高孔隙率砂岩中破坏模式演化的多尺度分析

吴焕然; 刘汉龙; 赵吉东; 肖杨

doi:10.11779/CJGE202012008

高孔隙率砂岩中破坏模式演化的多尺度分析 English Version

吴焕然^{1, 2, 3,},
刘汉龙^{1, 2},
赵吉东³,
肖杨^{1, 2, ,}

1.
重庆大学土木工程学院,重庆　400045
2.
重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室,重庆　400045
3.
香港科技大学土木及环境工程学系,香港

基金项目:

国家自然科学基金项目 51922024

国家自然科学基金项目 51679207

香港研究资助局项目 GRF 16210017

详细信息

作者简介:
吴焕然(1990—),男,助理研究员,博士,主要从事颗粒岩土材料多尺度模拟方面的研究。E-mail：hwucqu@163.com

通讯作者:
肖杨, E-mail：hhuxyanson@163.com

中图分类号: TU411
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出版历程
- 收稿日期: 2020-04-28
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2020-11-30

Multiscale analyses of failure pattern transition in high-porosity sandstones

WU Huan-ran^{1, 2, 3,},
LIU Han-long^{1, 2},
ZHAO Ji-dong³,
XIAO Yang^{1, 2, ,}

1.
School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China
2.
Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area, Chongqing University, Chongqing 400045, China
3.
Department of Civil and Environmental Engineering, Hong Kong University of Science and Technology, Hong Kong, China

摘要

摘要: 高孔隙率砂岩是油气藏、地下水等的重要储层,对其在不同加载条件下破坏模式演化的研究具有重要意义。采用有限元与离散元耦合的分层多尺度模拟方法,对同一种高孔隙率砂岩材料在（排水）双轴压缩试验、钻孔稳定性问题、水岩耦合问题等典型岩土工程边值问题中,破坏模式的演化进行了对比研究。研究表明,高孔隙率砂岩在不同加载条件下可以产生压缩带、含剪切变形带等具有显著不同几何特征的破坏模式；受应力集中、边界条件、孔隙压力变化等因素的影响,不同破坏模式之间可能发生演化,在边值问题中产生复杂的破坏形式；有效平均应力增加可能导致破坏模式从含剪切变形带演化为压缩带,反之,有效平均应力降低也可能导致从压缩带向剪切带的演化。
- 高孔隙率 /
- 砂岩 /
- 压缩带 /
- 剪切带 /
- 模式演化 /
- 平均应力 /
- 多尺度
Abstract: High-porosity sandstones are important host rocks for hydrocarbon and groundwater reservoirs. It is of significance to investigate their failure pattern transitions under different loading conditions. A hierarchical multiscale modeling approach is employed, coupling the finite element method and the discrete element method, to compare and analyze the failure pattern transition in typical geotechnical boundary value problems, e.g., (drained) biaxial compression tests, borehole stability problems, hydro-mechanical problems, etc. The failure patterns with distinct geometric features, including pure compaction band and shear-involved deformation band, are formed under different loading conditions. The transitions between different patterns, due to stress concentration, boundary conditions, pore pressure, etc., complicate the failure patterns in boundary value problems. The increase in the effective mean stress tends to transit the shear-involved band deformation to the compaction band one and the decrease tends to cause the transition from the compaction band deformation to the shear-involved band one.
- high porosity /
- sandstone /
- compaction band /
- shear band /
- pattern transition /
- mean stress /
- multiscale

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0. 引言

位于寒冷地区的水利工程，地基易受极端低温影响而发生冻胀现象，进而造成对水工建筑物结构的破坏。寒区工程超重力试验平台是利用离心力场模拟超重力场，具有克服小比尺模型的应力差异过大，避免了原位试验复杂耗时的优势，且具备热交换、干/湿环境模拟的功能，是开展寒区水利工程模型试验的重要设备。采用该设备进行寒区工程地基冻胀问题的模拟研究时，模型上方的热交换系统可在一定时间内持续为模型提供冷/热边界，利用热交换系统与模型表面间的之间的空气夹层上下表面温差进行热交换。

