花崗巖干熱巖體裂隙的大位移動態(tài)剪切-滲流特征

趙 鵬,馮子軍,南翰墨,李 杰

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院,山西 太原 030024;2.太原理工大學 原位改性采礦教育部重點實驗室,山西 太原 030024)

干熱巖地熱開采中,熱儲的滲流特性是影響其高效開發(fā)的關鍵,為提高熱儲的滲透性,一般借鑒油氣資源開發(fā)的水力壓裂技術。但是水力壓裂形成的裂隙面比較單一且數(shù)量有限,換熱量有限,這也是至今干熱巖地熱無法商業(yè)化開發(fā)的關鍵所在。

實際上,天然的熱儲層內(nèi)含有較多的節(jié)理裂隙或規(guī)模不等的斷層,這些地質結構本身就具有較強的滲流特性,即使它們愈合得很好,在注水條件下,也會發(fā)生錯動或活化,滲透性再次恢復。如美國內(nèi)華達Desert Peak[1]、加利福尼亞Geyser[2]、法國Soultz、英國Cornwall[3]等EGS地熱開發(fā)工程實施過程中,注水引起熱儲層內(nèi)的節(jié)理裂隙/斷層發(fā)生微小的滑移,儲層的滲透性得到較大提高。這種方法稱為水力剪切(hydro-shearing)。水力剪切增透的基本原理是:天然裂隙在注水后,一方面有效應力降低,另一方面裂隙面得到潤滑,易于滑動,節(jié)理裂隙/斷層滑動后,裂隙面相互嚙合性變差,裂隙的滲透性增強[4-5]。因此,目前它被認為是與水力壓裂(hydro-fracturing)并列的儲層改造技術。但是,裂隙的滑移將引起兩方面的結果:一方面,節(jié)理裂隙的小規(guī)模錯動可以增強儲層滲透率,提高資源開采率;另一方面,節(jié)理裂隙或者斷層的滑動可誘發(fā)地震,對環(huán)境有一定影響。目前,這兩面的研究是國際上的研究熱點,前者稱為水力剪切增透,后者稱為注入誘發(fā)地震,2者的核心就是裂隙在地應力和水壓力共同作用下的滑動。

水力剪切增透在地熱開發(fā)工程中已有嘗試,所需壓力不像水力壓裂那么大,如美國Fenton Hill 地熱EGS示范工程(3 048 m井深)[6]在對儲層進行水力剪切增透時,監(jiān)測到發(fā)生水力剪切的水壓僅需10～16 MPa,增透后原有裂隙開度比原來增加了1 mm。目前,通過剪切-滲流試驗研究是深刻認識水力剪切增透機理的重要途徑。為準確模擬節(jié)理裂隙/斷層巖體所處的真實原位環(huán)境,具備各種剪切滲流功能的巖石試驗系統(tǒng)不斷發(fā)展,主要形式有三軸剪切滲流裝置[7]、直剪滲流裝置[8]、雙直剪滲流裝置[9]和旋轉剪切滲流裝置[10]4類,基本原理為對裂隙/斷層巖體設置相應的邊界條件后,裂隙以主動剪切或被動剪切的方式產(chǎn)生滑移變形,流體以各種方案被注入到預制的裂隙面內(nèi),進行剪切滲流測試。研究結果表明,水力剪切的滲透性與應力的關系強烈依賴于局部的原位條件[11],裂隙巖體毫米級的錯動就能使?jié)B透率大幅提升[12]。水力剪切時滲透性的增長具有不可逆性[13],其原因是裂隙巖體在剪切過程中利用裂隙面的粗糙特性實現(xiàn)了自我支撐,裂隙開度增大后得以維持,從而實現(xiàn)了滲透性的永久性增長。LEE等[14]發(fā)現(xiàn)這種滲透性的增長不是無限制的,隨著剪切位移的增加,滲透率增長至一定程度后不再明顯變化。此外,國內(nèi)學者利用自主研制的剪切滲流試驗機[15-16]圍繞裂隙巖體的剪切滲流特征也開展了較多的工作。蔣宇靜[17-18]、薛孌鸞[19]、徐禮華[20]、雷進生[21]等進行了巖石裂隙在剪切滲流耦合條件下的試驗與分析,劉才華等[22-23]探討了充填砂對裂隙滲流特性的影響,杜守繼[24]、李博[25]、熊祥斌[26]等對巖石單節(jié)理剪切過程中的滲流特性進行了數(shù)值分析,趙延林等[27]建立了隨機裂隙形貌巖石在剪切滲流過程中的剪脹-滲流模型。陳衛(wèi)忠等[28]認為巖石剪切蠕變過程中滲透率降低原因在于法向應力的持續(xù)壓縮,使裂隙面起伏齒之間貼合的越來越緊密,而夏才初等[15]認為剪切蠕變期間,裂隙面磨損產(chǎn)物阻塞滲流通道導致滲透率減小。

水力剪切在工程中一般以中高壓注水實現(xiàn)[29],注水伴隨的誘發(fā)地震[30-32]也早已成為公認的事實。2016年美國俄克拉荷馬州發(fā)生的Mw5.8級Pawnee地震和Mw5.1級Fairview地震都是由于將廢水注入深部地層引起的[33],2017年韓國浦項Mw5.5級地震也被認為與附近增強型地熱工程(EGS)的流體注入有關[34]。出于工程本身穩(wěn)定性和安全性的考慮,同時盡可能減小對環(huán)境的影響,注入誘發(fā)地震也越來越成為人們關注的話題。在地震研究中,一般認為,地層中的裂隙巖體在地應力作用下一般發(fā)生速度較慢的緩慢滑移或者速度突然增加的不穩(wěn)定滑移。如在斷層地震研究中,前者稱為蠕滑[35],即斷層發(fā)生速率緩慢的無震滑動,后者為黏滑[36],即滑移面上剪應力不斷出現(xiàn)急劇增大和減小的過程,是斷層不穩(wěn)定滑動的表現(xiàn)。黏滑又可分為規(guī)則黏滑和混沌黏滑[37],其中規(guī)則黏滑的應力降大小和周期長短相差不大,而混沌黏滑則表現(xiàn)為剪應力小幅度的無規(guī)律振蕩,類似于規(guī)則黏滑向蠕滑的過渡階段。

