注水诱发地震中含不同断层泥的断层岩石破坏研究

2021-09-26康建旗姜智彬吴振宇郑东平朱建波

中南大学学报（自然科学版） 2021年8期

康建旗，姜智彬，吴振宇，郑东平，朱建波,3

(1.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津，300350；2.中铁二十五局集团第五工程有限公司，山东青岛，266000；3.深圳大学广东省深地科学与地热能开发利用重点实验室，深地科学与绿色能源研究院，土木与交通工程学院，广东深圳，518060)

21世纪以来，全球经济迅速发展，浅层油气田、煤炭等传统能源逐渐耗尽，传统能源的开发及利用过程中产生了环境污染等问题。为了满足人类的生产和生活需求，同时减少环境污染问题，世界各国对于深地油气田、页岩气和地热等新能源和清洁能源的开发愈加重视。然而，人为因素(水力压裂等技术)对深部岩石的过度干扰引发了新型地质灾害，即注水诱发地震[1−3]。针对注水诱发地震发震机理问题，相关学者从不同研究方向开展了理论、试验及数值模拟研究。注水诱发地震机理概括为以下3种：地应力改变、孔隙水压力增加和断层摩擦系数改变[4−8]。

除了外界干扰(应力、孔压)，注水诱发地震中断层泥对断层的滑动特征影响也较大，包括断层泥的化学作用及其物理作用的影响[9]。LIU 等[10]研究了注水诱发地震中页岩—煤混合断层泥对断层滑动特征影响。HUNFELD等[11]开展了高孔压直剪试验，发现富含硬石膏—碳酸盐混合断层泥的断层最容易加速滑动，诱发地震的发震概率高。WANG 等[12]采用数值模拟方法，分析了石英和滑石颗粒混合的断层泥对断层滑动特征的影响，研究表明：随着断层泥中低强度颗粒(滑石)含量的增加，断层滑动特征由速率弱化状态向速率强化状态转变。含低强度断层泥的断层具有速率强化的趋势，且摩擦参数随着层状硅酸盐含量的增加而增加[13−14]。IKARI 等[15]进行了大量的室内试验，研究了断层泥的摩擦强度与断层滑动行为之间的相关性。除了研究断层自身的滑动特征外，断层研究还包括对断层滑动引起的断层周边岩石的变形破坏研究。相关学者采用边长为150～1 100 mm 的方形试样作为试验断层模型，通过数字散斑、声发射和热成像等技术研究了无孔隙水压力情况下平直和转折断层(无断层泥)周边岩石的变形破坏演化[16−18]。PASSELÈGUE等[19]虽采用声发射设备，记录了高孔压下圆柱试样沿斜切面(试验断层)滑动过程中声发射事件，并进行了地震能量分析，但由于试样尺寸小(直径40 mm，高度88 mm)且试样表面安装了多个探头，未对断层周边岩石变形破坏做统计分析。受限于试验条件，当研究试样是矿物颗粒时，可采用高孔压摩擦试验设备，但仅能研究断层滑动特征，无法监测断层周边岩石的变形；当试样为方形试样时，可以监测断层周边岩石的变形，但现有设备无法对其进行高孔压加载。因此，有必要进一步开展高孔压下方形试样沿斜切面(试验断层)滑动试验，探究注水诱发地震中断层周边岩石的变形破坏规律。

本文作者自主研发能够放置大尺寸方形试样且可承受高孔压的加载密封舱，开展高压注水条件下含不同断层泥的断层滑动特征的试验研究。采用验证后的COMSOL 多场数值模型，并考虑岩石损伤演化，确定断层周边岩石破坏区及其分布情况；分析注水条件下含不同断层泥的平直断层周边岩石的变形破坏规律；探究注水条件下断层泥对交叉断层周边岩石变形的影响规律。

1 室内试验

1.1 试样

试验试样为黄砂岩试样(长×宽×高为220 mm×220 mm×100 mm)，并沿对角线切开(见图1和2)，用磨料为RVD和颗粒度为150 号的金刚石砂轮研磨，粗糙度为100 μm，试验分析中定义该斜切面为“试验断层”。试验中所需断层泥选取断层泥矿物中常见的蒙脱石(剪切强度低)和石英(剪切强度高)混合物。蒙脱石颗粒粒径小于0.01 mm，石英砂颗粒粒径小于0.18 mm。根据断层泥中蒙脱石和石英砂的含量配比，选取3个试验断层：断层1断层泥中含75%(质量分数，下同)石英砂和25%蒙脱石，断层2 断层泥中含50%石英砂和50%蒙脱石，断层3断层泥中含25%石英砂和75%蒙脱石。

