恒定動載下高溫水冷后玄武巖的動力特性及本構模型*

徐澤輝，何 童，杜光鋼，劉 磊,3

（1.昆明理工大學公共安全與應急管理學院，云南 昆明 650093；2.昆明理工大學國土資源工程學院，云南 昆明 650093；3.昆明理工大學云南省中-德藍色礦山與特殊地下空間開發利用重點實驗室，云南 昆明 650093）

近年來，巖石材料的高溫動態力學特性研究備受學者關注，該課題對礦產資源開發[1]、地熱能的開發[2-3]以及地下工程安全防護[4]等領域具有非常重要的工程意義。巖石在地應力、地溫、地下水壓等環境因素影響下，其力學響應特征會發生改變[5]，而在資源開采過程中，又伴隨著高溫高壓設備、常溫鉆井液與井壁圍巖之間的接觸，高溫巖體同樣會發生水冷卻后溫度降低的過程，尤其是在熱冷作用下，巖石的強度特性發生二次劣化[6]，在受到沖擊地壓、機械振動和爆破等沖擊荷載作用后，更容易誘發碎裂、剝落、巖爆等工程災害[7-8]，嚴重制約了資源的安全高效開采。除此之外，地下隧道工程發生火災爆炸事故進行滅火時，其圍巖的力學特性也會受到高溫水冷、圍壓、沖擊荷載等多因素影響。因此，開展不同圍壓下高溫水冷后玄武巖的動態力學特性研究，對地下資源開發及地下工程安全防護均有重要意義。

目前，學者們借助分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar, SHPB）實驗裝置對不同耦合因素下巖石的動態力學性能及本構模型開展了大量研究，并取得了一些進展。諸多學者考慮了溫度和沖擊荷載耦合因素，如陳騰飛等[9]、Gautam 等[10]、朱要亮等[11]和Yang 等[12]考慮了巖石的動態峰值強度、峰值應變和動態彈性模量的影響，認為當溫度低于200 ℃時，溫度對巖石的力學性能影響較小；當溫度高于200 ℃時，隨著溫度升高，巖石內部的孔隙和微裂紋增加，巖石的動態強度劣化越嚴重，動態峰值應變越大。高溫條件下，應變率對巖石強度特性的影響更加顯著，而不同溫度下應變率對巖石的彈性模量和彈性模量增長率的影響不明顯。此外，還有學者對巖石的高溫動態本構模型進行了相關研究，通過建立合理的損傷本構模型來反映高溫作用下巖石損傷的力學機制，其中，Chaki 等[13]利用高溫后花崗巖的孔隙度、縱波波速等指標的衰減特征對巖石的整體熱損傷進行了評估，建立了考慮熱損傷參數的本構模型，并結合理論和實驗手段對巖石內部結構的熱劣化機制和破壞機制進行了分析。許金余等[14]、Wang 等[15]結合Weibull 分布的統計理論和連續強度理論，構建了大理巖、花崗巖高溫動態損傷本構模型，并將理論曲線與實驗曲線進行了對比驗證，發現其擬合度較好。上述研究從實驗和理論角度均證實了熱損傷效應對巖石的動態力學性能影響較大，高溫動態本構模型的建立方法可為多因素耦合本構模型的建立提供參考。除溫度因素外，地下復雜的應力環境對巖石的力學性能也有較大影響，Liu 等[16]、Li 等[17]采用帶圍壓SHPB 系統對不同圍壓巖石的動態壓縮特性進行了研究，分析了圍壓對巖石動態峰值應力、峰值應變、失效模式的影響，認為隨著圍壓的升高，巖石的動態強度性能增強，逐漸表現出塑性變形特征，在圍壓作用下，巖石表現出壓剪破壞模式。在本構模型方面，劉軍忠等[18]、Wang 等[19]分析了圍壓、應變率對角閃巖、砂巖的動態抗壓強度的影響，并建立了相應的動態損傷本構模型，該模型的理論曲線可以較好地表征試樣在沖擊荷載作用下的力學響應特征。

