花崗巖干熱巖體裂隙的大位移動(dòng)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(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院,山西 太原 030024;2.太原理工大學(xué) 原位改性采礦教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山西 太原 030024)

干熱巖地?zé)衢_采中,熱儲(chǔ)的滲流特性是影響其高效開發(fā)的關(guān)鍵,為提高熱儲(chǔ)的滲透性,一般借鑒油氣資源開發(fā)的水力壓裂技術(shù)。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?zé)釤o(wú)法商業(yè)化開發(fā)的關(guān)鍵所在。

實(shí)際上,天然的熱儲(chǔ)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(zhì)結(jié)構(gòu)本身就具有較強(qiáng)的滲流特性,即使它們愈合得很好,在注水條件下,也會(huì)發(fā)生錯(cuò)動(dòng)或活化,滲透性再次恢復(fù)。如美國(guó)內(nèi)華達(dá)Desert Peak[1]、加利福尼亞Geyser[2]、法國(guó)Soultz、英國(guó)Cornwall[3]等EGS地?zé)衢_發(fā)工程實(shí)施過(guò)程中,注水引起熱儲(chǔ)層內(nèi)的節(jié)理裂隙/斷層發(fā)生微小的滑移,儲(chǔ)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(yīng)力降低,另一方面裂隙面得到潤(rùn)滑,易于滑動(dòng),節(jié)理裂隙/斷層滑動(dòng)后,裂隙面相互嚙合性變差,裂隙的滲透性增強(qiáng)[4-5]。因此,目前它被認(rèn)為是與水力壓裂(hydro-fracturing)并列的儲(chǔ)層改造技術(shù)。但是,裂隙的滑移將引起兩方面的結(jié)果:一方面,節(jié)理裂隙的小規(guī)模錯(cuò)動(dòng)可以增強(qiáng)儲(chǔ)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(dòng)可誘發(fā)地震,對(duì)環(huán)境有一定影響。目前,這兩面的研究是國(guó)際上的研究熱點(diǎn),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(yīng)力和水壓力共同作用下的滑動(dòng)。

水力剪切增透在地?zé)衢_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(guó)Fenton Hill 地?zé)酔GS示范工程(3 048 m井深)[6]在對(duì)儲(chǔ)層進(jìn)行水力剪切增透時(shí),監(jiān)測(cè)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(lái)增加了1 mm。目前,通過(guò)剪切-滲流試驗(yàn)研究是深刻認(rèn)識(shí)水力剪切增透機(jī)理的重要途徑。為準(zhǔn)確模擬節(jié)理裂隙/斷層巖體所處的真實(shí)原位環(huán)境,具備各種剪切滲流功能的巖石試驗(yàn)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(zhuǎn)剪切滲流裝置[10]4類,基本原理為對(duì)裂隙/斷層巖體設(shè)置相應(yīng)的邊界條件后,裂隙以主動(dòng)剪切或被動(dòng)剪切的方式產(chǎn)生滑移變形,流體以各種方案被注入到預(yù)制的裂隙面內(nèi),進(jìn)行剪切滲流測(cè)試。研究結(jié)果表明,水力剪切的滲透性與應(yīng)力的關(guān)系強(qiáng)烈依賴于局部的原位條件[11],裂隙巖體毫米級(jí)的錯(cuò)動(dòng)就能使?jié)B透率大幅提升[12]。水力剪切時(shí)滲透性的增長(zhǎng)具有不可逆性[13],其原因是裂隙巖體在剪切過(guò)程中利用裂隙面的粗糙特性實(shí)現(xiàn)了自我支撐,裂隙開度增大后得以維持,從而實(shí)現(xiàn)了滲透性的永久性增長(zhǎng)。LEE等[14]發(fā)現(xiàn)這種滲透性的增長(zhǎng)不是無(wú)限制的,隨著剪切位移的增加,滲透率增長(zhǎng)至一定程度后不再明顯變化。此外,國(guó)內(nèi)學(xué)者利用自主研制的剪切滲流試驗(yàn)機(jī)[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(jìn)生[21]等進(jìn)行了巖石裂隙在剪切滲流耦合條件下的試驗(yàn)與分析,劉才華等[22-23]探討了充填砂對(duì)裂隙滲流特性的影響,杜守繼[24]、李博[25]、熊祥斌[26]等對(duì)巖石單節(jié)理剪切過(guò)程中的滲流特性進(jìn)行了數(shù)值分析,趙延林等[27]建立了隨機(jī)裂隙形貌巖石在剪切滲流過(guò)程中的剪脹-滲流模型。陳衛(wèi)忠等[28]認(rèn)為巖石剪切蠕變過(guò)程中滲透率降低原因在于法向應(yīng)力的持續(xù)壓縮,使裂隙面起伏齒之間貼合的越來(lái)越緊密,而夏才初等[15]認(rèn)為剪切蠕變期間,裂隙面磨損產(chǎn)物阻塞滲流通道導(dǎo)致滲透率減小。

