深部高温流变矿床尾矿充填体孔隙水压模拟方法及其应用

1.本发明涉及矿产资源开发技术领域，特别涉及一种深部高温流变矿床中的尾矿充填体孔隙水压模拟方法及其应用。


背景技术：

2.矿产资源开发在为社会提供必要物质资源的同时也将不可避免地产生大量的地下采空区和尾矿废弃物，进而严重威胁矿山生产和生态环境安全(徐文彬等，2015；吴爱祥等，2016；benzaazoua et al.,2004；klein and simon,2006；bussi
è
re,2007)。在不断提高的公众环保意识和环境法规要求推动下，尾矿充填技术因其环保、安全、高效等优点而在全球范围的地下矿产资源开采中得到了广泛应用(benzaazoua et al.,2002；fall et al.,2008；belem and benzaazoua, 2008；fahey et al.,2010；ghoreishi-madiseh et al.,2011；tariq et al., 2013；ghirian and fall,2014)。通过将水、胶结剂和尾矿按一定比例拌合并以压力管道或重力自流方式输送，回填至地下采空区中的尾矿充填体将在固结硬化后为围岩提供有效支撑，并为后续充填回采作业提供稳固的工作面，进而最大限度地提高矿产资源的回收效率(朱昌玉，2008；张合君等，2008；乔登攀等，2011；聂磊等，2016；li x et al.,2019)。此外，矿山固体废料的地下处置还可有效避免尾矿在地表的大量曝露堆积，从而显著降低重金属污染和尾矿坝溃决等环境安全风险(吴爱祥等，2018；fall et al.,2008)。
3.虽然尾矿充填技术持续为地下资源开采带来巨大的环境和经济效益，但近年来的现场监测工作则多次发现了尾矿充填体在深部高温流变矿床中的压力异常现象(thompson et al.,2011,2012,2014；hasan et al.,2014)。由于充填体的异常行为将可能造成充填系统整体失稳进而严重威胁井下人员安全和矿山生产效率，因此国内外学者开发了一系列的数学模型描述多物理场耦合作用下的充填体行为响应。helinski et al.(2007,2011)最早通过考虑水化反应造成的自由水消耗以及物理力学性质演化建立了充填体的二维水-力-化学(hmc)耦合模型。随后， muir wood et al.(2016)，lu(2017)，lu et al.(2020a)等显式考虑了沉积速率并提出了连续充填过程中超孔隙水压力演化的一维hmc耦合模型。同时，cui 和fall(2017a,2017b,2018)通过考虑能量的产生和运移过程开发了充填体热
‑ꢀ
水-力-化学(thmc)耦合模型，然而由于该模型中未考虑流固两相的可压缩性和水的热膨胀性，因此无法捕捉流固差异性热膨胀导致的水热增压效应。目前仅有luet al.(2020b)基于孔隙热弹性理论建立的一维thmc耦合模型定量刻画了水热增压诱发的充填体水压异常现象，但该模型中却忽略了围岩蠕变造成的压力增长。
4.可见，现有研究仍未针对复杂温度环境和矿床流变特性条件下的充填体行为响应规律建立完善的认识。由于采场围岩温度将在地温梯度作用下随不断增加的资源开采深度而持续上升，同时深部开采面临的高地温和高地应力环境也将增强矿床的流变特性，因此开展复杂温度环境和矿床流变特性条件下的充填体多场耦合响应研究，进而揭示温度荷载和蠕变加载协同作用下的充填体行为机理，对于实现深部矿产资源的可持续开发利用具有
至关重要的理论和工程意义。
5.现有技术一通过考虑能量的产生和运移过程建立了充填体温度-渗流-力学-化学场耦合模型，可用于预测充填体温度、水压和土压等的演化规律(cuiandfall,2015,2016,2017,2018)。
6.现有技术一未考虑水的热膨胀效应：水泥水化放热过程将消耗自由水，进而造成水压耗散。但由于水的热膨胀系数一般比固体颗粒的大，因此水泥水化放热导致的温升作用将造成充填体孔隙水压的上升。同时水热增压现象已由thompsonetal(2012)的原位测试所证实。该研究发现，即使充填过程终止，充填体仍可能因水泥水化放热造成温度升高而产生异常的水压上升。而现有技术方案一忽略了水的热膨胀效应，因此无法描述由热膨胀变形造成的水压异常现象。
