高溫-水冷循環作用對花崗巖沖擊壓縮力學性能的影響

謝梓涵,李宇白,翟越

(長安大學地質工程與測繪學院,西安 710054)

近年來,隨著化石能源逐漸枯竭和環境污染日趨嚴重,地熱能迅速發展[1-2]。目前,全球主要利用增強型地熱系統(enhanced geothermal system,EGS)來提取干熱巖中儲存的熱能并用于發電[3-6]。在干熱巖開采過程中,高溫井壁與低溫鉆井液直接接觸,井壁巖石急速冷卻[7-8],干熱巖體經歷了多次高溫-水冷循環。此外,由于鉆井作業產生的擾動載荷作用,巖石力學性能進一步劣化,井壁附近巖石穩定性下降,極易造成井壁坍塌事故,甚至誘發地震等突發性地質災害。因此,為了安全、持續、穩定地開發利用干熱巖地熱資源,研究高溫-水冷循環作用對巖石動態力學性能的影響具有重要工程意義。

目前,國內外眾多學者圍繞高溫后和高溫下巖石的靜態和動態力學性能開展了大量試驗研究。在靜力學方面,賈蓬等[9]在不同溫度(25～800 ℃)下對高溫-水冷卻后的花崗巖試件開展單軸壓縮試驗,發現抗壓強度、彈性模量與溫度均呈負相關,并且得出800 ℃是彈性模量開始迅速降低的臨界溫度。Chen等[10]在不同溫度(25～800 ℃)下對高溫-水冷卻后的花崗巖試件開展單軸壓縮試驗,發現花崗巖峰值應力和彈性模量在20～400 ℃和600～800 ℃的溫度范圍內均隨溫度的升高而降低,在400～600 ℃溫度范圍內則均隨溫度的升高而增加。Xu等[11]在不同溫度(25～850 ℃)實時高溫下對花崗巖開展單軸壓縮試驗,發現花崗巖峰值應力、彈性模量與實時高溫溫度均呈負相關。在動力學方面,平琦等[12]采用分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)試驗裝置對常溫和經歷100～800 ℃高溫作用后的石灰巖試件進行0.5 MPa沖擊氣壓下的沖擊壓縮試驗,發現試件動態抗壓強度和動態彈性模量隨溫度升高表現為先小幅上升再大幅下降,破壞程度隨溫度上升而加劇。Fan等[13]采用SHPB試驗裝置對不同溫度(25～800 ℃)高溫作用后的花崗巖進行沖擊壓縮試驗,發現花崗巖動態抗壓強度隨溫度的增加呈線性下降趨勢。Guo等[14]采用SHPB試驗裝置對不同升溫速率(0、2、20、40 ℃/min)和不同高溫(400、600、800 ℃)下的花崗巖進行沖擊壓縮實驗,發現花崗巖動態抗壓強度、動態彈性模量與升溫速率、溫度均呈負相關,與峰值應變則呈正相關。

國內外學者對高溫循環作用后巖石的靜態和動態力學性能開展了試驗研究。在靜力學方面,余莉等[15]對不同溫度、不同高溫-水冷循環次數下的花崗巖開展單軸壓縮試驗,發現相比循環次數的增加,溫度升高對花崗巖物理力學性質的劣化作用更為強烈。彭海旺等[16]對300 ℃下經歷不同次數高溫水冷熱沖擊的花崗巖進行靜態壓縮試驗,發現隨著循環次數的增加,花崗巖抗壓強度下降,破壞模式轉變。楊敏等[17]對不同循環升溫-水冷條件下的花崗巖試件進行單軸壓縮試驗,發現升溫導致花崗巖強度呈降低趨勢,整體塑性增強,而循環次數的增加使巖石脆性提高。在動力學方面,Gao等[18]采用SHPB試驗裝置對500 °C下高溫循環作用0、1、3、5、7次后的花崗巖試件進行3種沖擊氣壓下的沖擊壓縮試驗,發現花崗巖動態抗壓強度隨循環次數的增加呈指數函數下降趨勢,并且應變率對動態抗壓強度有明顯強化效應。

綜上所述,學者們的研究主要集中于高溫對巖石力學性能的影響,圍繞高溫循環后巖石靜力學特性的研究也已取得較多成果,而針對高溫循環后巖石動力學特性的研究相對較少,且冷卻方式多為自然冷卻,對水冷卻鮮有研究。在干熱巖開采等工程實際中,巖石往往處于高溫-水冷循環和動態荷載相互耦合的復雜應力狀態之中,高溫-水冷循環作用對巖石動態力學性能的影響有待進一步研究。鑒于此,現對經歷不同次數高溫-水冷循環后的花崗巖試件進行物理性質試驗、沖擊壓縮試驗和篩分試驗,分析其物理性質劣化規律、沖擊壓縮力學性能變化規律、應變率效應及破碎分形規律,完善其動力學特性研究成果,以期為干熱巖的安全開采提供參考。

