含结构面相似材料水力裂缝演化的实验研究

李全贵，武晓斌，胡千庭，刘 乐，石佳林，宋明洋

(1.重庆大学 煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室，重庆 400044；2.重庆大学 资源与安全学院，重庆 400044；3.中煤科工集团西安研究院有限公司，陕西 西安 710077)

煤岩结构面以各种形态广泛地赋存于煤系中，形式多样、结构复杂，为井下煤炭开采带来更多的不确定性[1-3]。以煤层水力压裂为例，水力裂缝延伸至泥化夹层、天然裂缝、煤岩交界面、煤矸交界面等结构面处时可能会沿原方向延伸，也可能转向沿结构面进行延伸[4]。

由于天然含结构面煤岩存在取样困难、难以进行重复实验等问题[5]，实际科研常采用含结构面类煤岩材料开展试验研究。结构面的制作方法主要包括：以云母粉模拟煤系模型中的自然分层界限[6]；利用猪油的疏水性、低熔点和易流动性等特性制作岩体边坡模型时作为贯通层面的夹层材料，采用胶结物自然黏结形成强度略低于完整材料的非贯通层面[7]；以石膏与硅粉的混合材料构造出黏聚力58.9 kPa 的结构面，模拟岩体内的层理及节理界面[8]等。模型试验中对结构面的处理形式多样，简单归纳为以下两类：延时法[9]，通过调整上、下层浇筑的间隔时间，来改变结构面的强度；充填法，通过在交界面充填不同性质的材料以改变结构面的强度，如云母粉[10]、黏合剂[11]、A4 纸[12]等。然而，模型试验中，对结构面的处理较为随意，往往忽略结构面性状对模型力学性质的影响。

关于含结构面煤岩水力压裂的研究国内外已开展大量的理论和实验探索。宋晨鹏等[13-14]基于二维模型分别探究了水力裂缝在煤岩结构面及天然裂缝处的延伸机制；T.Blanton[15]研究了页岩中天然裂缝对水力裂缝的影响，发现水力裂缝在延伸至天然裂缝附近倾向于止裂或转向；周健等[16]采用含天然裂缝的相似材料试件进行真三轴水力压裂实验，得到了天然裂缝干扰条件下影响水力裂缝延伸的宏观因素和微观因素。A.Daneshy[17]研究了多分层煤岩条件下水力裂缝的扩展与延伸规律，认为弱胶结面的地层中，层间煤岩物性差异对水力裂缝延伸的影响较小，而胶结面的强度占主导地位；G.Anderson[18]研究发现层间摩擦力较低的层面，水力裂缝更容易在胶结面止裂或继续延伸。当前，对含结构面煤岩的水力压裂实验研究多着眼于结构面强度、水力裂缝与结构面的相遇角、地应力条件等因素，对水力裂缝在结构面处延伸状况的影响，很少关注压裂参数对于延伸状况的影响。

笔者以不同类型含结构面类煤岩材料为对象，开展了水力压裂物理相似实验，分析结构面类型与注入流量对水力裂缝延伸的影响规律，探讨其作用机制，为含结构面煤岩的水力压裂参数设置提供理论指导。

1 实验方案

1.1 试件制作

试件如图1 所示，为100 mm×100 mm×100 mm 的立方体含结构面类煤岩材料，结构面与表面平行，距底面30 mm，结构面以上部分为上层基质，结构面以下部分为下层基质。实验的相似材料质量配比采用：砂胶比2∶1，水膏比为1∶1，用水量为试件质量的10%，其中上层基质配比中加入了少量蓝色氧化铁色粉使结构面显著。结构面的处理方式见表1，分别采用延时法和充填法调节结构面制作的间隔时间和充填材料类型，得到不同强度的含无充填结构面的SP-D-1h 试件和SP-D-4h 试件，含有充填结构面的SP-M 试件和SP-C试件。在自然环境养护48 h 后脱模，恒温恒湿养护21 d后达到设计强度。

