静态疲劳效应对深部页岩中水力压裂扩展的影响：来自真实三轴实验和声发射特性分析的见解

《Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering》：Static fatigue effects on hydraulic fracture propagation in deep shale: Insights from true triaxial experiments and acoustic emission characterization

　　黄华森|张永发|张崇远|赵宇|娄玉燕
贵州大学土木工程学院，贵阳550025，中国

摘要
为了探索适用于深部页岩气储层的实用且有效的注入策略，研究人员对经过四种静态疲劳加压处理的庐山页岩立方体（100毫米×100毫米×100毫米）进行了真实三轴水力压裂实验：恒定加压（CP）、间歇加压（IP）、阶梯加压（SP）和间歇阶梯加压（ISP）。实验中使用了声发射（AE）监测技术实时捕捉裂缝的起始和扩展过程，并通过压裂后显微镜观察和3D激光扫描仪对裂缝形态进行了定量分析。结果表明，静态疲劳通过促进亚临界裂纹生长和流体渗透作用，使破裂压力降低了4%–18%。由于孔洞附近的初始孔隙压力较低，SP和ISP方法比CP和IP方法具有更显著的降低破裂压力的效果。静态疲劳还能减轻压裂引起的地震活动，并在恒定流压阶段抑制早期微裂纹的生长。与持续恒定加压相比，阶梯加压（SP）或循环加压（IP和ISP）方法将AE活动从应力集中区域重新分配到静态疲劳阶段，从而平滑压裂响应并减少破裂时的微地震峰值。恒定幅度加压（CP和IP）方法倾向于引发剪切相关的微裂纹，这些微裂纹会改变裂缝路径并限制裂缝扩展；而增幅度加压（SP和ISP）方法则促进拉伸微裂纹的发展，有利于裂缝的持续扩展。因此，SP和ISP方法均推荐用于深部页岩的刺激。SP方法产生的裂缝更为平滑且分支更多，适用于致密页岩；而ISP方法产生的裂缝网络更为曲折，更适合异质储层。这些发现为优化复杂深部页岩气储层的刺激策略提供了宝贵的指导。

1. 引言
深部页岩气的勘探与开发是中国页岩气产业可持续发展的关键领域（Hu等人，2020a, b；Ma等人，2020a, b）。浅层页岩储层（垂直深度<3500米）具有较小的应力差异和较高的岩石可变形性，因此在压裂过程中裂缝开口较大，支撑剂分布更加均匀，这两种条件都非常有利于气体回收（Tan等人，2017a, b）。相比之下，深部页岩气储层（深度>3500米）通常具有较高的原位应力、明显的水平应力差异、较强的塑性以及大量封闭或连通性较差的自然微裂缝和层理结构，这些因素共同导致渗透率较低，阻碍了水力压裂的传播（Zou等人，2010；Li等人，2013）。此外，深部页岩层的地质和力学条件比浅层储层更为复杂。因此，深部页岩气井的开发面临破裂压力高和压裂后产量迅速下降的挑战，给高效储层刺激带来了重大困难。

许多研究关注了深部页岩气储层中水力压裂的传播特性。Blanton（1982）指出，由于深部页岩气储层中原位应力差异较大且变形空间有限，岩体内部会形成额外的横向水力裂缝，从而降低裂缝导水性。Hou等人（2018）发现，深部页岩气储层中的高水平应力差异限制了复杂裂缝网络的形成，反而促进了平面裂缝的发展。学者们进一步建议，通过使用低粘度流体并采用周期性变化的泵送速率和关井系统，可以增强裂缝与不连续面的相互作用和刺激效果。Ma等人（2021）全面概述了五峰-龙马西地层的深部页岩气储层地质特征，系统分析了主要挑战并提出了相应的对策。Zhou等人（2024）在不同应力水平下进行了一系列真实三轴水力压裂实验，发现高原位应力条件促进了复杂多分支裂缝的形成，尽管表面粗糙度较低。现有研究主要关注应力条件和流体性质，尚未系统研究注入策略对真实三轴条件下裂缝起始时间、能量积累和微裂纹成核的影响。

在流体注入过程中，地下丰富的自然裂缝和断层会促进压裂流体的迁移，可能导致沿这些结构的滑移并引发地震及相关危险。例如，2013年加拿大阿尔伯塔省Fox Creek附近地区地震频率显著增加，这归因于流体注入活动引起的孔隙压力升高（Schultz等人，2018）。2017年，中国四川盆地的水力压裂活动引发了一次4.7级地震（Lei等人，2017）。2020年，四川南部的水力压裂作业中流体迁移重新激活了原有断层，导致了一系列小规模地震事件（Tan等人，2020）。地震事件的频繁发生引发了社会和政治关注，导致许多水力压裂项目被暂停（Grigoli等人，2017；Mignan等人，2015；Majer等人，2007）。页岩气井的生产力、经济可行性和安全性受到其极低渗透率的根本限制，这一特性不仅受储层性质和原位应力条件影响，还受注入策略影响。因此，需要开发新的水力压裂技术，以安全高效地开发深部页岩气资源。

近年来提出了多种注入策略，如单调流控泵送、蠕变（恒压）注入和循环注入，这些策略旨在降低破裂压力、增强裂缝网络复杂性和减少地震危险。Zhao等人（2022a）和Zhang等人（2023a）展示了低注入速率（<12毫升/分钟）的好处（Zhang等人，2013）报告称循环注入是一种有效的方法，既能提高储层渗透率，又能减少大规模地震事件的发生。Zhuang等人（2019）通过实验室水力压裂实验发现，与连续注入相比，循环注入可使破裂压力降低约20%，声发射幅度降低约14分贝，并生成裂缝网络更复杂、开口更小的裂缝。然而，与单调注入相比，循环注入会延长失效时间并导致裂缝扩展行为更难以预测（Zhuang等人，2024）。蠕变注入主要引发岩石的静态疲劳，促进亚临界裂纹生长，在低于临界抗拉强度的恒定压力下可能会发生自发性失效。应力腐蚀指数被广泛用于预测与亚临界裂纹过程相关的时变失效（Atkinson，1984）。基于理论分析，Bunger和Lu（2015）提出时变HF起始可能是多条裂缝同时生成和增长的基本现象之一。Lu等人（2018）通过数值模拟研究了亚临界条件下多条水力裂缝的同时起始和传播，并发现时变裂缝起始显著影响多条裂缝的生长行为。在后续研究中，Lu等人（2020）进一步证明静态疲劳受岩石表面特性、流体粘度和围压的强烈影响。最近，Zhuang等人（2024）在花岗岩上进行了系统的实验室实验，比较了循环注入和蠕变注入的机制。他们发现，这两种方法均可在无围压的情况下将破裂压力降低约15%–20%，这归因于孔隙弹性流体渗透和亚临界裂纹生长。此外，蠕变注入的寿命比循环注入长得多。当前关于静态疲劳控制压裂的研究通常假设整个注入阶段孔洞压力保持恒定，较少考虑不同静态疲劳加压制度的影响。

