泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响.pdf

第 45 卷第 8 期煤 炭 学 报Vol. 45 No. 8 2020 年8 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYAug. 2020 移动阅读 林健,徐成,杨建威. 泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响[J]. 煤炭学报,2020,4582804-2812. LIN Jian,XU Cheng,YANG Jianwei. Influence of pump flow rate on the deflection of hydraulic fracturing cracks in lon- gitudinal flume cutting[J]. Journal of China Coal Society,2020,4582804-2812. 泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响 林 健1,3,徐 成2,3,杨建威1,3 1. 天地科技股份有限公司 开采设计事业部,北京 100013; 2. 煤科集团沈阳研究院有限公司,辽宁 抚顺 113122; 3. 煤炭科学研究总院 开采设 计研究分院,北京 100013 摘 要水力压裂技术近年来越来越多地被应用于强烈动压巷道的卸压工程中,水力压裂卸压的核 心是如何人为控制水力裂缝的开裂、扩展方向及路径。 将裂缝起裂点与裂缝扩展路径上与切槽方 向呈 1/2 切槽角度的点之间的连线长度定义为裂缝偏转距,并作为试验重点考察指标。 采用真三 轴物理试验的方法,对尺寸为 300 mm300 mm300 mm 的预留钻孔和纵向切槽水泥试块水力压裂 过程中不同泵流量对裂缝偏转距的影响规律进行了详细研究。 研究结果表明纵向切槽水力压裂 裂缝首先沿切槽方向起裂,在扩展的过程中逐渐转向最大主应力方向;裂缝呈 S 型非对称形态,裂 缝较为单一,无复杂微裂隙产生,裂缝在横向扩展的同时沿纵向扩展且扩展过程中无较大偏转。 压 裂过程明显呈现 3 个阶段性特征初次起裂阶段、裂缝持续扩展阶段和裂隙贯通阶段;随着泵流量 的增加,起裂压力略有增高,压裂时间明显缩短。 在水平应力比为 1． 5 条件下,泵流量由 0． 5 mL/ s 增加到 1． 0 mL/ s,裂缝偏转距增加了 54． 9;泵流量由 1． 0 mL/ s 增加到 1． 5 mL/ s,裂缝偏转距增 加了 16． 7;随着泵流量的增加,裂缝偏转距明显增大,增大趋势呈半抛物线特征。 水平应力比为 2． 0 条件下,泵流量由 1． 0 mL/ s 增加到 1． 5 mL/ s,裂缝偏转距增加了 30． 6;泵流量由 1． 5 mL/ s 增加到 5． 0 mL/ s,裂缝偏转距增加了 67． 9;与应力比为 1． 5 相比,相同泵流量条件下裂缝偏转距 明显减小。 试验采用真三轴试验方法仅能对小尺寸试块进行物理模型试验,下一步将选取合适的 数值计算方法,进一步开展大尺度岩层水力压裂效果试验研究。 关键词泵流量;裂缝偏转距;水力压裂;纵向切槽;真三轴试验 中图分类号TE357． 1 文献标志码A 文章编号0253-9993202008-2804-09 收稿日期2019-05-14 修回日期2019-07-25 责任编辑陶 赛 DOI10. 13225/ j. cnki. jccs.2019.0650 基金项目天地科技股份有限公司科技创新基金面上资助项目2018-TD-MS021;国家重点研发计划资助项目2017YFC0603006 作者简介林 健1969,男,山东曹县人,研究员,硕士生导师。 