图1 试件Fig.1 Specimen

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

相似材料的力学参数按照DZ/T 0276.25−2015《岩石物理力学性质试验规程 第25 部分：岩石抗剪强度试验》在实验室测试获取，结果(平均值)见表2。采用延时法制备出的不同试件在剪切条件下的强度曲线如图2 所示，延时时间较长的试件剪切强度更低。

表2 试件物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of each specimen

图2 不同间隔时间条件下试件剪切载荷曲线Fig.2 Shear load curves of specimens at different intervals

采用取心机沿垂直结构面的方向进行打孔，孔深50 mm，孔径16 mm。打孔24 h 后，采用环氧树脂AB 胶作为黏合剂进行封孔。环氧树脂A、B 组分按照1∶1 混合均匀后，倒入压裂管与钻孔内壁的间隙直至与试件上表面平齐，24 h 后达到成型强度。压裂管侧壁设置横向凹槽，嵌入环形橡胶片以防止封孔剂封堵压裂管的出水孔，在压裂管底部形成约9 mm 的裸眼段，作为压裂段。

1.2 实验系统与方案

实验基于重庆大学自主研发的真三轴水力压裂实验装置进行[19](图3)，主要由三轴加载系统、泵注系统及数据采集系统3 部分组成。

图3 真三轴水力压裂实验装置系统Fig.3 True triaxial hydraulic fracturing experimental system

真三轴加载系统x、y、z方向的应力均采用伺服加载。泵注系统以两缸交替工作的恒速恒压伺服控制泵为主体，可实现的流量范围为0.01～100 mL/min，流量测量精度1%，最大压力为50 MPa。染色剂主要由清水和红色氧化铁粉末调制成，黏度近似清水的黏度，约为1.01 mPa·s (20℃时)。

数据采集系统包括泵注压力传感器和声发射采集仪。压力传感器采用CY201 型高精度智能压力传感器，声发射采用DS5 声发射监测系统，8 通道同步采集，连续数据通过率65.5 MB/s，采集速率3 MHz/s，外部触发，外接前置放大器，增益40 dB。实验采用8 个声发射探头，分别布置在4 个侧向压板的凹槽内，探头沿侧面对角线布置。

首先开展不同类型含结构面试件的水力压裂实验，注入流量Q=50 mL/min。基于刘乐等[19]对于试样裂缝扩展的描述以及泵注系统的加载能力，继续开展注入流量Q=75、90 mL/min 条件下含充填结构面试件的水力压裂实验，具体的实验方案见表3。

表3 水力压裂实验方案Table 3 Hydraulic fracturing experimental scheme

2 结果分析

2.1 不同结构面裂缝扩展特征

图4 为5 种试件注入流量Q=50 mL/min 时的泵注压力(p)与声发射振铃计数(N)随压裂时间(t)的变化曲线图。根据压力曲线特点，将压裂过程划分为3 个阶段：注水阶段(Ⅰ)、压力上升阶段(Ⅱ)和泄压阶段(Ⅲ)。以声发射振铃计数的变化来反映压裂过程中的声发射特征，以泵注压力的最大值为破裂压力，即起裂压力，破裂压力对应时间为破裂时间。

图4 不同结构面试件的压力与振铃计数变化规律Fig.4 Changes of pressure and AE count of different specimens

在注水阶段(Ⅰ)，压裂液逐渐充满压裂腔体。随着压裂液注入，压力小幅上升，充满压裂段后，泵注压力达到短时间平衡。各试件此阶段持续时间均在10～20 s。压裂液注入过程伴随少量稀疏的声发射振铃计数信号。

PDCA是四个英文单词首字母的缩写，又叫戴明环（Deming Circle），是管理学的一种通用模型。1930年由美国现代质量管理的奠基者休哈特（Walter A.Shewhart）提出初步构想，1950年由美国质量管理专家戴明（Edwards Deming）博士再度深入挖掘，并加以广泛宣传和运用，成为全面质量管理所遵循的科学程序。

