞，響聲較大，4次后，破壞前可以觀察到較明顯的開裂現(xiàn)象，此時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，巖樣破壞向漸進性塑性破壞過渡。

進一步分析曲線形式還可以發(fā)現(xiàn)，當循環(huán)次數(shù)較少時，即1次、4次時，應力-應變曲線呈現(xiàn)塑-彈性變化特征，花崗巖試樣在彈性階段后即發(fā)生破壞，失去承載力，屈服階段很短，有較明顯的壓密階段和彈性階段，4次循環(huán)之后，應力-應變曲線轉變?yōu)樗?彈-塑性變化特征，有較明顯的屈服階段，彈性階段減短，壓密階段增長。分析原因，一方面，循環(huán)的高溫冷卻弱化了巖石內部礦物晶體間的結合；另一方面，水會溶解部分礦物晶體間膠結物質，使晶體間結合減弱，促進顆粒脫落，這都將導致花崗巖性質的退化，破壞時產生塑性變形。而高溫作用會在不同的礦物晶體間產生熱應力，促進了巖石內部微裂隙的發(fā)育，表現(xiàn)為應力-應變曲線壓密階段的增長。

2.1.2 單軸抗壓強度

巖石的靜態(tài)單軸壓縮試驗可以用來測得巖石的無側限抗壓強度，試驗計算公式為

(1)

式(1)中：σc為巖石無側限抗壓強度，MPa；P為巖石破壞時的最大試驗力，N；A為試樣橫截面積，mm。

圖3 為花崗巖無側限抗壓強度隨循環(huán)熱沖擊次數(shù)變化趨勢圖，可以看出，花崗巖的抗壓強度隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加而降低，經過1、4、8、12、15次熱沖擊循環(huán)后花崗巖試樣的平均抗壓強度分別為80.35、70.6、65.07、47.39、42.67MPa，降低幅度達46.89%。對抗壓強度平均值隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的變化采用線性函數(shù)進行擬合，可得

圖 3 抗壓強度隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.3 The compressive strength with number of cycles

σc=-2.74N+83.16，R2=0.97415

(2)

式(2)中：N為熱沖擊循環(huán)次數(shù)。

由式(2)可知，擬合結果良好。

一方面，高溫作用促使巖石內部的孔隙水汽化逸出，花崗巖孔隙率增加，內部缺陷增加；另一方面，由于巖石內部不同礦物晶體間的熱膨脹率不同，在經歷高溫冷卻時，會發(fā)生不同程度的膨脹收縮，導致在礦物晶體間產生熱應力，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，熱應力將引發(fā)花崗巖表面穿晶裂紋的產生(圖 4)，可以看出穿晶裂紋較為密集，這表明多次高溫冷卻熱沖擊會對花崗巖試樣造成較大的損傷，對其強度的劣化作用明顯。

圖 4 花崗巖表面穿晶裂紋Fig.4 The transcrystalline cracks on granite surface

圖 5 彈性模量、變形模量隨循環(huán)次數(shù)變化圖Fig.5 The elastic modulus and deformation modulus varying with the number of cycles

2.1.3 彈性模量與變形模量變化

根據(jù)圖 2計算花崗巖試樣不同熱沖擊循環(huán)次數(shù)下的彈性模量和變形模量，彈性模量為應力-應變曲線彈性階段斜率，變形模量為一半峰值應力與對應應變的比值。圖 5所示為彈性模量及變形模量與循環(huán)次數(shù)關系，由圖5可知，隨著循環(huán)次數(shù)的升高，彈性模量基本呈現(xiàn)減小趨勢，在8次循環(huán)時有小幅度的升高，分析原因可能是由于高溫導致花崗巖內部晶體膨脹，孔隙被壓密，導致壓縮過程中產生較大的彈性模量。最終彈性模量從1次循環(huán)時的8.18 GPa降低為15次循環(huán)的6.12 GPa，降幅達25.18%。隨著循環(huán)次數(shù)的升高，變形模量呈現(xiàn)同樣的變化趨勢，變形模量從1次循環(huán)時的4.49 GPa降低為15次循環(huán)的2.91 GPa，降幅達35.20%。對彈性模量和變形模量隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的變化采用多項式函數(shù)進行擬合，可得以下結果。

圖 6 單軸壓縮破壞模式圖Fig.6 Failure mode diagram of uniaxial compression

彈性模量：

(3)

變形模量：

(4)