注入誘發(fā)地震的本質是節(jié)理裂隙或斷層在水壓和地應力擾動下發(fā)生的失穩(wěn)滑移,與斷層特性、應力狀態(tài)、溫度、流體物理、流體化學和注入方案等有關[38]。天然地震發(fā)生機理的研究對注入誘發(fā)地震的研究具有重要的借鑒和指導。天然地震發(fā)生機理的研究以巖石干摩擦實驗為基礎[39-42],研究斷層巖石的失穩(wěn)滑移及其與地震運動之間的關系[44-45],尤其是強震孕育的機理[46-47]。研究發(fā)現(xiàn)實驗室慢速滑移行為模式與一般地震有很高的相似性[48],黏滑是斷層不穩(wěn)定滑移進而引發(fā)地震的主要原因,黏滑伴隨滑移速率的間斷性和周期性突增,與地震行為有很高的相似性。普通地震的斷層滑移速率為1～10 m/s,持續(xù)的時間為數(shù)秒至數(shù)十秒,但是慢速滑移的發(fā)震時間要持續(xù)幾天至幾年[49],對工程而言具有極強的不確定性,解釋巖石黏滑摩擦行為的眾多數(shù)學模型從早期的摩擦理論,逐漸演變成DIETERICH[50]和RUINA[51]基于實驗結果提出的速率狀態(tài)摩擦定律(RSF),許多學者在此基礎上也做了很多改進和完善[52-56]。但是以上研究均在干摩擦試驗條件下展開,斷層滑移時沒有流體參與。因此,在研究注入誘發(fā)地震時,仍然采用水力剪切-滲流試驗。YE[57]和JI[58]等向人工鋸切裂隙和天然裂隙巖體恒速率加壓注入流體誘導巖體失穩(wěn)滑移,分析了流體壓力非均質性和外部溫度等因素對花崗巖裂隙激活滑動的影響。SCRUDERI等[59]在實驗室開展了雙直剪蠕變試驗,研究了斷層流體壓力刺激斷層滑移時的摩擦穩(wěn)定性,并與觸發(fā)地震進行了比較,NEMOTO等[60]使用預制裂隙花崗巖體進行了一系列注入誘導滑動實驗,研究了裂隙在水力增產(chǎn)中的動態(tài)力學響應,PASSELEGUE等[61]試圖通過控制應力狀態(tài)和注入速率重新激活斷層巖體滑移,CEBRY等[62]研究了快速流體注入低滲斷層巖體引發(fā)的地震群特征,DOU等[63]分析了水潤滑在臨界狀態(tài)斷層滑移中起的作用,WANG等[64]在實驗室探討了流體誘發(fā)斷層滑動的影響因素,并估算了地震力矩的大小。朱思雨等[65]在工程背景下分析了雄安容城地區(qū)深部熱儲層回灌注水誘發(fā)斷層失穩(wěn)滑移的危險性,發(fā)現(xiàn)斷層局部分段的失穩(wěn)滑移概率隨注水時間和注水速率的增長呈指數(shù)函數(shù)形式增大,隨著持續(xù)抽采,某些分段的應力水平逐漸接近臨界失穩(wěn)狀態(tài)。

綜上可知,水力剪切增透和注入誘發(fā)地震的研究均是基于剪切-滲流試驗?，F(xiàn)有的剪切-滲透試驗的主要做法有2類:第1類是對含人工預制裂隙的花崗巖/頁巖試樣施加一定的圍壓(也是法向載荷)和限制位移條件,然后封閉裂隙出水口,在裂隙的進水口處不斷增加進水壓力,通過剪切滑移變形和注水量來說明水力剪切對增透的作用;第2類是圍壓施加方式同第1類,不同之處包括恒定剪應力條件,以及裂隙的出水口不封閉,從進水口施加一定水壓后,在出水口處測量瞬時流量,進一步計算出滲透率,直接獲得剪切變形和滲透率。2類試驗的邊界條件與工程實際相對應,但由于2類試驗所使用的剪切壓力釜結構問題,無法實現(xiàn)高圍壓大位移條件下的試驗研究,其圍壓和滑移量一般較低,如低于20 MPa,滑移位移量僅2～3 mm。在研究誘發(fā)地震發(fā)震規(guī)律方面,主要是在第2類試驗中施加不同的剪切位移速率。

筆者利用自主創(chuàng)新研制的高圍壓大位移動態(tài)剪切-滲流試驗裝置,根據(jù)滑動的誘因,分別研究了裂隙由蠕變、剪應力增加、水壓力增加和位移速率增加4種誘因引起的滑動過程中的滲流特征,并利用現(xiàn)有的速率-狀態(tài)方程分析誘發(fā)地震過程中裂隙/斷層的摩擦特性。

1 試驗方案

1.1 試樣準備

試樣為河南駐馬店花崗巖,試樣制備過程如圖1所示,首先在方形大塊花崗巖上鉆取直徑50 mm圓柱體,截取長度約125 mm并打磨端面,用砂線切割機過圓柱體軸心橫向鋸切,得到φ50 mm×125 mm的單裂隙巖樣。

圖1 單裂隙花崗巖試樣制備流程Fig.1 Preparation process of single fractured granite samples

為消除人工預制裂隙面粗糙度對剪切滲流行為影響,所有裂隙面在試驗前均在120目(0.125 mm)的砂紙上打磨。該試樣為中細粒二長花崗巖,礦物組分主要為石英(22%)、黑云母(2%)、斜長石(35%)和鉀長石(40%)、其他礦物(1%)。

