多形态裂隙砂岩水力耦合破坏过程与增透机理试验研究

张 英，郭奇峰，席 迅✉，蔡美峰，伦嘉云，潘继良

1) 北京科技大学土木与资源工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学金属矿山高效开采与安全教育部重点实验室，北京 100083 3) 应急管理部信息研究院，北京 100029

矿产资源开采过程中常会伴随热害的产生，传统矿产开采模式只重视资源开采，忽视对地热的利用，导致矿产开采成本提升，严重影响经济效益. 为解决这一问题，我国一些学者提出了矿产与地热资源共采的方式[1-2]，以实现矿产资源和地热资源的有效利用. 在矿产资源与地热共采模式中，地热资源按照温度划分为三类：低温小于50 ℃，重点用于矿产开采；中温50 ℃～100 ℃，重点用于矿产开采、供暖和医疗；高温大于100 ℃，重点用于发电[1-6]. 砂岩广泛存在于多种类型的深部矿产地层，为矿产资源与地热共采创造了合适的条件.地热资源开采过程中需要提高渗透率以达到增产的目的. 矿产地热共采模式下，岩石存在大量天然裂隙和开采扰动次生裂隙，可通过注水和岩层压力耦合调控，高效激活天然裂隙和诱导次生裂隙，大幅度增加岩石渗透率，提高地热开采效率.

目前，已有许多学者采用玻璃、冰、树脂、类岩石等材料进行预制裂隙扩展开裂行为的试验研究[7-11]. Brace和Bombolakis[7]早在1963年便开展了光弹性材料和玻璃在压缩条件下的裂纹扩展研究，认为破坏最严重的裂纹与压缩轴约呈30°. Nemat-Nasser和Horii[8]开展了含有预制裂隙的树脂板脆性材料的单轴压缩试验，认为随着轴压的增加，拉伸裂纹向平行轴压方向弯曲. Ashby和Hallam[9]以陶瓷和冰等脆性材料为研究对象，建立了脆性固体在压应力状态下裂纹生长和相互作用的模型，并提出了损伤力学理论的框架. Cannon等[10]进行了柱状淡水冰平板单轴压缩试验，加载过程中，倾斜预制裂隙形成翼形裂纹. 同时，考虑三维效应的摩擦裂纹滑动模型可以很好地解释压缩断裂现象. 黄梅和肖桃李[11]采用类岩石材料研究了长度和倾角对预制单裂隙类岩石的力学和变形特性的影响，发现裂隙倾角能改善裂隙长度增大导致的劣化作用. 也有许多学者采用预制裂隙的真实岩石进行裂隙破坏模式的探究，主要基于单轴压缩试验[12-16]、双轴压缩实验[17-21]和三轴压缩试验[22-23]. 上述研究结果均被用于研究预制裂隙的开裂扩展模式、变形特性和破坏失效行为，取得了丰富的研究成果. 在此基础之上，一些学者开展了预制裂隙水力耦合破裂的研究[24-26]，以期为地下岩土工程的发展提供有益参考. 水力耦合作用下预制裂隙岩石变形破坏问题主要研究裂隙萌生、起裂、扩展及贯通破坏过程中的渗流与力学规律.赵程等[24]采用类岩石材料研究了含裂隙试样的破坏形态，结果表明试样主要为剪切破坏，预制裂纹倾角较小时呈“X”型破坏；倾角较大时呈单一倾斜面破坏. 李勇等[25]研究了含单裂隙的水泥砂浆试件在单轴压缩和水压耦合作用下的裂纹演化机理. 魏超等[26]开展了水力耦合作用下预制倾斜裂隙与水平裂隙扩展贯通试验，揭示了单轴和双轴压缩下无水压和有水压裂隙试样的破坏模式. 还有一些学者基于数值模拟手段研究发现[27-30]，当天然裂隙直接受到注水作用时，翼形裂纹的形成尤为明显. 然而，上述水力耦合研究都注重于预制裂隙试样破坏模式的研究，较少探讨预制裂隙增透效果的变化规律. 因此，针对矿产资源与地热共采中涉及不同裂隙形态的岩石水力耦合问题仍需开展研究，水力耦合作用下多形态预制裂隙试样破坏过程和增透机制仍需完善.

