断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律.pdf

断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律李樯1，马丹1,2，张吉雄1,2，刘勇1，侯文涛1(1.中国矿业大学 矿业工程学院，江苏 徐州 221116；2.中国矿业大学 深部煤炭资源开采教育部重点实验室，江苏 徐州 221116)摘要:为探索采动影响下的断层活化突水机理，开展断层破碎岩体剪切变形与渗透性演化试验研究。基于流固耦合原理设计一套破碎岩体压剪渗流试验系统，实现破碎岩体剪切变形与渗流的耦合过程，开展多因素影响下的破碎岩体剪切渗流耦合试验，获得连续剪切过程中颗粒级配和初始孔隙率对孔隙率和渗透性参量的影响规律。结果表明，连续剪切条件下，破碎岩体的渗透率和孔隙率变化过程大致相同，可分为 3 个阶段：缓慢增长阶段，破碎岩石颗粒由散乱状态向有序的组织结构调整；加速增长阶段，破碎岩石颗粒剪切膨胀；增速放缓阶段，破碎岩体颗粒的剪切变形在围压的约束下达到动态平衡。试样 Talbot 指数越小或初始孔隙率越大，渗透率和孔隙率敏感性越强，渗透率和孔隙率越大；非 Darcy 流 因子的演化规律与渗透率的演化规律相反。结合数值模拟发现，剪切作用下破碎岩体剪切带内岩石颗粒的运移是剪胀现象发生的主要原因，破碎岩体剪胀过程中颗粒的力链由随机分布向特定方向转化，表现为局部孔隙和孔喉的膨胀，是孔隙率和渗透率增加的主要原因。研究成果可为深部煤矿突水灾害机理揭示与灾害防治提供参考。关键词：断层突水；破碎岩体；剪切渗流耦合；渗透特性；离散元模拟中图分类号：TD315 文献标志码：A 文章编号：1001-1986(2023)08-0150-11Mining-inducedsheardeformationandpermeabilityevolutionlawofcrushedrockmassinfaultzoneLI Qiang1,MA Dan1,2,ZHANG Jixiong1,2,LIU Yong1,HOU Wentao1(1.School of Mines,China University of Mining and Technology,Xuzhou 221116,China;2.MOE Key Laboratory of Deep Coal Resource Mining,China University of Mining and Technology,Xuzhou 221116,China)Abstract:To explore the mechanism of water inrush induced by fault activation under mining,experimental studieswere conducted on the shear deformation and permeability evolution of crushed rock mass in fault zone.Specifically,aset of compression-shear-seepage test system for crushed rock mass was designed according to the principle of fluid-sol-id coupling,with the coupling process of shear deformation and seepage realized.On this basis,the shear-seepage coup-ling test was carried out for the crushed rock mass under the influence of multiple factors.Thus,the influence of particlesize distribution and initial porosity of crushed rock mass on porosity and permeability parameters during continuousshearing process was obtained.According to the experimental results,the change process of permeability and