1.2 试验设备及工况

针对3 种断层开展无注水(Case 1)和注水(Case 2)双轴加载压缩试验(见图1)。试验设备包括双轴加载试验机(微机控制电液伺服加载机SD5000)、自制伺服控制注水设备(V1.0)和自制高孔压密封舱。高孔压密封舱长×宽×高为450 mm×450 mm×250 mm，采用厚度为40 mm的Q460高强度钢板制作，内部设置2个固定边界和2个与外界双轴加载机相连的加载传递轴，盖板设置注水孔、出水孔及孔压监测孔，加载传递轴及监测孔处进行了专业的密封处理(见图2)。

图1 试验设备Fig.1 Test equipment

图2 高孔压加载密封舱Fig.2 Sealed cell with high pressure

为了达到真实断层渗流条件，试验前对岩石试样外表面(不包括对切面)涂抹高强度防渗密封胶，保证注水仅沿着断层渗流，即除试样对切面为渗流边界外，试样其余面均为不透水边界，流体(水)初始渗流方向近似垂直于试样对切面。将蒙脱石和石英砂按照设计配比加水混合至饱和状态(试验过程中忽略断层泥的摩擦性质受其含水率的影响)，取100 g混合物并将其全部均匀涂抹在岩石斜切面处，厚度约为2 mm；涂抹后用0.005 mm孔径滤布密封试验断层部位，所选滤布具有一定弹性且密封试验断层时滤布稍微鼓起保持一定的伸缩性，即防止在注水加压过程中水压直接冲刷断层泥，又减少滤布对试验断层滑动的影响。将含断层泥的岩石试样放置于自制密封舱中，进行缓慢预压加载保证断层泥在断层内均匀压缩变形。之后向密封舱中缓慢注水直至注满(孔压约为0 MPa)，再对试样施加围压荷载：水平应力和竖向应力均为8 MPa。试样受围压加载稳定后，水平应力保持不变，竖向以0.02 mm/s 的加载速率持续加载600 s。同时，通过注水设备以2.5×10−4m3/s速率进行注水加压，岩石试样对切面处流体(水)初始渗流速度为4 mm/s，注水时间为600 s，最高孔压约为8.4 MPa。试验过程中采集作用于断层上的有效平均剪应力及滑动位移。为了保证试验数据的可靠性，试验结果均选取各个工况下3组试验的平均值。

2 数值模拟

2.1 岩石损伤破坏

基于最大拉应力准则和摩尔库仑准则，判定岩石是否发生拉伸破坏和剪切破坏。拉伸破坏变量Ft和剪切破坏变量Fs分别为：

式中：ft0和fc0分别为岩石拉伸强度和单轴压缩强度，MPa；φ为岩石内摩擦角；σ1和σ3分别为大小主应力，MPa；负号表示拉应力。

通过拉伸和剪切破坏变量定义岩石损伤变量D[20]：

式中：εt0和εc0分别为最大拉应变(抗拉强度与弹性模量的比值)和最大压应变(抗压强度与弹性模量的比值)；ε1和ε3分别为大主应变和小主应变；D为损伤变量，取值范围为0～1。

岩石破坏单元数的统计过程如下：首先，将式(1)，(2)和(3)编写到COMSOL 数值模拟程序中，自定义拉伸破坏变量Ft，剪切破坏变量Fs和岩石损伤变量D，并将损伤变量D>0的岩石单元定义为破坏单元，D=0的岩石单元为非破坏单元；然后，将损伤变量D>0 的岩石单元在COMSOL 数值模拟软件中筛选出来进行统计。

