煤礦砂巖橫向切槽真三軸定向水力壓裂試驗

吳擁政，楊建威

(1.天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013; 2.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

水力壓裂技術在石油、煤炭等行業運用非常廣泛，其中，在煤礦井下主要應用在圍巖控制和低滲透煤層增透領域，解決了一系列工程難題[1-11]。按壓裂前是否進行預制切槽分為常規壓裂和定向壓裂，其中，定向壓裂按切槽與鉆孔軸向方位又分為橫向(垂直鉆孔軸向)和縱向(沿鉆孔軸向)壓裂。

近些年，煤炭科學研究總院開采研究分院開發出小孔徑(直徑60 mm左右)橫向切槽定向水力壓裂成套技術[5-8]，以其施工速度快、成本低、安全性高等突出優點，在晉城、大同、神南、神東等礦區工作面堅硬頂板控制、沖擊地壓防治、動壓巷道卸壓中迅速推廣應用，其技術原理為:在注入高壓水前，通過專用切槽設備垂直壓裂鉆孔軸向預制橫向切槽，人為干預以控制裂縫擴展方向，破壞堅硬頂板的完整性，釋放或轉移部分高應力，從而達到卸壓的目的。其中，掌握裂縫起裂與擴展機制是決定卸壓成敗的關鍵，而真三軸水力壓裂物理試驗是揭示裂縫起裂與擴展規律的重要手段。

國內外學者對水力裂縫擴展規律進行了大量真三軸試驗研究。HE等[12]研究了壓裂孔表面預先割縫條件下的裂縫擴展規律;劉正和等[14]研究了預制裂縫角度、水平應力差、注液速率對砂巖鉆孔軸向預制裂縫起裂與擴展規律的影響;侯振坤等[15]研究了頁巖水力裂縫延伸特征；衡帥等[16]發現裂縫遇見層理會發生偏轉、分叉，已形成復雜的裂隙網絡；徐幼平等[17]研究了定向水力壓裂過程中煤體的裂隙發展分布規律；考佳瑋等[18]研究了高水平應力差下裂縫擴展形態；HUANG等[19]研究了層理對混凝土試樣水力裂縫擴展規律的影響；曾義金等[20]研究了排量類型對深層頁巖復雜裂縫形成的影響。

從上述研究可見，研究對象主要為頁巖、煤塊、煤巖組合體及混凝土試樣，壓裂方式有預制切槽和無切槽，研究的影響因素主要集中在射孔角度、水平應力差、層理、排量、黏度等方面。但是，上述研究多集中在油氣行業，預制切槽主要是縱向切槽(沿鉆孔軸向)，且試樣主要來自于地面露頭巖層和預制混凝土，而堅硬頂板及動壓巷道壓裂層位多為砂巖，定向壓裂方式為橫向切槽，針對此種工況下原位獲取的頂板砂巖真三軸水力壓裂試驗較少。

筆者在某煤礦井下原位獲取細砂巖并制作成300 mm×300 mm×300 mm試樣，采用專用切槽設備對其預制橫向切槽，運用大型真三軸水力壓裂試驗系統，研究層理、水平應力差對砂巖橫向切槽下裂縫擴展的影響機制。研究結果可為煤礦井下定向水力壓裂孔間距、切槽位置等參數設計提供參考。

1 試驗設計

1.1 試樣制備

細砂巖從某煤礦井下工作面基本頂層位獲取，加工成300 mm×300 mm×300 mm立方體試樣。在試樣正中分別平行層理方向(垂直鉆孔軸向，平行切槽)和層理垂直方向(沿鉆孔軸向，垂直切槽)鉆出直徑26 mm、長170 mm的壓裂孔，然后采用專用機械開槽鉆頭在孔內150 mm處預制12 mm長的三維橫向楔形切槽(垂直鉆孔軸向)，開槽鉆頭及楔形切槽效果分別如圖1，2所示。

