Experimental study of hydraulic fracture evolution with materials similar to the structural plane
-
摘要:
结构面广泛赋存于煤系中，是影响煤岩水力压裂效果的关键因素之一。调节结构面制作时间和充填材料类型，制作不同结构面类型的煤岩试件，并开展水力压裂物理实验，探究结构面类型与注入流量对水力裂缝延伸的影响及作用机制。结果表明：当注入流量为50 mL/min时，纯样试件(无结构面)的破裂压力高于含结构面试件的破裂压力，延时结构面制备间隔时间对试件破裂压力的影响很弱，调整结构面的充填材料后试件破裂压力最大降低28.79%；随着注入流量的提高，充填材料为云母，水泥试件破裂压力、声发射振铃计数峰值增大，压力上升阶段的持续时间显著缩短，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。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，可以通过理论分析预测水力裂缝与结构面的交叉延伸模式，根据结构面上应力状况，通过调节注入流量调整水力裂缝的延伸方向。
Abstract:The structural plane extensively occurs in coal measures, and is one of the key factors affecting the hydraulic fracturing effect of coal/rock. The fabrication time and filling material types of the structural plane were adjusted to obtain the coal/rock specimens without the filling structural plane, or the coal/rock specimens with the filling structural plane. The physical experiment for hydraulic fracturing was carried out to find out the effect and action mechanism of the structural plane type and injected flow rate on hydraulic fracture extension. As indicated by the result, in the condition of the injected flow rate of 50 mL/min, the fracturing pressure of the pure specimens was higher than that of the structural plane specimen, the interval time of the structural plane without filling had weak effect on the specimen fracturing pressure, and the maximum reduction of the specimen fracturing pressure after the adjustment of the structural plane filling materials was 28.79%; with the increase of the injected flow rate, both the fracturing pressure and acoustic emission ring count peak of the specimens with the filling materials of mica and cement were increased; the time duration of the pressure rise stage was significantly shortened; the hydraulic fracture extension at the structural plane gradually transformed from the mode of extending along the structural plane to the mode of extending along the direction of the maximum main stress. The effects of the structural plane type and the injected flow rate on the hydraulic fracture extension mode at the structural plane were caused mainly by the change of the stress condition on the structural plane when the hydraulic fracture extended to the structural plane. The cross extension mode of the hydraulic fracture and the structural plane can be predicted through theoretical analysis. The extension direction of the hydraulic fracture can be adjusted by adjusting the injected flow rate based on the stress condition on the structural plane.
-
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。
表 1 试件制作方案Table 1. Specimen making scheme试件类型 充填材料 间隔时间/h 编号含义 PS 纯样 SP-D-1h 无 1 延时结构面，1 h SP-D-4h 无 4 延时结构面，4 h SP-M 云母粉(厚度约2 mm) 1 云母结构面，1 h SP-C 水泥粉(厚度约2 mm) 1 水泥结构面，1 h 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试件
类型单轴抗压
强度/MPa弹性
模量/
MPa抗拉
强度/
MPa剪切
强度/
MPaPS 2.737 583.55 0.531 0.336 SP-D-1h 2.533 417.07 0.373 0.261 SP-D-4h 1.747 410.75 0.328 0.208 SP-M 1.456 233.35 0.223 0.088 SP-C 3.123 835.88 0.413 0.190 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。
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试件
编号流量Q/(mL·min−1) σv/
MPaσH/
MPaσh/
MPaPS-1 50 2 1 1 SP-D-1h-1 50 2 1 1 SP-D-4h-1 50 2 1 1 SP-M-1 50 2 1 1 SP-C-1 50 2 1 1 SP-M-2 75 2 1 1 SP-C-2 75 2 1 1 SP-M-3 90 2 1 1 SP-C-3 90 2 1 1 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Figure 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。
