夏祖昊，張小波，姚 池，陳輝輝，楊建華，姜清輝，周創(chuàng)兵

(南昌大學(xué) 建筑工程學(xué)院,江西 南昌 330031)

在深部巖體工程中，如富水地層煤礦開采、核廢料深層地質(zhì)掩埋、天然氣和石油開采等過程，裂隙巖石的滲流特性隨應(yīng)力狀態(tài)的演變是影響工程安全的關(guān)鍵因素[1-2]。一方面，隨著地下工程深度的不斷增加，在高地應(yīng)力與高滲水壓力的共同作用下，裂隙巖石中的滲流不再是簡單的線性Darcy流，而表現(xiàn)為非線性滲流。另一方面，裂隙巖石在天然地質(zhì)狀態(tài)或工程擾動(dòng)下往往會(huì)經(jīng)歷復(fù)雜的應(yīng)力歷史，例如，不斷變化的地應(yīng)力狀態(tài)和水壓致裂等特殊施工工藝作用下導(dǎo)致巖體經(jīng)歷復(fù)雜的加、卸載過程。因此，考慮高地應(yīng)力與高滲水壓力下的非線性滲流以及應(yīng)力過程和應(yīng)力歷史對(duì)裂隙巖石滲流特性的影響具有現(xiàn)實(shí)意義。

WITHERSPOON等[3]忽略裂隙中流體流動(dòng)的慣性項(xiàng)，通過對(duì)Navier-Stokes方程進(jìn)行簡化提出了立方定律。然而，立方定律的適用條件過于嚴(yán)苛，也無法精確描述裂隙巖石非線性滲流特性。因此，國內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)裂隙巖石非線性滲流特性做出了研究。胡少華等[4]通過研究不同JRC(粗糙度系數(shù))的單裂隙巖石的非線性滲流，提出了定量表征裂隙巖石非線性滲流發(fā)生條件的臨界雷諾數(shù)Rec模型。尹乾等[5]基于人工裂隙網(wǎng)絡(luò)，研究了不同側(cè)壓力系數(shù)下巖體裂隙網(wǎng)絡(luò)的非線性滲流。劉日成等[6]通過制作裂隙網(wǎng)絡(luò)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停M流體在裂隙網(wǎng)絡(luò)內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)，研究了等效水力隙寬和水力梯度對(duì)巖體裂隙網(wǎng)絡(luò)非線性滲流特性的影響。

深部巖體在高地應(yīng)力和工程擾動(dòng)的共同作用下往往處于峰后狀態(tài)，針對(duì)峰后巖石的滲流特征，繆協(xié)興等[7]研究峰后巖石非Darcy滲流系統(tǒng)的失穩(wěn)和分岔，得出非Darcy流因子β<0是導(dǎo)致巖石產(chǎn)生滲流失穩(wěn)的原因之一。程宜康等[8]通過開展峰后破碎砂巖非達(dá)西滲流試驗(yàn)，給出了砂巖滲透率隨軸向應(yīng)變的關(guān)系。張春會(huì)等[9]通過開展三軸壓縮與滲流試驗(yàn)，獲得不同圍壓下砂巖全過程應(yīng)力-應(yīng)變曲線、體積應(yīng)變與滲透率關(guān)系曲線，并在FLAC下模擬了砂巖在不同圍壓下的應(yīng)變軟化行為和滲透率演化過程。孫明貴等[10]在石灰?guī)r的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^程中采用瞬態(tài)滲透法測(cè)定了試樣非Darcy流滲流特性，研究得出試樣無論在峰前還是峰后，滲流都不服從Darcy定律，并改進(jìn)了非Darcy流滲透特性的測(cè)定方法。

