循环高温冷却作用后花岗岩渗透率演变试验

张凯， 段志波， 张帆， 柯寅松

(湖北工业大学土木建筑与环境学院， 武汉 430068)

干热岩因其清洁、高效、可持续性等特点具有远大发展前景。干热岩远景资源量折合标准煤856万亿吨[1]，它通常是位于地下3 km以下的高温岩层，利用热储层进行热量交换开采地热能。干热岩开发通常以水为热交换介质，冷水注入井筒，随着井筒方向向下，流体介质穿过不同温度梯度的岩层进行热能交换，在运作中面临温度循环的过程，长期的冷热交替会导致岩石的内部结构开裂，干热岩的裂缝间距和裂缝渗透率对其技术经济性能和发电性能有显著影响，较低的裂缝间距和较高的裂缝渗透率有利于系统性能[2]，因而关乎其生命周期，已有损伤模型对干热岩运作周期内的渗透率量级改变做出评估[3]。为了最大程度提高干热岩的利用率，保障干热岩稳定提取，针对循环高温损伤影响带来的问题，需要对岩石内部裂纹网格里裂缝的萌生与扩展进行研究。探究循环高温作用下岩石的渗透特性演变，可用于表征岩体内部结构的变化。

近年来，许多中外学者围绕高温对岩石裂缝和渗透率之间的影响开展了大量研究。阴伟涛等[4]对4种不同花岗岩在高温下的渗透与裂缝之间的演变关系进行了研究。郤保平等[5]、吴阳春等[6]对青海地区花岗岩在不同高温下的损伤开展了大量的试验，从不同力学试验破坏角度进行了研究。张帆等[7]进行了高温水冷下花岗岩的试验，针对不同温度范围，研究了轴向压应力循环加卸载下岩石的气体渗透率演化过程。张宇皓等[8]研究了高温水冷后花岗岩的渗透性，从微观层面分析纳米级孔隙分布。文献[9-12]采用超临界二氧化碳诱导了花岗岩裂缝随温度和围压的演化，探究了岩样裂缝与渗透性之间的关系，研究了不同温度处理下花岗岩的裂纹演化，并基于声学和渗透性测量分析温度对岩石特性的影响，指出300、573 ℃是热裂花岗岩的两个温度阈值。

随着干热岩开发技术不断发展，循环高温成为当下热点研究方向，研究循环高温作用可为干热岩生命周期、采热安全、地下围岩稳定提供参考。目前循环温度对花岗岩的影响，多集中在单轴力学方面，对于其循环温度作用下的渗透性研究较少。渗透性是岩石宏观特征的体现，可用于评价损伤破坏情况，有助于分析岩体内部结构。学者们开展了岩石循环高温的试验，李春等[13]研究了低、中、高三个循环温度梯度的影响，发现花岗岩在低温梯度变化不明显，400～700 ℃下波速、强度特征的变形受温度影响较大。Shu等[14]、朱小舟[15]分别研究了单次和多次高温后花岗岩的单一裂隙演化过程与渗透率变化。一些学者们研究了循环高温后岩石的力学性能，比较不同因素影响下的试验，如粒径[16-18]、冷却方式[19-21]、循环次数[22-23]。上述研究表明：温度和循环次数与单轴抗压强度呈负相关；循环次数增加加剧岩石内部结构变化；脆性减弱，塑性和韧性增强。破坏主要集中于前几个循环，小粒径岩石对循环次数受循环作用更敏感。经历4次循环后内部裂隙发育明显，主要为晶界裂纹。400 ℃为质量损失率、弹性模量、波速的温度阈值。崔翰博等[20]建立了不同注采参数下力学特征与波动特征拟合曲线，对采热过程中岩体物理力学及波动特征影响强弱依次为：靶区温度>遇水循环次数>水温。以上均可归为岩石受循环高温的疲劳损伤试验[24]，除上述冷却方式，另有液氮做循环高温下冷却介质[25]。

基于此，现对花岗岩进行循环高温冷却后气体渗透率试验，探讨温度、循环次数、冷却方式、围压对渗透率的影响，并分析其演变规律，上述条件可模拟干热岩工程受到温度循环作用下的反应情况，本试验具有实际工程意义，为后续干热岩的高效开发提供相关理论支撑。

1 试验方法

选取湖北麻城地区的花岗岩，该岩石坚硬致密，外观一致，岩样呈蓝灰色，自然密度为2.60 g/cm3，单轴抗压强度250 MPa左右。依据国际岩石力学与工程学会(ISRM)提出的规程，使用切石机、打磨机等设备制成直径50 mm、高度100 mm的圆柱体岩石试样，其两端面平整光滑，平行度、垂直度和直径误差均达到《水利水电工程岩石试验规程》(SL/T 264—2020)的规定要求。

以上试样，按照表1所示的分组编号。循环加热冷却过程如图1所示，使用马弗炉以5 ℃/min的速率升温至目标温度后继续恒温2 h，加热完毕后以两种不同方式冷却，冷却后将其放入烘干箱干燥，上述过程视为一次高温冷却过程，重复操作6次。下文循环高温冷却均称为循环。