porosity ofthe crushed rock is generally same under the continuous shear conditions,which can be divided into three stages:(1)theslowly increase stage,which reflects the process of crushed rock particles adjusting from scattered state to a certain or-ganizational structure under confining pressure and shear stress;(2)the accelerated increase stage that reflects the shearswelling process of crushed rock under shear stress;and(3)the slowed increase stage,during which the crushed rockparticles will finally reach dynamic equilibrium under the constraint of confining pressure.The sample with smaller Tal-bot index or larger initial porosity has higher permeability and porosity sensitivity,as well as greater permeability and 收稿日期:2023-01-30；修回日期:2023-06-29基金项目:国家自然科学基金项目(52122404，41977238)第一作者:李樯，1992 年生，男，山东淄博人，博士，讲师，从事岩体渗流力学研究.E-mail：通信作者:马丹，1988 年生，男，四川天全人，博士，教授，博士生导师，从事资源绿色开采、岩体渗流力学研究.E-mail： 第 51 卷 第 8 期煤田地质与勘探Vol.51 No.82023 年 8 月COAL GEOLOGY&EXPLORATIONAug.2023李樯，马丹，张吉雄，等.断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律J.煤田地质与勘探，2023，51(8)：150160.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.01.0022LI Qiang，MA Dan，ZHANG Jixiong，et al.Mining-induced shear deformation and permeability evolution law of crushed rockmass in fault zoneJ.Coal Geology&Exploration，2023，51(8)：150160.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.01.0022porosity.However,the evolution law of factor of non-Darcy flow is opposite to that of permeability.Through numeric-al simulation,it is found that the migration of rock particles within the shear zone of crushed rock mass under shearstress is the main cause of the shear swelling.The transformation of the force chain of particles from a random distribu-tion to a specific direction during the shear swelling of crushed rock mass,which is manifested in the swelling of localpores and pore throats,is the main reason for the increase of porosity