7.现有技术二通过考虑水化反应造成的自由水消耗以及物理力学性质演化建立了充填体渗流-力学-化学场耦合模型，可用于预测充填体水压和土压等的演化规律(helinskietal.,2007,2011；muirwoodetal.,2016；lu,2017)。
8.现有技术二未考虑温度的影响：水泥水化放热过程不仅会加快化学反应速率以及充填体强度增长，还会造成水分蒸发，从而降低孔隙水压。同时，温度变化也将造成流体粘滞系数的改变，进而影响渗流场的演化规律。此外，随着采矿活动深度不断增加，采场环境温度将在地温梯度的作用下不断上升，因此温度对深部充填体行为特征的影响也将更加凸显。而现有技术方案二忽略了温度对充填体的作用，因此无法准确描述复杂赋存环境中的充填体行为特征。
9.现有技术三通过考虑水的热膨胀效应提出了充填体温度-渗流-力学-化学场耦合模型，可用于合理描述充填体中温度、水压和土压等的演化规律(luetal.,2020)。
10.现有技术三未考虑围岩蠕变作用的影响：该技术方案提出的充填体多场耦合模型虽然充分考虑了固体颗粒和孔隙流体的可压缩性以及流固两相不协调的热膨胀变形，但随着开采深度的延伸，深部开采面临的高地温和高地应力环境将增强矿床的流变特性，因此充填体将可能由于采场围岩的持续挤压作用而产生剧烈的压力增长。而现有技术方案三忽略了围岩蠕变造成的压力增长，因此无法准确描述矿床流变特性条件下的充填体行为特征。
11.参考文献
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é
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é
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–
131；
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技术实现要素：

44.本发明针对现有技术的缺陷，提供了一种深部高温流变矿床尾矿充填体孔隙水压模拟方法及其应用及其应用。
45.为了实现以上发明目的，本发明采取的技术方案如下：
46.一种深部高温流变矿床尾矿充填体孔隙水压模拟方法，包括以下步骤：
47.步骤1,基于selvadurai和suvorov的孔隙热弹性理论框架，通过考虑水化反应耗水(即化学收缩作用)造成的水体积变化建立蠕变加载条件下的充填体非等温孔隙水压控制方程：
[0048][0049]
其中，α表示biot系数，α＝1
–
kd/ks，式中kd为充填体骨架的体积模量，n 是孔隙度，ks和kw分别为固相和水的体积模量，pw表示孔隙水压力，t为反应进行的时间，βs和βw分别是固相和水的热膨胀系数，t表示当前温度，εv为体积应变，k是渗透系数，η表示水的动态粘度，ε
shf
为化学反应过程中的总耗水，ξ是水化度。
[0050]
步骤2,假设biot系数α近似为1，α≈1,以充填体单元为研究对象，进而排除渗流项并将式(1)简化为：
[0051][0052]
式(2)即为三轴水化压力室中的充填体单元孔隙水压控制方程。
[0053]
步骤3,为模拟围岩蠕变造成的压缩效应，利用三轴水化压力室向充填体样品施加速率为j/s的轴向变形，该充填体单元在蠕变加载作用下的热弹性应力-应变关系表示为：
[0054][0055]
其中，ε表示应变，e为杨氏模量，σ’表示有效应力，v是泊松比，t0表示初始温度。
[0056]
步骤4,在一维侧限条件下建立充填体的几何模型，因此充填体单元仅存在轴向应变，且x、y方向的有效应力相等，进而有以下关系成立：
[0057][0058]
因此充填体单元的体积变形通过联立式(3)和式(4)获得：
[0059][0060]
式(5)中参数表示为：
[0061][0062]
步骤5,在给定的围压条件下，有效应力的变化等于孔隙水压的变化，即
假设固相压缩为，因此将式(5)记为如下导数形式：
[0063][0064]
