含結(jié)構(gòu)面相似材料水力裂縫演化的實(shí)驗(yàn)研究

李全貴，武曉斌，胡千庭，劉 樂，石佳林，宋明洋

(1.重慶大學(xué) 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.重慶大學(xué) 資源與安全學(xué)院，重慶 400044；3.中煤科工集團(tuán)西安研究院有限公司，陜西 西安 710077)

煤巖結(jié)構(gòu)面以各種形態(tài)廣泛地賦存于煤系中，形式多樣、結(jié)構(gòu)復(fù)雜，為井下煤炭開采帶來更多的不確定性[1-3]。以煤層水力壓裂為例，水力裂縫延伸至泥化夾層、天然裂縫、煤巖交界面、煤矸交界面等結(jié)構(gòu)面處時(shí)可能會(huì)沿原方向延伸，也可能轉(zhuǎn)向沿結(jié)構(gòu)面進(jìn)行延伸[4]。

由于天然含結(jié)構(gòu)面煤巖存在取樣困難、難以進(jìn)行重復(fù)實(shí)驗(yàn)等問題[5]，實(shí)際科研常采用含結(jié)構(gòu)面類煤巖材料開展試驗(yàn)研究。結(jié)構(gòu)面的制作方法主要包括：以云母粉模擬煤系模型中的自然分層界限[6]；利用豬油的疏水性、低熔點(diǎn)和易流動(dòng)性等特性制作巖體邊坡模型時(shí)作為貫通層面的夾層材料，采用膠結(jié)物自然黏結(jié)形成強(qiáng)度略低于完整材料的非貫通層面[7]；以石膏與硅粉的混合材料構(gòu)造出黏聚力58.9 kPa 的結(jié)構(gòu)面，模擬巖體內(nèi)的層理及節(jié)理界面[8]等。模型試驗(yàn)中對(duì)結(jié)構(gòu)面的處理形式多樣，簡單歸納為以下兩類：延時(shí)法[9]，通過調(diào)整上、下層澆筑的間隔時(shí)間，來改變結(jié)構(gòu)面的強(qiáng)度；充填法，通過在交界面充填不同性質(zhì)的材料以改變結(jié)構(gòu)面的強(qiáng)度，如云母粉[10]、黏合劑[11]、A4 紙[12]等。然而，模型試驗(yàn)中，對(duì)結(jié)構(gòu)面的處理較為隨意，往往忽略結(jié)構(gòu)面性狀對(duì)模型力學(xué)性質(zhì)的影響。

關(guān)于含結(jié)構(gòu)面煤巖水力壓裂的研究國內(nèi)外已開展大量的理論和實(shí)驗(yàn)探索。宋晨鵬等[13-14]基于二維模型分別探究了水力裂縫在煤巖結(jié)構(gòu)面及天然裂縫處的延伸機(jī)制；T.Blanton[15]研究了頁巖中天然裂縫對(duì)水力裂縫的影響，發(fā)現(xiàn)水力裂縫在延伸至天然裂縫附近傾向于止裂或轉(zhuǎn)向；周健等[16]采用含天然裂縫的相似材料試件進(jìn)行真三軸水力壓裂實(shí)驗(yàn)，得到了天然裂縫干擾條件下影響水力裂縫延伸的宏觀因素和微觀因素。A.Daneshy[17]研究了多分層煤巖條件下水力裂縫的擴(kuò)展與延伸規(guī)律，認(rèn)為弱膠結(jié)面的地層中，層間煤巖物性差異對(duì)水力裂縫延伸的影響較小，而膠結(jié)面的強(qiáng)度占主導(dǎo)地位；G.Anderson[18]研究發(fā)現(xiàn)層間摩擦力較低的層面，水力裂縫更容易在膠結(jié)面止裂或繼續(xù)延伸。當(dāng)前，對(duì)含結(jié)構(gòu)面煤巖的水力壓裂實(shí)驗(yàn)研究多著眼于結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度、水力裂縫與結(jié)構(gòu)面的相遇角、地應(yīng)力條件等因素，對(duì)水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處延伸狀況的影響，很少關(guān)注壓裂參數(shù)對(duì)于延伸狀況的影響。

