林 健，徐 成，楊建威

(1.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013; 2.煤科集團沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122; 3.煤炭科學研究總院 開采設計研究分院，北京 100013)

強烈動壓巷道是目前我國煤礦支護最為困難的巷道類型。所謂強烈動壓巷道是指至少受到一次工作面采動全過程而保留下來或受多次工作面采動影響的巷道。如高瓦斯礦井工作面多巷布置的外圍巷道、沿空留巷、同一采區(qū)順序開采時相鄰工作面的鄰近巷道等，這類巷道受采動影響時不僅變形速度快、變形量大，而且長期無法穩(wěn)定。產生快速大變形的主要原因是工作面回采期間超前和側向支承壓力峰值區(qū)的動態(tài)遷移以及工作面平巷側上方懸壁梁的存在。此類巷道支護難度極大，采用常規(guī)的支護手段甚至聯(lián)合支護都很難控制圍巖的大變形[1-3]。針對強烈動壓巷道支護困難的問題，相關專家學者提出了通過采用水力壓裂對該類巷道進行卸壓的方案。

水力壓裂卸壓的核心是控制水力裂縫的開裂和擴展方向，即定向水力壓裂技術。對于強烈動壓巷道，就是要通過定向水力壓裂使工作面?zhèn)壬细惨欢ǚ秶鷥鹊膱杂岔敯逖叵锏垒S向開裂并擴展，進而將工作面?zhèn)葢冶哿夯虬逵行袛嗖⒓皶r垮落，以達到理想的卸壓效果[4-5]。水力壓裂定向起裂可以通過在鉆孔內縱向造縫或布置射孔實現(xiàn)[6-9]，但水力壓裂裂縫的擴展往往會受到地應力等因素的影響而發(fā)生偏轉，如何保證在壓裂過程中裂縫的擴展沿著最有利于卸壓的方向是強烈動壓巷道卸壓成敗的關鍵。

影響水力壓裂裂縫擴展的因素主要有造縫或射孔方位角(定向造縫或射孔方向與最大水平地應力方向之間的夾角)、水平應力差、泵流量、壓裂液黏度等。國內外有關水力壓裂裂縫擴展規(guī)律方面的研究主要集中在射孔方位角、水平應力差對裂縫擴展規(guī)律的影響方面[10-18]，而在泵流量和壓裂液黏度對裂縫擴展規(guī)律的影響方面研究很少[19-21]，研究領域主要集中在石油、天然氣、頁巖氣開發(fā)等方面。針對煤礦巷道小孔徑(鉆孔直徑60 mm左右)壓裂水力壓裂裂縫擴展規(guī)律研究主要集中在自然擴展規(guī)律方面[22-26]，如何人為控制水力壓裂裂縫擴展方向方面的研究幾乎未涉及。

筆者將水力壓裂裂縫開裂點與裂縫擴展路徑上與切槽方向呈1/2切槽角度點之間的連線長度定義為偏轉距。偏轉距對于現(xiàn)場水力壓裂鉆孔的施工布置具有重要的參考意義，特別是對鉆孔間距的確定意義重大。本研究基于水力壓裂鉆孔縱向切槽，采用大尺寸真三軸試驗的方法，重點對泵流量(可人為控制的因素)對裂縫偏轉距的影響規(guī)律展開研究，以期對縱向裂縫的擴展方向進行人工干預，進而大幅提高巷道卸壓效果。

1 試驗設計

1.1 試驗設備

試驗采用中科院武漢巖土力學研究所的大型真三軸水力壓裂試驗系統(tǒng)進行。該系統(tǒng)的加載部可實現(xiàn)X，Y，Z三個方向獨立加載并實時補壓;最大試塊尺寸可達300 mm×300 mm×300 mm;3個方向最大載荷3 000 kN;通過連接板、傳力板等裝置，可以把軸向力均勻地傳到試件上。該系統(tǒng)配有伺服泵壓系統(tǒng)，可精確控制水力壓裂液泵入流量，最高輸出壓力為100 MPa，額定流量9 L/min，進油口和回油口均配有蓄能器，以提高系統(tǒng)動態(tài)響應和工作的穩(wěn)定性。