在COMSOL 数值模拟计算过程中，通过实时更新岩石弹性模量来反映岩石力学性质受其损伤变化的影响程度。基于弹性损伤理论，建立岩石损伤模型[20]：

式中：E为岩石实时弹性模量，GPa；E0为岩石初始弹性模量，GPa。

2.2 数值模型

数值模拟研究选取2 种典型几何断层：平直断层和交叉断层，其力学边界、渗流边界，加载条件和注水工况均与室内试验的一致(如图3(a)和(b)所示)，断层厚度均为2 mm。图3(c)所示为以2.5×10−4m3/s 速率进行注水后，断层处孔隙水压力随时间的变化曲线，最终断层处孔隙水压力约为8.4 MPa。断层单元和岩石单元均采用应变软化摩尔−库仑模型，流固耦合采用Biot 固结理论，Biot系数为1。3 种断层泥和岩石的物理力学性质见表1。

表1 断层泥及岩石物理力学参数Table 1 Physical and mechanical properties of gouge and rock

图3 平直断层和交叉断层数值模型Fig.3 Numerical model of straight and cross faults

为了验证数值模型的合理性，从断层处剪应力和断层滑动位移关系和断层周边岩石破坏情况2方面对比研究室内试验结果与数值模拟结果。基于验证后的平直断层模型，在平直断层(断层a)中点处增设与其相交的次断层b(断层a和b的断层泥相同)，考虑到边界(滑块)对次断层尖端变形破坏的影响[21]，次断层长度选取主断层长度的27%，研究注水工况下含不同断层泥的交叉断层周边岩石的变形破坏规律。

3 结果分析与讨论

3.1 断层滑动特征

孔隙水压力影响断层滑动特征。图4所示为无注水(Case 1)和注水(Case 2)工况下，断层处剪应力−断层滑动位移关系曲线的试验结果和数值结果对比。从图4可见：无论是室内试验还是数值模拟，在无注水和注水工况下，断层剪应力均随着断层滑动位移先增加到峰值剪应力τstatic，后分别减小到残余剪应力τdry-kenitic和τwet-kenitic；注水工况下剪应力的下降幅度大于无注水工况下剪应力的下降幅度；在无注水和注水工况下，断层失稳滑动，均发生1次应力降，且注水断层的应力降要大于无注水断层的应力降，无注水工况下，断层1，2和3 的应力降Δτdry分别为1.52，0.73和0.23 MPa，注水工况下，断层1，2和3的应力降Δτwet分别为2.06，1.21和0.44 MPa。在无注水和注水工况下，3种平直断层滑动特征的试验结果与数值结果相对误差均小于5%，吻合度高。

图4 剪应力−断层滑动位移关系曲线试验结果与数值模拟结果对比Fig.4 Comparison of test shear stress−fault slip curves and simulation results

断层剪切强度(峰值剪应力)和应力降均随着断层泥中石英含量的增加而增加，随着断层泥中蒙脱石含量的增加而减少。在无注水工况下，断层1，2，3 的断层泥剪切强度分别为4.11，2.87和1.60 MPa，其应力降分别为1.52，0.73和0.23 MPa。在注水工况下，断层1，2，3的断层泥剪切强度与无注水工况的一样，其应力降分别为2.06，1.21和0.44 MPa。

断层泥中蒙脱石颗粒径小且具有很强的吸水性，摩擦强度低(纯蒙脱石摩擦因数0.18)，易形成软弱面；而石英砂颗粒粒径较大且硬度较高，表现出较高的摩擦强度(纯石英砂摩擦因数为0.53)[22]，易发生脆性断裂破坏。断层滑移面特征示意图如图5所示。可见：断层1的滑移面以石英脆性断裂破坏为主，仅有少部分板状软弱结构面(红色虚线区域)；断层2 的滑移面仍以石英脆性断裂破坏为主，板状软弱结构面相对增加(红色虚线区域)；而断层3的滑移面中形成了大面积的板状软弱结构面(红色虚线区域)。随着断层泥蒙脱石含量的增加，断层滑移中产生的板状软弱结构面增加，因此，断层泥剪切强度和应力降均减少。

图5 断层滑移面特征Fig.5 Characteristics of fault slip surface

在无注水工况和注水工况下，含高强度(剪切)断层泥的断层均不易发生失稳滑动(需要较高的剪应力驱使断层泥中石英颗粒发生脆性破坏)，但滑动后会产生较大震级的地震(含高强度断层泥的断层失稳滑动后应力降大)。相较于无注水工况，注水工况下断层失稳滑动后应力降增加，进而会产生较大震级的地震。