筆者以不同類型含結(jié)構(gòu)面類煤巖材料為對(duì)象，開展了水力壓裂物理相似實(shí)驗(yàn)，分析結(jié)構(gòu)面類型與注入流量對(duì)水力裂縫延伸的影響規(guī)律，探討其作用機(jī)制，為含結(jié)構(gòu)面煤巖的水力壓裂參數(shù)設(shè)置提供理論指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1 試件制作

試件如圖1 所示，為100 mm×100 mm×100 mm 的立方體含結(jié)構(gòu)面類煤巖材料，結(jié)構(gòu)面與表面平行，距底面30 mm，結(jié)構(gòu)面以上部分為上層基質(zhì)，結(jié)構(gòu)面以下部分為下層基質(zhì)。實(shí)驗(yàn)的相似材料質(zhì)量配比采用：砂膠比2∶1，水膏比為1∶1，用水量為試件質(zhì)量的10%，其中上層基質(zhì)配比中加入了少量藍(lán)色氧化鐵色粉使結(jié)構(gòu)面顯著。結(jié)構(gòu)面的處理方式見表1，分別采用延時(shí)法和充填法調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)面制作的間隔時(shí)間和充填材料類型，得到不同強(qiáng)度的含無充填結(jié)構(gòu)面的SP-D-1h 試件和SP-D-4h 試件，含有充填結(jié)構(gòu)面的SP-M 試件和SP-C試件。在自然環(huán)境養(yǎng)護(hù)48 h 后脫模，恒溫恒濕養(yǎng)護(hù)21 d后達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度。

圖1 試件Fig.1 Specimen

表1 試件制作方案Table 1 Specimen making scheme

相似材料的力學(xué)參數(shù)按照DZ/T 0276.25?2015《巖石物理力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)規(guī)程 第25 部分：巖石抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)》在實(shí)驗(yàn)室測(cè)試獲取，結(jié)果(平均值)見表2。采用延時(shí)法制備出的不同試件在剪切條件下的強(qiáng)度曲線如圖2 所示，延時(shí)時(shí)間較長的試件剪切強(qiáng)度更低。

表2 試件物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of each specimen

圖2 不同間隔時(shí)間條件下試件剪切載荷曲線Fig.2 Shear load curves of specimens at different intervals

采用取心機(jī)沿垂直結(jié)構(gòu)面的方向進(jìn)行打孔，孔深50 mm，孔徑16 mm。打孔24 h 后，采用環(huán)氧樹脂AB 膠作為黏合劑進(jìn)行封孔。環(huán)氧樹脂A、B 組分按照1∶1 混合均勻后，倒入壓裂管與鉆孔內(nèi)壁的間隙直至與試件上表面平齊，24 h 后達(dá)到成型強(qiáng)度。壓裂管側(cè)壁設(shè)置橫向凹槽，嵌入環(huán)形橡膠片以防止封孔劑封堵壓裂管的出水孔，在壓裂管底部形成約9 mm 的裸眼段，作為壓裂段。

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與方案

實(shí)驗(yàn)基于重慶大學(xué)自主研發(fā)的真三軸水力壓裂實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行[19](圖3)，主要由三軸加載系統(tǒng)、泵注系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)3 部分組成。

圖3 真三軸水力壓裂實(shí)驗(yàn)裝置系統(tǒng)Fig.3 True triaxial hydraulic fracturing experimental system

真三軸加載系統(tǒng)x、y、z方向的應(yīng)力均采用伺服加載。泵注系統(tǒng)以兩缸交替工作的恒速恒壓伺服控制泵為主體，可實(shí)現(xiàn)的流量范圍為0.01～100 mL/min，流量測(cè)量精度1%，最大壓力為50 MPa。染色劑主要由清水和紅色氧化鐵粉末調(diào)制成，黏度近似清水的黏度，約為1.01 mPa·s (20℃時(shí))。