1.2 預留鉆孔和縱向切槽試塊的制作

根據相似材料配比結果，選用52.5R高強度水泥和石英砂作為相似配比材料，灰砂比1∶1.5，水灰比0.5，制作出的試塊單軸抗壓強度平均48.3 MPa，平均彈性模量10.2 GPa，泊松比0.13。根據真三軸水力壓裂模型試驗機的加載尺寸，設計試塊尺寸為300 mm×300 mm×300 mm。在試件澆筑時，將下部夾有長60 mm、寬36 mm、厚1 mm聚酯片的外徑 20 mm、長310 mm的PVC管預置在試件中，待試塊初凝后，將預置PVC管及聚酯片一并旋出，在試件中部形成直徑20 mm、深200 mm的鉆孔，以及長60 mm、寬1 mm、深8 mm的對稱切槽。

在水力壓裂試驗前，對試塊預留鉆孔進行封孔處理。對試件預留鉆孔淺部90 mm段進行擴孔，擴孔直徑為22 mm，利用環(huán)氧樹脂將外徑20 mm、內徑16 mm、長100 mm的鋼管(端部帶絲扣)膠粘于試件鉆孔內壁。粘接時為防止環(huán)氧樹脂流入壓裂段而影響壓裂試驗效果，利用食鹽和面團對鉆孔內部段進行遮護，待灌封膠硬化后，再對鉆孔內部進行沖孔清洗。膠粘后試塊如圖1所示。

圖1 膠粘后試塊Fig.1 Adhesive post-test block

1.3 試驗方案及參數設計

由于水力壓裂裂縫擴展受地應力條件的影響很大，根據煤礦井下地應力數據庫[27]顯示，水平應力比多集中于1.5～2.0，故此處設置水平應力比分別為1.5和2.0兩種地應力條件，將垂直主應力σv設置為10 MPa，最小主應力σh設置為6 MPa，最大主應力σH分別設置為9 MPa和12 MPa。此次試驗主要研究不同應力比條件下泵流量對裂縫偏轉距的影響規(guī)律，為便于裂縫觀察，防止裂縫偏轉路徑超出試塊邊界而導致無法觀察測量，將兩組切槽角度分別設置為45°和60°，即水平應力比為1.5條件下，試塊切槽角度為45°;水平應力比為2.0條件下，試塊切槽角度為60°;泵流量選取設計是根據前期大量的水力壓裂試驗經驗確定的具體試驗方案見表1。

表1 試驗方案Table 1 Test scheme

1.4 試驗步驟

試驗主要分為5個步驟:示蹤劑添加與試件封孔、密封性測試、三向應力加載、水力壓裂和人工劈裂。

(1)示蹤劑添加與試件封孔。對預壓裂試件進行沖孔清洗后，在鉆孔內部加入紅色染料作為示蹤劑，以便壓裂試驗過后對試塊的裂縫擴展形態(tài)進行追蹤觀測，將兩端外絲單向閥與膠粘好的試塊鋼管外露部分的內螺紋緊密連接，單向閥另一端在三向應力加載之前與注水管路相連接。

(2)密封性測試。通過微機伺服泵壓控制系統(tǒng)進行手動預注水，觀察泵壓監(jiān)控界面的泵壓曲線是否平穩(wěn)，檢測前期試塊封孔效果，從而保證其能夠順利進行水力壓裂試驗。

(3)三向應力加載。將試件送入試驗加載系統(tǒng)的加載架上，采用三向分級同步加載的方式，先將三向應力同步加載至設置應力水平的一半，再將其同步加載到設定應力水平。

(4)水力壓裂。啟動泵壓伺服系統(tǒng)按照設定好的泵流量進行勻速注水，同時運行泵壓監(jiān)測系統(tǒng)函數發(fā)生器，通過函數發(fā)生器可以實時觀測并記錄泵壓與累計注入量的變化曲線，待試件周邊有水溢出，且泵壓曲線開始持續(xù)走低時，繼續(xù)注水1 min，讓裂縫完全擴展，將水壓伺服系統(tǒng)與函數發(fā)生器關停，完成該試件的水力壓裂試驗。