3.2 断层周边岩石变形破坏

限于试验条件(岩石试样表面涂抹高强度防渗胶)，试验中无法观测注水条件下断层周边岩石的变形破坏，因此，采用数值模型来分析注水工况下断层周边岩石的变形破坏。断层周边岩石变形破坏判别采用最大拉应力准则和摩尔−库仑准则。基于COMSOL 的岩石损伤演化方程，在数值模拟过程中统计断层周边岩石破坏单元数(即岩石变形破坏声发射数)。

3.2.1 平直断层

图6所示为无注水和注水工况下断层周边岩石变形破坏的试验和数值结果。从图6可见：数值模型与试验条件下，岩石的变形破坏发展趋势相同，破坏区域大小基本相同且均发生在活动盘岩石的端部(应力集中区域)；在无注水条件下，3 种断层周边岩石变形破坏区域方位一致，仅区域大小不同，随着断层泥中石英含量的增加而增加。从岩石变形破坏方面进一步验证了数值模型的合理性。

从图6还可见：与无注水工况相似，注水工况下，断层周边岩石的变形破坏均发生在活动盘岩石的端部(应力集中区域)，少量岩石变形破坏发生在固定盘岩石的下端部，且岩石变形破坏区域大小随着断层泥中石英含量的增加而增加，其方位不变；相较于无注水工况，注水工况下仅岩石变形破坏区域增大，表明注水也只影响岩石变形破坏区域的大小，未改变其破坏区域方位(岩石为均质试样，无特殊渗流路径)。

图6 平直断层周边岩石变形破坏情况Fig.6 Deformation and failure of rocks around straight faults

高石英含量断层泥使得断层周边岩石破坏区域增加。这是因为高石英含量断层泥的剪切强度高，使得断层失稳滑动后应力降大，释放地震能量高，导致岩石破坏程度更大，岩石声发射数越高；高蒙脱石含量的断层泥剪切强度低，使得断层失稳滑动后应力降小，释放地震能量也小，从而岩石的破坏程度较小，岩石声发射数越低。在无注水工况下，断层1 的周边岩石的声发射数(岩石变形破坏单元数)为4 435，大于断层2 的周边岩石的声发射数2 201和断层3 的周边岩石的声发射数1 132。在相同注水情况下，断层1 的周边岩石的声发射数4 867，大于断层2 的周边岩石的声发射数2 488和断层3的周边岩石的声发射数1 954。

3.2.2 交叉断层

交叉断层数值模型基于试验验证后的平直断层数值模型建立，为了进一步验证交叉断层数值模型的合理性，对无注水和注水工况下交叉角度为90°的交叉断层进行滑动试验和数值模拟研究。图7所示为断层交叉角度为90°时的岩石变形破坏云图。可见：在无注水工况下，数值与试验断层岩石的变形破坏发展趋势相同，破坏区域大小基本相同且均发生在主次断层交叉区域及次断层端部(应力集中区域)。相较于无注水工况，注水工况下仅岩石变形破坏区域增大，表明注水也只影响岩石变形破坏区域的大小，未改变其破坏区域方位。

图7 交叉断层(交叉角90°)周边岩石变形破坏Fig.7 Deformation and failure of rocks around cross faults(90°)

基于上述试验验证后的交叉断层模型，针对含不同断层泥的交叉断层周边岩石的变形破坏区域的分布情况，分别选取断层交叉角度为15°，45°，90°，135°和165°时注水工况下岩石变形破坏云图进行分析，如图8～10所示。可见：在相同断层交叉角度下，断层周边岩石变形破坏区域随着断层泥中石英含量的增加而增加，破坏区域方位一致。

图8 交叉断层(断层1)周边岩石变形破坏Fig.8 Deformation and failure of rocks around cross faults(fault 1)

