花岗岩在海水循环热冲击作用后循环载荷下的力学行为

《Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering》：Mechanical behavior of granite under cyclic loading after a seawater cyclic thermal shock

花岗岩海水热冲击循环载荷下变形行为与破坏机理研究。采用三轴循环加载-卸载试验结合CT扫描，分析0-30次海水热冲击（400℃）对花岗岩力学性能的影响。结果表明：1）轴向和周向塑性变形随循环次数N增加单调增长，弹性模量非线性变化；2）CT显示裂纹从边缘向内部扩展，30次循环时孔隙率增加24.29%；3）剪切破坏主导，3次循环出现剪切分裂破坏（σc提升14.96%），6次后裂纹网络形成导致σc下降29.02%；4）泊松比变化揭示岩石损伤机制，弹性模量在30次循环下降35.29%。研究揭示了海水热冲击耦合循环载荷下岩石损伤演化规律，为沿海地热开发提供理论支撑。

　　### 高温海水热冲击对花岗岩力学性能与变形特性的影响研究

在当今能源开发领域，地热能因其广泛分布、丰富储量以及清洁、稳定和可再生等优势，被认为是控制全球碳排放、缓解不可再生能源枯竭对全球能源需求影响的重要手段之一。特别是在沿海地区，海洋、岛屿和沿海地带拥有丰富的海水资源，这为地热能的开发提供了新的可能。海水作为一种高效的热交换介质，不仅能够提供充足的热能，还能够通过热冲击过程改变岩石的内部结构，进而影响其力学性能和变形特性。然而，目前对于海水热冲击对高温岩石力学性能影响的研究仍不够深入，特别是在热冲击循环次数对岩石破坏模式和性能变化的具体机制方面，尚存在许多未解之谜。

本研究通过实验室三轴循环加载和卸载试验，探讨了在400°C下，经过0至30次海水热冲击循环后花岗岩的变形行为、力学性能和破坏模式。实验结果表明，随着热冲击循环次数的增加，花岗岩的轴向和环向塑性变形呈单调上升趋势，而弹性模量则表现出非线性变化。CT扫描结果显示，海水热冲击循环会导致花岗岩表面出现裂纹，并随着循环次数的增加，这些裂纹逐渐扩展并向内部延伸，最终导致花岗岩的轴向应变增加了93.84%，而破坏强度则降低了29.02%。此外，当热冲击循环次数超过6次时，剪切诱导裂纹开始沿着剪切断裂带形成，表明剪切破坏成为主要的破坏模式。值得注意的是，经过三次热冲击循环后，花岗岩的破坏面表现出剪切分裂破坏的特征，其破坏强度反而有所上升，增加了14.96%。

### 实验方法与材料选择

花岗岩因其良好的热导率和热容量，被广泛认为是增强地热系统（EGS）的理想候选材料。本研究选用来自中国山东省青岛市的天然花岗岩作为实验材料，确保所有样本均来自同一自然岩体，且无明显缺陷。为了减少样本之间的差异，所有样本均按照国际岩石力学与岩石工程学会（ISRM）推荐的方法，被加工成直径为50毫米、高度为100毫米的圆柱体，以便于后续的三轴试验。样本表面粗糙度小于0.05毫米，轴向和垂直偏差控制在±0.25°以内，确保实验条件的统一性。

花岗岩的密度为2.6克/立方厘米，孔隙率为0.21%。通过X射线衍射（XRD）和偏光显微镜对花岗岩的矿物组成和微观结构进行了分析，结果显示主要成分为长石（41%）、石英（34%）和微斜长石（21%），而黑云母含量最少，仅为4%。矿物之间的胶结紧密，没有明显的微裂纹或孔隙。矿物晶体大小在0.5毫米至5毫米之间，属于中细粒花岗岩。

为了模拟海水热冲击对花岗岩的影响，实验中采用了人工海水冷却技术。人工海水的配制依据中国海洋局第三海洋研究所提供的东南沿海海水成分比例，其中NaCl、MgCl?、CaCl?、KCl、NaHCO?和NaBr的浓度分别为26.518克/升、3.305克/升、2.447克/升、1.141克/升、0.725克/升和0.202克/升，同时NaBr的浓度为0.083克/升。实验中使用了分析纯盐，以确保实验条件的纯净性。

实验设定的温度为400°C，这是基于地质工程中常见的生产温度，且在此温度下花岗岩的力学性能变化较为显著。加热过程采用马弗炉进行，加热速率为12°C/分钟。在达到400°C后，样本保持1小时以确保均匀加热。随后，样本被迅速取出并浸入人工海水中进行热冲击处理。冷却至室温（25°C）后，样本在75°C的烘箱中干燥12小时，完成一个热冲击循环。通过初步实验发现，超过30次热冲击后，花岗岩的力学性能恶化速度减缓，且在热冲击过程中受到拉伸切向应力的影响，样本完整性受损，因此实验中选择了3、6、12、24和30次热冲击循环作为主要测试点，每个组别至少有两个样本。