水力剪切在工程中一般以中高壓注水實(shí)現(xiàn)[29],注水伴隨的誘發(fā)地震[30-32]也早已成為公認(rèn)的事實(shí)。2016年美國(guó)俄克拉荷馬州發(fā)生的Mw5.8級(jí)Pawnee地震和Mw5.1級(jí)Fairview地震都是由于將廢水注入深部地層引起的[33],2017年韓國(guó)浦項(xiàng)Mw5.5級(jí)地震也被認(rèn)為與附近增強(qiáng)型地?zé)峁こ?EGS)的流體注入有關(guān)[34]。出于工程本身穩(wěn)定性和安全性的考慮,同時(shí)盡可能減小對(duì)環(huán)境的影響,注入誘發(fā)地震也越來(lái)越成為人們關(guān)注的話題。在地震研究中,一般認(rèn)為,地層中的裂隙巖體在地應(yīng)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(wú)震滑動(dòng),后者為黏滑[36],即滑移面上剪應(yīng)力不斷出現(xiàn)急劇增大和減小的過(guò)程,是斷層不穩(wěn)定滑動(dòng)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(yīng)力降大小和周期長(zhǎng)短相差不大,而混沌黏滑則表現(xiàn)為剪應(yīng)力小幅度的無(wú)規(guī)律振蕩,類似于規(guī)則黏滑向蠕滑的過(guò)渡階段。

