循環(huán)升溫-水冷作用下花崗巖的力學(xué)特征與破壞模式

楊 敏， 楊 磊*， 李瑋樞,2， 梅 潔， 盛祥超， 李景龍

(1.山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心， 濟(jì)南 250061； 2.同圓設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司， 濟(jì)南 250101；3.山東大學(xué)土建與水利學(xué)院， 濟(jì)南 250061)

干熱巖是一種國際公認(rèn)的高效低碳清潔能源，其儲(chǔ)量是石油、煤炭、天然氣等常規(guī)化石能源總和的幾十倍，干熱巖的開發(fā)利用對(duì)于緩解能源危機(jī)、優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)、促進(jìn)生態(tài)環(huán)境可持續(xù)發(fā)展具有重要意義[1]。干熱巖具有致密不透水的典型特征，因此常采用水力壓裂技術(shù)進(jìn)行儲(chǔ)層改造。在地?zé)峋@探及多次儲(chǔ)層壓裂過程中，井壁高溫巖石與常溫鉆井液或壓裂液反復(fù)接觸，高溫巖石快速冷卻后又在地溫場(chǎng)作用下逐步升溫，因此巖石處于循環(huán)升溫-水冷環(huán)境下。循環(huán)升溫-水冷過程中熱應(yīng)力的變化會(huì)導(dǎo)致巖石發(fā)生熱損傷[2]，造成力學(xué)特性和破壞模式的變化。因此，開展循環(huán)升溫-水冷條件下高溫巖石力學(xué)特性與破壞模式研究對(duì)于干熱巖的開發(fā)利用具有重要的理論指導(dǎo)作用。

花崗巖是一種典型的干熱巖儲(chǔ)層介質(zhì)。長(zhǎng)期以來，中外學(xué)者圍繞高溫花崗巖物理力學(xué)特性、微細(xì)觀損傷劣化機(jī)理等方面開展了大量基礎(chǔ)研究工作[3-7]，表明花崗巖的彈性模量、強(qiáng)度、波速、滲透系數(shù)等物理力學(xué)指標(biāo)均受到溫度的顯著影響[8-12]。吳云等[13]采用單軸壓縮試驗(yàn)和聲發(fā)射檢測(cè)手段，分析了花崗巖抗壓強(qiáng)度、縱波波速及振鈴計(jì)數(shù)隨溫度的變化規(guī)律。徐小麗等[14]通過單軸壓縮試驗(yàn)分析了溫度對(duì)花崗巖試件強(qiáng)度與變形特征的影響。針對(duì)循環(huán)升溫-水冷作用對(duì)花崗巖力學(xué)特性影響的問題，近年來也逐漸受到學(xué)界關(guān)注。余莉等[15]開展了循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖試件的單軸壓縮試驗(yàn)，分析了水冷次數(shù)對(duì)花崗巖物理力學(xué)特性的影響規(guī)律，并利用超聲波測(cè)試方法調(diào)查了花崗巖的損傷破裂特征。謝晉勇等[16]以高溫處理后的花崗巖為研究對(duì)象，通過單軸壓縮試驗(yàn)和聲發(fā)射測(cè)試手段，分析了升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)花崗巖受力變形和聲發(fā)射響應(yīng)特征的影響。

近年來，計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展使得數(shù)值模擬成為理論分析和試驗(yàn)測(cè)試的重要補(bǔ)充手段，且在巖石物理場(chǎng)分布特征、變形破裂過程等研究方面表現(xiàn)出顯著優(yōu)勢(shì)。賈善坡等[17]采用ABAQUS軟件，以修正Mohr-Coulomb準(zhǔn)則為基礎(chǔ)，建立了溫度作用下巖石的熱-彈塑性耦合本構(gòu)模型，并分析了溫度對(duì)花崗巖力學(xué)特性的影響。董晉鵬[18]采用PFC2D顆粒流軟件模擬了高溫花崗巖在三軸壓縮條件下的損傷破裂過程。石恒等[19]針對(duì)高溫花崗巖開展了SHPB試驗(yàn)，并借助ANSYS/ LS-DYNA軟件，探討了實(shí)時(shí)溫度與動(dòng)態(tài)荷載耦合作用下花崗巖力學(xué)特性的變化規(guī)律。

