熱損傷花崗巖三軸壓縮蠕變破壞聲發(fā)射及損傷演化特征

周露林 ，劉建鋒 ，魯功達(dá) ，梁超 ，林浩

(1.四川大學(xué) 水力學(xué)與山區(qū)河流開發(fā)保護(hù)國家重點實驗室，四川 成都，610065；2.四川大學(xué) 水利水電學(xué)院，四川 成都，610065)

清潔低碳的新型能源已成為全球能源變革的大勢所趨，大力發(fā)展核能、地?zé)崮艿刃滦湍茉磳D(zhuǎn)型我國能源結(jié)構(gòu)、實現(xiàn)能源安全保障的戰(zhàn)略目標(biāo)十分重要。在增強(qiáng)型地?zé)嵯到y(tǒng)運行中，干熱巖儲層溫度通常在150～500 ℃；高放核廢料封閉處置后仍會釋放大量核衰變熱，深部地質(zhì)庫圍巖可能升溫至100～300 ℃[1-2]，上述溫度荷載的長期作用往往造成工程圍巖穩(wěn)定性降低。作為高強(qiáng)度、低滲透性的優(yōu)良工程巖體，花崗巖已成為地?zé)崮茉撮_發(fā)系統(tǒng)、高放廢物地質(zhì)處置庫的重要圍巖[3-4]，深入了解熱損傷花崗巖的蠕變特性是保障深部地質(zhì)庫和能源工程安全穩(wěn)定運行的關(guān)鍵。

高溫將誘發(fā)礦物晶粒脫水、膨脹、相變、熱開裂、熱崩解以及礦物間的化學(xué)反應(yīng)，進(jìn)而造成巖石礦物組分和微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，最終導(dǎo)致其宏觀物理力學(xué)性質(zhì)發(fā)生改變。學(xué)者們開展了大量花崗巖的高溫力學(xué)試驗研究，YANG等[5]發(fā)現(xiàn)：在300 ℃處理后，花崗巖的裂紋損傷閾值、強(qiáng)度、彈性模量有所提高，而在繼續(xù)升溫至800 ℃過程中上述力學(xué)參數(shù)則持續(xù)降低；RAO等[6]認(rèn)為適當(dāng)?shù)臒崃鸭y網(wǎng)絡(luò)會引起裂紋鈍化，從而產(chǎn)生增韌效果，而過高的熱處理溫度會引發(fā)大量熱裂紋貫通從而產(chǎn)生巖石熱損傷；CHEN等[7]發(fā)現(xiàn)花崗巖熱損傷閾值為300 ℃，石英在573 ℃產(chǎn)生的α-β 相變也將引起顯著的熱損傷；張玉良等[8]發(fā)現(xiàn)花崗巖熱損傷過程中的結(jié)晶顆粒面-面接觸以及含缺陷礦物顆粒導(dǎo)致了雙重?fù)p傷；MIAO 等[9]發(fā)現(xiàn)北山花崗巖的脆-韌性轉(zhuǎn)變臨界溫度為500～600 ℃，其破壞模式由縱向劈裂向單剪斷裂，最終向多重共軛剪切斷裂轉(zhuǎn)變。巖石加熱-冷卻過程以及冷卻方式同樣關(guān)鍵，如WANG 等[10]發(fā)現(xiàn)實時高溫下試樣塑性增加、峰值應(yīng)變更高，冷卻期間部分微裂紋閉合、熱損傷恢復(fù)，高溫后試樣的峰值應(yīng)力、彈性模量較高；KUMARI 等[11]發(fā)現(xiàn)隨溫度升高，花崗巖破壞模式由脆性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)闇?zhǔn)脆性斷裂，在較高熱應(yīng)力以及冷卻速率下，強(qiáng)烈的熱沖擊會顯著降低花崗巖強(qiáng)度。

