裂缝扩展（共3篇）
裂缝扩展 篇1
摘要：为了更好地处理天然裂缝影响下水力裂缝的扩展模拟问题,提出了区域置换与破损单元的概念和方法,在此基础上建立了包括裂缝内流体运动、地层流体渗流和储层应力变形的水力裂缝扩展理论模型方程,运用图形建模数值方法,分析得到低渗透岩石天然裂缝对水力压裂裂缝开展的影响:天然裂缝对水力裂缝端部应力场的改变形成混合裂缝扩展形式;位于水力裂缝端部拉张区域的张性天然裂缝,因为压裂液漏失和因路径改变产生的摩阻力,造成水力裂缝内有效驱动压力耗散,影响了水力裂缝的扩展。裂缝监测报告与数值分析结果一致,验证了数值分析的方法和结果。
关键词：天然裂缝,水力裂缝,扩展,影响,数值分析
水力压裂是利用地面的高压泵组将高黏度压裂液泵入井中。当压裂层段的液体压力大于井壁附近的地应力和地层岩石抗张强度后,附近地层岩石产生裂缝。继续注入带有支撑剂的携砂液,逐渐形成具有一定几何尺寸和导流能力的填砂裂缝,从而达到改善储层和井眼之间流体连通性的目的[1]。近些年来,由于国内外各大油田中的低渗油田老井的再次开发和大量低渗未动用储量的开发,水力压裂技术成为重要的油气开采措施[2]。天然裂缝往往对水力压裂裂缝扩展产生重要影响[3,4],因而对此研究有助于增加产量。
现有的水力裂缝扩展模拟方法是首先假定一初始长度和宽度的半椭圆型或半圆型裂缝,求得缝内流体压力和速度的一维或二维分布;然后根据I型裂缝长度与缝内压力的匹配关系,迭代得到时步的水力裂缝高度和长度。这种裂缝扩展模拟的方法具有较高的数值解析效率,但它只适合平面的I型裂缝扩展模拟问题,对三维或混合裂缝扩展问题并不适用。
储层中的真实的裂缝扩展往往不属于I型裂缝类型。如地层的非均质、各向异性以及储层中天然裂缝的分布等因素,都会造成储层介质的应力变形分布的非对称性,导致混合裂缝的形成。由于混合裂缝的长度或宽度与其缝内压力分布的关系比较复杂,一般得不到简明的解析理论解,所以上述模拟I型裂缝扩展的方法对有天然裂缝影响的水力裂缝扩展的模拟就不大适用了。
本文应用图形建模数值模拟的方法,研究低渗透岩石天然裂缝对水力压裂裂缝开展和渗流的影响,以更好地根据天然裂缝分布状况做好地应力场研究和压裂方案设计。
1 天然裂缝对水力裂缝扩展的影响原因分析
水力压裂问题的核心本质是地层岩石在流体压力作用下的变形及破裂过程。水力裂缝的扩展直接受压裂液的流体特性及岩石力学性质所控制。天然裂缝对水力裂缝扩展产生影响的原因主要为:
①在水力裂缝端部的局部应力分布受水力裂缝分布与地应力场共同控制,在一定程度上,天然裂缝影响并改变了储层中的地应力分布格局。
②伴随着水力裂缝的动态扩展,天然裂缝会发生张开与闭合现象,导致水力裂缝扩展区域产生压裂流体的渗漏现象,从而部分消耗有效驱动压力;与常规孔隙均质油藏水力压裂不同,裂缝性油藏中的压裂液滤失主要由天然裂缝控制。它往往随应力或净压力变化,因而难以预料,常导致水力压裂中途失败。
③水力裂缝在沿着最大水平主应力方向延伸过程中,遇到天然裂缝时先沿着天然裂缝延伸至边界并且迂曲一段距离后将再次平行于最大主应力方向[5]。在此过程中,摩阻力部分消耗有效驱动压力。
④由于天然裂缝的存在使该处岩石的抗拉强度为零,比无裂缝岩石的抗拉强度低几个兆帕,形成岩石的薄弱易裂点。水力压裂时,很容易在多个方向形成众多人工小裂缝。其中处于不同纵向上的小裂缝,由于与其它纵向上裂缝连接的可能性不高,有可能分别发展成大裂缝,最后导致形成多个大裂缝[6]。