考虑到操作时间效率和静态疲劳诱导压裂的优势，研究人员对经过不同静态疲劳加压处理的页岩样品进行了一系列真实三轴水力压裂实验，以诱导不同程度的时变损伤。实验过程中使用了声发射（AE）系统监测静态疲劳加压和恒定流压裂过程中的裂缝演变。实验结束后，使用荧光示踪剂和3D激光断层扫描技术对样品进行了分析。最终，我们研究了不同注入策略对破裂压力、AE和裂缝形态特征的影响。这些结果为开发深部页岩气储层的优化水力压裂处理方法提供了实验基础。

2. 材料与方法
2.1. 样品制备
用于水力压裂测试的页岩样品取自中国庐山市的上志留统兰田组露头（以下简称庐山页岩；图1a）。去除风化表面后，将页岩块切割并抛光成边长为100毫米的立方体样品。室温下的渗透率和孔隙率分别为1.04±0.11 ×10^-3 mD和1.53% ± 0.59%。X射线衍射分析显示，庐山页岩由伊利石（40.7%）、石英（25.4%）、斜长石（15.1%）、钠长石（8.7%）、白云母（6.6%）和高岭石（1%）组成（图1b）。如图1c所示，在样品中心钻了一个直径6毫米、深度55毫米的盲孔，与层理平行，以模拟水平井配置。随后将一根50毫米长的钢管插入孔洞中，留出约5毫米的开放孔段用于流体注入。然后使用环氧AB胶密封固定注入孔。为防止流体泄漏，在钢管底部2毫米处放置了一个O形圈，以防止环氧树脂流入开放孔段（图1d）。此外，钢管外壁进行了粗螺纹处理，以增加接触锚固面积并增强摩擦密封效果。

2.2. 实验设备
水力压裂实验在真实三轴水力压裂系统上进行，如图2所示。该系统包括五个部分：真实三轴应力加载框架（图2a）、压力控制模块（图2b）、位移控制模块（图2c）、液压注射泵（图2d）和数据采集系统（图2e）。加载框架由一个立方体骨架和六个活塞组成，可在三个正交方向上对立方体样品施加压缩载荷（图2a）。三轴加载过程由压力控制模块和位移控制模块（图2b-c）管理，它们使用伺服控制系统独立地按比例或非比例施加应力载荷。这些活塞可在每个轴上提供10000 kN的力，适用于尺寸在100毫米到300毫米之间的样品，实现0–108 MPa的三维应力加载范围。流体注入过程使用TC-260L注射泵（图2d）进行，该泵通过反馈回路进行伺服控制。该系统使泵能够保持从0.01 mL/min到120 mL/min的恒定流量，并在0.5 MPa到100 MPa的恒定压力模式下运行。在数据采集系统（图2e）中，控制器使用24位AD测量模拟信号来记录加载力、流体压力和岩石变形。该系统具有出色的线性和重复性，误差均低于0.1%，并且能够提供最高精度为0.1 μm的高精度变形测量结果。物理声学公司（PAC）生产的Micro-II Express AE监测系统被用来捕捉水力压裂过程中的裂缝起始和扩展情况。该AE系统的带宽覆盖1 kHz到1.2 MHz，最大信号幅度为100 dB。为了减少环境噪声干扰，我们将AE前置放大器设置为40 dB，信号阈值设置为40 dB，采样率设置为5 MSPS。每次实验共使用了四个AE NANO-30传感器，其共振频率为300 kHz，响应范围为125–750 kHz。AE传感器的相对位置如图3所示。每个传感器都使用凡士林安装在样品表面，以确保良好的耦合效果。在实验前，还通过铅笔芯断裂（PLB）和自动传感器测试（AST）进一步验证了声学耦合效率。

2.3. 实验设计与程序
在实验室实验中，准确再现原位现场条件通常具有挑战性。在本研究中，实验参数（包括真实的三轴应力和注入速率）并非严格按照相似性标准确定，而是选择能够合理近似深层页岩地层的代表性应力差异和水力条件的参数。先前的研究（Hou等人，2014年，2019年）报告称，深度约为3600–3900米的深层页岩储层中的原位应力状态处于滑动断层区域（σH> σv> σh），并且水平应力通常存在7 MPa到15 MPa的显著差异。考虑到设备的机械限制以及在真实三轴加载下保持样品完整性的需求，主要应力被设定为σH=12.5 MPa、σh=4 MPa和σv=10 MPa，从而产生8.5 MPa的水平应力差。根据Hou等人（2014年）基于相似性标准的计算，实验室实验中的注入速率为0.163 mL/s（即9.78 mL/min）对应于现场规模下的注入速率约为10 m3/min。根据这一参考值，注入速率被四舍五入为10 mL/min，以确保流体注入的稳定性和顺畅性（Tan等人，2017a；Wang等人，2022年）。

为了研究和表征水力压裂过程中由静态疲劳加压引起的机械损伤，进行了一系列使用不同注入方案的水力压裂测试，这些测试在滑动断层应力范围内进行，具体细节见表2。在第一组测试中，流体压力在恒定流量10 mL/min的条件下逐渐增加，直到样品破裂。测试了三个样品以确定在单调恒定流量条件下的平均破裂压力。测量得到的破裂压力分别为样品#1为19.40 MPa，样品#2为19.58 MPa，样品#3为18.29 MPa。因此，三个样品的平均破裂压力（#1–#3）为Pb=19.09 MPa，作为参考值。在其他组测试中，流体注入包括一个压力注入阶段，随后是一个以10 mL/min的固定速率进行的流量注入阶段。在压力注入阶段，考虑到影响水力压裂过程的压力阈值大约从50%Pb开始（Zeng等人，2020年），我们将压力幅度设定在60%Pb到75%Pb的范围内。在第二组恒压（CP）测试中，流体压力被增加到某个值（75%Pb）并保持两小时，这与Chang等人（2022年）的方法一致（见图4a）。在第三组间歇加压（IP；见图4b）测试中，样品经历了四个阶段的压力控制间歇注入；每个阶段持续30分钟，中间间隔5分钟。SP对应于图4c中所示的逐步加压方案，其中注入压力从60%Pb增加到75%Pb，每个阶段增加5%Pb并持续30分钟。这种方案是作为IP的对比方案设计的，因为在不同阶段之间没有压力释放。对于间歇逐步加压（ISP；见图4d），流体压力通过间歇逐步注入协议进行调节，其中流体压力在四个阶段内从60%Pb增加到75%Pb，每个阶段持续30分钟，中间间隔5分钟。表3总结了各种静态疲劳加压方案的结果，包括与表2中列出的实验条件相对应的样品标识符、测量的破裂压力以及主要的AE参数。