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括泵注壓力傳感器和聲發(fā)射采集儀。壓力傳感器采用CY201 型高精度智能壓力傳感器，聲發(fā)射采用DS5 聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，8 通道同步采集，連續(xù)數(shù)據(jù)通過率65.5 MB/s，采集速率3 MHz/s，外部觸發(fā)，外接前置放大器，增益40 dB。實(shí)驗(yàn)采用8 個(gè)聲發(fā)射探頭，分別布置在4 個(gè)側(cè)向壓板的凹槽內(nèi)，探頭沿側(cè)面對(duì)角線布置。

首先開展不同類型含結(jié)構(gòu)面試件的水力壓裂實(shí)驗(yàn)，注入流量Q=50 mL/min?；趧返萚19]對(duì)于試樣裂縫擴(kuò)展的描述以及泵注系統(tǒng)的加載能力，繼續(xù)開展注入流量Q=75、90 mL/min 條件下含充填結(jié)構(gòu)面試件的水力壓裂實(shí)驗(yàn)，具體的實(shí)驗(yàn)方案見表3。

表3 水力壓裂實(shí)驗(yàn)方案Table 3 Hydraulic fracturing experimental scheme

2 結(jié)果分析

2.1 不同結(jié)構(gòu)面裂縫擴(kuò)展特征

圖4 為5 種試件注入流量Q=50 mL/min 時(shí)的泵注壓力(p)與聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)(N)隨壓裂時(shí)間(t)的變化曲線圖。根據(jù)壓力曲線特點(diǎn)，將壓裂過程劃分為3 個(gè)階段：注水階段(Ⅰ)、壓力上升階段(Ⅱ)和泄壓階段(Ⅲ)。以聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)的變化來反映壓裂過程中的聲發(fā)射特征，以泵注壓力的最大值為破裂壓力，即起裂壓力，破裂壓力對(duì)應(yīng)時(shí)間為破裂時(shí)間。

圖4 不同結(jié)構(gòu)面試件的壓力與振鈴計(jì)數(shù)變化規(guī)律Fig.4 Changes of pressure and AE count of different specimens

在注水階段(Ⅰ)，壓裂液逐漸充滿壓裂腔體。隨著壓裂液注入，壓力小幅上升，充滿壓裂段后，泵注壓力達(dá)到短時(shí)間平衡。各試件此階段持續(xù)時(shí)間均在10～20 s。壓裂液注入過程伴隨少量稀疏的聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)信號(hào)。

PDCA是四個(gè)英文單詞首字母的縮寫，又叫戴明環(huán)（Deming Circle），是管理學(xué)的一種通用模型。1930年由美國現(xiàn)代質(zhì)量管理的奠基者休哈特（Walter A.Shewhart）提出初步構(gòu)想，1950年由美國質(zhì)量管理專家戴明（Edwards Deming）博士再度深入挖掘，并加以廣泛宣傳和運(yùn)用，成為全面質(zhì)量管理所遵循的科學(xué)程序。

在壓力上升階段(Ⅱ)，泵注壓力快速上升達(dá)到破裂壓力。不斷升高的壓力逐漸引起越來越多的微裂縫，消耗大量水力能量，同時(shí)為壓裂液與試件提供了更大的接觸面積，此時(shí)伴隨少量的聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)。隨著裂縫面增加，所消耗的水力能量也不斷增加，使得壓力上升速率逐漸減緩，隨即壓力達(dá)到峰值，聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)信號(hào)的數(shù)量和幅度顯著提高。