式中：Ec為巖石彈性模量；E50為巖石變形模量。

由式(3)、式(4)可知，擬合結果良好。

以上研究表明多次高溫水冷熱沖擊降低了花崗巖抵抗變形的能力，即在相同的應力作用下花崗巖將產生更大的變形和應變，這也證明了花崗巖性質的弱化，延性增強。

2.1.4 破裂特征分析

觀察巖石的破壞模式可以較直觀地看出巖石破壞的性質，花崗巖的單軸壓縮破壞形式一般分為3種，即劈裂破壞、錐形破壞、剪切破壞。比較展示每一循環(huán)組下花崗巖單軸壓縮破壞后的破壞形態(tài)，如圖 6所示，可以看出當循環(huán)次數(shù)為1次、4次時，巖樣為劈裂破壞，呈現(xiàn)脆性；當循環(huán)次數(shù)為8次、12次時，巖樣為錐形破壞，從脆性破壞向塑性、延性破壞過渡；當循環(huán)次數(shù)為15次時，花崗巖試樣強度降低較多，巖樣破裂時產生較多碎塊，為錐形破壞，破壞時軸向變形較大，呈現(xiàn)延性。

從圖 6中根據(jù)破裂面形態(tài)，經測量可以得到巖樣的破壞斷裂面方向與水平面的夾角大小，為巖石的單軸壓縮破壞角。由莫爾-庫侖破壞準則可知，剪切破裂的破壞角θ為45°+φ/2，其中：φ為巖石的內摩擦角，圖 7為測量所得破壞角與根據(jù)破壞角推算所得花崗巖的內摩擦角變化曲線圖，可以看出隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加，花崗巖破壞角逐漸減小，內摩擦角同樣減小，內摩擦角的減小表明花崗巖強度的降低，這與2.1.2節(jié)研究結果相符合。

圖 7 破壞角、內摩擦角變化圖Fig.7 Variation of failure angle and internal friction angle

當熱沖擊循環(huán)次數(shù)為1次、4次時，破壞面與最大主應力方向基本相同，為拉伸引起的劈裂破壞，當熱沖擊循環(huán)次數(shù)為8次、12次、15次時，花崗巖斷裂破壞角度減小，破壞為剪切引起的錐形剪切破壞，因此，試驗研究表明，花崗巖試樣在多次高溫水冷熱沖擊后，破壞模式轉變?yōu)榧羟衅茐摹?/p>

2.2 巴西劈裂試驗分析

為測試經過不同熱沖擊循環(huán)次數(shù)后花崗巖的抗拉強度，試驗采用巴西劈裂法，沿圓柱試樣徑向方向施加集中荷載，試樣受力后沿直徑方向裂開(圖 8)，表 2為巴西劈裂試驗結果。

圖 8 巴西劈裂試驗圖Fig.8 The diagram of Brazilian split test

表 2 靜態(tài)劈裂試驗結果Table2 The results of static split test

2.2.1 應力-應變關系

根據(jù)式(5)計算抗拉試樣劈裂過程中應力變化，應變采用豎向加載方向的位移值與圓柱形試樣直徑的比值計算，做出各循環(huán)組下巴西劈裂典型巖樣的應力-應變曲線圖(圖 9)，可以看出花崗巖的抗拉應力-應變曲線的變化基本分為3個階段：壓密階段、彈性階段和峰后破壞階段。隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加，壓密階段基本呈現(xiàn)增加趨勢，曲線峰值逐漸降低，相應的彈性階段逐漸減短。巴西劈裂試驗曲線不存在累進性破裂階段，應力達到峰值后便瞬間下降，峰后曲線呈現(xiàn)直線型，這是由于巖樣瞬間從中間發(fā)生斷裂導致。

2.2.2 抗拉強度

根據(jù)彈性力學公式，圓柱形試樣在徑向加載下，沿徑向會在水平方向產生近似均勻的拉應力，拉應力平均值即為巖石的抗拉強度，試樣的抗拉強度計算公式為

(5)

式(5)中：σt為巖石抗拉強度，MPa；D為圓柱試樣直徑，mm；l為圓柱試樣的高度。

圖10 為花崗巖抗拉壓強度隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)變化趨勢圖，可以看出，花崗巖的抗拉強度隨循環(huán)次數(shù)的增加而降低，抗拉強度從1次循環(huán)時的6.03MPa降至15次循環(huán)的3.09MPa，降低幅度為46.76%。這表明多次高溫水冷熱沖擊使花崗巖的抗拉強度弱化，對抗拉強度平均值隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的變化采用線性函數(shù)進行擬合，可得

圖 10 抗拉強度隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.10 The diagram of tensile strength with number of cycles

(6)