2.4. AE数据分析方法
2.4.1. AE计数
AE计数，也称为振荡计数，表示在单次AE事件或瞬态AE爆发期间AE波超过触发阈值的次数（Zhang等人，2021年）。这个参数是AE监测系统直接记录的输出，而不是派生或计算出的值。通常，AE计数越高，表示岩石内部的损伤越严重，岩石裂缝的规模越大（Jiang等人，2020年；Zhang等人，2024a）。在水力破裂过程中通常会观察到AE计数的显著增加（Zhang等人，2024b）。
2.4.2. AE主导频率分布
由微裂纹过程产生的AE数据中的弹性波形具有多种特征，可以提供关于不同断裂类型和破裂尺度的信息（Ishida等人，2017年）。利用MATLAB软件中的快速傅里叶变换（FFT）程序，可以将时域AE波形转换为频域波形。可以提取每个AE波形的峰值频率作为主导频率（见图5示例）。结果表明，主导频率主要位于0到350 kHz的范围内。由于不同的裂纹机制倾向于在不同的主导频率范围内辐射能量，因此AE波形的主导频率可用于表征失效机制和裂纹模式（Zhang等人，2018年）。为了全面了解波形特征，通常将主导频率分为不同的频段。低频信号通常与岩石内的拉伸裂纹相关，而高频信号表示剪切失效（Li等人，2017年）。表现出中等频率特征的信号通常被解释为混合失效模式（Zhang等人，2018年；Wang等人，2019a）。这种基于频率的方法不依赖于材料均匀性的假设，并已被广泛用于解释页岩在机械加载（Ban等人，2020年；Zhang等人，2024c）和水力压裂（Zhang等人，2019a；Zhang等人，2024a）过程中的微观裂纹机制。

一个关键问题是确定不同频率范围的分类阈值。在本研究中，我们参考了矩张量分析中常用的阈值作为分类主导频率带的指导原则。根据Ohtsu（1991年，1995年）和Chang与Lee（2004年）的研究，矩张量的特征值mij可以分解为剪切分量、偏应力分量和静水分量。基于这种分解，裂纹被分为三种类型的AE源：> 60%为剪切裂纹；40% < < 60%为混合模式裂纹；< 40%为拉伸裂纹。是归一化的第一特征值，根据Ohtsu（1995年）等于1.0。同样，我们将AE波形的主导频率分为三个范围：0–40%、40%–60%和60%–100%。考虑到测试的AE信号的主导频率主要位于0–350 kHz范围内，我们进一步定义了三个具体的频率范围：低频带（0–140 kHz，L型）、中频带（140–210 kHz，M型）和高频带（210–350 kHz，H型）。这些带分别对应于拉伸微裂纹、混合（拉伸-剪切）微裂纹和剪切微裂纹（Li等人，2017年）。基于主导频率的类似裂纹分类方法也应用于砂岩的双轴压缩（Lei等人，2020年）和页岩的水力压裂（Zhang等人，2024a，b）研究。
2.4.3. B值
地震事件的频率-幅度分布可以用古登堡-里克特定律（Gutenburg和Richter，1994年）来描述，该定律给出了给定时期内地震发生次数与其震级之间的统计关系：
(1)
其中M是地震的震级，N是震级大于M的地震的累积次数，a是反映地震活动水平的参数，b是观测到的震级累积直方图的斜率。在实验室AE测试中，AE事件的累积次数及其幅度呈现出与地震类似的幂律关系。为了确保以分贝为单位测量的AE幅度与以对数幅度定义的地震震级之间的一致性（Rao和Prasanna Lakshmi，2005年；Jung等人，2021年），AE幅度除以20，方程（1）被修改为：
(2)
其中AdB是以分贝为单位的AE幅度，N是幅度大于AdB的AE事件次数。
采用基于固定AE事件的滑动窗口算法来计算b值的时间演变。具体来说，首先根据发生时间将所有记录的AE事件按时间顺序排列。接下来，建立一个包含50个连续AE事件的固定窗口，并通过最小二乘拟合对数关系（即方程（2）来确定每个窗口内的b值。然后，窗口向前移动其长度的增量，以连续跟踪b值的时间演变。这种方法确保每个b值都来源于相当数量的统计数据，从而最小化由于AE事件率随时间变化引起的波动（Loukidis等人，2022年；Zhang等人，2024c）。这种方法与之前的研究一致，并已被采用（例如，Rao和Prasanna Lakshmi，2005年；Niu等人，2020年）。高b值表明AE群体中低幅度AE的比例大于大幅度AE的比例（Miao等人，2022年）。为了描述每种条件下的总体振幅-频率分布，通过平均所有滑动窗口的b值来引入平均b值，代表整个过程中的平均b值。作为对比，整体b值是通过使用Gutenberg-Richter关系（即方程（2））拟合测试期间记录的所有AE振幅来确定的，反映了整个数据集的AE振幅的总体统计分布。比较不同条件下的这些b值可以定量评估静态疲劳方案对微裂纹发展和AE振幅分布的影响，从而深入了解断裂过程的演变及其与地震行为的相关性。

2.5. 通过荧光示踪剂、显微镜和3D激光扫描进行断裂检测
为了可视化断裂传播轨迹，在实验前向压裂液中加入少量水溶性荧光试剂（LUYOR-6200）。荧光试剂的体积约为1毫升，确保压裂液的粘度保持不变。在液压压裂过程中，荧光标记的液体会沿着生成的裂缝流动，清晰地标记出主要的裂缝路径和分支网络。液压压裂测试完成后，通过分析数字照片中捕获的裂缝数量和方向来定量描述整体断裂形态。

高分辨率视频显微镜（Xianjian-2KCH200；见图6a）被用来观察主要液压裂缝路径上的分支模式和孔隙变化。所使用的显微镜利用内置的LED照明可以直接观察样品表面的裂缝路径，无需进行额外的表面处理，如切片或抛光。放大倍数范围从20倍到135倍，可以捕捉到数十到数百微米级别的细节，并生成分辨率为1920×1080像素的显微照片。

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图6. 实验后设备和断裂表面分析：(a) 视频显微镜，(b) JR-AF 3D激光扫描仪，(c) 基本表面组件，以及 (d) 一个基本表面。

对于表面粗糙度检测，将断裂样品沿着诱导的断裂面小心地分开以暴露断裂表面。用压缩空气轻轻清洁暴露的表面，以去除松散的碎屑，同时保持原始断裂形态的完整性。随后用白色显影剂喷洒断裂表面，并使用JR-AF 3D激光扫描仪进行扫描（见图6b）。扫描的精度为0.015毫米，配准精度为0.04毫米/米。基于激光扫描，我们可以获得断裂表面上凸起的3D空间坐标（x, y, z）（见图6c–d）。为了定量评估断裂粗糙度，使用了三个独立参数：高度的标准差（SD）、平均三维角度（θs）和表面粗糙度系数（Rs）（Belem等人，2020年；Guo等人，2021年）。