注入誘發(fā)地震的本質(zhì)是節(jié)理裂隙或斷層在水壓和地應(yīng)力擾動(dòng)下發(fā)生的失穩(wěn)滑移,與斷層特性、應(yīng)力狀態(tài)、溫度、流體物理、流體化學(xué)和注入方案等有關(guān)[38]。天然地震發(fā)生機(jī)理的研究對(duì)注入誘發(fā)地震的研究具有重要的借鑒和指導(dǎo)。天然地震發(fā)生機(jī)理的研究以巖石干摩擦實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)[39-42],研究斷層巖石的失穩(wěn)滑移及其與地震運(yùn)動(dòng)之間的關(guān)系[44-45],尤其是強(qiáng)震孕育的機(jī)理[46-47]。研究發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)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(jìn)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(shí)間為數(shù)秒至數(shù)十秒,但是慢速滑移的發(fā)震時(shí)間要持續(xù)幾天至幾年[49],對(duì)工程而言具有極強(qiáng)的不確定性,解釋巖石黏滑摩擦行為的眾多數(shù)學(xué)模型從早期的摩擦理論,逐漸演變成DIETERICH[50]和RUINA[51]基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出的速率狀態(tài)摩擦定律(RSF),許多學(xué)者在此基礎(chǔ)上也做了很多改進(jìn)和完善[52-56]。但是以上研究均在干摩擦試驗(yàn)條件下展開,斷層滑移時(shí)沒有流體參與。因此,在研究注入誘發(fā)地震時(shí),仍然采用水力剪切-滲流試驗(yàn)。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(dǎo)巖體失穩(wěn)滑移,分析了流體壓力非均質(zhì)性和外部溫度等因素對(duì)花崗巖裂隙激活滑動(dòng)的影響。SCRUDERI等[59]在實(shí)驗(yàn)室開展了雙直剪蠕變?cè)囼?yàn),研究了斷層流體壓力刺激斷層滑移時(shí)的摩擦穩(wěn)定性,并與觸發(fā)地震進(jìn)行了比較,NEMOTO等[60]使用預(yù)制裂隙花崗巖體進(jìn)行了一系列注入誘導(dǎo)滑動(dòng)實(shí)驗(yàn),研究了裂隙在水力增產(chǎn)中的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng),PASSELEGUE等[61]試圖通過(guò)控制應(yīng)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(rùn)滑在臨界狀態(tài)斷層滑移中起的作用,WANG等[64]在實(shí)驗(yàn)室探討了流體誘發(fā)斷層滑動(dòng)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(chǔ)層回灌注水誘發(fā)斷層失穩(wěn)滑移的危險(xiǎn)性,發(fā)現(xiàn)斷層局部分段的失穩(wěn)滑移概率隨注水時(shí)間和注水速率的增長(zhǎng)呈指數(shù)函數(shù)形式增大,隨著持續(xù)抽采,某些分段的應(yīng)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(yàn)。現(xiàn)有的剪切-滲透試驗(yàn)的主要做法有2類:第1類是對(duì)含人工預(yù)制裂隙的花崗巖/頁(yè)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(jìn)水口處不斷增加進(jìn)水壓力,通過(guò)剪切滑移變形和注水量來(lái)說(shuō)明水力剪切對(duì)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(yīng)力條件,以及裂隙的出水口不封閉,從進(jìn)水口施加一定水壓后,在出水口處測(cè)量瞬時(shí)流量,進(jìn)一步計(jì)算出滲透率,直接獲得剪切變形和滲透率。2類試驗(yàn)的邊界條件與工程實(shí)際相對(duì)應(yīng),但由于2類試驗(yàn)所使用的剪切壓力釜結(jié)構(gòu)問(wèn)題,無(wú)法實(shí)現(xiàn)高圍壓大位移條件下的試驗(yàn)研究,其圍壓和滑移量一般較低,如低于20 MPa,滑移位移量?jī)H2～3 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(yàn)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(dòng)態(tài)剪切-滲流試驗(yàn)裝置,根據(jù)滑動(dòng)的誘因,分別研究了裂隙由蠕變、剪應(yīng)力增加、水壓力增加和位移速率增加4種誘因引起的滑動(dòng)過(guò)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(guò)程中裂隙/斷層的摩擦特性。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試樣準(zhǔn)備

試樣為河南駐馬店花崗巖,試樣制備過(guò)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(zhǎng)度約125 mm并打磨端面,用砂線切割機(jī)過(guò)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(yù)制裂隙面粗糙度對(duì)剪切滲流行為影響,所有裂隙面在試驗(yàn)前均在120目(0.125 mm)的砂紙上打磨。該試樣為中細(xì)粒二長(zhǎng)花崗巖,礦物組分主要為石英(22%)、黑云母(2%)、斜長(zhǎng)石(35%)和鉀長(zhǎng)石(40%)、其他礦物(1%)。

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)方法

試驗(yàn)系統(tǒng)為太原理工大學(xué)原位改性采礦教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研發(fā)的高圍壓大位移實(shí)時(shí)剪切滲流裝置[66],可以模擬不同深度裂隙巖體在不同場(chǎng)景下的滑移行為及滲流演化規(guī)律,還可以再現(xiàn)應(yīng)力或水力擾動(dòng)下裂隙巖體的失穩(wěn)響應(yīng)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(jié)構(gòu):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(duì)試樣施加法向應(yīng)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(guò)螺紋連接方式緊固。如圖2中法向應(yīng)力所示,當(dāng)施加圍壓時(shí),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(dòng),而不從試樣側(cè)面流動(dòng)。同時(shí),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(wú)橡膠套,因此,在整個(gè)剪切滑移過(guò)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(guò)程中不漏水。

