赵 鹏,冯子军,南翰墨,李 杰

(1.太原理工大学 矿业工程学院,山西 太原 030024;2.太原理工大学 原位改性采矿教育部重点实验室,山西 太原 030024)

干热岩地热开采中,热储的渗流特性是影响其高效开发的关键,为提高热储的渗透性,一般借鉴油气资源开发的水力压裂技术。但是水力压裂形成的裂隙面比较单一且数量有限,换热量有限,这也是至今干热岩地热无法商业化开发的关键所在。

实际上,天然的热储层内含有较多的节理裂隙或规模不等的断层,这些地质结构本身就具有较强的渗流特性,即使它们愈合得很好,在注水条件下,也会发生错动或活化,渗透性再次恢复。如美国内华达Desert Peak[1]、加利福尼亚Geyser[2]、法国Soultz、英国Cornwall[3]等EGS地热开发工程实施过程中,注水引起热储层内的节理裂隙/断层发生微小的滑移,储层的渗透性得到较大提高。这种方法称为水力剪切(hydro-shearing)。水力剪切增透的基本原理是:天然裂隙在注水后,一方面有效应力降低,另一方面裂隙面得到润滑,易于滑动,节理裂隙/断层滑动后,裂隙面相互啮合性变差,裂隙的渗透性增强[4-5]。因此,目前它被认为是与水力压裂(hydro-fracturing)并列的储层改造技术。但是,裂隙的滑移将引起两方面的结果:一方面,节理裂隙的小规模错动可以增强储层渗透率,提高资源开采率;另一方面,节理裂隙或者断层的滑动可诱发地震,对环境有一定影响。目前,这两面的研究是国际上的研究热点,前者称为水力剪切增透,后者称为注入诱发地震,2者的核心就是裂隙在地应力和水压力共同作用下的滑动。

水力剪切增透在地热开发工程中已有尝试,所需压力不像水力压裂那么大,如美国Fenton Hill 地热EGS示范工程(3 048 m井深)[6]在对储层进行水力剪切增透时,监测到发生水力剪切的水压仅需10～16 MPa,增透后原有裂隙开度比原来增加了1 mm。目前,通过剪切-渗流试验研究是深刻认识水力剪切增透机理的重要途径。为准确模拟节理裂隙/断层岩体所处的真实原位环境,具备各种剪切渗流功能的岩石试验系统不断发展,主要形式有三轴剪切渗流装置[7]、直剪渗流装置[8]、双直剪渗流装置[9]和旋转剪切渗流装置[10]4类,基本原理为对裂隙/断层岩体设置相应的边界条件后,裂隙以主动剪切或被动剪切的方式产生滑移变形,流体以各种方案被注入到预制的裂隙面内,进行剪切渗流测试。研究结果表明,水力剪切的渗透性与应力的关系强烈依赖于局部的原位条件[11],裂隙岩体毫米级的错动就能使渗透率大幅提升[12]。水力剪切时渗透性的增长具有不可逆性[13],其原因是裂隙岩体在剪切过程中利用裂隙面的粗糙特性实现了自我支撑,裂隙开度增大后得以维持,从而实现了渗透性的永久性增长。LEE等[14]发现这种渗透性的增长不是无限制的,随着剪切位移的增加,渗透率增长至一定程度后不再明显变化。此外,国内学者利用自主研制的剪切渗流试验机[15-16]围绕裂隙岩体的剪切渗流特征也开展了较多的工作。蒋宇静[17-18]、薛娈鸾[19]、徐礼华[20]、雷进生[21]等进行了岩石裂隙在剪切渗流耦合条件下的试验与分析,刘才华等[22-23]探讨了充填砂对裂隙渗流特性的影响,杜守继[24]、李博[25]、熊祥斌[26]等对岩石单节理剪切过程中的渗流特性进行了数值分析,赵延林等[27]建立了随机裂隙形貌岩石在剪切渗流过程中的剪胀-渗流模型。陈卫忠等[28]认为岩石剪切蠕变过程中渗透率降低原因在于法向应力的持续压缩,使裂隙面起伏齿之间贴合的越来越紧密,而夏才初等[15]认为剪切蠕变期间,裂隙面磨损产物阻塞渗流通道导致渗透率减小。

水力剪切在工程中一般以中高压注水实现[29],注水伴随的诱发地震[30-32]也早已成为公认的事实。2016年美国俄克拉荷马州发生的Mw5.8级Pawnee地震和Mw5.1级Fairview地震都是由于将废水注入深部地层引起的[33],2017年韩国浦项Mw5.5级地震也被认为与附近增强型地热工程(EGS)的流体注入有关[34]。出于工程本身稳定性和安全性的考虑,同时尽可能减小对环境的影响,注入诱发地震也越来越成为人们关注的话题。在地震研究中,一般认为,地层中的裂隙岩体在地应力作用下一般发生速度较慢的缓慢滑移或者速度突然增加的不稳定滑移。如在断层地震研究中,前者称为蠕滑[35],即断层发生速率缓慢的无震滑动,后者为黏滑[36],即滑移面上剪应力不断出现急剧增大和减小的过程,是断层不稳定滑动的表现。黏滑又可分为规则黏滑和混沌黏滑[37],其中规则黏滑的应力降大小和周期长短相差不大,而混沌黏滑则表现为剪应力小幅度的无规律振荡,类似于规则黏滑向蠕滑的过渡阶段。