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。
表 4 实验结果Table 4. Summary of experimental results试件
编号流量Q/
(mL·min−1)破裂压力p1/
MPa振铃计数 压力上升阶段
持续时间/sPS-1 50 2.57 45 106 SP-D-1h-1 50 2.29 79 100 SP-D-4h-1 50 2.27 40 129 SP-M-1 50 1.62 29 60 SP-C-1 50 2.36 68 241 SP-M-2 75 2.73 69 230 SP-C-2 75 3.08 92 116 SP-M-3 90 3.02 128 21 SP-C-3 90 3.82 136 38 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SP-C-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。
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。
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，SP-C-3试件的压力下降速度相较于SP-C-2试件显著加快。
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Figure 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。
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。
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：
$$ {\sigma _r} = \frac{{{K_{\text{I}}}}}{{2\sqrt {2\text{π} r} }}\cos \frac{\theta }{2}(3 - \cos \theta ) + {\sigma _1}{\cos ^2}\theta + {\sigma _3}{\sin ^2}\beta $$ (1) $$ {\sigma _\theta } = \frac{{{K_{\text{I}}}}}{{2\sqrt {2\text{π} r} }}\cos \frac{\theta }{2}(1 + \cos \theta ) + {\sigma _1}{\sin ^2}\theta + {\sigma _3}{\cos ^2}\beta $$ (2) $$ {\tau _{r\theta }} = \frac{{{K_{\text{I}}}}}{{2\sqrt {2\text{π} r} }}\cos \frac{\theta }{2}\sin \theta - \frac{{{\sigma _1} - {\sigma _3}}}{2}\sin 2\beta $$ (3) 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：
$$ {K}_{\text{I}}=\frac{1}{\sqrt{\text{π} L}}{\displaystyle \underset{-L}{\overset{L}{\int }}p(x)}\sqrt{\frac{L+x}{L-x}}{\rm{d}}x $$ (4) 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：
$$ {\sigma _{{\text{z1}}}} = \frac{{{\sigma _r} + {\sigma _\theta }}}{2} + \sqrt {{{\left(\frac{{{\sigma _r} - {\sigma _\theta }}}{2}\right)}^2}} + \tau _{r\theta }^2 $$ (5) $$ {\sigma _{{\text{z}}2}} = \frac{{{\sigma _r} + {\sigma _\theta }}}{2} - \sqrt {{{\left(\frac{{{\sigma _r} - {\sigma _\theta }}}{2}\right)}^2}} + \tau _{r\theta }^2 $$ (6) $$ {\tau _{{{r}{\theta }}}} \geqslant {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _{{\theta }}} $$ (7) $$ {\sigma _{\text{z}1}} \geqslant {S_{\text{t}}} $$ (8) 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
$ {\sigma _{\text{z}1}} $ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ <$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 。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
$ {\sigma _{\text{z}1}} $ <$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ ≥$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ ；Q=75 mL/min时(图8a)，形成“人”字形水力裂缝，延伸至结构面发生分流，在结构面处略有延伸并进入下层基质，但延伸程度有限，说明结构面上应力状况满足$ {\sigma _{\text{z}1}} $ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ ≥$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ ，且相差不大；Q=90 mL/min时(图8c)，水力裂缝回归单一，纵向贯通，向下穿过结构面延伸至试件表面，在结构面处略有延伸，说明结构面上应力状况同样满足$ {\sigma _{\text{z}1}} $ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ ≥$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ ，但$ {\sigma _{\text{z}1}} - {S_{\text{t}}} $ >${\tau _{r\theta }} -( {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } )$ 。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
