張 英，郭奇峰，席 迅?，蔡美峰，倫嘉云，潘繼良

1) 北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院，北京 100083 2) 北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083 3) 應(yīng)急管理部信息研究院，北京 100029

礦產(chǎn)資源開采過程中常會(huì)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(duì)地?zé)岬睦?，?dǎo)致礦產(chǎn)開采成本提升，嚴(yán)重影響經(jīng)濟(jì)效益. 為解決這一問題，我國(guó)一些學(xué)者提出了礦產(chǎn)與地?zé)豳Y源共采的方式[1-2]，以實(shí)現(xiàn)礦產(chǎn)資源和地?zé)豳Y源的有效利用. 在礦產(chǎn)資源與地?zé)峁膊赡Ｊ街校責(zé)豳Y源按照溫度劃分為三類：低溫小于50 ℃，重點(diǎn)用于礦產(chǎn)開采；中溫50 ℃～100 ℃，重點(diǎn)用于礦產(chǎn)開采、供暖和醫(yī)療；高溫大于100 ℃，重點(diǎn)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?zé)峁膊蓜?chuàng)造了合適的條件.地?zé)豳Y源開采過程中需要提高滲透率以達(dá)到增產(chǎn)的目的. 礦產(chǎn)地?zé)峁膊赡Ｊ较?，巖石存在大量天然裂隙和開采擾動(dòng)次生裂隙，可通過注水和巖層壓力耦合調(diào)控，高效激活天然裂隙和誘導(dǎo)次生裂隙，大幅度增加巖石滲透率，提高地?zé)衢_采效率.

目前，已有許多學(xué)者采用玻璃、冰、樹脂、類巖石等材料進(jìn)行預(yù)制裂隙擴(kuò)展開裂行為的試驗(yàn)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(kuò)展研究，認(rèn)為破壞最嚴(yán)重的裂紋與壓縮軸約呈30°. Nemat-Nasser和Horii[8]開展了含有預(yù)制裂隙的樹脂板脆性材料的單軸壓縮試驗(yàn)，認(rèn)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(duì)象，建立了脆性固體在壓應(yīng)力狀態(tài)下裂紋生長(zhǎng)和相互作用的模型，并提出了損傷力學(xué)理論的框架. Cannon等[10]進(jìn)行了柱狀淡水冰平板單軸壓縮試驗(yàn)，加載過程中，傾斜預(yù)制裂隙形成翼形裂紋. 同時(shí)，考慮三維效應(yīng)的摩擦裂紋滑動(dòng)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(zhǎng)度和傾角對(duì)預(yù)制單裂隙類巖石的力學(xué)和變形特性的影響，發(fā)現(xiàn)裂隙傾角能改善裂隙長(zhǎng)度增大導(dǎo)致的劣化作用. 也有許多學(xué)者采用預(yù)制裂隙的真實(shí)巖石進(jìn)行裂隙破壞模式的探究，主要基于單軸壓縮試驗(yàn)[12-16]、雙軸壓縮實(shí)驗(yàn)[17-21]和三軸壓縮試驗(yàn)[22-23]. 上述研究結(jié)果均被用于研究預(yù)制裂隙的開裂擴(kuò)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(chǔ)之上，一些學(xué)者開展了預(yù)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(yù)制裂隙巖石變形破壞問題主要研究裂隙萌生、起裂、擴(kuò)展及貫通破壞過程中的滲流與力學(xué)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(jié)果表明試樣主要為剪切破壞，預(yù)制裂紋傾角較小時(shí)呈“X”型破壞；傾角較大時(shí)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(jī)理. 魏超等[26]開展了水力耦合作用下預(yù)制傾斜裂隙與水平裂隙擴(kuò)展貫通試驗(yàn)，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(xué)者基于數(shù)值模擬手段研究發(fā)現(xiàn)[27-30]，當(dāng)天然裂隙直接受到注水作用時(shí)，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(yù)制裂隙試樣破壞模式的研究，較少探討預(yù)制裂隙增透效果的變化規(guī)律. 因此，針對(duì)礦產(chǎn)資源與地?zé)峁膊芍猩婕安煌严缎螒B(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(yù)制裂隙試樣破壞過程和增透機(jī)制仍需完善.