聲發(fā)射是巖石在破裂過程中釋放的彈性波信號，可以反映巖石破壞過程的損傷演化特征，對于預(yù)測巖石材料失穩(wěn)破壞以及分析破壞機(jī)制具有重要意義。聲發(fā)射探測技術(shù)在巖石力學(xué)領(lǐng)域的應(yīng)用極廣，如ZHAO 等[12]通過建立紅砂巖試件的聲發(fā)射蠕變模型，研究了不同蠕變階段的聲發(fā)射b值和巖石微裂紋長度與聲發(fā)射信號波形特征的內(nèi)在聯(lián)系；OHNO 等[13]基于聲發(fā)射技術(shù)對混凝土破壞試驗的微裂紋類型進(jìn)行分類，發(fā)現(xiàn)RA-FA與矩張量分析這兩類方法確定的剪切裂紋比例較為一致；儲超群等[14]開展了深埋隧道花崗巖單軸壓縮巖爆試驗，基于矩張量和RA-FA分析發(fā)現(xiàn)巖爆過程以張拉破裂為主；李浩然等[15]研究了高溫下大理巖三軸壓縮破壞的聲發(fā)射活動特征，發(fā)現(xiàn)溫度越高，剪切破壞越強(qiáng)，且峰值頻率和聲發(fā)射b值可以較好地反映實時高溫下巖石的裂紋發(fā)育與失穩(wěn)破壞情況；董隴軍等[16]綜合多重指標(biāo)分析花崗巖的破裂階段的特征，構(gòu)建了巖石裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展的識別模型；SALIBA等[17]研究了混凝土梁蠕變損傷過程的聲發(fā)射特征，提出了基本蠕變過程和干燥蠕變過程的聲發(fā)射信號聚類分析方法；曾寅等[18]研究了鹽巖長期蠕變過程中的聲發(fā)射特征、分形維數(shù)與變形規(guī)律，并利用聲發(fā)射參數(shù)進(jìn)行加速蠕變預(yù)測。

雖然目前對實時高溫以及高溫后的巖石力學(xué)研究已較為廣泛，但對于脆性巖石的時效特征研究很少，同時對熱損傷巖石在長期荷載作用下的力學(xué)響應(yīng)理解還不夠深入；此外，已有試驗研究多為單軸條件下，通常未考慮圍壓效應(yīng)對熱損傷巖石蠕變性能的影響。為補(bǔ)充此前研究的不足，本文模擬深部應(yīng)力和溫度條件，探討了圍壓約束下熱損傷花崗巖的蠕變聲發(fā)射特征以及隨應(yīng)力、時間的損傷演化過程，研究成果可以為分析和預(yù)測工程圍巖的高溫蠕變行為提供參考，為我國能源系統(tǒng)的運行和維護(hù)提供一定理論依據(jù)。

1 試驗準(zhǔn)備及方案

1.1 試樣制備以及試驗設(shè)備

本次試驗研究的花崗巖巖心均取自我國甘肅省北山，平均密度為2.61 g/cm3，標(biāo)準(zhǔn)試樣單軸抗壓強(qiáng)度約為109 MPa，主要組成礦物及比例如下：斜長石質(zhì)量分?jǐn)?shù)為35%、石英質(zhì)量分?jǐn)?shù)為28%、鉀長石質(zhì)量分?jǐn)?shù)為25%、白云母質(zhì)量分?jǐn)?shù)為14%和黑云母質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1%。按照《工程巖體試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》[19]及《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》[20]規(guī)定，將試樣打磨加工成直徑×高度為50 mm×100 mm 的圓柱體標(biāo)準(zhǔn)試件，直徑允許偏差小于0.2 mm，兩端面的不平整度允許偏差小于0.05 mm，端面與軸線的垂直偏差不超過±0.25。試樣在蠕變試驗前熱處理溫度為25(常溫)、150、300和600 ℃，熱處理設(shè)備選用馬弗爐，將溫度精確控制在±1 ℃以內(nèi)。以2 ℃/min的升溫速率將試樣加熱到預(yù)定溫度，保持恒溫2 h后在爐膛內(nèi)緩慢冷卻至環(huán)境溫度。