Tel010-84264127,E-maillinjian_w163． com Influence of pump flow rate on the deflection of hydraulic fracturing cracks in longitudinal flume cutting LIN Jian1,3,XU Cheng2,3,YANG Jianwei1,3 1. Coal Mining and Designing Department,Tiandi Science and Technology Co. ,Ltd. ,Beijing 100013,China; 2. Shenyang Research Institute of China Coal Technology 3. Coal Mining and Designing Branch,China Coal Research Institute,Beijing 100013, China AbstractHydraulic fracturing technology has been used more and more in the roadway with strong dynamic pressure for pressure relief in recent years. The key issue of hydraulic fracturing is how to control the crack orientation,expan- sion direction and path of hydraulic fracture. The length of the connection between the crack starting point and the point with a 1/2 slot angle on the crack spreading path is defined as the crack deflection distance and as the key test indicators. The effects of different pump flow on the deflection distance of fracture during hydraulic fracturing of 300 mm300 mm300 mm reserved drilling and longitudinal grooves cement block are studied using a large size true 第 8 期林 健等泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响 triaxial test. The results show that the vertical slit hydraulic fracturing crack is first cracked along the chipped direction and gradually turns to the maximum main stress during the process of expansion. The cracks are in S-type asymmetric and relatively single and there are no complex micro-cracks. The cracks expand along the longitudinal while ex- panding horizontally and there is no large deflection during the expansion process. Three stages are characterized dur- ing fracturing processthe initial fracturing stage,the continuous ex-pansion stage and the fracture penetration stage. With the increase of pump flow,the fracturing pressure is slightly increased and the fracturing time is significantly shortened. At the horizontal stress ratio of 1. 5,the pump flow increases from 0. 5 mL/ s to 1. 0 mL/ s,the crack deflec- tion distance increases by 54. 9. Pump flow increases from 1. 0 mL/ s to 1. 