开展超重力场下寒区模型试验时，试验设计需了解土体与热交换系统间夹层空腔温度变化。而对空气夹层的换热过程可简化为不同尺寸的空腔及土体的耦合对流换热问题。对于空腔结构内部重力导致的对流问题，石峰等^[1-2]研究了矩形腔体中Rayleigh-Benard对流结构，Ning等^[3]研究了具有水平流的流体对流的周期行为问题，胡宇鹏等^[4]研究了腔体内对流的稳定性问题，传统对此类的问题研究以常重力状态下为主^[5-7]，对于超重力环境对低温边界下空气夹层-结构对流换热问题研究较少。由于土工模型箱内空气夹层换热过程较为复杂，易受到离心机工作状态的影响，获得超重力对低温对流换热的影响规律是设计试验面临的挑战问题。

本文基于数值模拟开展土体-夹层在超重力条件下对流换热仿真，通过分析土体界面的温度变化以及空腔内换热过程，获得模型表面温度随时间的变化规律，以及空腔内的温度场分布，获得了对换热过程对流、传导相关无量纲数变化的认识，可为开展寒区土体模拟试验提供参考。

1. 夹层传热计算模型

寒区工程超重力试验设备可简化描述为封闭空腔内自然对流传热的物理模型：模型箱内盛放一土体模型，此时模型加速度为N_g（常重力的倍数），方向由离心机主轴指向转臂。热交换板为冷表面，初始温度为 ${T_0}$ ；模型表面为光滑平面（热面），初始温度为 ${T'_0}$ ；模型表面与模型箱下表面的距离为L（夹层间隙厚度），该距离内形成一矩形密闭空腔。超重力场下的密闭空腔换热模型简化如图 1所示。

图 1 模型箱简化模型

Figure 1. Sketch of simplified model box

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图 1中土体除上表面外均为绝热，空气夹层上表面为冷边界，土体与夹层界面通过对流及热传导进行热交换。可知空腔内流动包含两种运动：沿固壁的边界层运动以及围绕空腔中心的旋转运动，后者具有典型的Rayleigh-Benard（简称RB）对流的特征。RB对流是研究非平衡开放系统中对流运动的稳定性、时空结构、涡环（又称斑图）形成及非线性动力学特性的典型模型之一^[1-4]，指在一个封闭的空腔内，其上表面温度恒定，下表面加热，由于底部流体被加热膨胀，相对于上部温度较低的流体其密度较小，下部流体上升，在上升中接触其他流体部分时消耗能量，温度变低密度变大。当底部温度继续升高，某些底部流体的温度足够大，密度足够小，能够上升到顶部而能量不至于全部耗散，从而形成温度差导致腔体内流体运动的流动现象^[6]。需要指出的是，存在临界瑞利数（Ra），当空腔内局部Ra高于临界值时，才会出现RB对流^[5-7]，如图 3所示，否则仅为热传导状态。

图 2 空腔界面温度在不同N_g、不同间隙时随时间变化

Figure 2. Variation of temperature at interface with time under different N_g and clearances

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图 3 20 cm空腔50g状态换热末态时刻温度分布

Figure 3. Temperature nephogram of 20 cm thick clearance at overload of 50g and last time step

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该物理问题与常重力场下的Rayleigh-Benard对流相似，仅重力加速度不同。在Boussinesq近似假设（认为浮力诱导的流体运动中，当温度足够小时，仅在浮力项中考虑密度变化）下，在N_g重力场下的流体力学基本控制方程如式（1）所示：

$\left. \begin{array}{l}\nabla U=0\text{ }\text{，}\\ \partial U/\partial t\text{+}(U\cdot \nabla )U=\upsilon {\nabla }^{2}U-\nabla P/{\rho }_{0}+\rho /{\rho }_{0}{N}_{g}g\text{ }\text{，}\\ (U\cdot \nabla )T\text{+}\partial T/\partial t\text{=}\lambda /{\rho }_{0}{C}_{P}{\nabla }^{2}T\text{ }。\end{array} \right\}$

(1)

式中U为流体速度场；T为温度场；ρ为空气密度；g为重力加速度； $\upsilon$ 为空气运动黏度；C_p为空气比热；t为时间； $\lambda$ 为导热系数。由于直接求解物理模型较为复杂，一般采用基于CFD（计算流体动力学）数值方法开展研究。