1 試驗設備與方法

1.1 試件制備

本試驗所采用的試件均來自色季拉山花崗巖體。試件主要礦物成分為:石英(53.4%)、斜長石(25.4%)、鉀長石(6.8%)、云母(7.2%)、綠泥石(2.2%)和磁鐵礦(5.0%)。

根據《工程巖體試驗方法標準》(GB/T 5026—2013),花崗巖試件加工為直徑為49 mm、高度為25 mm的圓柱形,試件高徑比為0.51。本試驗循環次數設置為0、2、4、6次,加載速率設置為8.6、14.6和18.8 m/s,共12種工況,每種工況重復3次,共36塊花崗巖試件,所用試件如圖1所示。經測量,本試驗選取的試件平均密度為2.63 g/cm3,密度變異系數為0.40%;平均P波波速為3.51 km/s,波速變異系數為2.81%。

圖1 花崗巖試件

1.2 高溫-水冷循環試驗

適合商業開發的干熱巖儲層主要是花崗巖,深度為5～6 km,溫度可達500 ℃[19]。此外,根據相關研究成果,400 ℃高溫循環溫度是影響巖石動態力學性能的重要溫度閾值[20],因此,本試驗將目標溫度設置為400 ℃。在P波波速檢測試驗中,循環次數由4次增加至6次,花崗巖試件的波速變化幅度很小,僅有7.5%,因此,本試驗將最大循環次數設置為6次。

將常溫花崗巖試件在SX2-8-12TP型高溫電阻爐內以10 ℃/min的升溫速率加熱至目標溫度,隨后保持恒溫2 h,使各試件受熱均勻;打開爐門,將試件快速放入水中冷卻至室溫。將上述過程定義為一次高溫-水冷循環,分別重復2、4、6次,從而得到不同工況高溫-水冷循環花崗巖試件。

1.3 沖擊壓縮力學試驗

采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)系統(圖2)進行沖擊壓縮力學試驗。桿件彈性模量為210 GPa,密度為7 800 kg/m3,撞擊桿、入射桿、透射桿長度分別為500、2 500和2 000 mm,各桿件直徑均為50 mm。本次試驗沖擊氣壓設置為0.2、0.4和0.6 MPa,對應加載速率分別為8.6、14.6和18.8 m/s。經測算,本工況下平均應變率為102～103s-1。

圖2 SHPB系統

收集沖擊壓縮試驗后破碎的試件,采用ZBSX-92A型震擊式標準振擺儀對破碎試件進行篩分試驗,篩孔直徑分別為0.5、2.36、4.75、9.5、13.2、16和19 mm。

2 試驗結果分析

2.1 外觀分析

分別對經歷0、2、4、6次高溫-水冷循環后的花崗巖試件進行外觀觀測,試件外觀如圖3所示。

圖3 不同循環次數下的花崗巖外觀

從圖3可以看出,隨著循環次數的增加,試件表面顏色由灰白色逐漸變為暗黃色,并且粗糙程度逐漸增大;從圖3(c)可以看出,循環4次時,由于花崗巖中含鐵礦物磁鐵礦的氧化,試件表面有棕橙色斑點出現;從圖3(a)～圖3(c)可以看出,花崗巖試件在經歷4次循環后底面開始出現裂紋(紅色虛線);從圖3(d)可以看出,花崗巖試件在經歷6次循環后底面部分邊緣處發生破碎,裂紋數量增多、長度增長、深度加深。這說明高溫-水冷循環作用使花崗巖內部的礦物成分發生了復雜的理化反應,對花崗巖有一定劣化作用。

2.2 密度、P波波速變化規律

經歷0、2、4、6次高溫-水冷循環后花崗巖試件的體積、質量、密度和P波波速等基本物理性質參數如表1所示。各項數據均為去掉最大值和最小值后的平均值。

表1 基本物理性質參數

可以看出,花崗巖試件密度隨循環次數的增加整體呈下降趨勢。根據表1中數據,經歷6次高溫-水冷循環,花崗巖密度由2 634.0 kg/m3下降至2 607.8 kg/m3,降幅為0.99%。分析認為,試件質量的減小和體積的增大導致了其密度的降低。質量減少有兩方面的原因,一方面,花崗巖內部附著水在100 ℃左右逸出,結合水在100～300 ℃的溫度范圍內逸出,結晶水在400 ℃以內的溫度范圍從巖石內部析出,并汽化逸出[21],隨著加熱升溫至400 ℃,試件內部水分不斷蒸發;另一方面,高溫作用大大減弱了花崗巖內部礦物成分間的膠結能力,導致脫落的礦物顆粒增多。此外,加熱過程中的高溫作用使花崗巖內部礦物晶體膨脹,高溫-水冷循環作用產生的循環熱應力導致花崗巖內部裂紋增多,從而造成試件體積的增大。因此,隨著循環次數的增加,試件密度逐漸降低。