5 mL/ s,the crack deflection distance in- creases by 16． 7. With the increase of pump flow,the deflection distance of cracks increases obviously,and the in- creasing trend is semi-parabola. Under the horizontal stress ratio of 2. 0,the pump flow increases from 1. 0 mL/ s to 1． 5 mL/ s,the crack deflection distance increases by 30. 6. The pump flow increases from 1． 5 mL/ s to 5． 0 mL/ s, the crack deflection distance increases by 67. 9. Compared with the stress ratio of 1. 5,the deflection distance of crack decreases obviously under the same pump flow condition. The real triaxial test can only be used to test the physical model of the small size test block. A suitable numerical calculation will be selected to further carry out the experimental study on the hydraulic fracturing effect of large-scale rock ations. Key wordspump flow;fracture deflection distance;hydraulic fracturing;vertical slitting;true triaxial experiment 强烈动压巷道是目前我国煤矿支护最为困难的 巷道类型。 所谓强烈动压巷道是指至少受到一次工 作面采动全过程而保留下来或受多次工作面采动影 响的巷道。 如高瓦斯矿井工作面多巷布置的外围巷 道、沿空留巷、同一采区顺序开采时相邻工作面的邻 近巷道等,这类巷道受采动影响时不仅变形速度快、 变形量大,而且长期无法稳定。 产生快速大变形的主 要原因是工作面回采期间超前和侧向支承压力峰值 区的动态迁移以及工作面平巷侧上方悬壁梁的存在。 此类巷道支护难度极大,采用常规的支护手段甚至联 合支护都很难控制围岩的大变形[1-3]。 针对强烈动 压巷道支护困难的问题,相关专家学者提出了通过采 用水力压裂对该类巷道进行卸压的方案。 水力压裂卸压的核心是控制水力裂缝的开裂和 扩展方向,即定向水力压裂技术。 对于强烈动压巷 道,就是要通过定向水力压裂使工作面侧上覆一定范 围内的坚硬顶板沿巷道轴向开裂并扩展,进而将工作 面侧悬臂梁或板有效切断并及时垮落,以达到理想的 卸压效果[4-5]。 水力压裂定向起裂可以通过在钻孔 内纵向造缝或布置射孔实现[6-9],但水力压裂裂缝的 扩展往往会受到地应力等因素的影响而发生偏转,如 何保证在压裂过程中裂缝的扩展沿着最有利于卸压 的方向是强烈动压巷道卸压成败的关键。 影响水力压裂裂缝扩展的因素主要有造缝或射 孔方位角定向造缝或射孔方向与最大水平地应力 方向之间的夹角、水平应力差、泵流量、压裂液黏度 等。 国内外有关水力压裂裂缝扩展规律方面的研究 主要集中在射孔方位角、水平应力差对裂缝扩展规律 的影响方面[10-18],而在泵流量和压裂液黏度对裂缝 扩展规律的影响方面研究很少[19-21],研究领域主要 集中在石油、天然气、页岩气开发等方面。 针对煤矿 巷道小孔径钻孔直径 60 mm 左右压裂水力压裂裂 缝 扩 展 规 律 研 究 主 要 集 中 在 自 然 扩 展 规 律 方 面[22-26],如何人为控制水力压裂裂缝扩展方向方面 的研究几乎未涉及。 笔者将水力压裂裂缝开裂点与裂缝扩展路径上 与切槽方向呈 1/2 切槽角度点之间的连线长度定义 为偏转距。 偏转距对于现场水力压裂钻孔的施工布 置具有重要的参考意义,特别是对钻孔间距的确定意 义重大。 