試驗在四川大學(xué)MTS815巖石力學(xué)試驗系統(tǒng)進(jìn)行，并配以美國聲學(xué)物理公司(PAC)的PCI-Ⅱ聲發(fā)射(AE)三維定位實時監(jiān)測系統(tǒng)。該試驗設(shè)備支持最大軸向加載力為4 600 kN、最大圍壓σ3為140 MPa，同時溫度可最高加載至200 ℃，試樣的軸向位移通過軸向引伸計和LVDT測量，環(huán)向位移通過橫向引伸計測量，各測試傳感器精度為當(dāng)前同比標(biāo)定量程的0.5%；聲發(fā)射系統(tǒng)前置放大器增益為40 dB，門檻值設(shè)為30 dB，聲發(fā)射信號由8 個Micro30 聲發(fā)射傳感器實時監(jiān)測并定位。

1.2 試驗方案

考慮到工程圍巖所處的地應(yīng)力水平，試驗圍壓設(shè)置為5 MPa和25 MPa，按C-圍壓(MPa)-熱處理溫度(℃)的形式對試樣進(jìn)行編號。以3 MPa/min的速率加載圍壓至預(yù)設(shè)值后再以30 kN/min的速率施加軸向應(yīng)力。

為減小樣品差異以及高溫處理引起的不確定性，本次試驗以每個試樣的損傷應(yīng)力σcd為基準(zhǔn)，制定蠕變分級加載方案。蠕變試驗以損傷應(yīng)力σcd的不同比例進(jìn)行分級加載，每級穩(wěn)載1 h直至試樣發(fā)生破壞，若提前進(jìn)入加速蠕變階段則結(jié)束試驗。應(yīng)力比β定義為：

式中：(σ1-σ3)為偏應(yīng)力；σcd為巖石內(nèi)部裂紋開始不穩(wěn)定擴(kuò)展的臨界應(yīng)力。在初始應(yīng)力加載階段，以體積應(yīng)變εV-偏應(yīng)力(σ1-σ3)曲線拐點對應(yīng)的應(yīng)力確定損傷應(yīng)力σcd。本文分級加載蠕變試驗的應(yīng)力比β=1.20、1.35、1.50、1.65和1.80。

2 聲發(fā)射振鈴計數(shù)與能量特征

2.1 分級蠕變加載過程中的聲發(fā)射演化特征

聲發(fā)射振鈴計數(shù)和能量特征反映了聲發(fā)射事件的強(qiáng)度與頻度，是分析巖石內(nèi)部損傷演化與破壞進(jìn)程的重要參數(shù)。圖1 和圖2 所示分別為C-5-25試樣在分級蠕變和蠕變?nèi)^程的軸向應(yīng)變-聲發(fā)射振鈴計數(shù)率-累計振鈴計數(shù)(能量)曲線，本節(jié)以此為例分析花崗巖蠕變?nèi)^程的聲發(fā)射演化特征。

圖1 不同加載階段聲發(fā)射振鈴(能量)計數(shù)-軸向應(yīng)變與時間關(guān)系(C-5-25)Fig.1 Ringing count(energy) rate-axial strain-time curves of C-5-25 sample with time at different test stages

圖2 蠕變?nèi)^程聲發(fā)射振鈴(能量)計數(shù)-軸向應(yīng)變與時間關(guān)系(C-5-25)Fig.2 Ringing count(energy) rate-axial strain with time curves of C-5-25 sample during creep test

1) 當(dāng)軸向應(yīng)力以穩(wěn)定速率加載至β=1.20(圖1(a)時，聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)、累計能量呈指數(shù)增長。軸向應(yīng)力達(dá)到σcd=101.88 MPa(t=400 s)后，聲發(fā)射振鈴計數(shù)率與能量率陡增，表明試樣進(jìn)入了裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展階段，損傷演化加速、聲發(fā)射活動進(jìn)入活躍期。