⑤天然裂缝与动态扩展的水力裂缝相互作用,形成了一个复杂的耦合现象。
2 天然裂缝影响下的二维水力裂缝扩展 理论模型方程
2.1 基本假设
忽略压裂液流动过程中的地层温度变化;压裂液在水力裂缝内按二维不可压流体处理,在天然裂缝内遵循渗流规律;水力裂缝的启裂和扩展方向由裂缝端部最大有效拉应力和岩石介质的拉张强度控制;储层中流体通过水力裂缝面或连通的天然裂缝与压裂发生水利学联系;当储层内的天然裂缝发生张性破裂时,才会产生渗透率的变化;天然裂缝的剪切变形或破裂对储层渗透率的影响不予考虑。
2.2 流体控制方程
设水力裂缝区域为Ω1,储层或渗流区域为Ω2,水力裂缝边界为Γ。当以流量Q 注入压裂液时,裂缝边界Γ在逐渐向储层内部推进,即裂缝区域Ω1逐渐置换储层的渗流区域Ω2。
水力裂缝边界面Γ为两个区域的动态边界,在边界上,由于储层的渗透性,压力保持连续,即
p1=p2 (1)
在水力裂缝区域Ω1内,设压裂液为黏性不可压流体,其Navier-Stokers运动方程为
式(2)中,u,v,p分别为流体速度分量和压力;pr为与流体黏度相关的流体参数。
在储层或渗流区域Ω2内,孔隙流体渗流控制方程为
式(3)中,Ki,μ分别为储层两个方向的渗透率和黏度,由于储层各向异性,一般Kx≠Ky;Cf,Ct分别为流体与储层骨架压缩系数。
孔隙流体压力场的定解条件可由裂缝面压力分布和初始地层压力条件确定。
由于水力裂缝面Γ的动态扩展,水力裂缝区域Ω1与渗流区域Ω2相互置换,即Ω2区域靠近裂缝面Γ的单元网格有可能在下一时间步转换为Ω1的一部分。此时,需根据该时刻单元网格的应力水平,判断单元网格是否发生破裂,来选择发生在该单元体积上流体运动方程形式。
2.3 储层变形与平衡方程
在水力裂缝扩展过程中,储层一方面受到了水力裂缝面动态流体压力的作用,同时在储层与水力裂缝相邻近的区域,压裂液在高梯度压力下向地层渗透性滤失。因此,需考虑这种局部性地层流体压力场变化对储层应力与变形的影响问题。
应用流固耦合理论,可以建立与地应力、地层流体压力剃度相关的储层变形平衡方程
式(4)中,σ′ij为储层有效应力分量;p地层流体压力。
按Terzaghi理论,储层有效应力表示为
式(5)中,σij为储层总应力分量;α为Biot系数,一般α≤1.0。
在储层外边界上,有应力边界Γ1,Γ2和位移边界Γ3(见图1),相应的边界条件为:
储层介质的应力—变形关系按如下形式的线性弹性介质处理:
式(7)中,Dijkl为线弹性介质的刚阵系数,由介质弹性模量E和泊松系数μ确定。
3 水力裂缝扩展数值建模及分析
物体的离散化是有限单元法的第一个基本步骤,即用称为网格的分割线将物体离散成若干个单元。划分有限元网格是建立有限元模型的一个重要环节,网格形式对计算精度和计算规模将产生直接影响。为高效处理与混合裂缝扩展相关的储层受力、流体运动和裂缝扩展等理论模型方程的数值计算,我们首先对数值模拟的目标区统一作有限元网格划分。由于分析对象形状规则,因此通过设置单元尺寸控制划分精度,选用三角形单元,映射网格划分,自动生成有限元模型,如图1所示。
其次假设:混合裂缝的扩展可以简化为若干个单元网格的逐次破裂过程。即实际的水力裂缝区域是由一系列相互连通的破损单元组合而成的。
为符合水力裂缝区域内的流体运动特征,破裂单元应满足如下两个基本的变形特征或条件:破裂单元的刚度非常低,几乎不具备承担载荷的能力,破裂单元的应力趋于零应力水平;破损单元内(或高斯积分点)的流体压力、速度计算按N-S方程处理;而非破损单元内的流体参数计算则按渗流方程处理。