各試件在此階段的持續(xù)時(shí)間、最大振鈴計(jì)數(shù)及破裂壓力存在一定差異，見表4。

由表4 可以看出，相同流量條件下，含結(jié)構(gòu)面試件的破裂壓力一般低于PS-1 試件。無充填的SP-D-1h-1與SP-D-4h-1 試件破裂壓力相差較小，壓力上升階段的持續(xù)時(shí)間與純樣試件相近，均在100 s 左右。而SPC-1 試件的破裂壓力相較于SP-M-1 試件高0.74 MPa，這可能是由于不同充填材料本身的性質(zhì)差異導(dǎo)致的。云母顆粒較小且膠結(jié)性差，在結(jié)構(gòu)面制作過程中容易滲入附近的基質(zhì)層中，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)面附近的基質(zhì)層相對(duì)疏松，在圍壓加載條件下，更容易受到損傷，加速微裂縫貫通；同時(shí)，膠結(jié)性較差的云母結(jié)構(gòu)面也更有利于壓裂液的水楔作用。而水泥具有很強(qiáng)的膠結(jié)性，更容易加強(qiáng)結(jié)構(gòu)面附近基質(zhì)抵抗破壞的能力，在圍壓加載階段或是水力壓裂階段都不利于微破裂的產(chǎn)生，大大延長水力微裂縫貫通的時(shí)間。

表4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 4 Summary of experimental results

在泄壓階段(Ⅲ)，隨著微裂縫的不斷貫通，水力裂縫成形，壓力曲線快速跌落。由于壓裂液流經(jīng)水力裂縫沿程阻力等因素的存在，壓力最終維持在一定水平。該階段由于裂縫延伸以及壓裂液沖刷等原因，振鈴計(jì)數(shù)仍保持一定的水平。

各試件在壓裂壓力達(dá)到峰值后的下降曲線有比較明顯的差異：PS-1、SP-D-4h-1 及SP-C-1 試件在破裂后壓力快速下降，而SP-D-1h-1 試件的壓力在大約350 s的時(shí)間內(nèi)緩慢下降0.5 MPa 之后，才出現(xiàn)顯著下跌。圖5 為不同試件裂縫擴(kuò)展形態(tài)，結(jié)合試件破裂后的裂縫形態(tài)進(jìn)行分析，如圖5b 所示，裂縫起裂后沿最大主應(yīng)力方向向下延伸至結(jié)構(gòu)面附近，此時(shí)用于裂縫延伸的能量發(fā)生分散，其中一部分穿越結(jié)構(gòu)面，另一部分控制向上延伸的水力裂縫貫通達(dá)到試件表面。而這一過程中3 個(gè)方向均不斷有微裂縫產(chǎn)生，但是還沒有成形的宏觀裂縫，在壓力曲線上表現(xiàn)為緩慢下降，振鈴計(jì)數(shù)信號(hào)也比壓力上升階段更豐富。SP-M-1 試件壓裂壓力達(dá)到峰值后140 s 內(nèi)緩慢下降0.27 MPa，隨后壓裂壓力略有回升，沒有壓力下跌的現(xiàn)象。

圖5 不同試件裂縫擴(kuò)展形態(tài)Fig.5 Hydraulic fracture morphology of different specimens

結(jié)合圖5d 分析，裂縫延伸至云母結(jié)構(gòu)面時(shí)，遵循能量最低原則，水力裂縫優(yōu)先沿著結(jié)構(gòu)面快速延伸。由于結(jié)構(gòu)面自身的黏聚力和垂向應(yīng)力σv的存在，裂縫的延伸仍受到一定的阻力。水力裂縫延伸達(dá)到試件邊緣，壓力曲線未出現(xiàn)明顯下跌，但振鈴計(jì)數(shù)信號(hào)密度和幅度卻達(dá)到峰值。隨后壓力回升可能是由于壓裂液的浸泡，云母粉脫離結(jié)構(gòu)面進(jìn)入壓裂液增大了流動(dòng)阻力。