綜上可知，學者們對高溫后巖石的動態力學特性及本構模型的研究主要集中在單軸沖擊壓縮方向，而對主動圍壓條件下高溫水冷后巖石動力特性和本構理論模型的綜合研究較少，且在地下資源開發工程中，巖石常處于復雜的水熱耦合環境，并受到多維靜荷載與動荷載的耦合作用。為更好地開展復雜環境下巖體的動態力學性能研究，滿足當前巖石工程的實際需求，本文中，選取廣泛分布的玄武巖作為研究對象，利用帶圍壓裝置的SHPB 實驗系統對不同溫度水冷后的玄武巖試樣進行動態壓縮實驗，以探究高溫水冷因素與圍壓因素耦合作用下玄武巖的動態力學特性，并建立高溫水冷后玄武巖在不同圍壓下的動態本構模型，將理論模型與實驗數據進行對比，驗證所建立模型的合理性和適用性。

1 SHPB 實驗

1.1 實驗裝置

實驗采用昆明理工大學帶圍壓SHPB 裝置，裝置示意圖和實驗加載步驟如圖1 所示。該裝置主要由動力系統、桿件系統、數據采集系統和圍壓加載系統組成。SHPB 實驗系統中的桿件和子彈均采用高強度鋼，其密度為7 850 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.28，縱波波速為5 189 m/s，其中子彈、入射桿、透射桿長度分別為0.4、2.5 和2.0 m，直徑均為50 mm。

圖1 帶圍壓的SHPB 裝置Fig.1 SHPB device with confining pressure loading system

主動圍壓下，巖石SHPB 動態壓縮實驗仍需遵循2 個基本原理，即一維應力波理論和應力均勻性假設理論[20-21]。加載過程中，通過超動態應變儀記錄入射桿和透射桿上的應變片采集的入射、反射和透射電壓信號，再利用三波法[22]對采集數據進行處理，獲得試樣的應力 σ 、應變 ε 以及應變率 ε˙ ：

式中：εi(t)、εr(t)和 εt(t) 分別為t時刻的入射、反射和透射應變，A0、E0和c0分別為桿件的橫截面積、彈性模量和縱波波速，As和Ls分別為試樣的橫截面積和長度。

選取玄武巖試樣在動態壓縮實驗中最具代表性的原始數據，可處理得到試樣的動態應力平衡曲線，如圖2 所示。從圖2 可以看出，入射波和反射波的疊加波形與透射波的波形幾乎重合，說明玄武巖試樣兩端所受應力基本相等，符合應力均勻性假設，從而保證了實驗結果的有效性。

圖2 動態應力平衡檢驗Fig.2 Dynamic stress balance verification

1.2 試樣制備

實驗所用巖塊均為采自云南卡房礦山100～600 m 深處的玄武巖，其均質性較好，無明顯節理裂隙。根據國際巖石力學學會（ISRM）的標準，將玄武巖加工成 ? 50 mm×30 mm 的圓柱試樣。控制試樣高度誤差小于±0.3 mm，直徑誤差小于±0.3 mm，端面不平整度小于±0.05 mm。

利用KRX-17B 箱式爐（見圖3）將上述圓柱試樣分別進行4 組溫度（100、300、450 和600 ℃）下的高溫水冷處理，并設計一組常溫（25 ℃）狀態下的圓柱試樣進行對比分析。試樣升溫速率為5 ℃/min，加熱至預設溫度后保持恒溫1 h；恒溫結束后，采用自來水充分冷卻至常溫，隨后進行24 h 烘干處理，排除試樣含水率對實驗的影響。圖4 為玄武巖試樣經歷不同溫度水冷處理后的表觀形貌，可以看出，隨著溫度升高，玄武巖試樣逐漸由灰綠色轉變為紅褐色，并在450 和600 ℃時出現微裂紋。

圖3 KRX-17B 箱式爐Fig.3 KRX-17B box furnace

圖4 玄武巖的表觀形貌Fig.4 Apparent morphology of basalt specimens

通過前期物理性質、靜態力學特性以及X 射線衍射分析測試，可得到不同溫度水冷處理后玄武巖試樣的靜態應力-應變曲線（見圖5）、靜態單軸抗壓強度、縱波波速及靜態彈性模量（見表1）。溫度對巖石力學特性的影響可表現在熱開裂、礦物含量變化、水分喪失等方面[23]，根據Wu 等[24]開展的X 射線衍射實驗和相關研究可知，本實驗研究范圍內，高溫水冷作用并未顯著影響玄武巖的礦物組分，說明巖石內部結構熱冷損傷產生的裂隙是其基本力學特性發生改變的主要原因。

表1 高溫水冷玄武巖的基本物理力學參數Table 1 Basic physical and mechanical parameters of basalt after high-temperature treatment and water cooling

圖5 高溫水冷后玄武巖靜態應力-應變曲線Fig.5 Static stress-strain curves of basalt after high-temperature water cooling