2) 在恒定應(yīng)力的蠕變階段(圖1(b)～(c))，聲發(fā)射活動呈現(xiàn)階段性特征。應(yīng)力加載后短時間內(nèi)花崗巖處于減速蠕變階段，試樣礦物間摩擦、位錯運動以及晶粒接觸狀態(tài)變化頻繁，聲發(fā)射活動進(jìn)入活躍期，但由于結(jié)構(gòu)未發(fā)生顯著破壞、損傷演化趨于穩(wěn)定，蠕變率、振鈴計數(shù)率不斷減??；在穩(wěn)態(tài)蠕變階段，蠕變損傷作用與壓密、閉合作用基本平衡，蠕變率及振鈴計數(shù)率平穩(wěn)維持在低值，聲發(fā)射活動進(jìn)入平靜期。

3) 在加速蠕變階段(圖1(d))，蠕變過程累積的裂紋大范圍擴(kuò)展、貫通并形成宏觀裂紋，損傷急速發(fā)展并在極短時間發(fā)生劇烈破壞，蠕變率、振鈴計數(shù)率持續(xù)增大至峰值。

在應(yīng)力比β=1.20、1.35、1.50和1.65的蠕變加載階段中，累計振鈴計數(shù)分別為4.95×104、8.50×104、15.11×104和46.74×104次，最大振鈴計數(shù)率分別為575、671、687和745 Hz。低應(yīng)力下，蠕變速率較低，聲發(fā)射振鈴計數(shù)、能量率普遍較低；隨著應(yīng)力增大與蠕變損傷累積，試樣的蠕變速率加快，聲發(fā)射信號逐漸增強(qiáng)，其主要規(guī)律如下：

1) 在低應(yīng)力下(β＜1.50)，花崗巖試樣蠕變損傷緩慢累積，聲發(fā)射信號主要由礦物晶粒位移、摩擦或裂紋閉合產(chǎn)生。

2) 在較高應(yīng)力下(β=1.5～1.65)，試樣蠕變損傷加快，聲發(fā)射信號主要由裂紋的萌生、擴(kuò)展以及微破裂產(chǎn)生，試樣開始在穩(wěn)態(tài)蠕變階段也產(chǎn)生密集的高振鈴計數(shù)率(能量率)事件。

3) 在加速蠕變階段(β=1.80)，試樣發(fā)生宏觀破壞，伴隨著應(yīng)變能急劇耗散，該過程產(chǎn)生更高能量的聲發(fā)射事件，破壞前最大振鈴計數(shù)率達(dá)到了2 245 次/s。

圖3所示為C-5-25試樣在β=1.80的累計振鈴計數(shù)-應(yīng)變-蠕變速率與時間關(guān)系的曲線，減速蠕變、穩(wěn)態(tài)蠕變和加速蠕變階段的蠕變速率呈“U”形，聲發(fā)射“活躍—平靜—活躍”的階段性特征與蠕變速率曲線對應(yīng)關(guān)系良好。

圖3 累計振鈴計數(shù)-軸向應(yīng)變-蠕變速率與時間的關(guān)系(C-5-25，β=1.80)Fig.3 Relationship of ringing counts-axial strain-creep rate with time (C-5-25, β=1.80)

以上分析表明，聲發(fā)射振鈴計數(shù)與能量特征較好地反映了花崗巖試樣的蠕變破壞過程，即在分級加載蠕變過程中“原生裂紋閉合—新的微裂紋緩慢產(chǎn)生、積聚—原生、次生裂紋迅速貫通、破壞并釋放大量應(yīng)變能”的過程。

