多形態(tài)裂隙砂巖水力耦合破壞過程與增透機理試驗研究

張 英，郭奇峰，席 迅?，蔡美峰，倫嘉云，潘繼良

1) 北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083 2) 北京科技大學金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083 3) 應急管理部信息研究院，北京 100029

礦產(chǎn)資源開采過程中常會伴隨熱害的產(chǎn)生，傳統(tǒng)礦產(chǎn)開采模式只重視資源開采，忽視對地熱的利用，導致礦產(chǎn)開采成本提升，嚴重影響經(jīng)濟效益. 為解決這一問題，我國一些學者提出了礦產(chǎn)與地熱資源共采的方式[1-2]，以實現(xiàn)礦產(chǎn)資源和地熱資源的有效利用. 在礦產(chǎn)資源與地熱共采模式中，地熱資源按照溫度劃分為三類：低溫小于50 ℃，重點用于礦產(chǎn)開采；中溫50 ℃～100 ℃，重點用于礦產(chǎn)開采、供暖和醫(yī)療；高溫大于100 ℃，重點用于發(fā)電[1-6]. 砂巖廣泛存在于多種類型的深部礦產(chǎn)地層，為礦產(chǎn)資源與地熱共采創(chuàng)造了合適的條件.地熱資源開采過程中需要提高滲透率以達到增產(chǎn)的目的. 礦產(chǎn)地熱共采模式下，巖石存在大量天然裂隙和開采擾動次生裂隙，可通過注水和巖層壓力耦合調控，高效激活天然裂隙和誘導次生裂隙，大幅度增加巖石滲透率，提高地熱開采效率.

目前，已有許多學者采用玻璃、冰、樹脂、類巖石等材料進行預制裂隙擴展開裂行為的試驗研究[7-11]. Brace和Bombolakis[7]早在1963年便開展了光彈性材料和玻璃在壓縮條件下的裂紋擴展研究，認為破壞最嚴重的裂紋與壓縮軸約呈30°. Nemat-Nasser和Horii[8]開展了含有預制裂隙的樹脂板脆性材料的單軸壓縮試驗，認為隨著軸壓的增加，拉伸裂紋向平行軸壓方向彎曲. Ashby和Hallam[9]以陶瓷和冰等脆性材料為研究對象，建立了脆性固體在壓應力狀態(tài)下裂紋生長和相互作用的模型，并提出了損傷力學理論的框架. Cannon等[10]進行了柱狀淡水冰平板單軸壓縮試驗，加載過程中，傾斜預制裂隙形成翼形裂紋. 同時，考慮三維效應的摩擦裂紋滑動模型可以很好地解釋壓縮斷裂現(xiàn)象. 黃梅和肖桃李[11]采用類巖石材料研究了長度和傾角對預制單裂隙類巖石的力學和變形特性的影響，發(fā)現(xiàn)裂隙傾角能改善裂隙長度增大導致的劣化作用. 也有許多學者采用預制裂隙的真實巖石進行裂隙破壞模式的探究，主要基于單軸壓縮試驗[12-16]、雙軸壓縮實驗[17-21]和三軸壓縮試驗[22-23]. 上述研究結果均被用于研究預制裂隙的開裂擴展模式、變形特性和破壞失效行為，取得了豐富的研究成果. 在此基礎之上，一些學者開展了預制裂隙水力耦合破裂的研究[24-26]，以期為地下巖土工程的發(fā)展提供有益參考. 水力耦合作用下預制裂隙巖石變形破壞問題主要研究裂隙萌生、起裂、擴展及貫通破壞過程中的滲流與力學規(guī)律.趙程等[24]采用類巖石材料研究了含裂隙試樣的破壞形態(tài)，結果表明試樣主要為剪切破壞，預制裂紋傾角較小時呈“X”型破壞；傾角較大時呈單一傾斜面破壞. 李勇等[25]研究了含單裂隙的水泥砂漿試件在單軸壓縮和水壓耦合作用下的裂紋演化機理. 魏超等[26]開展了水力耦合作用下預制傾斜裂隙與水平裂隙擴展貫通試驗，揭示了單軸和雙軸壓縮下無水壓和有水壓裂隙試樣的破壞模式. 還有一些學者基于數(shù)值模擬手段研究發(fā)現(xiàn)[27-30]，當天然裂隙直接受到注水作用時，翼形裂紋的形成尤為明顯. 然而，上述水力耦合研究都注重于預制裂隙試樣破壞模式的研究，較少探討預制裂隙增透效果的變化規(guī)律. 因此，針對礦產(chǎn)資源與地熱共采中涉及不同裂隙形態(tài)的巖石水力耦合問題仍需開展研究，水力耦合作用下多形態(tài)預制裂隙試樣破壞過程和增透機制仍需完善.