注入诱发地震的本质是节理裂隙或断层在水压和地应力扰动下发生的失稳滑移,与断层特性、应力状态、温度、流体物理、流体化学和注入方案等有关[38]。天然地震发生机理的研究对注入诱发地震的研究具有重要的借鉴和指导。天然地震发生机理的研究以岩石干摩擦实验为基础[39-42],研究断层岩石的失稳滑移及其与地震运动之间的关系[44-45],尤其是强震孕育的机理[46-47]。研究发现实验室慢速滑移行为模式与一般地震有很高的相似性[48],黏滑是断层不稳定滑移进而引发地震的主要原因,黏滑伴随滑移速率的间断性和周期性突增,与地震行为有很高的相似性。普通地震的断层滑移速率为1～10 m/s,持续的时间为数秒至数十秒,但是慢速滑移的发震时间要持续几天至几年[49],对工程而言具有极强的不确定性,解释岩石黏滑摩擦行为的众多数学模型从早期的摩擦理论,逐渐演变成DIETERICH[50]和RUINA[51]基于实验结果提出的速率状态摩擦定律(RSF),许多学者在此基础上也做了很多改进和完善[52-56]。但是以上研究均在干摩擦试验条件下展开,断层滑移时没有流体参与。因此,在研究注入诱发地震时,仍然采用水力剪切-渗流试验。YE[57]和JI[58]等向人工锯切裂隙和天然裂隙岩体恒速率加压注入流体诱导岩体失稳滑移,分析了流体压力非均质性和外部温度等因素对花岗岩裂隙激活滑动的影响。SCRUDERI等[59]在实验室开展了双直剪蠕变试验,研究了断层流体压力刺激断层滑移时的摩擦稳定性,并与触发地震进行了比较,NEMOTO等[60]使用预制裂隙花岗岩体进行了一系列注入诱导滑动实验,研究了裂隙在水力增产中的动态力学响应,PASSELEGUE等[61]试图通过控制应力状态和注入速率重新激活断层岩体滑移,CEBRY等[62]研究了快速流体注入低渗断层岩体引发的地震群特征,DOU等[63]分析了水润滑在临界状态断层滑移中起的作用,WANG等[64]在实验室探讨了流体诱发断层滑动的影响因素,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区深部热储层回灌注水诱发断层失稳滑移的危险性,发现断层局部分段的失稳滑移概率随注水时间和注水速率的增长呈指数函数形式增大,随着持续抽采,某些分段的应力水平逐渐接近临界失稳状态。

综上可知,水力剪切增透和注入诱发地震的研究均是基于剪切-渗流试验。现有的剪切-渗透试验的主要做法有2类:第1类是对含人工预制裂隙的花岗岩/页岩试样施加一定的围压(也是法向载荷)和限制位移条件,然后封闭裂隙出水口,在裂隙的进水口处不断增加进水压力,通过剪切滑移变形和注水量来说明水力剪切对增透的作用;第2类是围压施加方式同第1类,不同之处包括恒定剪应力条件,以及裂隙的出水口不封闭,从进水口施加一定水压后,在出水口处测量瞬时流量,进一步计算出渗透率,直接获得剪切变形和渗透率。2类试验的边界条件与工程实际相对应,但由于2类试验所使用的剪切压力釜结构问题,无法实现高围压大位移条件下的试验研究,其围压和滑移量一般较低,如低于20 MPa,滑移位移量仅2～3 mm。在研究诱发地震发震规律方面,主要是在第2类试验中施加不同的剪切位移速率。

笔者利用自主创新研制的高围压大位移动态剪切-渗流试验装置,根据滑动的诱因,分别研究了裂隙由蠕变、剪应力增加、水压力增加和位移速率增加4种诱因引起的滑动过程中的渗流特征,并利用现有的速率-状态方程分析诱发地震过程中裂隙/断层的摩擦特性。

1 试验方案

1.1 试样准备

试样为河南驻马店花岗岩,试样制备过程如图1所示,首先在方形大块花岗岩上钻取直径50 mm圆柱体,截取长度约125 mm并打磨端面,用砂线切割机过圆柱体轴心横向锯切,得到φ50 mm×125 mm的单裂隙岩样。

图1 单裂隙花岗岩试样制备流程Fig.1 Preparation process of single fractured granite samples

为消除人工预制裂隙面粗糙度对剪切渗流行为影响,所有裂隙面在试验前均在120目(0.125 mm)的砂纸上打磨。该试样为中细粒二长花岗岩,矿物组分主要为石英(22%)、黑云母(2%)、斜长石(35%)和钾长石(40%)、其他矿物(1%)。