(5)人工劈裂。試驗結束后，對試件表面的裂縫進行觀測，然后沿著擴展到試塊表面的主縫，對試件進行人工劈裂，通過觀測紅色示蹤劑的著色情況，掌握試塊內部裂縫的擴展路徑、形態(tài)及范圍。

2 試驗結果分析

2.1 水平應力比為1.5條件下試驗結果分析

設置垂直主應力σv=10 MPa，最小主應力σh=6 MPa，最大主應力σH=9 MPa，切槽角度為45°。通過更改活塞泵給進速率，將泵流量分別設置為0.5，1.0，1.5和5.0 mL/s進行水力壓裂試驗，對水力壓裂后各組典型試驗結果進行整理分析。

2.1.1不同泵流量下裂縫形態(tài)特征

不同泵流量下典型的壓裂試塊表面特征如圖2所示，內部特征如圖3所示。

圖2 不同泵流量下典型的壓裂試塊外部特征Fig.2 Typical external characteristics of fracturing test blocks under different pump flow

圖3 不同泵流量下典型的壓裂試塊內部特征Fig.3 Typical internal characteristics of fracturing test blocks under different pump flow

在泵流量為0.5 mL/s情況下，壓裂后試塊表面如圖2(a)所示。試塊表面形成了3條宏觀大裂縫，其中1號裂縫沿著切槽方向擴展，擴展過程中具有相對明顯的偏轉跡象，裂縫兩側有明顯的示蹤劑溢出，說明該裂縫擴展較為充分，為其主要擴展裂縫，該裂縫偏轉距為131 mm;2號裂縫沿著切槽方向擴展，未發(fā)生明顯偏轉;3號裂縫擴展方向平行于最大水平主應力方向;2號與3號裂縫尺寸相對較小，兩側沒有明顯示蹤劑與清水溢出，推斷其為次生擴展裂縫。

由圖3(a)可以看出，縱向預留切槽達到了造縫要求，并起到了較好的定向效果，通過觀察紅色示蹤劑的擴展范圍與著色深淺，可以判斷裂縫沿著切槽方向起裂，裂縫初始擴展形態(tài)呈半橢圓狀，繼續(xù)擴展的過程中，裂縫在發(fā)生橫向(鉆孔徑向)擴展的同時，也不斷向縱向(鉆孔軸向)擴展，且擴展的過程中未發(fā)生較大轉向，縱向延伸效果較好，裂縫最終擴展形態(tài)呈扇形。其中1號裂縫面示蹤劑著色面積較大，擴展較充分，為其主要裂縫面;2號裂縫面與3號裂縫面著色面積較小，著色面呈半橢圓狀，清水面呈扇形;可以判斷裂縫先沿著1號裂縫面實現(xiàn)充分擴展，繼而沿著2號與3號裂縫面實現(xiàn)完全擴展;裂縫面內微觀裂隙較少，無明顯的大范圍碎裂現(xiàn)象。

由于受封孔段環(huán)氧樹脂黏結強度較大的影響，裂縫的擴展在黏結段受到明顯影響，發(fā)生偏轉。

在泵流量為1.0 mL/s情況下，試塊表面裂縫如圖2(b)所示。試塊表面形成2條宏觀大裂縫，兩條裂縫在鉆孔底部位置交匯貫通，裂縫整體擴展形態(tài)呈非對稱S型，裂縫兩側均有大量示蹤劑溢出，說明兩條裂縫都得到了充分擴展，其中1號裂縫沿著切槽位置完全起裂擴展，并在擴展的過程中逐漸轉向最大主應力方向，其裂縫偏轉距為203 mm;2號裂縫沿著切槽方向發(fā)生起裂擴展，且在擴展的過程中迅速轉向最大主應力方向，其裂縫偏轉距為26 mm。