在压力上升阶段(Ⅱ)，泵注压力快速上升达到破裂压力。不断升高的压力逐渐引起越来越多的微裂缝，消耗大量水力能量，同时为压裂液与试件提供了更大的接触面积，此时伴随少量的声发射振铃计数。随着裂缝面增加，所消耗的水力能量也不断增加，使得压力上升速率逐渐减缓，随即压力达到峰值，声发射振铃计数信号的数量和幅度显著提高。

各试件在此阶段的持续时间、最大振铃计数及破裂压力存在一定差异，见表4。

由表4 可以看出，相同流量条件下，含结构面试件的破裂压力一般低于PS-1 试件。无充填的SP-D-1h-1与SP-D-4h-1 试件破裂压力相差较小，压力上升阶段的持续时间与纯样试件相近，均在100 s 左右。而SPC-1 试件的破裂压力相较于SP-M-1 试件高0.74 MPa，这可能是由于不同充填材料本身的性质差异导致的。云母颗粒较小且胶结性差，在结构面制作过程中容易渗入附近的基质层中，导致结构面附近的基质层相对疏松，在围压加载条件下，更容易受到损伤，加速微裂缝贯通；同时，胶结性较差的云母结构面也更有利于压裂液的水楔作用。而水泥具有很强的胶结性，更容易加强结构面附近基质抵抗破坏的能力，在围压加载阶段或是水力压裂阶段都不利于微破裂的产生，大大延长水力微裂缝贯通的时间。

表4 实验结果Table 4 Summary of experimental results

在泄压阶段(Ⅲ)，随着微裂缝的不断贯通，水力裂缝成形，压力曲线快速跌落。由于压裂液流经水力裂缝沿程阻力等因素的存在，压力最终维持在一定水平。该阶段由于裂缝延伸以及压裂液冲刷等原因，振铃计数仍保持一定的水平。

各试件在压裂压力达到峰值后的下降曲线有比较明显的差异：PS-1、SP-D-4h-1 及SP-C-1 试件在破裂后压力快速下降，而SP-D-1h-1 试件的压力在大约350 s的时间内缓慢下降0.5 MPa 之后，才出现显著下跌。图5 为不同试件裂缝扩展形态，结合试件破裂后的裂缝形态进行分析，如图5b 所示，裂缝起裂后沿最大主应力方向向下延伸至结构面附近，此时用于裂缝延伸的能量发生分散，其中一部分穿越结构面，另一部分控制向上延伸的水力裂缝贯通达到试件表面。而这一过程中3 个方向均不断有微裂缝产生，但是还没有成形的宏观裂缝，在压力曲线上表现为缓慢下降，振铃计数信号也比压力上升阶段更丰富。SP-M-1 试件压裂压力达到峰值后140 s 内缓慢下降0.27 MPa，随后压裂压力略有回升，没有压力下跌的现象。

图5 不同试件裂缝扩展形态Fig.5 Hydraulic fracture morphology of different specimens

结合图5d 分析，裂缝延伸至云母结构面时，遵循能量最低原则，水力裂缝优先沿着结构面快速延伸。由于结构面自身的黏聚力和垂向应力σv的存在，裂缝的延伸仍受到一定的阻力。水力裂缝延伸达到试件边缘，压力曲线未出现明显下跌，但振铃计数信号密度和幅度却达到峰值。随后压力回升可能是由于压裂液的浸泡，云母粉脱离结构面进入压裂液增大了流动阻力。