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

該試驗(yàn)系統(tǒng)可向試樣穩(wěn)定提供最高70 MPa的圍壓(法向應(yīng)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(qū)動(dòng)試樣滑移變形的剪切應(yīng)力由IMT-HTP-100F多功能伺服控制巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)[67]提供,可實(shí)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(jìn)行裂隙巖體實(shí)時(shí)剪切滲流試驗(yàn)時(shí),先施加法向應(yīng)力至預(yù)設(shè)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(wú)氣泡后,施加剪切應(yīng)力使試樣按照設(shè)定速率滑移,記錄剪切應(yīng)力、變形、流量等參數(shù);在進(jìn)行裂隙水力擾動(dòng)作用下的失穩(wěn)試驗(yàn)時(shí),使試樣在恒定法向應(yīng)力下先達(dá)到臨界滑移狀態(tài),然后降低剪切應(yīng)力至略低于臨界剪切應(yīng)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(shí)的剪切應(yīng)力、變形和流量等參數(shù)。試驗(yàn)控制條件設(shè)定具體見表1。

2 試驗(yàn)結(jié)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(yù)制裂隙內(nèi)的注入流量與注水壓力之間的關(guān)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(zhǎng)(σa為軸壓)。當(dāng)靜水壓力低于25 MPa時(shí),注水流量-壓力直線的斜率為0.02 MPa/(mL·min-1);當(dāng)靜水壓力高于30 MPa時(shí),注水流量-壓力直線的斜率增加至0.06 MPa/(mL·min-1),在35 MPa時(shí)仍略有增長(zhǎng),約為0.07 MPa/(mL·min-1)。

表1 試驗(yàn)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(guān)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(dòng)力黏度,Pa·s;L為裂隙長(zhǎng)度,m;q為通過(guò)裂隙的水流量,m3/s;D為裂隙寬度,m;Δp為裂隙進(jìn)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(dāng)靜水壓力增加至30 MPa時(shí),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(shí)相同。通過(guò)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(fù)指數(shù)函數(shù)關(guān)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(yīng)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(fù)指數(shù)函數(shù)關(guān)系可以解釋為:隨著靜水壓力增加,相互接觸的2個(gè)裂隙面上的微小凹凸體相互接觸更加緊密,甚至破壞,導(dǎo)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(dāng)所有凹凸體達(dá)到壓縮極限甚至均發(fā)生破壞時(shí),水力開度的減少量將越來(lái)越小,滲透率也表現(xiàn)為越來(lái)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(yīng)力(τ=10、48、56 MPa)條件下的滑動(dòng)與滲流特征。如圖5所示,在10 MPa剪切應(yīng)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(shí)間增加而不斷下降,1 322 s后突然從5.70×10-13m2增長(zhǎng)至9.77×10-13m2,此后,隨時(shí)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(yīng)力較低時(shí),摩擦滑動(dòng)需要較長(zhǎng)時(shí)間的能量積累,一旦能量積累達(dá)到足以破壞裂隙面上凹凸體的臨界能量后才能滑動(dòng),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(dá)到下一個(gè)臨界能量,才出現(xiàn)新的滑移。

圖5 恒定剪應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(dòng),但整體處于降低趨勢(shì),如第8 000 s時(shí)的滲透率為8×10-14m2,第15 820 s時(shí)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(shí),滲透率達(dá)到5.6×10-13m2,增加了20多倍。而在15 820～16 164 s內(nèi),剪切應(yīng)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(dá)到0.291 mm。與滑移變形同步變化的還有剪切應(yīng)力和注水壓力,如圖6(b)所示,剪切應(yīng)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(dòng)狀態(tài),注水壓力恢復(fù)至5 MPa,裂隙再次處于穩(wěn)定狀態(tài)。