2.2 不同熱損傷花崗巖的聲發(fā)射特征

圖4所示為不同熱損傷花崗巖的聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)與時間的關(guān)系，具體參數(shù)見表1。本節(jié)省略了聲發(fā)射累計能量曲線，因為兩者變化規(guī)律一致。在β≤1.65 的無加速蠕變階段，累積振鈴計數(shù)隨熱處理溫度升高而降低；在加速蠕變階段(β=1.65、1.80)，累計振鈴計數(shù)隨溫度升高而增大，最大振鈴計數(shù)率也有所增大(600 ℃熱處理試樣加速蠕變更迅速，導(dǎo)致累計振鈴計數(shù)偏低)。

表1 不同熱損傷花崗巖的聲發(fā)射參數(shù)Table 1 AE parameters of granite under different thermal damage

圖4 不同熱損傷花崗巖聲發(fā)射振鈴累計數(shù)與時間關(guān)系Fig.4 Ringing counts-time relationship of granite under different thermal damage

礦物顆粒受熱不均勻膨脹會產(chǎn)生局部熱應(yīng)力集中，誘發(fā)熱裂紋并加速巖石的變形破壞；同時相鄰礦物顆粒膨脹并相互擠壓將導(dǎo)致裂隙閉合，對巖石產(chǎn)生一定強(qiáng)化作用[21]。由表1可見，熱損傷對巖石的強(qiáng)化作用大于其造成的損傷作用，圍壓和軸向應(yīng)力共同作用使熱致裂紋閉合并形成穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，巖石內(nèi)部破裂不易發(fā)生[6]；然而，在加速蠕變階段熱損傷效應(yīng)顯現(xiàn)，大量熱裂紋將加劇蠕變損傷演化，并釋放高能量聲發(fā)射信號。因此，在深地工程設(shè)計運營中應(yīng)考慮劇烈溫度變化造成的圍巖長期穩(wěn)定性劣化效應(yīng)。

圍壓效應(yīng)對熱損傷花崗巖的蠕變性能影響顯著，圍壓將閉合大部分熱致裂紋、增強(qiáng)晶粒間接觸摩擦并重塑巖石內(nèi)部裂紋網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，使得熱損傷花崗巖的蠕變性能得到一定程度恢復(fù)甚至增強(qiáng)，因此，三軸應(yīng)力下熱損傷試樣往往表現(xiàn)出較高的承載能力，熱損傷效應(yīng)有所減弱。對比σ3=5 MPa和σ3=25 MPa 工況，在β≤1.65 的無加速蠕變階段，累計振鈴計數(shù)隨圍壓增大而有所降低。在加速蠕變階段(β=1.65、1.80)，累計振鈴計數(shù)隨圍壓增大而增大。在穩(wěn)態(tài)蠕變階段，圍壓對裂紋產(chǎn)生、擴(kuò)展具有約束作用，聲發(fā)射活動減弱。在加速蠕變階段，高圍壓工況下試樣變形量增大、塑性增強(qiáng)，破壞過程釋放大量應(yīng)變能，聲發(fā)射活動增強(qiáng)。

3 損傷變量

為定量地分析熱損傷花崗巖蠕變過程的損傷演化規(guī)律，基于聲發(fā)射振鈴計數(shù)引入損傷變量D。基于聲發(fā)射振鈴計數(shù)的損傷變量D1的歸一化方程為[22]：

式中：N為試驗?zāi)骋粫r刻的累計聲發(fā)射振鈴計數(shù)；Nm為試驗全過程的累計聲發(fā)射振鈴計數(shù)。

試樣在蠕變加載前已經(jīng)過一定熱損傷的作用，故定義初始損傷變量D0，其計算方法為：

式中：σcd為熱損傷試樣的損傷應(yīng)力；σcd0為無熱損傷試樣的損傷應(yīng)力。

耦合初始熱損傷的損傷變量D的計算公式為[23]：

按上式計算得到不同熱損傷花崗巖蠕變?nèi)^程的損傷變量D隨時間變化趨勢，如圖5 所示。25、150、300 和600 ℃熱處理試樣的初始損傷變量D0分別為0、-0.016 7、-0.065 6 和0.230 8。150 ℃和300 ℃熱處理試樣出現(xiàn)了負(fù)的初始損傷變量D0，說明低于300 ℃熱處理對花崗巖產(chǎn)生強(qiáng)化作用，而600 ℃熱處理初始損傷變量D0為0.230 8，此時試樣的熱損傷已經(jīng)較為明顯。