图5 展示了试件破裂后的形态，PS-1 试件沿最大主应力方向发生破裂，裂缝向下延伸并贯穿；SP-D-1h-1试件同样沿最大主应力方向延伸，水力裂缝同时向上、下两个方向扩展，这一现象与图4b 中试件压力上升阶段时间较长这一数据特征相符。SP-D-4h-1 试件裂缝沿最大主应力方向纵向扩展，水力裂缝向上延伸到试件边界，向下延伸到结构面附近，并且结构面处存在裂缝延伸；SP-M-1 试件裂缝沿最大主应力方向向下延伸至结构面处，接着沿云母结构面延伸；SP-C-1 试件沿最大主应力方向向下贯穿试件，在3 个侧面结构面附近有少量液体渗出，结合图4e 进行分析，t=200 s 附近，压裂压力斜率短暂提高，这是由于微裂缝延伸至水泥结构面附近时无法穿过，不能产生新的微裂缝，导致压裂压力曲线斜率再次升高，沿最大主应力方向的水力裂缝突破结构面后发生贯通。

2.2 不同注入流量裂缝扩展特征

注入流量分别为75、90 mL/min 的各试件压裂过程压力(p)与声发射振铃计数(N)随压裂时间(t)的变化曲线如图6 所示。

由图6 可以看出，随着注入流量的提高，水力压裂曲线同样经历了注水阶段、压力上升阶段及泄压阶段。注水阶段的持续时间略有缩短，伴随少量稀疏的振铃计数。相对于Q=50 mL/min 的试件，在更大流量条件下的试件压力升高持续时间更短。其中，SP-M-2 试件压力升高的持续时间最长。这是由于较高的流量加强了水力能量的传播，使水压能在较短时间内达到试件的抗拉强度。在泄压阶段，随着注入流量的提高，SPC-3 试件的压力下降速度相较于SP-C-2 试件显著加快。

图6 不同试件的压力、振铃计数变化Fig.6 Changes of pressure and AE count of different specimens

图7 为2 种含充填结构面试件的破裂压力和最大振铃计数随注入流量的变化曲线，试件的破裂压力和振铃计数随着注入流量增大明显提高。并且，Q=75 mL/min 和Q=90 mL/min 时，充填材料为云母的试件破裂压力相较于Q=50 mL/min 时分别升高68.52%和86.42%；而充填材料为水泥的试件破裂压力分别升高30.50%和61.86%，充填材料为云母的试件破裂压力上升幅度更快。

图7 含充填结构面试件的破裂压力和最大振铃计数Fig.7 Fracture pressure and AE count of specimens with different filling structural planes

试件破裂后的形态如图8 所示，裂隙均沿着最大主应力方向延伸，具体的延伸模式略有不同。SP-M-2试件在上层基质形成“人”字形裂缝，延伸进入下层基质但未至下表面，在结构面稍有分布，水力能量作用点较为分散导致试件压力上升阶段持续时间延长。SP-C-2试件的水力裂缝向下延伸并在水泥结构面较薄弱处穿层，最终延伸至下表面；SP-M-3 试件的水力裂缝纵向贯穿整个试件，在结构面处略有延伸；SP-C-3 试件的水力裂缝延伸至试件上、下表面。

图8 不同试件裂缝扩展形态Fig.8 Hydraulic fracture morphology of different specimens

3 结构面类型与注入流量对水力裂缝的共同作用机制

3.1 结构面上水力裂缝的延伸分析

假设水力裂缝与结构面的交角为θ，最大主应力和最小主应力为σ1和σ3，天然裂隙与σ1的夹角为β，结构面两侧为同质材料，无显著性质差异，如图9 所示。

图9 水力裂缝与结构面交叉关系Fig.9 Hydraulic fracture and structural plane cross

在地应力和水力裂缝的共同作用下，结构面上的应力[20]如下：

式中：r为离开裂缝尖端的距离，m；KⅠ为Ⅰ型裂缝应力强度因子，MPa·m0.5；σr和σθ均为结构面所受到的应力分量；τrθ为剪应力。Ⅰ型裂缝应力强度的计算模型见下式：