本研究基于水力压裂钻孔纵向切槽,采用大 尺寸真三轴试验的方法,重点对泵流量可人为控制 的因素对裂缝偏转距的影响规律展开研究,以期对 纵向裂缝的扩展方向进行人工干预,进而大幅提高巷 道卸压效果。 1 试验设计 1． 1 试验设备 试验采用中科院武汉岩土力学研究所的大型真 三轴水力压裂试验系统进行。 该系统的加载部可实 现 X,Y,Z 三个方向独立加载并实时补压;最大试块 尺寸可达 300 mm300 mm300 mm;3 个方向最大载 荷 3 000 kN;通过连接板、传力板等装置,可以把轴向 力均匀地传到试件上。 该系统配有伺服泵压系统,可 精确控制水力压裂液泵入流量,最高输出压力为 100 MPa,额定流量 9 L/ min,进油口和回油口均配有 蓄能器,以提高系统动态响应和工作的稳定性。 5082 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 1． 2 预留钻孔和纵向切槽试块的制作 根据相似材料配比结果,选用 52． 5R 高强度水 泥和石英砂作为相似配比材料,灰砂比 1 ∶ 1． 5,水灰 比 0． 5,制作出的试块单轴抗压强度平均 48． 3 MPa, 平均弹性模量 10． 2 GPa,泊松比 0． 13。 根据真三轴 水力压裂模型试验机的加载尺寸,设计试块尺寸为 300 mm300 mm300 mm。 在试件浇筑时,将下部夹 有长 60 mm、 宽 36 mm、 厚 1 mm 聚酯片的外径 20 mm、长 310 mm 的 PVC 管预置在试件中,待试块 初凝后,将预置 PVC 管及聚酯片一并旋出,在试件中 部形成直径 20 mm、 深 200 mm 的钻孔, 以及长 60 mm、宽 1 mm、深 8 mm 的对称切槽。 在水力压裂试验前,对试块预留钻孔进行封孔处 理。 对试件预留钻孔浅部 90 mm 段进行扩孔,扩孔 直径为 22 mm,利用环氧树脂将外径 20 mm、内径 16 mm、长 100 mm 的钢管端部带丝扣胶粘于试件 钻孔内壁。 粘接时为防止环氧树脂流入压裂段而影 响压裂试验效果,利用食盐和面团对钻孔内部段进行 遮护,待灌封胶硬化后,再对钻孔内部进行冲孔清洗。 胶粘后试块如图 1 所示。 图 1 胶粘后试块 Fig． 1 Adhesive post-test block 1． 3 试验方案及参数设计 由于水力压裂裂缝扩展受地应力条件的影响很 大,根据煤矿井下地应力数据库[27]显示,水平应力比 多集中于 1． 5 2． 0,故此处设置水平应力比分别为 1． 5 和 2． 0 两种地应力条件,将垂直主应力 σv设置 为 10 MPa,最小主应力 σh设置为 6 MPa,最大主应 力 σH分别设置为 9 MPa 和 12 MPa。 此次试验主要 研究不同应力比条件下泵流量对裂缝偏转距的影响 规律,为便于裂缝观察,防止裂缝偏转路径超出试块 边界而导致无法观察测量,将两组切槽角度分别设置 为 45和 60,即水平应力比为 1． 5 条件下,试块切槽 角度为 45;水平应力比为 2． 0 条件下,试块切槽角 度为 60;泵流量选取设计是根据前期大量的水力压 裂试验经验确定的具体试验方案见表 1。 表 1 试验方案 Table 1 Test scheme 地应力条件试件编号切槽角度/ 泵流量/ mLs -1 σh6 MPa σH9 MPa σv10 MPa 1 4 号450． 5 5 8 号451． 0 9 12 号451． 5 13 16 号455． 0 σh6 MPa σH12 MPa σv10 MPa 17 20 号600． 5 21 24 号601． 0 25 28 号601． 5 29 32 号605． 0 1． 4 试验步骤 试验主要分为5 个步骤示踪剂添加与试件封孔、 密封性测试、三向应力加载、水力压裂和人工劈裂。 1示踪剂添加与试件封孔。 对预压裂试件进 行冲孔清洗后,在钻孔内部加入红色染料作为示踪 剂,以便压裂试验过后对试块的裂缝扩展形态进行追 踪观测,将两端外丝单向阀与胶粘好的试块钢管外露 部分的内螺纹紧密连接,单向阀另一端在三向应力加 载之前与注水管路相连接。 2密封性测试。 通过微机伺服泵压控制系统 进行手动预注水,观察泵压监控界面的泵压曲线是否 平稳,检测前期试块封孔效果,从而保证其能够顺利 进行水力压裂试验。 3三向应力加载。 