温度对岩石物理力学性质的影响越来越受到工程技术人员和研究人员的重视，尤其是热处理后的岩石在不同荷载形式下的热—力耦合问题已成为岩石力学领域非常活跃的研究方向之一（Zhang et al.，2020；Liu et al.，2015；刘石等，2014）。在土木工程和地质学等领域都不可避免地涉及高温后岩石的强度与变形特性（何满潮等，2013；谢和平等，2015；杨立云等，2020）。如：工业废料的埋深处理、深部资源的开采、地下矿山的瓦斯爆炸以及遭受爆炸损伤后岩体工程的修复与加固等。

迄今为止，国内外学者对高温后岩石的力学特性进行了大量研究并取得了诸多成果。吴刚等（2012）利用RMT-150B型岩石力学多功能试验系统和声发射采集系统研究了高温处理后砂岩在静态压缩荷载下的力学特性变化和声发射演变过程。Wu et al.（2013）研究了砂岩在20~1 200 ℃范围内热处理前后岩石物理性质的变化及热处理后岩石应力、应变和弹性模量等随温度的变化规律。Chen et al.（2012）通过对花岗岩进行单轴压缩和分级疲劳荷载试验，分析了温度对花岗岩力学性质和疲劳特性的影响规律。尹光志等（2009）采用MTS815.03电液伺服岩石力学试验机对高温处理后的粗砂岩进行了常规三轴压缩测试，分析粗砂岩基本力学参数与温度之间的关系，研究表明高温会影响岩石的基本力学参数。尹土兵等（2007）利用大杆径SHPB装置，对100~400 ℃共4个温度梯度处理后的粉砂岩试样进行冲击试验，分析粉砂岩的动力学性能随温度的变化规律。许金余等（2013）利用直径为100 mm的SHPB装置，通过调节冲击杆件的速度，对高温处理后的大理岩进行压缩试验，分析加载速度对其应力、应变及弹性模量等动态力学性能的影响。李明等（2014）利用霍普金森压杆对800 ℃热处理后的砂岩展开冲击试验，研究表明加载速率会对岩石的动力学性能产生影响。Huang et al.（2015）利用改进的SHPB装置对25 ℃、250 ℃、450 ℃和600 ℃热处理后的龙游砂岩进行了冲击压缩试验，并利用CT扫描技术分析了动态抗压强度与热损伤变量之间的关系。

花岗岩作为工程中常见的岩石材料之一，研究其在高温处理后的动态力学性能可为地下结构的开挖与支护以及分析围岩稳定性提供重要依据。本文利用Φ50 mm变截面霍普金森压杆（SHPB）试验装置，对25~800 ℃的热处理花岗岩进行3种冲击速度的压缩试验，分析讨论了花岗岩动力学、破坏形态和微观结构随温度和加载速率变化的特征。研究成果可为岩体工程的修复与加固以及火灾后岩体工程的坚固性与可靠性评估提供理论依据和有益参考。

本次试验材料为黑云母花岗岩，取自湖南长沙，主要由石英、斜长石、微斜长石和黑云母组成，其XRD图如图1所示。岩样密度为2.62 g/cm³，无侧限抗压强度为132.6 MPa。为减小试验数据离散性，对同一块岩样沿同一轴线进行钻孔取样，并选用完整度较高的试样进行切割和打磨。根据国际岩石力学学会（ISRM）关于岩石冲击试验试样长径比的建议（ISRM，1975），将岩样制作成Φ50 mm×25 mm的标准试样，并将试样表面打磨光滑，使其两端面不平行度小于0.05 mm，端面垂直度偏差小于0.25°。