高度的标准差（SD）作为一个定量统计参数，用于捕捉断裂表面上凸起的高度变化。较高的SD值表示凸起的高度较大（图6c中的z坐标），表明断裂表面更粗糙；而较低的SD值表示断裂表面更光滑。SD的计算公式如下：
(3)
其中N是所有计算点的数量；zi是断裂表面上第i个角点的高度， 是高度的算术平均值。

平均三维角度θs是一个评估整个断裂表面角度的参数，可以通过基本平均平面的平均倾斜度来计算（见图6d）：
(4)
其中αk是基本表面的法向量与z轴之间的角度，m是基本表面的数量，如图6d所示。

Rs通常定义为断裂表面实际面积（At）与其法线投影面积（An）的比率。这个参数表示由于表面粗糙度导致的面积增加程度，可以表示为：
(5)
根据Belem等人（2000年）的研究，断裂表面的实际面积（At）可以通过以下公式近似表示：
(6)
其中Δx和Δy分别是x轴和y轴上的恒定计算步长。根据Rs的定义，较大的Rs表示断裂表面的实际面积较大，表面更粗糙。

3. 实验结果与分析
3.1. 随着注入压力的AE演变
3.1.1. AE计数
图7显示了在不同静态疲劳加压方法下，流体压力和AE信号随时间变化的曲线。CP、IP、SP和ISP下的破裂压力分别为19.16 MPa、18.32 MPa、15.66 MPa和15.87 MPa。与单一流注入（样品#1、#2和#3）获得的平均破裂压力（19.09 MPa）相比，IP、SP和ISP的破裂压力分别降低了4%、18%和16.9%，而CP的破裂压力增加了0.07 MPa。鉴于P波速度表明的内部均匀性相当（表1），这些变化主要归因于加载条件的差异，而不是内在的异质性。CP下Pb的增加可能是由于在恒定加压期间（2小时）粘土矿物与水接触导致的水化作用。粘土矿物体积的增加可能会阻塞现有的微裂缝并导致微裂缝闭合，从而阻碍液压压力向微裂缝的传递，增加破裂强度（Gao等人，2024年）。Wang等人（2019b）也报告了由于粘土水化导致的破裂压力类似增加。

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图7. 四种不同静态疲劳加压注入方案下的流体压力和AE信号随时间变化曲线。

在开始时，AE簇相对密集，在静态疲劳加压过程中变得分散，最终在接近破裂时在恒定流压裂过程中再次变得密集。值得注意的是，在静态疲劳加压过程中，AE信号明显表现出两阶段模式。在第一阶段，Tinj=0–2000秒期间AE计数的增加伴随着累积AE计数的显著增加。这种现象可能是由于恒定压力注入引起的应力调整，改变了岩石内部的应力分布，导致了局部应力集中或新裂纹的生成。之后，AE信号进入下一个阶段并逐渐趋于平稳，伴随着分散且较少的AE计数。这一过程可能对应于亚临界裂纹生长与流体渗透之间的相互作用，延迟了微裂纹的生成（Uwaifo，2016年；Zhuang等人，2024年）。对于恒定流注入阶段，如图7中的放大子图所示，随着流体压力的增加，AE计数逐渐增加，并在破裂时达到峰值，无论采用何种预处理加压方案。

为了分析，我们比较了破裂时的最大AE计数以及恒定压力阶段和恒定流阶段之间的累积AE计数，如图8所示。与随后的恒定流阶段相比，静态疲劳加压阶段通常产生更多的AE信号，表明静态疲劳加压可以有效减轻由恒定流压裂直接引起的地震活动。相比之下，CP在恒定流压裂过程中产生的累积AE计数最多，其次是IP和ISP，SP的AE计数最少。这一发现表明，在静态疲劳加压阶段波动压力幅度有利于减少地震活动的发生，这一点通过实验室（Patel等人，2017年）和现场操作（Zang等人，2013年）的循环注入压裂得到了验证。不同注入方案下破裂时瞬时最大AE计数的演变如图8b所示。总体而言，传统恒定流压裂下的瞬时最大AE计数大于静态疲劳加压下的瞬时最大AE计数。这些发现进一步证实了静态疲劳加压处理在减少地震强度方面的优势。与传统的恒定流压裂结果（样品#1–#3）相比，应用静态疲劳加压后瞬时最大AE计数显著降低了58%–83%（见图8b）。然而，不同静态疲劳加压方案下的最大AE计数波动不规则。此外，ISP处理后的最大AE计数最高，这与累积AE计数的变化似乎相反。对于这一现象的一个合理解释是，破裂过程中的不稳定裂纹生长过程高度非线性，一旦由流体压力或应力条件引发，就不太依赖于注入方案（Zhang等人，2024a）。结合图8中黑点所示的破裂压力演变，可以看出，在静态疲劳加压期间检测到的AE活动增加导致了恒定流压裂阶段观察到的较低破裂压力。由于累积AE计数与岩石内部微裂纹造成的损伤程度相关（Zhang等人，2024b），静态疲劳加压期间的增加损伤减少了恒定流压裂阶段的岩石破裂强度。

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图8. 不同注入方案下各阶段的AE活动和破裂压力比较。用线条连接的黑色点表示测量的破裂压力。

图9显示了整个流体注入过程中记录的AE信号的统计分布。总体而言，AE计数在不同注入阶段和加压方案下表现出明显的变化。在静态疲劳加压过程中，AE活动主要发生在初始注入阶段I（即Tinj=0–2000秒），这主要是由于流体注入时孔洞周围的初始应力调整和重新分布。随后，随着注入时间的增加，AE计数减少到较低水平（见图9b中的阶段II–IV），这一阶段持续到静态疲劳加压结束。与阶段I相比，较少的AE活动突显了静态疲劳加压的抗震效应，无论采用何种具体的注入方案。这种行为与Zang等人（2014年）的报告一致，他们在现场规模的耦合水力机械过程中指出，初始流体注入可能会引发地震活动，而持续的恒定压力则倾向于抑制进一步的地震事件。最后，在恒定流阶段，尤其是在岩石样品的水力破裂期间（见图9a中的阶段V），AE计数显著增加。在不同的静态疲劳加压方法中，恒定加压（CP）在阶段I和V产生了最多的AE计数，但在阶段II–IV期间活动减少。这种现象揭示了岩石对长期蠕变疲劳的相对敏感性，在CP下，快速的孔隙压力积累和突然的水力破裂会引发强烈的微裂纹。相比之下，间歇加压（IP）在阶段II–IV期间产生了最多的AE计数。这种现象可能是由于每个IP周期中加压和减压的频繁交替以及每个周期内的快速加压效应（Zang等人，2013年）导致的新的裂纹行为。