三轴循环加载-卸载试验在恒定的实验室温度（25°C）下进行。如图2c所示，样本通过两个独立的高精度压力泵施加差应力（σ?-σ?）和围压。差应力和围压的最大容量分别为400兆帕和60兆帕。样本被包裹在橡胶管套中，并放置在三轴装置内。围压以3兆帕/分钟的速率加载至10兆帕，差应力以5兆帕/分钟的速率加载至初始值20兆帕，然后以相同速率卸载至预定值10兆帕。后续的应力水平通过增加差应力增量（Δσ）并再次卸载，直到样本被破坏。为了获取热冲击循环后的残余应力，样本在达到峰值后进行了三次加载-卸载循环（如图2d所示）。

在加载过程中，样本的变形通过高精度轴向和环向延伸仪进行测量。测试数据由数据采集系统自动收集和记录。通过这些方法，研究者能够全面了解花岗岩在热冲击循环下的变形行为和力学性能变化。

### 实验结果与分析

实验结果表明，花岗岩在经历热冲击循环后，其变形特性发生了显著变化。根据图3，花岗岩的应力-应变曲线被分为五个阶段：（1）压密阶段（oa），（2）弹性变形阶段（ab），（3）稳定裂纹生长阶段（bc），（4）不稳定裂纹生长阶段（cd），以及（5）峰值后的残余阶段（de）。在初始加载阶段，由于花岗岩内部存在微裂纹和孔隙，样本在轴向方向上表现出明显的压密现象，导致塑性变形较大，滞后环较为松散。随着微裂纹和孔隙的闭合和压缩，样本进入弹性变形阶段，此时滞后环变得密集。当差应力达到损伤应力阈值（σ_cd）时，样本内部裂纹扩展并相互连接，导致轴向变形增加，滞后环再次变得松散。在达到样本的承载能力时，由于宏观裂纹的发展、扩展、融合和相互作用，样本迅速破坏，应力下降明显，表现出强烈的脆性破坏特征。随后，样本进入残余阶段，其承载能力主要由破坏面之间的摩擦决定，塑性变形更加明显。滞后环的形状保持不变，因为样本内部几乎不再产生新的裂纹或破坏面。

随着热冲击循环次数的增加，花岗岩内部的微裂纹逐渐显现，导致应力-应变曲线在初始阶段变得更加凹陷，且在加载过程中出现明显的塑性变形。因此，滞后环相较于天然花岗岩（0次循环）变得越来越松散。如图4所示，差应力-体积应变曲线也显示了类似的趋势。在自然岩石中，体积应变随着差应力的增加，从压密逐渐转变为扩张。体积压密应变在裂纹损伤应力阈值处达到最大值。值得注意的是，当样本接近破坏时，这种转变的恢复变得越来越困难，这被解释为凝聚力的丧失。体积应变对循环次数（N）表现出显著的敏感性。在超过3次热冲击后，花岗岩在加载过程中始终处于压缩状态。一方面，热冲击过程中产生了裂纹，导致循环热冲击引起的损伤；另一方面，热冲击循环削弱了颗粒间的结合力，使得裂纹网络更容易在加载过程中形成，从而导致样本始终处于裂纹闭合的压缩状态。此外，热冲击循环对样本的裂纹损伤应力阈值（σ_cd）有显著影响，如图5所示。值得注意的是，ε_int-cd（体积应变从压密到扩张的转变点）随着循环次数的增加而增加，表明裂纹损伤阈值应力（σ_cd）下降，体积应变增加，显示出更大的体积变化。总体而言，可以得出结论，循环热冲击会导致岩石应力分布不均，加速微裂纹的扩展，导致样本早期扩张，并加剧其劣化程度。

### 机械行为与变形参数

作为典型的弹塑性材料，岩石在受到外部力作用时，除了可恢复的弹性变形外，还会发生不可逆的塑性变形（Wang et al., 2022）。随着岩石接近破坏，塑性变形会逐渐积累（Martin and Chandler, 1994）。如图3和图4所示，热冲击循环后，花岗岩的塑性变形更加明显。为了研究热冲击循环后花岗岩的变形阻力，图6展示了轴向弹性变形的计算方法。