圖1 切槽鉆頭Fig.1 Grooving bit

圖2 橫向楔形切槽形態Fig.2 Transverse wedge groove morphology

1.2 試樣基本力學特性

對不同層理標準巖樣開展單軸及三軸壓縮試驗，應力-應變曲線如圖3所示，其中，σ1為最大主應力;σ3為最小主應力。平行層理面加載時，單軸抗壓強度111.4 MPa，彈性模量16.1 MPa，泊松比0.085，內摩擦角55.1°，黏聚力22.2 MPa;垂直層理面加載時，單軸抗壓強度131.7 MPa，彈性模量29.7 MPa，泊松比0.228，內摩擦角55.3°，黏聚力18.6 MPa。

圖3 砂巖應力-應變曲線Fig.3 Sandstone stress-strain curves

1.3 試驗系統

試驗采用中科院武漢巖土力學研究所大型真三軸水力壓裂試驗系統[15]，系統框架如圖4所示，該套系統主要由真三軸伺服加載系統和水壓伺服壓裂系統兩部分組成。三向加載能力均為3 000 kN，加載精度0.1 kN，最高水壓達100 MPa，最大試件尺寸800 mm×800 mm×800 mm，可滿足不同試驗參數需要。

1.4 試驗方案

試驗方案考慮層理和水平應力差兩種因素，其中，層理設置水平(垂直鉆孔軸向，平行切槽)和豎直(平行鉆孔軸向，垂直切槽)兩種，保持原生層理方向不變，通過調整鉆孔方向設置;水平應力差設置低水平(4.18 MPa)和高水平(8.36 MPa)兩種，共4種試驗方案，8個試樣，試樣編號及參數見表1。壓裂液為清水，注入紅色示蹤劑用于觀察裂縫形態，壓裂排量參照前人成果[18]，定為0.5 mL/s，壓裂液黏度1 mPa·s，試驗方案示意如圖5所示。其中，地應力σv，σH，σh采用小孔徑水壓致裂法在井下實測獲得，測試結果分別為13.25，9.15，4.97 MPa。方案1，2為低水平應力差方案，垂直應力與最大、最小水平主應力均為實測地應力大小;方案3，4為高水平應力差方案，垂直應力為實測值，最大、最小水平主應力為實測值的2倍。

圖4 大型真三軸水力壓裂試驗系統框架Fig.4 Large-scale true tri-axial hydraulic fracturing test system frame

表1 水力壓裂試驗參數
Table 1 Hydraulic fracturing test parameters

試樣編號垂直應力σv/MPa最大水平主應力σH/MPa最小水平主應力σh/MPa層理方向方案編號2號水平方案13號13.259.154.97水平1號豎直方案24號豎直5號水平方案36號13.2518.309.94水平7號豎直方案48號豎直

2 試驗結果與分析

在下文分析中，同種方案結果類似，因此，采用1個試樣結果為代表討論，分別以3，4，5和8號試樣為例。此外為描述方便，把試樣三向加載面簡化為X，Y，Z面，其與加載應力對應關系為:X面為最小水平主應力σh加載面，Y面為最大水平主應力σH加載面，Z面為垂直主應力σv加載面，三向加載應力與其對應承載面在空間上的對應關系示意如圖6所示。

圖5 試驗方案示意Fig.5 Test plan schematic diagram

圖6 加載應力與承載面對應關系示意Fig.6 Correspondence between loading stress and bearing surface

2.1 裂縫擴展形態特征分析

2.1.1表面裂縫擴展形態

試樣表面裂縫擴展形態如圖7所示，其特征分析如下:

圖7 試樣表面裂縫形態Fig.7 External fracture morphology of specimen

3號試樣產生與最大水平主應力方向呈約15°的主破裂面，同時，沿水平層理產生兩條大裂縫，其中1條與主破裂面交匯，3者構成近“H”型裂縫網絡(圖7(a))。

4號試樣在正中沿豎直層理形成單一橫切型主裂縫，與最大水平主應力方向平行，貫穿整個試樣(圖7(b))。

5號試樣產生4條相互交叉的“H”型復雜縫網，其中，2條與最大水平主應力方向平行，1條裂縫貫穿整個試樣，1條較短，分別與另兩條沿水平層理方向形成的裂縫連通(圖7(c))。