許多學(xué)者考慮不同應(yīng)力、滲透壓力以及不同粗糙度等因素對(duì)巖石裂隙非線性滲流特性的影響，但其中多數(shù)研究是基于單調(diào)加載力學(xué)條件進(jìn)行的。近年來，有一些學(xué)者開始考慮應(yīng)力歷史與裂隙滲流之間的關(guān)系。江宗斌等[11]通過開展加、卸載條件下巖石蠕變-滲流耦合試驗(yàn)，給出了滲透率與體積應(yīng)變之間的關(guān)系。WANG等[12]分析沉積巖三軸壓縮試驗(yàn)全應(yīng)力-應(yīng)變過程中的滲透性，得出滲透率在峰值強(qiáng)度之前隨著荷載的增加而增加，在應(yīng)變軟化階段中滲透率顯著降低。胡大偉等[13]從平均應(yīng)力和循環(huán)加卸載兩方面對(duì)多孔紅砂巖三軸試驗(yàn)下的滲透率進(jìn)行了全過程分析。孫可明等[14]開展了加、卸載作用下不同粗糙度裂隙巖石的滲流試驗(yàn)，并將裂隙面掃描之后的三維形貌信息導(dǎo)入到ABAQUS軟件，模擬不同荷載作用下的粗糙裂隙滲流。

綜上所述，盡管許多學(xué)者關(guān)注了不同因素對(duì)裂隙巖石非線性滲流特性的影響，但是對(duì)峰后巖石的滲流特性研究較少，并且往往只考慮單軸加載的力學(xué)條件下的滲流特性。因此，考慮應(yīng)力過程和應(yīng)力歷史對(duì)裂隙巖石滲流特性的影響具有現(xiàn)實(shí)意義。筆者開展峰后破裂砂巖和花崗巖加、卸載圍壓過程的滲流特性試驗(yàn)，研究水力梯度與滲流流量之間的非線性關(guān)系，同時(shí)對(duì)比圍壓加、卸載前后的裂隙滲流流量與裂隙滲透系數(shù)，分析圍壓加、卸載前后產(chǎn)生明顯差異性的發(fā)生機(jī)制。試驗(yàn)成果可以為高地應(yīng)力與高滲水壓力下的應(yīng)力過程和應(yīng)力歷史對(duì)巖石裂隙滲流特性的影響提供理論依據(jù)。

1 加卸載-滲流試驗(yàn)

1.1 試樣制備

為研究不同巖性巖石加、卸載圍壓過程對(duì)峰后破裂巖石滲流特性的影響，本文選用花崗巖和砂巖作為試樣，依照《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》和《水利水電工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》所建議的方法，取芯加工成尺寸為φ50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)巖石試樣，如圖1所示。

圖1 砂巖和花崗巖試樣

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

本文試驗(yàn)均在由中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所與南昌大學(xué)合作研制的溫度-應(yīng)力-滲流多場(chǎng)耦合巖石三軸試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，該系統(tǒng)主要由圍壓、軸壓、孔隙壓力自動(dòng)伺服裝置組成(圖2)。該裝置的圍壓最大可達(dá)100 MPa，軸向偏壓最大可達(dá)500 MPa。系統(tǒng)采用高精密軸向LVDT、壓力數(shù)據(jù)傳感器、特制環(huán)向應(yīng)變傳感器、高性能數(shù)據(jù)集控裝置等進(jìn)行全自動(dòng)數(shù)據(jù)采集，可以實(shí)時(shí)記錄試驗(yàn)過程中軸向應(yīng)力、側(cè)向應(yīng)力、位移、應(yīng)變和孔隙壓力值等數(shù)據(jù)，系統(tǒng)采用特制的水壓加壓裝置，流量泵可以輸出高達(dá)100 MPa的水壓，可以滿足開展?jié)B流特性試驗(yàn)的各項(xiàng)要求。

1.3 試驗(yàn)步驟

根據(jù)相關(guān)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)和本文試驗(yàn)思路，設(shè)計(jì)花崗巖的滲流試驗(yàn)步驟如下:

(1)將標(biāo)準(zhǔn)試樣與氟化橡膠套經(jīng)熱風(fēng)機(jī)處理并且保證緊密貼合后放于多場(chǎng)耦合巖石三軸圍壓缸內(nèi)(圖3)。

(2)試樣安裝完畢后，首先采用應(yīng)力控制方式并以0.05 MPa/s的速率施加圍壓至10 MPa后，然后再采用應(yīng)力控制方式并以0.1 kN/s的速率施加軸壓直至試樣破壞，破壞后的試樣如圖4所示。由圖4可知，花崗巖試樣破裂后，產(chǎn)生了一條貫穿的粗糙剪切裂隙面，砂巖試樣破裂后，形成了一條以貫穿剪切裂隙為主，并伴隨有少量張拉裂隙的破裂形態(tài)。