试样打磨完成后，测量出所有试样的重量和尺寸，然后进行声波测试并挑选性能相近的试样，测得平均密度为2 613 kg/m³，平均波速为3 599 m/s。剔除密度和波速差异较大的试样，使用KSW型电炉加热装置对挑选出的试样进行热处理。因试样经800 ℃热处理后表面会产生明显裂缝，故设置25~800 ℃共9个温度梯度进行热处理。为了保证试样加热的均匀性，设定电阻炉以10 ℃/min的速度升温，待电阻炉温度达到设定的温度后恒温3 h，然后关闭电阻炉使试块自然冷却至室温，制成不同温度热处理的花岗岩试样，如图2所示。从图2中可以看出，热处理后的岩石在物相特征上发生了变化，随着温度的升高，花岗岩试样表观颜色由深变浅，800 ℃热处理后试样表面产生明显裂痕。

本次试验使用改良后的SHPB装置（图3），该装置主要包括冲击弹、入射杆、透射杆和缓冲装置，测量系统包括应变片、超动态应变仪和激光测速仪等。其中，冲击弹与杆件均为同种高强度合金钢材料，密度为7 795 kg/m³，纵波速度为5 797 m/s。子弹长度为0.4 m，入射杆长度为2 m，透射杆长度为1.5 m，直径均为0.05 m。

相比传统的SHPB装置，该装置的子弹为锥形结构，能够有效地消除因撞击而产生的波形震荡和弥散效应（Li et al.，2000；Lok et al.，2002），并延长入射波的上升时间，从而确保在试验过程中准确、均匀且完整地收集试样所产生的整体应力和应变（Zhou et al.，2012），有利于对应力—应变进行科学分析。同时，锥形结构子弹相比圆柱形子弹，具有更好的稳定性且能进行重复性试验（Frew et al.，2001），达到绿色环保的目的。

通过杆件上的应变片得到入射波、反射波和透射波信号。选用适用于岩石材料数据处理的“三波法”（Dai et al.，2010）计算收集得到的信号，得到试样的应力、应变和应变率。计算公式如下：

式中：A_e、c和E分别为杆件横截面积、纵波波速和弹性模量；A_s和l_s为花岗岩横截面积和长度；εi(t)、εr(t)和εt(t)分别为入射应变、反射应变和透射应变。

为研究冲击速度和热处理温度对黑云母花岗岩动态力学特性的影响，选择3种弹速（V₁=8.1 m/s，V₂=12.5 m/s和V₃=16.8 m/s）分别对不同温度热处理试样进行冲击压缩试验。对于同一弹速下的冲击试验，每次冲击时使高压氮气的气压和子弹在气腔室的位置保持一致。为减小试验数据的离散性，每种温度和每种弹速下的冲击试验选择5个试样，选择3个有效数据进行分析。图4为冲击过程中代表性试样的应力—时间曲线。由图4可知，入射波与反射波之和与透射波匹配度较高，说明花岗岩在加载过程中应力均衡，满足应力均匀性假设。

图5为利用“三波法”处理的3种弹速下热处理试样的应力—应变曲线。由图5（a）可知，第一弹速下，25~700 ℃温度梯度下试样的应力—应变曲线有着相同的特征。在加载初期，曲线近似于直线，试样此时处于弹性阶段。应力继续增大，曲线斜率开始减小，这是由于试样内部裂缝扩张，岩石损伤加重。达到峰值应力后，应力开始降低，应变仍缓慢增大，在达到最大应变后，应变略微减小，曲线表现出“回弹”现象，为典型的“Ⅱ型”应力—应变曲线。第一弹速下800 ℃热处理试样的应力—应变曲线特征明显不同于25~700 ℃热处理试样。在峰值应力点之后，随着应力的减小，应变仍在增加，曲线并未表现出“回弹”现象，为典型的“Ⅰ型”应力—应变曲线。如图5（b）和图5（c）所示，第二弹速下和第三弹速下，25~800 ℃热处理试样应力—应变响应表现出相同曲线特征，即在达到峰值应力后，随着应力的减小，应变仍在增加，为“Ⅰ型”应力—应变曲线。