8號試樣形成的主裂縫面呈圓弧狀，與最大水平主應力方向約呈30°夾角。此外，試樣正中切槽處產生1條水平大裂縫(圖7(d))。

2.1.2內部裂縫擴展形態

試樣內部裂縫擴展形態采用人工剖切觀察紅色示蹤劑范圍和高能CT掃描(僅3號試樣)來獲取。內部裂縫形態如圖8所示，裂縫擴展形態特征為:

對3號試樣壓裂后、剖切前在切槽層位(試樣正中)開展CT掃描，如圖8(a)所示，在切槽一側產生明顯的長裂縫，但寬度較小;剖切后，如圖8(b)所示，沿著切槽形成一條長約30 mm明顯的定向裂縫，并伴有多條微裂隙。

4號試樣切槽一側未產生裂縫;另一側產生2條明顯的裂縫，一條在切槽附近，另一條在鉆孔底部，均沿45°方向向下延伸，但裂縫均未沿切槽定向擴展(圖8(c))。

5號試樣切槽兩側裂縫非對稱分布，一側產生沿切槽至邊界長150 mm的定向寬裂縫;另一側裂縫與鉆孔呈30°夾角，一直延伸到試樣底端，與沿層理形成的裂縫交匯，構成主次裂縫交叉的復雜縫網(圖8(d))。

8號試樣有兩處裂縫區域，一處位于切槽附近，沿切槽至邊界產生大范圍、連續的長150 mm定向裂縫帶;另一片區域在邊界附近，擴散范圍較小(圖8(e))。

2.1.3層理對裂縫擴展規律影響分析

通過對比同一水平應力差、不同層理下的試樣裂縫形態，來揭示層理對其擴展影響規律。

水平層理條件下，3，5號試樣沿層理方向形成多條寬度不一的裂縫，其中切槽層位裂縫較其他位置裂縫寬且延伸遠，與最大水平主應力方向形成的主裂縫交匯，發生偏轉、穿越，構成復雜縫網。可理解為:切槽方向與水平層理一致，切槽尖端先產生應力集中，且原生層理面斷裂韌度遠低于砂巖基質，二者耦合作用，切槽附近層理最易被激活并沿切槽定向擴展;同時，其他位置層理不斷被開啟，產生大量寬度不一的新裂縫后逐漸偏轉，與受最大水平主應力控制的主裂縫連通、轉向，最終形成復雜的裂縫網絡。

豎直層理條件下，4號試樣切槽附近未見定向裂縫，僅沿最大水平主應力方向形成單一橫切主裂縫，8號試樣雖然在切槽方向產生定向裂縫，但裂縫形態相對簡單。可理解為:豎直層理與最大水平主應力方向平行，二者相互作用，裂縫沿最利于起裂的方向擴展，水壓能量主要沿該方向釋放，而切槽與二者方向垂直，該方向水壓能量釋放較少，雖然切槽附近存在沿其定向擴展的裂縫，但受最大水平主應力影響，形成的裂縫數量較少、寬度較小，最終導致裂縫擴展的形態較為單一。

2.1.4水平應力差對裂縫擴展規律影響分析

通過對比同一層理方向、不同水平應力差作用下的試樣裂縫形態，來闡明水平應力差對其影響規律，分以下2種情況:

3號試樣雖和5號試樣裂縫形態相似，均是層理(含切槽)裂縫和與最大水平主應力平行的主裂縫交匯而成的復雜縫網，但是后者裂縫長度和寬度均明顯大于前者。

4號試樣和8號試樣裂縫形態差異較大，4號試樣內部切槽層位形成的裂縫較小，試樣外部僅形成與最大水平主應力平行的單一主裂縫，而8號試樣內部切槽層位形成較長的定向裂縫帶，在試樣外部形成與3，5號類似的復雜縫網。

以上兩種不同的情況可以理解為:

(1)低水平應力差作用下，裂縫驅動力小，在切槽尖端起裂后定向擴展一定距離后偏轉，甚至起裂后立即發生小角度偏轉，切槽定向裂縫擴展不充分，而且主裂縫溝通原生層理能力弱，在穿越層理面過程中消耗一定能量后逐漸偏轉，部分層理甚至沒有被激活，導致形成數量少、寬度小的單一形態裂縫。

