陳徐東，馮璐，王佳佳，郭勝山，徐宇帆

(1. 河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇 南京，210098；2. 東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京，210096；3. 中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，北京，100048)

隨著油氣開(kāi)采、地?zé)崮荛_(kāi)發(fā)、地下洞室開(kāi)挖和壩基選址等巖土工程的開(kāi)展，地下空間得到愈加充分利用。然而，隨著地層深度增加，巖體溫度逐漸增大，巖體在高溫及地應(yīng)力作用下的物理及力學(xué)特性發(fā)生顯著改變[1]。同時(shí)，高溫引起巖石內(nèi)部發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，礦物組分改變[2]，對(duì)巖體整體穩(wěn)定性及工程安全性造成重大影響。

目前，有關(guān)高溫及高壓作用對(duì)不同類(lèi)型巖石力學(xué)行為影響的研究主要集中于高溫處理前后巖石密度、波速、強(qiáng)度和變形性能的變化[3-8]。巖石的力學(xué)特性變化存在溫度閾值，在溫度閾值前后不同巖石呈現(xiàn)出3 種變化趨勢(shì)[9]。徐小麗等[10]對(duì)高溫處理后花崗巖開(kāi)展了不同圍壓下的三軸壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著溫度升高，巖石的破壞模式由脆性破壞向塑性破壞轉(zhuǎn)變；吳陽(yáng)春等[11]對(duì)高溫處理后花崗巖開(kāi)展了單軸壓縮、巴西劈裂和變角剪切試驗(yàn)，分析其物理力學(xué)特性；ZHANG等[12]研究了石灰?guī)r和砂巖在高溫高壓下的性能；YANG等[13]分析了不同高溫處理后砂巖物理特性、力學(xué)性質(zhì)、滲透性能及微觀結(jié)構(gòu)的演變。

凝灰?guī)r為火山碎屑巖的一種，關(guān)于其高溫處理后力學(xué)特性的研究還較少。朱合華等[14-15]分別對(duì)高溫處理后的熔結(jié)凝灰?guī)r和凝灰角礫巖開(kāi)展單軸壓縮試驗(yàn)，分析其峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和彈性模量與溫度的關(guān)系；HEAP 等[16]研究了高溫對(duì)3 種凝灰?guī)r強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明僅1 種凝灰?guī)r強(qiáng)度下降，其余2 種凝灰?guī)r不受高溫影響；YE 等[17]對(duì)綠凝灰?guī)r進(jìn)行了20～80 ℃范圍的三軸壓縮和三軸蠕變?cè)囼?yàn)；KUSHNIR等[18]測(cè)試了一種含天然沸石化凝灰?guī)r的混凝土材料的耐火性能。目前，針對(duì)高溫處理后巖石力學(xué)性能的研究主要集中于花崗巖和砂巖，這是因?yàn)檫@2類(lèi)巖石的分布較廣泛，獲取相對(duì)方便。然而，針對(duì)凝灰?guī)r的研究還較少，缺乏足夠的數(shù)據(jù)可供參考，且已有的試驗(yàn)方法和研究手段較為單一，三軸加載試驗(yàn)相關(guān)研究較少。因此，有必要對(duì)凝灰?guī)r在不同高溫下的三軸壓縮力學(xué)行為進(jìn)行研究。

凝灰?guī)r作為火山高發(fā)地區(qū)常見(jiàn)的巖石材料，其自身強(qiáng)度較低。印度尼西亞處于環(huán)太平洋火山地震帶上，火山、地震、海嘯等自然災(zāi)害頻發(fā)。在此工程背景下，巴丹托魯水電站壩址基巖不可避免地受到高溫處理的影響，因此，研究其在高溫影響下的力學(xué)行為，對(duì)水電站工程建基面的選取、災(zāi)害防治及安全判別具有重要意義。本文選取巴丹托魯水電站的壩址區(qū)凝灰?guī)r為研究對(duì)象，分別開(kāi)展不同高溫(100，200 和300 ℃)及圍壓(0，0.5，2.5 和5.0 MPa)下的三軸壓縮試驗(yàn)，分析其破壞過(guò)程、破壞模式、力學(xué)參數(shù)及損傷演變規(guī)律，以期為實(shí)際工程的安全判別及設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)材料

