砂岩热冲击破裂特征及其孔隙连通性分析

杨欣欣; 郤保平; 何水鑫; 董赟盛; 辛国旭

doi:10.11779/CJGE202210019

砂岩热冲击破裂特征及其孔隙连通性分析 English Version

杨欣欣^1,,
郤保平^{1, 2, ,},
何水鑫¹,
董赟盛¹,
辛国旭¹

1.
太原理工大学矿业工程学院, 山西太原 030024
2.
太原理工大学原位改性采矿教育部重点实验室, 山西太原 030024

基金项目:

国家自然科学基金面上项目 51874207

国家自然科学基金面上项目 11772213

山西省自然科学基金项目 201701D121131

详细信息

作者简介:
杨欣欣(1996—)，女，硕士研究生，主要从事高温岩石力学与工程、地热开发利用方面的研究工作。E-mail：13485347840@163.com

通讯作者:
郤保平, E-mail：xibaoping@163.com

中图分类号: TU452
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出版历程
- 收稿日期: 2021-08-22
- 网络出版日期: 2022-12-11
- 刊出日期: 2022-09-30

Fracture characteristics and pore connectivity of sandstone under thermal shock

1.
College of Mining Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China
2.
Key Laboratory of Insitu Property Improving Mining of Ministry of Education, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China

摘要

摘要: 为研究高温砂岩在水中热冲击冷却后的破裂特征及损伤规律，利用显微CT技术，对600℃的高温砂岩在不同温度水中热冲击冷却后孔隙的细观结构特征进行了分析。对冷却介质温度与孔隙发育特征之间关系进行分析，并对孔隙分形维数的变化趋势进行研究，研究结果表明：高温砂岩热冲击处理后，萌生大量孔、裂隙，孔隙间较脆弱的地方产生喉道，并逐渐发育扩展，同时孔隙发育扩大，最终大量孔隙连通形成连通团。随着冷却介质温度的降低，生成的连通团体积增大，砂岩渗透率增大，破坏程度增强。砂岩孔隙体积分数与分形维数线性正相关，孔隙体积分数越大，分形维数越大，砂岩损伤越严重，分形维数可用于表征其损伤程度。600℃高温花岗岩、石灰岩、砂岩在水中热冲击冷却后的孔隙、裂隙发育特征具有较大差异。花岗岩表现为明显的脆性断裂，砂岩孔隙发育明显，石灰岩萌生孔隙的同时有裂隙发育。
- 砂岩 /
- 热冲击 /
- CT扫描 /
- 孔隙连通团 /
- 分形维数 /
- 渗透性
Abstract: To study the fracture characteristics and damage laws of high-temperature sandstone under thermal shock in water after cooling, the micro-CT technique is used to analyze the meso-pore cracks of sandstone at 600℃ under thermal shock after cooling in water at different temperatures. The relationship between the temperature of cooling medium and the pore development is analyzed, and the developing trend of fractal dimension of the pores is investigated. The results show that after the thermal shock treatment of high-temperature sandstone, a large number of new pores sprout, and the throat is generated in the fragile place between the pores and gradually develops and expands. Eventually, a large number of pores are connected to form pore clusters. With the decrease of the temperature of the cooling medium, the volume of the connected clusters increases, the permeability increases, and the damage degree increases. The volume fraction of the pores of sandstone is linearly and positively correlated with the fractal dimension. The larger the volume fraction of the pores, the larger the fractal dimension, and the more severe the damage of sandstone. The fractal dimension can be used to characterize the damage degree of sandstone. The pores and fracture characteristics of granite, limestone and sandstone at 600℃ are quite different under thermal shock after cooling in water. The granite is characterized by obvious brittle fracture, for the sandstone, the pore development is obvious, and for the limestone, there are pores and fractures.
- sandstone /
- thermal shock /
- CT scanning /
- pore-connected cluster /
- fractal dimension /
- permeability