这种处理方法,尽管在形式上还存在着固相的岩层介质单元,但实质上在模拟计算水力裂缝内的流体流动时,已将破损单元虚化掉;另一方面通过调整破损单元的应力水平为零,实质上也同样保证了水力裂缝扩展后,固相岩层介质的应力与变形计算是精确的。
该方法的最大优点为:在数值模拟过程中,勿需对原有的网格单元进行调整,只要根据单元的破裂特性,对单元的流体运动特性和固体变形行为做出相应调整即可。可以极大简化程序设计,提高数值计算效率。
此外,由于单元破损的连续性,较好地解决了发生在水力裂缝面与储层之间的压裂液动态滤失问题,在裂缝面与储层的交界面上自然满足压力连续条件。
实际数值模拟过程中的具体实施步骤[7]为:
在每一时间步ti,首先计算现时的裂缝流体压力、速度分布,储层变形和应力,根据拉伸破裂理论,确定并筛选整个区域内破损单元,将破损单元归并入水力裂缝扩展区域Ω1内。在下一时间步ti+Δt,破损单元内的固体变形性质及流体运动特性按裂缝区域来处理。如此在时间域上顺序计算,可得到最终时间步上的水力裂缝扩展区域。
为提高精度,也可以采用在每一时间步上迭代分析求解的方案。
由以上的分析中可以看出,破损单元技术成功的关键是如何将其应力水平调整为零应力水平。传统上,可以通过降低破损单元刚度系数的方法来近似模拟其较低的应力水平,但人为降低破损单元刚度将会使得代数方程呈现病态,造成较大的计算误差。我们根据混合水力扩展的具体特点,采用了一种称之为“负应力单元”的处理方法,取得了比较理想的效果,具体处理方法如下:
当单元破损时,或准确说被水力裂缝面内的流体压力撕裂时,我们可以通过对单元体施加一附加的体积应力,强行调整单元在垂直于破裂面方向的应力分量趋于零,实现该方向的约束释放、相对自由变形的效果。
首先将垂直于开裂方向的拉应力σ1调整为零。由于σ1应力的调整,单元其它方向的应力失去了平衡,需将这种不平衡应力转换为单元结点力,在整个区域内重新做二次应力计算和分配,以达到新的平衡。
在裂缝扩展的σ2方向,当σ1调整为零后,变成了单向受压状态,与未开裂时的一方向受拉、一方向受压应力状态不同,故其应力也需要调整。新调整的应力为
将原有应力σ2与调整后的应力σ2u的差值Δσ2转换为节点载荷进行分配,重新进行计算则可得到满足破损单元受力与变形特性的数值解。计算实践表明,该方法具有收敛快,力学性态稳定的优点。
裂缝扩展模拟分析[7]采用了智能化的图形建模技术, 建立包括多层不同岩性的剖面或平面模型,如图2所示。不同的介质具有相应的力学及流体性质参数。对小裂缝储层介质,已按拟连续介质理论,将裂缝的尺度、方向和密度效应折算至储层渗透率和力学性能等参数中;对大于厘米量级的裂缝,则需对第一次模型进行二次调整,用交互技术直接在第一次模型上加上裂缝,如图3所示。
软件设计考虑地层流体压力和地层初始地应力分布,考虑注入流量随时间的变化,分析储层变形应力分布,重点研究天然裂缝影响下的水力裂缝扩展情况,最后根据动态数据库做后处理界面的图形显示。
虽然二次施加的天然裂缝属于填充性的裂缝,与真实的裂缝形态有一定差别。但在本课题的破损单元概念及处理方法的框架内,同样可以得到较为理想的结果:经对比,裂缝监测报告与数值分析结果一致,验证了数值分析的方法和结果的正确性。
4 总结