本文首先预制含单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙的砂岩试样，利用MTS815伺服刚性试验机开展三轴水力耦合试验，获得试样应力应变曲线，采用声发射监测岩石裂纹发育过程，基于渗流理论分析试样渗透率演化过程，分析水力耦合作用下裂隙倾角对试样关键阈值、弹性模量和泊松比等力学性质的影响，讨论不同形态裂隙试样的破坏模式和渗透率演化过程，揭示其增透机理. 研究成果为矿产地热共采模式下水力耦合增透技术提供科学基础.

1 试样材料与制备

试验所选砂岩表面无明显纹理，材料质地坚硬，自然状态下呈淡黄色，且呈块状构造，细-中粒砂状结构，按照国际岩石力学学会推荐的标准制备圆柱砂岩试样（φ50 mm×100 mm）. 测试得到22个砂岩试样的平均密度为2240.33 kg·m-3，平均纵波波速为2.19 km·s-1. 通过偏光显微镜和X射线衍射分析获取砂岩矿物组分（质量分数）为石英72.5%，长石5%，岩屑12.5%，其他10%. 通过称重法和核磁共振技术获得的平均孔隙度为18.39%.由于地下矿产资源与地热共采工程中围岩受到采动应力作用影响会产生不同形状的裂隙（单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙），然后通过水力耦合作用可以高效激活天然裂隙和诱导次生裂隙，大幅度增加岩石渗透率，极大的改善裂隙岩体的渗透特性，提高地热开采效率. 因此，通过加工预制单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样开展力学和渗流特性的研究具有重要的工程意义. 文中采用水刀切割和线切割设备相结合的方法在圆柱砂岩试件上（φ 50 mm×100 mm）预制不同倾角的单裂隙、T型裂隙、Y型裂隙，其中倾角定义为试样轴向与裂隙顺时针方向旋转的夹角. 单裂隙试样上每条裂隙长20 mm，裂隙开度0.3 mm；T型裂隙和Y型裂隙每条裂隙长10 mm、裂隙开度0.3 mm. 单裂隙、T型和Y型裂隙几何形态均由参数α表征，α取值为0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°，如图1所示.

图1 预制裂隙砂岩试样加工流程. (a) 试样模型示意图; (b) 砂岩试样实物图Fig.1 Processing flow of sandstone samples with prefabricated fracture: (a) sample models; (b) physical images of sandstone samples

2 试验方案与步骤

2.1 试验方案

为了研究多形态裂隙砂岩试样在水力耦合作用下的力学特征，分别对不同倾角多形态裂隙砂岩试样在围压为10 MPa、水压为3 MPa的条件下进行水力耦合试验，具体试验方案如表1所示. 此外，补充两个完整砂岩试样的试验，分别为完整无水压（围压10 MPa）和完整有水压（围压10 MPa、水压为3 MPa），用于对比分析，如表2所示. 文中试样编号SF、ST和SY表示单裂隙、T型和Y型裂隙砂岩试样，其后数字分别表示倾角.

表1 裂隙砂岩试样试验方案Table 1 Test scheme of fractured sandstone samples

表2 完整砂岩试样试验方案Table 2 Test scheme of intact sandstone samples

2.2 试验步骤

试验设备采用美国MTS815岩石力学试验机和Teledyne ISCO D-Series Pumps水压系统，如图2所示. 试验过程中轴压与围压均由MTS815配套的液压伺服系统控制，水压则由D-Series Pumps系统控制. 利用轴向和环向引伸计测量砂岩试样的变形. 由于在三轴压力室内在油压作用下试样裂隙部位易使包裹试样的热缩管发生破损，导致油水混合，最终造成试验失败. 因此，本试验进行过程中在预制裂隙前后的表面采用与水混合的石膏（石膏质量∶水质量=2∶1）进行封堵，并让裂隙处凝固. 然后试样再包裹热缩管，以提高试样裂隙处的抗压强度. 试验过程中始终保持水压小于围压.在进行轴向加载时，采用荷载和变形（环向或轴向）相结合的方式控制整个加载过程. 在初始加载阶段，采用轴向荷载控制方式进行加载，加载速率为300 N·s-1，当荷载到达峰值强度（55 MPa）的80%左右，将加载方式转换为变形控制，加载速率为0.02 mm·min-1，直至岩石破坏. 水力耦合试验全过程采用声发射（Acoustic emission，AE）系统监测，声发射传感器探头位置分布如图2所示，传感器的工作频率为150～400 kHz，谐振频率为125 kHz，前置放大器增益为40 dB. 每次测试设置AE的触发阈值为45 dB，AE波形采样频率（每秒采样百万次，MSPS）为1，预触发为256，记录长度为2000.利用稳态法原理开展渗透试验[31]，渗透全过程使用纯净水渗流，并基于达西定律计算渗透率[32]，计算式如下：