HTML全文

0. 引言

胶结砂砾石料是一种新型改良砂砾石材料,是在天然废弃石料、破碎石料或砂砾石料等材料中加入少量水泥、粉煤灰等胶凝剂形成的^[1-2]。该材料的组成与碾压混凝土基本相同,但与一般碾压混凝土相比,该材料胶凝掺量较小,其集料可就地取材,安全经济,且对环境负面影响较小,已成功在一些胶凝砂砾石坝或围堰建设或边坡、地基加固工程中得到应用^[2]。胶凝砂砾石坝正常运行时,尤其是泄水、蓄水时,其坝身某些部位经历卸载—再加载荷载作用。目前已有的胶结砂砾石料本构模型大多是依据一次加载的三轴试验结果建立的,基于这些模型得出的大坝应力、变形结果与该坝实际运行时的相应值存在一定差异。因此,用于工程筑坝的胶结砂砾石料本构模型有必要考虑其卸载—再加载特性的影响。

当前,国内外学者们已对一些岩土材料的卸载—再加载力学性能进行一番探究：文献[3～7]对黏土、砂土卸载—再加载力学特性进行了研究,发现这些土料均存在卸载体缩现象；文献[8, 9]对多种粗粒土进行了卸载—再加载三轴固结排水剪切试验,重点分析了该类材料在卸载—再加载条件下的强度、变形特性,发现该材料存在卸载体缩现象,其抗剪能力高于一次加载,认为回弹模量E_ur随应力水平的增加先增大后减小,但变化较小,随着围压的增加,该模量显著增大,此外,还给出了回弹模量与初始模量之比K_ur的取值范围。Zhou等^[10]通过开展不同次数卸载再加载条件下花岗岩风化土壤三轴试验研究,揭示了卸载—再加载路径对该材料强度特性、变形模量等力学特性的影响；杨贵等^[11]为了研究高聚物堆石料,采用中型三轴剪切仪对其进行回弹模量试验,分析高聚物堆石料卸载—再加载条件下的变形特性,并结合邓肯-张模型,揭示了回弹模量随围压与应力水平变化的规律；Xu等^[12]通过完成不同水分掺量条件下冻土三轴压缩和加载-卸载循环试验,探究了不同水分掺量对冻结黄土在受荷过程中的力学行为与破坏特征。与上述材料相比,虽然胶结砂砾石料静力三轴剪切试验研究已有一些报道^[13-16],但大多还是采用一次加载的试验条件开展的,对胶结砂砾石料静力卸载—再加载力学特性的研究甚少。仅笔者给出了胶结砂砾石料的卸载回弹模量,但对整个卸载—再加载曲线特征未进行系统分析^[17]。目前用于胶结砂砾石坝有限元计算的回弹模量^[18]一般直接引用砂、黏土或者堆石料的回弹模量与初始模量比值与初始模量的乘积,也可尝试直接采用高聚物堆石料的回弹模量,但这些材料与胶结砂砾石料的集料或胶凝剂存在明显区别,上述材料包括回弹模量在内的卸载—再加载特性是否适用于胶结砂砾石料还尚未可知。

基于此,本文采用大型三轴剪切仪对胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料进行了卸载—再加载试验,并结合相应的一次加载试验结果^[16],重点分析胶结砂砾石料在卸载—再加载条件下的强度特性、卸载模量以及卸载体缩随围压与应力水平变化的规律。

1. 试验仪器、用料及试验方案

参照《胶结颗粒料筑坝技术导则》（SL678— 2014）^[19],此次三轴卸载—再加载试验中胶结砂砾石料采用与之前的胶结砂砾石料一次加载三轴试验^[15-16]试件同样的试验材料与配比,即胶凝剂采用海螺牌普通硅酸盐水泥,水胶比取1.0,胶凝掺量为100 kg/m³；细骨料为南京市场出售的中粗砂；粗骨料为南京郊区的破碎石料,级配如图1所示。

图 1 骨料配合比

Figure 1. Mixture ratios of aggregates

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三轴试验试件均采用直径300 mm,高700 mm的模具制成,制备过程：①依据骨料级配筛选骨料；②按胶结砂砾石料的材料组成与掺量将胶凝剂、粗细集料及水等材料混合并拌和均匀；③将胶结砂砾石料分5层装入圆筒模具,每层分别采用振动碾振实2 min,使试件成形；④试件养护龄期为28 d。在进行胶结砂砾石料三轴卸载—再加载试验之前,胶结砂砾石料试件需静置2～3 h,再借鉴高聚物堆石料的真空抽气饱和方法^[11]进行本试验试件的饱和,确保其试验过程中测试的饱和度达到95%以上。