图6为3种冲击速度下峰值应力随热处理温度的变化情况。由图6（a）可知，在相同的热处理温度下，峰值应力随着加载速率的增加而增加，表现出明显的加载率效应。以200 ℃为例，3种弹速下试样的峰值应力分别为120.35 MPa、155.50 MPa和197.18 MPa。但在相同的弹速增加幅度下，不同温度热处理试样峰值应力的增加幅度不同。从第一弹速到第三弹速，25~800 ℃热处理试样的峰值应力分别增加了74.99，71.71，76.83，79.40，74.37，72.23，66.31，62.58，13.45 MPa。800 ℃热处理试样峰值应力增加的幅度明显低于其他温度热处理试样，表明试样经800 ℃热处理后其峰值应力对加载率的敏感性快速降低。

此外，从图6（a）中可以看出，相同冲击速度下，100 ℃热处理试样的峰值应力略小于常温试样；100~300 ℃热处理试样的峰值应力缓慢增加，在300 ℃时峰值应力达到最大值；300~700 ℃热处理试样的峰值应力不断下降但下降速度较为缓慢；700~800 ℃热处理试样的峰值应力迅速下降，试样几乎丧失承载能力。

3种弹速下峰值应力随热处理温度的拟合关系曲线如图6（b）所示。峰值应力随热处理温度变化的拟合关系式分别为

应变率是一种区分岩土动力学与静力学的重要指标，在冲击过程中岩石的平均应变率是判断岩石动力特性的重要参考。但是SHPB设备在试验过程中难以采集全程的岩石应变率，因此，选取岩石受冲击后所达到的峰值应力以及该过程时间的比值作为岩石的平均应变率。3种弹速下平均应变率与温度的关系如图7所示。

从图7（a）中可以看出，相同热处理温度下，平均应变率随加载速度的增大而增大。以400 ℃为例，3种弹速下平均应变率分别为68.08，82.03，110.92 s^-1。此外，相同冲击速度下，平均应变率随着热处理温度的增加呈现先减小后逐渐增加的趋势。以第三弹速为例，25~800 ℃热处理试样的平均应变率分别为107.31，110.71，105.45，96.99，110.92，122.75，147.10，180.71，296.83 s^-1。100~800 ℃热处理试样的平均应变率分别是常温试样的1.03、0.98、0.90、1.03、1.14、1.37、1.68和2.77倍。热处理温度为25~500 ℃时，平均应变率变化幅度不大。温度达到500 ℃后，平均应变率随温度的升高而逐渐增大。温度为800 ℃时平均应变率明显增大。

3种弹速下平均应变率随热处理温度的拟合关系曲线如图7（b）所示，平均应变率随热处理温度变化的拟合关系式分别为

图8为3种弹速下峰值应变与温度的关系。由图8（a）可知，在热处理温度相同的情况下，试样的峰值应变均随着冲击速度的增大而增大，表现出明显加载率效应。以500 ℃热处理试样为例，3种弹速下峰值应变分别为0.00762、0.01039和0.01237，试样的变形能力随着冲击速度的增加而增加。尽管试样经历800 ℃热处理，峰值应变仍随着冲击速度的增加而增加，3种弹速下峰值应变分别为0.02664、0.02876和0.02978。相同冲击速度下，试样的峰值应变随热处理温度的变化而变化。以第二弹速为例，相比常温试样，100 ℃热处理试样的峰值应变有少许增加；100~300 ℃，试样的峰值应变逐渐减小；至300 ℃时，峰值应变达到最小，为常温试样峰值应变的89.57%；300~500 ℃后，试样的峰值应变开始缓慢增加；500~700 ℃，试样峰值应变增加的速度开始加快；700~800 ℃，试样的峰值应变明显加快，800 ℃试样的峰值应变为常温试样峰值应变的3.06倍。

3种弹速下峰值应变随热处理温度的拟合关系曲线如图8（b）所示，峰值应变随热处理温度变化的拟合关系式分别为

从图5可以看出，3种弹速下不同温度热处理试样应力—应变曲线在加载期间无显著的直线段。本文选取曲线上应力达到0.2倍和0.8倍峰值时两点的切线斜率为花岗岩的弹性模量（许金余等，2010）。计算公式为

