Fracture behavior and thermal cracking evolution law of granite specimens after high-temperature treatment
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摘要: 在深部地热能开发中高温岩体会经历不同速率降温过程，研究高温作用后岩石力学行为对深部地下工程具有重要意义。然而，不同冷却方式下高温花岗岩断裂特性演化规律及作用机制尚不明晰。基于此，进行了不同冷却方式下花岗岩半圆盘试样三点弯曲试验，分析了高温后花岗岩荷载-位移曲线、断裂韧度以及破裂特征，探讨了微裂纹分布及矿物含量演化规律。试验结果表明：①随着温度的升高，花岗岩断裂韧度呈减小趋势，遇水冷却方式下断裂韧度低于自然降温条件；②三点弯曲作用下花岗岩半圆盘试样裂纹首先萌生于切槽尖端，逐渐向加载点方向扩展并将岩样劈裂。随着温度的升高，花岗岩试样的断裂痕迹曲折程度、与中心线之间的距离有所增大；③随着温度的升高，花岗岩矿物成分未明显变化，基于图像处理技术获得的微裂纹密度逐渐上升，遇水冷却方式下微裂纹密度大于自然降温方式，表明高温引起的微观结构劣化降低了花岗岩断裂韧度。Abstract: During the exploitation of deep geothermal energy, the thermal rocks will cool with different cooling rates. A comprehensive understanding of mechanical behavior of the thermal-treated rock is very important for deep underground engineering. However, the fracture behavior and influence mechanism of thermal granite specimens under different cooling ways are unclear at present. Therefore, in this study, the three-point bedding tests are carried out on the semicircular bend granite specimens after high-temperature treatment. The load-displacement curves, fracture toughnesses and failure patterns of the post-heated granite specimens are analyzed, and the evolution laws of micro-cracks and mineral components are discussed. The experimental results show that: (1) As the temperature increases, the fracture toughness of the granite specimens decreases. The fracture toughness of the specimens after quenching in water is lower than that after cooling down naturally in the furnace. (2) The crack initiated from the tip of notch propagates toward the loading point and splits the specimen into two parts. As the temperature increases, the tortuosity degree and deviation of fracture trace of the semicircular bend granite specimens increase. (3) The mineral components of granite are not significantly changed after high-temperature treatment. The micro-crack rate identified by the image processing increases with the increase of high temperature, and that of the specimen after quenching in water is higher than that after cooling down naturally in the furnace, which indicates that the deterioration of micro-structure of rock induced by high-temperature treatment reduces the fracture toughness of granite.
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Keywords:
- rock mechanics /
- granite /
- high temperature /
- fracture toughness /
- image processing
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0. 引言
预应力锚固技术具有对岩（土）体扰动小,施工快捷,安全可靠,经济高效等优点,已成为高边坡、大跨度地下洞室以及深基坑等重要岩体结构的首选支护处理手段,预应力锚固技术应用越来越普遍[1-3]。如在长江三峡水利枢纽船闸高边坡加固工程中,共使用了1000～3000 kN的预应力锚索4000多根,极大保证了边坡的稳定性[4],与边坡形成了一个整体。加强锚索的应力监测不仅可以直接测得锚索本身的受力情况,还能了解加固体整体运行状态,为边坡、地下工程等加固对象的长期安全运行提供重要支撑,锚索应力监测一直是岩土工程研究的重点问题[5]。与锚索大量应用和应力监测重要性不匹配的是,锚索中间部位（内部）应力监测缺乏有效技术手段[6]。