and permeability.The research results couldprovide reference for the revealing of water inrush mechanism and prevention of water inrush in the deep coal mines.Keywords:fault water inrush;crushed rock mass;shear-seepage coupling;permeability characteristics;discrete ele-ment simulation 煤炭是我国最重要的战略能源之一，近年来煤炭消费量占全国能源消费总量的 50%以上，预计未来几十年，煤炭在我国能源消费中仍将占据重要地位。随着我国对煤炭资源需求的进一步增加和浅部煤炭资源的枯竭，煤矿的开采强度和开采深度也随之增加1。由于我国水文地质条件复杂，煤矿开采的强度逐年增加，突水灾害的隐蔽性和突发性随之增强，对矿山的安全生产和人员生命安全造成巨大威胁2。在未来的煤炭开采中水害问题仍是制约煤矿安全生产主要因素之一。据统计，煤矿 90%以上突水事故是由软弱地质构造(如断层、陷落柱等)失稳导致的3。断层中充填的破碎岩体具有粒径分布随机、强度低和易崩解的特征，在开采扰动下容易活化成为导水通道4，在滑动剪切条件下，导水通道与工作面的采动裂隙连通5，进而导致突水事故发生。广泛分布于地下岩土工程中破碎岩体的物理力学特征很早就得到学者们的关注，尤其是破碎岩体的剪切变形特征。J.Feda6发现无黏性砂卵石与堆石材料具有明显的剪胀性，这种剪胀性是剪切过程中克服颗粒之间相互咬合状态的结果。江强强等7利用室内大型直剪仪研究了土石混合体在剪切过程中试样内部的变形演化特征。黄达等8指出随着锯齿状岩体结构面的法向应力及起伏角的增大，岩体的剪切强度参数也随之增大，且二者呈近似线性关系。刘红岩等9研究了在剪切作用下岩块之间的剪切破坏规律，建立了贯通节理岩体的变形及动态损伤本构模型。邵磊等10基于堆石颗粒具有形状极其不规则、咬合作用突出的特点，模拟探讨了三轴剪切条件下堆石体变形的细观机制。孙田等11利用扭剪仪对级配相同的圆砂砾土和角砾砂砾土进行了动三轴对比试验。对于破碎岩体的变形及渗透性演化特性，学者们开展了大量的试验及模拟研究12-14。马丹等5通过开展破碎带岩体蠕变冲蚀耦合力学实验，研究了变质量突水过程中断层破碎带岩体的变形及渗流演化特征。Liu Yixin 等15分析了断层内破碎岩体的成分和颗粒粒径，指出断层内破碎岩体是多种岩性岩石长时间在相互挤压和剪切作用下的结果。马丹16、Bao Xuewei17等在分析断层诱导地震发生时将承压水作为一个参考因素，分析了不同水压力对断层岩体抗剪性能的影响。张超等18采用 FLAC3D模拟了应力渗流耦合作用下的岩体破坏及渗透率变化特征，验证了孔隙水压增大对岩体强度劣化的加速作用。张勃阳等19引用分形维数的概念研究了破碎岩体在侧限压缩条件下的渗透规律。杨天鸿等20建立了基于 Brinkman 方程的含水层、破碎导水带及巷道 3 种水流运移耦合模型，验证了含水层充足的补给水量及高水压是导致破碎带失稳并最终造成突水的根源。杜锋等21通过对破碎岩体水沙两相渗流模型的研究发现，破碎岩体的粒径大小与沙粒的流失规律有密切的关系。综上可知，断层活化突水灾害与断层破碎岩体的应力渗流耦合行为密切相关，但剪切渗流耦合作用下破碎岩体的变形特征和渗透特性尚不明确，因此，研究采动影响下断层破碎岩体的剪切变形和渗透特性的演化规律对揭示断层活化突水机理至关重要。笔者充分考虑到断层剪切作用下破碎岩体颗粒之间相对运动引起的变形和孔隙流体运移特征的改变，设计一套压剪渗流试验系统，开展断层破碎岩体颗粒级配、围压及初始孔隙率影响下破碎岩体的剪切渗流耦合试验，分析断层剪切变形和渗透性演化全过程，以期揭示应力条件和破碎岩体结构特征对破碎岩体剪切变形和渗透性参量的影响规律，为深部矿山突水灾害的预测和防治提供理论基础与科学指导。1断层破碎岩体特征断层(破碎带)是典型的长期地质活动造就的不良地质构造，其内部含有大量高度破碎的弱胶结或无胶结的破碎岩体。大量地质调查表明，这些断层破碎岩体是在断层发育过程中由基岩破碎形成，破碎后的岩石颗粒会随着断层上下盘岩体的滑移过程发生挤压、破碎和重排列22，图 1 为断层形成过程中不同阶段的充填物颗粒示意图。相较于上下盘岩层，被破碎岩体充填的断层软弱区域更容易在外部扰动下活化，进而丧失其封闭性导致突水灾害5。