當(dāng)剪切應(yīng)力為56 MPa(圖7)時(shí),在恒定圍壓30 MPa和恒定注水壓力5 MPa下,在注水測(cè)量滲透率初期,滲透率約為4.2×10-12m2,較圖5、6所示的2個(gè)試樣都高,隨著時(shí)間增加,裂隙滲透率持續(xù)降低,其演變趨勢(shì)同圖5和圖6。當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行至第45 000 s時(shí),裂隙滲透率降至3.5×10-12m2,此后,降幅極小;至48 366 s時(shí),滲透率開始增加,但增幅不大,如第49 086 s時(shí)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(shí),滲透率降至3.42×10-12m2,從該時(shí)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(yīng)力均未發(fā)生顯著變化。隨著試驗(yàn)時(shí)間增加,在進(jìn)行至第72 265 s時(shí),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(shí),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(jié)果可以看出,在剪切蠕變過(guò)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(jié)構(gòu)或者裂隙面粗糙度有關(guān),還需進(jìn)一步深入研究,因?yàn)閺哪壳霸囼?yàn)結(jié)果看,圖7試驗(yàn)中的滲透率較圖5和圖6高,說(shuō)明在相同圍壓和注水壓力下,圖7試驗(yàn)中的裂隙面較圖5和圖6復(fù)雜?？梢源_定:裂隙處于穩(wěn)態(tài)剪切蠕變過(guò)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(dāng)加速剪切蠕變發(fā)生時(shí),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(zhì)災(zāi)害角度看,即使長(zhǎng)時(shí)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(jìn)行的在圍壓35 MPa、剪切應(yīng)力120 MPa下的注水過(guò)程中花崗巖裂隙剪切-滲流曲線。在注水試驗(yàn)前的25 000 s,保持恒定圍壓和剪切應(yīng)力,裂隙發(fā)生顯著的蠕滑變形。在第25 000 s后,開始進(jìn)行5 MPa恒壓力注水試驗(yàn),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(dòng)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(dòng)狀態(tài)為蠕滑,剪切應(yīng)力不變。在第32 518 s后,注水方式改為分段增壓方式,當(dāng)注水壓力降低至0 MPa后,再次增加至2.3 MPa的過(guò)程中,滲透率在第34 320 s時(shí)增加至6.3×10-12m2,第34 325 s進(jìn)一步增加至1.35×10-11m2,至第34 340 s,再次降低。當(dāng)注水壓力穩(wěn)定在2.3 MPa時(shí),滲透率顯著增加,如第35 066 s時(shí)為6.9×10-12m2,第35 162 s時(shí)為2.1×10-11m2。同時(shí),在第35 156 s時(shí),滑移位移由10.191 mm快速增加至第35 165 s時(shí)的11.089 mm,至第35 376 s,滑移位移增加至12.04 mm。同時(shí),該過(guò)程也伴隨著剪切應(yīng)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(yīng)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(dá)到最高值。當(dāng)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(dāng)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(guò)程。

當(dāng)注水壓力進(jìn)一步增加至4.5 MPa(注水泵壓力設(shè)定值為5 MPa)的過(guò)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(yīng)力相應(yīng)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(shí),滲透率增加至2.17×10-11m2,剪切應(yīng)力由120 MPa降至95.6 MPa,而此時(shí)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(shí)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(yīng)力也從120 MPa降至36.4 MPa,降幅達(dá)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(shí),降至4.18×10-12m2,剪切應(yīng)力恢復(fù)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(shè)定值4.5 MPa。

由此可以看出,當(dāng)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(shí),可以顯著提高滲透率,一旦滑移轉(zhuǎn)變?yōu)槿浠?滲透率再次降低。