1.2 試驗系統(tǒng)及試驗方法

試驗系統(tǒng)為太原理工大學原位改性采礦教育部重點實驗室自主研發(fā)的高圍壓大位移實時剪切滲流裝置[66],可以模擬不同深度裂隙巖體在不同場景下的滑移行為及滲流演化規(guī)律,還可以再現(xiàn)應力或水力擾動下裂隙巖體的失穩(wěn)響應特征。核心部件如圖2所示,剪切滲流裝置整體采用三段式結構:上段為非剪切接觸部分,用于施加剪切力;中段為剪切接觸部分,耐高溫橡膠套密封試樣,用于對試樣施加法向應力;下段也為非剪切接觸部分,是試樣中非剪切滑移部分的承載底座。上段與中段、中段與下段之間通過螺紋連接方式緊固。如圖2中法向應力所示,當施加圍壓時,橡膠套與試樣緊密貼合,因此,孔隙流體只能沿剪切試樣的剪切面流動,而不從試樣側面流動。同時,橡膠套僅密封剪切接觸部分,在兩端非剪切接觸部分的空白處無橡膠套,因此,在整個剪切滑移過程中,橡膠套始終包裹試樣,保證了橡膠套不破壞,圍壓加載過程中不漏水。

圖2 大位移實時剪切滲流裝置試驗系統(tǒng)Fig.2 Experimental system of real-time large-displacement shearing-flow

該試驗系統(tǒng)可向試樣穩(wěn)定提供最高70 MPa的圍壓(法向應力),注入的流體壓力可穩(wěn)定維持50 MPa不泄漏,在70 MPa圍壓下可連續(xù)滑移30 mm。驅動試樣滑移變形的剪切應力由IMT-HTP-100F多功能伺服控制巖石力學試驗機[67]提供,可實現(xiàn)恒位移速率(10-2～104μm/s)和恒載荷速率(10-2～10 MPa/s)加載。

在進行裂隙巖體實時剪切滲流試驗時,先施加法向應力至預設值,并向裂隙面通入恒定的注水壓力,等待出口流體穩(wěn)定連續(xù)無氣泡后,施加剪切應力使試樣按照設定速率滑移,記錄剪切應力、變形、流量等參數(shù);在進行裂隙水力擾動作用下的失穩(wěn)試驗時,使試樣在恒定法向應力下先達到臨界滑移狀態(tài),然后降低剪切應力至略低于臨界剪切應力,再向裂隙面注入流體,使注入壓力逐步升高,記錄裂隙巖體滑移失穩(wěn)時的剪切應力、變形和流量等參數(shù)。試驗控制條件設定具體見表1。

2 試驗結果與分析

2.1 不同靜水壓力下裂隙巖體滲流特征

圖3為不同靜水壓力下,花崗巖干熱巖體人工預制裂隙內(nèi)的注入流量與注水壓力之間的關系。由圖3可以看出,在靜水壓力15～35 MPa內(nèi),注水壓力隨注入流量的增加呈線性增長(σa為軸壓)。當靜水壓力低于25 MPa時,注水流量-壓力直線的斜率為0.02 MPa/(mL·min-1);當靜水壓力高于30 MPa時,注水流量-壓力直線的斜率增加至0.06 MPa/(mL·min-1),在35 MPa時仍略有增長,約為0.07 MPa/(mL·min-1)。

表1 試驗條件控制參數(shù)

圖3 不同靜水壓力下巖體裂隙注水流量與壓力關系Fig.3 Relationship between injected water flow rate and water pressure of fractured rock under different hydrostatic stresses

按照式(1)和式(2)裂隙滲流的立方定律,可以獲得不同靜水壓力下的花崗巖干熱巖體的裂隙滲透率。

(1)

(2)

式中,eh為等效水力開度,m;μ為水的動力黏度,Pa·s;L為裂隙長度,m;q為通過裂隙的水流量,m3/s;D為裂隙寬度,m;Δp為裂隙進出兩端口的孔隙流體壓差,Pa;k為裂隙滲透率,m2。

如圖4所示,15 MPa靜水壓力下花崗巖裂隙的水力開度約為33.52 μm,滲透率約為8.07×10-12m2,隨著靜水壓力增加,水力開度降低,滲透率也持續(xù)降低,當靜水壓力增加至30 MPa時,水力開度減小至約18.89 μm,滲透率減小至約2.59×10-12m2,35 MPa靜水壓力下的水力開度和滲透率幾乎與30 MPa時相同。通過擬合,發(fā)現(xiàn)裂隙開度和滲透率隨靜水壓力增加而不斷降低,2者與靜水壓力呈負指數(shù)函數(shù)關系,如式(3)、(4)所示。

圖4 巖體裂隙等效水力開度與滲透率隨法向應力變化Fig.4 Variation of fracture equivalent hydraulic opening and permeability with normal stress

(3)

k=(2.22+43.15e-σc/7.25)×10-12

(4)

這種負指數(shù)函數(shù)關系可以解釋為:隨著靜水壓力增加,相互接觸的2個裂隙面上的微小凹凸體相互接觸更加緊密,甚至破壞,導致裂隙面的接觸面積不斷增加,水力開度不斷降低,滲透率也不斷降低,當所有凹凸體達到壓縮極限甚至均發(fā)生破壞時,水力開度的減少量將越來越小,滲透率也表現(xiàn)為越來越小。

2.2 裂隙花崗巖巖體的剪切蠕變-滲流特征

圖5～7分別為花崗巖裂隙在恒定圍壓(σc=30 MPa)、恒定注水壓力(σp=5 MPa)、恒定剪切應力(τ=10、48、56 MPa)條件下的滑動與滲流特征。如圖5所示,在10 MPa剪切應力下,裂隙面持續(xù)以5 MPa壓力注水約10.5 h,裂隙滲透率的初始值為6.93×10-13m2,隨時間增加而不斷下降,1 322 s后突然從5.70×10-13m2增長至9.77×10-13m2,此后,隨時間增加整體持續(xù)降低。此外,圖5中剪切位移呈階梯狀變化,整體變化從1.834 mm增加至1.840 mm,凈增加0.006 mm,增加量非常微小。這種階梯變化的原因在于剪切應力較低時,摩擦滑動需要較長時間的能量積累,一旦能量積累達到足以破壞裂隙面上凹凸體的臨界能量后才能滑動,接著,能量釋放,開始新的能量積累,剪切位移不變,直到再次達到下一個臨界能量,才出現(xiàn)新的滑移。