1.3 實驗方案

試樣溫度設置為常溫（25 ℃）、100、300、450 和600 ℃共5 個溫度等級，同時，為研究試樣動力特性的圍壓效應，結合卡房礦山地應力原位測試相關資料[25-26]，采用控制變量法，在試樣每一溫度等級下進行3 個圍壓系列（2、4 和6 MPa）的SHPB 實驗，沖擊氣壓控制為1.0 MPa。因此，實驗共分為15 組，每組準備3 塊試樣進行3 次獨立重復實驗，從中選取最具代表性的數據進行分析。表2 給出了主動圍壓下高溫水冷玄武巖的動態壓縮實驗結果。

表2 玄武巖動態壓縮實驗結果Table 2 Results of dynamic compression experiments on basalt

2 實驗結果分析

2.1 動態應力-應變曲線特征

圖6 為不同圍壓作用下高溫水冷玄武巖的動態應力-應變曲線。由圖6 可知，相比于玄武巖的靜態壓縮應力-應變曲線（見圖5），高溫水冷后玄武巖的動態壓縮應力-應變曲線均不存在壓密階段，這可能是由于預先加載的圍壓使試樣的致密性和彈性增強，且試樣受到沖擊荷載作用的時間較短，使得試樣均未表現出壓密特征。因此，本文中，動態應力-應變曲線大致分為線彈性變形階段、屈服階段、卸載階段3 個階段。

圖6 不同圍壓下高溫水冷玄武巖的動態應力-應變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of high-temperature water cooling basalt under different confining pressures

從圖6(a)～(c)可知，在線彈性變形階段，圍壓一定時，隨著溫度升高，試樣內部微裂紋逐漸增多，使試樣抵抗變形能力減弱，從而導致該階段曲線斜率降低；在屈服階段，曲線應力呈非線性增長趨勢，當圍壓一定時，溫度越高，應力增長速率趨緩，曲線的屈服平臺更加明顯，表明試樣塑性逐漸增強；在卸載階段，當軸向應力達到峰值后，5 組溫度試樣表現出不同的峰后曲線趨勢。當圍壓一定時，25～300 ℃的試樣被破壞后，其應力下降速率較快，應變變化區間較小，整體呈現出脆性破壞特征，而300～600 ℃的試樣被破壞后，其應力下降速率減緩，應變量增大，試樣的“峰后塑性”更加顯著。

當溫度一定時，隨著圍壓的升高，試樣峰值應力、彈性階段的斜率逐漸增大。同時發現，圍壓為6 MPa 時，25～300 ℃下，3 條曲線末尾階段的變化趨勢相比圍壓為2 和4 MPa 下的曲線有所不同。這主要是由于在25～300 ℃溫度區間內，試樣內部結構熱冷損傷裂隙較少，在沖擊荷載作用下破壞程度較輕，仍留有一定的承載能力。在上述前提下，較低圍壓作用下，試件彈性儲能較小，進入卸荷階段后，卸載力要一直大于試樣內部彈性力，因此曲線末尾表現為正常的負效率卸載。較高圍壓（6 MPa）使得試樣在加載過程中儲存的彈性能較大，進入卸荷階段后，卸載力小于試樣內部彈性力時，其彈性能將會被釋放，使得曲線卸載階段末尾出現局部應變減小的現象，因此曲線末尾表現為豎直卸載。當試樣經450～600 ℃高溫水冷處理后，不同圍壓下曲線均表現出明顯的峰前屈服特征和峰后延性特征，說明該溫度區間內，試樣內部結構熱冷損傷裂隙較多，遭受沖擊后的殘余承載能力較弱，圍壓作用下塑性特征更顯著。

2.2 試樣動力特性的溫度效應

由圖7 可得，在相同圍壓作用下，玄武巖試樣的動態峰值應力（σp）、動態彈性模量（Ed）與溫度（T）之間均呈線性關系，即隨著溫度升高，試樣的動力特性均呈劣化趨勢。

圖7 玄武巖動力特性隨溫度的變化Fig.7 Variation of dynamic mechanical properties of basalt with temperature