凝灰?guī)r試樣開(kāi)采自巴丹托魯水電站壩址區(qū)，主要成分為火山灰，屬于微風(fēng)化巖樣，存在輕微“掉渣”現(xiàn)象，如圖1 所示。巖樣呈深灰色，結(jié)構(gòu)較松散，外觀粗糙，表面存在因礦物脫落而產(chǎn)生的孔隙。三軸壓縮試驗(yàn)的巖樣為直徑50 mm、高度100 mm的圓柱體，高徑比為2.0。巖樣高度和直徑的誤差不超過(guò)0.01 mm，2 個(gè)端面的平整度偏差不超過(guò)0.005 mm。對(duì)凝灰?guī)r的基本物理力學(xué)性質(zhì)開(kāi)展測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 巴丹托魯水電站壩址基巖的基本物理力學(xué)性質(zhì)Table 1 Basic physical and mechanical properties of bedrock at Badantolu hydropower station dam site

圖1 凝灰?guī)r試樣Fig.1 Tuff samples

凝灰?guī)r位于水電站附近，含水率較高，且其力學(xué)性質(zhì)易受含水率影響，因此，對(duì)全部巖樣進(jìn)行飽和處理。采用真空抽氣法飽和，真空壓力為100 kPa，總抽氣時(shí)間大于4 h，將飽和試樣置于水中養(yǎng)護(hù)。通過(guò)高溫爐對(duì)巖樣進(jìn)行熱處理，溫度上升速率為5 ℃/min，將試樣加熱到預(yù)定溫度后保持2 h，然后以相同速率冷卻至室溫。

1.2 加載工況

圖2所示為MTS三軸試驗(yàn)加載裝置。該裝置最大靜荷載為2 700 kN，圍壓控制范圍為0～100 MPa。結(jié)合伺服控制系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)三軸應(yīng)力加載，通過(guò)施加軸向力和圍壓開(kāi)展三軸壓縮試驗(yàn)。巖樣的軸向應(yīng)變及徑向應(yīng)變均通過(guò)線性可變位移傳感器(linear variable displacement transducers，LVDTs)測(cè)量，環(huán)向應(yīng)變通過(guò)徑向應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)測(cè)量，精度可達(dá)微米級(jí)。

圖2 三軸試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Triaxial test apparatus

在不同圍壓下，對(duì)不同高溫處理后的凝灰?guī)r進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn)。當(dāng)溫度分別為100，200，和300 ℃時(shí)，巖樣編號(hào)分別為BTD-1，BTD-2 和BTD-3；對(duì)于巖樣BTD-1，當(dāng)圍壓分別為0，0.5，2.5和5.0 MPa時(shí)，分別命名為BTD-1-1，BTD-1-2，BTD-1-3 和BTD-1-4，其余依此類(lèi)推。通過(guò)軸向位移控制加載，加載速率為0.001 mm/s。加載過(guò)程中采用橡膠套密封巖樣，以防止油體滲入試樣。先將圍壓提高到預(yù)定水平并保持恒定一段時(shí)間，再施加軸向荷載。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖3 所示為不同高溫處理后凝灰?guī)r應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖3可見(jiàn)：與常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)所得結(jié)果相似，高溫處理后巖樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為5個(gè)階段，即初始?jí)好茈A段、彈性變形及裂紋穩(wěn)定增長(zhǎng)階段、裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展階段、軟化階段和殘余階段。當(dāng)圍壓σ3=0 MPa時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線中初始?jí)好芏屋^明顯，巖樣內(nèi)部微裂紋閉合，孔隙壓縮。當(dāng)溫度由100 ℃上升到300 ℃后，壓密階段的軸向應(yīng)變和體積應(yīng)變?cè)龃?。由圖3可以看出，該階段的體積應(yīng)變主要由軸向應(yīng)變引起，幾乎不發(fā)生側(cè)向應(yīng)變。溫度升高導(dǎo)致巖樣體積增大，水分蒸發(fā)及礦物間化學(xué)反應(yīng)引起巖樣質(zhì)量大幅降低[8]，故密度降低，內(nèi)部孔隙尺寸增大，初始?jí)好茈A段特征更為顯著。隨著圍壓增大，應(yīng)力-應(yīng)變曲線中初始?jí)好茈A段占整個(gè)加載過(guò)程的比例減小。