式中：L为裂缝半长，m；p(x)为净压力分布函数，MPa。

结构面上的最大主应力σz1、最小主应力σz2计算公式如下：

式中：τ0为黏聚力，MPa；μw为结构面内摩擦因数；St为材料抗拉强度，MPa。

当结构面上剪应力τrθ满足式(7)时，达到水力裂缝沿结构面延伸的力学条件；当结构面上最大主应力σz1满足式(8)时，达到水力裂缝继续延伸的力学条件。结构面上应力状况满足式(7)不满足式(8)时，水力裂缝沿结构面进行延伸；反之则水力裂缝穿过结构面继续沿最大主应力方向延伸；若同时满足，水力裂缝可能分流，沿结构面和最大主应力方向同时延伸。结构面与水力裂缝的夹角、地应力大小及煤岩的力学性质等因素都会影响水力裂缝在结构面处的延伸状况。

3.2 不同结构面类型水力裂缝延伸分析

由于成型过程的差异，含不同类型结构面试件在受载条件下力学性质和变形破坏特征不同。无充填的结构面试件(图5b、图5c)在Q=50 mL/min 条件下，水力裂缝均沿最大主应力方向延伸至试件表面，未沿结构面大面积延伸，说明结构面上应力状况满足 σz1≥St且τrθ<τ0+μwσθ。

对于含充填的结构面试件，由于充填材料厚度大于结构面主力凸台高度，结构面的剪切性质取决于充填材料的性质。充填材料为云母时(图5d)，胶结性很差，结构面的抗剪能力低，Q=50 mL/min 时，水力裂缝延伸至结构面发生转向，沿结构面向四周延伸，没有向下层基质扩展，说明结构面上应力状况满足 σz1τrθ−(τ0+μwσθ)。

充填材料为水泥时，胶结性很强，且水泥层强度高，结构面抗剪能力较强。Q=50 mL/min 时，水力裂缝在结构面上部被阻隔，压裂段的水力能量不足以穿过水泥结构面，由图5e 可知，在结构面处无明显水力裂缝扩展迹象，此时 σz1

3.3 不同注入流量水力裂缝延伸分析

对比不同注入流量条件下，含充填结构面试件的水力裂缝延伸至结构面时，随着注入流量的提高，结构面上最大主应力不断增大。结合式(3)和式(4)随着注入流量的提高，净压力分布p(x)增大，τrθ也会升高。但是，σz1/τrθ>1 总是成立的，所以随着注入流量的增大，结构面上的最大主应力和剪应力都会增大，但最大主应力变化量更显著。

水力裂缝与结构面的交角、地应力条件、注入流量、煤岩的力学性质等因素都会影响水力裂缝在结构面处的延伸状况。而现场这些参数往往是既定的，可以通过理论分析预测水力裂缝延伸至结构面时结构面上应力状况，调节注入流量的大小控制水力裂缝在结构面处的延伸状况[21-22]。水力裂缝延伸至结构面，结构面上应力满足 σz1

4 结 论

a.不同的结构面类型使得试件的水力压裂破裂特征表现出差异。注入流量为50 mL/min 条件下，含结构面的破裂压力显著低于纯样试件，调节延时结构面制备的间隔时间对试件破裂压力的影响微弱，调节充填结构面的充填材料对试件破裂压力的影响显著。充填材料为云母时，破裂压力低，水力裂缝延伸至结构面处主要沿结构面转向，充填材料为水泥时，较高强度的结构面阻碍水力裂缝的延伸，水力裂缝主要沿最大主应力方向延伸，破裂压力较高。

b.随着注入流量的提高，充填材料为云母、水泥的试件破裂压力、声发射振铃计数峰值不断增加，压力上升阶段的持续时间显著缩短。且充填材料为云母的试件破裂压力增长速率更快。水力裂缝在结构面处的延伸模式由沿结构面延伸逐渐转向沿最大主应力方向延伸；充填材料为水泥时，水力裂缝延伸至结构面处的现象逐渐消失。

c.结构面类型与注入流量对水力裂缝在结构面处延伸模式的影响，主要是由于改变了水力裂缝延伸至结构面时结构面上的应力状况。在工程尺度条件下，应当实时摸清改造区域地层应力条件，使用合适的流量击穿结构面从而控制裂缝传播方向，达到有效增产的目的。