目前,岩土工程中常用的锚索索力测量方法主要有压力表测定法、电阻应变片监测法、振弦测力传感器法、振动频率法、测力环测法、磁通量法等[7]。压力表测定法在高压环境下,指针震动激烈,误差较大；电阻应变片监测法的监测结果易受外界环境的影响；振弦测力传感器零漂及长期测值漂移较大；震动频率法的测量结果不够精确；测力环测法安装繁琐、操作不便；磁通量法响应较慢,不易获得动态参数[8-9]；这些方法难以实现锚索内部应力监测。付文光等[10]、孙东亚等[11]和安新赞[12]都提出将光纤与锚索耦合的分布式监测形式,但锚索在实际工程中受力会有较大变形,光纤为脆性材料可能无法适应,而且锚索全长与光纤完全耦合也较难实现。已有研究成果表明,由于锚索线性索状的特征结构,很难直接通过其表面应变直接监测锚索应力；并且,锚固工程绝大多数属于隐蔽工程,锚索赋存于岩体内部,运行工程地质环境复杂,这种复杂地质环境和特殊结构使得锚索中间部位的应力监测变得十分困难。
针对锚索中间部位（内部）应力监测的不足,本文研发并测试了一种新型预应力锚索中间部位（内部）应力监测结构,通过挤压握裹方式实现应变体与锚索咬合形成一体协调变形,解决了索体非光滑平整面监测设备无法在上面固定的难题,并能够适应索状结构大变形的特点,为锚索中间部位（内部）应力监测提供有效技术手段。
1. 监测结构原理及结构设计
新型预应力锚索内部监测结构的监测原理是：在索状结构锚索特定部位通过挤压握裹形成柱状的等效应变体,应变体与锚索握裹效果足够好时通过测定应变体表面应变就可得到锚索所受轴力。数值解结果如图1所示：①不同锚索轴力条件下应变体变形分布规律一致,量值与锚索轴力呈线性相关,可通过应变体应变计算锚索轴力；②不同位置应变体表面呈现两端小中间大的应变分布特征,在实际运用中应统应变测量位置,进行标定后使用。
基于上述原理从材料选择、监测结构与锚索耦合方法和几何尺寸等指标进行设计：①通过调研和力学特性试验测试,监测结构材料选用了20CrMnTiH钢材,该材料与锚索的主要材料特性参数相近（如表1所示）,这种几乎相同的弹性模量可以更好保证监测结构与锚索协调变形。②监测结构与锚索的耦合方式采用穿心千斤顶挤压握裹,在挤压过程中20CrMnTiH钢材与锚索之间增加四角剪力弹簧加强监测结构与锚索之间的耦合效果,如图2（a）所示。③为满足监测需要,并减少监测结构对锚索本身结构特征的影响,通过优化设计确定监测结构应变体的几何特征,如图2（b）所示,按常用锚索长度30～60 m计算监测结构的长度与锚索总长度的比值不超过0.2%,不影响锚索大变形条件下的几何结构特征,并为分布式内部应力监测提供了条件。
表 1 材料基本参数Table 1. Basic parameters of materials材料 抗拉强度/MPa 屈服荷载/ kN 破坏荷载/ kN 伸长率/% 锚索 1860 234.6 260.7 3.5 监测结构 1080 234.6 207.0 10.0 2. 试验及成果分析
2.1 试验方案
为测试新型预应力锚索内部监测结构的可行性,设计了破坏性张拉试验和反复张拉试验,试验设备如图3所示。破坏性张拉试验,手动控制以约1 kN/s的速度加载直至锚索破坏；反复张拉试验,手动控制以约1 kN/s的速度加载至指定荷载,以约2 kN/s的速度卸载,如此反复循环直至满足设计方案要求,反复张拉试验方案如表2所示。
表 2 多级荷载循环加卸载试验表Table 2. Loading and unloading tests under multi-level loading cycles加载顺序 加载值/ kN 加载次数 加载顺序 加载值/ kN 加载次数 1 120 20 6 150 10 2 150 10 7 120 10 3 180 10 8 150 10 4 220 10 9 180 10 5 180 10 10 220 10 2.2 破坏性张拉试验结果分析
破坏性张拉试验过程曲线、破坏后锚索和监测结构情况如图4所示。试验结果表明锚索轴力达到屈服荷载（230 kN）前,锚索轴力与监测结构应变同步变化,线性相关系数为0.979,锚索轴力与监测结构应变之间有良好的相关性；锚索轴力超过屈服荷载后,锚索出现塑性变形,锚索编索结构开始发生破坏,监测结构与锚索之间的咬和程度降低,监测设备应变逐渐减小,锚索轴力与监测设备应变不同步；当锚索轴力达到极限荷载时,锚索轴力和监测结构应变均回到零点；锚索张拉破坏后监测结构与锚索结合良好,未发现脱离现象,钢绞线本身7根钢丝松散,结构完全破坏。
结合锚索受力特征和实际工程中锚索轴力主要工作范围可知,加工监测结构不会影响锚索基本力学特性参数（屈服荷载230 kN,极限荷载260 kN）,监测结构强度不小于锚索本身强度,在屈服荷载前监测结构可以与锚索很好的结合。上述特征表明在工程锚索受力范围内,新型监测结构具备作为锚索内部应力的基本条件,在实际工程设计和应用中是不允许锚索进入屈服状态的。
2.3 多级荷载循环加卸载试验结果分析
为进一步验证新型监测结构的可行性,进行了反复张拉试验,锚索轴力张拉过程曲线如图5（a）所示,监测结构应变响应曲线如图5（b）所示,对比加载曲线和响应曲线可知：①与破坏性张拉试验结果相同,监测结构能够与锚索协同变形,具备作为锚索轴力监测的基本条件。②在前20次120 kN加卸载过程中,卸载后监测结构初始应变逐渐减小,超过13次后趋于平衡,分析原因主要是由于监测结构通过挤压握裹形成,加工过程中存在加工应力和残余应变,随着加卸载过程加工应力会逐渐释放,残余应变会逐渐消除。③随着荷载的增大,第21～30次150 kN加卸载过程的进行,同样出现加工应力释放过程,但是趋于平衡的次数减少,只需8次加卸载过程监测结构初始应变不再减小。④随着荷载继续增大,上述现象重复出现直至荷载级别达到220 kN；⑤当荷载不大于历史最大荷载（220 kN）时,对锚索进行加卸载不会再出现初始应变减小的现象。
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图 5 锚索多级荷载循环加卸载轴力及监测结构响应曲线图Figure 5. Axial forces of loading and unloading of multi-level loading cycle of anchor cables and response curves of monitoring structure上述试验现象表明,监测结构加工过程中存在加工应力和残余应变,残余应变可以通过预先反复张拉进行消除,针对现行锚索和监测结构设计可通过13次220 kN的反复张拉消除加工应力和残余应变,提高监测结构的监测精度。需要指出的是加工应力是结构设计中经常出现的问题,通常可以通过放置一定时间自动消除或施加人为扰动加速释放,本文提出的通过反复张拉试验加速释放加工应力的方法在实际工程应用中是切实可行的。
为进一步验证监测结构与锚索轴力之间的关系,通过消除残余应变后的反复张拉试验（第51～110次加卸载）结果建立监测结构与锚索之间的换算公式。通过60次反复张拉试验8037组锚索轴力与监测结构应变数据,拟合得到的关系式：