根据以上分析，模型箱的边界条件可以简化为：矩形方腔左右两侧绝热，上部为空气，下层为土体（密度为1.80 g/cm³，导热系数为2 W/m·℃，热容为4 MJ/m³·℃，热扩散系数为2.5×10^-7 m²/s）。问题可简化为在N_g的超重力场下，研究矩形密闭空腔内的温度变化及温度场分布。考虑到空腔温度变化和从土体交换的热量直接相关，土体的热量与体积、质量等参数密切相关，因此建立考虑空气夹层与土体的温度分析模型，以模拟全场温度变化。同时，考虑到模型箱为长方体结构，取二维模型（侧向剖面）以表征真实三维结构，以降低计算量，提高仿真效率。计算模型的边界条件为：土体与夹层界面为换热边界，夹层上表面为-30℃，其它界面均为绝热边界，全场初始温度为10℃；即 ${T_0}$ = -30℃； ${T'_0}$ =10℃，侧壁及底面均为绝热边界。根据试验状态取常重力及两种超重力状态，即N_g =1，10和50；根据土体情况取夹层厚度L =1，10和20 cm；针对两种参数组合共9种工况开展分析。

2. 夹层-土体对流换热分析

2.1 模型表面温度随时间变化

给出不同空气夹层厚度时界面温度在不同N_g值及间隙下随时间变化，如图 2所示。

图 2结果温度变化趋势与文献[8]一致。分析表明：随着N_g增大，界面降温加速，高N_g下降温速率大于低N_g工况，以20 cm为例，1g（常重力）、10g和50g状态下前2×10⁵ s的平均降温速率分别为13.5，15，16.5℃/10⁵ s；随着换热时间变长，降温速度随之降低，换热过程减速；降温速率与N_g并非线性关系：1，10，50g状态下200000~400000 s的平均降温速率分别为3.5，3，2℃/10⁵ s；原因在于随着土体温度变低，土体界面与空气温差变小，导致温差驱动的对流换热的热量变小，导致降温过程随之减缓。

其次，在超重力状态下，随着夹层间隙减小，降温速率提升，小间隙下降温速率大于大间隙：以1 cm为例，1g，10g和50g状态下前2×10⁵ s平均降温速率分别为12.5，15.5，17.5℃/10⁵ s。空气与土体界面的换热热流率随间隙增大而减小，随N_g上升而上升：如10cm间隙时，初始阶段1g，10g和50g状态下，提取界面换热热流分别为78，165，325 W/m²；1 cm间隙时，10g和50g状态下界面热流率分别为520，630 W/m²，大于间隙较大时。界面对流换热系数变化趋势也一致。

需要指出的是，由于模型箱总容积一定，当夹层厚度较大时（20 cm），土体质量较小（总热容小），夹层厚度较小时，土体质量大（总热容大），导致通过对流及热传导将土体温度降低所需热量不同。

2.2 温度场分布特性

提取典型时刻全场温度分布及空腔流动速度，取具有代表性的20 cm空腔厚度和50g工况为例，如图 3所示，图 4给出了典型状态空腔内涡环的状态。

图 4 换热末态10 cm空腔50g状态涡环

Figure 4. Vortex ring of 10 cm-clearance and overload 50g at last time step

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结合数值仿真结果及图 3，4可以看出：①20 cm间隙时，空腔内呈现典型的RB流动特征，形成两个对称的涡环，涡环外部流速较快，内部流速越来越小；出现涡环，超重力使得流动速度变快，1g，10g和50g下涡环中最大速度分别为0.028，0.65，1.02 m/s；在靠近壁面角落部位，会形成小的涡环，随着空腔流场的发展而变化。②10 cm间隙时，不同N_g下均会出现2对涡环；靠近侧边壁面处涡环较细长，中部涡环长宽比趋于1。③1 cm间隙时，1g状态有明显涡环成对出现；10g和50g状态下无明显的涡环发展过程，仅在靠近壁面交角附近出现较小涡环。④局部涡环会随着换热过程而发展。例如，在1 cm工况时，在初始阶段，先在靠近侧边壁面附近形成小的涡环，随之向空腔中部扩展；等到一定程度，涡环发展稳定；随着换热过程继续，涡环消失，仅在壁面附近形成较小的涡流，空腔气体温度随厚度方向变化明显，体现出传热为主的特征。涡环的稳定分布与流场速度、压力及界面换热系数、温度等直接相关。