以往關(guān)于花崗巖力學(xué)特性、破壞模式以及熱損傷機(jī)理等方面的研究大多僅考慮溫度變化的影響，而針對(duì)循環(huán)升溫-水冷作用下花崗巖破裂力學(xué)特征的研究較少，對(duì)于復(fù)雜環(huán)境下花崗巖力學(xué)特性變化規(guī)律、破裂演化過程的認(rèn)識(shí)還不深入，現(xiàn)有研究尚處于探索階段。針對(duì)上述問題，以循環(huán)升溫-水冷處理的花崗巖試件為研究對(duì)象，開展了室內(nèi)試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬研究，分析了溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)花崗巖力學(xué)特性與破壞模式的影響，探討了花崗巖力學(xué)性能劣化規(guī)律和破裂發(fā)展過程。相關(guān)成果可為干熱巖儲(chǔ)層水力壓裂方案設(shè)計(jì)及參數(shù)選取提供一定的理論依據(jù)。

1 花崗巖破裂力學(xué)特性的試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)材料與試件制備

采用產(chǎn)自山東煙臺(tái)的細(xì)粒花崗巖作為試驗(yàn)材料，其礦物成分均勻、力學(xué)性能穩(wěn)定、巖石完整性好。根據(jù)X射線衍射測(cè)試結(jié)果，該花崗巖的礦物組分為：石英(45.64%)、鉀長(zhǎng)石(24.19%)、斜長(zhǎng)石(23.02%)、云母(6.75%)及其他礦物(0.40%)[20]。按國際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)(International Society for Rock Mechanics)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，將該花崗巖加工成直徑50 mm、高100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試件，如圖1所示。同時(shí)，基于室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)得了常溫花崗巖的基本物理力學(xué)參數(shù)，如表1[20]所示。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)花崗巖試件Fig.1 Typical granite specimens

表1 常溫花崗巖的基本物理力學(xué)參數(shù)[20]

1.2 試驗(yàn)方法

為研究循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖的破裂力學(xué)特征，在試驗(yàn)中首先對(duì)常溫試件進(jìn)行加熱處理，然后采用常溫水進(jìn)行冷卻，歷經(jīng)特定次數(shù)的升溫-水冷循環(huán)后，再將試件加熱至設(shè)計(jì)溫度，通過單軸壓縮試驗(yàn)分析高溫花崗巖的破裂模式與關(guān)鍵力學(xué)指標(biāo)變化規(guī)律。具體步驟如下。

步驟1試件初次升溫：將花崗巖試件編號(hào)后，置于馬弗爐內(nèi)進(jìn)行加熱，分別加熱至50、100、150、200 ℃；為保證試件受熱均勻，加熱速率設(shè)為2 ℃/min[15]，當(dāng)試件升至目標(biāo)溫度后保持恒溫2 h。

步驟2試件初次水冷：將達(dá)到目標(biāo)溫度的試件從馬弗爐內(nèi)取出，快速放入常溫水(25 ℃)中進(jìn)行冷卻，浸泡時(shí)間不少于3 h；將充分冷卻的試件擦干表面水分，放置在室內(nèi)陰涼處晾干。

步驟3試件升溫-水冷循環(huán)：按上述方法，將晾干后的試件重新加熱至原目標(biāo)溫度并再次水冷至常溫狀態(tài)；該過程分別重復(fù)0(即不升溫、不冷卻)、1、2、3、4次，以研究循環(huán)次數(shù)對(duì)試件力學(xué)性能的影響。

步驟4試件再升溫：試件歷經(jīng)循環(huán)升溫-水冷處理后處于常溫狀態(tài)，將試件置于巖石試驗(yàn)機(jī)的加載墊板上，通過自主設(shè)計(jì)的加熱保溫裝置將試件再次加熱至原目標(biāo)溫度并保溫20 min(圖2所示)。

圖2 高溫花崗巖的單軸壓縮試驗(yàn)Fig.2 Uniaxial compression test of high temperature granite

步驟5高溫試件壓縮破裂試驗(yàn)：依據(jù)《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50266—2013)，采用WAW-1000C型伺服控制試驗(yàn)機(jī)對(duì)再次升溫的花崗巖試件開展單軸壓縮試驗(yàn)，采用位移控制方式，加載速率設(shè)為0.5 mm/min，以獲取不同工況條件下高溫花崗巖的破裂模式與力學(xué)性能。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.3.1 高溫花崗巖的基本破裂模式