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图9. 流体注入过程中检测到的AE信号统计数量的演变：(a) 不同阶段的AE计数演变，(b) 阶段II-IV的局部放大视图。

3.1.2. AE主导频率分布
图10显示了静态疲劳加压过程中的频率-振幅分布（上图）和微裂纹的累积百分比（下图）。在图10a所示的恒定加压方案中，流体注入期间拉伸微裂纹占主导地位，占总数的58.2%。随着流体注入的持续，H型AE波形显著减少，并逐渐被L型和M型AE波形取代。这一发现表明，长时间的CP主要促进了拉伸裂纹的增加，同时防止了剪切微裂纹的发生。对于图10b所示的间歇加压，AE波形主要出现在压力建立和压力维持阶段，而在水力卸压阶段检测到的AE波形很少。在每个加压间隔期间，识别出三种类型的微裂纹，其中混合微裂纹在整个间歇性加压过程中占主导地位，占总数的59%。图10c中的SP导致流体注入时AE信号迅速增加，主要产生拉伸微裂纹（>50%），这与CP下的观察结果相似。混合微裂纹和剪切微裂纹的相对比例存在关键差异，与CP相比分别减少了5.25%和4.65%。这一发现表明，在IP中逐渐增加的目标压力可能进一步促进拉伸微裂纹的形成，同时防止剪切微裂纹和混合微裂纹的发生。在图10d的ISP过程中，拉伸微裂纹的比例增加到70.06%，而混合微裂纹和拉伸微裂纹的比例相对接近，分别为14.65%和15.29%。比较不同静态疲劳加压方案下的微裂纹演变可以清楚地看到，CP、SP和ISP下的微裂纹数量通常随着注入时间的增加而增加，其中拉伸微裂纹占50%以上，而混合微裂纹和剪切微裂纹的数量与拉伸微裂纹的数量相当。然而，间歇性加压过程以混合微裂纹为主。这种现象可能归因于岩石的异质性，这增加了流体注入期间的剪切断裂比例，从而减少了拉伸微裂纹的比例。

图10. 不同静态疲劳加压过程中的AE频率-幅度分布和微裂纹的累积百分比。

图11展示了恒定流动阶段AE计数的时间演变。数据显示，随着持续流体注入，AE活动总体上呈上升趋势。与图11a-b所示的单调恒定流动压裂相比，大多数AE计数发生在流体加压阶段，并在接近破裂压力时变得更加频繁。我们之前关于Longmaxi页岩在不同注入率下的压裂研究中也报告了类似的结果（Zhang等人，2024a）。然而，当施加静态疲劳加压时，AE计数主要集中在破裂后阶段（图11c-f）。这种现象可以用Holcomb（1993）报告的Kaiser效应来解释，该效应表明岩石对之前的应力状态有记忆，从而延迟了重新加压时的显著地震活动。因此，只要施加的压力低于之前施加的最大压力，随后的恒定流动加压不会产生额外的AE信号。

图11. 不同静态疲劳加压方案处理后恒定流动压裂阶段的AE频率-幅度分布和微裂纹的累积百分比。CF代表单调恒定流动注入，CP表示恒定加压，IP对应于间歇加压，SP表示阶梯式加压，ISP表示间歇阶梯式加压。

单调恒定流动压裂过程主要由L型拉伸微裂纹控制，这与我们在单轴应力条件下的早期观察结果一致（Zhang等人，2024a）。然而，不同静态疲劳加压方案的应用可以改变恒定流动压裂过程中微裂纹的演变模式。在CP和IP处理后，混合模式微裂纹分别占AE信号的49.6%和53.8%，而拉伸模式（L型）裂纹仅占44.1%和40.5%。这种断裂模式的转变表明，在固定压力静态疲劳加压方案下，与剪切相关的微裂纹变得更加明显，这可能是由于水力裂缝与预先存在的结构弱点（如层理面和天然裂缝）之间的相互作用加剧。相比之下，SP和ISP中L型波形更为普遍，表明阶梯式和间歇式压力积累可以促进以拉伸为主的压裂过程，有利于减少剪切相互作用的裂缝的起始和传播。

图12显示了不同静态疲劳加压方案处理后恒定流动压裂阶段b值的变化。总体而言，b值在接近破裂压力时急剧增加，然后逐渐降低。然而，在破裂后阶段b值的演变存在一些差异。图12a中，CP的b值逐渐稳定在大约2。这一发现表明微裂纹稳定增长以及破裂后的损伤演变。根据第2.4.2节中对b值的解释，我们可以推断破裂后诱导的大规模裂纹较少，表明样品已过渡到稳定阶段（Lockner 1993）。图12b中，IP的b值最初趋于增加，但在破裂发生后随后降低。b值的增加表明初始破裂时微裂纹的扩展是主导成分。随后阶段b值的降低表明微裂纹已经合并并最终与主裂缝相交（Zhang等人，2024a）。图12c中，SP的b值在破裂时波动，波动范围大约在1.6到3之间。图12d中，ISP在水力裂缝传播期间b值波动，波动范围大约在1.65到2.8之间。这种现象可能是由于样品在注入压裂液后达到破裂压力时应力重新分布所致（Maxwell等人，2009）。在水力压裂过程中，微裂纹形成和主裂缝传播可能同时发生。b值的波动表明这两种断裂模式之间的相互作用，其中微裂纹传播和主裂缝传播交替进行（Yoon等人，2014）。

为了比较，表4计算并展示了每个样品在恒定流动压裂阶段的总体b值和平均b值以及相应的破裂压力。总体b值和平均b值随着破裂压力的降低而降低，表明较低的破裂压力促进了宏观裂纹的发展，这反映在b值的下降上。较低的b值通常表示高幅度AE计数的相对增加，这通常与较大裂纹的生长和合并有关。这一发现反映了从分布式微裂纹向更局部化和不稳定的宏观破坏的转变，通常对应于动态破裂或大规模裂缝传播的开始（Goebel等人，2017）。因此，随着静态疲劳加压方案从CP变为ISP，b值的逐渐下降意味着宏观断裂的倾向增加以及裂缝网络复杂性的增加。