由式(6)可知，擬合結果良好。

2.2.3 拉伸彈性模量變化

根據(jù)圖 9計算花崗巖試樣在不同熱沖擊循環(huán)次數(shù)下的拉伸彈性模量，同樣取應力-應變曲線彈性階段的斜率，圖 11為拉伸彈性模量與循環(huán)次數(shù)關系，由圖11可知，隨著循環(huán)次數(shù)的升高，拉伸彈性模量基本呈現(xiàn)減小趨勢，最終從1次循環(huán)時的8.20GPa降低為15次循環(huán)的4.13GPa，降幅為49.63%。對拉伸彈性模量隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的變化采用多項式函數(shù)進行擬合，可得

圖 11 拉伸彈性模量隨循環(huán)次數(shù)變化圖Fig.11 The tensile elastic modulus varying with the number of cycles

圖 12 巴西劈裂破壞模式圖Fig.12 Failure mode diagram of Brazilian split test

(7)

式(7)中：Et為巖石拉伸彈性模量。

由式(7)可知，擬合結果良好。

2.2.4 破裂特征分析

圖12 為花崗巖試樣經過不同熱沖擊循環(huán)次數(shù)后的典型劈裂破壞模式圖，可以看出不同循環(huán)次數(shù)下花崗巖的劈裂破壞形態(tài)呈現(xiàn)出不同的特征，但都沿荷載方向劈裂成兩半。當循環(huán)次數(shù)為1次時，裂紋為細長單條狀，破裂較平整；當循環(huán)次數(shù)為4次時，單條狀裂紋加寬，裂隙加大；當循環(huán)次數(shù)為8次、12次時，在上下兩端出現(xiàn)多條微小樹狀分叉裂紋，為錐形；當循環(huán)次數(shù)為15次時，裂紋繼續(xù)加寬，出現(xiàn)一條并行的副裂紋，上下加載兩端出現(xiàn)壓碎破壞，為塑性變形破壞。

3 相關性分析與討論

根據(jù)以上研究可以看出花崗巖的抗拉強度比抗壓強度小，且兩者都隨熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加而降低，對多次高溫水冷熱沖擊后花崗巖抗壓強度與抗拉強度進行曲線擬合，圖 13為擬合曲線，得到擬合公式為

圖 13 抗壓強度與抗拉強度關系Fig.13 The relationship between compressive strength and tensile strength

(8)

式(8)擬合結果較好，發(fā)現(xiàn)不同循環(huán)次數(shù)熱沖擊后的花崗巖抗壓強度與抗拉強度之間為線性函數(shù)關系，由式(8)可以預測某一循環(huán)次數(shù)下花崗巖的抗壓強度值與抗拉強度值。預測抗拉強度存在兩種方法，方法一根據(jù)式(2)與式(8)預測花崗巖抗拉強度值，預測結果與試驗實測值比較如表 3所示；方法二根據(jù)式(6)與式(8)預測花崗巖抗壓強度值，預測結果與試驗實測值比較如表 4所示，發(fā)現(xiàn)方法一預測的抗拉強度相對誤差更小，預測結果較好。

表 3 方法一預測抗拉強度Table3 Prediction of tensile strength by method 1

表 4 方法二預測抗壓強度Table4 Prediction of compressive strength by method 2

4 結論

(1)花崗巖在300℃下經歷多次高溫水冷循環(huán)熱沖擊后的單軸壓縮應力-應變曲線形式從塑-彈型向塑-彈-塑性過渡，壓密階段、累進性破裂階段逐漸增長，彈性變形階段減短。巴西劈裂試驗應力-應變曲線基本分為3個階段，分別為壓密階段、彈性變形階段和峰后階段。

(2)隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加，花崗巖的抗壓強度和抗拉強度都減小，呈現(xiàn)線性函數(shù)下降關系。壓縮彈性模量和拉伸彈性模量同樣呈現(xiàn)下降趨勢，15次循環(huán)后分別下降了35.20%和46.76%。

(3)隨著循環(huán)次數(shù)的增加，花崗巖破壞模式從豎向劈裂破壞向錐形剪切破壞過渡，破壞角度逐漸減小，內摩擦角減小，表明了花崗巖性質的逐漸轉變，表現(xiàn)為脆性減弱，塑性、延性增強。在巴西劈裂試驗中，隨著熱沖擊循環(huán)次數(shù)的增加，花崗巖的開裂程度逐漸增大，上下兩端逐漸呈現(xiàn)塑性破壞。

(4)花崗巖抗拉強度與抗壓強度之間存在線性函數(shù)關系，根據(jù)擬合函數(shù)可以較好地預測花崗巖的抗拉強度變化。

(5)花崗巖經過多次高溫水冷熱沖擊作用后，內部礦物晶體之間由于不同的程度的膨脹收縮，晶體間產生較大的熱應力，在花崗巖表面生成了較多肉眼可見的穿晶裂紋，結合強度等力學性能的劣化，可見熱沖擊作對花崗巖造成了較大的損傷。