圖5 不同熱損傷花崗巖蠕變過程損傷變量D與時間的關(guān)系Fig.5 Relationship of damage variable with time of granite under different thermal damage

從圖5(a)可見：花崗巖蠕變過程的損傷演化呈加速發(fā)展趨勢，β＜1.65 時損傷變量D變化相對緩慢，而當(dāng)β≥1.65 時損傷變量D急劇增加，表明在該應(yīng)力水平下蠕變損傷加劇。對比無熱損傷試樣，150 ℃和300 ℃熱處理試樣在蠕變前期的損傷演化較慢，D接近于0，而在臨近破壞階段快速增長，說明熱處理溫度不超過300 ℃時，花崗巖損傷發(fā)展減緩，大量聲發(fā)射事件集中在破壞階段發(fā)生。這與巖石的強(qiáng)度變化有關(guān)，在150 ℃和300 ℃下，熱應(yīng)力未達(dá)到巖石起裂強(qiáng)度，熱致裂紋較少[7]；礦物晶粒間的熱膨脹差異致使原生孔隙或裂縫閉合，花崗巖形成致密穩(wěn)定的承載結(jié)構(gòu)并抑制損傷發(fā)展，直到加速蠕變階段(β=1.65～1.80)熱損傷效應(yīng)才開始顯現(xiàn)；600 ℃熱處理試樣損傷變量最高，且在破壞階段上升最快，這主要是因為隨著溫度進(jìn)一步升高至超過石英α-β 相變溫度(573 ℃)，顯著的熱膨脹差異及熱應(yīng)力足以使試樣內(nèi)部產(chǎn)生大量微裂紋，這些熱致裂紋與原生裂紋已經(jīng)開始合并、貫通，導(dǎo)致花崗巖強(qiáng)度減弱、變形量增大，蠕變損傷在穩(wěn)態(tài)蠕變階段就開始快速發(fā)展。可見，600 ℃熱處理顯著加劇了花崗巖的蠕變損傷演化。

從圖5(b)可見：花崗巖在σ3=25 MPa 下的損傷演化呈現(xiàn)相似規(guī)律，但試樣在蠕變前期的損傷演化相對減緩，這是由于圍壓閉合了大部分原始裂紋，并限制裂紋損傷的發(fā)展；σ3=25 MPa下，所有試樣都在β=1.65 時進(jìn)入加速蠕變，這是高圍壓下試樣塑性變形增大所致。

4 基于RA-FA的裂紋類型判別

不同裂紋類型的聲發(fā)射波形明顯不同，張拉裂紋波形短、頻率高，而剪切裂紋與之相反。因此，聲發(fā)射波形特征可用于判定巖石內(nèi)部微裂紋類型[24]。RA的定義為聲發(fā)射信號上升時間與電壓幅值之比，單位為ms/V；FA為AE振鈴計數(shù)與持續(xù)時間之比，單位為kHz。為探究不同溫度處理后花崗巖蠕變的微裂紋形式，對試驗聲發(fā)射波形的RA、FA進(jìn)行分析。當(dāng)聲發(fā)射信號RA較大、FA較小時，產(chǎn)生剪切裂紋，反之則產(chǎn)生張拉裂紋?；谖墨I(xiàn)[25]將RA-FA分布圖分割線作為拉伸-剪切裂紋分界線，如圖6 所示。剪切裂紋判別標(biāo)準(zhǔn)為FA/RA＜C0，C0的取值與材料特性有關(guān)[26]。

圖6 基于RA/FA的裂紋類型判別[25]Fig.6 Classification of microcrack type based on RA/FA[25]