2.4 恒定剪切應(yīng)力速率加載條件下花崗巖裂隙的動(dòng)態(tài)剪切-滲流特征

圖9為恒定剪切應(yīng)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(dòng)態(tài)剪切與滲流曲線。其中4-LS-1試樣的剪切應(yīng)力速率為0.24 MPa/s,4-LS-2試樣的剪切應(yīng)力速率為0.38 MPa/s。

從圖9(a)可以看出,蠕滑過(guò)程中裂隙滲透率極低,在第4 574 s時(shí)開始以0.24 MPa/s剪應(yīng)力速率加載,剪切變形和滲透率也同步從該時(shí)刻開始顯著增加,剪切應(yīng)力至4 630 s增加至45 MPa,同步滑移變形由4 574 s時(shí)的2.171 mm增加至4 630 s時(shí)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(shí)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(gè)數(shù)量級(jí)。由于受試驗(yàn)機(jī)加載控制精度限制,在加載后期,盡管剪切應(yīng)力增加,但剪切應(yīng)力加載速率降低,剪切變形速率也相應(yīng)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(dāng)剪切應(yīng)力速率為0.38 MPa時(shí),4-LS-2試樣在剪切應(yīng)力增加過(guò)程中,剪切變形也相應(yīng)快速增加,從開始滑移至第10 s內(nèi)剪切應(yīng)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(yīng)力速率0.24 MPa/s時(shí)要高。其可能原因是加載應(yīng)力速率高,裂隙面受到的沖擊力大,裂隙面凹凸面破壞較嚴(yán)重,短時(shí)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(shuō)明裂隙面更粗糙,上下裂隙面嚙合差,在較高的剪切應(yīng)力速率下,表面的破壞較嚴(yán)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(dòng)態(tài)剪切-滲流特征

裂隙的摩擦滑動(dòng)是研究斷層型地震發(fā)生的基礎(chǔ),摩擦滑動(dòng)本構(gòu)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(yàn)是研究裂隙摩擦滑動(dòng)特征的基礎(chǔ)性工作,也是研究斷層型地震發(fā)生特征的重要基礎(chǔ)。而注水誘發(fā)地震過(guò)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(dòng)態(tài)剪切-滲流試驗(yàn)系統(tǒng)所進(jìn)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(yàn)結(jié)果,再進(jìn)一步利用現(xiàn)有摩擦滑動(dòng)本構(gòu)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(dòng)態(tài)剪切與滲流特征