(1)在研究水力裂缝端部应力分布格局、特点的基础上,定性讨论了天然裂缝影响水力裂缝扩展的机制为:①天然裂缝对水力裂缝端部应力场的扰动与改造; ②位于水力裂缝端部拉张区域的张性天然裂缝,在水力压裂过程中的漏失造成水力裂缝内有效驱动压力或能量耗散。
(2)提出了区域置换与破损单元的概念和方法,较好地处理了裂缝性油藏中混合型水力裂缝的扩展模拟问题;在此基础上,建立了包括裂缝内流体运动、地层流体渗流和储层应力变形的水力裂缝扩展理论模型方程,为就水力裂缝扩展数值模拟涉及的软件开发技术开展了基础的研究工作。
参考文献
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裂缝扩展 篇2
针对不同岩性条件下的水力裂缝扩展,国内外学者也进行了大量的理论及实验研究。水力裂缝扩展时,可能绕过天然裂缝、开启天然裂缝、转向或多种扩展模式混合,地应力差及应力各向异性,天然裂缝性质,界面摩擦特性等同时控制水力裂缝几何形状和扩展方式[4—7]。高排量、高地应力差、低缝内净压无因次量都将导致水力裂缝穿过天然裂缝扩展, 降低天然裂缝对水力裂缝扩展的影响。张旭等[8]对彭水地区龙马溪组地层页岩进行水力压裂物理模拟,研究发现当地应力差异系数减小或压裂液黏度降低时,水力裂缝易开启天然裂缝,将其沟通并形成网络裂缝,并提出通过变排量提高压裂改造体积的思路。
1 实验用页岩的物理性质
首先,岩石脆性、沉积层理和天然裂缝系统等储层地质条件,是页岩水力压裂形成复杂裂缝网络形态的关键因素[9]。因此,首先对页岩进行岩石力学及物性特征测定,实验结果见表1。
脆性是材料的综合特性,是在自身天然非均质性和外在特定加载条件下产生内部非均匀应力,并导致局部破坏,进而形成多维破裂面的能力。有利于体积压裂的页岩杨氏模量应大于24 GPa,泊松比应小于0. 25[10],而四川页岩露头的杨氏模量较低, 水平与垂直方向取心测得杨氏模量平均值均不超过18 GPa。页岩较高的黏土含量 ( 39. 9% ) 及低杨氏模量是形成网状裂缝的不利因素
通过对垂直于层理方向进行微米级CT扫描, 发现页岩层理特征明显,并且还有垂直于层理方向的天然裂缝发育,这是形成网状裂缝的有利因素,如图1所示。为进一步了解岩样的裂缝展布情况,利用电镜进行自然断面及磨片的薄片分析,如图2所示。可以看出,所观测页岩中微裂隙大量分布,最大缝宽达937. 5 nm,这不仅有利于提高储层的局部渗透率,而且在水力压裂过程中,容易发生剪切滑移, 沟通主裂缝形成复杂网状裂缝,使页岩具有可压性。
图 1 页岩层理垂直方向 CT 扫描( 直径 25. 0 mm) Fig. 1 CT scaning image perpendicular to the bedding plane ( The diameter is 25. 0 mm)
图 2 页岩电镜扫描 Fig. 2 Electron microscopy scaning image for shale
2 实验方法
2. 1 试样制备及试验仪器
将露头页岩切割成尺寸为30 cm×30 cm×30 cm的正方体,沿平行层理面方向下入不同类型井筒,井筒下方均预留5 cm的裸眼井段,所有试件均为裸眼完井。水平井裸眼压裂和同步压裂模拟应用的井筒如图3所示。实验装置主要包括大尺寸真三轴模拟实验系统和IPT4106D直线加速器无损检测系统。大尺寸真三轴模拟实验系统采用真三轴加载方式模拟地层条件,如图4所示。IPT4106D直线加速器无损检测系统对压裂后的页岩试件进行CT断层扫描,实验方案见表2。