從圖6 可知：隨C0增大，剪切裂紋占比增大，通過統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，C0對分析剪切裂紋占比的變化規(guī)律影響不大，因此本文沒有列出不同C0的計算結(jié)果，在計算結(jié)果相對穩(wěn)定的區(qū)域內(nèi)取C0=90來分析應(yīng)力和熱損傷對花崗巖蠕變破壞微裂紋模式的影響。定義剪切裂紋占比θ為特定蠕變時段內(nèi)FA/RA＜90的聲發(fā)射事件數(shù)與該時段內(nèi)事件總數(shù)之比。

圖7(a)所示為C-5-25試樣在不同應(yīng)力比β下的RA-FA的分布范圍?？傮w上AE 數(shù)據(jù)點靠坐標(biāo)軸密集分布，隨加載過程逐漸向剪切裂紋區(qū)域擴(kuò)張，計算得到C-5-25 試樣在β=1.20、1.35、1.50、1.65和1.80 的剪切裂紋占比θ分別為40.75%、43.64%、48.57%、48.39%和58.39%，θ隨軸向應(yīng)力增大而近似呈線性增大。

圖7 不同蠕變階段RA-FA分布散點圖Fig.7 Scatter diagram of RA-FA of different creep stage

不同蠕變加載階段的RA與FA特征(C-5-25)如表2 所示。由表2 可見：β＜1.50 時，RA、FA變化范圍不大，RA＜15 ms/V，F(xiàn)A＜600 kHz，這時巖石尚在微裂隙擠密、小范圍擴(kuò)展的階段，聲發(fā)射活動較為穩(wěn)定，RA、FA都處于較低水平；當(dāng)β≥1.50 時，聲發(fā)射事件數(shù)大量增多且分布范圍開始擴(kuò)散，RA、FA都有不同程度升高，尤其在β=1.80 時出現(xiàn)了較多RA大而FA小的信號點，RA峰值約200 ms/V，F(xiàn)A范圍在2～1 000 kHz。隨著軸向應(yīng)力以及蠕變損傷增長，微裂紋開始大范圍擴(kuò)展、連通，出現(xiàn)了更大尺度的損傷破壞，RA、FA波動范圍變大；同時，RA迅速增長而低FA事件大幅增多，部分張拉型裂紋有向剪切型轉(zhuǎn)化的趨勢，加速蠕變階段θ超過50%。分析表明，分級蠕變過程中FA先上升后下降、RA平穩(wěn)上升，對應(yīng)了不同蠕變階段下原生裂紋壓密、小范圍擴(kuò)展直至裂紋貫通、產(chǎn)生宏觀剪切破壞的過程，整個過程剪切裂紋占比穩(wěn)步增多。

表2 不同蠕變加載階段的RA與FA值特征(C-5-25)Table 2 RA and FA characteristics of granite at different test stages(C-5-25)

圖7(b)所示為σ3=5 MPa 下不同熱損傷試樣在加速蠕變階段的RA-FA分布，隨熱處理溫度升高，F(xiàn)A分布范圍先增大后減小，而RA與之相反，可以推斷不同程度熱損傷對巖石蠕變破壞的形式產(chǎn)生了不同的影響。較低的熱損傷程度下，巖石更容易產(chǎn)生張拉型裂紋，而溫度超過特定值后剪切型裂紋開始增多。

為進(jìn)一步分析此現(xiàn)象，計算了σ3=5 MPa 下花崗巖試樣在各蠕變階段的剪切裂紋占比，結(jié)果如圖8所示。由圖8(a)可見，所有試樣θ范圍在35%～60%，θ隨應(yīng)力比增大而增大，臨近蠕變破壞階段時各試樣θ為50%～60%。已有研究表明，巖石在各種破壞模式下(包含張拉型為主的破壞)臨近破壞前都有剪切裂紋占比增大的現(xiàn)象[27]，本文印證了花崗巖的蠕變破壞過程具有同樣的規(guī)律。