图2 水力耦合试验设备. (a) MTS815伺服刚性试验机; (b) Teledyne ISCO D-Series 泵; (c) 声发射探头分布图Fig.2 Test equipment: (a) MTS815 rock mechanics testing machine; (b) Teledyne ISCO D-Series pumps; (c) distribution map of acoustic emission probes

其中：k为渗透率，m2；Q为单位时间通过试样的水量，m3·s-1；γ为水的容重，kN·m-3；L为试样高度，m；A为试样截面积，m2；ΔP为试样两端水压差，Pa.

3 实验结果分析

3.1 强度特性分析

将完整无水压和完整有水压试样与多形态裂隙试样的强度特征进行比较分析，如图3～5所示.本文采用Zhang等[33]提出的体积应变差法（Volumetric strain response method，VSR）获取裂纹闭合应力σcc、起裂应力σci、损伤应力σcd，并根据应力-应变曲线提取峰值强度σc. 从图3（a）可以看出，水力耦合作用下，不同单裂隙试样关键阈值的变化规律随着预制裂隙倾角的变化有所差异，单裂隙试样的σc值在75°时最低，0°时最高；σcd值在90°时最低，15°时最高；σci值在30°时最低，15°时最高；σcc值在30°时最低，15°时最高. 从图3（b）可以看出，单裂隙试样不同倾角下平均损伤应力比率σcd/σc值为0.48；平均起裂应力比率σci/σc值为0.28；平均闭合应力比率σcc/σc值为0.21. 从图4（a）可以看出，水力耦合作用下不同T型裂隙试样的关键阈值随着预制裂隙倾角的变化规律为：σc值在60°时最低，15°时最高；σcd值在45°时最低，90°时最 高；σci值 在30°时 最 低，90°时 最 高；σcc值 在45°时最低，90°时最高. 从图4（b）可以看出，T型裂隙试样不同倾角下平均损伤应力比率σcd/σc值为0.55；平均起裂应力比率σci/σc值为0.32；平均闭合应力比率σcc/σc值为0.23. 从图5（a）可以看出，水力耦合作用下不同Y型裂隙试样的关键阈值随着预制裂隙倾角的变化规律为：σc值在60°时最低，75°时最高；σcd值在60°时最低，90°时最高；σci值在60°时 最 低，15°时 最 高；σcc值 在60°时 最 低，90°时最高. 从图5（b）可以看出，Y型裂隙试样不同倾角下平均损伤应力比率σcd/σc值为0.63；平均起裂应力比率σci/σc值为0.37；平均闭合应力比率σcc/σc值为0.27.

图3 完整和单裂隙试样不同阈值、应力比率与倾角关系. (a)不同阈值与倾角关系;(b)应力比率与倾角关系Fig.3 Relationship of fracture inclination with different thresholds and the stress ratios of intact and single-fracture samples: (a) relationship between different thresholds and fracture inclination; (b) relationship between stress ratios and fracture inclination

图4 完整和T型裂隙不同阈值、应力比率与倾角关系. (a)不同阈值与倾角关系; (b)应力比率与倾角关系Fig.4 Relationship of fracture inclination with different thresholds and the stress ratios of intact and T-shaped fracture samples: (a) relationship between different thresholds and fracture inclination; (b) relationship between stress ratios and fracture inclination

图5 完整和Y型裂隙不同阈值、应力比率与倾角关系. (a)不同阈值与倾角关系; (b)应力比率与倾角关系Fig.5 Relationship of fracture inclination with different thresholds and stress ratios of intact and Y-shaped fracture samples: (a) relationship between different thresholds and fracture inclination; (b) relationship between stress ratios and fracture inclination