在泵流量為1.5 mL/s情況下壓裂后試塊表面裂縫如圖2(c)所示，內部裂縫形態(tài)如圖3(b)所示。試塊表面形成2條宏觀大裂縫，裂縫在鉆孔底部位置交匯貫通呈S型，裂縫兩側有大量清水溢出，說明兩條裂縫得到充分擴展，溢出壓裂水呈清水狀;其中1號裂縫沿著切槽方向起裂擴展，并在擴展的過程中逐漸轉向最大主應力方向，裂縫到達邊界時，擴展方向開始向最大主應力方向偏轉，偏轉距為237 mm;2號裂縫沿著切槽方向起裂，在擴展的過程中迅速轉向最大主應力方向，偏轉距為47 mm;試塊內部著色范圍較大，擴展較為充分。

在泵流量為5.0 mL/s情況下，壓裂試塊表面裂紋形態(tài)如圖2(d)所示，內壁裂縫形態(tài)如圖3(c)所示。裂縫沿著切槽方向一側起裂，在擴展的過程中未有明顯偏轉，近似直線擴展，且發(fā)生橫向擴展的同時，不斷發(fā)生縱向延伸，并由試塊底面溢出，形成1號裂縫面，由于尺寸限制，裂縫偏轉距無法準確判斷。除此之外，裂縫沿著該側切槽方向擴展的同時，在孔底位置向該側切槽的相反方向逐漸發(fā)生延伸，并在延伸的過程中迅速轉向最大主應力方向，由示蹤劑著色深淺判斷，該面為1號次生裂縫面。估計受預留切槽質量的影響，另一側切槽位置未有明顯起裂擴展痕跡，試塊表面僅形成兩條宏觀大裂縫，即1號主裂縫與1號次生裂縫。

同樣受封孔段環(huán)氧樹脂黏結強度較大的影響，裂縫未向封孔段方向擴展。

2.1.2不同泵流量下泵壓曲線特征

不同泵流量下典型的壓裂泵壓-時間曲線如圖4所示。

圖4 不同泵流量下泵壓-時間曲線Fig.4 Pump pressure-time curves under different pump flow

泵流量為0.5 mL/s情況下，泵壓曲線分為4個階段，第1階段為鉆孔增水期，主要是向鉆孔內注水排氣，水壓為0，曲線呈水平形態(tài);第2階段為初次壓裂期，鉆孔內水壓快速線性升高，當達到預制切槽尖端的起裂閾值時，發(fā)生初次破裂，壓裂水注入到裂縫空間內，水壓呈斷崖式迅速降低，破裂壓力達到20.4 MPa;第3階段為裂縫持續(xù)擴展期，隨著壓裂水的繼續(xù)注入，在初始裂縫內再次形成應力集中，當達到再次破裂的閾值時，發(fā)生再次破裂，如此持續(xù)注入，驅使裂縫不斷擴展，曲線呈周期性起伏特點，水壓力保持在18～27 MPa波動，水壓值跌落幅度較小，水壓能量釋放較為平緩，說明擴展過程中每次破裂新增裂縫尺度較小，張開度也較小。第4階段為試塊破壞期，該過程試塊內部已形成宏觀主裂縫，并擴展到試塊表面，試塊已無法承受水壓，壓裂水從試塊表面溢出，發(fā)生完全破壞，由于圍壓的存在，泵壓跌落至7 MPa不變。

泵流量為1.0 mL/s情況下，泵壓曲線大致可分為5個階段，第1階段為鉆孔增水期，鉆孔內水位快速升高，水壓為0，曲線呈水平形態(tài);第2階段為初次壓裂期，鉆孔內水壓快速線性升高，當達到22 MPa時發(fā)生初次破裂，之后水壓斷崖式跌落至9 MPa，形成一條大尺度裂縫。第3階段為裂縫持續(xù)擴展期，該階段隨著壓裂水繼續(xù)注入，初始裂縫位置應力不斷達到破裂閾值，驅使裂縫不斷擴展，水壓值在11～16 MPa波動。第4階段為裂縫貫通期，該階段水壓無較大波動，保持在16 MPa左右，原有裂縫繼續(xù)緩慢擴展，并相互交匯貫通，沒有大尺度裂縫的繼續(xù)產生;第5階段為試塊破壞期，該過程試塊內部宏觀主裂縫已經基本形成，并擴展到試塊表面，試塊已無法承受水壓，壓裂水從試塊表面溢出，試塊完全破壞，泵壓曲線逐漸跌落至7.9 MPa不變。