圖10為30 MPa法向應(yīng)力、5 MPa注水應(yīng)力下,花崗巖裂隙在恒定剪切位移速率加載過(guò)程中的剪切變形與流量關(guān)系,2個(gè)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(yīng)力和裂隙出口段流量基本呈線性增長(zhǎng),剪切應(yīng)力增長(zhǎng)至91.81 MPa時(shí),出現(xiàn)了首次應(yīng)力降,降幅為0.19 MPa;從493～619 s為規(guī)則黏滑,應(yīng)力降從最初的0.19 MPa逐步升高至5.4 MPa,剪切應(yīng)力在周期性的升高與降低中逐漸增長(zhǎng)至104.58 MPa,同時(shí),裂隙出口流量達(dá)到峰值后很快降低;619～809 s為混沌黏滑變形段,剪切應(yīng)力繼續(xù)增長(zhǎng),但是應(yīng)力降從1.86 MPa逐步減小為0.04 MPa,在整個(gè)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(shí),剪切應(yīng)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(yàn)中最大的一次突增,增幅近5倍;此后剪切應(yīng)力先緩慢降低,后緩慢升高,摩擦強(qiáng)度先弱化后增強(qiáng),出口流量從曲線最高點(diǎn)開始下降。整個(gè)滑移過(guò)程的滑移位移量達(dá)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?；瞥跗诩羟袘?yīng)力和出口流量近似線性增長(zhǎng),至420 s時(shí)剪切應(yīng)力增長(zhǎng)至97.67 MPa,出口流量增長(zhǎng)至0.59 mL/s;420～554 s進(jìn)入規(guī)則黏滑變形段,應(yīng)力降約3.8 MPa,出口流量開始從峰值降低,規(guī)則黏滑結(jié)束時(shí),剪切應(yīng)力約99.69 MPa;554～709 s為混沌黏滑變形段,剪切應(yīng)力增長(zhǎng)為106.39 MPa,應(yīng)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(shí)同樣出現(xiàn)了幾次回升,黏滑結(jié)束時(shí)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(jìn)入蠕滑后,剪切應(yīng)力出現(xiàn)了數(shù)次小幅振蕩,應(yīng)力降約1.07 MPa,出口流量從0.082 mL/s增長(zhǎng)至0.242 mL/s并與剪切應(yīng)力同頻波動(dòng),隨著剪切應(yīng)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(yīng)力出現(xiàn)了試驗(yàn)中幅度最大的2次應(yīng)力降,第1次降幅為44.51 MPa,第2次降幅為33.11 MPa,導(dǎo)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(duì)應(yīng)增加了12.47倍和1.07倍。此后,隨著剪切應(yīng)力的恢復(fù),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(gè)滑移過(guò)程的滑移位移量達(dá)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(guò)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(zhǎng)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(dòng),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(dòng)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(dòng)。之后,摩擦因數(shù)快速升高至0.732,又快速降低至0.684,相應(yīng)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(diǎn)在時(shí)間上對(duì)應(yīng)于摩擦因數(shù)下降最快的時(shí)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(shí)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(shì),說(shuō)明斷層在失穩(wěn)前沒有進(jìn)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(fù)至0.008 mm/s,又轉(zhuǎn)為速度強(qiáng)化,并且持續(xù)到變形結(jié)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(shí)間長(zhǎng),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(jìn)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(dòng)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(yàn)系統(tǒng)預(yù)設(shè)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(shí)還引起了裂隙滲透率的明顯增長(zhǎng),分別增加了1.40、1.49及0.39倍。

斷層/裂隙剪切錯(cuò)動(dòng)時(shí)不同的滑移形式對(duì)其滲透率會(huì)產(chǎn)生不同的影響,根據(jù)以上結(jié)果,滑移過(guò)程中持續(xù)的黏滑變形會(huì)整體降低斷層/裂隙的滲透率,同樣,蠕滑過(guò)程中滲透率也不斷降低,但蠕滑過(guò)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(yīng)力降的幅度越大,滲透率的增幅就越高?；扑俾实亩虝翰▌?dòng)與滲透率一樣都是裂隙水力剪切的結(jié)果,在本質(zhì)上由共同的控制條件決定,如斷層/裂隙巖體的應(yīng)力狀態(tài)、裂隙面的幾何特征及粗糙度等,滑移速率的增長(zhǎng)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(guò)程中的摩擦參數(shù)分析

在實(shí)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(qiáng)震發(fā)生的小概率性,在實(shí)驗(yàn)室研究斷層的破裂過(guò)程和活動(dòng)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(yàn),本試驗(yàn)中,滑移一旦啟動(dòng),再無(wú)其他人為操作,所有現(xiàn)象都是其自身演化的結(jié)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(guò)渡,其代表了水力耦合作用下,斷層在摩擦滑動(dòng)時(shí)的地震事件從發(fā)生到湮滅的整個(gè)過(guò)程,在此以圖11(a)中的5-DS-1試樣為例,重點(diǎn)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(rèn)識(shí)到靜摩擦和動(dòng)摩擦的區(qū)別,但是無(wú)法解釋巖石在慢滑移過(guò)程中是如何恢復(fù)到下一個(gè)靜摩擦,與此同時(shí),間斷性、周期性及不可預(yù)測(cè)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(shí)到斷層穩(wěn)定性在地震發(fā)生機(jī)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(jī)制,從斷層摩擦穩(wěn)定性的角度來(lái)解釋地震的發(fā)震機(jī)理。隨后,DIETERICH、RUINA和RICE等[50-51,71]提出了速率-狀態(tài)摩擦準(zhǔn)則(RSF),且與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致,這一準(zhǔn)則也逐漸成為人們理解斷層滑動(dòng)、地震成核、破裂等現(xiàn)象的基礎(chǔ),其通用表達(dá)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(shí)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(gòu)模型,主要用于表征滑動(dòng)歷史產(chǎn)生的影響,相應(yīng)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(dòng)速率到下一穩(wěn)定滑動(dòng)速率所需的滑移距離;a和b為與實(shí)驗(yàn)有關(guān)的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