2.3 空气夹层换热规律

常用Nu数（努塞尔数）和Ra数（瑞利数）描述换热过程中的参数变化^[8]，Nu数表征换热系统从流场中吸热的强弱，Ra数表征流场中自然对流的强弱。温度在空气和土体界面上并非完全均匀分布，因此界面上同一时刻对流换热系数、Nu数等并非均匀分布，计算时取界面中点数据。给出土体与空气界面上Nu数随时间的变化如图 5所示。

图 5 界面上Nu数随时间的变化

Figure 5. Variation of Nu with time at interface

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不同间隙及N_g下，Nu数均随时间降低，在夹层流场启动阶段，Nu数变化较大，表示初始状态流场对流换热较为显著，后续慢慢稳定降低；说明起始阶段（温差最大时刻）换热系统工作效率较高。

3. 结论

通过建立超重力下模型箱土体夹层换热模型，分析了不同厚度及N_g对换热过程的影响规律，研究获得以下结论：

（1）随着超重力N_g值增大，界面降温加速，高N_g值下降温速率大于低N_g值；随着夹层间隙厚度减小，降温速率提升，小间隙下降温速率大于大间隙。

（2）空气与土体界面的换热热量在一定时刻内随间隙增大而减小，随N_g上升而上升，与夹层空腔中涡环发展有关。

（3）超重力状态会使得传热规律发生变化。涡环的稳定分布与流场速度、压力及界面换热系数、温度等直接相关；20 cm间隙时，空腔内呈现典型的RB流动特征，形成两个对称的涡环，超重力使得流动速度变快；10 cm间隙时，不同N_g值下均会出现2对涡环；靠近侧边壁面处涡环较细长，中部涡环长细比小；1 cm间隙时，1g状态有明显涡环成对出现；高N_g值状态下无明显的涡环发展过程，热量传递主要以传热为主。

（4）不同间隙及N_g值下，Nu数均随时间降低，在流场启动阶段，Nu数变化较大；在不同间隙状态下，随着超重力N_g值变大，界面对流换热降低。

图 1 高孔隙率砂岩RVE的微观结构^[22]

Figure 1. Microstructure of RVEs for high-porosity sandstones

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图 2 双轴压缩试验的有限元网格及边界条件

Figure 2. Mesh discretization and boundary conditions for biaxial compression tests

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图 3 双轴压缩试验中砂岩破坏模式随围压的演化

Figure 3. Evolution of failure mode with confining pressure in biaxial compression tests

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图 4 钻孔问题的有限元网格及边界条件

Figure 4. Finite mesh and boundary conditions for borehole stability problem

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图 5 钻孔稳定性问题中高孔隙率砂岩破坏模式的演化

Figure 5. Evolution of failure mode around a borehole in high-porosity sandstones

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图 6 水岩耦合问题的有限元网格及边界条件

Figure 6. Finite mesh and boundary conditions for hydro-mechanical problem

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图 7 水岩耦合问题中有效轴向应力 ${σ^{'}}_{1}$ 、孔压p、归一化胶结破坏数N随轴向应变 $ε_{1}$ 的演化

Figure 7. Evolution of effective axial stress ${σ^{'}}_{1}$ , pore pressurep, normalized debonding numberN with axial strain $ε_{1}$ in hydro-mechanical problem of high-porosity sandstones

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图 8 水岩耦合问题中高孔隙率砂岩破坏模式的演化

Figure 8. Evolution of failure mode in hydro-mechanical problem of high-porosity sandstones

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图 9 双轴压缩试验中代表性RVE的应力路径

Figure 9. Stress paths for typical RVEs in biaxial compression tests

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图 10 钻孔问题中代表性RVE的应力路径

Figure 10. Stress paths for typical RVEs in borehole stability problem

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图 11 水岩耦合问题中代表性RVE的应力路径

Figure 11. Stress paths for typical RVEs in hydro-mechanical problem

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图 12 水岩耦合问题中代表性RVE的最终状态

Figure 12. Final states of typical RVEs in hydro-mechanical problem

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