综合表3和图3～5可以看出，完整有水压试样峰值强度较完整无水压试样下降5.25%，不同倾角单裂隙试样峰值强度较完整无水压试样分别下降19.29%、30.60%、41.53%、37.54%、40.39%、44.31%、36.45%，较完整有水压试样分别下降14.82%、26.75%、38.28%、34.08%、37.08%、41.23%、32.93%. 不同倾角T型裂隙试样峰值强度较完整无水压试样分别下降34.89%、33.79%、46.09%、39.32%、47.23%、42.76%、36.02%，较完整有水压试样分别下降31.28%、30.12%、43.11%、35.95%、44.31%、39.59%、32.47%. 不同倾角Y型裂隙试样峰值强度较完整无水压试样分别下降43.85%、37.91%、43.07%、43.32%、44.30%、37.28%、43.92%，较完整有水压试样分别下降40.74%、34.47%、39.91%、40.17%、41.21%、33.80%、40.81%.

表3 多形态裂隙与完整砂岩试样峰值强度对比Table 3 Peak strength comparison between multiple-shape prefabricated fractures and intact sandstone samples

综上分析可知，试样强度高低顺序为：完整无水压试样的峰值强度>完整有水压试样>所有含裂隙试样峰值强度. 充分表明水的弱化作用对强度的影响小于预制裂隙. 此外，完整无水压试样和完整有水压试样的闭合、起裂和损伤应力比率与所有含裂隙试样无较大差异，裂隙倾角对闭合、起裂和损伤应力比率的影响较小.

3.2 变形特性分析

完整试样和单裂隙、T型裂隙及Y型裂隙试样的弹性模量、泊松比随裂隙倾角的变化趋势如图6所示. 单裂隙试样的弹性模量在75°时最小，0°时最大，不同角度的弹性模量值在11.21 GPa～14.02 GPa的范围内，且均小于完整有水压试样（14.55 GPa）小于完整无水压试样（17.03 GPa），弹性模量整体上随裂隙倾角的增大经历了减小—增大—减小—增大的“锯齿状”变化趋势；而单裂隙试样的泊松比随裂隙倾角的增大呈现与弹性模量相同的变化趋势，不同角度（除了60°和75°）的泊松比值大于完整无水压试样（0.17）大于完整有水压试样（0.13）. T型裂隙试样的弹性模量在60°时最小，75°时最大，不同角度的弹性模量值在11.30 GPa～16.40 GPa的范围内，其余角度（除了75°）的弹性模量值均小于完整有水压试样小于完整无水压试样，弹性模量整体上随裂隙倾角的增大经历了增大—减小—增大—减小—增大—减小的变化趋势；而T型裂隙试样的泊松比随裂隙倾角的增大呈现增大—减小—增大—减小的变化趋势，不同角度（除了60°和90°）的泊松比值大于完整无水压试样大于完整有水压试样. Y型裂隙试样的弹性模量在60°时最小，45°时最大，不同角度的弹性模量值在12.86 GPa～15.08 GPa的范围内，角度为0°、60°、75°以及90°的弹性模量值小于完整有水压试样小于完整无水压试样，角度为15°、30°、45°的弹性模量值大于完整有水压试样小于完整无水压试样，弹性模量整体上随裂隙倾角的增大经历了增大—减小—增大的变化趋势；而Y型裂隙试样的泊松比随裂隙倾角的增大呈现减小—增大—减小—增大的变化趋势，不同角度（除了0°和60°）的泊松比值小于完整有水压试样小于完整无水压试样. 综上可知，完整无水压试样的弹性模量最大，其余试样都受到水压和预制裂隙的影响，说明水和裂隙会削弱试样刚度，影响径向变形的相对变化程度（泊松比）.