2. 2 试验设计
为模拟水平井压裂,所有试件井筒方向都沿最小水平地应力方向,平行沉积层理,垂直方向施加最小水平地应力σh,垂直层理面的水平方向施加上覆岩层压力σv,平行层理的水平方向施加最大主应力σH,岩样放置及所施加的地应力方向如图4所示。为减少压前层理缝开启,增加实验准确性,在施加三轴应力时,先施加上覆岩层压力,再施加水平最大主应力,最后施加水平最小主应力。由于页岩层理及天然裂缝发育,压后内部裂缝形态比较复杂,因此通过表面观察岩样示踪剂指示裂缝并结合高能CT扫描以增加水力裂缝扩展路径描述的准确性。
3 实验结果与分析
3. 1 水平地应力差的影响
试验所用压裂液为黏度2. 5 m Pa·s的滑溜水, 将排量恒定为50 mL /min,对比3 MPa、6 MPa、9 MPa及12 MPa水平应力差下的水力裂缝延伸情况。
图 4 试验仪器及三轴应力施加方向 Fig. 4 Experiment instrument and hydraulic fracturing simulation under true triaxial stress state
水平应力差( 最大水平主应力和最小水平主应力之差) 为3 MPa时,1#岩样压裂水力裂缝沿弱面自由偏转,压裂液不断向天然裂缝和层理滤失,并进一步开启天然裂缝和层理,但未产生横切缝( 横切缝为垂直于井筒、平行于最大主应力方向的主裂缝) 。当水平应力差提高到6 MPa或9 MPa时,2#、3#岩样形成复杂的缝网结构。2#岩样在产生横切缝的同时,较好的沟通了层理及天然裂缝,形成了明显的缝网结构,如图6。3#岩样产生了复杂的裂缝形态,然而并未产生横切缝,这是由于3#岩样中有大量低角度天然裂缝发育,导致水力裂缝完全沿天然裂缝扩展。当水平应力差达到12 MPa时,4#岩样仅产生2条明显的贯穿横切缝,如图8 ( b) 、8 ( d) 所示。将岩样劈开后,发现两条横切缝有明显红色示踪剂,而层理中含少许示踪剂,可能是层理在水力裂缝穿过时开启一小部分或者是由于渗流作用而产生的。图8( c) 所示为岩样表面开启的层理缝为弱开启状态,压后裂缝形态复杂程度最低。
Cipolla[11]认为水平最大最小主应力差值越小, 垂直于主裂缝的诱导裂缝越容易产生,3 MPa以下易形成复杂裂缝,大于7 MPa形成沿最大水平主应力的平面缝,4 ~ 6 MPa是复杂缝到平面缝的过渡应力差。而Sondergeld[10]认为页岩储层水平地应力差 < 13. 8 MPa有利于形成缝网。由本次试验结果可知: 水平应力差小于6 MPa时易形成复杂裂缝; 如果大量低角度天然裂缝发育,9 MPa水平应力差下依然可以形成复杂裂缝网络; 当水平应力差大于12 MPa时,水力裂缝直接穿过天然裂缝及层理形成平面缝。因此,不同页岩储层条件下,压裂形成复杂裂缝系统所需的水平地应力差范围不同,受页岩储层岩石脆性、沉积层理和天然裂缝系统等因素共同控制。
3. 2 同步压裂及变排量压裂
储层进行压裂施工时,由于岩石矿物组分、天然裂缝发育状况、岩石力学特征及应力状况等因素为客观不可控因素,而施工排量及压裂工艺等因素为可控工程因素。在一定储层条件下,通过工程因素来提高储层改造体积,对于页岩储层增产改造有着重要意义。
图 5 1#岩样压后裂缝形态 Fig. 5 Fractures morphology of 1# shale
图 6 2#岩样压后裂缝形态 Fig. 6 Fractures morphology of 2# shale