因此，揭示断层充填第 8 期李樯等：断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律 151 破碎岩体变形与渗透性响应规律是研究断层活化与突水通道形成机制的基础和前提。地质调查表明22，随着断层破碎带的发育，最开始时充填物颗粒粒径尺寸相差较小，随着断层上下盘的剪切滑移，部分剪切带的岩石颗粒挤压变形并破碎成较小粒径的颗粒，随着剪切带范围的扩大，断层内逐渐变成不同粒径颗粒随机分布的状态。随着颗粒在外剪切力作用下运动和破碎，不规则颗粒的棱角被研磨，颗粒逐渐由不规则形状变为近乎球形的颗粒。根据颗粒物质力学理论23，单一粒径的颗粒孔隙率较混合粒径颗粒集合体的孔隙率大得多，较小粒径的颗粒填充到大颗粒之间的缝隙，可以使混合颗粒获得更大的密实度24，当从小到大的各级粒径颗粒按比例混合形成混合体的密实度会更大。大量的地质勘探表明：断层充填物的密实度与其渗透性具有很好的相关性，因此，断层充填物的粒度分布与其渗透性也应该具有相关性。根据文献 25 的研究结果，当断层处于局部破碎状态时，横跨断层破碎带的充填物颗粒粒度呈“中间小两边大”分布，同时，断层的钻孔注水试验表明断层破碎带的渗透率也呈现相同的趋势，且断层破碎带边缘区域的渗透率比中心区域高 2 个数量级。断层破碎带的边缘区域较核心区域的孔隙率和渗透率更高，这就决定了断层内流体在边缘部分更容易运移，且运移方向平行于断层剪切方向。当断层处于高度发育状态时，断层破碎岩体的颗粒尺寸近似随机分布，此时断层不同区域的渗透性差异不大。上述研究结果表明，断层破碎岩体的颗粒级配对断层剪切变形有不可忽视的影响，决定了断层破碎带的孔隙率和渗透率空间分布，也对断层内流体运移方向有主导作用，是断层突水通道形成的重要影响因素，因此，有必要开展断层破碎岩体的剪切-渗流耦合特性研究。2破碎岩体剪切渗流耦合试验方法2.1试验材料从断层的形成过程可知，断层充填物为角砾岩、碎粒岩、糜棱岩等沉积岩，在长期的水化反应和地质运动中进一步碎裂、溶蚀和泥化。因此，本文使用泥灰岩为原料，破碎后筛分为不同粒径的破碎岩体颗粒备用。试验使用的岩石颗粒粒径为 0,05)、0.5,1.0)、1.0,2.0)、2.0,4.0)、4.0,6.0 mm。试样中组分颗粒的比例按照 Talbot 级配法24确定，即混合颗粒中各粒径颗粒所占比重符合以下关系：ai=(diD)n100%(1)diaidi式中：n 为 Talbot 幂指数(或级配指数)；为颗粒粒径；为颗粒粒径小于的颗粒所占的比重；D 为混合颗粒中粒径最大的颗粒粒径。根据式(1)得到的混合破碎岩体各组分的用量见表 1。根据 Talbot 幂指数从小到大按顺序编号，每一个 Talbot 幂指数配制 3 组试样，试验结果取平均值。表1试样配制方案Table1Samplepreparationscheme分组n每个粒径范围内的颗粒质量/g0,0.5)mm0.5,1.0)mm1.0,2.0)mm2.0,4.0)mm4.0,6.0 mmG1 0.1390.028.030.032.219.9G2 0.3237.354.867.583.157.3G3 0.5144.359.884.6119.691.8G4 0.787.854.889.1144.7123.6G5 0.953.446.386.3161.1152.9 2.2试验系统设计为了研究剪切渗流耦合效应下破碎岩体的渗透特性变化规律，再现断层活化突水过程，本文设计了一套压剪渗流试验系统。该试验系统可实现对断层充填介质剪切变形及渗透特性的模拟，压剪渗流试验系统如图 2 所示。压剪渗流试验系统主要包括：渗透压供给系统、轴向加载系统、压剪渗透系统、围压回路和收集测量系统(图 3)。其中渗透压供给系统中，双作用液压缸可以通过转换单向变量液压泵的油压输出相同大小的稳定水压，用于破碎岩体的渗透试验；轴向加载系统可实现恒定的轴向位移加载功能；压剪渗透系统对测试试样施加压应力并进行渗透试验；收集测量系统包括液压系统的压力传感器、渗透出口的流量计和压力机的 颗粒破碎程度图 1 断层充填物颗粒演化过程22Fig.1 The evolution process of the particle of fault filling22 152 煤田地质与勘探第 51 卷位移计，可通过无纸记录仪将渗透水压、围压、剪切位移、剪应力、流量等信息传输到计算机进行记录和处理。