圖5 恒定剪應力10 MPa下花崗巖裂隙剪切蠕變-滲流曲線 (σc=30 MPa,σp=5 MPa,τ=10 MPa)Fig.5 Permeability change induced by a single fracture sheared- creep in granite(σc=30 MPa,σp=5 MPa,τ=10 MPa)

圖6 恒定剪應力48 MPa下花崗巖裂隙剪切蠕變-滲流曲線 (σc=30 MPa,σp=5MPa,τ=48 MPa)Fig.6 Permeability change induced by a single fracture sheared- creep in granite (σc=30 MPa,σp=5 MPa,τ=48 MPa)

圖7 恒定剪應力56 MPa下花崗巖裂隙剪切蠕變-滲流曲線 (σc=30 MPa,σp=5 MPa,τ=56 MPa)Fig.7 Permeability change induced by a single fracture sheared- creep in granite(σc=30 MPa,σp=5 MPa,τ=56 MPa)

如圖6(a)所示,在恒定圍壓、恒定水壓和恒定48 MPa剪切應力下,花崗巖裂隙處于穩(wěn)定狀態(tài),幾乎沒有滑移變形,滲透率盡管表現(xiàn)為低幅度的波動,但整體處于降低趨勢,如第8 000 s時的滲透率為8×10-14m2,第15 820 s時滲透率降至2.6×10-14m2。但第15 820 s后,滲透率突然大幅增加,第16 164 s時,滲透率達到5.6×10-13m2,增加了20多倍。而在15 820～16 164 s內(nèi),剪切應力和剪切位移幾乎未發(fā)生顯著變化,從第16 164 s開始,滑移變形開始增加,從第16 164 s的7.634 mm先緩慢增加至第16 338 s的7.645 mm,再迅速增加至第16 352 s的7.925 mm,總的滑移量達到0.291 mm。與滑移變形同步變化的還有剪切應力和注水壓力,如圖6(b)所示,剪切應力由48 MPa降低至43 MPa,注水壓力由5 MPa增加至5.9 MPa。之后隨著剪切變形的再次穩(wěn)定后,滲透率降低至之前水平,仍呈波動狀態(tài),注水壓力恢復至5 MPa,裂隙再次處于穩(wěn)定狀態(tài)。

當剪切應力為56 MPa(圖7)時,在恒定圍壓30 MPa和恒定注水壓力5 MPa下,在注水測量滲透率初期,滲透率約為4.2×10-12m2,較圖5、6所示的2個試樣都高,隨著時間增加,裂隙滲透率持續(xù)降低,其演變趨勢同圖5和圖6。當試驗進行至第45 000 s時,裂隙滲透率降至3.5×10-12m2,此后,降幅極小;至48 366 s時,滲透率開始增加,但增幅不大,如第49 086 s時為3.64×10-12m2,此后,再次整體上表現(xiàn)為緩慢降低,至第57 555 s時,滲透率降至3.42×10-12m2,從該時刻起,滲透率出現(xiàn)了第1次較為顯著的增加,如圖7所示,第58 123 s,滲透率增加至4.15×10-12m2。與滲透率變化相比,裂隙的滑移變形也出現(xiàn)了較為顯著的增加,從6.725 mm增加至6.744 mm,增量為0.019 mm,而注水壓力和剪切應力均未發(fā)生顯著變化。隨著試驗時間增加,在進行至第72 265 s時,滲透率再次提高,尤其是從第81 140～81 622 s,482 s內(nèi),滲透率由4.0×10-12m2增加至5.52×10-12m2,同時,滑移變形也同步發(fā)生較為顯著的增加。

裂隙面上凹凸體的微變形是影響滲透率變化主要因素。從以上結果可以看出,在剪切蠕變過程中,滲透率的增加總是伴隨著剪切滑移而出現(xiàn),圖5和圖6中滲透率的顯著增加均是在明顯滑移之前發(fā)生,而圖7中滲透率的顯著增加是在滑移之后發(fā)生的,2者存在差異性。這種差異性是否與凹凸體空間結構或者裂隙面粗糙度有關,還需進一步深入研究,因為從目前試驗結果看,圖7試驗中的滲透率較圖5和圖6高,說明在相同圍壓和注水壓力下,圖7試驗中的裂隙面較圖5和圖6復雜?？梢源_定:裂隙處于穩(wěn)態(tài)剪切蠕變過程中,滲透率持續(xù)降低,這主要是裂隙表面凹凸體不斷被壓縮,嚙合度增加,減小了裂隙的張開度。當加速剪切蠕變發(fā)生時,凹凸體重新嚙合,裂隙張開度再次增加,表現(xiàn)為滲透率增加。因此,從地質災害角度看,即使長時間注入低壓流體,也有可能誘發(fā)地震。

2.3 不同注水壓力下花崗巖裂隙的水力剪切-滲流特征

圖8為利用自主創(chuàng)新研制的高圍壓大位移剪切滲流壓力釜進行的在圍壓35 MPa、剪切應力120 MPa下的注水過程中花崗巖裂隙剪切-滲流曲線。在注水試驗前的25 000 s,保持恒定圍壓和剪切應力,裂隙發(fā)生顯著的蠕滑變形。在第25 000 s后,開始進行5 MPa恒壓力注水試驗,在注水早期,滲透率較低,裂隙未發(fā)生較明顯的滑移變形。至第28 135 s,滲透率開始變大,為3.2×10-12m2,此后直至32 518 s,滲透率處于小幅度波動狀態(tài),滲透率大小基本為(2.0～5.1)×10-12m2,滑移變形極小,且滑動狀態(tài)為蠕滑,剪切應力不變。在第32 518 s后,注水方式改為分段增壓方式,當注水壓力降低至0 MPa后,再次增加至2.3 MPa的過程中,滲透率在第34 320 s時增加至6.3×10-12m2,第34 325 s進一步增加至1.35×10-11m2,至第34 340 s,再次降低。當注水壓力穩(wěn)定在2.3 MPa時,滲透率顯著增加,如第35 066 s時為6.9×10-12m2,第35 162 s時為2.1×10-11m2。同時,在第35 156 s時,滑移位移由10.191 mm快速增加至第35 165 s時的11.089 mm,至第35 376 s,滑移位移增加至12.04 mm。同時,該過程也伴隨著剪切應力的顯著降低。因此,注水壓力為2.3 MPa的早期,在220 s內(nèi),滑移位移增量為1.845 mm,剪切應力降幅最大為12.5 MPa,滲透率在滑移開始階段顯著增加,并達到最高值。當裂隙再次穩(wěn)定后,滲透率表現(xiàn)為逐漸降低。