本文首先預制含單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙的砂巖試樣，利用MTS815伺服剛性試驗機開展三軸水力耦合試驗，獲得試樣應力應變曲線，采用聲發(fā)射監(jiān)測巖石裂紋發(fā)育過程，基于滲流理論分析試樣滲透率演化過程，分析水力耦合作用下裂隙傾角對試樣關鍵閾值、彈性模量和泊松比等力學性質的影響，討論不同形態(tài)裂隙試樣的破壞模式和滲透率演化過程，揭示其增透機理. 研究成果為礦產(chǎn)地熱共采模式下水力耦合增透技術提供科學基礎.

1 試樣材料與制備

試驗所選砂巖表面無明顯紋理，材料質地堅硬，自然狀態(tài)下呈淡黃色，且呈塊狀構造，細-中粒砂狀結構，按照國際巖石力學學會推薦的標準制備圓柱砂巖試樣（φ50 mm×100 mm）. 測試得到22個砂巖試樣的平均密度為2240.33 kg·m-3，平均縱波波速為2.19 km·s-1. 通過偏光顯微鏡和X射線衍射分析獲取砂巖礦物組分（質量分數(shù)）為石英72.5%，長石5%，巖屑12.5%，其他10%. 通過稱重法和核磁共振技術獲得的平均孔隙度為18.39%.由于地下礦產(chǎn)資源與地熱共采工程中圍巖受到采動應力作用影響會產(chǎn)生不同形狀的裂隙（單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙），然后通過水力耦合作用可以高效激活天然裂隙和誘導次生裂隙，大幅度增加巖石滲透率，極大的改善裂隙巖體的滲透特性，提高地熱開采效率. 因此，通過加工預制單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣開展力學和滲流特性的研究具有重要的工程意義. 文中采用水刀切割和線切割設備相結合的方法在圓柱砂巖試件上（φ 50 mm×100 mm）預制不同傾角的單裂隙、T型裂隙、Y型裂隙，其中傾角定義為試樣軸向與裂隙順時針方向旋轉的夾角. 單裂隙試樣上每條裂隙長20 mm，裂隙開度0.3 mm；T型裂隙和Y型裂隙每條裂隙長10 mm、裂隙開度0.3 mm. 單裂隙、T型和Y型裂隙幾何形態(tài)均由參數(shù)α表征，α取值為0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°，如圖1所示.

圖1 預制裂隙砂巖試樣加工流程. (a) 試樣模型示意圖; (b) 砂巖試樣實物圖Fig.1 Processing flow of sandstone samples with prefabricated fracture: (a) sample models; (b) physical images of sandstone samples

2 試驗方案與步驟

2.1 試驗方案

為了研究多形態(tài)裂隙砂巖試樣在水力耦合作用下的力學特征，分別對不同傾角多形態(tài)裂隙砂巖試樣在圍壓為10 MPa、水壓為3 MPa的條件下進行水力耦合試驗，具體試驗方案如表1所示. 此外，補充兩個完整砂巖試樣的試驗，分別為完整無水壓（圍壓10 MPa）和完整有水壓（圍壓10 MPa、水壓為3 MPa），用于對比分析，如表2所示. 文中試樣編號SF、ST和SY表示單裂隙、T型和Y型裂隙砂巖試樣，其后數(shù)字分別表示傾角.