步骤6,在小应变假设前提下，将式(7)代入式(2)最终得到充填体单元在蠕变加载条件下的非等温孔隙水压控制方程：
[0065][0066]
步骤7，假设三轴水化压力室完全绝热，即充填体单元无法与周围环境产生热传导和对流换热，因此绝热不排水条件下的充填体温度变化仅由水化放热和该三轴装置施加的温度荷载产生，进而将充填体温度定义为：
[0067][0068]
其中，k表示三轴装置施加的恒定温度变化速率，th为水化反应造成的温升， qf是化学反应过程中放出的热量，(ρc)
eff
表示有效热容((ρc)
eff
＝(1
–
n)ρ
scs
+nρ
wcw
)， cs和cw分别为固液两相的比热容，ρs和ρw分别是固相和水的密度。
[0069]
步骤8，水化度与参考反应时间te的关系表示为：
[0070]
ξ＝1-exp(-κ
ξ
·
te)
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(10)
[0071]
其中，κ
ξ
为水化度随参考时间的演化速率。
[0072]
步骤9，根据阿累尼乌斯公式，实际时间t与参考时间te的关系表示为：
[0073][0074]
其中，ea表示化学反应需要的活化能，ra是通用气体常数(ra＝8.314j/mol/k)， tr为参考温度。
[0075]
步骤10，将式(9)
–
(11)带入式(8)，最终得到充填体单元在温度荷载与蠕变加载耦合作用下的孔隙水压控制方程：
[0076][0077]
进一步地，本发明使用如下公式描述充填体骨架刚度在水化过程中的增长演化：
[0078]
kd＝k
di
[λ-(λ-1)exp(-κk·
te)]
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(13)
[0079]
式中k
di
为充填体的初始骨架刚度，λ为充填体最终刚度与初始刚度的比值，κk为控制刚度增长速率的模型参数。
[0080]
进一步地，本发明使用如下公式描述水的热膨胀系数随温度的演化规律
[0081]
βw＝β
w0
+k0t
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(14)
[0082]
式中β
w0
和k0为拟合参数。
[0083]
本发明还公开了上述尾矿充填体孔隙水压模拟方法在尾矿充填开采领域的应用。
[0084]
与现有技术相比，本发明的优点在于：
[0085]
完整考虑了极端温度环境和围岩蠕变作用对充填体稳定性的影响效应，可更精准地预测深部复杂地热环境和矿床流变特性条件下的充填体水压演化规律。本技术方案为深部矿产资源的充填回采工作提供更准确的预测数据，进而最大限度地避免挡土墙坍塌的发生，并在此基础上实现安全经济效益最大化。
附图说明
[0086]
图1是本发明实施例不同时刻的孔隙水压随初始温度的演化规律示意图；
[0087]
图2是本发明实施例水和固体骨架的热膨胀系数随温度的演化规律示意图；
[0088]
图3是本发明实施例不同初始温度的充填体单元在不同加热和冷却速率作用下的温度变化示意图；
[0089]
图4是本发明实施例不同初始温度的充填体在不同加热和冷却速率作用下的水压变化示意图；(a)加热作用(b)冷却作用；
[0090]
图5是本发明实施例不同初始温度的充填体在不同轴向压缩速率作用下的水压变化示意图；
[0091]
图6是本发明实施例不同初始温度的充填体在不同强制加热速率和蠕变加载速率共同作用下的水压变化示意图；(a)t0＝0℃(b)t0＝15℃(c)t0＝30℃；
[0092]
图7是本发明实施例不同初始温度的充填体在不同强制冷却速率和蠕变加载速率共同作用下的水压变化示意图；(a)t0＝0℃(b)t0＝15℃(c)t0＝30℃。
具体实施方式
[0093]
为使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下根据附图并列举实施例，对本发明做进一步详细说明。
[0094]
本发明基于selvadurai和suvorov的孔隙热弹性理论框架，通过考虑水化反应耗水(即化学收缩作用)造成的水体积变化建立蠕变加载条件下的充填体非等温孔隙水压控制方程：