圖8 水力剪切-滲流曲線(σc=35 MPa,τ=120 MPa)Fig.8 Change of hydro-shearing and its induced permeability (σc=35 MPa,τ=120 MPa)

當注水壓力升高至2.9 MPa后,花崗巖裂隙處于蠕滑狀態(tài),在570 s內(nèi),產(chǎn)生了約0.009 mm的滑移變形,這期間的滲透率處于緩慢降低過程。

當注水壓力進一步增加至4.5 MPa(注水泵壓力設定值為5 MPa)的過程中,產(chǎn)生了較為顯著的滑移變形,滲透率顯著增加,剪切應力相應地降低。如圖8所示,注水壓力從第36 515 s的2.9 MPa開始增加,下一秒即產(chǎn)生了較為顯著的滑移變形,滑移位移由12.355 mm增加至12.868 mm,同時,滲透率增加至2.17×10-11m2,剪切應力由120 MPa降至95.6 MPa,而此時的注水壓力不升反而降低至2.7 MPa,這些變化均由于裂隙的滑移所觸發(fā)。從36 515～36 523 s,短短8 s時間,滑移位移由12.355 mm增加至18.210 mm,增加了5.855 mm,而滲透率一直處于較高數(shù)值,即(2.17～3.29)×10-11m2,剪切應力也從120 MPa降至36.4 MPa,降幅達83.6 MPa,注水壓力降至2.25 MPa后升至4.5 MPa。從36 523～36 536 s,剪切變形速率降低,剪切位移增加至20 mm,13 s內(nèi)增加了1.79 mm,滲透率開始緩慢降低,至36 536 s時,降至4.18×10-12m2,剪切應力恢復至120 MPa,注水壓力隨著滲透率的降低由4.5 MPa升高至9.31 MPa,然后降低至設定值4.5 MPa。

由此可以看出,當注水誘發(fā)節(jié)理裂隙/斷層的瞬間大位移滑移(即大位移的黏滑)時,可以顯著提高滲透率,一旦滑移轉變?yōu)槿浠?滲透率再次降低。

2.4 恒定剪切應力速率加載條件下花崗巖裂隙的動態(tài)剪切-滲流特征

圖9為恒定剪切應力速率、恒定圍壓(σc=30 MPa)、恒定注水壓力(σp=5 MPa)條件下,花崗巖裂隙動態(tài)剪切與滲流曲線。其中4-LS-1試樣的剪切應力速率為0.24 MPa/s,4-LS-2試樣的剪切應力速率為0.38 MPa/s。

從圖9(a)可以看出,蠕滑過程中裂隙滲透率極低,在第4 574 s時開始以0.24 MPa/s剪應力速率加載,剪切變形和滲透率也同步從該時刻開始顯著增加,剪切應力至4 630 s增加至45 MPa,同步滑移變形由4 574 s時的2.171 mm增加至4 630 s時的5.26 mm,56 s內(nèi)增加3.089 mm,滑移速率約為55 μm/s。滲透率由4 574 s時的3.32×10-13m2增加至3.95×10-12m2后持續(xù)降低,增加階段的增幅為1個數(shù)量級。由于受試驗機加載控制精度限制,在加載后期,盡管剪切應力增加,但剪切應力加載速率降低,剪切變形速率也相應降低,由于裂隙滑移趨于穩(wěn)定,滲透率表現(xiàn)為迅速降低。如圖9(b)所示,當剪切應力速率為0.38 MPa時,4-LS-2試樣在剪切應力增加過程中,剪切變形也相應快速增加,從開始滑移至第10 s內(nèi)剪切應力增加至44 MPa,位移增加了0.069 mm,位移速率為6.9 μm/s,滲透率由5.22×10-12m2增加至1.32×10-10m2,增加了25.3倍,盡管剪切位移量較小,但滲透率增加量比剪切應力速率0.24 MPa/s時要高。其可能原因是加載應力速率高,裂隙面受到的沖擊力大,裂隙面凹凸面破壞較嚴重,短時間內(nèi)滲透率增加較快。另外,4-LS-2試樣在滑移前滲透率較高,說明裂隙面更粗糙,上下裂隙面嚙合差,在較高的剪切應力速率下,表面的破壞較嚴重,因此,在滲透率瞬間升高后,又快速降低。

2.5 恒定剪切位移速率加載條件下花崗巖裂隙的動態(tài)剪切-滲流特征

裂隙的摩擦滑動是研究斷層型地震發(fā)生的基礎,摩擦滑動本構理論的建立是基于剪切滑移位移速率,因此,恒定剪切位移速率加載條件下的剪切試驗是研究裂隙摩擦滑動特征的基礎性工作,也是研究斷層型地震發(fā)生特征的重要基礎。而注水誘發(fā)地震過程中,始終是有水參與,本部分內(nèi)容先介紹利用自主研發(fā)的高圍壓大位移動態(tài)剪切-滲流試驗系統(tǒng)所進行的恒定位移速率加載條件下花崗巖裂隙的高圍壓大位移剪切-滲流的試驗結果,再進一步利用現(xiàn)有摩擦滑動本構理論討論在注水條件下的裂隙摩擦特性。