1.2 试验系统及试验方法

试验系统为太原理工大学原位改性采矿教育部重点实验室自主研发的高围压大位移实时剪切渗流装置[66],可以模拟不同深度裂隙岩体在不同场景下的滑移行为及渗流演化规律,还可以再现应力或水力扰动下裂隙岩体的失稳响应特征。核心部件如图2所示,剪切渗流装置整体采用三段式结构:上段为非剪切接触部分,用于施加剪切力;中段为剪切接触部分,耐高温橡胶套密封试样,用于对试样施加法向应力;下段也为非剪切接触部分,是试样中非剪切滑移部分的承载底座。上段与中段、中段与下段之间通过螺纹连接方式紧固。如图2中法向应力所示,当施加围压时,橡胶套与试样紧密贴合,因此,孔隙流体只能沿剪切试样的剪切面流动,而不从试样侧面流动。同时,橡胶套仅密封剪切接触部分,在两端非剪切接触部分的空白处无橡胶套,因此,在整个剪切滑移过程中,橡胶套始终包裹试样,保证了橡胶套不破坏,围压加载过程中不漏水。

图2 大位移实时剪切渗流装置试验系统Fig.2 Experimental system of real-time large-displacement shearing-flow

该试验系统可向试样稳定提供最高70 MPa的围压(法向应力),注入的流体压力可稳定维持50 MPa不泄漏,在70 MPa围压下可连续滑移30 mm。驱动试样滑移变形的剪切应力由IMT-HTP-100F多功能伺服控制岩石力学试验机[67]提供,可实现恒位移速率(10-2～104μm/s)和恒载荷速率(10-2～10 MPa/s)加载。

在进行裂隙岩体实时剪切渗流试验时,先施加法向应力至预设值,并向裂隙面通入恒定的注水压力,等待出口流体稳定连续无气泡后,施加剪切应力使试样按照设定速率滑移,记录剪切应力、变形、流量等参数;在进行裂隙水力扰动作用下的失稳试验时,使试样在恒定法向应力下先达到临界滑移状态,然后降低剪切应力至略低于临界剪切应力,再向裂隙面注入流体,使注入压力逐步升高,记录裂隙岩体滑移失稳时的剪切应力、变形和流量等参数。试验控制条件设定具体见表1。

2 试验结果与分析

2.1 不同静水压力下裂隙岩体渗流特征

图3为不同静水压力下,花岗岩干热岩体人工预制裂隙内的注入流量与注水压力之间的关系。由图3可以看出,在静水压力15～35 MPa内,注水压力随注入流量的增加呈线性增长(σa为轴压)。当静水压力低于25 MPa时,注水流量-压力直线的斜率为0.02 MPa/(mL·min-1);当静水压力高于30 MPa时,注水流量-压力直线的斜率增加至0.06 MPa/(mL·min-1),在35 MPa时仍略有增长,约为0.07 MPa/(mL·min-1)。

表1 试验条件控制参数

图3 不同静水压力下岩体裂隙注水流量与压力关系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)裂隙渗流的立方定律,可以获得不同静水压力下的花岗岩干热岩体的裂隙渗透率。

(1)

(2)

式中,eh为等效水力开度,m;μ为水的动力黏度,Pa·s;L为裂隙长度,m;q为通过裂隙的水流量,m3/s;D为裂隙宽度,m;Δp为裂隙进出两端口的孔隙流体压差,Pa;k为裂隙渗透率,m2。

如图4所示,15 MPa静水压力下花岗岩裂隙的水力开度约为33.52 μm,渗透率约为8.07×10-12m2,随着静水压力增加,水力开度降低,渗透率也持续降低,当静水压力增加至30 MPa时,水力开度减小至约18.89 μm,渗透率减小至约2.59×10-12m2,35 MPa静水压力下的水力开度和渗透率几乎与30 MPa时相同。通过拟合,发现裂隙开度和渗透率随静水压力增加而不断降低,2者与静水压力呈负指数函数关系,如式(3)、(4)所示。

图4 岩体裂隙等效水力开度与渗透率随法向应力变化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)

这种负指数函数关系可以解释为:随着静水压力增加,相互接触的2个裂隙面上的微小凹凸体相互接触更加紧密,甚至破坏,导致裂隙面的接触面积不断增加,水力开度不断降低,渗透率也不断降低,当所有凹凸体达到压缩极限甚至均发生破坏时,水力开度的减少量将越来越小,渗透率也表现为越来越小。

2.2 裂隙花岗岩岩体的剪切蠕变-渗流特征

图5～7分别为花岗岩裂隙在恒定围压(σc=30 MPa)、恒定注水压力(σp=5 MPa)、恒定剪切应力(τ=10、48、56 MPa)条件下的滑动与渗流特征。如图5所示,在10 MPa剪切应力下,裂隙面持续以5 MPa压力注水约10.5 h,裂隙渗透率的初始值为6.93×10-13m2,随时间增加而不断下降,1 322 s后突然从5.70×10-13m2增长至9.77×10-13m2,此后,随时间增加整体持续降低。此外,图5中剪切位移呈阶梯状变化,整体变化从1.834 mm增加至1.840 mm,净增加0.006 mm,增加量非常微小。这种阶梯变化的原因在于剪切应力较低时,摩擦滑动需要较长时间的能量积累,一旦能量积累达到足以破坏裂隙面上凹凸体的临界能量后才能滑动,接着,能量释放,开始新的能量积累,剪切位移不变,直到再次达到下一个临界能量,才出现新的滑移。