图13展示了实验后的宏观裂缝形态。总体而言，裂缝形态沿着层理面延伸，局部变形发生在最大原位应力σH处。随着静态疲劳加压方案从CP变为ISP，裂缝形态的复杂性趋于增加。对破裂页岩样品的详细描述如下：
(1) CF #2（图13a）：由于层理面的激活，诱导了一个简单的双翼水力裂缝。然而，主水力裂缝（HF1）没有延伸到样品边界。这种现象是因为钻孔内的累积流体压力在裂缝开始时瞬间释放，而随后注入的流体优先泄漏到预先存在的主裂缝网络中，导致裂缝几何形状不完整，裂缝传播受到阻碍。
(2) CP（图13b）：可以在井筒的两侧观察到主水力裂缝（HF1），裂缝长度沿着激活的层理面延伸。此外，从井筒右侧发出一个次级裂缝HF2，大致平行于HF1。HF2的长度比HF1短，这可能归因于HF1的应力阴影效应。
(3) IP（图13c）：主水力裂缝HF1主要沿着层理面传播，并显示出停滞的传播。主导的双翼裂缝几何形状与CP样品（图13b）一致。然而，在分叉后，次级分支HF1成为主裂缝，抑制了HF1的传播，可能是由于与天然裂缝的机械相互作用，这些裂缝改变了流体流动路径。
(4) SP（图13d）：创建了多个包含主裂缝（HF1）和两个次级裂缝（HF2和HF3）的裂缝，大致平行于层理方向，并延伸穿过整个岩石样品。裂缝几何形状呈现Y形，这与Zhuang等人（2024）在单轴应力条件下对花岗岩岩芯进行疲劳水力压裂时的观察结果一致。两个次级分支（HF2和HF3）在最小原位应力σh处停止传播，这可能归因于HF1的应力阴影效应和σH（垂直于裂缝轨迹）的闭合效应。
(5) ISP（图13e）：只观察到一个主水力裂缝（HF1）穿透页岩样品，表明ISP处理后裂缝持续传播。然而，HF1并不严格遵循层理面。相反，样品呈现出沿层理的明显S形裂缝图案，其特征是在样品底部出现多个局部分支。这种偏离层理方向的现象表明水力压力与页岩缺陷之间的复杂相互作用，这些缺陷可能是预先存在的或在ISP过程中形成的。

图14展示了指示主水力裂缝传播行为的显微照片。注意，绿色字体表示HF宽度，红色箭头表示由剪切滑动引起的岩石桥，红色角度表示裂缝分支相对于层理倾斜的方向。尽管在环境条件下的残余裂缝宽度可能与在应力和注入压力下的动态裂缝宽度不同，但在裂缝网络内的裂缝宽度变化仍然显著。无论不同的静态疲劳加压方案如何，在破裂页岩样品中都观察到三种类型的交叉模式（分支、变形和滑动）。

在恒定流动压裂的情况下，如图14a所示，主水力裂缝表现出相对平滑和连续的传播轨迹，裂缝宽度在井筒两侧的范围为0.022毫米到0.049毫米。这种减少主要归因于在正常最大应力σH的约束下裂缝形成后迅速闭合。这种立即闭合可能导致初始打开后流体压力迅速下降，不足以维持进一步的裂缝生长或诱导次级裂缝的形成。值得注意的是，几个由红色箭头标出的局部岩石桥连接了打开的HF的对面。这些岩石桥的长度从0.102毫米到0.538毫米不等，它们的存在表明它们在维持打开裂缝网络的机械稳定性方面起着作用。图14b显示了使用恒定加压（CP）方法进行水力压裂后水力裂缝形态的详细显微照片。CP下的HF宽度范围为0.026毫米到0.044毫米，与CF条件下的宽度相当（图14a）。这种HF宽度的相似性表明CP对扩大主水力裂缝的影响有限。然而，断裂几何形状存在差异：在CP条件下，主裂缝表现出明显的分支和偏转，伴随着大约18°到24°的弯曲和偏转，相对于层理倾角而言。这些特征表明CP可能增加断裂网络的复杂性，从而促进断裂连通性和流体分布。在间歇性加压（IP）的情况下，如图14c所示，主裂缝变得更加复杂，裂缝宽度变化更大（0.020毫米至0.068毫米），而岩桥长度仍然稳定（0.102至0.538毫米）。这种更宽的波动表明在IP条件下断裂扩展过程更加不均匀。沿着主水力裂缝观察到了多个间歇性分支，这表明断裂扩展是由压力循环驱动的。与CF和CP相比，裂缝分支的偏转相似（19°至23°）。这些特征共同表明在IP条件下断裂的复杂性更高。对于图14d中的逐步加压（SP）情况，最大裂缝宽度约为0.093毫米，大约是之前描述的注入方法（图14a–c）的两倍。此外，岩桥的长度显著增加，范围从0.094毫米到1.832毫米。裂缝开口和岩桥长度的显著增加表明SP促进了持续且渐进的裂缝扩展过程，在每个加压阶段都增加了能量积累和释放。图14e显示了在间歇性逐步加压（ISP）条件下的裂缝形态显微照片。与SP相比，ISP明显引起了更频繁的裂缝偏转和更多的岩桥形成，从而形成了更加曲折和复杂的裂缝路径。然而，与SP条件下的情况相比，裂缝宽度和岩桥长度都有所减小。这一发现意味着尽管ISP增强了断裂复杂性和路径不规则性，但压力积累的间歇性可能限制了持续裂缝扩展所需的能量，导致裂缝开口更窄，岩桥更短。

3.3. 断裂表面粗糙度
图15显示了在不同静态疲劳加压方案下主裂缝表面的等高线图。总体而言，具有相对较高断裂高度的粗糙部分主要出现在页岩样本的角落位置。随着加压模式从CF发展到CP、SP、IP和ISP，断裂高度逐渐增加，表明更高的振幅和更频繁的疲劳循环促进了更粗糙和不规则的裂缝形态，这与图13中的裂缝形态一致。具体来说，ISP产生的断裂高度最高，为11.65毫米，而单调注入断裂（CF）产生的断裂高度最低，为6.50毫米。

为了进一步验证，根据第2.5节介绍的方法，还计算了三维平均倾角（θs）和表面粗糙度系数（Rs），结果列在表5中。鉴于所有水力裂缝都起源于层理激活，无论使用哪种静态疲劳加压方法，裂缝表面的粗糙度都是可比的，相对偏差保持在10%以下。这一发现与第3.2节中描述的宏观形态和微观细节一致。然而，在不同条件下可以观察到一些差异。与CF情况相比，经过静态疲劳加压后，SD、Rs和θs的值总体上都有所增加。具体来说，CP条件下的SD最小，为0.96毫米。相比之下，CP条件下的θs和Rs都大于CF#2条件下的值，表明CP条件下的裂缝表面相对较粗糙。总体而言，IP条件下的表面粗糙度参数（SD、θs和Rs）大于CP条件下的参数，表明间歇性加压更有利于形成粗糙的裂缝表面。值得注意的是，在SP条件下形成了相对平滑的裂缝表面，其参数最低（θs=7.4和Rs=0.98）。考虑到其相对较高的裂缝宽度以及图14d中显示的显著存在的岩桥，我们可以推断每个加压阶段的裂缝扩展过程对主裂缝表面粗糙度的影响最小。相比之下，ISP条件下的SD和θs在所有注入方案中最高，分别达到2.27毫米和8.99°。这种现象表明ISP条件下的裂缝表面复杂且呈角度状，这可以归因于图14e中显示的频繁剪切滑移。图14和图15的数据比较显示，IP和ISP方法都能在恒定流量断裂阶段引起复杂的断裂行为，包括分支和偏转。SP特别有利于促进裂缝分支，同时保持表面平滑。这种平滑性有助于减少流动阻力，从而可能增强碳氢化合物的迁移。相反，ISP方法有效地产生了更大的裂缝偏转，导致更曲折的路径和更粗糙的裂缝表面。这种形态复杂性可以显著改善裂缝网络内的流体相互作用，从而提高整体资源回收效率。