圖5 展示了試件破裂后的形態(tài)，PS-1 試件沿最大主應(yīng)力方向發(fā)生破裂，裂縫向下延伸并貫穿；SP-D-1h-1試件同樣沿最大主應(yīng)力方向延伸，水力裂縫同時(shí)向上、下兩個(gè)方向擴(kuò)展，這一現(xiàn)象與圖4b 中試件壓力上升階段時(shí)間較長這一數(shù)據(jù)特征相符。SP-D-4h-1 試件裂縫沿最大主應(yīng)力方向縱向擴(kuò)展，水力裂縫向上延伸到試件邊界，向下延伸到結(jié)構(gòu)面附近，并且結(jié)構(gòu)面處存在裂縫延伸；SP-M-1 試件裂縫沿最大主應(yīng)力方向向下延伸至結(jié)構(gòu)面處，接著沿云母結(jié)構(gòu)面延伸；SP-C-1 試件沿最大主應(yīng)力方向向下貫穿試件，在3 個(gè)側(cè)面結(jié)構(gòu)面附近有少量液體滲出，結(jié)合圖4e 進(jìn)行分析，t=200 s 附近，壓裂壓力斜率短暫提高，這是由于微裂縫延伸至水泥結(jié)構(gòu)面附近時(shí)無法穿過，不能產(chǎn)生新的微裂縫，導(dǎo)致壓裂壓力曲線斜率再次升高，沿最大主應(yīng)力方向的水力裂縫突破結(jié)構(gòu)面后發(fā)生貫通。

2.2 不同注入流量裂縫擴(kuò)展特征

注入流量分別為75、90 mL/min 的各試件壓裂過程壓力(p)與聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)(N)隨壓裂時(shí)間(t)的變化曲線如圖6 所示。

由圖6 可以看出，隨著注入流量的提高，水力壓裂曲線同樣經(jīng)歷了注水階段、壓力上升階段及泄壓階段。注水階段的持續(xù)時(shí)間略有縮短，伴隨少量稀疏的振鈴計(jì)數(shù)。相對(duì)于Q=50 mL/min 的試件，在更大流量條件下的試件壓力升高持續(xù)時(shí)間更短。其中，SP-M-2 試件壓力升高的持續(xù)時(shí)間最長。這是由于較高的流量加強(qiáng)了水力能量的傳播，使水壓能在較短時(shí)間內(nèi)達(dá)到試件的抗拉強(qiáng)度。在泄壓階段，隨著注入流量的提高，SPC-3 試件的壓力下降速度相較于SP-C-2 試件顯著加快。

圖6 不同試件的壓力、振鈴計(jì)數(shù)變化Fig.6 Changes of pressure and AE count of different specimens

圖7 為2 種含充填結(jié)構(gòu)面試件的破裂壓力和最大振鈴計(jì)數(shù)隨注入流量的變化曲線，試件的破裂壓力和振鈴計(jì)數(shù)隨著注入流量增大明顯提高。并且，Q=75 mL/min 和Q=90 mL/min 時(shí)，充填材料為云母的試件破裂壓力相較于Q=50 mL/min 時(shí)分別升高68.52%和86.42%；而充填材料為水泥的試件破裂壓力分別升高30.50%和61.86%，充填材料為云母的試件破裂壓力上升幅度更快。

圖7 含充填結(jié)構(gòu)面試件的破裂壓力和最大振鈴計(jì)數(shù)Fig.7 Fracture pressure and AE count of specimens with different filling structural planes

試件破裂后的形態(tài)如圖8 所示，裂隙均沿著最大主應(yīng)力方向延伸，具體的延伸模式略有不同。SP-M-2試件在上層基質(zhì)形成“人”字形裂縫，延伸進(jìn)入下層基質(zhì)但未至下表面，在結(jié)構(gòu)面稍有分布，水力能量作用點(diǎn)較為分散導(dǎo)致試件壓力上升階段持續(xù)時(shí)間延長。SP-C-2試件的水力裂縫向下延伸并在水泥結(jié)構(gòu)面較薄弱處穿層，最終延伸至下表面；SP-M-3 試件的水力裂縫縱向貫穿整個(gè)試件，在結(jié)構(gòu)面處略有延伸；SP-C-3 試件的水力裂縫延伸至試件上、下表面。