P波波速能夠很好地反映巖石內部的損傷情況,巖石內部越致密、均質性越好,波速越大。根據表1中數據,花崗巖試件P波波速隨循環次數的增加呈先快后慢的下降趨勢。試件經歷6次高溫-水冷循環,波速由3.513 km/s下降至1.649 km/s,降幅高達53.06%,試件經歷2次高溫-水冷循環,波速降幅高達42.53%,而之后每兩次循環間的降幅則分別為11.74%、7.46%。分析認為,巖石內部因裂紋產生而出現的空洞和不密實區會降低超聲波傳播速度,P波波速的下降說明隨著循環次數的增加,試件內部裂紋不斷產生、擴展,試件損傷程度逐漸增大。當循環次數達到4次,試件內部裂紋與空洞的增長速度有所減緩,當循環次數增加至6次,試件損傷程度趨于最大。

綜合考慮加熱過程中的高溫作用、高溫后的水冷卻作用以及循環作用,對花崗巖損傷機理進行分析:一方面,在高溫作用下花崗巖內部原有缺陷不斷擴大,且由于花崗巖內部礦物組成成分的熱膨脹系數存在差異,礦物顆粒發生不協調的熱變形,礦物顆粒間產生的沖擊熱應力加速了試件內部裂紋產生;另一方面,高溫后花崗巖遇水急劇冷卻,在短時間內產生大量熱交換,試件表面溫度發生劇烈變化,內外溫差產生的熱應力在試件表面產生拉應力、內部產生壓應力[22],在這兩種應力的作用下,新的裂紋產生。隨后,冷水逐漸滲入,花崗巖內部高溫礦物顆粒遇冷急劇收縮,再次發生不均勻變形,在水冷卻過程中,高溫水蒸氣不斷產生,花崗巖在其作用下發生熱破裂,產生數量隨機分布的次生裂縫[23],損傷進一步加劇。此外,隨著循環次數的增加,花崗巖內部裂紋逐漸積累,損傷程度逐漸增大。

2.3 動態應力-應變曲線變化規律

對經歷不同次數高溫-水冷循環后的花崗巖試件進行3種加載速率下的沖擊壓縮試驗,得到的動態應力-應變曲線如圖4所示。

圖4 動態應力-應變曲線

從圖4可以看出,花崗巖動態應力-應變曲線變化規律基本相似,可分為壓密階段、彈性變形階段和破壞階段3個階段。在壓密階段,應力-應變曲線斜率不斷增大,原因為外力作用使試件內部微裂紋閉合,密實度提高;在彈性變形階段,應力-應變曲線近似為直線,其斜率為試件的動態彈性模量;應力達到峰值應力后,試件進入破壞階段,此時應力-應變曲線斜率變為負值,應變繼續增加但應力持續下降,試件承載能力隨應變的增加不斷降低,直至試件完全失去強度。

觀察應力-應變曲線中的峰值應力,在相同加載速率下,試件峰值應力隨循環次數的增加呈下降趨勢;在相同循環次數下,試件峰值應力隨加載速率的增大呈上升趨勢。

2.4 動態抗壓強度變化規律

動態抗壓強度反映了巖石在沖擊載荷下的承載能力,對巖體工程結構的穩定性和安全性有著非常重要的意義。花崗巖試件在不同加載速率下的動態抗壓強度隨循環次數的變化如圖5所示。

圖5 花崗巖動態抗壓強度隨循環次數的變化

從圖5可以看出,在相同加載速率下,試件動態抗壓強度隨循環次數的增加呈先快后慢的下降趨勢,這與P波波速隨循環次數的變化規律相似。以8.6 m/s加載速率為例,花崗巖試件經歷6次高溫-水冷循環,動態抗壓強度由98.59 MPa下降至84.18 MPa,降幅為14.62%,動態抗壓強度每兩次循環間的降幅則分別為10.39%、3.17%、1.60%。這是因為高溫-水冷循環作用產生的熱應力對花崗巖試件造成的熱損傷隨循環次數的增加而不斷積累,導致試件動態抗壓強度逐漸降低。并且在較低的循環次數下,試件原有缺陷迅速擴展,內部結構熱應力損傷程度急劇增大,表現為動態抗壓強度顯著降低。

加載速率對試件動態抗壓強度的影響則更為顯著,在相同循環次數下,加載速率越高,試件動態抗壓強度越大,表現出明顯的應變率強化效應。以0次循環為例,試件在14.6 m/s和18.8 m/s加載速率下的動態抗壓強度分別為121.20 MPa和143.16 MPa,相較于8.6 m/s加載速率下的98.59 MPa,增幅分別為22.93%和45.21%。