胶结砂砾石料卸载—再加载三轴试验同样采用南京水利科学研究院岩土工程所的TYD-1500静动力三轴试验仪进行的,该仪器综合精度指数大于1%,最大围压为4 MPa,最大轴向载荷为1500 kN。

试验试件加载至设定的应力水平后开始卸载,待偏应力卸载至0,再重新加载至原方案设定的下一个应力水平,继续卸载。试验过程中采用的卸载、加载阶段剪切速率均为1 mm/min。试验围压 $σ_{3}$ $σ_{3}$ 分别为300,600,900,1200 kPa,卸载点的应力水平s分别为0.25,0.65,0.80。

2. 试验结果与分析

2.1 应力-应变曲线特征分析

图2为胶凝掺量为100 kg/m³的胶结砂砾石料卸载—再加载三轴剪切试验应力-应变曲线,从图2中可看出：胶结砂砾石料的卸载阶段与其再加载阶段的曲线不能重合,形成了与粗粒土、天然黏土等材料形状^[7-9]略有不同的新月形滞回圈,这在该材料动力特性研究中已得到报道^[20],其主要原因为粗粒土、天然黏土等材料在卸载—再加载过程中仅出现塑性变形,而胶结砂砾石料除会发生塑性变形之外,其胶凝剂使该材料骨料颗粒之间存在一定的黏滞性；随着应力水平的增加,月牙形滞回圈形状基本不变,但尺寸逐渐变大,表明应力水平会在一定程度上影响胶结砂砾石料的黏滞性。

图 2 偏应力与轴向应变的关系

Figure 2. Relationship between deviatoric stress and axial strain

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为了探究卸载—再加载方式对峰值强度的影响,从图2的试验曲线中提取不同围压下的峰值强度,并结合一次加载试验的峰值强度值^[16],绘制出图3。从图3可看出：胶凝掺量为100 kg/m³的胶结砂砾石料峰值强度略高于单调加载的峰值强度；胶结砂砾石料峰值强度与围压的关系曲线为直线,其斜率与截距均略大于一次加载试验的相应斜率,表明卸载—再加载条件下胶结砂砾石料的内摩擦角与黏聚力均有所增加,但内摩擦角的改变较大,其主要原因可能是已发生胶结破损的骨料颗粒在卸载—再加载过程中会比一次加载试验发生更多地错动,试件的摩擦角度得到明显增加；胶结砂砾石料峰值强度与围压的关系可采用经典摩尔库伦准则表达式表示。

图 3 峰值强度与围压

σ_{3}

$σ_{3}$ 的关系

Figure 3. Relationship between peak strength and confining pressure

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回弹模量是胶结砂砾石料三轴卸载—再加载过程中回弹特性的重要量化指标之一。它一般是指卸载—再加载时的轴向应力 $σ_{1}$ $σ_{1}$ 和轴向应变 $ε_{1}$ $ε_{1}$ 的增量比值,

E_{ur} = Δ σ_{1} / Δ ε_{1} = Δ (σ_{1} - σ_{3} ） / Δ ε_{1}

$E_{ur} = Δ σ_{1} / Δ ε_{1} = Δ (σ_{1} - σ_{3} ） / Δ ε_{1}$ 。

(1)

在本次研究中,虽然胶结砂砾石料在卸载—再加载过程中出现与粗粒土不同的新月形滞回圈,但笔者仍以卸载点与再加载点连线的斜率作为胶结砂砾石料的回弹模量。

图4给出了不同应力水平与围压下胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料回弹模量,从图4可看出：各围压下胶结砂砾石料回弹模量随应力水平的增加略有改变,且变幅不超过10%,参考其他岩土材料的回弹特性研究的报道^{[9, 11]},假定不同应力水平条件下胶结砂砾石料的回弹模量直接取平均值进行分析,结果见图5。从图5可看出,胶结砂砾石料的回弹模量随围压的增加而增大,但增幅减小,这也与堆石料、高聚物堆石料的回弹模量与围压的关系类似^{[9, 11]}。为了定量描述胶结砂砾石料回弹模量与围压的关系,笔者首先尝试采用邓肯-张模型常用的相应表达式,