[0095][0096]
其中，α表示biot系数(α＝1
–
kd/ks，式中kd为充填体骨架的体积模量)，n是孔隙度，ks和kw分别为固相和水的体积模量，pw表示孔隙水压力，t为反应进行的时间，βs和βw分别是固相和水的热膨胀系数，t表示当前温度，εv为体积应变， k是渗透系数，η表示水的动态粘度，ε
shf
为化学反应过程中的总耗水，ξ是水化度。
[0097]
由于固体颗粒的可压缩性与充填体骨架相比可以忽略不计(即kd《《ks)，因此可假设biot系数α近似为同时，由于本发明主要关注温度荷载和蠕变加载对充填体孔隙水压的影响效应，因此可以充填体单元为研究对象，进而排除渗流项并将式(1)简化为：
[0098][0099]
式(2)即为三轴水化压力室中的充填体单元孔隙水压控制方程。此外，为模拟围岩蠕变造成的压缩效应，利用该三轴装置向充填体样品施加速率为j/s的轴向变形，因此该充填体单元在蠕变加载作用下的热弹性应力-应变关系可表示为：
[0100][0101]
其中，ε表示应变，e为杨氏模量，σ’表示有效应力，v是泊松比，t0表示初始温度。
[0102]
为简化计算，本发明进一步在一维侧限条件下建立充填体的几何模型，因此充填体单元仅存在轴向应变，且x、y方向的有效应力相等，进而有以下关系成立：
[0103][0104]
因此充填体单元的体积变形可通过联立式(3)和式(4)获得：
[0105][0106]
式(5)中参数可表示为：
[0107][0108]
在给定的围压条件下，有效应力的变化等于孔隙水压的变化(即假设固相压缩为负)，因此可将式(5)记为如下导数形式：
[0109][0110]
最后，在小应变假设前提下，将式(7)代入式(2)可最终得到充填体单元在蠕变加载条件下的非等温孔隙水压控制方程：
[0111][0112]
此外，本发明假设三轴水化压力室完全绝热，即充填体单元无法与周围环境产生热传导和对流换热，因此绝热不排水条件下的充填体温度变化仅由水化放热和该三轴装置施加的温度荷载产生，进而可将充填体温度定义为：
[0113]
[0114]
其中，k表示三轴装置施加的恒定温度变化速率，th为水化反应造成的温升， qf是化学反应过程中放出的热量，(ρc)
eff
表示有效热容((ρc)
eff
＝(1
–
n)ρ
scs
+nρ
wcw
)， cs和cw分别为固液两相的比热容，ρs和ρw分别是固相和水的密度。
[0115]
根据doherty和muir wood的研究，水化度与参考反应时间te的关系可表示为：
[0116]
ξ＝1-exp(-κ
ξ
·
te)
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(24)
[0117]
其中，κ
ξ
为水化度随参考时间的演化速率。
[0118]
根据阿累尼乌斯公式，实际时间t与参考时间te的关系可表示为：
[0119][0120]
其中，ea表示化学反应需要的活化能，ra是通用气体常数(ra＝8.314j/mol/k)， tr为参考温度。
[0121]
因此，将式(9)
–
(11)带入式(8)，可最终得到充填体单元在温度荷载与蠕变加载耦合作用下的孔隙水压控制方程：
[0122][0123]
本发明使用如下公式描述充填体骨架刚度在水化过程中的增长演化：
[0124]
kd＝k
di
[λ-(λ-1)exp(-κk·
te)]
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(27)
[0125]
式中k
di
为充填体的初始骨架刚度，λ为充填体最终刚度与初始刚度的比值，κk为控制刚度增长速率的模型参数。
[0126]
此外，本发明使用如下公式描述水的热膨胀系数随温度的演化规律
[0127]
βw＝β
w0
+k0t
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(28)
[0128]
式中β
w0
和k0为拟合参数。
[0129]
本发明将利用comsol multiphysics有限元软件对上述微分方程进行数值求解。
[0130]