4631527109118121压头；2盖板；3缸筒；4底座；5、6O 型密封圈；7试件；8螺栓；9渗透入口；10渗透出口；11围压入口；12通气孔图 3 压剪渗透仪组成及实物Fig.3 Composition and the object of the compression-shearpenetrator 2.3试验流程试验开始前首先对设备进行安装调试，之后再进行试验，试验具体步骤如下：(1)制备并装填试样。首先根据表 1 称取一定质量的破碎岩体颗粒配置 Talbot 指数 n 分别为 0.1、0.3、0.5、0.7 和 0.9 的混合破碎岩体试样。根据上文中压剪试件的安装方法装填上述混合破碎岩体。最后使用橡皮膜包好并安装到渗透仪内，调整好试样位置并使用热熔胶密封关键连接部位。(2)施加围压。打开围压泵，等待液压油充满渗透仪，当排气口流出液压油后关闭液压泵，封闭排气口，继续开启液压泵直到目标围压。(3)试样饱和。向双作用液压缸内充水，关闭充水阀门。随后开启数据采集软件。打开出水阀门并开启单向变量液压泵，等待管路充满水且试样饱和，最终渗出液从渗透仪出口排出。(4)剪切试样。待渗透出口有稳定的水流流出，开启压力机设置为位移加载方式，加载速度设置为1.2 mm/min，同时每隔 10 s 记录一次渗出液的体积直到渗透试验结束，更换试样。(5)改变围压分别为 1.0、1.5 和 2.0 MPa，重复步骤(1)步骤(4)，进行不同围压下破碎岩体的剪切渗流试验。(6)改变破碎岩体的颗粒级配，Talbot 指数分别为0.1、0.3、0.5、0.7 和 0.9，重复步骤(1)步骤(4)，进行不同颗粒级配的破碎岩体的剪切渗流试验。2.4参数计算为方便说明试验中各物理参数的计算方法，将试样的装配结构简化如图 4 所示，其中 L、B 和 H 分别为破碎岩体的长、宽和高。初始孔隙率 0指的是剪切渗流试验开始之前破碎岩体的孔隙率，根据孔隙率的定义，破碎岩体的孔隙率指的是破碎岩体中孔隙部分所占的比率，即：0=VpV=1VsV=1mssBLH(2)K1K2K3P1K4ABCEDPMMabcdbcefgA渗透压供给系统B轴向加载系统C压剪渗透系统D围压回路E收集测量系统a水泵b单向变量液压泵c溢流阀d双作用液压缸e流量计f无纸记录仪 g量筒K1、K2、K3、K4截止阀P压力计图 2 剪切渗流耦合试验系统连接Fig.2 Connection of the shear-seepage coupling test system第 8 期李樯等：断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律 153 式中：Vp为破碎岩体中孔隙体积；V 为破碎岩体体积；Vs为破碎岩体颗粒体积；ms为破碎岩体颗粒质量；s为破碎岩体密度。Vti+1Vti(i=1,2,3,)通过上述试验流程得到渗出液累计体积的时间序列 Vi，在 1,td 时间段内构建得到 ti,ti+1 的平均流量 Qi，则每个时间段的平均渗流速度 vi为：vi=QiA=4Qid2(3)式中：A 和 d 分别为渗透出口管段的横截面积和直径。剪切位移 l 可由下式计算得到：l=vt(4)v式中：为试验机轴向位移的加载速度；t 为时间。由于渗透出口连接大气，则压力梯度 J 为：J=pH=p1 p2H=p1H(5)式中：p=p1p2为渗透压差；p1为渗透入口压力；p2为渗透出口压力，即 p2=0。根据 Forchheimer 方程5，设 ti和 ti+1时刻的渗流速度分别为 vi和 vi+1，压力梯度为 J，则根据这 2 个时刻的 v-J 关系：J=vik+vi2J=vi+1k+vi+12(6)式中：和 分别为流体的黏度和密度；k 和 分别为渗透率和非 Darcy 流 因子。可求得第 ti时刻的渗透率 ki和非 Darcy 流因子i分别为：ki=vivi+1J(vi+vi+1)i=Jvivi+1(7)根据 Kozeny-Carman 公式，多孔介质的渗透率与孔隙率的关系可用下式描述：k=cdp3(1)2(8)式中：c 为渗透率的参考系数，与多孔介质本身的构成相关；为多孔介质孔隙率；dp为多孔介质颗粒的平均直径。因此，由孔隙率与渗透率的关系可求得 ti时刻的孔隙率。3破碎岩体剪切渗流特性影响因素3.1颗粒级配图 5 为不同颗粒级配试样在剪切过程中的渗透率 k 和非 Darcy 流 因子变化曲线。可以看出，连续剪切条件下，破碎岩体的渗透率和孔隙率变化过程大致相同，可分为 3 个阶段：缓慢增长阶段、加速增长阶段和增速放缓阶段。