以常溫（25 ℃）狀態下試樣的動態峰值應力作為參考，2 MPa 圍壓作用下，4 組溫度（100、300、450和600 ℃）水冷后，試樣動態峰值應力的降幅分別為8.57%、19.88%、38.99%和58.99%；4 MPa 圍壓作用下，降幅分別為9.69%、13.90%、35.95%和61.25%；6 MPa 圍壓作用下，降幅則分別為13.98%、23.35%、38.55%和64.21%。分析可知，試樣的動態峰值應力隨溫度升高逐漸降低，且圍壓越高，溫度效應越顯著，其主要原因為：作用溫度越高，試樣內部因礦物差異性膨脹變形所產生的熱應力越大，導致內部新生裂紋增多，同時，試樣礦物相對含量的變化和水的冷淬對熱損傷起到了加劇的作用，3 種影響機制相互競爭，造成了玄武巖試樣動態峰值應力的下降。

動態彈性模量是衡量巖石在受到動荷載作用時抵抗變形能力強弱的指標，參考李夕兵等[27]的研究方法，本文中，將應力-應變曲線上峰值應力50%時的應力與其對應的軸向應變的比值作為試樣的動態彈性模量。與常溫（25℃）狀態下試樣的動態彈性模量相比，2 MPa 圍壓作用下，4 組溫度（100、300、450 和600 ℃）水冷后，試樣動態彈性模量的降幅分別為10.90%、27.80%、45.02%和70.92%；4 MPa 圍壓作用下，降幅分別為15.94%、27.54%、44.75% 和71.89%；6 MPa 圍壓作用下；降幅分別為10.78%、26.75%、45.75%和74.08%。由此可得，在相同圍壓條件下，隨著溫度升高，試樣的動態彈性模量呈劣化趨勢，且劣化程度逐漸加劇。究其主要原因，可能為試樣在受到高溫水冷損傷后，內部微缺陷增多，與常溫狀態相比，其彈性變形階段所儲存的彈性能減少，使得試樣抵抗變形的能力減弱。

2.3 試樣動力特性的圍壓效應

圖8 為不同溫度玄武巖的動態峰值應力、動態彈性模量隨圍壓的變化，從圖8 可知，以2 MPa 圍壓作用下試樣的動力特性作為基準，6 MPa 圍壓作用下，5 組溫度（25、100、300、450 和600 ℃）水冷后，玄武巖的動態峰值應力和動態彈性模量增幅分別為53.69%、44.60%、47.04%、54.81%、34.12%和75.42%、75.66%、77.97%、73.10%、56.39%。由此可知，常溫（25 ℃）和經歷不同溫度（100、300、450 和600 ℃）水冷后，試樣的動力特性均存在圍壓強化效應，即在溫度一定時，隨著圍壓的增大，試樣動態峰值應力和動態彈性模量均呈現增大的趨勢，表明圍壓在一定程度上可抑制試樣內部裂紋的擴展，提高試樣內部基元體的強度，使其動力特性顯著增強。然而，不同溫度水冷后試樣動力特性的圍壓強化效應存在差異，如在6 MPa 圍壓作用下，25 ℃試樣的動態峰值應力和動態彈性模量增幅分別為53.69%和75.42%，600 ℃試樣增幅則分別為34.12%和56.39%。表明600 ℃試樣動力特性的圍壓強化效應均弱于25 ℃試樣，這主要是由于經600 ℃高溫水冷作用后，試樣內部熱、水冷損傷嚴重，裂紋擴展貫通程度高，在圍壓作用下，其內部儲存的彈性能較少。因此，600 ℃試樣動力特性的圍壓強化作用相比于25 ℃試樣有所減弱。

圖8 玄武巖動力特性隨圍壓的變化Fig.8 Variation of dynamic mechanical properties of basalt with confining pressure

2.4 圍壓和溫度對砂巖破壞特征的影響

圖9 給出了不同圍壓、不同溫度作用下玄武巖試樣的動態破碎特征?？梢钥闯?，圍壓一定時，溫度越高，玄武巖試樣破壞越嚴重。這是由于試樣經高溫水冷處理后內部會產生損傷裂隙，在荷載作用下，發生破壞所需要吸收的能量會降低。因此，在相同荷載作用下，初始損傷裂隙越多的試樣，其裂紋發育和衍生的速度更快、更徹底。

圖9 不同圍壓和溫度作用下玄武巖試樣的動態破壞特征Fig.9 Dynamic failure characteristics of basalt specimens at different confining pressures and temperatures

溫度一定時，隨著圍壓升高，玄武巖試樣的破碎程度逐漸降低。這是由于圍壓在一定程度上可為試樣提供徑向約束力，限制了試樣內部裂紋的擴展，圍壓越高，約束作用越強，試件的破壞程度越低。同時發現，圍壓為6 MPa 時，25、100 和300 ℃試樣由于內部儲存了大量的彈性能，在受到沖擊荷載作用后均未完全破碎，與上述實驗結果中應力-應變曲線卸載階段應變減小現象相對應。