基于單軸壓縮試驗(yàn)，首先獲得了未經(jīng)水冷處理的高溫花崗巖試件(循環(huán)次數(shù)為0)的最終破裂模式，如圖3所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，高溫試件主要發(fā)生剪切破壞，局部發(fā)生軸向劈裂破壞。在25 ℃常溫條件下，剪切破壞面由試件端部斜向延伸至試件內(nèi)部，在一端形成倒錐形滑裂面，而另一端產(chǎn)生局部張拉破壞面；在50 ℃條件下，剪切破壞面由試件兩端延伸至試件內(nèi)部，且產(chǎn)生了多個(gè)局部剪切面；當(dāng)溫度超過100 ℃后，試件內(nèi)部產(chǎn)生的破壞面有增多趨勢(shì)，且主剪切面貫穿試件上下兩端。

圖3 未經(jīng)水冷處理的高溫花崗巖試件的最終破壞形態(tài)Fig.3 The final failure mode of high temperature granite specimens without water-cooling treatments

分析認(rèn)為，由于花崗巖各組成礦物的熱膨脹性能不同，溫度升高使礦物顆粒產(chǎn)生不均勻膨脹，使得礦物顆粒相互擠壓，并在局部產(chǎn)生拉伸應(yīng)力，從而導(dǎo)致微裂紋的萌生和擴(kuò)展。同時(shí)，高溫弱化了顆粒間的膠結(jié)力，在外部荷載作用下，微裂紋更易萌生擴(kuò)展并貫穿整個(gè)試件。因此，當(dāng)溫度超過100 ℃時(shí)，試件最終破壞模式由劈裂-剪切復(fù)合破裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅屏褳橹?，且隨著溫度升高，試件內(nèi)部熱損傷愈加嚴(yán)重，剪切破壞面隨之增多，其擴(kuò)展貫通性也逐漸增強(qiáng)。

1.3.2 循環(huán)升溫-水冷作用下花崗巖的力學(xué)特性

圖4為經(jīng)歷不同次數(shù)升溫-水冷循環(huán)后高溫花崗巖試件的單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由試驗(yàn)結(jié)果可知，在經(jīng)歷升溫-水冷循環(huán)后，試件總體呈脆性變形特征，其受力變形過程的壓密階段和彈性變形階段較為明顯，而塑性變形階段占比較小，當(dāng)軸向應(yīng)力達(dá)到峰值后迅速下降，破壞階段具有突發(fā)性。隨著試件目標(biāo)溫度升高(50～200 ℃)，試件壓密階段逐漸延長(zhǎng)，而相應(yīng)的彈、塑性變形階段呈縮短趨勢(shì)，這是由于較高的溫度會(huì)在試件內(nèi)形成大量微細(xì)裂紋，在單軸壓縮的初期階段，這些微裂紋閉合會(huì)產(chǎn)生較大的非線性變形。

循環(huán)升溫-水冷次數(shù)對(duì)試件的受力變形過程具有較為顯著的影響。當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較少時(shí)[圖4(c)]，對(duì)于高溫試件(>150 ℃)，試件的峰前塑性變形特征明顯，但隨著循環(huán)升溫-水冷次數(shù)增多[圖4(d)、圖4(e)]，峰前塑性變形逐漸減弱。特別是，當(dāng)循環(huán)升溫-水冷處理4次后，試件經(jīng)歷彈性變形階段后直接進(jìn)入破壞階段?？梢?，升溫雖然導(dǎo)致試件塑性增強(qiáng)，但多次升溫-水冷處理會(huì)使得試件脆性得到一定程度的提高。

圖5 不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件強(qiáng)度隨溫度的變化曲線Fig.5 Change curves of specimen strength with temperature at different cycles of heating and water-cooling