2.5 破碎形態變化規律

通過篩分試驗,得到不同循環次數下花崗巖試件受動態沖擊載荷后的破碎形態以及各粒徑范圍破碎顆粒的質量百分比,如圖6所示。

圖6 花崗巖破碎形態

從圖6(a)～圖6(d)可以看出,隨著循環次數的增加,破碎顆粒質量百分比在大粒徑范圍逐漸減少,在中、小粒徑范圍則相應增加。以8.6 m/s加載速率為例,花崗巖試件經歷6次高溫-水冷循環,粒徑>19 mm的大粒徑顆粒質量百分比由64.28%下降至14.22%;粒徑在9.5～13.2 mm范圍的中粒徑顆粒質量百分比由4.54%增加至22.91%;粒徑<4.75 mm的小粒徑顆粒質量百分比由3.15%增加至20.61%。這說明高溫-水冷循環作用對花崗巖試件的動態力學性能存在劣化作用,隨著循環次數的增加,試件承載能力降低、破碎程度增大。

從圖6(a)、圖6(e)和圖6(f)可以看出,隨著加載速率的增加,大塊顆粒減少或消失,小塊顆粒及粉末增多,試件主要破壞模式由劈裂破壞變為塊狀、粉碎破壞。以0次循環為例,當加載速率由8.6 m/s增加至18.8 m/s,粒徑>13.2 mm的顆粒質量百分比由90.69%下降至0,相應粒徑<13.2 mm的顆粒質量百分比由9.31%增加至100%。這說明試件破碎程度隨加載速率的增加而顯著增大。從花崗巖細觀結構進行分析,在低加載速率下,新生裂紋來不及擴展貫通,試件破壞主要是因為內部原生裂紋的滑移[24],所以破壞后大尺寸碎塊較多、細小粉末顆粒較少;而隨著加載速率的增加,試件吸收的能量增多,促進了試件內部原生裂紋和細小新生裂紋的發育與擴展,導致試件內部裂紋越發貫通,所以破壞后大尺寸碎塊較少、細小粉末顆粒增多。

2.6 分形維數變化規律

分形維數作為表征巖石破碎程度的定量指標,是巖石細觀結構、破壞方式及試件形狀尺寸等因素的綜合反映[25],按照質量-頻率度量方法[26],分形維數D計算公式為

(1)

D=3-K

(2)

式中:X為碎塊粒徑;MX為粒徑小于X的碎塊質量之和;M為碎塊總質量;Xm為碎塊最大粒徑;K為碎塊分布參數;D為破碎試件塊度分布的分形維數。

花崗巖分形維數隨循環次數的變化如圖7所示。從圖7可以看出,分形維數和破碎形態在分析試件破碎規律上具有一致性。在相同加載速率下,試件分形維數隨循環次數的增加呈上升趨勢。經歷6次高溫-水冷循環,加載速率為8.6 m/s時,試件分形維數由1.970 2增加至2.139 9,增幅為8.61%;加載速率為14.6 m/s時,試件分形維數由2.148 2增加至2.395 7,增幅為11.52%;加載速率為18.8 m/s時,試件分形維數由2.484 2增加至2.569 6,增幅為3.44%。

圖7 花崗巖分形維數隨循環次數的變化

3 結論

(1)隨著循環次數的增加,花崗巖試件顏色逐漸變暗、變黃,表面裂紋逐漸擴展、加深,粗糙程度增大;試件密度隨循環次數的增加呈下降趨勢,經歷6次高溫-水冷循環,密度降幅為0.99%;試件P波波速隨循環次數的增加呈先快后慢的下降趨勢,波速每兩次循環間的降幅分別為42.53%、11.74%、7.46%。高溫-水冷循環對花崗巖物理性質有明顯劣化作用。

(2)在相同加載速率下,試件動態抗壓強度隨循環次數的增加呈下降趨勢,經歷6次高溫-水冷循環,降幅為14.62%～18.27%;在相同循環次數下,試件動態抗壓強度隨加載速率的增大而顯著增加,表現出明顯的應變率強化效應。

(3)在相同加載速率下,隨著循環次數的增加,破碎顆粒質量百分比在大粒徑范圍逐漸減少,在小粒徑范圍則相應增加,表現為試件的破碎程度逐漸加劇;加載速率對試件破碎形態的影響更為顯著,在相同循環次數下,隨著加載速率的增大,大粒徑顆粒減少或消失,小粒徑顆粒及粉末增多,試件主要破壞形式由劈裂破壞變為塊狀、粉碎破壞。

(4)分形維數和破碎形態在分析試件破碎規律上具有一致性。在相同加載速率下,試件分形維數隨循環次數的增加而增加,經歷6次高溫-水冷循環,增幅為3.44%～11.52%。