3 恒定動載下高溫水冷后玄武巖的動態本構模型

3.1 高溫水冷損傷演化方程

在高溫作用下，由于巖石分子發生熱運動及礦物顆粒之間發生不協調熱膨脹變形，使得巖石內部產生熱應力，當熱應力大于礦物極限強度時，巖石則會產生新生裂紋，且溫度梯度越大，產生的微裂紋越多。在熱損傷基礎上進行水冷作用后，巖石內部損傷加劇，從而導致其力學性能進一步劣化。根據宏觀損傷力學理論，可采用彈性模量的變化來表征巖石的高溫水冷損傷[28]：

式中：DT為巖石高溫水冷損傷變量，EJT為T溫度水冷后巖石的靜態彈性模量，EJ0為巖石的初始靜態彈性模量。

本文中所考慮的巖石高溫水冷損傷變量主要受溫度變化的影響，依據不同溫度水冷后試樣的靜態彈性模量來計算，與動態實驗中的沖擊氣壓和圍壓無關。

3.2 動荷載損傷演化方程

假設巖石由大量不同強度、不同缺陷的基元體組成，從細觀方面分析，各基元體的尺寸需足夠大，能包含微裂紋、孔隙等微缺陷，而從宏觀方面分析，由于巖石受荷加載的過程為一個損傷連續的過程，所以各基元體的尺寸需足夠小，小到可視為連續損傷力學層面的一個質點進行處理。這樣既能在細觀上滿足彈性力學的基本定律，也能保證推導的嚴密性。因此，可作如下假設。

(1) 巖石在宏觀上表現為各向同性，即為各向同性損傷體，在破壞前服從胡克定律，呈線彈性狀態。

(2) 基于巖石材料的非均勻性特點及巖石內部各基元體力學特性概率性分布的考慮，假設巖石強度滿足Weibull 分布[29]，其概率密度函數為：

式中：ε為巖石受荷時的應變；m和 α 均為Weibull 分布參數，表征巖石損傷演化的特征。

巖石在外荷載作用下，其內部基元體發生持續累積性破壞，而基元體最終的破壞將會導致巖石發生損傷，造成其宏觀力學性能降低[30]。因此，為了反映巖石的損傷演化過程，可定義其荷載損傷變量Dε為巖石中已破壞的基元體數目n與總基元體數目N的比值，即：

式中：n為巖石因受荷達到某一應變水平時基元體發生破壞的數目，而在任意區間[ε′，ε′+dε′]內發生破壞的基元體數目為NP(ε′)dε′，當加載到某一應變ε時，則有：

聯立式(5)～(7)，化簡可得巖石動荷載損傷演化方程：

3.3 本構模型的建立

根據上述假定，巖石試樣宏觀上表現為各向同性，且初始狀態相一致，則巖石試樣在高溫水冷和動荷載作用下的損傷發展過程如圖10 所示。根據損傷力學和應變等價原理[31]，巖石在高溫水冷和動荷載耦合作用下的總損傷變量D為：

將式(4)和(8)代入式(9)，化簡可得：

根據連續損傷力學理論[32]，在主動圍壓作用下，巖石高溫水冷動態損傷本構方程可表示為：

式中：ED0為巖石初始動態彈性模量，μ為 泊松比，σ3為圍壓荷載。將式(10)代入式(11)，可將本構方程改寫為：

式(12)為主動圍壓作用下玄武巖高溫水冷動態損傷本構模型，該模型綜合考慮了高溫水冷、沖擊荷載及圍壓等因素。由上述本構方程和實驗數據可得，高溫水冷作用會對巖石造成損傷，從而降低巖石的動態強度，表現出溫度劣化效應，而主動圍壓可為試樣提供徑向約束力，從而增強巖石的動態強度，體現了圍壓強化效應。另外需強調的是，在本文中的研究范圍內，玄武巖高溫水冷損傷變量DT主要受溫度和水冷的影響，為應變率無關量，且該變量是利用試樣在靜載條件下所測得的彈性模量來計算的。玄武巖荷載損傷變量Dε則主要受沖擊荷載力的大小、作用溫度及圍壓的影響，本文中，將每組實驗的沖擊氣壓均設定為1.0 MPa，則每組試樣應變率的變化皆由溫度、圍壓引起，因此，為考慮應變率對荷載損傷變量Dε的影響，依據文獻[33]的研究，將與Dε相關的動力特性參數都視為應變率的相關量，即依據不同應變率下的峰值應力、峰值應變和彈性模量等參數，利用數值擬合方法得到上述動力特性參數與應變率的關系式，從而得到不同應變率下的荷載損傷變量Dε。因此，上述本構方程雖然是在靜態力學的基礎上構建的，但在本文中的研究范圍內也適用于動態力學方面的推導。