$ {\sigma _{\text{z}1}} $ <$ {S_{\text{t}}} $ ，随着压裂段压力继续升高，水力裂缝突破结构面继续沿最大主应力延伸；Q=75 mL/min或Q=90 mL/min时(图8b、图8d)，水力裂缝形态单一，且都在较短时间内沿最大主应力方向贯穿试件，水力裂缝延伸至结构面，结构面上应力状况同样满足${\sigma _{\text{z}1}}$ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ <$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 。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，
$ {\sigma _{\text{z}1}}/{\tau _{r\theta }} $ >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
$ {\sigma _{\text{z}1}} $ <$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ <$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 时，水力裂缝的延伸会受到结构面的阻隔，随着压裂时间的延长，压裂段压力上升，结构面上最大主应力或剪切力可能达到煤岩的抗拉强度或结构面的剪切阻力，使水力裂缝继续延伸，但延伸方向不定(如试件SP-C-1)；若提高注入流量，水力裂缝突破结构面继续延伸的可能性也会提高(如SP-C-2、SP-C-3)；结构面上应力满足$ {\sigma _{\text{z}1}} $ <$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ ≥$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 时，水力裂缝会沿着结构面发生转向(如SP-M-1)，若采用较高的注入流量，水力裂缝可能分流同时沿结构面和最大主应力方向延伸(如SP-M-2)，若再次提高注入流量，水力裂缝可能主要沿最大主应力方向延伸(如试件SP-M-3)；结构面上应力满足$ {\sigma _{\text{z}1}} $ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ <$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 时，采用更高的注入流量不会改变水力裂缝在结构面处的延伸方向；结构面上应力满足$ {\sigma _{\text{z}1}} $ ≥$ {S_{\text{t}}} $ 且$ {\tau _{r\theta }} $ ≥$ {\tau _0} + {\mu _{\text{w}}}{\sigma _\theta } $ 时，水力裂缝可能同时沿结构面和最大主应力方向延伸，若采用更高的注入流量，水力裂缝可能主要沿最大主应力方向延伸。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。
-
![]()
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
![]()
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
表 1 试件制作方案
Table 1 Specimen making scheme
试件类型 充填材料 间隔时间/h 编号含义 PS 纯样 SP-D-1h 无 1 延时结构面，1 h SP-D-4h 无 4 延时结构面，4 h SP-M 云母粉(厚度约2 mm) 1 云母结构面，1 h SP-C 水泥粉(厚度约2 mm) 1 水泥结构面，1 h 
下载: 导出CSV
表 2 试件物理力学参数
Table 2 Physical and mechanical parameters of each specimen
试件
类型单轴抗压
强度/MPa弹性
模量/
MPa抗拉
强度/
MPa剪切
强度/
MPaPS 2.737 583.55 0.531 0.336 SP-D-1h 2.533 417.07 0.373 0.261 SP-D-4h 1.747 410.75 0.328 0.208 SP-M 1.456 233.35 0.223 0.088 SP-C 3.123 835.88 0.413 0.190
下载: 导出CSV
表 3 水力压裂实验方案
Table 3 Hydraulic fracturing experimental scheme
试件
编号流量Q/(mL·min−1) σv/
MPaσH/
MPaσh/
MPaPS-1 50 2 1 1 SP-D-1h-1 50 2 1 1 SP-D-4h-1 50 2 1 1 SP-M-1 50 2 1 1 SP-C-1 50 2 1 1 SP-M-2 75 2 1 1 SP-C-2 75 2 1 1 SP-M-3 90 2 1 1 SP-C-3 90 2 1 1
下载: 导出CSV
表 4 实验结果
Table 4 Summary of experimental results
试件
编号流量Q/
(mL·min−1)破裂压力p1/
MPa振铃计数 压力上升阶段
持续时间/sPS-1 50 2.57 45 106 SP-D-1h-1 50 2.29 79 100 SP-D-4h-1 50 2.27 40 129 SP-M-1 50 1.62 29 60 SP-C-1 50 2.36 68 241 SP-M-2 75 2.73 69 230 SP-C-2 75 3.08 92 116 SP-M-3 90 3.02 128 21 SP-C-3 90 3.82 136 38
下载: 导出CSV
-
[1] LU Jun,HUANG Gun,GAO Heng,et al. Mechanical properties of layered composite coal−rock subjected to true triaxial stress[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering,2020,53(9):4117−4138. DOI: 10.1007/s00603-020-02148-6
[2] 李浩, 梁卫国, 李国富, 等. 碎软煤层韧性破坏–渗流耦合本构关系及其间接压裂工程验证[J]. 煤炭学报, 2021, 46(3): 924–936. LI Hao, LIANG Weiguo, LI Guofu, et al. Ductile failure–seepage coupling constitutive equations of broken soft coal and its verification in indirect fracturing engineering[J]. Journal of China Coal Society, 2021, 46(3): 924–936.
[3] 桑树勋, 郑司建, 易同生, 等. 煤系叠合型气藏及其勘探开发技术模式[J]. 煤田地质与勘探, 2022: 1–9 [2022-07-02]. http://kns.cnki.net/kcms/detail/61.1155.P.20220523.1042.002.html. SANG Shuxun, ZHENG Sijian, YI Tongsheng, et al. Coal measures superimposed gas reservoir and its exploration and development technology modes[J/OL]. Coal Geology & Exploration, 2022: 1–9 [2022-07-02]. http://kns.cnki.net/kcms/detail/61.1155.P.20220523.1042.002. html.