E_{ur} = K_{ur} p_{a} {(σ_{3} + p_{a})}^{n}

$E_{ur} = K_{ur} p_{a} {(σ_{3} + p_{a})}^{n}$ ,

(2)

图 4 不同围压条件下回弹模量E_ur与应力水平的关系

Figure 4. Relationship between resilient modulus and stress level under different confining pressures

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图 5 回弹模量E_ur与围压的关系

Figure 5. Relationship between resilient modulus and confining pressure

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式中 $K_{ur}$ $K_{ur}$ , $n_{ur}$ $n_{ur}$ 为回弹模量参数, $p_{a}$ $p_{a}$ 为标准大气压。从图5中的拟合结果可看出,该式能很好地拟合其关系。然而在实际工程中,由于当 $σ_{3} = 0$ $σ_{3} = 0$ 时,胶结砂砾石料实际上仍是一个整体,不会松散,直接式（2）计算时,回弹模量为0,这与实际情况不符。为此,笔者认为胶结砂砾石料的回弹模量可借鉴之前提出的初始切线模量公式^[16],即

E_{ur} = K_{ur} p_{a} {[(σ_{3} + p_{a}) / p_{a}]}^{n}

$E_{ur} = K_{ur} p_{a} {[(σ_{3} + p_{a}) / p_{a}]}^{n}$ 。

(3)

根据上述试验结果,整理出不同围压下应力水平对应的回弹模量平均值E_ur与单调加载初始模量E_i 的比值N,并点绘出 N 与围压 $σ_{3}$ $σ_{3}$ 的关系,如图6所示。在图6中,不同围压下的N值变化很小,可直接取其平均值,在胶凝砂砾石坝实际工程中,胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料回弹模量一般建议取初始弹性模量的1.5倍。

图 6 卸载回弹模量与初始模量之比N与围压的关系

Figure 6. Relationship between ratio of average of resilient modulus to initial modulus N and confining pressure

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2.2 体积应变

图7为胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料在不同应力水平下的体积应变曲线,从图7可以看出：在卸载—再加载过程中,胶结砂砾石料加载阶段的体积应变—轴向应变曲线与一次加载相同^[16],即先增大后减小,表明胶结砂砾石料在加载条件下发生先剪缩后剪胀现象；当围压为300 kPa时,胶结砂砾石料发生卸载体胀现象,而围压高于600 kPa时,胶结砂砾石料在卸载时主要发生体缩现象,这是由于胶结物填充了颗粒间的孔隙,受围压的作用,破损的颗粒之间更加密实,摩擦力较大,颗粒很难翻越相邻颗粒完成重新排列,从而使试样卸载时更易出现体缩现象。不同围压条件下高聚物堆石料的卸载体胀、体缩机理也是如此。

图 7 体积应变与轴向应变的关系

Figure 7. Relationship between volumetric strain and axial strain

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为了进一步分析胶结砂砾石卸载体缩量随围压或应力水平的变化特征,假定卸载体缩 $ε_{v}$ $ε_{v}$ 可为

Δ ε_{v} = ε_{v2} - ε_{v1}

$Δ ε_{v} = ε_{v2} - ε_{v1}$ ,

(4)

式中, $ε_{v2}$ $ε_{v2}$ , $ε_{v1}$ $ε_{v1}$ 分别对应于某一应力水平下卸载初始点与偏应力卸载至0时的体积应变。

根据上述公式,在不同的围压和应力水平下,卸荷后的体积收缩如图8所示（“-”为卸载体缩,“+”为卸载体胀）。从图8中可以看出,随着围压的增加,胶结砂砾石料卸载体胀逐渐变为卸载体缩,但同一围压下,应力水平的不同仅略微影响卸载时体积改变量。