2.5.1 花崗巖裂隙的高圍壓大位移動態(tài)剪切與滲流特征

圖10為30 MPa法向應力、5 MPa注水應力下,花崗巖裂隙在恒定剪切位移速率加載過程中的剪切變形與流量關系,2個試樣的剪切滑移速率均為0.008 mm/s。由圖10(a)可知,5-DS-1試樣在滑移初期,其剪切應力和裂隙出口段流量基本呈線性增長,剪切應力增長至91.81 MPa時,出現(xiàn)了首次應力降,降幅為0.19 MPa;從493～619 s為規(guī)則黏滑,應力降從最初的0.19 MPa逐步升高至5.4 MPa,剪切應力在周期性的升高與降低中逐漸增長至104.58 MPa,同時,裂隙出口流量達到峰值后很快降低;619～809 s為混沌黏滑變形段,剪切應力繼續(xù)增長,但是應力降從1.86 MPa逐步減小為0.04 MPa,在整個黏滑變形階段出口流量有2次明顯的回升;在變形滑移至864 s時,剪切應力從115.30 MPa先快速升高至122.21 MPa,后迅速降低至113.03 MPa,出口流量出現(xiàn)了試驗中最大的一次突增,增幅近5倍;此后剪切應力先緩慢降低,后緩慢升高,摩擦強度先弱化后增強,出口流量從曲線最高點開始下降。整個滑移過程的滑移位移量達到11.5 mm。

圖10 恒定剪切位移速率加載條件下花崗巖裂隙剪切變形 與流量曲線(σc=30 MPa,σp=5 MPa)Fig.10 Flow change of granite fracture induced by shearing at constant shearing-displacement rate (σc=30 MPa,σp=5 MPa)

上述規(guī)律同樣出現(xiàn)在5-DS-2試樣中,如圖10(b)所示。滑移初期剪切應力和出口流量近似線性增長,至420 s時剪切應力增長至97.67 MPa,出口流量增長至0.59 mL/s;420～554 s進入規(guī)則黏滑變形段,應力降約3.8 MPa,出口流量開始從峰值降低,規(guī)則黏滑結束時,剪切應力約99.69 MPa;554～709 s為混沌黏滑變形段,剪切應力增長為106.39 MPa,應力降最終減小至0.08 MPa,出口流量在黏滑變形階段整體下降時同樣出現(xiàn)了幾次回升,黏滑結束時降低至0.084 mL/s,此后裂隙一直處于蠕滑狀態(tài)。但與5-DS-1試樣不同,5-DS-2試樣在進入蠕滑后,剪切應力出現(xiàn)了數(shù)次小幅振蕩,應力降約1.07 MPa,出口流量從0.082 mL/s增長至0.242 mL/s并與剪切應力同頻波動,隨著剪切應力逐漸穩(wěn)定,出口流量再次減小至原有水平以下。在第1 449 s和1 580 s,剪切應力出現(xiàn)了試驗中幅度最大的2次應力降,第1次降幅為44.51 MPa,第2次降幅為33.11 MPa,導致滑移變形產(chǎn)生較大增幅,增幅分別為1.059 mm和0.667 mm,出口流量對應增加了12.47倍和1.07倍。此后,隨著剪切應力的恢復,滑移變形逐漸趨于穩(wěn)定,出口流量從0.422 mL/s開始降低。整個滑移過程的滑移位移量達到13.17 mm。

圖11為5-DS-1和5-DS-2試樣在恒位移速率剪切滑移過程中的摩擦因數(shù)、滑移速率、滲透率變化曲線。由圖11(a)可知,5-DS-1試樣初期滑移速率約0.001 mm/s,裂隙滲透率線性增長至4.37×10-14m2,摩擦因數(shù)不斷增加至0.607。規(guī)則黏滑階段的變形由0.885 mm增加至1.811 mm,摩擦因數(shù)周期性增大與減小,變化范圍為0.607～0.645,滑移速率在0.001～0.089 mm/s波動,裂隙滲透率增加至最大值5.44×10-14m2后快速降低至2.90×10-14m2?；煦琊せA段的變形由1.811 mm增加3.042 mm,摩擦因數(shù)增加至0.70,滑移速率的波動范圍開始為0.005～0.066 mm/s,后逐漸趨向0.008 mm/s,此階段滲透率在1×10-14m2上下波動。之后,摩擦因數(shù)快速升高至0.732,又快速降低至0.684,相應的滑移速率先降至0,又急劇升高至0.044 mm/s,這種先停滯后突然滑移的行為,是典型的能量先積累后釋放的特征,滑移速率相比突變前提升了近7倍,滲透率則從1.03×10-14m2突變至2.72×10-14m2,滑移速率和滲透率的峰值點在時間上對應于摩擦因數(shù)下降最快的時刻,此后摩擦因數(shù)緩慢減小又逐漸升高,在滑移變形至5.736 mm時又出現(xiàn)了一次明顯的突降,滑移速率從0.008 mm瞬間升高至0.114 mm/s,突變了14.25倍,但是滲透率卻沒有明顯變化,依然保持約7.16×10-15m2,摩擦因數(shù)突降之前沒有觀察到上升趨勢,說明斷層在失穩(wěn)前沒有進行能量的重新累積;在7.816～8.841 mm滑移段,摩擦因數(shù)從0.617減小至0.613,下降幅度很小,但是滑移速率從0.008 mm/s快速升高至0.018 mm/s,摩擦行為表現(xiàn)出明顯的速度弱化特征,這種“高速”變形持續(xù)了約1 mm后,滑移速率迅速恢復至0.008 mm/s,又轉為速度強化,并且持續(xù)到變形結束,此階段滲透率略有抬升,但是增幅不大,這種類型的斷層失穩(wěn)相比前2種,持續(xù)的時間長,變形跨度大。

圖11 摩擦因數(shù)與滲透率隨滑移變形的變化Fig.11 Change of friction coefficient and permeability with slip displacement