(2)高水平應力差作用下，相對低水平應力差，切槽尖端應力集中程度更高，驅使裂縫擴展的能力強，平行和垂直方向的層理均被不同程度的開啟，在交匯處穿越后不發生偏轉，裂縫從切槽尖端起裂后一直定向擴展至試樣邊界，切槽定向裂縫擴展比較充分，易形成數量較多、寬度多樣的相互交叉的復雜縫網。

2.2 定向偏轉距影響分析

定向偏轉距定義為:預制橫向切槽處裂縫沿著其方向擴展不產生偏轉的距離。基于2.1節中的定向偏轉距數據，繪制試樣裂縫定向偏轉距散點圖，如圖9所示。

圖9 試樣裂縫定向偏轉距散點圖Fig.9 Scatter plot of specimen crack orientation deflection distance

由圖9可知，高水平應力差作用下平均裂縫定向偏轉距為低水平應力差作用下的10倍左右，而水平層理下平均裂縫定向偏轉距為豎直層理下的1.1倍左右。可見，水平應力差對裂縫定向偏轉距的影響程度遠大于層理方向。

層理方向對裂縫定向偏轉距影響主要體現在低水平應力差方案，水平層理下的3號試樣定向偏轉距為30 mm，而豎直層理下的4號試樣切槽附近的裂縫從起裂位置就開始偏離，偏轉距幾乎為0。可見，層理效應主要在低水平應力差作用下表現明顯，隨著應力差的升高，層理效應逐漸變弱。

定向偏轉距可以為煤礦井下定向水力壓裂鉆孔間距、切槽層位間距等核心參數的確定提供重要參考。

2.3 水壓-時間曲線特征分析

試樣水壓/累計注入量-時間曲線如圖10所示，其中累計注入量為裂縫內注入水的體積，壓裂體積散點圖如圖11所示，曲線特征分析如下:

圖10 試樣水壓/累計注入量-時間曲線Fig.10 Hydraulic pressure & cumulative injection-time curves

圖11 試樣壓裂體積散點圖Fig.11 Scatter plot of specimen fracture volume

3號試樣水壓-時間曲線較為復雜，分4個階段:第1階段為裂縫萌生期;第2階段為裂縫起裂-平緩擴展期，水壓達到峰值21.5 MPa驟降，之后保持在5～15 MPa周期性平穩波動；第3階段裂縫劇烈擴展-貫通期，水壓穩定在10 MPa;第4階段為破壞期，水壓卸壓至0 MPa，注入量保持150 mL(圖10(a))。

4號試樣水壓-時間曲線簡單，分3個階段:第1階段為裂縫萌生期；第2階段為裂縫起裂-急劇擴展期，曲線呈斷崖式跌落特征，水壓達到17 MPa后迅速跌落至0 MPa左右；第3階段為裂縫貫通-破壞期，水壓在0～0.5 MPa波動，逐漸穩定在0 MPa，注入量保持在50 mL(圖10(b))。

5號試樣水壓-時間曲線分4個階段:第1階段為裂縫萌生期；第2階段為裂縫起裂-平緩擴展期，水壓達34.5 MPa后在25～34.5 MPa平穩波動；第3階段為裂縫緩慢貫通期，水壓緩慢降至20 MPa；第4階段為裂縫快速貫通-破壞期，水壓驟降至0 MPa，試樣破壞，注入量保持在90 mL(圖10(c))。

8號試樣水壓-曲線分為3個階段:第1階段為裂縫萌生期；第2階段為裂縫起裂-平緩擴展期，曲線波動較大，達到峰值15.6 MPa后急劇下降至5 MPa，之后在6～10 MPa平緩波動；第3階段為裂縫貫通-破壞期，曲線平緩下降至0 MPa，注入量保持在70 mL(圖10(d))。