初始温度对充填体孔隙水压演化的影响效应
[0131]
以澳大利亚kanowna belle金矿使用的尾矿充填体为例，其物理化学参数如表1所示。绝热不排水环境中的充填体单元在不同初始温度条件下的孔隙水压演化规律如图1所示。图1表明，任一时刻的充填体水压均随初始温度的升高而先下降后上升。这是因为升高低温充填体的养护温度将加快化学反应速率，进而促进水化耗水造成的孔压耗散；同时，由于水的热膨胀系数在温度较低时仍然较小 (图2)，因此水化放热造成的热膨胀效应并不明显，所以孔隙水压最终将在水化耗水作用的主导下随初始温度的升高而不断降低。然而随着养护温度继续升高，虽然充填体的化学反应速率将进一步加快，但同时水的热膨胀系数也将持续增大 (图2)。因此，当温度达到一定的临界值后，水化放热造成的水热增压效应将超过水化耗水作用，进而使得孔隙水压随初始温度的升高而上升。
[0132]
由图1还可以看出，当经过足够长时间(t＝1000h)的化学反应后，孔隙水压几乎随初始温度的升高而单调上升。这是因为该时刻的水化反应已基本完成，即不同初始温度的
充填体在水化反应作用下均产生了相同的温度上升和化学收缩，但由于高温时水的热膨胀系数更大，所以充填体将在更强的水热增压效应作用下产生更高的孔隙水压。
[0133]
此外，从图1中还可以注意到，化学反应时间越长，孔隙水压由降转升的临界初始温度越低。这是因为低温会降低水化放热速率，所以需要更长的时间才能产生足够的温升以使得热膨胀效应完全抵消水化耗水的降压作用。
[0134]
表1.澳大利亚kanowna belle金矿充填体的物理化学参数
[0135][0136]
温度荷载对充填体孔隙水压演化的影响效应
[0137]
本实施例通过分析初始温度为0、15、30℃的充填体单元在不同强制温度变化速率(k＝0、
±
2.5
×
10-3
、
±
5.0
×
10-3
℃/h)条件下的孔隙水压演化规律，进而研究温度荷载对充填体行为的影响机理。
[0138]
不同初始温度的充填体单元在不同加热和冷却速率条件下的温度变化规律如图3所示。图3表明，当k＞0℃/h时，初始温度为15℃和30℃的充填体在加热早期均相较于低温(t0＝0℃)状态产生了更显著的温升。这是因为初始温度越高，化学反应速率越快，因此充填体温度将在水化放热和强制加热的共同作用下急剧升高。随着水化反应逐渐完成，充填体的温升速率将由于水化放热减缓而不断下降并最终收敛于恒定的外部加热速率。而当k＜0℃/h时，由于初始温度越低，化学反应速率越慢，因此冷却作用将强烈抑制低温充填体(t0＝0℃)水化放热造成的温度上升。相比之下，初始温度为15℃和30℃的充填体在降温早期仍将由于较快的水化放热速率而产生显著的温升。然而随着水化反应逐渐完成，充填体的温度变化将最终由强制冷却作用控制。
[0139]
绝热不排水环境中的充填体单元在温度荷载作用下的水压演化规律如图4(a) 和图4(b)所示。图4(a)表明，初始温度为15℃和30℃的充填体在加热作用下均相较于恒温状态(k＝0℃/h)产生了明显的水压增长。这是因为虽然加热造成的温度上升可加速化学收缩进而促进孔压耗散，但由于高温时水的热膨胀系数较大，所以水化耗水造成的降压作用难以抵消升温造成的水热增压效应，进而最终使得孔隙水压在加热过程中逐渐上升。从图4中还可以看出，由于水的热膨胀系数将随温度的升高而增大(图2)，所以初始温度更高的充填体在相同的加热速率条件下将产生更早和更快的水压增长。相比之下，由于初始温度为0℃时水的热膨胀系数极小，因此升温对水化耗水的促进作用将超过水热增压效应，所以孔隙水压在加热早期反而略低于恒温状态。然而随着水化反应逐渐完成，持续的加热作用仍将产生显著的水热增压效应，因此充填体的孔隙水压将最终高于恒温状态。以上计算结果表明，由于充填体在持续加热作用下将最终产生显著的水热增压效应，因此高温采空区中的
尾矿充填体将可能对挡墙产生更高的长期土压力。
[0140]