圖8 剪切裂紋占比隨應(yīng)力比和溫度變化關(guān)系(σ3=5 MPa)Fig.8 Variation of proportion of shear cracks with stress ratio and temperature(σ3=5 MPa)

由圖8(b)可見，隨熱處理溫度上升，θ先下降后上升，在蠕變破壞階段差異不大。C-5-150 試樣剪切裂紋占比最低，C-5-600 試樣整體最高且全程集中在50%～60%波動，即使在較低應(yīng)力下也發(fā)生以剪切裂紋為主的破壞。分析其原因，一方面，熱應(yīng)力使花崗巖的礦物晶粒發(fā)生位錯運動，晶界間隙附近位錯滑移受阻、變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致了相當(dāng)高的應(yīng)力集中效應(yīng)[28]；另一方面，當(dāng)熱應(yīng)力足以使礦物晶粒內(nèi)裂紋開始發(fā)展，晶內(nèi)和晶界容易共同激發(fā)裂紋核，導(dǎo)致穿晶剪切裂紋增多[7]。當(dāng)溫度較低(25～300 ℃)時，晶粒運動導(dǎo)致位錯塞積現(xiàn)象增多[29]，從而在較低應(yīng)力下容易形成局部應(yīng)力集中，產(chǎn)生拉裂，此時剪切裂紋占比較低，應(yīng)力比對θ影響顯著；當(dāng)溫度達(dá)到600 ℃，石英發(fā)生αβ相變并擠壓周圍礦物、產(chǎn)生較高內(nèi)部應(yīng)力，晶內(nèi)裂紋開始發(fā)展且結(jié)構(gòu)已有顯著熱損傷，較小的應(yīng)力比足以引發(fā)晶粒斷裂，穿晶剪切裂紋維持在較高水平且近似不變。這個特性受應(yīng)力比影響不大，而受熱應(yīng)力及熱致裂紋發(fā)育程度影響較大，故C-5-600 試樣蠕變?nèi)^程以剪切型裂紋為主且應(yīng)力比對θ影響較小。

5 結(jié)論

1) 熱損傷花崗巖試樣經(jīng)歷了減速、穩(wěn)態(tài)以及加速蠕變階段，對應(yīng)的聲發(fā)射振鈴計數(shù)(能量)率呈現(xiàn)“活躍—平靜—活躍”的階段性特征。當(dāng)應(yīng)力比β=1.50～1.65 時，花崗巖損傷演化加快，聲發(fā)射振鈴計數(shù)(能量)率明顯增大；當(dāng)β=1.65～1.80 時，發(fā)生加速蠕變破壞。

2) 圍壓效應(yīng)可以減弱熱損傷對花崗巖蠕變特性的影響；圍壓與熱損傷綜合作用重塑了花崗巖的裂紋網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，抑制減速蠕變和穩(wěn)態(tài)蠕變階段的裂紋擴(kuò)展，但熱裂紋會加劇加速蠕變階段的損傷演化，表現(xiàn)為在無加速蠕變階段(β＜1.65)，累積振鈴計數(shù)隨熱處理溫度升高而降低；而在加速蠕變階段(β=1.65～1.80)，累計振鈴計數(shù)隨溫度升高而增大。

3) 蠕變損傷演化趨勢隨熱處理溫度升高而先減緩后加快，其中600 ℃熱處理試樣損傷發(fā)展最快，常溫試樣次之，150 ℃和300 ℃熱處理試樣最慢。

4) 隨蠕變分級加載的應(yīng)力比增大，剪切型微裂紋占比增加，且在加速蠕變階段接近或超過50%；不同程度熱損傷花崗巖的礦物晶粒內(nèi)及晶間裂紋有不同程度的發(fā)育，引起蠕變微裂紋類型的差異，表現(xiàn)為隨熱處理溫度升高，剪切裂紋占比先減小后增大，600 ℃熱處理試樣最高且蠕變?nèi)桃约羟行土鸭y為主。