表5. 表面粗糙度参数总结。

断裂参数（单位）
水力压裂条件
CF#2
CF#3
CPIP
SP
ISP
SD（毫米）
1.05
1.15
0.96
1.62
1.11
2.27
θs（°）
8.32
7.58
8.41
8.57
7.40
8.99
Rs（无单位）
0.99
0.92
1.04
1.08
0.98

4. 讨论
时间延迟失效，也称为静态疲劳，是指当低于瞬时拉伸失效阈值的恒定载荷持续一段时间后发生的渐进性损伤。这个持续时间通常从几秒到几十小时不等，取决于岩石性质和施加载荷的大小（Zhao等人，2022a）。本研究中的静态疲劳加压方案旨在诱导初始损伤，以增强后续恒定流量压裂阶段的断裂性并创建复杂的裂缝网络。根据Zhuang等人（2024）的研究，花岗岩的静态疲劳加压可以通过促进亚临界裂纹生长和延长流体注入期间的流体渗透来降低其破裂压力15%至20%（Attewell和Farme，1973；Zhuang等人，2024）。在本研究中，两小时的加压延迟使恒定流量压裂的破裂压力降低了约4%至18%（见图7b–d）。破裂强度降低的另一个解释可以归因于裂纹尖端的应力腐蚀（Zang等人，2025；Zhuang等人，2024）。早期研究（Lu等人，2018；Zeng等人，2020）报告称，持续的注入压力可以通过促进现有微裂纹的亚临界生长而导致低于名义破裂强度的时间依赖性失效。这种行为涉及与断裂能量降低、孔隙压力增加和化学劣化相关的机制，这些已在包括花岗岩（Kranz等人，1982）、砂岩（Tang等人，2018）和页岩（Zhao等人，2022b）在内的多种岩石中得到实验观察。本研究中使用的庐山页岩富含硅酸盐矿物，如伊利石（40.7%）和石英（25.4%）（见图1）。在这种情况下，由于硅酸盐-水系统中Si–O键水解成Si–OH键，裂纹尖端可能发生应力腐蚀，从而促进裂纹在断裂韧性以下生长（Scholz 1972；Atkinson 1984；Zhuang等人，2024）。图7中显示的静态疲劳加压过程中的渐进累积AE计数进一步支持了这种时间依赖的亚临界裂纹生长。此外，其他削弱机制，包括由于水吸收导致的粘土矿物膨胀（Erguler等人，2009）和硅酸盐矿物中的孔隙流体对晶界的润滑（Lu等人，2022），也在恒定流量压裂过程中降低了破裂压力。

此外，所有注入方案记录的破裂压力一致高于施加的三轴应力（见表2和表3）。对以往研究的回顾表明，这种现象不仅限于我们的页岩样本，也在Longmaxi页岩（Zhang等人，2019b；Shen等人，2025）和其他岩石类型（包括石灰岩（Yang等人，2020）、花岗岩（Pan等人，2020）和煤层夹杂的沉积岩（页岩、石灰岩或砂岩）（Tan等人，2017c）的水力压裂实验中观察到。这一发现表明，这种现象在低渗透性和各向异性岩石中很常见。通过结合观察到的水力裂缝形态和原位应力配置（图13），诱导的裂缝主要沿着层理平面发展，并垂直于垂直主应力（σv）。在这种条件下，流体压力必须克服σv的围压效应（10 MPa）和层理面的固有抗拉强度，这可能需要超过最大主应力（σH=12.5 MPa）的压力。此外，由于层理面与σH平行，裂缝扩展在层理方向上更受青睐，导致优先发展层理平行裂缝而不是横穿层理面的裂缝。这种行为反映了层理倾角和原位应力对裂缝扩展的相互影响，如我们之前的出版物（Zhang等人，2023b）中详细讨论的。尽管如此，不同的加压方案对破裂压力的影响各不相同。总体而言，振幅逐渐增加的静态疲劳加压（即SP和ISP）比振幅固定的方案（即CP和IP）更有效地降低破裂压力。这种现象可以归因于不同静态疲劳加压方案导致的初始孔隙压力的差异。大多数AE计数或能量来源于裂纹尖端附近的局部损伤区域（Otsuka和Date，2000）。根据Detournay和Cheng（1992）提出的破裂压力模型，连续的流体注入会导致远离钻孔的孔隙压力梯度扩散，而引发和扩展水力裂缝需要一个临界梯度。Huang等人（2018）的实验结果进一步证实，较高的初始孔隙压力会导致水力裂缝的破裂和扩展压力增加。在振幅固定的方案中，如CP和IP，注入压力在整个延迟期间保持在75%Pb，而振幅逐渐增加的逐步加压（SP和ISP）将注入压力从60%Pb提高到75%Pb，从而降低了初始孔隙压力和压力梯度。因此，变振幅的静态疲劳加压方案可以显著降低储层的破裂压力，解释了为什么与CP和IP相比，SP和ISP表现出更低的破裂压力。