对应的非 Darcy 流 因子的演化呈现出相反的趋势，即缓慢降低阶段、加速降低阶段和降速放缓阶段。0123(a)渗透率(b)非 Darcy 流 因子4562468101214渗透率/m2剪切位移/mm n=0.9 n=0.7 n=0.5 n=0.3 n=0.101234560.20.10.40.60.81.01.2非 Darcy 流 因子/mm1剪切位移/mm n=0.1 n=0.3 n=0.5 n=0.7 n=0.9图 5 颗粒级配对破碎岩体渗透性参量的影响Fig.5 Influence of particle gradation on permeability parametersof crushed rock 由图可知，不同颗粒级配的破碎岩体在剪切条件下的渗流属性有如下特点：BLH图 4 试样的装配结构Fig.4 Assembly structure diagram of the sample 154 煤田地质与勘探第 51 卷(1)初始阶段各组试样的渗透率相差不大，这是因为破碎岩体颗粒装配时的初始孔隙率相同，并且在1 MPa 围压作用下破碎岩体的压缩性较小，因此初始阶段的破碎岩体颗粒的孔隙率相差不大。由于破碎岩体的渗透率与孔隙率的相关性最大，因此各试样在初始阶段的渗透率和非 Darcy 流 因子在初始阶段均相差不大。(2)随着剪切位移的增加，级配指数 n 越小的破碎岩体试样渗透率增长越快，稳定阶段的渗透率更大。例如，级配指数 n 为 0.1 和 0.9 的破碎岩体的渗透率增幅分别为 11.23 和 3.20 m2。(3)随着剪切位移的增加，级配指数越大的破碎岩体试样的非 Darcy 流 因子变化越大。例如，级配指数 n 为 0.1 和 0.9 的破碎岩体的非 Darcy 流 因子减小的幅度分别为 0.16 和 1.03 mm1。从剪切条件下破碎岩体的渗透率和非 Darcy 流 因子的演化可以看出，颗粒的级配方式对剪切过程中破碎岩体的变形有十分显著的影响，图 6 为 5 组不同级配试样在剪切条件下孔隙率的变化曲线。01234560.080.100.120.140.160.180.200.220.24孔隙率剪切位移/mm n=0.1 n=0.3 n=0.5 n=0.7 n=0.9图 6 级配对破碎岩体剪切变形的影响Fig.6 Influence of particle gradation on shear deformation ofcrushed rock 初始阶段中各组试样被施加围压后孔隙率(约0.11)相差较小，说明不同级配的破碎岩体颗粒在1.5 MPa 围压下的压缩性相差较小。虽然试样的初始孔隙率相差不大，但在剪切结束阶段孔隙率分别变为0.180、0.202、0.220、0.228 和 0.240，增幅分别为 0.070、0.092、0.110、0.118 和 0.130，这说明随着级配指数越大，破碎岩体颗粒的孔隙率变化值越大。3.2初始孔隙率利用上述方法得到初始孔隙率 0分别为 0.12、0.15 和 0.18 的渗透性参量演化曲线，如图 7 所示。可以得出，在相同围压和颗粒级配条件下，不同初始孔隙率破碎岩体颗粒的渗透性参量演化规律不同，具体表现为：0(1)初始孔隙率高的破碎岩体在剪切初始阶段渗透性也更高。例如为 0.18 的试样在剪切初始阶段的渗透率为 3.23 m2，而初始孔隙率为 0.12 的试样初始渗透率为 2.20 m2，后者是前者的 1.47 倍。(2)第二阶段中，初始孔隙率高的试样的渗透率和非 Darcy 流 因子变化幅度更大。例如在剪切位移从 2 mm 到 5 mm 的过程中，0为 0.12 试样的渗透率由 2.20 m2增长到 5.49 m2，增幅为 3.29 m2，而同一阶段 0为 0.15 和 0.18 试样的渗透率增幅分别为 7.57和 10.96 m2。同时，该阶段试样的非 Darcy 流 因子变化幅度分别为：0.54、0.79 和 0.86 mm1。(3)趋于稳定阶段中，初始孔隙率高的试样渗透率更大，非 Darcy 流 因子更小。在剪切位移达到 6 mm时，试样的渗透率分别为：5.49、10.02 和 14.19 m2，并且 非 Darcy 流 因 子 分 别 减 小 到：0.45、0.22 和0.15 mm1。渗透性参量发生上述变化的原因同样可从孔隙率变化的角度分析，图 8 为 3 组试样在剪切条件下孔隙率的变化曲线。