图5 恒定剪应力10 MPa下花岗岩裂隙剪切蠕变-渗流曲线 (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)

图6 恒定剪应力48 MPa下花岗岩裂隙剪切蠕变-渗流曲线 (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)

图7 恒定剪应力56 MPa下花岗岩裂隙剪切蠕变-渗流曲线 (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)

如图6(a)所示,在恒定围压、恒定水压和恒定48 MPa剪切应力下,花岗岩裂隙处于稳定状态,几乎没有滑移变形,渗透率尽管表现为低幅度的波动,但整体处于降低趋势,如第8 000 s时的渗透率为8×10-14m2,第15 820 s时渗透率降至2.6×10-14m2。但第15 820 s后,渗透率突然大幅增加,第16 164 s时,渗透率达到5.6×10-13m2,增加了20多倍。而在15 820～16 164 s内,剪切应力和剪切位移几乎未发生显著变化,从第16 164 s开始,滑移变形开始增加,从第16 164 s的7.634 mm先缓慢增加至第16 338 s的7.645 mm,再迅速增加至第16 352 s的7.925 mm,总的滑移量达到0.291 mm。与滑移变形同步变化的还有剪切应力和注水压力,如图6(b)所示,剪切应力由48 MPa降低至43 MPa,注水压力由5 MPa增加至5.9 MPa。之后随着剪切变形的再次稳定后,渗透率降低至之前水平,仍呈波动状态,注水压力恢复至5 MPa,裂隙再次处于稳定状态。

当剪切应力为56 MPa(图7)时,在恒定围压30 MPa和恒定注水压力5 MPa下,在注水测量渗透率初期,渗透率约为4.2×10-12m2,较图5、6所示的2个试样都高,随着时间增加,裂隙渗透率持续降低,其演变趋势同图5和图6。当试验进行至第45 000 s时,裂隙渗透率降至3.5×10-12m2,此后,降幅极小;至48 366 s时,渗透率开始增加,但增幅不大,如第49 086 s时为3.64×10-12m2,此后,再次整体上表现为缓慢降低,至第57 555 s时,渗透率降至3.42×10-12m2,从该时刻起,渗透率出现了第1次较为显著的增加,如图7所示,第58 123 s,渗透率增加至4.15×10-12m2。与渗透率变化相比,裂隙的滑移变形也出现了较为显著的增加,从6.725 mm增加至6.744 mm,增量为0.019 mm,而注水压力和剪切应力均未发生显著变化。随着试验时间增加,在进行至第72 265 s时,渗透率再次提高,尤其是从第81 140～81 622 s,482 s内,渗透率由4.0×10-12m2增加至5.52×10-12m2,同时,滑移变形也同步发生较为显著的增加。

裂隙面上凹凸体的微变形是影响渗透率变化主要因素。从以上结果可以看出,在剪切蠕变过程中,渗透率的增加总是伴随着剪切滑移而出现,图5和图6中渗透率的显著增加均是在明显滑移之前发生,而图7中渗透率的显著增加是在滑移之后发生的,2者存在差异性。这种差异性是否与凹凸体空间结构或者裂隙面粗糙度有关,还需进一步深入研究,因为从目前试验结果看,图7试验中的渗透率较图5和图6高,说明在相同围压和注水压力下,图7试验中的裂隙面较图5和图6复杂。可以确定:裂隙处于稳态剪切蠕变过程中,渗透率持续降低,这主要是裂隙表面凹凸体不断被压缩,啮合度增加,减小了裂隙的张开度。当加速剪切蠕变发生时,凹凸体重新啮合,裂隙张开度再次增加,表现为渗透率增加。因此,从地质灾害角度看,即使长时间注入低压流体,也有可能诱发地震。

2.3 不同注水压力下花岗岩裂隙的水力剪切-渗流特征

图8为利用自主创新研制的高围压大位移剪切渗流压力釜进行的在围压35 MPa、剪切应力120 MPa下的注水过程中花岗岩裂隙剪切-渗流曲线。在注水试验前的25 000 s,保持恒定围压和剪切应力,裂隙发生显著的蠕滑变形。在第25 000 s后,开始进行5 MPa恒压力注水试验,在注水早期,渗透率较低,裂隙未发生较明显的滑移变形。至第28 135 s,渗透率开始变大,为3.2×10-12m2,此后直至32 518 s,渗透率处于小幅度波动状态,渗透率大小基本为(2.0～5.1)×10-12m2,滑移变形极小,且滑动状态为蠕滑,剪切应力不变。在第32 518 s后,注水方式改为分段增压方式,当注水压力降低至0 MPa后,再次增加至2.3 MPa的过程中,渗透率在第34 320 s时增加至6.3×10-12m2,第34 325 s进一步增加至1.35×10-11m2,至第34 340 s,再次降低。当注水压力稳定在2.3 MPa时,渗透率显著增加,如第35 066 s时为6.9×10-12m2,第35 162 s时为2.1×10-11m2。同时,在第35 156 s时,滑移位移由10.191 mm快速增加至第35 165 s时的11.089 mm,至第35 376 s,滑移位移增加至12.04 mm。同时,该过程也伴随着剪切应力的显著降低。因此,注水压力为2.3 MPa的早期,在220 s内,滑移位移增量为1.845 mm,剪切应力降幅最大为12.5 MPa,渗透率在滑移开始阶段显著增加,并达到最高值。当裂隙再次稳定后,渗透率表现为逐渐降低。