( 1) 水平井同步压裂技术是对两口或两口以上配对井同时进行压裂[12]。同步压裂时,水力裂缝不仅可以引起裂缝周围附近地层应力场变化,产生应力干扰,还可以通过应力波的传导打开远场天然裂缝[13,14]。多条人工裂缝同时延伸,促使水力裂缝扩展过程中相互作用,增加水力压裂裂缝网络的密度及表面积,这是单井压裂所不能实现的。然而,当水平应力差较大时,是否还能创造出复杂网状裂缝,需进一步验证。
图 7 3#岩样压后裂缝形态 Fig. 7 Fractures morphology of 3# shale
图 8 4#岩样压后裂缝形态 Fig. 8 Fractures morphology of 4# shale
5#、6#、7 #岩样分别是在6 MPa、9 MPa、12 MPa水平应力差下,以恒定50 m L/min的排量进行双井筒水平井同步压裂模拟,注入井筒见图3。实验结果发现: 在6 MPa及9 MPa水平应力差,5#、6#岩样压后都出现了复杂裂缝形态,如图9 ( a) 、9 ( b) 所示。由于模拟井筒条件的限制,在实际同步压裂过程中,两个井筒水力裂缝先后起裂,水力裂缝偏向于向一侧扩展。在12 MPa水平应力差下,尽管使用两个井筒同时压裂,7#岩样压后仅生成2条横切缝,裂缝复杂程度最低,如图9( c) 所示。另外,双井筒同步压裂时,由于页岩非均质性、天然裂缝发育等因素的影响,裂缝总偏向于一侧方向扩展,即岩石力学性质弱的方向扩展。
图 9 5# ~ 7#岩样压后裂缝形态 Fig. 9 Fractures morphology of 5# to 7# shale
( 2) 裂缝的扩展形态是由排量和应力差共同决定的,低排量压裂有利于开启天然裂缝系统,而高排量更易形 成水力裂 缝[15]。King发现以0. 78或1. 56 m3/ min的增幅提升排量将得到低破裂速率, 使裂缝主要在储层内扩展,增加了裂缝复杂性。低排量压裂有利于开启天然裂缝系统,而高排量更易形成水力裂缝[9]。在页岩气藏中,小幅度提高排量通常会先开启天然裂缝系统,而更高排量将形成较为平面的水力裂缝。因此,设计试验在9 MPa水平应力差下,先以10 m L/min的小排量压开岩样,再以300 m L / min的大排量注入流体,分别模拟水平井单井变排量压裂和水平井双井筒同步变排量压裂。试验发现,8 #及9#岩样通过变排量压裂都产生了横切缝,同时又沟通了层理和天然裂缝,9#岩样通过变排量同步压裂压后裂缝形态更为复杂,见图11。
4 结论及认识
( 1) 注入排量为50 m L/mim,水平应力差为3 MPa时,水力裂缝易发生转向,沿天然裂缝转向或沿层理面渗流; 随着排量或水平应力差的增加有利于横切主裂缝的产生,同时沟通了天然裂缝及层理, 形成复杂的裂缝网络结构; 然而,水平应力差达到12 MPa时,主裂缝、横切缝直接穿过天然裂缝及层理,难以沟通开启的天然裂缝及层理,一定程度上降低了裂缝的复杂度。因此,水平地应力差过高、过低 ( 如大于12 MPa或低于3 MPa) 时,都不利于体积缝网的产生。
图 10 8#岩样压后裂缝形态 Fig. 10 Fracture morphology of 8# shale
图 11 9#岩样压后裂缝形态 Fig. 11 Fracture morphology of 9# shale