012(a)渗透率(b)非 Darcy 流 因子3456246810121415渗透率/m2剪切位移/mm0=0.120=0.150=0.1801234560.20.40.60.81.01.2非 Darcy 流 因子/mm1剪切位移/mm0=0.120=0.150=0.180.1图 7 初始孔隙率对破碎岩体渗透性参量的影响Fig.7 Influence of initial porosity on permeability parameters ofcrushed rock第 8 期李樯等：断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律 155 01234560.080.100.120.140.160.180.200.220.240.25孔隙率剪切位移/mm0=0.120=0.150=0.18图 8 初始孔隙率对破碎岩体孔隙率的影响Fig.8 Influence of initial porosity on shear deformation ofcrushed rock 首先，初始阶段中试样被施加围压后孔隙率分别为 0.12、0.15 和 0.18，由于各组试样的压缩性不同，在围压作用下初始孔隙率高的试样的孔隙率变化更大。其次，由于高孔隙率试样的颗粒活动空间更大，因而更容易在剪切作用下发生剪胀行为，所以其孔隙率增长幅度更大。最后，初始孔隙率高的试样的初始阶段孔隙率更大，并且剪切作用下的剪胀程度更大，所以导致最后阶段孔隙率最大。4破碎岩体剪切渗流模拟4.1模拟方法破碎岩体的细观研究表明，岩石颗粒围成的孔隙网络相互连接，但颗粒与颗粒并不是围成完全封闭的空腔，因此颗粒之间不可能完全接触，总有细小的通道，颗 粒 间 空 腔 通 过 颗 粒 之 间 的 细 小 通 道 连 通。P.A.Cundall 等26假定流体全部储存于固体颗粒之间的孔隙中，流体的渗流就是相邻孔隙中流体的交换，其中颗粒围成的孔隙成为“域”，流体的交换通道成为“管道”，图 9 为利用离散单元法模拟的破碎岩体孔隙网络示意图。该方法中的流固耦合实现过程如下：首先颗粒集合体根据力位移定律和接触模型计算得到颗粒的位置，再进一步得到域的大小和通道的开度，由流体动力学知识计算域中流体的压力和通道中流体的速度，最后将域中流体的压力作用于周围颗粒上，重新根据力位移定律和接触模型计算直到平衡。为了得到剪切过程中破碎岩体的渗流变化过程，首先建立如图 10 所示的离散元模型。建立离散元模型过程中首先生成壁面，壁面围成的计算域内使用线弹性模型生成目标孔隙率的圆形颗粒，孔隙流动假定为 Forchheimer 流。当颗粒全部生成并趋于静止时设置颗粒的弹性恢复系数、颗粒颗粒摩擦因数、颗粒壁面摩擦因数等参数。为保证模拟结果与试验结果的一致性，采用试错法构建破碎岩体试样的数值模型。壁面-1壁面-2壁面-3壁面-4壁面-5壁面-6流场入口边界流场出口边界壁面(a)颗粒边界(b)孔隙边界图 10 边界条件Fig.10 Boundary condition 试样在剪切过程中体积的变化是本文研究的重点，选取 Talbot 指数 n=0.5 的破碎岩体试样，模拟获得1.5 MPa 围压下剪切过程中的体积应变，得到如图 11所示试样体积应变的数值模拟结果与试验结果的对比。从图中可以发现模拟值与试验值相差较小，体积应变最大值的误差在 10%以内。通过试错法得到的模型细观参数见表 2。颗粒孔孔喉图 9 破碎岩体模拟方法Fig.9 Simulation method of crushed rock 0.51.01.52.02.53.03.54.04.500.020.040.060.080.100.12体积应变剪切位移/mm 试验结果 模拟结果图 11 体积应变的数值模拟与试验结果对比Fig.11 Comparison of numerical simulation and test results ofvolumetric strain 156 煤田地质与勘探第 51 卷表2破碎岩体模型计算参数Table2Calculationparametersofcrushedrockmodel参数值计算域尺寸/(mmmm)200100最小颗粒直径Dmin/mm1最大颗粒直径Dmax/mm10颗粒密度/(kgm3)2 600颗粒颗粒摩擦因数0.5颗粒壁面摩擦因数0.9法向接触刚度/(Nm1)1.5108切向接触刚度/(Nm1)1.0108法向阻尼比0.2切向阻尼比0.1孔隙率0.120.18 4.2模拟结果在外力作用下，破碎岩体颗粒会被挤压而滑动和滚动，为达到新的力平衡状态，破碎岩体颗粒位置重新排布，表现为破碎岩体颗粒的骨架发生变化。