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

当注水压力升高至2.9 MPa后,花岗岩裂隙处于蠕滑状态,在570 s内,产生了约0.009 mm的滑移变形,这期间的渗透率处于缓慢降低过程。

当注水压力进一步增加至4.5 MPa(注水泵压力设定值为5 MPa)的过程中,产生了较为显著的滑移变形,渗透率显著增加,剪切应力相应地降低。如图8所示,注水压力从第36 515 s的2.9 MPa开始增加,下一秒即产生了较为显著的滑移变形,滑移位移由12.355 mm增加至12.868 mm,同时,渗透率增加至2.17×10-11m2,剪切应力由120 MPa降至95.6 MPa,而此时的注水压力不升反而降低至2.7 MPa,这些变化均由于裂隙的滑移所触发。从36 515～36 523 s,短短8 s时间,滑移位移由12.355 mm增加至18.210 mm,增加了5.855 mm,而渗透率一直处于较高数值,即(2.17～3.29)×10-11m2,剪切应力也从120 MPa降至36.4 MPa,降幅达83.6 MPa,注水压力降至2.25 MPa后升至4.5 MPa。从36 523～36 536 s,剪切变形速率降低,剪切位移增加至20 mm,13 s内增加了1.79 mm,渗透率开始缓慢降低,至36 536 s时,降至4.18×10-12m2,剪切应力恢复至120 MPa,注水压力随着渗透率的降低由4.5 MPa升高至9.31 MPa,然后降低至设定值4.5 MPa。

由此可以看出,当注水诱发节理裂隙/断层的瞬间大位移滑移(即大位移的黏滑)时,可以显著提高渗透率,一旦滑移转变为蠕滑,渗透率再次降低。

2.4 恒定剪切应力速率加载条件下花岗岩裂隙的动态剪切-渗流特征

图9为恒定剪切应力速率、恒定围压(σc=30 MPa)、恒定注水压力(σp=5 MPa)条件下,花岗岩裂隙动态剪切与渗流曲线。其中4-LS-1试样的剪切应力速率为0.24 MPa/s,4-LS-2试样的剪切应力速率为0.38 MPa/s。

从图9(a)可以看出,蠕滑过程中裂隙渗透率极低,在第4 574 s时开始以0.24 MPa/s剪应力速率加载,剪切变形和渗透率也同步从该时刻开始显著增加,剪切应力至4 630 s增加至45 MPa,同步滑移变形由4 574 s时的2.171 mm增加至4 630 s时的5.26 mm,56 s内增加3.089 mm,滑移速率约为55 μm/s。渗透率由4 574 s时的3.32×10-13m2增加至3.95×10-12m2后持续降低,增加阶段的增幅为1个数量级。由于受试验机加载控制精度限制,在加载后期,尽管剪切应力增加,但剪切应力加载速率降低,剪切变形速率也相应降低,由于裂隙滑移趋于稳定,渗透率表现为迅速降低。如图9(b)所示,当剪切应力速率为0.38 MPa时,4-LS-2试样在剪切应力增加过程中,剪切变形也相应快速增加,从开始滑移至第10 s内剪切应力增加至44 MPa,位移增加了0.069 mm,位移速率为6.9 μm/s,渗透率由5.22×10-12m2增加至1.32×10-10m2,增加了25.3倍,尽管剪切位移量较小,但渗透率增加量比剪切应力速率0.24 MPa/s时要高。其可能原因是加载应力速率高,裂隙面受到的冲击力大,裂隙面凹凸面破坏较严重,短时间内渗透率增加较快。另外,4-LS-2试样在滑移前渗透率较高,说明裂隙面更粗糙,上下裂隙面啮合差,在较高的剪切应力速率下,表面的破坏较严重,因此,在渗透率瞬间升高后,又快速降低。

2.5 恒定剪切位移速率加载条件下花岗岩裂隙的动态剪切-渗流特征

裂隙的摩擦滑动是研究断层型地震发生的基础,摩擦滑动本构理论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载条件下的剪切试验是研究裂隙摩擦滑动特征的基础性工作,也是研究断层型地震发生特征的重要基础。而注水诱发地震过程中,始终是有水参与,本部分内容先介绍利用自主研发的高围压大位移动态剪切-渗流试验系统所进行的恒定位移速率加载条件下花岗岩裂隙的高围压大位移剪切-渗流的试验结果,再进一步利用现有摩擦滑动本构理论讨论在注水条件下的裂隙摩擦特性。