應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)入裂紋擴(kuò)展階段后，體積應(yīng)變逐漸減小，試樣由壓縮轉(zhuǎn)向擴(kuò)容。與溫度相比，曲線的形態(tài)和變化規(guī)律對(duì)圍壓更加敏感，圍壓越高，試樣峰后軟化段曲線的跌落趨勢(shì)越平緩，表明試樣由脆性破壞向延性破壞過(guò)渡，且峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和殘余應(yīng)力均隨圍壓增大而增大。

為了進(jìn)一步分析凝灰?guī)r在不同高溫處理及圍壓下的脆-延性過(guò)渡特征，采用基于巖樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰后段的脆性指數(shù)Ip進(jìn)行分析[19]：

式中：Ip1為峰后應(yīng)力下降的相對(duì)幅值；Ip2代表峰后應(yīng)力下降的速度，Ip1和Ip2取值均為0～1；σa為峰值應(yīng)力；σr為殘余應(yīng)力；kac為峰值應(yīng)力點(diǎn)和殘余階段起始點(diǎn)連線的斜率。Ip可用于評(píng)價(jià)不同類(lèi)型巖石在單軸或三軸荷載作用下的脆性，Ip越大，表明巖石的脆性越強(qiáng)。

圖4所示為凝灰?guī)r脆性指數(shù)與溫度的關(guān)系。由圖4可以看出：當(dāng)σ3=0～2.5 MPa時(shí)，Ip隨圍壓增大而下降，表明其脆性下降，延性增大；當(dāng)σ3=5.0 MPa 時(shí)，Ip隨溫度變化的波動(dòng)較小，這是因?yàn)楦邍鷫合魅趿藴囟刃?yīng)。Ip與溫度近似呈線性下降關(guān)系，且下降速率隨圍壓的增大而減小，說(shuō)明高溫處理產(chǎn)生的熱應(yīng)力能夠提升凝灰?guī)r的延性。

圖4 凝灰?guī)r脆性指數(shù)與溫度的關(guān)系Fig.4 Relationship between brittle index and temperature of tuff

2.2 體積應(yīng)變特性

圖5 所示為不同高溫處理后試樣體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線。由圖5可見(jiàn)：初始加載階段的體積應(yīng)變?yōu)檎?，說(shuō)明試樣體積收縮，該階段溫度對(duì)體積收縮程度的影響并不明顯。隨著加載過(guò)程的進(jìn)行，當(dāng)體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線達(dá)到轉(zhuǎn)折點(diǎn)時(shí)，試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)入非線性增長(zhǎng)階段，側(cè)向應(yīng)變急劇增大，試樣由壓縮狀態(tài)進(jìn)入擴(kuò)容狀態(tài)。體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線下降段的斜率較大，表明軸向應(yīng)變?cè)隽枯^小時(shí)體積應(yīng)變?cè)龇^大。

圖5 不同高溫處理后體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線Fig.5 Volumetric strain-axial strain curves after different high temperature treatments