将试件送入试验加载系统 的加载架上,采用三向分级同步加载的方式,先将三 向应力同步加载至设置应力水平的一半,再将其同步 加载到设定应力水平。 4水力压裂。 启动泵压伺服系统按照设定好 的泵流量进行匀速注水,同时运行泵压监测系统函数 发生器,通过函数发生器可以实时观测并记录泵压与 累计注入量的变化曲线,待试件周边有水溢出,且泵 压曲线开始持续走低时,继续注水1 min,让裂缝完全 扩展,将水压伺服系统与函数发生器关停,完成该试 件的水力压裂试验。 5人工劈裂。 试验结束后,对试件表面的裂缝 进行观测,然后沿着扩展到试块表面的主缝,对试件 进行人工劈裂,通过观测红色示踪剂的着色情况,掌 握试块内部裂缝的扩展路径、形态及范围。 2 试验结果分析 2． 1 水平应力比为 1． 5 条件下试验结果分析 设置垂直主应力 σv10 MPa,最小主应力 σh 6 MPa,最大主应力 σH9 MPa,切槽角度为 45。 通 6082 第 8 期林 健等泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响 过更改活塞泵给进速率,将泵流量分别设置为 0． 5, 1． 0,1． 5 和 5． 0 mL/ s 进行水力压裂试验,对水力压 裂后各组典型试验结果进行整理分析。 2． 1． 1 不同泵流量下裂缝形态特征 不同泵流量下典型的压裂试块表面特征如图 2 所示,内部特征如图 3 所示。 图 2 不同泵流量下典型的压裂试块外部特征 Fig． 2 Typical external characteristics of fracturing test blocks under different pump flow 图 3 不同泵流量下典型的压裂试块内部特征 Fig． 3 Typical internal characteristics of fracturing test blocks under different pump flow 在泵流量为 0． 5 mL/ s 情况下,压裂后试块表面 如图 2a所示。 试块表面形成了 3 条宏观大裂缝, 其中 1 号裂缝沿着切槽方向扩展,扩展过程中具有相 对明显的偏转迹象,裂缝两侧有明显的示踪剂溢出, 说明该裂缝扩展较为充分,为其主要扩展裂缝,该裂 缝偏转距为 131 mm;2 号裂缝沿着切槽方向扩展,未 发生明显偏转;3 号裂缝扩展方向平行于最大水平主 应力方向;2 号与 3 号裂缝尺寸相对较小,两侧没有 明显示踪剂与清水溢出,推断其为次生扩展裂缝。 由图 3a可以看出,纵向预留切槽达到了造缝 要求,并起到了较好的定向效果,通过观察红色示踪 剂的扩展范围与着色深浅,可以判断裂缝沿着切槽方 向起裂,裂缝初始扩展形态呈半椭圆状,继续扩展的 过程中,裂缝在发生横向钻孔径向扩展的同时,也 不断向纵向钻孔轴向扩展,且扩展的过程中未发 生较大转向,纵向延伸效果较好,裂缝最终扩展形态 呈扇形。 其中 1 号裂缝面示踪剂着色面积较大,扩展 较充分,为其主要裂缝面;2 号裂缝面与 3 号裂缝面 着色面积较小,着色面呈半椭圆状,清水面呈扇形;可 以判断裂缝先沿着 1 号裂缝面实现充分扩展,继而沿 7082 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 着 2 号与 3 号裂缝面实现完全扩展;裂缝面内微观裂 隙较少,无明显的大范围碎裂现象。 由于受封孔段环氧树脂黏结强度较大的影响,裂 缝的扩展在黏结段受到明显影响,发生偏转。 在泵流量为 1． 0 mL/ s 情况下,试块表面裂缝如 图 2b所示。 试块表面形成 2 条宏观大裂缝,两条 裂缝在钻孔底部位置交汇贯通,裂缝整体扩展形态呈 非对称 S 型,裂缝两侧均有大量示踪剂溢出,说明两 条裂缝都得到了充分扩展,其中 1 号裂缝沿着切槽位 置完全起裂扩展,并在扩展的过程中逐渐转向最大主 应力方向,其裂缝偏转距为 203 mm;2 号裂缝沿着切 槽方向发生起裂扩展,且在扩展的过程中迅速转向最 大主应力方向,其裂缝偏转距为 26 mm。 在泵流量为 1． 5 mL/ s 情况下压裂后试块表面裂 缝如图 2c所示,内部裂缝形态如图 3b所示。 试 块表面形成 2 条宏观大裂缝,裂缝在钻孔底部位置交 汇贯通呈 S 型,裂缝两侧有大量清水溢出,说明两条 裂缝得到充分扩展,溢出压裂水呈清水状;其中 1 号 裂缝沿着切槽方向起裂扩展,并在扩展的过程中逐渐 转向最大主应力方向,裂缝到达边界时,扩展方向开 始向最大主应力方向偏转,偏转距为 237 mm;2 号裂 缝沿着切槽方向起裂,在扩展的过程中迅速转向最大 主应力方向,偏转距为 47 mm;试块内部着色范围较 大,扩展较为充分。 