然而当外部作用力达到一定水平(即材料宏观上的强度极限)，颗粒运动幅度会显著增大，颗粒骨架变得不再稳定，颗粒运动幅度最大的区域形成剪切变形带。剪应力作用下，破碎岩体颗粒之间相互挤压产生咬合效应，使颗粒无法自由运动，在剪切试样中表现为抗剪强度，这种性质是不能用连续介质力学的理论解释的，因而本节借助离散单元法分析破碎岩体颗粒的剪切变形过程。4.2.1 剪应力剪切位移关系图 12 为 Talbot 指数 n=0.5 的破碎岩体试样在1.5 MPa 围压作用下剪切过程中剪应力和体积应变随剪切位移的变化。0.51.01.52.02.53.03.54.000.51.01.52.02.5max3.0切应力/104 MPa剪切位移/mm 剪切应力 体积应变00.020.040.060.080.100.120.14体积应变图 12 剪切应力和体积应变变化曲线Fig.12 Change curves of shear stress and volume strain 从图 12 可以看出，破碎岩体在剪切过程中可大致分为 3 个阶段：第一阶段为剪切位移在 01.3 mm 范围内，该阶段内试样的剪切应力快速增长，同时体积应变呈线性增长。该阶段之前，破碎岩体颗粒在围压作用下压缩达到平衡状态，但是剪切方向上破碎岩体颗粒之间并不是紧密结合状态。在剪切作用下破碎岩体颗粒逐渐挤压、滚动和咬合，宏观上表现为剪切应力的逐渐增长，当颗粒的挤压、滚动和咬合状态达到极限状态即表现为剪切应力达到最大值。同时由于颗粒强度大、不容易发生破碎，因此在相互挤压过程中会引发滚动，颗粒的转动会使颗粒在垂直于剪切方向抬升，表现为试样体积的膨胀。第二阶段为剪切位移在 1.33.3 mm 范围内，该阶段内试样的切应力平稳波动，同时体积应变继续线性增长。该阶段中颗粒的运动变成滚动和错动，由于颗粒之间的咬合力达到最大，所以剪切应力不再增长，由于试样剪切面上颗粒粒径大小不一，所以颗粒的滚动使剪切应力呈现上下波动的状态。同时颗粒滚动过程中在垂直于剪切方向继续抬升，所以试样体积进一步膨胀，直到试样中颗粒的滚动趋于平稳，试样体积停止膨胀。第三阶段为剪切位移在 3.34.0 mm 范围内，该阶段内试样的切应力平稳波动，同时体积应变停止增长或略微减小。该阶段试样中形成剪切带，剪切带内的颗粒继续保持滚动和错动状态，剪切带外的颗粒运动幅度减小，因此宏观上表现为颗粒的运动进入动态平衡状态，切应力和体积应变也逐渐稳定。4.2.2 颗粒接触分析为研究剪切过程中破碎岩体孔隙中渗流场的演化特征，应用本章提出的孔隙尺度水力耦合模型，对不同剪切条件下的破碎岩体试样进行剪切渗流耦合计算，图 13 为在 1.5 MPa 围压作用下 Talbot 指数 n=0.5 的试样的颗粒运移和孔隙结构演化过程。颗粒之间的接触形成的网络称为力链，根据接触的强弱分为强力链和弱力链，强力链构成颗粒材料的骨架，弱力链辅助强力链形成接触网络。图 13a 为剪切位移分别为 0.8、1.6、2.4、3.2 和 4.0 mm 时颗粒的力链分布图。从图 13a 可以看出，随着剪切位移的增加，当l=0.8 mm 时，试样中颗粒在各个方向上的接触的分布比较均匀，而当 l=1.6 mm 时，试样中部分颗粒的接触方向逐渐向斜向转变，当 l=2.4 mm 时，试样中颗粒的接触在 120方向上有了比较集中的分布。这是因为剪切位移在 00.8 mm 阶段内颗粒的运动状态以滚动为主，容易引起颗粒间接触方向的改变。同时，剪切位移在 0.82.4 mm 范围内强力链的分布有比较大的改变，在 3.24.0 mm 范围内强力链的分布几乎没有变化，强力链的这种变化正好与剪应力的变化相同，这说明宏观上破碎岩体颗粒的抗剪强度由微观上接触角度第 8 期李樯等：断层带破碎岩体采动剪切变形与渗透性演化规律 157 为 120的强力链提供。此外，剪切过程中剪切带内的强力链角度变化较大，而边缘颗粒的接触角度几乎没有变化，这是因为在剪切过程中剪切带外颗粒的运动形式主要是平动，颗粒间摩擦力的约束使接触方向仅发生微小的变化，剪切带内颗粒的运动形式主要是滚动和错动，颗粒的翻滚使接触方向变化较大。0.800.70.60.50.40.30.20.1应力/MPa0.1000.080.060.040.02位移/mm1.000.80.60.40.250040302010l=0.8 mml=1.6 mml=2.4 mm(a)力链分布(b)颗粒的位移矢量(c)压力梯度(d)流速分布l=3.2 mml=4.0 mml=0.8 m