本文首先預(yù)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(yàn)機(jī)開展三軸水力耦合試驗(yàn)，獲得試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線，采用聲發(fā)射監(jiān)測(cè)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(duì)試樣關(guān)鍵閾值、彈性模量和泊松比等力學(xué)性質(zhì)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(jī)理. 研究成果為礦產(chǎn)地?zé)峁膊赡Ｊ较滤︸詈显鐾讣夹g(shù)提供科學(xué)基礎(chǔ).

1 試樣材料與制備

試驗(yàn)所選砂巖表面無明顯紋理，材料質(zhì)地堅(jiān)硬，自然狀態(tài)下呈淡黃色，且呈塊狀構(gòu)造，細(xì)-中粒砂狀結(jié)構(gòu)，按照國(guó)際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)推薦的標(biāo)準(zhǔn)制備圓柱砂巖試樣（φ50 mm×100 mm）. 測(cè)試得到22個(gè)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(zhì)量分?jǐn)?shù)）為石英72.5%，長(zhǎng)石5%，巖屑12.5%，其他10%. 通過稱重法和核磁共振技術(shù)獲得的平均孔隙度為18.39%.由于地下礦產(chǎn)資源與地?zé)峁膊晒こ讨袊鷰r受到采動(dòng)應(yīng)力作用影響會(huì)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(dǎo)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?zé)衢_采效率. 因此，通過加工預(yù)制單裂隙、T型裂隙和Y型裂隙砂巖試樣開展力學(xué)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(shè)備相結(jié)合的方法在圓柱砂巖試件上（φ 50 mm×100 mm）預(yù)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(shí)針方向旋轉(zhuǎn)的夾角. 單裂隙試樣上每條裂隙長(zhǎng)20 mm，裂隙開度0.3 mm；T型裂隙和Y型裂隙每條裂隙長(zhǎng)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(yù)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(shí)物圖Fig.1 Processing flow of sandstone samples with prefabricated fracture: (a) sample models; (b) physical images of sandstone samples

2 試驗(yàn)方案與步驟

2.1 試驗(yàn)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(xué)特征，分別對(duì)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(jìn)行水力耦合試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方案如表1所示. 此外，補(bǔ)充兩個(gè)完整砂巖試樣的試驗(yàn)，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(duì)比分析，如表2所示. 文中試樣編號(hào)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(yàn)方案Table 1 Test scheme of fractured sandstone samples

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

2.2 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)設(shè)備采用美國(guó)MTS815巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)和Teledyne ISCO D-Series Pumps水壓系統(tǒng)，如圖2所示. 試驗(yàn)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(jì)測(cè)量砂巖試樣的變形. 由于在三軸壓力室內(nèi)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(dǎo)致油水混合，最終造成試驗(yàn)失敗. 因此，本試驗(yàn)進(jìn)行過程中在預(yù)制裂隙前后的表面采用與水混合的石膏（石膏質(zhì)量∶水質(zhì)量=2∶1）進(jìn)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(qiáng)度. 試驗(yàn)過程中始終保持水壓小于圍壓.在進(jìn)行軸向加載時(shí)，采用荷載和變形（環(huán)向或軸向）相結(jié)合的方式控制整個(gè)加載過程. 在初始加載階段，采用軸向荷載控制方式進(jìn)行加載，加載速率為300 N·s-1，當(dāng)荷載到達(dá)峰值強(qiáng)度（55 MPa）的80%左右，將加載方式轉(zhuǎn)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(yàn)全過程采用聲發(fā)射（Acoustic emission，AE）系統(tǒng)監(jiān)測(cè)，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(cè)試設(shè)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(yù)觸發(fā)為256，記錄長(zhǎng)度為2000.利用穩(wěn)態(tài)法原理開展?jié)B透試驗(yàn)[31]，滲透全過程使用純凈水滲流，并基于達(dá)西定律計(jì)算滲透率[32]，計(jì)算式如下：