在泵流量为 5． 0 mL/ s 情况下,压裂试块表面裂 纹形态如图 2d所示,内壁裂缝形态如图 3c所 示。 裂缝沿着切槽方向一侧起裂,在扩展的过程中未 有明显偏转,近似直线扩展,且发生横向扩展的同时, 不断发生纵向延伸,并由试块底面溢出,形成 1 号裂 缝面,由于尺寸限制,裂缝偏转距无法准确判断。 除 此之外,裂缝沿着该侧切槽方向扩展的同时,在孔底 位置向该侧切槽的相反方向逐渐发生延伸,并在延伸 的过程中迅速转向最大主应力方向,由示踪剂着色深 浅判断,该面为 1 号次生裂缝面。 估计受预留切槽质 量的影响,另一侧切槽位置未有明显起裂扩展痕迹, 试块表面仅形成两条宏观大裂缝,即 1 号主裂缝与 1 号次生裂缝。 同样受封孔段环氧树脂黏结强度较大的影响,裂 缝未向封孔段方向扩展。 2． 1． 2 不同泵流量下泵压曲线特征 不同泵流量下典型的压裂泵压-时间曲线如图 4 所示。 泵流量为0． 5 mL/ s 情况下,泵压曲线分为 4 个阶 段,第1 阶段为钻孔增水期,主要是向钻孔内注水排 气,水压为 0,曲线呈水平形态;第 2 阶段为初次压裂 图 4 不同泵流量下泵压-时间曲线 Fig． 4 Pump pressure-time curves under different pump flow 期,钻孔内水压快速线性升高,当达到预制切槽尖端的 起裂阈值时,发生初次破裂,压裂水注入到裂缝空间 内,水压呈断崖式迅速降低,破裂压力达到 20． 4 MPa; 第3 阶段为裂缝持续扩展期,随着压裂水的继续注入, 在初始裂缝内再次形成应力集中,当达到再次破裂的 阈值时,发生再次破裂,如此持续注入,驱使裂缝不断 扩展,曲线呈周期性起伏特点,水压力保持在 18 27 MPa 波动,水压值跌落幅度较小,水压能量释放较 为平缓,说明扩展过程中每次破裂新增裂缝尺度较小, 张开度也较小。 第 4 阶段为试块破坏期,该过程试块 8082 第 8 期林 健等泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响 内部已形成宏观主裂缝,并扩展到试块表面,试块已无 法承受水压,压裂水从试块表面溢出,发生完全破坏, 由于围压的存在,泵压跌落至7 MPa 不变。 泵流量为 1． 0 mL/ s 情况下,泵压曲线大致可分 为 5 个阶段,第 1 阶段为钻孔增水期,钻孔内水位快 速升高,水压为 0,曲线呈水平形态;第 2 阶段为初次 压裂期,钻孔内水压快速线性升高,当达到 22 MPa 时发生初次破裂,之后水压断崖式跌落至 9 MPa,形 成一条大尺度裂缝。 第 3 阶段为裂缝持续扩展期,该 阶段随着压裂水继续注入,初始裂缝位置应力不断达 到破裂阈值,驱使裂缝不断扩展,水压值在 11 16 MPa 波动。 第 4 阶段为裂缝贯通期,该阶段水压 无较大波动,保持在 16 MPa 左右,原有裂缝继续缓 慢扩展,并相互交汇贯通,没有大尺度裂缝的继续产 生;第 5 阶段为试块破坏期,该过程试块内部宏观主 裂缝已经基本形成,并扩展到试块表面,试块已无法 承受水压,压裂水从试块表面溢出,试块完全破坏,泵 压曲线逐渐跌落至 7． 9 MPa 不变。 泵流量为 1． 5 mL/ s 情况下,泵压曲线与泵流量 为 1． 0 mL/ s 的相似,可分为 4 个阶段第 1 阶段为初 次压裂期,破裂压力达到 27 MPa,裂缝起裂后压力迅 速跌落至 8 MPa,形成较大尺寸初始裂缝;第 2 阶段 为裂缝持续扩展期,水压在19 21 MPa 波动,波动幅 度较为恒定,裂缝持续小尺寸扩展;第 3 阶段为裂缝 贯通期,该阶段水压保持在 20 MPa 左右,无较大波 动,裂缝缓慢扩展延伸,裂缝间逐渐交汇贯通;第 4 阶 段为试块破坏期,试块内部宏观主裂缝扩展到试块表 面,试块无法继续承受水压,压裂水从试块表面溢出, 水压降低到 13 MPa 不变。 泵流量为 5． 0 mL/ s 情况下,泵压曲线分为 4 个 阶段第 1 阶段为钻孔增水期;第 2 阶段为初次压裂 期,水压达到 24 MPa 发生初次破裂, 水压跌至 14 MPa,形成大尺度宏观裂缝;第 3 阶段为裂缝持续 扩展期,水压在 7 15 MPa 波动;第 4 阶段为裂缝贯 通期,该阶段泵压保持在 7 MPa 左右,仅有小幅度起 伏,原有裂缝继续缓慢延伸,并相互交汇贯通。 