[4] ZHANG Qi,ZHANG Xiaoping,SUN Wei. A review of laboratory studies and theoretical analysis for the interaction mode between induced hydraulic fractures and pre−existing fractures[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering,2021,86:103719. DOI: 10.1016/j.jngse.2020.103719
[5] 刘义鑫. 压剪荷载作用下注入流体致岩体结构劣化与其渗透性耦合作用机理研究[D]. 重庆: 重庆大学, 2018. LIU Yixin. Mechanism of structure degradation and permeability of rock mass induced by fluid injection under compression–shear loads[D]. Chongqing: Chongqing University, 2018.
[6] 郭惟嘉, 李杨杨, 范炜琳, 等. 岩层结构运动演化数控机械模拟试验系统研制及应用[J]. 岩石力学与工程学报, 2014, 33(增刊2): 3776–3782. GUO Weijia, LI Yangyang, FAN Weilin, et al. Research and manufacture of numerical control mechanical simulation testing system for movement evolution of strata structure and its application[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(Sup. 2): 3776–3782.
[7] 李祥龙, 唐辉明. 逆层岩质边坡地震动力破坏离心机试验研究[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(4): 687–694. DOI: 10.11779/CJGE201404013 LI Xianglong, TANG Huiming. Dynamic centrifugal modelling tests on toppling rock slopes[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(4): 687–694. DOI: 10.11779/CJGE201404013
[8] 朱文心, 靖洪文, 张力, 等. 锚杆作用下块状岩体力学特性试验研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2018, 35(2): 261–266. DOI: 10.13545/j.cnki.jmse.2018.02.005 ZHU Wenxin, JING Hongwen, ZHANG Li, et al. Experimental study on the mechanical properties of lumpy rock mass under bolt reinforcement[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2018, 35(2): 261–266. DOI: 10.13545/j.cnki.jmse.2018.02.005
[9] 董康兴. 弱层理剪切诱导缝网裂缝的形成与扩展机理研究[D]. 大庆: 东北石油大学, 2017. DONG Kangxing. Research on fracture network formation and propagation mechanism induced by weak plane shear[D]. Daqing: Northeast Petroleum University, 2017.
[10] 翟新献. 放顶煤工作面顶板岩层移动相似模拟研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2002, 21(11): 1667–1671. DOI: 10.3321/j.issn:1000-6915.2002.11.018 ZHAI Xinxian. Simulation testing study on roof strata displacement of top–coal caving face[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(11): 1667–1671. DOI: 10.3321/j.issn:1000-6915.2002.11.018
[11] 高杰, 侯冰, 谭鹏, 等. 砂煤互层水力裂缝穿层扩展机理[J]. 煤炭学报, 2017, 42(增刊2): 428–433. GAO Jie, HOU Bing, TAN Peng, et al. Propagation mechanism of hydraulic fracture in sand coal interbedding[J]. Journal of China Coal Society, 2017, 42(Sup. 2): 428–433.
[12] 侯冰, 陈勉, 李志猛, 等. 页岩储集层水力裂缝网络扩展规模评价方法[J]. 石油勘探与开发, 2014, 41(6): 763–768. DOI: 10.11698/PED.2014.06.18 HOU Bing, CHEN Mian, LI Zhimeng, et al. Propagation area evaluation of hydraulic fracture networks in shale gas reservoirs[J]. Petroleum Exploration and Development, 2014, 41(6): 763–768. DOI: 10.11698/PED.2014.06.18
[13] 宋晨鹏, 卢义玉, 贾云中, 等. 煤岩交界面对水力压裂裂缝扩展的影响[J]. 东北大学学报(自然科学版), 2014, 35(9): 1340–1345. DOI: 10.3969/j.issn.1005-3026.2014.09.028 SONG Chenpeng, LU Yiyu, JIA Yunzhong, et al. Effect of coal–rock interface on hydraulic fracturing propagation[J]. Journal of Northeastern University(Natural Science), 2014, 35(9): 1340–1345. DOI: 10.3969/j.issn.1005-3026.2014.09.028
[14] 宋晨鹏, 卢义玉, 夏彬伟, 等. 天然裂缝对煤层水力压裂裂缝扩展的影响[J]. 东北大学学报(自然科学版), 2014, 35(5): 756–760. DOI: 10.3969/j.issn.1005-3026.2014.05.034 SONG Chenpeng, LU Yiyu, XIA Binwei, et al. Effects of natural fractures on hydraulic fractures propagation of coal seams[J]. Journal of Northeastern University(Natural Science), 2014, 35(5): 756–760. DOI: 10.3969/j.issn.1005-3026.2014.05.034
[15] BLANTON T. An experimental study of interaction between hydraulically induced and pre−existing fractures[C]//SPE Unconventional Gas Recovery Symposium. Society of Petroleum Engineers, 1982.