表1 裂隙砂巖試樣試驗方案Table 1 Test scheme of fractured sandstone samples

表2 完整砂巖試樣試驗方案Table 2 Test scheme of intact sandstone samples

2.2 試驗步驟

試驗設備采用美國MTS815巖石力學試驗機和Teledyne ISCO D-Series Pumps水壓系統(tǒng)，如圖2所示. 試驗過程中軸壓與圍壓均由MTS815配套的液壓伺服系統(tǒng)控制，水壓則由D-Series Pumps系統(tǒng)控制. 利用軸向和環(huán)向引伸計測量砂巖試樣的變形. 由于在三軸壓力室內在油壓作用下試樣裂隙部位易使包裹試樣的熱縮管發(fā)生破損，導致油水混合，最終造成試驗失敗. 因此，本試驗進行過程中在預制裂隙前后的表面采用與水混合的石膏（石膏質量∶水質量=2∶1）進行封堵，并讓裂隙處凝固. 然后試樣再包裹熱縮管，以提高試樣裂隙處的抗壓強度. 試驗過程中始終保持水壓小于圍壓.在進行軸向加載時，采用荷載和變形（環(huán)向或軸向）相結合的方式控制整個加載過程. 在初始加載階段，采用軸向荷載控制方式進行加載，加載速率為300 N·s-1，當荷載到達峰值強度（55 MPa）的80%左右，將加載方式轉換為變形控制，加載速率為0.02 mm·min-1，直至巖石破壞. 水力耦合試驗全過程采用聲發(fā)射（Acoustic emission，AE）系統(tǒng)監(jiān)測，聲發(fā)射傳感器探頭位置分布如圖2所示，傳感器的工作頻率為150～400 kHz，諧振頻率為125 kHz，前置放大器增益為40 dB. 每次測試設置AE的觸發(fā)閾值為45 dB，AE波形采樣頻率（每秒采樣百萬次，MSPS）為1，預觸發(fā)為256，記錄長度為2000.利用穩(wěn)態(tài)法原理開展?jié)B透試驗[31]，滲透全過程使用純凈水滲流，并基于達西定律計算滲透率[32]，計算式如下：

圖2 水力耦合試驗設備. (a) MTS815伺服剛性試驗機; (b) Teledyne ISCO D-Series 泵; (c) 聲發(fā)射探頭分布圖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為滲透率，m2；Q為單位時間通過試樣的水量，m3·s-1；γ為水的容重，kN·m-3；L為試樣高度，m；A為試樣截面積，m2；ΔP為試樣兩端水壓差，Pa.

3 實驗結果分析

3.1 強度特性分析

將完整無水壓和完整有水壓試樣與多形態(tài)裂隙試樣的強度特征進行比較分析，如圖3～5所示.本文采用Zhang等[33]提出的體積應變差法（Volumetric strain response method，VSR）獲取裂紋閉合應力σcc、起裂應力σci、損傷應力σcd，并根據(jù)應力-應變曲線提取峰值強度σc. 從圖3（a）可以看出，水力耦合作用下，不同單裂隙試樣關鍵閾值的變化規(guī)律隨著預制裂隙傾角的變化有所差異，單裂隙試樣的σc值在75°時最低，0°時最高；σcd值在90°時最低，15°時最高；σci值在30°時最低，15°時最高；σcc值在30°時最低，15°時最高. 從圖3（b）可以看出，單裂隙試樣不同傾角下平均損傷應力比率σcd/σc值為0.48；平均起裂應力比率σci/σc值為0.28；平均閉合應力比率σcc/σc值為0.21. 從圖4（a）可以看出，水力耦合作用下不同T型裂隙試樣的關鍵閾值隨著預制裂隙傾角的變化規(guī)律為：σc值在60°時最低，15°時最高；σcd值在45°時最低，90°時最 高；σci值 在30°時 最 低，90°時 最 高；σcc值 在45°時最低，90°時最高. 從圖4（b）可以看出，T型裂隙試樣不同傾角下平均損傷應力比率σcd/σc值為0.55；平均起裂應力比率σci/σc值為0.32；平均閉合應力比率σcc/σc值為0.23. 從圖5（a）可以看出，水力耦合作用下不同Y型裂隙試樣的關鍵閾值隨著預制裂隙傾角的變化規(guī)律為：σc值在60°時最低，75°時最高；σcd值在60°時最低，90°時最高；σci值在60°時 最 低，15°時 最 高；σcc值 在60°時 最 低，90°時最高. 從圖5（b）可以看出，Y型裂隙試樣不同傾角下平均損傷應力比率σcd/σc值為0.63；平均起裂應力比率σci/σc值為0.37；平均閉合應力比率σcc/σc值為0.27.