图6 完整和单裂隙、T型、Y型裂隙弹性模量、泊松比倾角关系. (a)弹性模量与倾角关系; (b)泊松比与倾角关系Fig.6 Relationship between the elastic modulus and Poisson"s ratio of intact and single fracture, T-shaped, and Y-shaped fracture samples: (a)relationship between the elastic modulus and fracture inclination; (b) relationship between Poisson"s ratio and fracture inclination

3.3 基于声发射的裂隙砂岩变形破坏演化规律

为避免冗余，选取裂隙倾角为0°时的工况作为代表进行详细说明. 图7为水力耦合作用下单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样应力和振铃计数与时间和应变关系曲线. 从图中可以看出，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样的I阶段（AE平静期）均较短，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样在该阶段平均累计振铃计数占比分别为0.20%、1.13%和1.00%，表明声发射事件产生较少，累计振铃计数缓慢增加. 在II阶段（AE准备期），不同倾角试样均无损伤破坏，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样在该阶段平均累计振铃计数占比分别为1.37%、1.90%和1.32%，AE活动较平静期有微弱变化，增加幅度仍较慢. 在III阶段（AE发展期），单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩

图7 单裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙试样应力和振铃计数与时间关系Fig.7 Relationship between stress, the ringing count of single (a), T-shaped (b), and Y-shaped (c) fracture specimens, and time

试样在该阶段平均累计振铃计数占比分别为1.00%、1.73%和3.81%，荷载超过了岩石的弹性极限，裂隙起裂扩展，振铃计数稳步增加. 在IV阶段（AE活跃期），单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样在该阶段平均累计振铃计数占比分别为25.71%、23.33%和30.04%，振铃计数大幅密集增加. 在V阶段（AE剧烈期和跌落期）出现应力跌落时振铃计数出现峰值，表明试样贯通破裂面形成，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样在该阶段平均累计振铃计数占比分别为72.90%、71.92%和63.83%，在这之后，声发射活动进入跌落期，声发射活动放缓. 综上所述，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样在变形破坏过程中由于裂隙的存在和水的软化作用导致I阶段到III阶段相应缩短，试样峰后出现应力突降时渗透率达到极大值.

3.4 破坏模式分析

水力耦合作用下多形态裂隙砂岩试样的最终破裂形态如图8所示，当裂隙倾角为0°时，试样SF0首先在预制裂隙两端的尖端处起裂，都产生了反翼型裂纹Taw，随后产生剪切裂纹向试样顶底部扩展，最后与远场剪切裂纹Sf合并在一起导致最终破坏. 试样ST0首先在裂隙A、B和C处尖端起裂，翼裂纹Tw朝上端部扩展，反翼裂纹Taw朝下端部扩展，此外，由裂隙A尖端产生的共面次生裂纹Sco与裂隙B尖端产生的翼裂纹Tw相连接，然后都与上端部远场剪切裂纹Sf联系在一起. 下端部远场剪切裂纹Sf与裂隙A尖端产生的反翼裂纹Taw和面外剪切裂纹Sop合并. 试样SY0首先在裂隙B和C处尖端起裂，裂隙B处共产生三条裂纹，一条与上端部远场剪切裂纹Sf连接的反翼裂纹Taw，一条竖向拉裂纹Tv与两条面外张拉裂纹Top合并，一条朝下端部扩展的翼裂纹Tw，且与面外张拉裂纹Top相连，裂隙C产生一条反翼裂纹Taw与面外剪切裂纹Sop和上端部远场剪切裂纹Sf合并，此外，产生的翼裂纹Tw与面外张拉裂纹Top相连.

图8 水力耦合作用下诱发裂隙扩展规律：单裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙试样破坏模式Fig.8 Propagation law of induced cracks under the action of hydraulic coupling: failure modes of single (a), T-shaped (b), and Y- shaped (c) fracture specimens

结合其余不同角度下单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样可知，单裂隙试样除SF45呈“V”字形破坏，其余倾角裂隙两端产生的破坏裂纹都近似平行，单裂隙试样的最终破裂模式为剪切破坏，起裂角度具有很好的方向性，对寻找由单裂隙受水力耦合扩展形成的裂隙渗流通道具有指导意义. 不同角度T型裂隙破坏产生的次生裂隙较单裂隙试样而言更多. 不同角度Y型裂隙破坏过程仅有0°时产生较多次生裂隙，其余角度下均未产生. T型和Y型裂隙最终破坏由裂隙A、C或B、C起主导作用，且破裂模式有剪切破坏和张拉–剪切破坏两类. 此外，多形态裂隙试样随着角度的变化，具有定向破坏现象.