泵流量為1.5 mL/s情況下，泵壓曲線與泵流量為1.0 mL/s的相似，可分為4個階段:第1階段為初次壓裂期，破裂壓力達到27 MPa，裂縫起裂后壓力迅速跌落至8 MPa，形成較大尺寸初始裂縫;第2階段為裂縫持續(xù)擴展期，水壓在19～21 MPa波動，波動幅度較為恒定，裂縫持續(xù)小尺寸擴展;第3階段為裂縫貫通期，該階段水壓保持在20 MPa左右，無較大波動，裂縫緩慢擴展延伸，裂縫間逐漸交匯貫通;第4階段為試塊破壞期，試塊內部宏觀主裂縫擴展到試塊表面，試塊無法繼續(xù)承受水壓，壓裂水從試塊表面溢出，水壓降低到13 MPa不變。

泵流量為5.0 mL/s情況下，泵壓曲線分為4個階段:第1階段為鉆孔增水期;第2階段為初次壓裂期，水壓達到24 MPa發(fā)生初次破裂，水壓跌至14 MPa，形成大尺度宏觀裂縫;第3階段為裂縫持續(xù)擴展期，水壓在7～15 MPa波動;第4階段為裂縫貫通期，該階段泵壓保持在7 MPa左右，僅有小幅度起伏，原有裂縫繼續(xù)緩慢延伸，并相互交匯貫通。

從總體趨勢看，隨著泵流量的不斷增大，起裂壓力呈逐漸增大趨勢，完成壓裂的時間也越來越短。

2.1.3不同泵流量下裂縫偏轉距

圖5 不同泵流量下裂縫偏轉距Fig.5 Fracture deflection distance under different pump flow

水平應力比為1.5條件下泵流量-偏轉距曲線如圖5所示。由圖5可以看出，當泵流量由0.5 mL/s增加到1.0 mL/s時，裂縫偏轉距由131 mm增加到203 mm，再增加到1.5 mL/s時，裂縫偏轉距增加到237 mm，與0.5 mL/s相比，分別增加了54.9%和80.9%;隨著泵流量的不斷增加，裂縫偏轉距呈不斷增大趨勢，但增長幅度有減小趨勢。

2.2 水平應力比為2.0條件下試驗結果分析

保持垂直主應力σv=10 MPa和最小主應力值σh=6 MPa不變，將最大主應力設置為σH=12 MPa。在切槽角度為60°條件下，分別設置泵流量為0.5，1.0，1.5，5.0 mL/s進行水力壓裂試驗。

2.2.1不同泵流量下裂縫形態(tài)特征

不同泵流量下試塊裂縫形態(tài)如圖6所示。

圖6 不同泵流量下典型的壓裂試塊外部特征Fig.6 Typical external characteristics of fracturing test blocks under different pump flow

泵流量為0.5 mL/s情況下，試塊裂縫形態(tài)如圖6(a)所示。裂縫沿著切槽方向起裂，并迅速轉向最大主應力方向擴展，1號與2號裂縫偏轉距均近似為0，且裂縫擴展的同時，從切槽位置處開始不斷發(fā)生較大縱向延伸，且縱向延伸過程中未有明顯轉向，1號與2號裂縫面著色面積均較大，擴展較為充分。

泵流量為1.0 mL/s情況下，試塊裂縫形態(tài)如圖6(b)所示。試塊表面形成2條宏觀大裂縫，兩條裂縫在鉆孔位置交匯貫通，裂縫整體形態(tài)呈S型，兩翼裂縫非完全對稱，其中1號裂縫沿著切槽方向起裂，在擴展過程中很快轉向最大主應力方向，其裂縫偏轉距為62 mm。2號裂縫沿著切槽方向起裂，在擴展過程中迅速轉向最大主應力方向，其偏轉距為23 mm;裂縫兩側均有大量示蹤劑溢出，說明兩條裂縫擴展都較為充分。