圖5為不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件峰值強(qiáng)度隨升溫溫度的變化曲線。可以看出，在不同水冷次數(shù)下，試件峰值強(qiáng)度隨試件溫度升高呈近似線性降低趨勢(shì)。對(duì)于未經(jīng)水冷處理的試件，其峰值強(qiáng)度由常溫條件下的164.07 MPa下降至200 ℃時(shí)的115.68 MPa，降低了29.49%。經(jīng)升溫-水冷處理1、2、3、4次后，與50 ℃條件下的試件強(qiáng)度相比，200 ℃試件的峰值強(qiáng)度分別降低了32.80%、37.67%、47.18%和49.09%。由此可見，試件強(qiáng)度隨其溫度的升高而降幅明顯，另外，峰值強(qiáng)度的降幅隨循環(huán)升溫-水冷次數(shù)的增加而增大。

對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果的分析認(rèn)為：首先，升溫使礦物顆粒發(fā)生膨脹，且溫度越高顆粒膨脹越明顯，花崗巖內(nèi)部熱應(yīng)力越大，當(dāng)熱應(yīng)力超過礦物顆粒之間黏結(jié)力時(shí)，試件內(nèi)部缺陷逐漸萌生擴(kuò)展[21]，從而使峰值強(qiáng)度降低；其次，在升溫過程中，花崗巖的晶體結(jié)構(gòu)逐漸被破壞[22]，導(dǎo)致?lián)p傷加?。辉僬?，當(dāng)試件遇水冷卻時(shí)，驟變溫差作用將誘發(fā)一定程度的損傷破裂[23]，使得強(qiáng)度降低程度加劇。

此外，循環(huán)升溫-水冷處理會(huì)導(dǎo)致試件變形特征發(fā)生顯著變化。圖6為不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件彈性模量隨升溫溫度的變化規(guī)律?？梢钥闯?，試件彈性模量隨溫度升高而總體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，在不同水冷次數(shù)下(1、2、3、4次)，升溫溫度為200 ℃的試件與升溫溫度為50 ℃的情況相比，彈性模量降幅分別達(dá)42.50%、37.44%、26.61%、39.16%。對(duì)于未經(jīng)水冷處理的試件，50 ℃時(shí)的彈性模量比常溫條件下的略大，可能是由于花崗巖材料的非均質(zhì)性所致。當(dāng)試件升溫溫度為150 ℃時(shí)，水冷處理2～4次后，試件彈性模量較100 ℃時(shí)也出現(xiàn)小幅提升。

圖6 不同循環(huán)升溫-水冷條件下試件彈性模量 隨溫度的變化曲線Fig.6 Change curves of elastic modulus with temperature at different cycles of heating and water-cooling

分析認(rèn)為，溫度升高導(dǎo)致試件內(nèi)微裂紋數(shù)量增多，在相同外部荷載作用下變形量增大，總體表現(xiàn)為彈性模量的降低。而試件水冷處理，表現(xiàn)為兩種相反的作用模式：一是加劇了微裂紋的萌生演化，使彈性模量進(jìn)一步降低；二是為提升花崗巖的脆性，使彈性模量有所增大。水冷處理的兩種作用對(duì)試件彈性模量變化的影響受試件升溫溫度及循環(huán)升溫-水冷次數(shù)共同控制。當(dāng)試件溫度為150 ℃時(shí)，經(jīng)過較多次數(shù)的水冷處理后(2～4次)，脆性提升作用大于微裂紋萌生作用，因此相比100 ℃情況，出現(xiàn)彈性模量增大現(xiàn)象。當(dāng)試件溫度進(jìn)一步提升至200 ℃時(shí)，微裂紋萌生演化對(duì)試件的影響更為顯著，導(dǎo)致彈性模量進(jìn)一步降低。

2 花崗巖破壞過程的數(shù)值模擬研究

通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了不同溫度和循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖試件的基本破裂模式和力學(xué)參數(shù)變化規(guī)律，為進(jìn)一步分析花崗巖的破壞過程及升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)破壞模式的影響，基于有限元軟件ABAQUS開展了相關(guān)數(shù)值模擬研究。

2.1 數(shù)值模型

如圖7所示，所建三維數(shù)值模型具有與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗤某叽绾臀锢砹W(xué)參數(shù)(表1)。模型由一個(gè)直徑50 mm、高100 mm的實(shí)體圓柱和位于圓柱上下兩端、直徑100 mm的剛性圓盤裝配而成。實(shí)體圓柱表征花崗巖試件，而兩側(cè)的剛性圓盤用于模擬壓力機(jī)的加載鋼板。為提升模擬精度，采用細(xì)密的六面體單元對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行劃分，每個(gè)模型的單元數(shù)量為236 600個(gè)。