图 8 体积改变量与应力水平的关系

Figure 8. Relationship between volumetric change and stress level

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3. 结论

对胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料进行了3种应力水平下的胶结砂砾石料三轴卸载-再加载试验,系统分析了其卸载再加载力学特性,主要结论如下：

（1）在不同应力水平与围压下的胶结砂砾石料卸载再加载方式可在一定程度上提高其颗粒的内摩擦角,增加峰值强度。

（2）回弹模型随围压的增加明显增大,但受应力水平的影响较小,可直接取不同应力水平条件下的平均值；不同围压对回弹模量与初始模量的比值N影响较小,在实际胶凝砂砾石坝工程中,胶凝掺量100 kg/m³的胶结砂砾石料回弹模量约为初始模量的1.5倍。

（3）随着围压的增加,胶结砂砾石料卸载体胀逐渐变为卸载体缩,但应力水平对卸载体缩量或体胀量的影响较小。

以上结论可为胶凝砂砾石坝大坝或其它加固工程的数值计算提供重要的参考。

图 1 试验用砂岩试件

Figure 1. Sandstone specimens

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图 2 Nano Voxel 4000型高精度显微CT试验系统

Figure 2. Nano Voxel 4000 high-precision micro-CT test system

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图 3 CT扫描原理图

Figure 3. Principle of CT scan

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图 4 用于CT扫描的热冲击破裂砂岩圆柱体

Figure 4. Sandstone cylinder fractured by thermal shock for CT scanning

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图 5 600℃砂岩在20，60，100℃恒温水中热冲击破裂的CT扫描灰度图

Figure 5. CT scanning grayscale images of sandstone fractured by thermal shock at 600℃ in water at 20℃, 60℃ and 100℃

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图 6 沿试件扫描方面每层孔隙体积分数分布曲线图

Figure 6. Distribution curves of volume fraction pores of each layer along scanning aspect of specimens

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图 7 不同孔径孔隙数量及体积占比分布图

Figure 7. Number and volume of pores with different sizes

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图 8 孔隙体积分数与分形维数的关系

Figure 8. Relationship between volume fraction of pores and fractal dimension

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图 9 基于CT扫描重建数字岩芯提取的最大孔隙连通团(数字岩芯实际尺寸：5 mm×5 mm×5 mm)

Figure 9. Reconstruction of maximum pore interconnection clusters extracted from digital core based on CT scanning (actual size of digital core: 5 mm×5 mm×5 mm)

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图 10 不同温度冷却后砂岩渗透率

Figure 10. Permeabilities of sandstone after cooling at different temperatures

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图 11 孔隙连通团渗透模拟流线图

Figure 11. Flow diagram of permeability of pore interconnection clusters

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图 12 3种岩石600℃高温热冲击后孔裂隙形态CT剖面图

Figure 12. CT section of pore and fissure morphology of three kinds of rocks after thermal shock at 600℃

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图 13 3种岩石600℃高温热冲击后孔裂隙网络结构图

Figure 13. Structure of pores and fracture network of three kinds of rocks after thermal shock at 600℃

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表 1 600℃砂岩不同温度热冲击后孔隙体积分数

Table 1 Volume fractions of pores sandstone at 600℃ after thermal shock at different temperatures

处理条件	1号	2号	3号	平均值
600℃→20℃	0.111806	0.126868	0.114548	0.117741
600℃→60℃	0.091731	0.095136	0.096932	0.094600
600℃→100℃	0.083030	0.090752	0.079320	0.084367

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表 2 不同冷却温度下不同孔径孔隙体积占比

Table 2 Percentages of pore volume with different pore diameters at different cooling temperatures

热冲击破裂条件	(r_eq < 10 μm)小孔/%	(10 μm < r_eq < 100 μm)中孔/%	(r_eq > 100 μm)大孔/%	最大连通团体积分数	总孔隙率/%
600℃→20℃	0.15	1.26	0.22	9.55	11.18
600℃→60℃	0.05	2.33	1.15	5.65	9.17
600℃→100℃	0.11	3.18	3.02	2.00	8.30

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