圖6 所示為不同圍壓下試樣體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線。從圖6可以看出：試樣的體積應(yīng)變對(duì)圍壓的變化更敏感。σ3=0 MPa 時(shí)，曲線過(guò)拐點(diǎn)后體積應(yīng)變絕對(duì)值急劇增大，表明試樣擴(kuò)容速率增大。隨著圍壓增大，曲線下降段斜率減小，跌落趨勢(shì)減緩，表明試樣延性增強(qiáng)，且高圍壓下的最終體積應(yīng)變普遍大于σ3=0 MPa 時(shí)的最終體積應(yīng)變，說(shuō)明圍壓增加使凝灰?guī)r具有更大的變形空間。

圖6 不同圍壓下體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線Fig.6 Volumetric strain-axial strain curves under different confining pressures

2.3 破壞模式

圖7所示為不同高溫處理后凝灰?guī)r的破壞形態(tài)(σ3=2.5 MPa)，可見(jiàn)試樣全部為剪切破壞。巖樣的破壞形式包括脆性破壞、半脆性破壞和延性破壞；失穩(wěn)形式包括突發(fā)型失穩(wěn)、準(zhǔn)突發(fā)型失穩(wěn)和漸進(jìn)型失穩(wěn)3 種模式[13]。突發(fā)型失穩(wěn)主要表現(xiàn)為應(yīng)力-應(yīng)變曲線的陡降，漸進(jìn)失穩(wěn)的峰后曲線較為平緩。由圖7可以看出：當(dāng)圍壓相同時(shí)，不同高溫處理后巖樣的破壞形式存在差異；當(dāng)t=100 ℃和t=200 ℃時(shí)，巖樣僅存在一個(gè)貫通的主破裂面，破裂面平整光滑，巖樣具有明顯的脆性破裂特征；而經(jīng)300 ℃高溫處理后，巖樣存在不止1 個(gè)貫通破裂面，破裂面交匯處出現(xiàn)擠壓導(dǎo)致的巖石粉碎現(xiàn)象，且破裂面較為粗糙，巖樣整體結(jié)構(gòu)更加松散，巖石碎屑增多，延性破壞特征明顯。從圖3(c)和圖4同樣可以看出：當(dāng)溫度由100 ℃升高至300 ℃后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線的峰后段下降趨勢(shì)減緩，脆性指數(shù)下降，與巖樣的“脆性破壞-半脆性破壞-延性破壞”的模式轉(zhuǎn)變相符合，表明實(shí)際工程中巖石的破壞模式易受地層溫度及外界環(huán)境的影響。

圖7 不同高溫處理前后凝灰?guī)r的破壞形態(tài)(σ3=2.5 MPa)Fig.7 Failure modes of tuff before and affter different high temperature treatments(σ3=2.5 MPa)

圖8 所示為不同圍壓下凝灰?guī)r的破壞形態(tài)(t=100 ℃)。由圖8 可以看出，當(dāng)σ3=0 MPa 時(shí)，巖樣表面裂紋的分布方向平行于軸向應(yīng)力σ1，以脆性張拉破壞為主；隨著圍壓增大，巖樣向剪切破壞轉(zhuǎn)變，主破裂面與σ1的夾角約呈30°，失穩(wěn)形式由突發(fā)型失穩(wěn)向漸進(jìn)型失穩(wěn)過(guò)渡，且試樣斷裂面與水平面的夾角隨圍壓增大而增大。

圖8 不同圍壓下凝灰?guī)r的破壞形態(tài)(t=100 ℃)Fig.8 Failure mode of tuff under different confining pressures(t=100 ℃)