从总体趋势看,随着泵流量的不断增大,起裂压 力呈逐渐增大趋势,完成压裂的时间也越来越短。 2． 1． 3 不同泵流量下裂缝偏转距 水平应力比为 1． 5 条件下泵流量-偏转距曲线 如图5 所示。 由图5 可以看出,当泵流量由0． 5 mL/ s 增加到 1． 0 mL/ s 时,裂缝偏转距由 131 mm 增加到 203 mm,再增加到 1． 5 mL/ s 时,裂缝偏转距增加到 237 mm,与 0． 5 mL/ s 相比,分别增加了 54． 9 和 80． 9;随着泵流量的不断增加,裂缝偏转距呈不断 图 5 不同泵流量下裂缝偏转距 Fig． 5 Fracture deflection distance under different pump flow 增大趋势,但增长幅度有减小趋势。 2． 2 水平应力比为 2． 0 条件下试验结果分析 保持垂直主应力 σv 10 MPa 和最小主应力值 σh6 MPa 不变,将最大主应力设置为 σH12 MPa。 在切槽角度为 60条件下,分别设置泵流量为 0． 5, 1． 0,1． 5,5． 0 mL/ s 进行水力压裂试验。 2． 2． 1 不同泵流量下裂缝形态特征 不同泵流量下试块裂缝形态如图 6 所示。 图 6 不同泵流量下典型的压裂试块外部特征 Fig． 6 Typical external characteristics of fracturing test blocks under different pump flow 泵流量为 0． 5 mL/ s 情况下,试块裂缝形态如图 6a所示。 裂缝沿着切槽方向起裂,并迅速转向最 大主应力方向扩展,1 号与 2 号裂缝偏转距均近似为 0,且裂缝扩展的同时,从切槽位置处开始不断发生较 大纵向延伸,且纵向延伸过程中未有明显转向,1 号 与 2 号裂缝面着色面积均较大,扩展较为充分。 泵流量为 1． 0 mL/ s 情况下,试块裂缝形态如图 6b所示。 试块表面形成 2 条宏观大裂缝,两条裂缝 在钻孔位置交汇贯通,裂缝整体形态呈 S 型,两翼裂缝 9082 煤 炭 学 报 2020 年第 45 卷 非完全对称,其中1 号裂缝沿着切槽方向起裂,在扩展 过程中很快转向最大主应力方向,其裂缝偏转距为 62 mm。 2 号裂缝沿着切槽方向起裂,在扩展过程中迅 速转向最大主应力方向,其偏转距为 23 mm;裂缝两侧 均有大量示踪剂溢出,说明两条裂缝扩展都较为充分。 泵流量为 1． 5 mL/ s 情况下,试块裂缝形态如图 6c所示。 试块表面形成 2 条宏观大裂缝,裂缝整体 形态呈 S 型,裂缝两翼非完全对称,其中 1 号裂缝沿切 槽方向起裂,很快转向最大主应力方向扩展,其裂缝偏 转距为81 mm。 2 号裂缝沿着切槽方向起裂,迅速转向 最大主应力方向扩展,裂缝偏转距近似为 0。 两条裂 缝发生横向扩展的同时,不断发生纵向扩展延伸,且延 伸的过程未有较大转向,最终由上下底面溢出,形成1, 2 号裂缝面,着色面积较大,扩展较充分。 泵流量为 5． 0 mL/ s 情况下,试块裂缝形态如图 6d所示。 试块表面形成 3 条宏观大裂缝,其中 1 号裂缝沿着切槽方向起裂,扩展的过程中逐渐转向最 大主应力方向,裂缝偏转距为 136 mm;2 号裂缝沿着 切槽方向起裂,迅速转向最大主应力方向,其偏转距 近似为 0;3 号裂缝沿着最大主应力方向起裂扩展。 3 条裂缝两侧均有大量示踪剂溢出,3 条裂缝均得到了 充分扩展。 2． 2． 2 不同泵流量下泵压曲线特征 水平应力比为 2． 0 条件下不同泵流量典型的压 裂泵压-时间曲线如图 7 所示。 1泵流量为 0． 5 mL/ s 情况下,泵压曲线可分 为 3 个阶段第 1 阶段为初次压裂期,压裂水持续注 入,钻孔内水压逐渐升高,当达到预制切槽尖端的起 裂阈值时,发生初次破裂,破裂压力达到 17 MPa 后, 迅速跌落到 10 MPa;第 2 阶段为裂缝持续扩展期,该 阶段水压值持续波动,波动幅度在 3 10 MPa,裂缝 不断扩展,周期较长;第 3 阶段为试块破坏期,内部宏 观裂缝扩展到试块表面,试块无法继续承受水压,压 裂水从试块表面溢出,发生完全破坏,由于围压的存 在,泵压跌落至 3 MPa 不变。 2泵流量为 1． 