3.4 本構模型的參數及驗證

為驗證上述玄武巖高溫水冷動態損傷本構模型的準確性，需確定的參數有ED0、EJ0、EJT、α、m、μ及σ3。其中動態彈性模量參數ED0、靜態彈性模量參數EJ0和EJT均可直接通過實驗數據獲??；σ3則根據每組實驗過程中所施加的圍壓值來確定；泊松比 μ 可由巖石單軸抗壓實驗確定；Weibull 分布參數 α 和m可采用極值法進行求解，即根據高溫水冷玄武巖的動態應力-應變曲線，獲得其相應的峰值應力 σc和峰值應變 εc，再利用應力-應變曲線的邊界條件求出，即應力與應變之間存在以下幾何關系：

根據應變等價假設，可得高溫水冷后玄武巖的受荷損傷本構方程為：

式中：EDT為巖石溫度水冷后的動態彈性模量。將式(8)代入式(14)，高溫水冷后玄武巖的受荷損傷本構方程可改寫為：

再利用式(13)中應力與應變之間的幾何關系可得：

聯立式(16)和(17)，可以得到Weibull分布參數α和m：

利用式(12)所建立的本構模型、本構模型相關參數計算方法、靜壓實驗數據以及圍壓下高溫水冷玄武巖動力學實驗數據，可確定本構模型參數，如表3 所示。

表3 本構模型參數Table 3 Constitutive model parameters

由圖11 可以看出，在不同組合加載條件下，高溫水冷動態損傷本構模型所計算出的理論曲線與實驗曲線總體上具有較好的一致性，尤其是在曲線的上升階段，理論曲線所表征的彈性模量、峰值應力和峰值應變等特征與實驗曲線特征的匹配程度較高，說明所建立的本構模型可以較好地反映玄武巖動態力學特性與溫度、圍壓之間的關系，在一定程度上驗證了該本構模型的合理性。但是在曲線峰后下降階段，由于巖石在發生破壞后破碎塊度分布的隨機性和在高圍壓作用下的峰后回彈特性，導致理論曲線與實驗曲線在殘余承載力和峰后趨勢方面存在一定偏差。因此，未來還需對該高溫水冷動態損傷本構模型進行更進一步研究。

圖11 玄武巖的應力-應變實驗曲線與理論曲線Fig.11 Experimental and theoretical stress-strain curves of basalt

4 結 論

利用帶圍壓SHPB 實驗系統對常溫（25 ℃）和高溫（100、300、450 和600 ℃）水冷后的玄武巖進行了3 組圍壓（2、4 和6 MPa）下的動態壓縮實驗，分析了溫度和圍壓對玄武巖動力特性及破壞特征的影響，并構建了相應的理論本構模型，得到以下主要結論。

(1) 在本文中的研究范圍內，隨著溫度升高，試樣的應力-應變曲線在線彈性變形階段的斜率降低，屈服階段平臺越漸明顯，表明玄武巖塑性特征逐漸增強；溫度一定時，試件的峰值應力、彈性階段斜率與圍壓荷載呈正相關。

(2) 圍壓一定時，隨著溫度升高，試樣的動態峰值應力、動態彈性模量逐漸降低，且圍壓越高，溫度劣化效應越顯著；不同溫度水冷后，玄武巖試樣的動力特性均存在圍壓強化效應，但600 ℃下圍壓強化作用相比于25 ℃試樣有所減弱。圍壓一定時，隨著溫度升高，試樣的破碎程度不斷加劇；溫度一定時，隨著圍壓的升高，試樣的破碎程度逐漸降低。

(3) 本文中所建立的玄武巖動態本構模型參數少、易于求解。理論曲線與實驗曲線吻合度較高，該本構模型可較好地反映出玄武巖動態力學特性與溫度、圍壓之間的關系，可用于預測玄武巖在高溫水冷和主動圍壓耦合作用下的動態力學行為，從而為地下資源開發及地下工程防護提供理論支持。