式中：σ₁和σ₂分别为应力—应变图上0.8σ_max和0.2σ_max对应两点的应力；ε₁和ε₂为对应两点的应变。

图9为3种弹速下不同温度热处理试样的弹性模量与温度的关系。由图9（a）可知，随着冲击速度的增加，同一温度热处理试样的弹性模量并未增加或无明显的规律。以25 ℃和300 ℃热处理试样为例，3种弹速下常温试样的弹性模量分别为16.60，16.94，18.94 GPa，300 ℃热处理试样的弹性模量分别为18.89，18.54，21.85 GPa。这说明弹性模量不具有加载率效应，而是随加载率的变化在一定区间内变化。加载速度相同的情况下，弹性模量随温度的升高呈现先减小后增加继而逐渐减小的趋势。以第一弹速为例，不同温度热处理试样的弹性模量分别为16.60，15.85，17.85，18.89，16.60，14.16，9.93，8.12，0.48 GPa。相比常温试样，100 ℃热处理试样的弹性模量有所减小；100~300 ℃试样的弹性模量逐渐增加，在300 ℃达到最大值；300~800 ℃试样的弹性模量逐渐减小，尤其是从500 ℃开始，弹性模量减小幅度逐渐加大，至800 ℃时，试样的弹性模量仅为常温试样的2.89%。

3种弹速下弹性模量随热处理温度变化的拟合关系曲线如图9（b）所示，弹性模量随热处理温度的拟合关系式分别为

3种弹速下不同温度热处理试样的破坏模式如图10所示，限于篇幅，本文仅给出25 ℃、300 ℃、500 ℃、700 ℃和800 ℃热处理试样的破坏图。

从图10中可以看出，对于相同温度热处理的试样，随着冲击速度的增加，试样破坏程度逐渐增大。第一弹速下，常温试样从中心裂成两大块，表现为径向劈裂拉伸破坏模式；第二弹速下，试样仍表现为径向劈裂拉伸破坏模式，但条状块体数量增加，破碎程度有所增加；第三弹速下，破坏程度加重，在径向劈裂拉伸破坏的同时伴随着压碎破坏，除条状块体外还产生粉状碎屑。700 ℃时，随着冲击速度的增加，试样分别表现为径向劈裂拉伸破坏模式、径向劈裂拉伸和压碎混合破坏模式以及压碎破坏模式，破碎程度逐渐增加，破碎块度粒径逐渐减小。

相同冲击速度下，试样的破坏模式随热处理温度的变化而变化。第一弹速下，常温试样从中心裂成两大块；300 ℃热处理试样仅在边缘产生裂纹，仍保持完整性；500 ℃热处理试样裂成4块，表现为径向劈裂拉伸破坏模式；700 ℃热处理试样裂成6块，同样表现为径向劈裂拉伸破坏模式；800 ℃热处理试样破坏后均为粉碎性颗粒，破碎程度较为严重，表现为明显的压碎破坏模式。第二弹速下，25 ℃、300 ℃和500 ℃均表现为径向劈裂拉伸破坏模式，300 ℃热处理试样的破碎程度略小于25 ℃和500 ℃热处理试样；700 ℃热处理试样表现为径向劈裂拉伸和压碎混合破坏模式；800 ℃热处理试样表现为压碎破坏模式。第三弹速下，25~500 ℃热处理试样均表现为径向劈裂拉伸和压碎破坏混合模式，300 ℃热处理试样的条状块体较大且数量较多，常温试样的破碎程度略小于500 ℃热处理试样；700 ℃和800 ℃热处理试样均表现为压碎破坏模式，且800 ℃热处理试样的破碎程度最为严重。

为研究不同温度热处理对花岗岩内部微观结构的影响，利用Tescan MIRA3热场发射扫描电子显微镜（FESEM）获得了25 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃热处理花岗岩试样的FESEM图像。