断层周边岩石的变形破坏区域大小随着交叉角度的变化而改变，其破坏方位同样受到交叉角度的影响。从图8～10可见：3种断层周边岩石的变形破坏均发生于断层a和次断层b相交区域及次断层b端部区域(应力集中区域)。当交叉角度为15°时，断层交叉区域岩石的变形破坏区是以交叉点为中心点，方位角135°～270°区域内；次断层b端部岩石的变形破坏区是以次断层b端点为中心点，方位角315°～360°和0°～90°区域内。当交叉角度为45°时，断层交叉区域岩石的变形破坏区是以交叉点为中心点，方位角90°～270°区域内；次断层b端部岩石的变形破坏区是以次断层b端点为中心点，方位角270°～360°和0°～90°区域内，相较于交叉角度为15°时，其周边岩石的破坏区域减小。当交叉角度为90°时，断层交叉区域岩石的变形破坏区是以交叉点为中心点，方位角90°～225°区域内；次断层b端部岩石的变形破坏区是以次断层b端点为中心点，方位角225°～360°和0°～45°区域内；相较于交叉角度为45°时，其周边岩石的破坏区域增加。当交叉角度为135°时，断层交叉区域岩石的变形破坏区是以交叉点为中心点，方位角45°～135°区域内；次断层b端部岩石的变形破坏区是以次断层b端点为中心点，方位角0°～45°和135°～180°区域内；相较于交叉角度为90°时，其周边岩石的破坏区域减小。当交叉角度为165°时，断层交叉区域岩石的变形破坏区以交叉点为中心点，方位角300°～360°和0°～120°区域内；次断层b端部岩石的变形破坏区是以次断层b端点为中心点，方位角120°～300°区域内；相较于交叉角度为135°时，其周边岩石的破坏区域增加。当交叉角度为45°和135°时，断层交叉区域和次断层b 端部的岩石变形破坏区沿着次断层b 整体上呈现对称分布。次断层b旋转经过零切应力面后(当交叉角度为45°和135°时，莫尔应力圆计算得到断层面切应力为0)时，次断层b周边岩石变形破坏区域更换方位。

图9 交叉断层(断层2)周边岩石变形破坏Fig.9 Deformation and failure of rocks around cross faults(fault 2)

图10 交叉断层(断层3)周边岩石变形破坏Fig.10 Deformation and failure of rocks around cross faults(fault 3)

图11所示为含不同断层泥的交叉断层周边岩石的变形破坏的声发射数统计。可见：在任意交叉角度情况下，与无注水工况相比，注水导致的断层周边岩石的变形破坏的声发射数较多。

图11 交叉断层周边岩石声发射数Fig.11 Number of acoustic emission of rocks around the cross fault

断层交叉角度影响断层周边岩石的变形破坏区的声发射数。在无注水和注水工况下，交叉断层周边岩石的变形破坏的声发射数随着断层交叉角度的变形趋势呈现W型，即交叉角度从15°增加到45°时，呈现减少趋势，从45°增加到90°时，呈现增加趋势，从90°增加到135°时，又呈现减少趋势，从135°增加到165°时，再次呈现增加趋势(增长率提高)。当断层交叉角度为45°时，断层周边岩石的变形破坏的声发射数最低(断层1，2，3 的声发射数分别为6 641，1 986和1 457)，而当断层交叉角度为165°时，断层周边岩石变形破坏声发射数最高(断层1，2，3 的声发射数分别为12 804，4 323和3 863)。这是因为，当交叉角度为45°时，根据莫尔应力圆求出次断层b所受初始剪应力为0，且正应力最小，因此，该组合断层周边岩石破坏程度最低。断层周边岩石的变形破坏区的声发射数随着断层泥中石英含量的增加而增加，即断层泥强度越高，断层周边岩石破坏程度越大，岩石声发射数增加。

研究表明：在断层a和b的断层泥成分相同的情况下，断层泥仅影响交叉断层周边岩石变形破坏区域大小，对其破坏区域方位不起决定性作用；断层几何结构决定断层周边岩石变形区域的大小和方位。

本文将断层系统简化为一个均质的平直或者交叉断层，断层泥矿物也仅为石英和蒙脱石，注水孔压均匀分布在断层中，而真实的断层泥包含了多种矿物，并且断层是一个非均质和多几何结构组成的复杂系统。注水诱发地震中水在断层和岩石的非均匀扩散也是主导断层滑动特征的因素。因此，今后注水诱发地震的研究需从非均质性、复杂几何组合体系和渗流扩散方面展开进一步讨论分析，完善注水诱发断层失稳滑动机制的研究。