(3)試樣破壞后，采用應(yīng)力控制方式并以0.05 MPa/s的速率施加第一級(jí)圍壓至5 MPa，待圍壓穩(wěn)定后，根據(jù)圍壓大小選擇施加第一級(jí)滲透壓力，圍壓為5，10，15，20，25 MPa對(duì)應(yīng)的第一級(jí)滲透壓力分別為0.5，1，1，1，1 MPa。待滲流穩(wěn)定后，測(cè)量該級(jí)滲透水力梯度下的滲流流量，然后根據(jù)試驗(yàn)過程中的實(shí)際情況施加下一級(jí)滲透壓。

(4)完成5 MPa圍壓后，依次增加圍壓至10，15，20，25 MPa，并在每一級(jí)圍壓水平下測(cè)量各級(jí)滲透水力梯度下的滲流流量。

(5)完成25 MPa圍壓下的滲流試驗(yàn)后，依次逐級(jí)卸載圍壓至20，15，10，5 MPa，并在每一級(jí)圍壓水平下測(cè)量各級(jí)滲透水力梯度下的滲流流量。

完成以上步驟后，可以得到加、卸載圍壓情況下，滲流流量隨著水力梯度變化的關(guān)系曲線。加、卸載圍壓過程對(duì)峰后破裂砂巖滲流特性試驗(yàn)與花崗巖試驗(yàn)的步驟一致，只是加、卸載過程中的各級(jí)圍壓水平不一樣，砂巖按照1，3，5，7，9 MPa逐級(jí)增加圍壓，然后再按9，7，5，3，1 MPa逐級(jí)降低圍壓，各圍壓對(duì)應(yīng)的第一級(jí)滲透壓力分別為0.05，0.05，0.1，0.1，0.5 MPa。試驗(yàn)過程中的水溫測(cè)得為25 ℃，此溫度下水的密度與運(yùn)動(dòng)黏滯系數(shù)分別為ρ=0.997×103kg/m3，υ=8.936 8×10-7m2/s。

根據(jù)試驗(yàn)中記錄的試樣兩端滲透壓力差與過流流量測(cè)量試樣滲透系數(shù)，試樣滲透系數(shù)可由如下公式進(jìn)行計(jì)算[15]:

(1)

式中，k為試樣的滲透系數(shù);Q為通過裂隙的滲流流量;L為試樣長度;γw為流體的容重;A為試樣的過流面積;P為試樣兩端的滲透壓力。由于式(1)中試樣長度、流體的容重、試樣的過流面積都是常量，因此過流流量與滲透壓力的比值直接反映了裂隙滲透系數(shù)的變化。相對(duì)應(yīng)的，該比值也與gradP-Q曲線斜率的倒數(shù)有著正相關(guān)關(guān)系。

圖2 溫度-應(yīng)力-滲流多場(chǎng)耦合巖石三軸試驗(yàn)系統(tǒng)

圖3 試樣安裝示意

圖4 試樣三軸壓縮破壞后

2 gradP-Q關(guān)系曲線試驗(yàn)結(jié)果

圖5和6分別給出了由試驗(yàn)得到的砂巖和花崗巖加、卸載圍壓過程中g(shù)radP-Q關(guān)系曲線,其中,gradP為水力梯度；Pc為圍壓。通過對(duì)圖5和圖6的gradP-Q曲線進(jìn)行分析，可以將滲流流量隨水力梯度的演化過程大致分為2個(gè)階段，即:① 線性階段，試驗(yàn)初期巖樣的孔隙壓力較小，巖樣變形也較小，水流在裂隙中的滲流速率也較小，滲流近似為Darcy流;② 非線性階段，隨著水力梯度的不斷增大，孔隙壓力與靜水壓力越來越接近，試樣變形慢慢增大，水流在裂隙中的滲流速率也隨之增大，滲流逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榉荄arcy流。

通過對(duì)峰后破裂砂巖和花崗巖水力梯度與滲流流量數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)水力梯度與滲流流量之間主體呈現(xiàn)出非線性關(guān)系，即在gradP-Q關(guān)系曲線中直觀的表現(xiàn)為曲線凸向gradP軸(凹向Q軸)以及凸向Q軸(凹向gradP軸)的兩種情形。對(duì)于第一種情況，隨著水力梯度的不斷增加，滲流流量的增長率不斷降低，這是由慣性效應(yīng)引起的附加壓力耗損所致。對(duì)于第2種情況，隨著水力梯度的不斷增加，滲流流量的增長率不斷升高，該現(xiàn)象可能由滲透失穩(wěn)所致。