圖8 不同試件裂縫擴(kuò)展形態(tài)Fig.8 Hydraulic fracture morphology of different specimens

3 結(jié)構(gòu)面類型與注入流量對(duì)水力裂縫的共同作用機(jī)制

3.1 結(jié)構(gòu)面上水力裂縫的延伸分析

假設(shè)水力裂縫與結(jié)構(gòu)面的交角為θ，最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力為σ1和σ3，天然裂隙與σ1的夾角為β，結(jié)構(gòu)面兩側(cè)為同質(zhì)材料，無顯著性質(zhì)差異，如圖9 所示。

圖9 水力裂縫與結(jié)構(gòu)面交叉關(guān)系Fig.9 Hydraulic fracture and structural plane cross

在地應(yīng)力和水力裂縫的共同作用下，結(jié)構(gòu)面上的應(yīng)力[20]如下：

式中：r為離開裂縫尖端的距離，m；KⅠ為Ⅰ型裂縫應(yīng)力強(qiáng)度因子，MPa·m0.5；σr和σθ均為結(jié)構(gòu)面所受到的應(yīng)力分量；τrθ為剪應(yīng)力。Ⅰ型裂縫應(yīng)力強(qiáng)度的計(jì)算模型見下式：

式中：L為裂縫半長，m；p(x)為凈壓力分布函數(shù)，MPa。

結(jié)構(gòu)面上的最大主應(yīng)力σz1、最小主應(yīng)力σz2計(jì)算公式如下：

式中：τ0為黏聚力，MPa；μw為結(jié)構(gòu)面內(nèi)摩擦因數(shù)；St為材料抗拉強(qiáng)度，MPa。

當(dāng)結(jié)構(gòu)面上剪應(yīng)力τrθ滿足式(7)時(shí)，達(dá)到水力裂縫沿結(jié)構(gòu)面延伸的力學(xué)條件；當(dāng)結(jié)構(gòu)面上最大主應(yīng)力σz1滿足式(8)時(shí)，達(dá)到水力裂縫繼續(xù)延伸的力學(xué)條件。結(jié)構(gòu)面上應(yīng)力狀況滿足式(7)不滿足式(8)時(shí)，水力裂縫沿結(jié)構(gòu)面進(jìn)行延伸；反之則水力裂縫穿過結(jié)構(gòu)面繼續(xù)沿最大主應(yīng)力方向延伸；若同時(shí)滿足，水力裂縫可能分流，沿結(jié)構(gòu)面和最大主應(yīng)力方向同時(shí)延伸。結(jié)構(gòu)面與水力裂縫的夾角、地應(yīng)力大小及煤巖的力學(xué)性質(zhì)等因素都會(huì)影響水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處的延伸狀況。

3.2 不同結(jié)構(gòu)面類型水力裂縫延伸分析

由于成型過程的差異，含不同類型結(jié)構(gòu)面試件在受載條件下力學(xué)性質(zhì)和變形破壞特征不同。無充填的結(jié)構(gòu)面試件(圖5b、圖5c)在Q=50 mL/min 條件下，水力裂縫均沿最大主應(yīng)力方向延伸至試件表面，未沿結(jié)構(gòu)面大面積延伸，說明結(jié)構(gòu)面上應(yīng)力狀況滿足 σz1≥St且τrθ<τ0+μwσθ。

對(duì)于含充填的結(jié)構(gòu)面試件，由于充填材料厚度大于結(jié)構(gòu)面主力凸臺(tái)高度，結(jié)構(gòu)面的剪切性質(zhì)取決于充填材料的性質(zhì)。充填材料為云母時(shí)(圖5d)，膠結(jié)性很差，結(jié)構(gòu)面的抗剪能力低，Q=50 mL/min 時(shí)，水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面發(fā)生轉(zhuǎn)向，沿結(jié)構(gòu)面向四周延伸，沒有向下層基質(zhì)擴(kuò)展，說明結(jié)構(gòu)面上應(yīng)力狀況滿足 σz1τrθ?(τ0+μwσθ)。