( 2) 如果大量低角度天然裂缝发育,9 MPa水平应力差下依然可以形成复杂裂缝网络。因此,不同页岩储层物性条件,压裂形成复杂裂缝系统所需的水平地应力差范围不同,这受页岩储层岩石脆性、沉积层理和天然裂缝系统等因素共同控制。
( 3) 9 MPa水平应力差下,这种变排量压裂可以有效增加裂缝复杂程度,高排量可以产生横切缝,低排量开启弱胶结层理及天然裂缝。
( 4) 6 MPa或9 MPa水平应力差下,双井筒水平井同步压裂可以增加水力裂缝条数,同时以产生应力重定向和井间应力干扰的方式产生复杂裂缝形态,提高水力压裂裂缝网络的密度及表面积,最大程度的沟通天然裂缝及层理。然而,当水平应力差达到12 MPa时,双井筒同时压裂也仅生成两条横切缝。
摘要：页岩气藏储层具有超低孔、超低渗的物性特征,通过体积压裂改造形成复杂人工裂缝网络,是实现页岩气有效开发的关键。试验采用大尺寸真三轴水力压裂模拟,研究水平地应力差、泵注排量,井筒数量等因素对页岩气储层压裂裂缝扩展规律的影响。通过观察压后页岩表面裂缝延伸路径,结合工业高能CT扫描确定页岩内部实际的水力裂缝形态。实验所选用页岩脆性中等,但层理特征明显,微裂隙发育,具有可压性。试验结果表明:水平应力差为3 MPa时,水力裂缝易转向,沟通近井天然裂缝或弱胶结层理面;随着水平应力差的增加,有利于横切缝的产生,沟通远处更多天然裂缝及层理;当水平应力差达到12 MPa时,仅能形成简单平面横切缝。另外,变排量压裂或双井筒同步压裂可以有效地增加裂缝密度,提高水力裂缝复杂程度;但在12 MPa的水平应力差下,双井筒同步压裂仍然仅生成2条简单的水平缝。
裂缝扩展 篇3
大坝混凝土的水力劈裂, 是研究一条或多条有规律分布的坝体裂缝在高压水流作用下开裂机理的研究。在坝体中水流的流速、流量及水力梯度等直接受裂缝的张开宽度、界面形态、周围的应力场类型与大小等影响。同时, 水流在裂缝的表面施加了面力, 又影响着坝体应力场, 应力场的变化体现在裂缝的张开宽度等形态的改变上, 从而影响裂缝内的水流特性。
目前, 关于水力劈裂的研究方法主要有试验研究、理论模型和数值仿真研究。
1 混凝土水力劈裂的试验研究
在考虑水压力作用的碾压混凝土层面破坏试验研究方面, 由于水压作用下的混凝土断裂试验难度较大, 装置复杂, 少数学者进行了对于混凝土在水压力作用下的断裂试验。
Bruhw ile r等]对三种级配的混凝土试件进行了水力劈裂试验, 研究混凝土裂缝内水压对混凝土断裂性能的影响和伴随的断裂过程区 (FPZ) 的影响。试验表明, 裂缝内水压力导致裂缝尖端损伤, 降低裂缝尖部位的断裂韧度和断裂能。同时, Bruhwiler和Saouma]对不同水压下、不同尺寸试件扩展裂缝中水压力分布进行研究发现:在裂缝扩展区张开位移大于临界张开位移处, 水压分布为全水头, 在小于临界值裂缝扩展区, 水压分布非线性下降, 扩展区尖端存在干燥区, 而临界张开位移与外部作用水头呈线性关系。
文献在Saouma等人的研究基础上, 借助断裂力学研究水压下混凝土坝的安全稳定性, 采用双K断裂理论对水压下的混凝土构件进行了分析, 将水压力对试件的影响计入水压的劈裂力计算其对裂缝尖端的应力强度因子, 与机械荷载对应的裂缝尖端的应力强度因子进行叠加, 将得到的总体实测起裂韧度与计算起裂韧度进行了比较。试验结果表明, 水前锋的扩展速度滞后于裂缝扩展长度, 呈楔形水压递减分布。
Alfaro等通过对预置水平和垂直裂缝试样进行水力劈裂试验, 认为预设裂缝的存在会降低起始劈裂压力, 但并不会影响裂缝的发展方向。