在數(shù)值模擬中，模型邊界條件與室內(nèi)試驗(yàn)保持一致，對(duì)底面剛性圓盤施加固定約束，對(duì)頂面圓盤施加軸向壓縮位移，并通過幅值函數(shù)設(shè)置與試驗(yàn)相同的加載速率。

圖7 數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分Fig.7 Numerical model and meshes

采用Drucker-Prager(D-P)模型和剪切損傷準(zhǔn)則模擬花崗巖試件變形破壞過程，相關(guān)模型參數(shù)如表2所示。在D-P模型中，流應(yīng)力比根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)取為0.778[24]；考慮到花崗巖脆性較強(qiáng)，其自身膨脹對(duì)于試件變形的貢獻(xiàn)遠(yuǎn)小于破裂面萌生擴(kuò)展，因此將花崗巖的膨脹角設(shè)為0 °。剪切損傷準(zhǔn)則的參數(shù)不易通過試驗(yàn)獲取，因此參照文獻(xiàn)[25-26]對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行賦值。

計(jì)算中，采用隱式-顯式順序熱力耦合方法[27]模擬不同溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)花崗巖受力破壞特征的影響。首先，通過隱式計(jì)算分析花崗巖的升溫-冷卻過程，模型初始溫度設(shè)為25 ℃，目標(biāo)升溫溫度與試驗(yàn)一致，分別為50、100、150、200 ℃，在升溫-冷卻循環(huán)中環(huán)境溫度的改變通過幅值函數(shù)進(jìn)行定義；然后，將隱式計(jì)算結(jié)果作為模型初始狀態(tài)，通過顯式計(jì)算方法分析模型在軸向壓縮荷載作用下的變形破壞過程。

表2 數(shù)值模型參數(shù)及取值[25-26]

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖8為未經(jīng)水冷處理的不同溫度條件下花崗巖模型的變形破壞過程。在計(jì)算中，當(dāng)單元滿足失效準(zhǔn)則時(shí)會(huì)消失并生成裂隙，而未失效的單元被裂隙切割，從而形成塊狀的破裂結(jié)構(gòu)形態(tài)。

圖8 不同溫度條件下花崗巖模型的加載破壞過程Fig.8 Failure process of granite models under different temperature conditions

由數(shù)值模擬結(jié)果可知，50～200 ℃的高溫花崗巖在單軸壓縮條件下產(chǎn)生的裂紋主要為傾斜剪切裂紋，裂紋擴(kuò)展貫通首先在模型端部形成了局部圓錐面，進(jìn)而切割模型中部，導(dǎo)致整體破壞。當(dāng)溫度較小時(shí)(50 ℃)，剪切裂紋由模型兩端角部向內(nèi)部擴(kuò)展直至相互搭接，并局部向側(cè)面延伸，在錐角附近區(qū)域由于應(yīng)力集中而產(chǎn)生一定數(shù)量的小傾角裂紋，橫向切割模型導(dǎo)致整體破裂。當(dāng)模型溫度較高時(shí)(≥100 ℃)，剪切裂紋由模型一端角部向內(nèi)部擴(kuò)展并延伸至模型側(cè)面或另一端的角部，其擴(kuò)展性得以增強(qiáng)，同時(shí)在錐角附近產(chǎn)生的小傾角裂紋的擴(kuò)展尺度明顯增大，一直延伸至模型側(cè)面，導(dǎo)致模型變?yōu)樗榱呀Y(jié)構(gòu)。數(shù)值結(jié)果表明，溫度越高則模型最終破碎程度越高。對(duì)比模型破裂模式(圖8中破壞形態(tài))與試驗(yàn)獲得的花崗巖試件最終破壞形態(tài)(圖3)，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)具有較好的相似性。

此外，對(duì)比各溫度條件下模型破裂過程的軸向位移值，認(rèn)為：隨溫度升高，裂紋形成及模型破裂所對(duì)應(yīng)的軸向變形有增大趨勢(shì)，花崗巖塑性增強(qiáng)。