2.3.1層理對水壓曲線影響

通過對比同一水平應力差作用、不同層理方向下的試樣水壓曲線，來揭示層理對其影響規律。

水平層理條件下的3，5號試樣水壓曲線與豎直層理條件下的4，8號的曲線差異較大，曲線在起裂期跌落幅度、在擴展期波動振幅方面，前者均比后者平緩;但在試樣破壞期前者較后者劇烈，前者試樣壓裂體積約為后者的1.7倍。可說明，水平層理條件下裂紋逐漸產生，且擴展緩和、充分，主裂縫由多條小裂縫交匯、貫通后形成，最終構成主次裂縫交叉的大體積復雜縫網;而豎直層理條件下，試樣的主裂縫在起裂期間已形成，擴展階段的裂縫主要沿主裂縫方向，且裂縫數量較少和寬度較小，最終構成相對單一的小體積縫面。

2.3.2水平應力差對水壓曲線影響

通過對比同一層理方向、不同水平應力差作用下的試樣水壓曲線，來揭示水平應力差對其影響規律。

低水平應力差作用下的3，4號試樣水壓曲線、壓裂體積離散性較大，3號水壓曲線復雜多樣，而4號試樣曲線相對單一;高水平應力差作用下的5號與8號試樣曲線均復雜多樣，變化規律和壓裂體積也大致相同。可說明，低水平應力差作用下的試樣水壓曲線、裂縫擴展形態復雜程度取決于層理方向;而高水平應力差作用下的試樣水壓曲線、裂縫形態一致，且易形成復雜縫網，受層理影響較小。所以，水平應力差越高，層理效應越弱。

2.4 裂縫起裂影響分析

基于2.3節中的起裂壓力數據，繪制試樣裂縫起裂壓力散點圖，如圖12所示。具體分析如下:

圖12 試樣裂縫起裂壓力散點圖Fig.12 Scatter plot of specimen crack initiation pressure

整體來看，3，4，8號試樣的裂縫起裂壓力比較集中，5號起裂壓力明顯高于其他3個試樣。

水平層理條件下的(平行切槽)3，5號試樣起裂壓力大于豎直層理條件下的(垂直切槽)4，8號試樣，前者平均起裂壓力是后者的1.7倍。可理解為:水平層理與切槽方向一致，二者耦合作用，利于起裂;豎直層理雖然與切槽方向垂直，但與最大水平主應力方向平行，更利于起裂。可說明，最大水平主應力對起裂壓力的影響程度強于層理。

高水平應力差作用下的5，8號試樣平均起裂壓力大于低水平應力差作用下的3，4號試樣，前者是后者的1.3倍;但低水平應力差作用下的試樣起裂壓力相對集中，而高水平應力差作用下的試樣起裂壓力離散性較大，這可能是巖石自身各向異性造成的。

3 結 論

(1)預制橫向切槽可驅使裂縫沿著其切槽方向定向起裂、擴展，水平應力差對切槽定向效果影響程度強于層理方向。

(2)裂縫形態分為最大水平主應力主導的單一橫切型和最大水平主應力、層理、切槽共同作用的復雜“H”型;水壓-時間曲線根據裂紋擴展階段的不同，分為平緩式波動型和斷崖式跌落型。

(3)高水平應力差下平均定向偏轉距、平均起裂壓力分別為低水平應力差下的10倍、1.3倍，前者切槽可定向裂縫至試樣邊界，后者切槽僅可控制其附近裂縫擴展方向，之后逐漸偏轉至與最大水平主應力平行方向。

(4)高水平應力差作用下切槽尖端應力集中程度更高，穿越層理面能力更強，裂縫從切槽尖端起裂后與層理交匯后不偏轉，切槽定向效果較好;而低水平應力差作用下裂縫擴展時遇到層理易轉向，切槽定向效果差。

(5)層理效應在低水平應力差作用下表現明顯，當切槽與層理方向一致時，切槽附近層理最易被激活并沿切槽定向擴展，裂縫寬度與形態復雜多樣，反之，較難被激活，裂縫形態單一;而在高水平應力差作用下，不同方向的層理均能被不同程度激活，裂縫擴展充分，形成形態復雜多樣的縫網。