5-DS-2試樣的摩擦因數(shù)、滑移速率、滲透率的變化規(guī)律(圖11(b))同5-DS-1試樣。規(guī)則黏滑的變形段為0.534～1.558 mm,滑移速率在0.002～0.108 mm/s頻繁變化,混沌黏滑變形段為1.558～2.662 mm,滑移速率逐漸收斂至0.008 mm/s;進入蠕滑后的3.357～5.523 mm變形段,裂隙滲透率和滑移速率隨摩擦因數(shù)的小幅波動范圍明顯增大。在9.302、10.110和10.575 mm處發(fā)生的3次失穩(wěn),滑移速率為0.845、0.454和0.075 mm/s,分別超出了試驗系統(tǒng)預設滑移速率(0.008 mm/s)的104.6、55.75以及8.38倍,3次失穩(wěn)同時還引起了裂隙滲透率的明顯增長,分別增加了1.40、1.49及0.39倍。

斷層/裂隙剪切錯動時不同的滑移形式對其滲透率會產(chǎn)生不同的影響,根據(jù)以上結果,滑移過程中持續(xù)的黏滑變形會整體降低斷層/裂隙的滲透率,同樣,蠕滑過程中滲透率也不斷降低,但蠕滑過程中出現(xiàn)的局部黏滑能夠使?jié)B透率產(chǎn)生數(shù)倍的增加,且應力降的幅度越大,滲透率的增幅就越高?；扑俾实亩虝翰▌优c滲透率一樣都是裂隙水力剪切的結果,在本質上由共同的控制條件決定,如斷層/裂隙巖體的應力狀態(tài)、裂隙面的幾何特征及粗糙度等,滑移速率的增長有可能增加斷層巖體的滲透率,同樣裂隙滲透率的增加也有可能加速斷層滑移。

2.5.2 滑移過程中的摩擦參數(shù)分析

在實際地層中,斷層活化的基本形式多以黏滑和蠕滑行為的疊加為主[68],純粹的蠕滑是十分罕見的,由于地球的不可入性以及強震發(fā)生的小概率性,在實驗室研究斷層的破裂過程和活動特性也具有重要意義[69]。圖11描述的斷層在水力耦合作用下的摩擦行為,不同于滑移-停滯-滑移的巖石摩擦試驗,本試驗中,滑移一旦啟動,再無其他人為操作,所有現(xiàn)象都是其自身演化的結果,由于5-DS-1和5-DS-2試樣均出現(xiàn)了黏滑行為,并最終向蠕滑過渡,其代表了水力耦合作用下,斷層在摩擦滑動時的地震事件從發(fā)生到湮滅的整個過程,在此以圖11(a)中的5-DS-1試樣為例,重點分析該試樣黏滑階段的滑移穩(wěn)定性。

早期經(jīng)典的摩擦理論認識到靜摩擦和動摩擦的區(qū)別,但是無法解釋巖石在慢滑移過程中是如何恢復到下一個靜摩擦,與此同時,間斷性、周期性及不可預測性的黏滑現(xiàn)象與地震發(fā)生的特征十分相似。據(jù)此,BRACE和BYERLEE[70]首先意識到斷層穩(wěn)定性在地震發(fā)生機理研究中的重要性,并將黏滑作為地震發(fā)生的一種物理機制,從斷層摩擦穩(wěn)定性的角度來解釋地震的發(fā)震機理。隨后,DIETERICH、RUINA和RICE等[50-51,71]提出了速率-狀態(tài)摩擦準則(RSF),且與實驗結果一致,這一準則也逐漸成為人們理解斷層滑動、地震成核、破裂等現(xiàn)象的基礎,其通用表達式為

(5)

(6)

式中,v為滑移速率;v0為參考滑移速率;μ0為速率為v0時斷層穩(wěn)定狀態(tài)下的摩擦因數(shù);θ為狀態(tài)參量,由Ruina首次引入摩擦本構模型,主要用于表征滑動歷史產(chǎn)生的影響,相應的dθ/dt則為狀態(tài)演化方程;D為特征滑移距離,表示某一穩(wěn)定滑動速率到下一穩(wěn)定滑動速率所需的滑移距離;a和b為與實驗有關的經(jīng)驗常數(shù)。

將狀態(tài)演化方程為0時的摩擦因數(shù)定義為穩(wěn)定狀態(tài)時的摩擦因數(shù),即dθ/dt為0,則

(7)

得到穩(wěn)定狀態(tài)下的摩擦因數(shù)μss可表達為

(8)

穩(wěn)定狀態(tài)下的速度依賴性可表達為

(9)

RUINA[51]通過研究單自由度滑塊模型的穩(wěn)定性,認為b>a時,斷層摩擦強度隨速度升高而弱化,表現(xiàn)為不穩(wěn)定滑動;b

在本研究中,上述表達式(5)和(6)包含的各項摩擦參數(shù)所象征的含義如圖12所示,其中,μ0為初始摩擦因數(shù);a0為失穩(wěn)前一時刻摩擦因數(shù)增幅;a1為失穩(wěn)前摩擦因數(shù)累積增幅;Δv為滑移速率變化量;D為特征距離;v0為失穩(wěn)前的穩(wěn)定滑移速率。

圖12 摩擦參數(shù)在各滑移序列中的含義表征Fig.12 Meaning of friction parameters in each slip sequence

將圖10(a)中5-DS-1試樣的規(guī)則黏滑和混沌黏滑階段的摩擦因數(shù)和滑移速率單獨繪制出來,如圖13、14所示?？梢钥闯?規(guī)則黏滑從第1次失穩(wěn)開始,共經(jīng)歷了13次失穩(wěn)變形(圖13(a))。前期摩擦因數(shù)呈線性增長,到第1次產(chǎn)生失穩(wěn)滑移時約為0.568,失穩(wěn)時b約為0.001 2,此后經(jīng)過約5次失穩(wěn)滑移,逐漸形成周期性的“爬升-掉落”,b逐漸增長并穩(wěn)定在0.018 8附近,規(guī)則黏滑形成后,每個失穩(wěn)序列平均用時約14 s,每次失穩(wěn)約產(chǎn)生0.083 mm的滑移量,摩擦因數(shù)“掉落”瞬間滑移速率由一開始的0.011 mm/s增加至約0.07 mm/s后達到穩(wěn)定,規(guī)則黏滑共用時173 s,滑移的變形量約1.145 mm(圖13(b))?；煦琊せ?圖14)共經(jīng)歷了14個滑移序列,失穩(wěn)瞬間b值隨著失穩(wěn)次數(shù)的增加逐漸減小最后趨于0,滑移速率在過渡初期最高約0.066 mm/s,過渡后期逐漸趨于系統(tǒng)加載速率0.008 mm/s,混沌黏滑整體用時約220 s,是規(guī)則黏滑時長的1.27倍,產(chǎn)生的滑移量約為1.374 mm,是規(guī)則黏滑的1.2倍。