圖9 經(jīng)歷不同升溫-水冷循環(huán)次數(shù)后200 ℃花崗巖模型的加載破壞過程Fig.9 Failure process of 200 ℃ granite models for different cycles of heating and water-cooling

為研究不同升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)花崗巖破裂過程的影響規(guī)律，基于200 ℃模型開展了數(shù)值模擬研究，計(jì)算結(jié)果如圖9所示。由結(jié)果可知，在不同升溫-水冷循環(huán)條件下，模型的基本破裂模式與圖8(d)中高溫花崗巖的情況類似，剪切破壞面擴(kuò)展充分且貫穿模型上下兩端面。

當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較低時(shí)[圖9(a)]，剪切裂紋擴(kuò)展至試件中部后，由于圓錐角部應(yīng)力集中及復(fù)雜破壞作用而誘發(fā)一定數(shù)量的小傾角徑向裂紋，模型中部破碎程度比未經(jīng)水冷的情況更為嚴(yán)重；當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)超過2次后，除端部出現(xiàn)剪切裂紋外，徑向裂紋擴(kuò)展更為充分，兩類裂紋在模型中部搭接貫通造成整體破裂。由圖9中破壞形態(tài)可知，當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較多時(shí)，模型側(cè)面出現(xiàn)了沿軸向延伸的劈裂破壞面，且模型破碎程度明顯增大。對(duì)比分析各升溫-水冷循環(huán)次數(shù)下模型的軸向變形情況，可見，當(dāng)水冷次數(shù)增多，模型內(nèi)部損傷加劇，破裂過程所對(duì)應(yīng)的軸向變形有降低趨勢(shì)，表現(xiàn)為脆性增強(qiáng)。

分析認(rèn)為，當(dāng)水冷次數(shù)較低時(shí)，模型溫度是影響其破裂模式的主導(dǎo)因素，花崗巖主要為剪切破壞；當(dāng)升溫-水冷循環(huán)次數(shù)較多時(shí)，復(fù)雜的升降溫過程導(dǎo)致模型內(nèi)部應(yīng)力分布特征變化和熱損傷加劇，模型呈現(xiàn)剪切-劈裂混合破壞。

3 結(jié)論

基于循環(huán)升溫-水冷試驗(yàn)、單軸壓縮試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬，開展了循環(huán)升溫-水冷條件下花崗巖的力學(xué)特性與破裂模式研究，分析了花崗巖強(qiáng)度與變形指標(biāo)隨溫度的變化規(guī)律，探討了溫度和升溫-水冷循環(huán)次數(shù)對(duì)花崗巖破壞模式及破壞過程的影響。得出如下主要結(jié)論。

(1)溫度對(duì)花崗巖的受力變形特征具有顯著影響。升溫導(dǎo)致花崗巖塑性增強(qiáng)，但經(jīng)多次升溫-水冷處理后試件脆性得到一定程度的提高，表現(xiàn)為壓密和彈性變形階段明顯，而塑性階段占比較小。

(2)花崗巖強(qiáng)度隨溫度升高而降低，且升溫-水冷次數(shù)增加會(huì)導(dǎo)致強(qiáng)度降幅增大；花崗巖彈性模量變化受升溫溫度及循環(huán)升溫-水冷次數(shù)共同控制，當(dāng)溫度為150 ℃時(shí)，循環(huán)水冷條件下的脆性提升作用占主導(dǎo)地位，而對(duì)于200 ℃試件，微裂紋萌生演化對(duì)彈性模量的影響更大。

(3)溫度影響花崗巖的破裂模式。當(dāng)溫度超過100 ℃時(shí)，花崗巖由劈裂-剪切復(fù)合破裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅屏褳橹?，且破裂面?shù)量及貫通程度隨溫度升高而提升。

(4)當(dāng)循環(huán)升溫-次數(shù)較低時(shí)，溫度是影響花崗巖破裂模式的主導(dǎo)因素；而當(dāng)循環(huán)升溫-水冷次數(shù)較多時(shí)，伴隨應(yīng)力分布特征的變化及熱損傷的加劇，花崗巖呈現(xiàn)復(fù)雜的剪切-劈裂混合破壞模式。