3 分析與討論

3.1 凝灰?guī)r峰值應(yīng)力演化特性

圖9所示為凝灰?guī)r峰值應(yīng)力與溫度的關(guān)系。從圖9可以看出：當(dāng)σ3為0～2.5 MPa時(shí)，峰值應(yīng)力整體上隨溫度升高而下降，這是因?yàn)楦邷靥幚硪饚r樣內(nèi)部礦物顆粒產(chǎn)生非均勻膨脹，發(fā)生爆裂或熔融，顆粒間膠結(jié)強(qiáng)度下降，導(dǎo)致?lián)p傷不斷積累，試樣強(qiáng)度降低；當(dāng)σ3=5.0 MPa 時(shí)，峰值應(yīng)力隨溫度升高呈先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)t為100～200 ℃時(shí)，礦物顆粒在熱應(yīng)力作用下體積增大，由于高圍壓抑制了試樣膨脹和裂隙滑移，故顆粒間接觸面積增大，孔隙和熱裂紋發(fā)生閉合，且水分蒸發(fā)和顆粒膨脹導(dǎo)致顆粒間摩擦力增大，故試件BTD-2-4的強(qiáng)度提升；當(dāng)溫度進(jìn)一步升高時(shí)，礦物顆粒內(nèi)部熱裂紋大量開(kāi)展，并釋放熱應(yīng)力，故試件BTD-3-4峰值應(yīng)力降低；高圍壓下峰值應(yīng)力演變的溫度閾值更高，同時(shí)，峰值應(yīng)力隨圍壓增大呈增大趨勢(shì)，這與常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)的結(jié)果一致，表明圍壓對(duì)試樣具有硬化作用。

圖9 凝灰?guī)r峰值應(yīng)力與溫度的關(guān)系Fig.9 Relationship between peak stress and temperature of tuff

3.2 凝灰?guī)r變形特性

根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的線性變形階段計(jì)算凝灰?guī)r的彈性模量和泊松比[20]：

式中：ε1為軸向應(yīng)變；ε3為側(cè)向應(yīng)變。分別采用60%和40%的峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變計(jì)算試樣的彈性模量。

圖10 所示為凝灰?guī)r彈性模量與溫度的關(guān)系。由圖10 可見(jiàn)：在中低圍壓(0～2.5 MPa)下，彈性模量隨溫度升高而下降，表明試樣抵抗變形的能力減弱，剛度衰減；彈性模量下降的幅度分別為54.33%，24.59%和39.45%，說(shuō)明增大圍壓能在一定程度上抑制高溫對(duì)彈性模量的削弱效應(yīng)；當(dāng)σ3=5.0 MPa時(shí)，彈性模量先增大后降低，存在溫度閾值，這是因?yàn)闊釕?yīng)力引起礦物顆粒膨脹，平均粒徑增大，巖樣內(nèi)部結(jié)構(gòu)密度增大，彈性模量增大[13]。彈性模量隨圍壓增大而增大，高圍壓能夠約束巖樣的側(cè)向變形，使礦物顆粒間的摩擦力增大，內(nèi)部結(jié)構(gòu)趨于致密，抵抗變形的能力增強(qiáng)。相比之下，溫度對(duì)彈性模量的影響更顯著。

圖10 凝灰?guī)r彈性模量與溫度的關(guān)系Fig.10 Relationship between elastic modulus and temperature of tuff

圖11 所示為凝灰?guī)r泊松比與溫度的關(guān)系。從圖11可以看出：200 ℃為泊松比變化的溫度閾值；當(dāng)溫度小于等于200 ℃時(shí)，泊松比減??；當(dāng)溫度超過(guò)200 ℃后，泊松比增大。溫度上升導(dǎo)致平均孔徑減小，裂隙閉合，試樣側(cè)向變形空間減小，因而泊松比減??；當(dāng)溫度繼續(xù)升高，大量微裂紋發(fā)育，顆粒結(jié)構(gòu)破壞，試樣膨脹變形程度增大，因而泊松比增大。泊松比隨圍壓增加呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，其原因如下：一方面，預(yù)先施加圍壓使得試樣可壓縮空間減小，泊松比增大；另一方面，圍壓對(duì)側(cè)向變形具有抑制作用，泊松比減小。不同圍壓下這2種作用占不同的主導(dǎo)地位。