圖2 水力耦合試驗(yàn)設(shè)備. (a) MTS815伺服剛性試驗(yàn)機(jī); (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(shí)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(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 強(qiáng)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(qiáng)度特征進(jìn)行比較分析，如圖3～5所示.本文采用Zhang等[33]提出的體積應(yīng)變差法（Volumetric strain response method，VSR）獲取裂紋閉合應(yīng)力σcc、起裂應(yīng)力σci、損傷應(yīng)力σcd，并根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變曲線提取峰值強(qiáng)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(guān)鍵閾值的變化規(guī)律隨著預(yù)制裂隙傾角的變化有所差異，單裂隙試樣的σc值在75°時(shí)最低，0°時(shí)最高；σcd值在90°時(shí)最低，15°時(shí)最高；σci值在30°時(shí)最低，15°時(shí)最高；σcc值在30°時(shí)最低，15°時(shí)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(yīng)力比率σcd/σc值為0.48；平均起裂應(yīng)力比率σci/σc值為0.28；平均閉合應(yīng)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(guān)鍵閾值隨著預(yù)制裂隙傾角的變化規(guī)律為：σc值在60°時(shí)最低，15°時(shí)最高；σcd值在45°時(shí)最低，90°時(shí)最 高；σci值 在30°時(shí) 最 低，90°時(shí) 最 高；σcc值 在45°時(shí)最低，90°時(shí)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(yīng)力比率σcd/σc值為0.55；平均起裂應(yīng)力比率σci/σc值為0.32；平均閉合應(yīng)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(guān)鍵閾值隨著預(yù)制裂隙傾角的變化規(guī)律為：σc值在60°時(shí)最低，75°時(shí)最高；σcd值在60°時(shí)最低，90°時(shí)最高；σci值在60°時(shí) 最 低，15°時(shí) 最 高；σcc值 在60°時(shí) 最 低，90°時(shí)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(yīng)力比率σcd/σc值為0.63；平均起裂應(yīng)力比率σci/σc值為0.37；平均閉合應(yīng)力比率σcc/σc值為0.27.

圖3 完整和單裂隙試樣不同閾值、應(yīng)力比率與傾角關(guān)系. (a)不同閾值與傾角關(guān)系;(b)應(yīng)力比率與傾角關(guān)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(yīng)力比率與傾角關(guān)系. (a)不同閾值與傾角關(guān)系; (b)應(yīng)力比率與傾角關(guān)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(yīng)力比率與傾角關(guān)系. (a)不同閾值與傾角關(guān)系; (b)應(yīng)力比率與傾角關(guān)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)度對(duì)比Table 3 Peak strength comparison between multiple-shape prefabricated fractures and intact sandstone samples