將狀態(tài)演化方程為0時(shí)的摩擦因數(shù)定義為穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)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(dá)為

(8)

穩(wěn)定狀態(tài)下的速度依賴性可表達(dá)為

(9)

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

在本研究中,上述表達(dá)式(5)和(6)包含的各項(xiàng)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(shí)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(dú)繪制出來(lái),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(zhǎng),到第1次產(chǎn)生失穩(wěn)滑移時(shí)約為0.568,失穩(wěn)時(shí)b約為0.001 2,此后經(jīng)過(guò)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(zhǎng)并穩(wěn)定在0.018 8附近,規(guī)則黏滑形成后,每個(gè)失穩(wěn)序列平均用時(shí)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(dá)到穩(wěn)定,規(guī)則黏滑共用時(shí)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(gè)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(guò)渡初期最高約0.066 mm/s,過(guò)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(shí)約220 s,是規(guī)則黏滑時(shí)長(zhǎng)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(guò)程中摩擦因數(shù)與滑移速率隨時(shí)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(biāo)準(zhǔn)下升高或降低的相對(duì)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(biāo)準(zhǔn)為圖12中a0點(diǎn)對(duì)應(yīng)的摩擦因數(shù),這種情況下研究的是黏滑失穩(wěn)的瞬時(shí)穩(wěn)定性。規(guī)則黏滑在開始形成時(shí),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(zhuǎn)變,其不穩(wěn)定狀態(tài)在達(dá)到一定程度后不再增加。對(duì)于混沌黏滑,其本質(zhì)上是黏滑向蠕滑的過(guò)渡階段,在前5個(gè)滑移序列中,b-a0在0.005～0.014波動(dòng),斷層表現(xiàn)為明顯的不穩(wěn)定滑移,從第6個(gè)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(lái)越趨于穩(wěn)定。

圖15 不同參考時(shí)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(shì),μ0的參照標(biāo)準(zhǔn)為圖12中a1點(diǎn)對(duì)應(yīng)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(shí)瞬間降低的幅度一般不超過(guò)失穩(wěn)前的累積增幅,在這樣的參考標(biāo)準(zhǔn)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(shí)在-0.005上下波動(dòng),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(jī)性。而混沌黏滑由于整體向蠕滑過(guò)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(gè)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(jié)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(guò)程中,應(yīng)力降、摩擦因數(shù)等相關(guān)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(yīng)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(lái)越慢,比較符合對(duì)數(shù)函數(shù)變化趨勢(shì);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(shí)間或變形,結(jié)果表明各項(xiàng)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(guān)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(guò)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(jié) 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(guān)系,裂隙的等效張開度與滲透率隨法向應(yīng)力的增加呈負(fù)指數(shù)衰減特征。

(2)剪切蠕變、注水壓力、剪切應(yīng)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(dǎo)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(yīng)力速率引起的滲透率增幅最大。無(wú)論何種誘因,裂隙/斷層在蠕滑過(guò)程中,滲透率不斷降低。

(3)在剪切-滲流過(guò)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(yīng)力降、b值及滑移速率等摩擦參數(shù)在規(guī)則黏滑中以對(duì)數(shù)函數(shù)形式增長(zhǎng),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。