T=0.137ε+53.29。 (1) 皮尔逊相关系数达到0.996,锚索轴力与监测设备应力呈良好的线性关系,（拟合曲线见图6）。通过式（1）对加卸载过程中的特征值进行验证（见表3）,验证结果表明30个特征值的验证误差均小于2%,满足一般监测设备的监测精度,可用于实际工程中的锚索中间部位（内部）应力监测。
表 3 加卸载试验最大荷载误差验证Table 3. Verification of maximum load errors in loading and unloading tests加卸载 次数 180 kN （51~60） 150 kN （61~70） 120 kN （71~80） T/ kN T'/ kN 误差/% T/ kN T'/ kN 误差/% T/ kN T'/ kN 误差/% 1 180.3 179.8 -0.29 149.9 149.1 -0.52 120.4 118.6 -1.53 2 181.5 182.3 0.46 150.6 149.5 -0.72 119.9 118.7 -1.01 3 181.2 182.5 0.70 149.8 150.0 0.15 120.3 119.3 -0.85 4 180.5 181.6 0.61 151.1 150.9 -0.11 120.3 119.6 -0.54 5 178.3 179.0 0.39 151.1 151.3 0.14 120.5 120.1 -0.32 6 180.5 182.6 1.17 150.4 153.2 1.85 120.6 120.4 -0.18 7 180.3 181.2 0.53 150.5 152.1 1.04 120.6 120.1 -0.42 8 180.8 183.0 1.21 150.6 151.9 0.88 121.1 121.1 0.01 9 180.1 182.0 1.04 150.1 151.1 0.68 120.5 120.6 0.08 10 180.1 181.9 1.02 151.0 153.0 1.33 120.5 120.3 -0.17 3. 结论
本文研发并测试了一种适用于锚索中间部位（内部）应力监测的新型监测结构,得到主要结论如下：
（1）通过材料选择、监测结构与锚索耦合方法确定和几何尺寸设计,研制了一种适用于锚索中间部位（内部）应力监测的新型监测结构,该结构能够与锚索之间耦合并协调变形,监测结构的长度与锚索总长度的比值不超过0.2%,不影响锚索适应大变形几何结构特征。
（2）破坏性张拉试验结果表明,监测结构及与锚索耦合部位强度大于锚索本身强度,锚索轴力超过屈服荷载前能够保持很好的协调一致变形,其测量范围为0～屈服荷载,结合实际工程锚索运行状态该测量范围满足实际工程需求,具备作为锚索轴力监测的基本条件。
（3）反复张拉试验结果表明,通过13次220 kN的反复张拉消除加工应力和残余应变提高了监测结构的监测精度。
（4）根据60次反复张拉试验8037组锚索轴力与监测结构应变数据建立了监测结构应变与锚索轴力计算公式,通过30个特征值的验证误差分析验证了计算公式的准确性和可靠性。为锚索中间部位（内部）应力监测提供一种可行途径。
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图 1 不同晶粒花岗岩偏光显微图像
Figure 1. Thin-section observation of granites with different grains
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图 4 高温后花岗岩试样荷载-位移曲线
Figure 4. Load-displacement curves of granite specimens after high-temperature treatment
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图 5 高温后花岗岩试样断裂韧度
Figure 5. Fracture toughnesses of granite specimens after high-temperature treatment
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图 6 高温后花岗岩典型破裂模式及断裂痕迹示意
Figure 6. Typical failure patterns of granite specimen after high temperature and schematic traces of fracture
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图 7 高温后A组花岗岩试样破裂面SEM图像
Figure 7. SEM images of fracture of group A granite specimens after high temperature
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图 9 基于图像处理的高温后花岗岩微裂纹分布
Figure 9. Micro-crack distribution of granite specimens after high temperature based on image processing
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图 10 花岗岩热裂纹密度随温度演化曲线
Figure 10. Evolution of thermal crack rate of granite with test temperature
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图 11 高温后A组花岗岩试样X射线衍射图谱
Figure 11. XRD spectra of group A granite after high-temperature treatment
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图 12 不同高温作用后A组花岗岩矿物含量
Figure 12. Mineral components of group A granite after high-temperature treatment
表 1 高温后花岗岩试样断裂痕迹
Table 1 Traces of fracture of granite after high temperature
冷却 20 ℃ 200 ℃ 400 ℃ 600 ℃ 800 ℃ — 自然/遇水 自然/遇水 自然/遇水 自然/遇水 A组 
B组 
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