图11为各个温度处理后的花岗岩FESEM图像且均放大2 000倍。由图11（a）可知，常温花岗岩中也有一些细微的裂纹，这是由于花岗岩在形成初期受岩浆冷凝环境所影响，而后期的构造运动也会导致花岗岩裂纹的形成。当热处理温度为200 ℃时，花岗岩内的裂纹数量并未增多反而开始减少，如图11（b）所示。这是由于加热引起岩石中矿物的热膨胀，减小了矿物之间的距离，裂缝开始减少，微观结构得到改善，从而提高了岩石的承载能力（Huang et al.，2017）。

由一维应力波理论（李夕兵，2014）可知，在只有一次透反射的情况下，应力波在杆件与试样之间的反射和透射有如下联系：

式中：ρ₁с₁和ρ₂с₂分别为杆件和花岗岩的波阻抗；F为反射系数。

200 ℃热处理试样内部微观结构的改善导致其波阻抗有所增加，进而使得反射系数F增大，从而导致透射波ε_t（t）绝对值有所增加，反射波ε_r（t）绝对值有所减小。而根据“二波法”理论，峰值应力与透射波呈正比，平均应变率与反射波呈正比。这就使得在相同的冲击荷载下，200 ℃热处理试样的峰值应力和弹性模量略大于常温试样，而平均应变率和峰值应变略小于常温试样。花岗岩中含有丰富的矿物，不同矿物的热膨胀性能也不相同，高温环境下矿物之间的不均匀膨胀会导致热应力的产生（Mahanta et al.，2016）。当热应力过高时，会引起岩石的热裂反应以及晶间裂纹的扩展。因此，与常温试样相比，400 ℃时试样的裂纹宽度有些许增大，如图11（c）所示。这就导致400 ℃热处理试样的峰值应力和弹性模量较常温试样分别降低了1.85%和0.49%，平均应变率和峰值应变分别增加了3.15%和3.04%。

随着热处理温度的继续增加，热裂作用更加明显。此外，石英将在573 ℃左右发生相变（从α相到β相）（Clover et al.，1995）。虽然当温度恢复至常温时，β相将逆转为α相，但在其初始转变过程中，由于石英体积增长而导致的晶格膨胀、差排等是不可逆的（Lu et al.，2017），从而导致岩石的初始裂纹随着温度的升高出现增长和扩大现象，其突出表现在石英结构内部出现一定量的晶间裂纹或穿晶裂纹。这些都使得600 ℃热处理试样内部的裂纹扩展或延伸更为明显，如图11（d）所示。由此导致600 ℃热处理试样的峰值应力和弹性模量较常温试样明显下降，平均应变率和峰值应变明显增加。当热处理温度为800 ℃时，岩石内部矿物颗粒之间的裂纹宽度增幅很大［图11（e）］，损伤明显增加。这就导致其波阻抗急剧减小，反射系数F急剧减小，从而使透射波ε_t（t）绝对值快速减小，反射波ε_r（t）绝对值快速增大。因此，在相同的冲击荷载下，800 ℃热处理试样的动力学性能严重劣化，即峰值应力和弹性模量迅速降低，平均应变率和峰值应变迅速增加，破碎程度最为严重。

利用改进的SHPB系统对25~800 ℃共9个温度等级的热处理试样分别进行3种弹速下的冲击压缩试验，研究了冲击速度和热处理温度对黑云母花岗岩动态力学特性和破坏模式的影响。主要结论如下：

（1）随着冲击速度的增加，25~700 ℃热处理试样由“Ⅱ型”应力—应变曲线向“Ⅰ型”应力—应变曲线转变，而800 ℃热处理试样均表现出“Ⅰ型”应力—应变曲线特征。

（2）相同的冲击速度下，300 ℃热处理试样的动力学性能有所改善，500 ℃后试样的动力学性能开始逐渐劣化，800 ℃热处理试样的动力学性能最弱。峰值应力、平均应变率、峰值应变和弹性模量均与热处理温度呈现良好的单指数函数关系。

（3）同一温度热处理试样的破碎程度随冲击速度的增加而增加，由低弹速下的径向劈裂拉伸破坏模式向压碎破坏模式转变；相同冲击速度下，300 ℃热处理试样的破碎程度最小，800 ℃热处理试样的破碎程度最严重。