通過分析以上結(jié)果，本文確定采用二次函數(shù)Forchheimer公式來擬合水力梯度與滲流流量之間的關(guān)系。從圖5和圖6曲線中可以看出，砂巖圍壓加載過程中的gradP-Q關(guān)系曲線屬于第1種非線性滲流情況，花崗巖圍壓加載過程中的gradP-Q關(guān)系曲線屬于第2種非線性滲流情況，而砂巖與花崗巖圍壓卸載過程中的gradP-Q之間的關(guān)系變得復(fù)雜，可能是線性的，也可能是凸向gradP軸或凸向Q軸。但無論是哪種gradP-Q關(guān)系曲線，隨著圍壓的增大，同一水力梯度水平下的滲流流量都在不斷減小。由此可以印證，隨著巖體賦存深度的不斷增大，地應(yīng)力的增大導(dǎo)致巖石裂隙網(wǎng)絡(luò)更加的致密，從而降低了巖石裂隙面的滲流流量。

圖5 砂巖加、卸載過程不同圍壓下水力梯度與滲流流量曲線

圖6 花崗巖加、卸載過程不同圍壓下水力梯度與滲流流量曲線

3 非線性滲流理論分析

3.1 基于Forchheimer公式的非線性滲流分析

法國學(xué)者Forchheimer通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)學(xué)分析，提出了Forchheimer公式，該公式廣泛的應(yīng)用于裂隙介質(zhì)中因水流慣性效應(yīng)引起的非線性滲流特性[16-20]，其具體表達(dá)式為

gradP=aQ+bQ2

(2)

式中，a，b分別為線性項(xiàng)系數(shù)與非線性項(xiàng)系數(shù)，可通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到。

對(duì)圖5和6中峰后破裂砂巖和花崗巖加、卸載圍壓過程的滲流試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行Forchheimer公式擬合，將擬合所得參數(shù)值列于表1。

由表1可知，F(xiàn)orchheimer方程很好的擬合了滲流流量與水力梯度之間的關(guān)系，其擬合的相關(guān)系數(shù)很高。表中擬合所得的線性項(xiàng)系數(shù)a均為正值，而非線性項(xiàng)系數(shù)b有正值也有負(fù)值，結(jié)合圖5，6分析可知，當(dāng)gradP-Q關(guān)系曲線表現(xiàn)為曲線凸向gradP軸(凹向Q軸)時(shí)，即由慣性效應(yīng)引起非線性滲流特性時(shí)，b值為正值。當(dāng)gradP-Q關(guān)系曲線表現(xiàn)為曲線凸向Q軸(凹向gradP軸)時(shí)，即因滲透失穩(wěn)引起非線性滲流時(shí)，b值為負(fù)值。

表1 破裂砂巖與花崗巖加、卸載圍壓過程中非線性滲流系數(shù)擬合值

Table 1 Fitting results of nonlinear seepage coefficients during the process of loading and unloading confining pressure of fractured sandstone and granite

巖性荷載方式Pc/MPaForchheimer公式a/1016b/1024R2破裂砂巖圍壓加載圍壓卸載10.05220.05100.9913830.30460.00230.9970250.48990.28080.9822970.85530.44680.9910890.90202.65320.9959471.6303-1.18870.9809350.94351.41990.9851830.8009-0.47590.9721610.24710.00330.98987花崗巖圍壓加載圍壓卸載51.9700-2.00690.97984102.6712-1.77630.98741153.8819-2.39520.99618204.7934-2.29770.99058255.6028-2.438040.99198206.4887-3.87190.98552157.6163-10.33800.99594105.3353-6.72320.9659453.1402-5.13880.93965

3.2 非線性影響因子

第2節(jié)已經(jīng)提及，隨著水力梯度的不斷增大，水流在巖樣裂隙中的滲流速率也逐漸增大，流體速度損失不再是由黏滯力決定，而是由慣性力起主導(dǎo)作用。此時(shí)，水力梯度和滲流流量之間的關(guān)系不再單純的服從達(dá)西定律，而是呈現(xiàn)出非線性滲流關(guān)系。為了進(jìn)一步量化裂隙巖石滲流的非線性程度，本文采用ZENG等[21]根據(jù)Forchheimer公式定義的非線性影響因子E，其表達(dá)式為