2.5.1 花岗岩裂隙的高围压大位移动态剪切与渗流特征

图10为30 MPa法向应力、5 MPa注水应力下,花岗岩裂隙在恒定剪切位移速率加载过程中的剪切变形与流量关系,2个试样的剪切滑移速率均为0.008 mm/s。由图10(a)可知,5-DS-1试样在滑移初期,其剪切应力和裂隙出口段流量基本呈线性增长,剪切应力增长至91.81 MPa时,出现了首次应力降,降幅为0.19 MPa;从493～619 s为规则黏滑,应力降从最初的0.19 MPa逐步升高至5.4 MPa,剪切应力在周期性的升高与降低中逐渐增长至104.58 MPa,同时,裂隙出口流量达到峰值后很快降低;619～809 s为混沌黏滑变形段,剪切应力继续增长,但是应力降从1.86 MPa逐步减小为0.04 MPa,在整个黏滑变形阶段出口流量有2次明显的回升;在变形滑移至864 s时,剪切应力从115.30 MPa先快速升高至122.21 MPa,后迅速降低至113.03 MPa,出口流量出现了试验中最大的一次突增,增幅近5倍;此后剪切应力先缓慢降低,后缓慢升高,摩擦强度先弱化后增强,出口流量从曲线最高点开始下降。整个滑移过程的滑移位移量达到11.5 mm。

图10 恒定剪切位移速率加载条件下花岗岩裂隙剪切变形 与流量曲线(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)

上述规律同样出现在5-DS-2试样中,如图10(b)所示。滑移初期剪切应力和出口流量近似线性增长,至420 s时剪切应力增长至97.67 MPa,出口流量增长至0.59 mL/s;420～554 s进入规则黏滑变形段,应力降约3.8 MPa,出口流量开始从峰值降低,规则黏滑结束时,剪切应力约99.69 MPa;554～709 s为混沌黏滑变形段,剪切应力增长为106.39 MPa,应力降最终减小至0.08 MPa,出口流量在黏滑变形阶段整体下降时同样出现了几次回升,黏滑结束时降低至0.084 mL/s,此后裂隙一直处于蠕滑状态。但与5-DS-1试样不同,5-DS-2试样在进入蠕滑后,剪切应力出现了数次小幅振荡,应力降约1.07 MPa,出口流量从0.082 mL/s增长至0.242 mL/s并与剪切应力同频波动,随着剪切应力逐渐稳定,出口流量再次减小至原有水平以下。在第1 449 s和1 580 s,剪切应力出现了试验中幅度最大的2次应力降,第1次降幅为44.51 MPa,第2次降幅为33.11 MPa,导致滑移变形产生较大增幅,增幅分别为1.059 mm和0.667 mm,出口流量对应增加了12.47倍和1.07倍。此后,随着剪切应力的恢复,滑移变形逐渐趋于稳定,出口流量从0.422 mL/s开始降低。整个滑移过程的滑移位移量达到13.17 mm。

图11为5-DS-1和5-DS-2试样在恒位移速率剪切滑移过程中的摩擦因数、滑移速率、渗透率变化曲线。由图11(a)可知,5-DS-1试样初期滑移速率约0.001 mm/s,裂隙渗透率线性增长至4.37×10-14m2,摩擦因数不断增加至0.607。规则黏滑阶段的变形由0.885 mm增加至1.811 mm,摩擦因数周期性增大与减小,变化范围为0.607～0.645,滑移速率在0.001～0.089 mm/s波动,裂隙渗透率增加至最大值5.44×10-14m2后快速降低至2.90×10-14m2。混沌黏滑阶段的变形由1.811 mm增加3.042 mm,摩擦因数增加至0.70,滑移速率的波动范围开始为0.005～0.066 mm/s,后逐渐趋向0.008 mm/s,此阶段渗透率在1×10-14m2上下波动。之后,摩擦因数快速升高至0.732,又快速降低至0.684,相应的滑移速率先降至0,又急剧升高至0.044 mm/s,这种先停滞后突然滑移的行为,是典型的能量先积累后释放的特征,滑移速率相比突变前提升了近7倍,渗透率则从1.03×10-14m2突变至2.72×10-14m2,滑移速率和渗透率的峰值点在时间上对应于摩擦因数下降最快的时刻,此后摩擦因数缓慢减小又逐渐升高,在滑移变形至5.736 mm时又出现了一次明显的突降,滑移速率从0.008 mm瞬间升高至0.114 mm/s,突变了14.25倍,但是渗透率却没有明显变化,依然保持约7.16×10-15m2,摩擦因数突降之前没有观察到上升趋势,说明断层在失稳前没有进行能量的重新累积;在7.816～8.841 mm滑移段,摩擦因数从0.617减小至0.613,下降幅度很小,但是滑移速率从0.008 mm/s快速升高至0.018 mm/s,摩擦行为表现出明显的速度弱化特征,这种“高速”变形持续了约1 mm后,滑移速率迅速恢复至0.008 mm/s,又转为速度强化,并且持续到变形结束,此阶段渗透率略有抬升,但是增幅不大,这种类型的断层失稳相比前2种,持续的时间长,变形跨度大。