泵流量為1.5 mL/s情況下，試塊裂縫形態(tài)如圖6(c)所示。試塊表面形成2條宏觀大裂縫，裂縫整體形態(tài)呈S型，裂縫兩翼非完全對稱，其中1號裂縫沿切槽方向起裂，很快轉向最大主應力方向擴展，其裂縫偏轉距為81 mm。2號裂縫沿著切槽方向起裂，迅速轉向最大主應力方向擴展，裂縫偏轉距近似為0。兩條裂縫發(fā)生橫向擴展的同時，不斷發(fā)生縱向擴展延伸，且延伸的過程未有較大轉向，最終由上下底面溢出，形成1,2號裂縫面，著色面積較大，擴展較充分。

泵流量為5.0 mL/s情況下，試塊裂縫形態(tài)如圖6(d)所示。試塊表面形成3條宏觀大裂縫，其中1號裂縫沿著切槽方向起裂，擴展的過程中逐漸轉向最大主應力方向，裂縫偏轉距為136 mm;2號裂縫沿著切槽方向起裂，迅速轉向最大主應力方向，其偏轉距近似為0;3號裂縫沿著最大主應力方向起裂擴展。3條裂縫兩側均有大量示蹤劑溢出，3條裂縫均得到了充分擴展。

2.2.2不同泵流量下泵壓曲線特征

水平應力比為2.0條件下不同泵流量典型的壓裂泵壓-時間曲線如圖7所示。

圖7 不同泵流量下泵壓-時間曲線Fig.7 Pump pressure-time curves under different pump flow

(1)泵流量為0.5 mL/s情況下，泵壓曲線可分為3個階段:第1階段為初次壓裂期，壓裂水持續(xù)注入，鉆孔內水壓逐漸升高，當達到預制切槽尖端的起裂閾值時，發(fā)生初次破裂，破裂壓力達到17 MPa后，迅速跌落到10 MPa;第2階段為裂縫持續(xù)擴展期，該階段水壓值持續(xù)波動，波動幅度在3～10 MPa，裂縫不斷擴展，周期較長;第3階段為試塊破壞期，內部宏觀裂縫擴展到試塊表面，試塊無法繼續(xù)承受水壓，壓裂水從試塊表面溢出，發(fā)生完全破壞，由于圍壓的存在，泵壓跌落至3 MPa不變。

(2)泵流量為1.0 mL/s情況下，泵壓曲線可分為4個階段:第1階段為初次壓裂期，鉆孔內水壓力快速升高，達到預制切槽尖端的起裂壓力16 MPa時，初次破裂，水壓迅速跌至12 MPa，跌落幅度較小，初始裂縫尺度較小;第2階段為裂縫持續(xù)擴展期，隨著壓裂水的繼續(xù)注入，在初始裂縫基礎上繼續(xù)發(fā)生緩慢開裂延伸，曲線周期性起伏，水壓保持在12～14 MPa波動，波動幅值較小，裂縫擴展尺度較小;第3階段為裂縫迅速擴展期，該階段水壓力波動幅度逐漸增大，波動幅度由6 MPa增加到10 MPa，波動峰值逐漸升高，由15 MPa增加到23 MPa，裂縫開裂尺度較大，發(fā)生大范圍擴展最大破裂壓力達到23 MPa，繼而急劇跌落至3 MPa，跌落值達到19 MPa，波動峰值降至17 MPa;第4階段為試塊破壞期，內部主裂縫擴展到試塊表面，試塊無法繼續(xù)承受水壓，壓裂水逐漸溢出，繼而發(fā)生完全破壞。