圖11 凝灰?guī)r泊松比與溫度的關(guān)系Fig.11 Relationship between Poisson's ratio and temperature of tuff

材料的膨脹性是指其在剪切過(guò)程中發(fā)生的體積變化，可以用膨脹角表示，與體積應(yīng)變和剪切應(yīng)變的比值有關(guān)。通過(guò)三軸試驗(yàn)確定膨脹角，膨脹角可由體積應(yīng)變與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線的斜率計(jì)算得到[21]：

圖12 所示為凝灰?guī)r膨脹角與溫度的關(guān)系。由圖12 可見(jiàn)：在相同圍壓下，隨著溫度升高，試樣的膨脹角增大。同時(shí)，膨脹角增幅隨圍壓增大而減小，反映了圍壓對(duì)膨脹的約束作用。經(jīng)過(guò)相同高溫處理后，膨脹角隨圍壓增大而減小。

圖12 凝灰?guī)r膨脹角與溫度的關(guān)系Fig.12 Relationship between expansion angle and temperature of tuff

3.3 凝灰?guī)r黏聚力和內(nèi)摩擦角

在常規(guī)三軸試驗(yàn)中，Mohr-Coulomb(MC)強(qiáng)度準(zhǔn)則在脆性巖石的破壞中應(yīng)用最廣泛，通過(guò)MC準(zhǔn)則可以獲得內(nèi)摩擦角和黏聚力，對(duì)了解巖石的力學(xué)性質(zhì)具有重要意義。MC準(zhǔn)則假定當(dāng)材料某一平面上的剪應(yīng)力達(dá)到極限值后材料發(fā)生剪切破壞，剪切應(yīng)力與該破壞面上的正應(yīng)力相關(guān)，其在主應(yīng)力空間的表達(dá)式如下：

式中：σ1為大主應(yīng)力；σ3為小主應(yīng)力(圍壓)；Q和K分別為材料參數(shù)，與黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ有關(guān)。

凝灰?guī)r的內(nèi)摩擦角與黏聚力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

從表2可以看出：采用相同高溫處理后，巖樣的內(nèi)摩擦角整體上隨圍壓增大而下降，黏聚力隨圍壓增大而上升；當(dāng)圍壓相同時(shí)，不同高溫處理后巖樣的內(nèi)摩擦角表現(xiàn)出不同的演變規(guī)律；當(dāng)圍壓為0 MPa，2.5 MPa和5.0 MPa時(shí)，內(nèi)摩擦角先減小后增大。黏聚力隨溫度升高而下降，這是因?yàn)闇囟壬邔?dǎo)致結(jié)構(gòu)趨于松散，顆粒間黏結(jié)力減弱。相比之下，圍壓對(duì)內(nèi)摩擦角和黏聚力的影響更顯著。

表2 凝灰?guī)r內(nèi)摩擦角與黏聚力計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of internal friction angle and cohesion of tuff

為了進(jìn)一步探究溫度、圍壓與凝灰?guī)r力學(xué)性質(zhì)與變形性能的關(guān)系，采用Pearson 相關(guān)系數(shù)計(jì)算公式對(duì)其相關(guān)性進(jìn)行分析：

表3所示為溫度、圍壓與凝灰?guī)r不同特征參數(shù)的相關(guān)性。

表3 溫度、圍壓與凝灰?guī)r不同特征參數(shù)的相關(guān)性Table 3 Correlation between temperature,confining pressure and different characteristic parameters of tuff

表3 中，相關(guān)性系數(shù)的絕對(duì)值0.8＜|r|≤1.0 時(shí)表示極強(qiáng)相關(guān)，0.6＜|r|≤0.8 時(shí)表示強(qiáng)相關(guān)；0.4＜|r|≤0.6 時(shí)表示中等相關(guān)，0.2＜|r|≤0.4時(shí)為弱相關(guān)，0＜|r|≤0.2 時(shí)表示極弱相關(guān)或無(wú)相關(guān)關(guān)系。由表3可見(jiàn)，溫度與彈性模量、泊松比、膨脹角和黏聚力呈強(qiáng)相關(guān)；除泊松比外，圍壓與其他特征參數(shù)均呈強(qiáng)相關(guān)。由此可見(jiàn)，圍壓對(duì)凝灰?guī)r三軸壓縮力學(xué)特性和變形性能的影響更明顯。