[16] 周健, 陈勉, 金衍, 等. 裂缝性储层水力裂缝扩展机理试验研究[J]. 石油学报, 2007, 28(5): 109–113. DOI: 10.3321/j.issn:0253-2697.2007.05.020 ZHOU Jian, CHEN Mian, JIN Yan, et al. Experimental study on propagation mechanism of hydraulic fracture in naturally fractured reservoir[J]. Acta Petrolei Sinica, 2007, 28(5): 109–113. DOI: 10.3321/j.issn:0253-2697.2007.05.020
[17] DANESHY A A. Hydraulic fracture propagation in layered formations[J]. Society of Petroleum Engineers Journal,1978,18(1):33−41. DOI: 10.2118/6088-PA
[18] ANDERSON G. Effects of friction on hydraulic fracture growth near unbonded interfaces in rocks[J]. Society of Petroleum Engineers Journal,1981,21(1):21−29. DOI: 10.2118/8347-PA
[19] 刘乐, 胡千庭, 李全贵, 等. 流量引起的注入压力变化对水力压裂效果的影响研究[J]. 矿业安全与环保, 2020, 47(4): 1–5. LIU Le, HU Qianting, LI Quangui, et al. Study on the influence of injection pressure variation caused by flow on hydraulic fracturing effect[J]. Mining Safety & Environmental Protection, 2020, 47(4): 1–5.
[20] 李亚楠. 天然裂缝与人工裂缝相互作用机理及模型研究[D]. 大庆: 东北石油大学, 2016. LI Yanan. Study on natural fracture and hydraulic fracture interaction mechanism and model[D]. Daqing: Northeast Petroleum University, 2016.
[21] 付世豪, 侯冰, 夏阳, 等. 多岩性组合层状储层一体化压裂裂缝扩展试验研究[J]. 煤炭学报, 2021, 46(增刊1): 377–384. FU Shihao, HOU Bing, XIA Yang, et al. Experimental research on hydraulic fracture propagation in integrated fracturing for layered formation with multi–lithology combination[J]. Journal of China Coal Society, 2021, 46(Sup. 1): 377–384.
[22] 李全贵, 邓羿泽, 胡千庭, 等. 煤层水力压裂应力与裂隙演化的细观规律[J]. 煤田地质与勘探, 2022, 50(6): 32–40. DOI: 10.12363/issn.1001-1986.21.10.0603 LI Quangui, DENG Yize, HU Qianting, et al. Mesoscopic law of stress and fracture evolution of coal seams hydraulic fracturing[J]. Coal Geology & Exploration, 2022, 50(6): 32–40. DOI: 10.12363/issn.1001-1986.21.10.0603
-
期刊类型引用(3)
1. 袁亮，马衍坤，黄勤豪，陈佩圆，罗吉安，龚彦华，王庆平. 煤岩动力灾害模型试验灾变地层模拟材料研制现状与展望. 中国矿业大学学报. 2024(05): 827-856 . 
百度学术
2. 胡千庭，刘继川，李全贵，张跃兵，宋明洋，孙万杰，宋继斌. 煤层顶板分段水力压裂应力及裂缝演化试验研究. 中国矿业大学学报. 2023(06): 1084-1095+1202 . 百度学术
3. 李彦伟，朱超凡，曾壹坚，水浩澈，范存翰，郭威. 层理特征对油页岩水力压裂裂缝扩展规律影响的数值模拟研究. 煤田地质与勘探. 2023(11): 44-54 . 本站查看
其他类型引用(6)
计量
- 文章访问数: 353
- HTML全文浏览量: 16
- PDF下载量: 50
- 被引次数: 9