綜上分析可知，試樣強(qiáng)度高低順序?yàn)椋和暾麩o水壓試樣的峰值強(qiáng)度>完整有水壓試樣>所有含裂隙試樣峰值強(qiáng)度. 充分表明水的弱化作用對(duì)強(qiáng)度的影響小于預(yù)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(yīng)力比率與所有含裂隙試樣無較大差異，裂隙傾角對(duì)閉合、起裂和損傷應(yīng)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(shì)如圖6所示. 單裂隙試樣的彈性模量在75°時(shí)最小，0°時(shí)最大，不同角度的彈性模量值在11.21 GPa～14.02 GPa的范圍內(nèi)，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(shì)；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(shì)，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(shí)最小，75°時(shí)最大，不同角度的彈性模量值在11.30 GPa～16.40 GPa的范圍內(nèi)，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(shì)；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(shì)，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(shí)最小，45°時(shí)最大，不同角度的彈性模量值在12.86 GPa～15.08 GPa的范圍內(nèi)，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(shì)；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(shì)，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(yù)制裂隙的影響，說明水和裂隙會(huì)削弱試樣剛度，影響徑向變形的相對(duì)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(guān)系. (a)彈性模量與傾角關(guān)系; (b)泊松比與傾角關(guān)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(shí)的工況作為代表進(jìn)行詳細(xì)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(yīng)力和振鈴計(jì)數(shù)與時(shí)間和應(yīng)變關(guān)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(jì)振鈴計(jì)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(jì)振鈴計(jì)數(shù)緩慢增加. 在II階段（AE準(zhǔn)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(jì)振鈴計(jì)數(shù)占比分別為1.37%、1.90%和1.32%，AE活動(dòng)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(yīng)力和振鈴計(jì)數(shù)與時(shí)間關(guān)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(jì)振鈴計(jì)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(kuò)展，振鈴計(jì)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(jì)振鈴計(jì)數(shù)占比分別為25.71%、23.33%和30.04%，振鈴計(jì)數(shù)大幅密集增加. 在V階段（AE劇烈期和跌落期）出現(xiàn)應(yīng)力跌落時(shí)振鈴計(jì)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(jì)振鈴計(jì)數(shù)占比分別為72.90%、71.92%和63.83%，在這之后，聲發(fā)射活動(dòng)進(jìn)入跌落期，聲發(fā)射活動(dòng)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(dǎo)致I階段到III階段相應(yīng)縮短，試樣峰后出現(xiàn)應(yīng)力突降時(shí)滲透率達(dá)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(dāng)裂隙傾角為0°時(shí)，試樣SF0首先在預(yù)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(kuò)展，最后與遠(yuǎn)場(chǎng)剪切裂紋Sf合并在一起導(dǎo)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(kuò)展，反翼裂紋Taw朝下端部擴(kuò)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(yuǎn)場(chǎng)剪切裂紋Sf聯(lián)系在一起. 下端部遠(yuǎn)場(chǎng)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(yuǎn)場(chǎng)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(kuò)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(yuǎn)場(chǎng)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(kuò)展規(guī)律：?jiǎn)瘟严?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(jié)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(duì)尋找由單裂隙受水力耦合擴(kuò)展形成的裂隙滲流通道具有指導(dǎo)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(shí)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(dǎo)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(jī)理分析

同樣選取裂隙傾角為0°時(shí)的工況作為代表進(jìn)行詳細(xì)說明. 圖9為水力耦合作用下多形態(tài)裂隙試樣應(yīng)力、滲透率與時(shí)間關(guān)系曲線，從圖中可以看到，將應(yīng)力-應(yīng)變曲線劃分為五個(gè)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(kuò)展階段；IV―微裂紋加速擴(kuò)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(shì)；進(jìn)入IV階段，隨著軸向應(yīng)力的增加，滲透率快速增加；在V階段應(yīng)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(nèi)部出現(xiàn)應(yīng)力重分布且部分滲流通道會(huì)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(shí)間增加而增大，滲透率峰值基本與破壞跌落應(yīng)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(shì)和滲透率特征點(diǎn)進(jìn)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(shí)最大滲透率值最大；T型裂隙傾角為75°時(shí)最大滲透率值最大；Y型裂隙傾角為60°時(shí)最大滲透率值最大. 試驗(yàn)表明多形態(tài)裂隙試樣在裂隙傾角為60°～75°的范圍內(nèi)，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(píng)價(jià)增透的關(guān)鍵水力參數(shù)，試驗(yàn)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(shí)裂隙形態(tài)對(duì)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(yīng)力等. 然而，本文僅開展了固定水壓和圍壓下的試驗(yàn)，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(jìn)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(yīng)力、滲透率與時(shí)間關(guān)系Fig.9 Relationship between stress, permeability, and time of single (a), T-shaped (b), and Y-shaped (c) fracture specimens

4 結(jié)論

(1) 在水力耦合作用下研究表明，裂隙擴(kuò)展模式和變形特性與流動(dòng)參數(shù)相關(guān)，水的弱化作用對(duì)強(qiáng)度的影響小于預(yù)制裂隙. 由既有裂隙產(chǎn)生的裂隙擴(kuò)展過程可分為四個(gè)步驟：微裂隙壓密、裂隙起裂、裂隙穩(wěn)定擴(kuò)展和裂隙聚集，研究結(jié)果表明，拉伸和剪切破壞模式是儲(chǔ)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(guān)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(dá)到強(qiáng)度破壞時(shí)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(duì)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(kuò)展和混合裂紋擴(kuò)展，并沿著既有的裂隙擴(kuò)展合并形成裂隙網(wǎng)絡(luò)，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(dǎo).