而在冷却作用下，充填体初始温度为15℃和30℃时的孔隙水压均随温度的下降而快速降低(图4(b))。这是因为虽然降温会抑制水化耗水速率，但由于高温时水的热膨胀系数较大，因此充填体的冷却收缩最终将对孔压耗散产生显著的促进作用。相比之下，由于初始温度为0℃时水的热膨胀系数极小，因此孔隙流体在降温过程中的冷却收缩作用并不明显；同时，由于冷却作用也将强烈抑制水化耗水反应进而减缓孔压耗散速率，因此充填体初始温度为0℃时的孔隙水压在降温早期反而略高于恒温状态。然而随着水化反应逐渐完成，降温造成的冷却收缩将逐渐主导充填体的水压变化，因此孔隙水压最终将由于持续的冷却作用而低于恒温状态。以上计算结果表明，虽然低温环境会抑制水化耗水进而不利于孔压耗散，但由于充填体的冷却过程将导致流体收缩进而产生显著的降压效应，因此低温采空区中的充填作业通常具有更高的安全性。
[0141]
蠕变加载对充填体孔隙水压演化的影响效应
[0142]
本实施例通过分析初始温度为0、15、30℃的充填体单元在不同轴向变形速率(j＝0、1
×
10-10
、3
×
10-10
/s)条件下的孔隙水压演化规律，进而研究围岩蠕变作用下的充填体行为机理。
[0143]
绝热不排水环境中的充填体单元在不同轴向变形速率条件下的水压演化规律如图5所示。图5表明，不同初始温度的充填体在持续的轴向压缩作用下均产生了急剧的水压增长。因此，即使没有热量交换造成的水热增压效应，采场围岩的蠕变作用也足以造成充填体水压的异常增长。此外，从图5中还可以注意到，由于更大的轴向压缩速率将造成更强的体积压缩，因此充填体的孔隙水压增长越快，同时水压出现异常上升的时间也越早。
[0144]
由图5还可以发现，轴向压缩作用的时间越长，充填体的水压增长越快。这一方面是因为随着水化反应逐渐完成，化学收缩造成的水压耗散速率将逐渐降低；同时，由于水化时间越长，充填体刚度越大，因此式(13)中的 [(1-n)/ks+n/kw+1/m]-1
项也越大，所以相同加载速率作用下的孔隙水压增长也越快。而当水化反应完成后，此时化学反应已不再造成水压和刚度变化，同时由于充填体在反应结束后均将产生相同的刚度增长，因此不同初始温度的充填体单元最终将在相同的轴向变形作用下产生速率一致的水压上升。
[0145]
由以上讨论可知，缓慢的围岩蠕变速率即可在排水不良的尾矿充填体中造成显著的水压增长。由于矿山充填开采对采空区围岩的支护强度一般较弱，因此通过合理的水泥配比和充分的排水设施实现快速降低饱和度并提升水压耗散速率对流变矿床中的充填系统安全至关重要。
[0146]
温度荷载与蠕变加载的协同作用对充填体孔隙水压演化的影响效应
[0147]
绝热不排水环境中的充填体单元在温度荷载和蠕变加载协同作用下的孔隙水压演化规律如图6和图7所示。从图6可以看出，在强制加热和轴向压缩的协同作用下，由于初始温度较低(t0＝0℃)时水的热膨胀系数较小，因此轴向压缩作用将主导充填体的水压上升，而水热增压造成的额外水压增长相对较少。然而随着充填体初始温度的升高，水的热膨胀系数不断增大，因此加热作用对水压增长的贡献不断增大，并将在加载速率较慢(j＝1
×
10-10
/s)时主导充填体的水压增长。
[0148]
而当温度荷载对充填体单元产生降温作用时，由于初始温度较高(t0＝15和 30℃)时水的热膨胀系数较大，因此充填体的冷却收缩作用将促进水压耗散进而在加载速率
较慢(j＝1
×
10-10
/s)时抵消轴向压缩造成的水压增长。然而当加载速率较快(j＝3
×
10-10
/s)或初始温度过低(t0＝0℃)时，充填体仍将在轴向压缩的主导作用下产生快速的水压增长。
[0149]
由以上可知，热量交换和围岩蠕变共同作用下的充填体孔压演化不仅取决于温度变化和岩体变形速率，同时也与充填体的初始温度密切相关。虽然快速的岩体变形速率在任何情况下均为造成充填体水压增长的控制性因素，但由于水的热膨胀系数随温度的升高而快速增加，因此初始温度较高时的热交换作用也将导致流体产生显著的热应变，进而将在岩体变形速率较低时主导充填体的孔隙水压演化。
[0150]
本领域的普通技术人员将会意识到，这里所述的实施例是为了帮助读者理解本发明的实施方法，应被理解为本发明的保护范围并不局限于这样的特别陈述和实施例。本领域的普通技术人员可以根据本发明公开的这些技术启示做出各种不脱离本发明实质的其它各种具体变形和组合，这些变形和组合仍然在本发明的保护范围内。