0 mL/ s 情况下,泵压曲线可分 为 4 个阶段第 1 阶段为初次压裂期,钻孔内水压力 快速升高,达到预制切槽尖端的起裂压力 16 MPa 时,初次破裂,水压迅速跌至 12 MPa,跌落幅度较小, 初始裂缝尺度较小;第 2 阶段为裂缝持续扩展期,随 着压裂水的继续注入,在初始裂缝基础上继续发生缓 慢开裂延伸,曲线周期性起伏,水压保持在 12 14 MPa 波动,波动幅值较小,裂缝扩展尺度较小;第 3 阶段为裂缝迅速扩展期,该阶段水压力波动幅度逐 渐增大,波动幅度由 6 MPa 增加到 10 MPa,波动峰值 逐渐升高,由 15 MPa 增加到 23 MPa,裂缝开裂尺度 较大,发生大范围扩展最大破裂压力达到 23 MPa,继 而急剧跌落至 3 MPa,跌落值达到 19 MPa,波动峰值 降至 17 MPa;第 4 阶段为试块破坏期,内部主裂缝扩 展到试块表面,试块无法继续承受水压,压裂水逐渐 溢出,继而发生完全破坏。 图 7 不同泵流量下泵压-时间曲线 Fig． 7 Pump pressure-time curves under different pump flow 3泵流量为 1． 5 mL/ s 情况下,泵压曲线分为 4 个阶段第 1 阶段为初次压裂期,破裂峰值达到 24 MPa,迅速跌至 14 MPa,跌落值为 8 MPa,初始裂 缝尺寸较大;第 2 阶段为裂缝持续扩展期,压裂水持 续注入,水压曲线呈周期性起伏,波动峰值保持在 0182 第 8 期林 健等泵流量对纵向切槽水力压裂裂缝偏转距的影响 17 20 MPa 之间,水压在 4 20 MPa 波动,波动幅值 整体较大,裂缝扩展尺度也较大;第 3 阶段为裂缝贯 通期,该阶段大的裂缝已基本形成,裂缝之间交汇贯 通,水压力不再发生大幅度起伏,稳定在 9 12 MPa; 第 4 阶段为试块破坏期,内部裂缝扩展到表面,试块 无法继续承受水压,压裂水溢出,试块完全破坏。 4泵流量为 5． 0 mL/ s 情况下,泵压曲线可分 3 个阶段第 1 阶段为初次压裂期,压裂水快速注入,水 压极速升高,水压曲线非平滑曲线而有一定的波动, 推断在裂缝开裂的过程中有较多微裂隙产生,当水压 达到预制切槽尖端的起裂阈值时,发生初次破裂,破 裂压力达到 21 MPa,随后跌至 14 MPa,跌落值达到 7 MPa;第 2 阶段为裂缝持续扩展期,压裂水继续注 入,水压曲线呈周期性起伏,水压在 8 20 MPa 波 动,破裂峰值变化较大,波动幅度较为恒定,保持在 5 8 MPa,不断发生大尺度扩展和交汇贯通;第 3 阶 段为试块破坏期,内部裂缝扩展到试块表面,无法继 续承受水压,压裂水快速溢出,试块发生完全破坏。 2． 2． 3 不同泵流量下裂缝偏转距 水平应力比为 2． 0 时不同泵流量下裂缝偏转距 对比如图 8 所示。 图 8 不同泵流量下裂缝偏转距 Fig． 8 Fracture deflection distance under different pump flow 由图 8 可以看出,当泵流量由 1． 0 mL/ s 增加到 1． 5 mL/ s,裂缝偏转距由 62 mm 增加到 81 mm,增加 了 30． 6,泵流量由 1． 5 mL/ s 增加到 5． 0 mL/ s,裂 缝偏转距由 81 mm 增加到 136 mm,增加了 67． 9。 相较于水平应力比为 1． 5 条件下,不同泵流量条 件下水力压裂裂缝偏转距均有明显减小,然而随着泵 流量的不断增大,裂缝偏转距仍存在较大幅度的增 加,泵流量对裂缝偏转距的影响仍非常明显。 3 存在问题及改进建议 1在试块预留纵向切槽方面应进一步优化,提 高预留槽的可靠性,避免预留切槽不理想对裂缝扩展 效果的影响。 2采用环氧树脂黏结钢管和预留钻孔造成该 处强度远大于混凝土试块本体强度,严重影响后期压 裂时裂缝的扩展路径,应进一步研究更有效的封孔密 封方法,如可考虑采用螺纹式的封孔方式等。 4 结 论 1纵向切槽水力压裂裂缝首先沿切槽方向起 裂,在扩展的过程中逐渐转向最大主应力方向。 裂缝 呈 S 型非对称形态,裂缝较为单一,无复杂微裂隙产 生。 裂缝在横向扩展的同时,也不断纵向扩展且扩展 过程中无较大偏转。 2纵向切槽水力压裂试验呈现出明显的 3 个 阶段性特征初次起裂阶段、裂缝持续扩展阶段和裂 隙贯通阶段。 随着泵流量的增加,起裂压力略有增 高,压裂完成的时间逐渐缩短。 3 水 平 应 力 比 为 1