图11 摩擦因数与渗透率随滑移变形的变化Fig.11 Change of friction coefficient and permeability with slip displacement

5-DS-2试样的摩擦因数、滑移速率、渗透率的变化规律(图11(b))同5-DS-1试样。规则黏滑的变形段为0.534～1.558 mm,滑移速率在0.002～0.108 mm/s频繁变化,混沌黏滑变形段为1.558～2.662 mm,滑移速率逐渐收敛至0.008 mm/s;进入蠕滑后的3.357～5.523 mm变形段,裂隙渗透率和滑移速率随摩擦因数的小幅波动范围明显增大。在9.302、10.110和10.575 mm处发生的3次失稳,滑移速率为0.845、0.454和0.075 mm/s,分别超出了试验系统预设滑移速率(0.008 mm/s)的104.6、55.75以及8.38倍,3次失稳同时还引起了裂隙渗透率的明显增长,分别增加了1.40、1.49及0.39倍。

断层/裂隙剪切错动时不同的滑移形式对其渗透率会产生不同的影响,根据以上结果,滑移过程中持续的黏滑变形会整体降低断层/裂隙的渗透率,同样,蠕滑过程中渗透率也不断降低,但蠕滑过程中出现的局部黏滑能够使渗透率产生数倍的增加,且应力降的幅度越大,渗透率的增幅就越高。滑移速率的短暂波动与渗透率一样都是裂隙水力剪切的结果,在本质上由共同的控制条件决定,如断层/裂隙岩体的应力状态、裂隙面的几何特征及粗糙度等,滑移速率的增长有可能增加断层岩体的渗透率,同样裂隙渗透率的增加也有可能加速断层滑移。

2.5.2 滑移过程中的摩擦参数分析

在实际地层中,断层活化的基本形式多以黏滑和蠕滑行为的叠加为主[68],纯粹的蠕滑是十分罕见的,由于地球的不可入性以及强震发生的小概率性,在实验室研究断层的破裂过程和活动特性也具有重要意义[69]。图11描述的断层在水力耦合作用下的摩擦行为,不同于滑移-停滞-滑移的岩石摩擦试验,本试验中,滑移一旦启动,再无其他人为操作,所有现象都是其自身演化的结果,由于5-DS-1和5-DS-2试样均出现了黏滑行为,并最终向蠕滑过渡,其代表了水力耦合作用下,断层在摩擦滑动时的地震事件从发生到湮灭的整个过程,在此以图11(a)中的5-DS-1试样为例,重点分析该试样黏滑阶段的滑移稳定性。

早期经典的摩擦理论认识到静摩擦和动摩擦的区别,但是无法解释岩石在慢滑移过程中是如何恢复到下一个静摩擦,与此同时,间断性、周期性及不可预测性的黏滑现象与地震发生的特征十分相似。据此,BRACE和BYERLEE[70]首先意识到断层稳定性在地震发生机理研究中的重要性,并将黏滑作为地震发生的一种物理机制,从断层摩擦稳定性的角度来解释地震的发震机理。随后,DIETERICH、RUINA和RICE等[50-51,71]提出了速率-状态摩擦准则(RSF),且与实验结果一致,这一准则也逐渐成为人们理解断层滑动、地震成核、破裂等现象的基础,其通用表达式为

(5)

(6)

式中,v为滑移速率;v0为参考滑移速率;μ0为速率为v0时断层稳定状态下的摩擦因数;θ为状态参量,由Ruina首次引入摩擦本构模型,主要用于表征滑动历史产生的影响,相应的dθ/dt则为状态演化方程;D为特征滑移距离,表示某一稳定滑动速率到下一稳定滑动速率所需的滑移距离;a和b为与实验有关的经验常数。

将状态演化方程为0时的摩擦因数定义为稳定状态时的摩擦因数,即dθ/dt为0,则

(7)

得到稳定状态下的摩擦因数μss可表达为

(8)

稳定状态下的速度依赖性可表达为

(9)

RUINA[51]通过研究单自由度滑块模型的稳定性,认为b>a时,断层摩擦强度随速度升高而弱化,表现为不稳定滑动;b

在本研究中,上述表达式(5)和(6)包含的各项摩擦参数所象征的含义如图12所示,其中,μ0为初始摩擦因数;a0为失稳前一时刻摩擦因数增幅;a1为失稳前摩擦因数累积增幅;Δv为滑移速率变化量;D为特征距离;v0为失稳前的稳定滑移速率。

图12 摩擦参数在各滑移序列中的含义表征Fig.12 Meaning of friction parameters in each slip sequence

将图10(a)中5-DS-1试样的规则黏滑和混沌黏滑阶段的摩擦因数和滑移速率单独绘制出来,如图13、14所示。可以看出,规则黏滑从第1次失稳开始,共经历了13次失稳变形(图13(a))。前期摩擦因数呈线性增长,到第1次产生失稳滑移时约为0.568,失稳时b约为0.001 2,此后经过约5次失稳滑移,逐渐形成周期性的“爬升-掉落”,b逐渐增长并稳定在0.018 8附近,规则黏滑形成后,每个失稳序列平均用时约14 s,每次失稳约产生0.083 mm的滑移量,摩擦因数“掉落”瞬间滑移速率由一开始的0.011 mm/s增加至约0.07 mm/s后达到稳定,规则黏滑共用时173 s,滑移的变形量约1.145 mm(图13(b))。混沌黏滑(图14)共经历了14个滑移序列,失稳瞬间b值随着失稳次数的增加逐渐减小最后趋于0,滑移速率在过渡初期最高约0.066 mm/s,过渡后期逐渐趋于系统加载速率0.008 mm/s,混沌黏滑整体用时约220 s,是规则黏滑时长的1.27倍,产生的滑移量约为1.374 mm,是规则黏滑的1.2倍。