圖14 混沌黏滑過程中摩擦因數(shù)與滑移速率隨時間和 變形的演化特征Fig.14 Evolution of friction coefficient and slip rate with slip time and displacement during chaotic stick-slip

將規(guī)則黏滑和混沌黏滑中的摩擦因數(shù)μ0在不同參考標準下升高或降低的相對大小(b-a)用圖15表示。圖15(a)表示黏滑失穩(wěn)瞬間b-a隨滑移序列的變化規(guī)律,μ0的參考標準為圖12中a0點對應的摩擦因數(shù),這種情況下研究的是黏滑失穩(wěn)的瞬時穩(wěn)定性。規(guī)則黏滑在開始形成時,b-a0為-0.000 4,還屬于穩(wěn)定滑移的范疇,但是隨著規(guī)則黏滑的自然演化,b-a0隨著滑移序列逐漸增加并趨于平穩(wěn),最大值為0.031,意味著斷層滑移由初期的穩(wěn)定滑移向不穩(wěn)定滑移轉變,其不穩(wěn)定狀態(tài)在達到一定程度后不再增加。對于混沌黏滑,其本質上是黏滑向蠕滑的過渡階段,在前5個滑移序列中,b-a0在0.005～0.014波動,斷層表現(xiàn)為明顯的不穩(wěn)定滑移,從第6個序列開始逐漸收斂并向0逼近,其不穩(wěn)定程度逐漸減小,斷層由不穩(wěn)定的滑移狀態(tài)越來越趨于穩(wěn)定。

圖15 不同參考時刻下斷層滑移穩(wěn)定性Fig.15 Fault slip stability at different reference moments

圖15(b)表示黏滑失穩(wěn)的階段穩(wěn)定性演化趨勢,μ0的參照標準為圖12中a1點對應的摩擦因數(shù),這種情況下研究的是黏滑失穩(wěn)的階段穩(wěn)定性。規(guī)則黏滑的b-a1在大多數(shù)滑移序列中小于0,代表摩擦因數(shù)在失穩(wěn)時瞬間降低的幅度一般不超過失穩(wěn)前的累積增幅,在這樣的參考標準下,大多數(shù)序列中都是穩(wěn)定的,從數(shù)值上看,b-a1最小為-0.017,最大為0.018,平穩(wěn)變化時在-0.005上下波動,其中也有第5和第13滑移序列由穩(wěn)定滑移突變?yōu)椴环€(wěn)定滑移,反映了斷層穩(wěn)定性演化的隨機性。而混沌黏滑由于整體向蠕滑過渡,單序列中摩擦因數(shù)降幅b總小于兩次序列之間的累積增幅a1,因此b-a1總小于0,其中前5個滑移序列b-a1在-0.011～-0.004,其后隨滑移序列的增加趨于0,至混沌黏滑結束,b-a1約為-0.002,斷層始終維持穩(wěn)定滑移狀態(tài)。

規(guī)則黏滑和混沌黏滑在自然演化過程中,應力降、摩擦因數(shù)等相關參數(shù)隨滑移序列(擬合函數(shù)見表2)的變化也自有一定的規(guī)律可循,如圖16所示。

剪切應力降Δτ、b、滑移速率變化量Δv及特征滑移距離D在規(guī)則黏滑中隨著滑移序列的增加,升高的越來越慢,比較符合對數(shù)函數(shù)變化趨勢;而在混沌黏滑初期,各參數(shù)略小于規(guī)則黏滑后期,但是隨著滑移序列的增加,先快速降低,后趨于平緩,較符合朗格繆爾函數(shù)。擬合函數(shù)的自變量為滑移序列,用i表示,而不是時間或變形,結果表明各項摩擦參數(shù)的周期性演化規(guī)律與失穩(wěn)次數(shù)具有相關性。各參數(shù)隨滑移序列的擬合函數(shù)見表2。

表2 摩擦參數(shù)隨滑移序列擬合函數(shù)

圖16 5-DS-1試樣滑移過程中摩擦參數(shù)隨滑移序列演化Fig.16 Evolution of friction parameters of sample 5-DS-1 with slip sequence

3 結 論

(1)在三軸靜水壓力下,花崗巖干熱巖體裂隙內(nèi)的注水壓力與注水流量之間呈線性關系,裂隙的等效張開度與滲透率隨法向應力的增加呈負指數(shù)衰減特征。

(2)剪切蠕變、注水壓力、剪切應力速率和剪切位移速率4種誘因所引起的裂隙/斷層的黏滑均導致裂隙/斷層的滲透性顯著增加,且滑移變形和滑移速率越大,滲透率增幅越大。4種誘因中,剪切蠕變引起的滲透率增幅最小,剪切應力速率引起的滲透率增幅最大。無論何種誘因,裂隙/斷層在蠕滑過程中,滲透率不斷降低。

(3)在剪切-滲流過程中,速率-狀態(tài)摩擦定律仍然可以用于分析裂隙/斷層的穩(wěn)定性特征,在恒剪切位移速率下,花崗巖干熱巖體裂隙隨著黏滑次數(shù)的增多,剪切應力降、b值及滑移速率等摩擦參數(shù)在規(guī)則黏滑中以對數(shù)函數(shù)形式增長,斷層滑移的不穩(wěn)定程度增加;而在混沌黏滑中,上述參數(shù)符合朗格繆爾方程,并趨向于0,斷層滑移的不穩(wěn)定程度降低。