(3)

式中，bQ2為非線性壓降;aQ2+bQ2為總壓降。當(dāng)非線性影響因子E大于某一個(gè)值時(shí)，非線性項(xiàng)造成的壓降不可忽略。ZENG等[21]認(rèn)為當(dāng)E<0.1時(shí)，可以只考慮線性Darcy流的影響，但當(dāng)E>0.1時(shí)，非線性項(xiàng)在滲流過程中的影響將不可忽略。

根據(jù)E=0.1這一劃分線性流與非線性流的臨界值，圖7給出了破裂砂巖加載過程中非線性影響因子E隨著滲透壓力的變化關(guān)系。由圖7可知，破裂砂巖的非線性影響因子E隨著滲透壓力的增大而逐漸增大，并且當(dāng)試樣處于較高的圍壓水平下，隨著滲透壓力的增大，非線性影響因子E漸漸趨于一個(gè)穩(wěn)定值。這表明在比較高的水力梯度下，非線性項(xiàng)造成的壓降不可以被忽略，即不能再簡單的使用線性達(dá)西流來進(jìn)行裂隙滲流分析。

圖7 破裂砂巖加載圍壓過程中非線性影響因子E與滲透壓力的關(guān)系

4 加、卸載圍壓過程中的非線性滲流特性

由式(1)可知，滲流流量與滲透壓力的比值Q/P可以反映裂隙滲透系數(shù)的變化情況，因此為了進(jìn)一步分析破裂花崗巖和砂巖的非線性滲流特性，圖8，9分別給出了峰后破裂花崗巖和砂巖加、卸載圍壓過程中Q/P隨滲透壓力的變化曲線。對(duì)比圖8和圖9可以看出在圍壓加載過程中，當(dāng)處于同一級(jí)滲透壓力水平下，隨著圍壓的增加，裂隙面滲透性逐漸減小，且減小的速率是變化的。但當(dāng)砂巖處于較高圍壓、較低滲透壓力狀態(tài)時(shí)，隨著圍壓的增加，裂隙面的滲透性演化規(guī)律可能受到張拉裂隙的影響。例如，當(dāng)砂巖滲透壓力為0.5 MPa，圍壓從7 MPa加載到9 MPa時(shí)，裂隙面滲透性略微增大，結(jié)合砂巖破壞型式可知，在高圍壓加載過程中，砂巖剪切裂隙逐漸壓縮閉合，而存在的少量張拉裂隙可能會(huì)逐漸擴(kuò)展和連通，從而導(dǎo)致試樣內(nèi)部裂隙面滲透性的增大。而隨著滲透壓力的不斷增大，試樣內(nèi)部剪切裂隙面重新張開，大大增加了裂隙面的過水能力，使得存在的少量張拉裂隙對(duì)試樣滲透性的影響減弱，試樣裂隙面滲透性的演化規(guī)律恢復(fù)正常。而在同一級(jí)圍壓水平下，隨著滲透壓力的增大，破裂花崗巖和砂巖的裂隙滲透性總體上呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。并且隨著試樣所受圍壓的逐步增加，花崗巖的裂隙滲透性隨著滲透壓力的增大而減緩了上升趨勢(shì)，最終趨于水平，這說明了圍壓的增大可以有效減弱巖石非線性滲流的發(fā)展。在卸載過程中，由于試樣裂隙面發(fā)生了不可逆的塑性變形，試樣每級(jí)圍壓下裂隙面滲透性與滲透壓力之間的關(guān)系變得更加復(fù)雜和無序，裂隙面滲透性的增大與減小不再單純只由裂隙面所處的圍壓、滲透壓力的大小而決定。