3.4 能量及損傷演化

在三軸壓縮荷載下，隨著裂紋的萌生及擴(kuò)展，巖石內(nèi)部損傷不斷累積。外部荷載所做的功一部分以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存在巖樣中，一部分以耗散能的形式釋放，主要用于裂縫擴(kuò)展及塑性變形。巖樣單位體積吸收的能量滿足如下關(guān)系：

式中：Ue為儲(chǔ)存在單元體中的彈性應(yīng)變能；Ud為單位體積耗散能，耗散能的變化應(yīng)滿足第二熱力學(xué)定律。

單位體積彈性應(yīng)變能和耗散能的關(guān)系如圖13所示。圖13中，應(yīng)力-應(yīng)變曲線覆蓋的面積代表總吸收能量，三角形區(qū)域代表彈性應(yīng)變能。在計(jì)算彈性應(yīng)變能時(shí)，彈性模量應(yīng)為卸載彈性模量，取為加載段彈性模量的1.05倍[22]。

圖13 單位體積彈性應(yīng)變能和耗散能的關(guān)系Fig.13 Relationship between elastic strain energy and dissipated energy per unit volume

圖14 所示為凝灰?guī)r的能量演化曲線(t=100 ℃)。由圖14 可以看出：當(dāng)圍壓不同時(shí)，總能量、彈性應(yīng)變能及耗散能的演化規(guī)律類(lèi)似。在應(yīng)力-應(yīng)變曲線的不同階段，試樣的能量演化具有不同趨勢(shì)，在巖樣出現(xiàn)峰值應(yīng)力前的初始?jí)好茈A段和彈性變形階段，彈性應(yīng)變能增速較快，而耗散能增速緩慢，此時(shí)，巖樣通過(guò)外部做功獲得的能量幾乎全部以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存起來(lái)，塑性變形及微裂紋開(kāi)展只消耗部分能量。當(dāng)應(yīng)力達(dá)到峰值應(yīng)力后，宏觀裂縫形成，巖樣進(jìn)入軟化階段，應(yīng)力急劇下降。裂縫大量發(fā)育釋放了先前儲(chǔ)存的彈性應(yīng)變能，并迅速轉(zhuǎn)化為耗散能，在軟化階段外部能量幾乎全部以耗散能的形式釋放，表現(xiàn)為耗散能的急劇增大和彈性應(yīng)變能的大幅下降。在應(yīng)力-應(yīng)變曲線的殘余階段，耗散能增長(zhǎng)速率減緩，表明此時(shí)裂紋大多沿原有路徑繼續(xù)擴(kuò)展，較少有新的裂紋開(kāi)展。同時(shí)，當(dāng)圍壓從0 MPa增大至5.0 MPa 時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線跌落趨勢(shì)減緩，殘余應(yīng)力提高，殘余階段儲(chǔ)存在巖樣中的彈性應(yīng)變能亦隨之增大，表明圍壓的提升具有減少能量耗散的作用，其對(duì)裂縫開(kāi)展的約束效應(yīng)能夠提高彈性應(yīng)變能的儲(chǔ)存率，與巖樣由突發(fā)型失穩(wěn)向漸進(jìn)型失穩(wěn)的過(guò)渡狀態(tài)相對(duì)應(yīng)。

圖14 凝灰?guī)r的能量演化曲線(t=100 ℃)Fig.14 Energy evolution curves of tuff(t=100 ℃)