2 混凝土水力劈裂模型及数值仿真研究
2.1 模型
混凝土断裂理论在近年出现了很多混凝土断裂模型, 如双参数断裂模型TPFM、虚拟裂缝模型FCM和裂缝带模型CBM、双K断裂模型。上述模型从不同的角度研究了水压力下混凝土的裂缝扩展形态, 对水工混凝土断裂力学的发展及工程实际有着积极的意义, 但是这些模型都不注重裂缝内水的运移形态和流固耦合, 而是只模拟坝体内某一点在外加流体压力作用下的开裂。因此, 此类模型显然存在很多缺陷, 在近年的工程应用中这些缺陷也逐渐显现。
近年出现的裂缝水流与坝体应力变形耦合分析模型主要包括三个部分:流体在裂缝内流动模型、裂缝张开模型及裂缝扩展模型。裂缝内的流体一般假设为不可压缩的牛顿流体, 流量与裂缝张开宽度符合平行板实验得到的立方定律, 边界条件都近似假设为恒定流量恒定水头。裂缝扩展模型主要是基于COD理论提出来的, 如Dugdale-Barrenblett扩展模型, A.Hillerborg等提出的粘合裂缝模型等。
考虑耦合的模型是水力劈裂问题研究的新方向, 对于问题的研究有很积极的意义, 但是实际中的裂缝不会是稳定扩展, 而是跳跃式的, 裂缝中流体的渗流也不是稳定流, 且模型大都指出了裂缝条件下会失稳扩展, 但是并没能准确计算扩展的长度与方向。
2.2 数值仿真研究
采用数值方法研究混凝土的开裂, 关键在于如何跟踪裂缝的开展, 目前有限单元法已经广泛应用于岩石和混凝土的材料与结构的变形稳定分析。根据节理岩石和混凝土的不同性状, 学者们提出了许多有限元力学模型, 如弹塑性有限元模型、非线性损伤断裂模型、非线性接触模型、界面元模型等。然而, 这些模型在应用过程中也往往会遇到局部化破坏、网格敏感性、计算稳定性等问题。
1999年, Ng等用具有透水能力的节理单元模拟水力劈裂的裂缝, 通过有限元法分析了挪威的Hyttejuvet坝。数值模拟结果表明水力劈裂是此坝产生渗漏的主要原因。
2001年, 曾开华将由试验获得的考虑中主应力的劈裂压力表达式用于水力劈裂的数值模拟中, 验证了水力劈裂渐进拉裂的破坏机理。
近年Belytschko等提出的扩展有限元引入了非连续的阶跃函数来表征裂缝两侧的非连续位移场。
3 结论
大坝混凝土的水力劈裂的研究近年来已有了长足进展, 然而传统的研究往往假设裂缝为Ⅰ型断裂, 实际情况往往复杂得多, 裂缝附近的应力状态随工况的不同而不同, 不同应力条件下裂缝开展模式不同, 塑性区分布也会发生变化, 流固耦合机理也不相同。因此, 关于裂缝的复合断裂与流体耦合机理、断裂准则仍待深入研究;裂缝开展过程中, 裂缝内水压力的分布及其随裂缝开展的变化是流固耦合研究的基础, 然而这方面的研究并不多见, 有待于深入研究。
就上述几个方面的问题, 今后的研究应在考虑裂缝内水压力和其他应力场共同作用的前提下, 从以下方面对水工混凝土的力学行为进行深入研究:1) 混凝土层面在有水压条件下的拉伸软化、拉剪软化本构关系的建立。2) 考虑尺寸效应的混凝土层面在有水压条件下的I型断裂及I—II复合型断裂准则的建立, 层面裂缝的破裂过程及其发生机制的探讨。3) 混凝土坝层面裂缝失稳破裂问题的研究, 层面计算单元中考虑水压条件下的软化本构关系和断裂准则, 且对层面单条及多条裂缝的时空发展过程、裂缝相互影响机制、多场耦合及变化情况进行研究。
参考文献
[1]李宗利, 任青文.岩石混凝土类材料单裂纹水力劈裂研究述评[J].水利水运工程学报, 2005.