图14 混沌黏滑过程中摩擦因数与滑移速率随时间和 变形的演化特征Fig.14 Evolution of friction coefficient and slip rate with slip time and displacement during chaotic stick-slip

将规则黏滑和混沌黏滑中的摩擦因数μ0在不同参考标准下升高或降低的相对大小(b-a)用图15表示。图15(a)表示黏滑失稳瞬间b-a随滑移序列的变化规律,μ0的参考标准为图12中a0点对应的摩擦因数,这种情况下研究的是黏滑失稳的瞬时稳定性。规则黏滑在开始形成时,b-a0为-0.000 4,还属于稳定滑移的范畴,但是随着规则黏滑的自然演化,b-a0随着滑移序列逐渐增加并趋于平稳,最大值为0.031,意味着断层滑移由初期的稳定滑移向不稳定滑移转变,其不稳定状态在达到一定程度后不再增加。对于混沌黏滑,其本质上是黏滑向蠕滑的过渡阶段,在前5个滑移序列中,b-a0在0.005～0.014波动,断层表现为明显的不稳定滑移,从第6个序列开始逐渐收敛并向0逼近,其不稳定程度逐渐减小,断层由不稳定的滑移状态越来越趋于稳定。

图15 不同参考时刻下断层滑移稳定性Fig.15 Fault slip stability at different reference moments

图15(b)表示黏滑失稳的阶段稳定性演化趋势,μ0的参照标准为图12中a1点对应的摩擦因数,这种情况下研究的是黏滑失稳的阶段稳定性。规则黏滑的b-a1在大多数滑移序列中小于0,代表摩擦因数在失稳时瞬间降低的幅度一般不超过失稳前的累积增幅,在这样的参考标准下,大多数序列中都是稳定的,从数值上看,b-a1最小为-0.017,最大为0.018,平稳变化时在-0.005上下波动,其中也有第5和第13滑移序列由稳定滑移突变为不稳定滑移,反映了断层稳定性演化的随机性。而混沌黏滑由于整体向蠕滑过渡,单序列中摩擦因数降幅b总小于两次序列之间的累积增幅a1,因此b-a1总小于0,其中前5个滑移序列b-a1在-0.011～-0.004,其后随滑移序列的增加趋于0,至混沌黏滑结束,b-a1约为-0.002,断层始终维持稳定滑移状态。

规则黏滑和混沌黏滑在自然演化过程中,应力降、摩擦因数等相关参数随滑移序列(拟合函数见表2)的变化也自有一定的规律可循,如图16所示。

剪切应力降Δτ、b、滑移速率变化量Δv及特征滑移距离D在规则黏滑中随着滑移序列的增加,升高的越来越慢,比较符合对数函数变化趋势;而在混沌黏滑初期,各参数略小于规则黏滑后期,但是随着滑移序列的增加,先快速降低,后趋于平缓,较符合朗格缪尔函数。拟合函数的自变量为滑移序列,用i表示,而不是时间或变形,结果表明各项摩擦参数的周期性演化规律与失稳次数具有相关性。各参数随滑移序列的拟合函数见表2。

表2 摩擦参数随滑移序列拟合函数

图16 5-DS-1试样滑移过程中摩擦参数随滑移序列演化Fig.16 Evolution of friction parameters of sample 5-DS-1 with slip sequence

3 结 论

(1)在三轴静水压力下,花岗岩干热岩体裂隙内的注水压力与注水流量之间呈线性关系,裂隙的等效张开度与渗透率随法向应力的增加呈负指数衰减特征。

(2)剪切蠕变、注水压力、剪切应力速率和剪切位移速率4种诱因所引起的裂隙/断层的黏滑均导致裂隙/断层的渗透性显著增加,且滑移变形和滑移速率越大,渗透率增幅越大。4种诱因中,剪切蠕变引起的渗透率增幅最小,剪切应力速率引起的渗透率增幅最大。无论何种诱因,裂隙/断层在蠕滑过程中,渗透率不断降低。

(3)在剪切-渗流过程中,速率-状态摩擦定律仍然可以用于分析裂隙/断层的稳定性特征,在恒剪切位移速率下,花岗岩干热岩体裂隙随着黏滑次数的增多,剪切应力降、b值及滑移速率等摩擦参数在规则黏滑中以对数函数形式增长,断层滑移的不稳定程度增加;而在混沌黏滑中,上述参数符合朗格缪尔方程,并趋向于0,断层滑移的不稳定程度降低。