(3)泵流量為1.5 mL/s情況下，泵壓曲線分為4個階段:第1階段為初次壓裂期，破裂峰值達到24 MPa，迅速跌至14 MPa，跌落值為8 MPa，初始裂縫尺寸較大;第2階段為裂縫持續(xù)擴展期，壓裂水持續(xù)注入，水壓曲線呈周期性起伏，波動峰值保持在17～20 MPa之間，水壓在4～20 MPa波動，波動幅值整體較大，裂縫擴展尺度也較大;第3階段為裂縫貫通期，該階段大的裂縫已基本形成，裂縫之間交匯貫通，水壓力不再發(fā)生大幅度起伏，穩(wěn)定在9～12 MPa;第4階段為試塊破壞期，內部裂縫擴展到表面，試塊無法繼續(xù)承受水壓，壓裂水溢出，試塊完全破壞。

(4)泵流量為5.0 mL/s情況下，泵壓曲線可分3個階段:第1階段為初次壓裂期，壓裂水快速注入，水壓極速升高，水壓曲線非平滑曲線而有一定的波動，推斷在裂縫開裂的過程中有較多微裂隙產生，當水壓達到預制切槽尖端的起裂閾值時，發(fā)生初次破裂，破裂壓力達到21 MPa，隨后跌至14 MPa，跌落值達到7 MPa;第2階段為裂縫持續(xù)擴展期，壓裂水繼續(xù)注入，水壓曲線呈周期性起伏，水壓在8～20 MPa波動，破裂峰值變化較大，波動幅度較為恒定，保持在5～8 MPa，不斷發(fā)生大尺度擴展和交匯貫通;第3階段為試塊破壞期，內部裂縫擴展到試塊表面，無法繼續(xù)承受水壓，壓裂水快速溢出，試塊發(fā)生完全破壞。

2.2.3不同泵流量下裂縫偏轉距

水平應力比為2.0時不同泵流量下裂縫偏轉距對比如圖8所示。

圖8 不同泵流量下裂縫偏轉距Fig.8 Fracture deflection distance under different pump flow

由圖8可以看出，當泵流量由1.0 mL/s增加到1.5 mL/s，裂縫偏轉距由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，裂縫偏轉距由81 mm增加到136 mm，增加了67.9%。

相較于水平應力比為1.5條件下，不同泵流量條件下水力壓裂裂縫偏轉距均有明顯減小，然而隨著泵流量的不斷增大，裂縫偏轉距仍存在較大幅度的增加，泵流量對裂縫偏轉距的影響仍非常明顯。

3 存在問題及改進建議

(1)在試塊預留縱向切槽方面應進一步優(yōu)化，提高預留槽的可靠性，避免預留切槽不理想對裂縫擴展效果的影響。

(2)采用環(huán)氧樹脂黏結鋼管和預留鉆孔造成該處強度遠大于混凝土試塊本體強度，嚴重影響后期壓裂時裂縫的擴展路徑，應進一步研究更有效的封孔密封方法，如可考慮采用螺紋式的封孔方式等。

4 結 論

(1)縱向切槽水力壓裂裂縫首先沿切槽方向起裂，在擴展的過程中逐漸轉向最大主應力方向。裂縫呈S型非對稱形態(tài)，裂縫較為單一，無復雜微裂隙產生。裂縫在橫向擴展的同時，也不斷縱向擴展且擴展過程中無較大偏轉。

(2)縱向切槽水力壓裂試驗呈現(xiàn)出明顯的3個階段性特征:初次起裂階段、裂縫持續(xù)擴展階段和裂隙貫通階段。隨著泵流量的增加，起裂壓力略有增高，壓裂完成的時間逐漸縮短。

(3)水平應力比為1.5條件下，泵流量由0.5 mL/s增加到1.0 mL/s，裂縫偏轉距增加了54.9%;泵流量由1.0 mL/s增加到1.5 mL/s，裂縫偏轉距增加了16.7%;隨著泵流量的增加，裂縫偏轉距明顯增大，增大趨勢呈半拋物線特征。

(4)水平應力比為2.0條件下，泵流量由1.0 mL/s增加到1.5 mL/s，裂縫偏轉距增加了30.6%;泵流量由1.5 mL/s增加到5.0 mL/s，裂縫偏轉距增加了67.9%。與應力比為1.5相比，相同泵流量條件下裂縫偏轉距明顯減小。