总应变（ε_total）可以分为塑性应变（ε_plastic）和弹性应变（ε_elastic），即 ε_total = ε_plastic + ε_elastic。每个循环中轴向和环向弹性变形占总应变的比例（k_ae 和 k_ce）可以通过图7进行计算。随着循环次数（N）的增加，塑性轴向变形（ε_ap）和塑性环向变形（ε_cp）的发展趋势相似，通常呈现S形增长。在热冲击循环后，ε_ap 大于天然岩石，但其最终值较小。这表明轴向变形是热冲击循环后的主要变形形式。这种现象与热损伤、裂纹和体积膨胀有关（Lu et al., 2020；Wang et al., 2025）。经过三次热冲击循环（图7b），k_ce 增加了约3.42%，这是由于花岗岩矿物膨胀对内部孔隙的填充效应所致。在初始加载阶段（前两次循环），k_ae 高于天然岩石，表明其在低应力下具有更强的抗变形能力。随后，k_ae 低于天然岩石。然而，如图3a和图3b所示，经过三次热冲击循环后的 σ_c（破坏应力）高于天然岩石，表明花岗岩颗粒间的胶结力在三次热冲击循环后有所减弱。因此，外部力的抵抗主要依赖于颗粒之间的摩擦力（Zhu et al., 2023b），而这种摩擦力的增加导致了显著的塑性变形。随着循环次数超过3次，特别是在24和30次热冲击循环后，k_ae 和 k_ce 均大幅下降，最大下降分别为44.44%和51.63%（k_ae）以及31.98%和38.71%（k_ce）。随着循环次数的增加，ε_ap 和 ε_cp 逐渐增加。实验结果表明，样本的破坏主要归因于变形的累积，而热冲击循环对变形损伤有明显的促进作用。

### 裂纹发展与破坏模式

图16展示了花岗岩在三轴循环加载后的主要破坏模式和裂纹示意图。各组样本主要表现出剪切破坏，但在三次热冲击循环后（图16b），花岗岩表现出剪切分裂破坏。这种现象可能与矿物颗粒的热膨胀和晶体结构的变化有关。此外，三次热冲击循环后，样本产生了更多的主破坏裂纹（即红色曲线），表明在破坏过程中，样本的能量状态增强，能量释放增加，同时破坏裂纹的数量也增多。在六次热冲击循环后，样本周围出现了剪切诱导裂纹（SI）。这些裂纹可能与热冲击后花岗岩表面的裂纹以及矿物颗粒间胶结力的下降有关。

图17进一步展示了样本表面的裂纹情况。随着循环次数（n）的增加，样本表面的裂纹变得更加明显。当n为3和6时，样本表面的裂纹较短且独立（图17a和图17b）。然而，当n增加到12时，这些独立裂纹逐渐融合形成裂纹网络（图17c）。当n达到24时，样本表面中间出现了约1毫米宽的横向裂纹（图17d）。经过30次热冲击后，横向裂纹数量显著增加（图17e），这主要是由于纵向方向上产生较大的拉应力所致。图18展示了热冲击循环后样本表面的细节。在六次热冲击循环后，样本表面的矿物颗粒间出现了越来越多的裂纹，伴随着微孔的形成。此外，矿物之间出现了白色网格状结构，这可能表明胶结力下降和矿物裂纹的开始发展。

### 研究意义与未来方向

本研究通过实验揭示了海水热冲击对花岗岩变形特性、力学性能和破坏模式的影响，为沿海地区地热能开发提供了重要的理论和实验依据。研究发现，海水作为热交换介质，不仅能够提供丰富的热能，还能通过热冲击循环显著改变花岗岩的内部结构，从而影响其力学性能。实验结果显示，经过三次热冲击循环后，花岗岩的弹性模量和应变均有所增加，但其破坏应变和不可逆变形曲线与天然花岗岩相似。随着循环次数的增加，花岗岩的变形行为和力学性能发生显著变化，这可能与矿物颗粒的膨胀效应和自由水蒸发导致的颗粒间摩擦增加有关。

CT扫描分析进一步揭示了海水热冲击对花岗岩裂纹发展的具体影响。热冲击循环导致样本边缘出现裂纹，并随着循环次数的增加，这些裂纹逐渐向内部扩展，形成裂纹网络。裂纹的扩展和连接导致样本出现明显的孔隙，从而显著增加孔隙率。此外，裂纹倾向于沿已有的裂纹扩展，而不是形成新的裂纹，这表明海水热冲击对花岗岩的破坏机制具有一定的路径依赖性。

本研究还指出，海水热冲击循环对花岗岩的破坏模式和性能变化具有重要的影响。例如，经过六次热冲击循环后，样本的破坏模式主要为剪切破坏，而剪切诱导裂纹的出现表明了颗粒间胶结力的下降。同时，海水热冲击还导致了花岗岩内部裂纹的进一步发展，增加了其破坏的复杂性。因此，在利用海水进行地热能开发时，必须对潜在的地震风险进行评估和应对，以确保工程的安全性和稳定性。

综上所述，本研究通过系统的实验分析，揭示了海水热冲击对花岗岩力学性能和变形特性的影响机制，为沿海地区地热能开发提供了重要的理论支持和实验数据。未来的研究可以进一步探讨海水热冲击对不同矿物成分和结构的花岗岩的影响，以及如何优化热冲击循环参数以提高地热能开发的效率和安全性。此外，还可以结合更多的现场数据，验证实验室研究结果在实际工程中的适用性，为地热能的可持续发展提供更全面的指导。