圖8 破裂花崗巖加、卸載圍壓過程Q/P與滲透壓力的關(guān)系

圖9 破裂砂巖加、卸載圍壓過程Q/P與滲透壓力的關(guān)系

5 加、卸載圍壓過程試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

對(duì)比加、卸載圍壓過程中峰后破裂巖石裂隙滲流特性可知，不論是砂巖還是花崗巖，兩種巖樣在加載和卸載圍壓過程中的滲流特性都產(chǎn)生了較大的差異性。

圖10 破裂砂巖加、卸載圍壓過程滲流流量對(duì)比

圖11 破裂花崗巖加、卸載圍壓過程滲流流量對(duì)比

圖10和圖11給出了砂巖與花崗巖在不同圍壓水平下加載與卸載過程中同一滲透壓力下的滲流流量。由圖10，11可知，當(dāng)圍壓卸載到與加載過程同一水平時(shí)，各級(jí)滲透壓力下的滲流流量均大幅下降。例如，當(dāng)砂巖圍壓卸載至1 MPa后，同一級(jí)滲透壓力下的流量降幅達(dá)到47.6%～72.6%，而當(dāng)花崗巖卸載至5 MPa后，同一級(jí)滲透壓力下的流量降幅達(dá)到25%～50%。對(duì)比圖8和9也可以看出卸載后的裂隙滲透系數(shù)都大大低于加載時(shí)的裂隙滲透系數(shù)。

在圖5(b)中將圍壓從9 MPa卸荷至7 MPa，以及在圖6(b)中將圍壓從25 MPa卸荷至20 MPa還可以看出，當(dāng)試樣從較高圍壓水平卸荷后，試驗(yàn)所測(cè)得的滲流流量在同等滲透壓力的情況下不但沒有增加反而降低了。結(jié)果都表明，即使卸荷后圍壓降低了，其結(jié)果只是使得巖樣內(nèi)部裂隙受到的法向應(yīng)力減小了，此時(shí)，裂隙面受到的有效應(yīng)力依然足夠大，而相對(duì)于裂隙平面的法向變形或裂隙開度的減小卻沒有停止。另外，也可能由于在較高圍壓作用下裂隙面的局部應(yīng)力足夠大，從而導(dǎo)致裂隙面產(chǎn)生局部破壞，產(chǎn)生的碎屑物質(zhì)堵塞了裂隙通道，進(jìn)而使得裂隙的滲流開度進(jìn)一步的減小。

在卸載圍壓過程中，當(dāng)圍壓保持不變，水力梯度與滲流流量之間的關(guān)系變得非常復(fù)雜，gradP-Q曲線可能是線性的，也有可能是凸向Q軸或凸向gradP軸。究其原因，一方面是由于在初次加載過程中，巖石裂隙產(chǎn)生了不可逆的塑性變形，即使卸載了圍壓，裂隙面也存在較大的有效應(yīng)力，使得裂隙開度較小。另一方面，隨著逐漸增大的滲透壓力，水壓可以沖刷掉積聚的碎屑物質(zhì)，使得裂隙面重新張開，進(jìn)而大大的增加了巖樣裂隙的流體過流能力。從而導(dǎo)致卸載過程的滲流特性相比于初次加荷的加載過程顯得更加的復(fù)雜與無規(guī)律。

6 結(jié) 論

(1)在高水力梯度與高圍壓作用下，裂隙巖石滲流特性由線性Darcy流轉(zhuǎn)變成非線性滲流，采用Forchheimer公式能夠很好的對(duì)非線性滲流過程進(jìn)行擬合分析，非線性影響因子E=0.1可以作為區(qū)分線性流與非線性流的臨界點(diǎn)。

(2)在圍壓加載過程中，隨著圍壓的增加，裂隙面的滲透性會(huì)逐漸減小。但在高圍壓作用下，雖然會(huì)一定程度的壓縮閉合，但存在的少量張拉裂隙會(huì)逐漸擴(kuò)展和連通，可能會(huì)引起峰后破裂巖石的滲透性發(fā)生改變。

(3)當(dāng)峰后破裂巖石從較高圍壓水平卸荷后，且裂隙面滲透壓力處于較低狀態(tài)下時(shí)，其裂隙滲透性沒有增加反而減小，表明裂隙面仍然存在較高的有效應(yīng)力，法向變形的存在使得裂隙面的開度進(jìn)一步減小。

(4)當(dāng)圍壓卸載到與加載過程同一水平時(shí)，各級(jí)滲透壓力下的滲流流量均大幅下降，表明裂隙面滲流能力的恢復(fù)存在明顯的滯后效應(yīng)。