气体渗透试验率系统如图2所示，从初始状态下的0次到循环的第2次、4次、6次后，分别对花岗岩试样进行气体渗透率试验。渗透率测试方法采用稳态法，以氩气作为测试介质，上游进气端初始气压设为1.5 MPa，下游出气端与大气相通，采用围压逐级加载的方式，围压值Pc=5、10、15、20 MPa，

表1 试样组别Table 1 Sample group

图1 循环加热冷却示意图Fig.1 Schematic diagram of heating-cooling cycles

图2 气体渗透率试验装置Fig.2 Gas permeability test device

采用Davy等[26]推导的公式计算渗透率，具体公式为

(1)

Pmoy=P1-ΔP/2

(2)

式中：k为气体渗透率；μ为黏度系数；V1为上游进气端体积；L为试样高度；ΔP1为气压差；Δt为测试时间；S为横截面积；P1为初始气压值；P0为标准大气压值；Pmoy为进气压平均值。

每次高温冷却后用天平称其质量，计算质量损失率。在第0、2、4、6次循环后用真空排水法进行孔隙率测试。

2 试验结果及分析

2.1 表观变化

通过观察图3发现，随着循环次数的增加，A组和B组试样皆由蓝灰色变为灰白色。A组到后期颜色更偏黄，高温淬火的试样先出现个别棕黄色斑点，随着循环次数增加，黄棕色斑块区域变大，颜色逐渐变深呈灰黄色[24]。参考文献[11，27]，在573 ℃时，铁镁矿物产生脱水和氧化现象，导致花岗岩在高温作用下出现黑斑，岩石内部矿物成分发生分解，导致α相转为β相，影响表观裂纹的扩展。关于高温淬火对于岩石的热冲击，李春等[13]指出高温淬火对试样外观影响尤其明显。第4次循环后从黑斑处显现扩展的裂纹，随着后续循环，裂纹变得愈发明显且无规则扩展开，数量逐渐变多。裂纹多出现在高温淬火的试样表面，因此裂纹的产生受冷却方式影响大。对于B组，在第5次循环时，个别试样在斑点处才有裂纹出现，但裂纹均较浅且数量不多。

图3 高温冷却循环后试样外观Fig.3 Appearance of samples after heating-cooling cycles

图4 质量损失率Fig.4 Mass loss rate

2.2 质量损失率和孔隙率

如图4所示，所有试样在第一次高温冷却时的损伤最大，随着循环次数增加，质量损失率均呈现增加趋势。每一次循环过程中，A组的质量损失率接近B组的两倍。累计6次循环后，A组中质量损失率集中在0.2%～0.25%，B组质量损失率集中在0.1%。A组质量损失率在第2次后高温淬火试样增速开始加大，自然冷却缓慢增长。B组两不同工况试样质量损失率增长幅度均很小，质量损失率相近，说明不同冷却方式对质量损失率造成的差异影响较小。由于质量损失率与劣化程度相关，以上结果印证了曾严谨等[16]研究的花岗岩裂纹的演化规律：随着循环次数的增加，裂纹增速减慢。循环后的质量损失率与余莉等[17]的结果有差异，可能与加热速率、自然密度、产地等因素有关。

图5 孔隙率Fig.5 Porosity

如图5所示，初始状态时孔隙率均为0.83%左右。A组中，随着循环次数的增加，不同冷却方式下的试样孔隙率相差越来越大，高温淬火的试样增加较快，自然冷却的试样增速趋于平缓，第6次循环时不同冷却方式的孔隙率分别达到2.6%、4.7%。B组中，孔隙率变化随循环次数增加，孔隙率增长较小，第6次循环时分别达到1.1%、1.6%。

综上可知，在前两次循环中，试样的质量损失率、孔隙率增幅皆约占6次循环总增幅的一半。自第二次后，400 ℃两不同工况和600 ℃自然冷却的数值虽有小幅度增加但曲线接近水平。随循环依然有小幅增加。600 ℃高温淬火的曲线继第二次后依然随循环次数增加而增加。文献[20，25]也指出破坏发生在最初几次循环，前几次循环对岩石损伤影响最大。温度越高，受温度梯度作用引起开裂，此时破坏也较低温大[13]。