充填材料為水泥時(shí)，膠結(jié)性很強(qiáng)，且水泥層強(qiáng)度高，結(jié)構(gòu)面抗剪能力較強(qiáng)。Q=50 mL/min 時(shí)，水力裂縫在結(jié)構(gòu)面上部被阻隔，壓裂段的水力能量不足以穿過水泥結(jié)構(gòu)面，由圖5e 可知，在結(jié)構(gòu)面處無明顯水力裂縫擴(kuò)展跡象，此時(shí) σz1

3.3 不同注入流量水力裂縫延伸分析

對(duì)比不同注入流量條件下，含充填結(jié)構(gòu)面試件的水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面時(shí)，隨著注入流量的提高，結(jié)構(gòu)面上最大主應(yīng)力不斷增大。結(jié)合式(3)和式(4)隨著注入流量的提高，凈壓力分布p(x)增大，τrθ也會(huì)升高。但是，σz1/τrθ>1 總是成立的，所以隨著注入流量的增大，結(jié)構(gòu)面上的最大主應(yīng)力和剪應(yīng)力都會(huì)增大，但最大主應(yīng)力變化量更顯著。

水力裂縫與結(jié)構(gòu)面的交角、地應(yīng)力條件、注入流量、煤巖的力學(xué)性質(zhì)等因素都會(huì)影響水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處的延伸狀況。而現(xiàn)場(chǎng)這些參數(shù)往往是既定的，可以通過理論分析預(yù)測(cè)水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面時(shí)結(jié)構(gòu)面上應(yīng)力狀況，調(diào)節(jié)注入流量的大小控制水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處的延伸狀況[21-22]。水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面，結(jié)構(gòu)面上應(yīng)力滿足 σz1

4 結(jié) 論

a.不同的結(jié)構(gòu)面類型使得試件的水力壓裂破裂特征表現(xiàn)出差異。注入流量為50 mL/min 條件下，含結(jié)構(gòu)面的破裂壓力顯著低于純樣試件，調(diào)節(jié)延時(shí)結(jié)構(gòu)面制備的間隔時(shí)間對(duì)試件破裂壓力的影響微弱，調(diào)節(jié)充填結(jié)構(gòu)面的充填材料對(duì)試件破裂壓力的影響顯著。充填材料為云母時(shí)，破裂壓力低，水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面處主要沿結(jié)構(gòu)面轉(zhuǎn)向，充填材料為水泥時(shí)，較高強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)面阻礙水力裂縫的延伸，水力裂縫主要沿最大主應(yīng)力方向延伸，破裂壓力較高。

b.隨著注入流量的提高，充填材料為云母、水泥的試件破裂壓力、聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)峰值不斷增加，壓力上升階段的持續(xù)時(shí)間顯著縮短。且充填材料為云母的試件破裂壓力增長速率更快。水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處的延伸模式由沿結(jié)構(gòu)面延伸逐漸轉(zhuǎn)向沿最大主應(yīng)力方向延伸；充填材料為水泥時(shí)，水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面處的現(xiàn)象逐漸消失。

c.結(jié)構(gòu)面類型與注入流量對(duì)水力裂縫在結(jié)構(gòu)面處延伸模式的影響，主要是由于改變了水力裂縫延伸至結(jié)構(gòu)面時(shí)結(jié)構(gòu)面上的應(yīng)力狀況。在工程尺度條件下，應(yīng)當(dāng)實(shí)時(shí)摸清改造區(qū)域地層應(yīng)力條件，使用合適的流量擊穿結(jié)構(gòu)面從而控制裂縫傳播方向，達(dá)到有效增產(chǎn)的目的。