圖3 完整和單裂隙試樣不同閾值、應力比率與傾角關系. (a)不同閾值與傾角關系;(b)應力比率與傾角關系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

圖4 完整和T型裂隙不同閾值、應力比率與傾角關系. (a)不同閾值與傾角關系; (b)應力比率與傾角關系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

圖5 完整和Y型裂隙不同閾值、應力比率與傾角關系. (a)不同閾值與傾角關系; (b)應力比率與傾角關系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

綜合表3和圖3～5可以看出，完整有水壓試樣峰值強度較完整無水壓試樣下降5.25%，不同傾角單裂隙試樣峰值強度較完整無水壓試樣分別下降19.29%、30.60%、41.53%、37.54%、40.39%、44.31%、36.45%，較完整有水壓試樣分別下降14.82%、26.75%、38.28%、34.08%、37.08%、41.23%、32.93%. 不同傾角T型裂隙試樣峰值強度較完整無水壓試樣分別下降34.89%、33.79%、46.09%、39.32%、47.23%、42.76%、36.02%，較完整有水壓試樣分別下降31.28%、30.12%、43.11%、35.95%、44.31%、39.59%、32.47%. 不同傾角Y型裂隙試樣峰值強度較完整無水壓試樣分別下降43.85%、37.91%、43.07%、43.32%、44.30%、37.28%、43.92%，較完整有水壓試樣分別下降40.74%、34.47%、39.91%、40.17%、41.21%、33.80%、40.81%.

表3 多形態(tài)裂隙與完整砂巖試樣峰值強度對比Table 3 Peak strength comparison between multiple-shape prefabricated fractures and intact sandstone samples

綜上分析可知，試樣強度高低順序為：完整無水壓試樣的峰值強度>完整有水壓試樣>所有含裂隙試樣峰值強度. 充分表明水的弱化作用對強度的影響小于預制裂隙. 此外，完整無水壓試樣和完整有水壓試樣的閉合、起裂和損傷應力比率與所有含裂隙試樣無較大差異，裂隙傾角對閉合、起裂和損傷應力比率的影響較小.

3.2 變形特性分析

完整試樣和單裂隙、T型裂隙及Y型裂隙試樣的彈性模量、泊松比隨裂隙傾角的變化趨勢如圖6所示. 單裂隙試樣的彈性模量在75°時最小，0°時最大，不同角度的彈性模量值在11.21 GPa～14.02 GPa的范圍內，且均小于完整有水壓試樣（14.55 GPa）小于完整無水壓試樣（17.03 GPa），彈性模量整體上隨裂隙傾角的增大經(jīng)歷了減小—增大—減小—增大的“鋸齒狀”變化趨勢；而單裂隙試樣的泊松比隨裂隙傾角的增大呈現(xiàn)與彈性模量相同的變化趨勢，不同角度（除了60°和75°）的泊松比值大于完整無水壓試樣（0.17）大于完整有水壓試樣（0.13）. T型裂隙試樣的彈性模量在60°時最小，75°時最大，不同角度的彈性模量值在11.30 GPa～16.40 GPa的范圍內，其余角度（除了75°）的彈性模量值均小于完整有水壓試樣小于完整無水壓試樣，彈性模量整體上隨裂隙傾角的增大經(jīng)歷了增大—減小—增大—減小—增大—減小的變化趨勢；而T型裂隙試樣的泊松比隨裂隙傾角的增大呈現(xiàn)增大—減小—增大—減小的變化趨勢，不同角度（除了60°和90°）的泊松比值大于完整無水壓試樣大于完整有水壓試樣. Y型裂隙試樣的彈性模量在60°時最小，45°時最大，不同角度的彈性模量值在12.86 GPa～15.08 GPa的范圍內，角度為0°、60°、75°以及90°的彈性模量值小于完整有水壓試樣小于完整無水壓試樣，角度為15°、30°、45°的彈性模量值大于完整有水壓試樣小于完整無水壓試樣，彈性模量整體上隨裂隙傾角的增大經(jīng)歷了增大—減小—增大的變化趨勢；而Y型裂隙試樣的泊松比隨裂隙傾角的增大呈現(xiàn)減小—增大—減小—增大的變化趨勢，不同角度（除了0°和60°）的泊松比值小于完整有水壓試樣小于完整無水壓試樣. 綜上可知，完整無水壓試樣的彈性模量最大，其余試樣都受到水壓和預制裂隙的影響，說明水和裂隙會削弱試樣剛度，影響徑向變形的相對變化程度（泊松比）.