3.5 增透机理分析

同样选取裂隙倾角为0°时的工况作为代表进行详细说明. 图9为水力耦合作用下多形态裂隙试样应力、渗透率与时间关系曲线，从图中可以看到，将应力-应变曲线划分为五个阶段，分别为：I―微裂纹压密阶段；II―弹性阶段；III―微裂纹稳定扩展阶段；IV―微裂纹加速扩展阶段；V―峰后阶段. 试样在I阶段和III阶段之间渗透率都呈现减小趋势；进入IV阶段，随着轴向应力的增加，渗透率快速增加；在V阶段应力跌落处，渗透率开始急剧增大，试样宏观断裂面形成；在残余阶段，由于试样内部出现应力重分布且部分渗流通道会被破碎颗粒堵塞，孔隙裂隙再次被压缩，因此渗透率又快速降低并趋于稳定（平稳增加、平稳减少或近似水平）. 其他角度的试样表现出相同的变化规律，并通过观察不同角度单裂隙试样可知，试样在破坏前的弹塑性变形阶段渗透性基本随时间增加而增大，渗透率峰值基本与破坏跌落应力同步. 根据完整、单裂隙、T型裂隙及Y型裂隙砂岩试样的渗透率变化趋势和渗透率特征点进一步可以确定渗透率的突跳系数值（最大与最小渗透率之比），完整试样渗透率的突跳系数值为3.12，单裂隙试样渗透率的突跳系数平均值为1.41，T型裂隙试样渗透率的突跳系数平均值为1.34，Y型裂隙试样渗透率的突跳系数平均值为1.37. 随着裂隙倾角的增加，单裂隙、T型裂隙和Y型裂隙试样的最大渗透率呈现起伏状变化，其中，单裂隙倾角为60°时最大渗透率值最大；T型裂隙倾角为75°时最大渗透率值最大；Y型裂隙倾角为60°时最大渗透率值最大. 试验表明多形态裂隙试样在裂隙倾角为60°～75°的范围内，渗透率值较大，增透效果较好. 综上可知，突跳系数将作为评价增透的关键水力参数，试验表明单裂隙、T型裂隙及Y型裂隙砂岩试样在破坏瞬间突跳系数值相差不大，此时裂隙形态对增透效果影响较小，这是由于砂岩层中渗透性受到许多因素的综合影响，包括：裂隙数量及其连通性、裂隙开度以及有效应力等. 然而，本文仅开展了固定水压和围压下的试验，因此，想要获得更好的增透效果，则需要改变水压和围压，激活更多裂隙，进而增大裂隙开度和提高连通性.

图9 单裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙试样应力、渗透率与时间关系Fig.9 Relationship between stress, permeability, and time of single (a), T-shaped (b), and Y-shaped (c) fracture specimens

4 结论

(1) 在水力耦合作用下研究表明，裂隙扩展模式和变形特性与流动参数相关，水的弱化作用对强度的影响小于预制裂隙. 由既有裂隙产生的裂隙扩展过程可分为四个步骤：微裂隙压密、裂隙起裂、裂隙稳定扩展和裂隙聚集，研究结果表明，拉伸和剪切破坏模式是储层增透的基本原理.

(2) 轴向荷载作用下，裂隙岩石的渗透率变化与加载过程中的裂隙发展关系密切. 随着轴压增大，岩石渗透率峰前阶段先减小后增大，达到强度破坏时突跳增大. 单裂隙试样渗透率的突跳系数平均值高于Y型裂隙试样高于T型裂隙试样.

(3) 单裂隙砂岩试样在水力耦合作用下的破裂模式为剪切破坏，起裂角度具有很好的方向性.对T型裂隙和Y型裂隙砂岩试样而言，试样上出现了拉伸裂纹扩展和混合裂纹扩展，并沿着既有的裂隙扩展合并形成裂隙网络，使渗透率显著增加. 不同角度T型和Y型裂隙砂岩试样破坏过程产生的次生裂隙较单裂隙砂岩试样而言更多，且最终破坏由两条次生裂隙主导.