2.3 循环高温冷却下的渗透率

2.3.1 表观渗透率

图6 循环高温冷却后渗透率Fig.6 Permeability after heating-cooling cycles

图6各图分别表示初始状态和不同循环次数下渗透率演变情况。在围压加卸载作用下，荷载对岩石渗透率起抑制作用[28]，使得裂隙闭合，渗透率随之减小。初始状态时曲线几乎重合，说明天然状态下内部结构致密，微裂隙很少。初始状态时测得的试样表观渗透率与张帆等[7]和Jin等[21]得到的数值基本在同一量级(10-18m2)。循环高温作用下岩样内部结构劣化，有微裂隙产生，曲线上表现为“开口”。加卸载前后在同一围压的渗透率有差异，温度越高，“开口”越大。循环次数增加，加剧内部的微裂隙增多，高温淬火比自然冷却造成的影响更为显著。说明高温淬火冷却方式时，由于温度突变对岩石内部产生热冲击[5]，内部劣化效应更强烈。同温度时不同冷却方式的试样其结果相隔1个数量级。 A组均比B组的渗透率大1～2个数量级，这是由于温度超过573 ℃，达到温度阈值点，岩样内部发生相变。温度越高，渗透率变化越快，说明温度对渗透率影响很大。第4次和第6次循环，两组高温淬火的试样均有一定幅度上移，自然冷却的试样变化均较小。图7为围压5 MPa时渗透率与循环次数的关系。第2次循环时，B组高温淬火试样的渗透率比A组自然冷却的小，到第4次循环后反而比A组自然冷却要大，到第6次时超出A组自然冷却的更多。这说明在400 ℃下，循环次数越多，渗透率依旧持续增长，但是600 ℃下随循环增长，在第4次循环后基本变化不大。试样在自然冷却下，随着循环次数的增加，渗透率水平基本保持不变。

图7 不同循环次数下渗透率Fig.7 Permeability under different cycles

2.3.2 不同围压下的相对渗透率

将同循环次数下不同围压与初始围压5 MPa时的渗透率进行比值计算得出相对渗透率。由图8可发现：初始阶段的试样在围压加卸载作用下相对渗透率变化不大，回到初始状态的近80%。在第2次循环，A组从5～20 MPa围压时，围压加载后裂隙会闭合，导致渗透率下降，下降为5 MPa时的1/10。卸载以后，回到2/10，说明大部分裂隙未再张开。A组不同冷却方式试样在实际渗透率图像中相隔1个量级，但是在相对渗透率的图像中几乎重叠，说明受围压加卸载裂隙的闭合和张开的影响程度基本一致。对比B组第2次循环，随循环增加，相同围压时数值都不相近，不同冷却方式的相对渗透率差异越来越大，说明相对渗透率受不同冷却方式影响比较大。第4、6次循环中，相对渗透率在整体上数值变大，图像有上移收缩。比较A组与B组数据，计算同阶段的表观相对渗透率(高温淬火的渗透率/自然冷却的渗透率)比值，B组均比A组同阶段的表观相对渗透率大，证明了400 ℃受冷却方式影响更大。温度越高，相对渗透率变化越大，围压加卸载过程中相对渗透率变化越小，说明内部结构损伤也越严重，裂隙开展和连通更显著，围压增大使得裂隙闭合。相对渗透率与温度有关，温度越高受冷却方式影响反而越小。

图8 不同循环次数下相对渗透率Fig.8 Relative permeability under different cycles

将每偶次循环与各自对应初始状态的渗透率进行计算得到相对渗透率，从图9可发现：温度越高，相对渗透率变化越大，高温淬火试样普遍比自然冷却大。第2次循环时，不同冷却方式相隔3～5倍，600 ℃不同工况试样上升2个数量级以上，400 ℃高温淬火试样上升1个数量级以上，自然冷却上升近2倍。自然冷却作用下的相对渗透率自第2次循环后也无明显变化，说明自然冷却受循环次数的影响非常小。高温淬火方式时，两组试样的相对渗透率都随循环次数的增加而增加，但增长速率均变缓。温度越高，相对渗透率变化相差越大。高温淬火方式时，B组在后期增长幅度更大。在第6次循环时，A组在不同冷却方式上的相对渗透率变化相差10倍左右，而B组的渗透率变化相差近50倍，再次验证了B组受冷却方式的影响更大，高温淬火对相对渗透率变化影响更大。

图9 不同循环次数下相对渗透率Fig.9 Relative permeability under cycles

3 结论

(1)温度越高、循环次数越多，花岗岩劣化程度越严重，质量损失率和孔隙率变化越大，但二者在增速上变缓，高温淬火增长普遍比自然冷却更快，从而直接影响了花岗岩的表观渗透率、相对渗透率变化，这反映了温度、循环次数、冷却方式对花岗岩的损伤程度。

(2)循环高温作用后，第一次损伤对花岗岩损伤最为严重，此时质量损失率占6次循环后总质量损失率的近一半。

(3)花岗岩的表观渗透率随温度、循环次数的增加而增大，在2次循环后增大了两个数量级(从10-18～10-16m2)，之后受循环次数的影响减小。第4和第6次循环，表观渗透率在高温淬火冷却下有缓慢增长，在自然冷却下基本保持不变。

(4)同循环次数、不同围压条件下，600 ℃不同冷却方式的相对渗透率比值相近，随循环次数增加，相对渗透率也增加，其受循环次数的影响更大；400 ℃不同冷却方式的相对渗透率比值有差异，其受冷却方式的影响更大。