圖6 完整和單裂隙、T型、Y型裂隙彈性模量、泊松比傾角關系. (a)彈性模量與傾角關系; (b)泊松比與傾角關系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 基于聲發(fā)射的裂隙砂巖變形破壞演化規(guī)律

為避免冗余，選取裂隙傾角為0°時的工況作為代表進行詳細說明. 圖7為水力耦合作用下單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣應力和振鈴計數(shù)與時間和應變關系曲線. 從圖中可以看出，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣的I階段（AE平靜期）均較短，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣在該階段平均累計振鈴計數(shù)占比分別為0.20%、1.13%和1.00%，表明聲發(fā)射事件產(chǎn)生較少，累計振鈴計數(shù)緩慢增加. 在II階段（AE準備期），不同傾角試樣均無損傷破壞，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣在該階段平均累計振鈴計數(shù)占比分別為1.37%、1.90%和1.32%，AE活動較平靜期有微弱變化，增加幅度仍較慢. 在III階段（AE發(fā)展期），單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖

圖7 單裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙試樣應力和振鈴計數(shù)與時間關系Fig.7 Relationship between stress, the ringing count of single (a), T-shaped (b), and Y-shaped (c) fracture specimens, and time

試樣在該階段平均累計振鈴計數(shù)占比分別為1.00%、1.73%和3.81%，荷載超過了巖石的彈性極限，裂隙起裂擴展，振鈴計數(shù)穩(wěn)步增加. 在IV階段（AE活躍期），單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣在該階段平均累計振鈴計數(shù)占比分別為25.71%、23.33%和30.04%，振鈴計數(shù)大幅密集增加. 在V階段（AE劇烈期和跌落期）出現(xiàn)應力跌落時振鈴計數(shù)出現(xiàn)峰值，表明試樣貫通破裂面形成，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣在該階段平均累計振鈴計數(shù)占比分別為72.90%、71.92%和63.83%，在這之后，聲發(fā)射活動進入跌落期，聲發(fā)射活動放緩. 綜上所述，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣在變形破壞過程中由于裂隙的存在和水的軟化作用導致I階段到III階段相應縮短，試樣峰后出現(xiàn)應力突降時滲透率達到極大值.

3.4 破壞模式分析

水力耦合作用下多形態(tài)裂隙砂巖試樣的最終破裂形態(tài)如圖8所示，當裂隙傾角為0°時，試樣SF0首先在預制裂隙兩端的尖端處起裂，都產(chǎn)生了反翼型裂紋Taw，隨后產(chǎn)生剪切裂紋向試樣頂?shù)撞繑U展，最后與遠場剪切裂紋Sf合并在一起導致最終破壞. 試樣ST0首先在裂隙A、B和C處尖端起裂，翼裂紋Tw朝上端部擴展，反翼裂紋Taw朝下端部擴展，此外，由裂隙A尖端產(chǎn)生的共面次生裂紋Sco與裂隙B尖端產(chǎn)生的翼裂紋Tw相連接，然后都與上端部遠場剪切裂紋Sf聯(lián)系在一起. 下端部遠場剪切裂紋Sf與裂隙A尖端產(chǎn)生的反翼裂紋Taw和面外剪切裂紋Sop合并. 試樣SY0首先在裂隙B和C處尖端起裂，裂隙B處共產(chǎn)生三條裂紋，一條與上端部遠場剪切裂紋Sf連接的反翼裂紋Taw，一條豎向拉裂紋Tv與兩條面外張拉裂紋Top合并，一條朝下端部擴展的翼裂紋Tw，且與面外張拉裂紋Top相連，裂隙C產(chǎn)生一條反翼裂紋Taw與面外剪切裂紋Sop和上端部遠場剪切裂紋Sf合并，此外，產(chǎn)生的翼裂紋Tw與面外張拉裂紋Top相連.

圖8 水力耦合作用下誘發(fā)裂隙擴展規(guī)律：單裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙試樣破壞模式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

結合其余不同角度下單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣可知，單裂隙試樣除SF45呈“V”字形破壞，其余傾角裂隙兩端產(chǎn)生的破壞裂紋都近似平行，單裂隙試樣的最終破裂模式為剪切破壞，起裂角度具有很好的方向性，對尋找由單裂隙受水力耦合擴展形成的裂隙滲流通道具有指導意義. 不同角度T型裂隙破壞產(chǎn)生的次生裂隙較單裂隙試樣而言更多. 不同角度Y型裂隙破壞過程僅有0°時產(chǎn)生較多次生裂隙，其余角度下均未產(chǎn)生. T型和Y型裂隙最終破壞由裂隙A、C或B、C起主導作用，且破裂模式有剪切破壞和張拉–剪切破壞兩類. 此外，多形態(tài)裂隙試樣隨著角度的變化，具有定向破壞現(xiàn)象.