巖樣的內(nèi)部變形及裂紋開(kāi)展活動(dòng)與能量的儲(chǔ)存和釋放密切相關(guān)，其中耗散能的變化能較好地反映材料損傷及塑性變形，為了在同一坐標(biāo)系中對(duì)比不同加載工況下試樣的損傷演變，基于累積耗散能定義損傷因子變量D為：

式中：eε為加載過(guò)程中應(yīng)變?yōu)棣艜r(shí)的累積耗散能；etot為總累積耗散能。損傷因子D=0時(shí)，試樣完好；D=1時(shí)，試樣完全破壞。

圖15所示為凝灰?guī)r損傷演化曲線。從圖15可以看出：損傷演化曲線具有明顯的三階段特性，其拐點(diǎn)與應(yīng)力-應(yīng)變曲線的變化特征點(diǎn)相對(duì)應(yīng)。在初始?jí)好茈A段和彈性變形階段，損傷因子增速較為緩慢；在非線性增長(zhǎng)階段，試樣產(chǎn)生塑性變形，由于微裂紋的萌生、擴(kuò)展、交匯和聚集，損傷因子增速加快；在軟化和殘余階段，損傷因子增速急劇上升，此時(shí)貫穿巖樣的主裂縫形成，試樣破裂，符合突發(fā)型失穩(wěn)的破壞特征。

圖15(a)所示為不同高溫處理后巖樣損傷因子演化(σ3=2.5 MPa)。由圖15(a)可見(jiàn)：隨著溫度升高，損傷演化第三階段的曲線斜率逐漸增大，表明高溫加劇了巖樣內(nèi)部的損傷程度。圖15(b)所示為不同圍壓下?lián)p傷因子演化(t=100 ℃)。由圖15(b)可見(jiàn)：圍壓為0 MPa和0.5 MPa下的損傷演化曲線幾乎重合，隨著圍壓增大，曲線增大趨勢(shì)減緩，表明圍壓對(duì)損傷發(fā)展具有減緩作用。

圖15 凝灰?guī)r損傷演化曲線Fig.15 Damage evolution curve of tuff

4 結(jié)論

1) 在 不 同 高 溫(100，200 和300 ℃)及 圍 壓(0，0.5，2.5和5.0 MPa)下，凝灰?guī)r的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為5個(gè)階段。在低圍壓下，溫度越高，應(yīng)力-應(yīng)變曲線中的初始?jí)好茈A段越明顯；隨著圍壓增大，試樣破壞由脆性破壞向延性破壞過(guò)渡。脆性指數(shù)隨溫度升高而下降，高溫使得試樣的延性升高且初始膨脹變形增大。圍壓對(duì)體積應(yīng)變的影響更顯著。

2) 隨著溫度升高，凝灰?guī)r破裂面數(shù)量增多，破裂面較為粗糙，巖石碎屑增多；不同圍壓下凝灰?guī)r破壞模式由脆性張拉破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)變，失穩(wěn)形式由突發(fā)型失穩(wěn)向漸進(jìn)型失穩(wěn)過(guò)渡。

3)基于Mohr-Coulomb 強(qiáng)度準(zhǔn)則獲得內(nèi)摩擦角及黏聚力，凝灰?guī)r的峰值應(yīng)力、彈性模量、泊松比、膨脹角、內(nèi)摩擦角及黏聚力均隨溫度及圍壓的變化呈現(xiàn)出不同的規(guī)律，結(jié)合Pearson 相關(guān)系數(shù)公式對(duì)其相關(guān)性進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)圍壓相比于溫度對(duì)凝灰?guī)r力學(xué)特性和變形性能的影響更大。

4)在凝灰?guī)r應(yīng)力達(dá)到峰值應(yīng)力之前，外部做功產(chǎn)生的能量主要以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存在巖樣中，在軟化階段則主要以耗散能的形式釋放。巖樣的損傷演化曲線具有三階段特性，高溫會(huì)加劇巖樣內(nèi)部的損傷，圍壓對(duì)損傷發(fā)展具有抑制作用。