3.5 增透機理分析

同樣選取裂隙傾角為0°時的工況作為代表進行詳細說明. 圖9為水力耦合作用下多形態(tài)裂隙試樣應力、滲透率與時間關系曲線，從圖中可以看到，將應力-應變曲線劃分為五個階段，分別為：I―微裂紋壓密階段；II―彈性階段；III―微裂紋穩(wěn)定擴展階段；IV―微裂紋加速擴展階段；V―峰后階段. 試樣在I階段和III階段之間滲透率都呈現(xiàn)減小趨勢；進入IV階段，隨著軸向應力的增加，滲透率快速增加；在V階段應力跌落處，滲透率開始急劇增大，試樣宏觀斷裂面形成；在殘余階段，由于試樣內部出現(xiàn)應力重分布且部分滲流通道會被破碎顆粒堵塞，孔隙裂隙再次被壓縮，因此滲透率又快速降低并趨于穩(wěn)定（平穩(wěn)增加、平穩(wěn)減少或近似水平）. 其他角度的試樣表現(xiàn)出相同的變化規(guī)律，并通過觀察不同角度單裂隙試樣可知，試樣在破壞前的彈塑性變形階段滲透性基本隨時間增加而增大，滲透率峰值基本與破壞跌落應力同步. 根據(jù)完整、單裂隙、T型裂隙及Y型裂隙砂巖試樣的滲透率變化趨勢和滲透率特征點進一步可以確定滲透率的突跳系數(shù)值（最大與最小滲透率之比），完整試樣滲透率的突跳系數(shù)值為3.12，單裂隙試樣滲透率的突跳系數(shù)平均值為1.41，T型裂隙試樣滲透率的突跳系數(shù)平均值為1.34，Y型裂隙試樣滲透率的突跳系數(shù)平均值為1.37. 隨著裂隙傾角的增加，單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙試樣的最大滲透率呈現(xiàn)起伏狀變化，其中，單裂隙傾角為60°時最大滲透率值最大；T型裂隙傾角為75°時最大滲透率值最大；Y型裂隙傾角為60°時最大滲透率值最大. 試驗表明多形態(tài)裂隙試樣在裂隙傾角為60°～75°的范圍內，滲透率值較大，增透效果較好. 綜上可知，突跳系數(shù)將作為評價增透的關鍵水力參數(shù)，試驗表明單裂隙、T型裂隙及Y型裂隙砂巖試樣在破壞瞬間突跳系數(shù)值相差不大，此時裂隙形態(tài)對增透效果影響較小，這是由于砂巖層中滲透性受到許多因素的綜合影響，包括：裂隙數(shù)量及其連通性、裂隙開度以及有效應力等. 然而，本文僅開展了固定水壓和圍壓下的試驗，因此，想要獲得更好的增透效果，則需要改變水壓和圍壓，激活更多裂隙，進而增大裂隙開度和提高連通性.

圖9 單裂隙(a)、T型(b)和Y型(c)裂隙試樣應力、滲透率與時間關系Fig.9 Relationship between stress, permeability, and time of single (a), T-shaped (b), and Y-shaped (c) fracture specimens

4 結論

(1) 在水力耦合作用下研究表明，裂隙擴展模式和變形特性與流動參數(shù)相關，水的弱化作用對強度的影響小于預制裂隙. 由既有裂隙產(chǎn)生的裂隙擴展過程可分為四個步驟：微裂隙壓密、裂隙起裂、裂隙穩(wěn)定擴展和裂隙聚集，研究結果表明，拉伸和剪切破壞模式是儲層增透的基本原理.

(2) 軸向荷載作用下，裂隙巖石的滲透率變化與加載過程中的裂隙發(fā)展關系密切. 隨著軸壓增大，巖石滲透率峰前階段先減小后增大，達到強度破壞時突跳增大. 單裂隙試樣滲透率的突跳系數(shù)平均值高于Y型裂隙試樣高于T型裂隙試樣.

(3) 單裂隙砂巖試樣在水力耦合作用下的破裂模式為剪切破壞，起裂角度具有很好的方向性.對T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣而言，試樣上出現(xiàn)了拉伸裂紋擴展和混合裂紋擴展，并沿著既有的裂隙擴展合并形成裂隙網(wǎng)絡，使?jié)B透率顯著增加. 不同角度T型和Y型裂隙砂巖試樣破壞過程產(chǎn)生的次生裂隙較單裂隙砂巖試樣而言更多，且最終破壞由兩條次生裂隙主導.