静态疲劳加压提供了一个更可控的压裂过程，用于减轻地震强度和抑制早期微裂纹生长（这种效应类似于Kaiser效应；见图11）。图8中AE计数的演变证实了这一点，与传统的恒定流量压裂相比，静态疲劳加压减少了累积AE计数和瞬时最大AE计数。AE活动的减少主要归因于静态疲劳加压阶段与水力疲劳相关的渐进性岩石解体，如图7中静态疲劳加压期间逐渐演变的AE计数所反映的。CP和SP的特点是持续加载而没有卸载间隔，而IP和ISP的特点是由压力波动和重复的加载-保持-卸载序列引起的周期性时间中断的加压（Zhuang等人，2019）。不同的加压方案反映了由流体压力动态和应力历史驱动的不同断裂机制（见图9）。持续的恒定加压（即CP）诱导了与时间依赖的蠕变损伤相关的相对稳定的AE活动（图9b中的阶段II–IV），而在快速压力积累和突然的水力破裂时触发突然的微裂纹活动（图9a中的阶段I和V）。相比之下，持续的逐步加压（即SP）或周期性加压（IP和ISP）通过将AE信号从高能量阶段（如初始加压或恒定流量压裂）重新分配到静态疲劳加压阶段来减弱微地震活动。这一过程主要促进了裂缝扩展区的扩大（Zang等人，2019），并降低了裂纹分裂和颗粒尺度劣化的阻力（Zang等人，2025），导致更分散、低能量的AE事件。Pijnenburg等人（2019）在循环应力下的Slochteren砂岩中报告了非弹性变形，导致较少的断裂能量和较少的AE信号。在砂岩和花岗岩中发现的类似结果表明，循环应力可以通过促进更稳定、能量耗散的裂缝扩展来帮助减轻诱发地震（Zang等人，2019年；Zhao等人，2021年；Johnston等人，1979年；Winkler和Nur，1982年）。此外，我们的实验结果进一步证明，在恒定流量压裂阶段，逐渐增加的恒定压力幅度（例如SP和ISP）在减少AE活动（见图9）和b值（见表4）方面更为有效。这一发现意味着，采用渐进式压力控制的静态疲劳处理可以最小化突然的应力集中和动态加载效应，这些效应通常会引发高能量的微裂纹，这可能是一种更有利的静态疲劳加压方法，用于减轻诱发地震和改善裂缝控制。无论采用何种具体的静态疲劳加压方案，静态疲劳加压和恒定流量压裂过程主要受拉伸微裂纹活动的控制（见图10和图11）。与传统的恒定流量压裂（#2和#3）相比，静态疲劳加压在破裂后阶段会产生更明显的AE信号和多样的微裂纹模式（见图11），这与静态疲劳加压下裂缝分支和偏转模式的增加是一致的，如图13和图14所示。不同的静态疲劳加压方案在恒定流量压裂阶段会导致微裂纹的不同演化模式。在恒定幅度方案（CP和IP；图11c–d）下，剪切相关的微裂纹更为明显，而逐步加压（SP和ISP在图11e–f中）则有利于拉伸主导的压裂模式。剪切模式的裂纹可能会通过局部剪切来改变水力裂缝的扩展方向并耗散注入能量（如图14a–b中的红色箭头所示），从而导致更短且更不规则的裂缝几何形状（见图13b–c）。相比之下，拉伸主导的裂纹有助于持续的裂缝扩展，并最终形成贯穿样品的裂缝。Zhang等人（2024b）和Long等人（2024）的实验研究中也观察到了类似的趋势，这些研究调查了注入速率的影响。因此，增加幅度的静态疲劳加压通过促进拉伸失效机制并减少由于剪切引起的分支而增强了裂缝扩展能力。与SP（见图14d–e和图15e–f）相比，ISP会导致更明显的裂缝偏转、曲折的轨迹和更粗糙的表面，尽管孔隙宽度减小且岩石桥减少。

我们使用了一个概念性示意图（图16）来说明在不同静态疲劳加压方案下的流体渗透和裂缝演化过程。在静态疲劳加压过程中，流体逐渐渗透到岩石基质中，形成一个大致椭圆形的渗透区（如图16中的蓝色区域所示）。渗透模式受到应力各向异性（Zhang等人，2025年）、操作参数（例如注入速率和流体粘度）以及岩石固有属性（例如层理方向、天然裂缝和矿物学异质性）（Zhuang等人，2024年）的强烈影响。尽管注入速率不同，传统的恒定流量压裂在相对较短的加压时间（本研究中为100-150秒；见图11a–b）内仅在钻孔周围形成有限的流体渗透区，如图16a所示。较长的注入时间有助于更大的流体渗透。因此，两小时的静态疲劳加压促进了更广泛的渗透区（见图16b），这降低了有效应力并促进了剪切微裂纹的发生（见图11c和图14b）。激活的剪切裂纹在恒定压裂阶段进一步偏转了主裂缝轨迹并促进了裂缝分支（见图13b）。间歇性加压随着注入循环次数的增加（例如图16c中的循环I、II、III和IV）导致渗透区进一步扩展。正如Zang等人（2019）所指出的，频繁的加压和减压可能会将岩屑从裂缝面运输到裂缝尖端，从而通过产生扩大的裂缝损伤区来局部降低岩石强度。这一过程会引发复杂的混合微裂纹行为（见图10b和图11d），并促进裂缝分支和局部剪切滑移或偏转（见图13c和图14c）。相比之下，增加幅度的方案（SP和ISP；见图16d）由于循环注入和逐渐升高的压力的协同作用，主要在能量最小路径上诱导拉伸主导的微裂纹，从而生成更宽的流体渗透区（见图11e–f）。随后的恒定流量阶段促进了主裂缝的生长，而与先前损伤的相互作用则形成了粗糙且相互连接的裂缝网络（见图13d–e）。

在实地操作中，提高储层渗透性和降低破裂压力同时确保操作安全对于从完全干燥或部分饱和的含气储层中提取页岩气至关重要（Pashin 2010；Posey和Strickland，2005；Shahkarami和Wang，2017）。我们的结果表明，与传统的单调注入相比，SP和ISP不仅可以将破裂压力降低16.9%–18%，还可以在静态疲劳加压和恒定流量压裂阶段增加裂缝复杂性并减轻微地震活动。从时间效率的角度来看，增加幅度的循环注入方案（即SP和ISP）更有利于增加刺激储层体积（SRV）。SP特别擅长促进裂缝分支，同时保持相对平滑的裂缝表面，使其适用于需要保持高裂缝导电性的致密页岩储层，这对于快速烃类流动至关重要。相比之下，ISP方法会导致更大的裂缝偏转，并形成更曲折和粗糙的裂缝网络，这在需要广泛裂缝连通性以最大化储层接触和提高资源回收率的复杂或异质储层中具有优势。这些发现为优化深部页岩地层的水力压裂策略提供了宝贵的见解，并为在复杂地质条件下增强储层刺激提供了理论参考。

然而，目前实验室中对页岩样本的水力压裂存在某些限制。首先，每种条件下测试的样本数量有限，因为每种注入方案只使用一个样本。增加样本数量可以提高在可比实验条件下的统计可靠性和结果的可重复性。另一方面，由于真实三轴加载和流体注入控制的复杂性，重复测试可能会引入额外的操作误差或不确定性。此外，样本之间的矿物组成、层理结构和预先存在的微裂纹的变化可能导致机械响应不一致，从而模糊了不同注入方案下的比较评估。在真实的三轴水力压裂实验中，通常每个测试条件只使用一个样本，这在之前关于页岩（Zhou等人，2024年）、砂岩（Liu等人，2020年）、石灰岩（Yang等人，2020年）、花岗岩（Yang等人，2024年）和煤炭（Li等人，2022年；Qian等人，2025年）的研究中也有报道。这种方法反映了准备和控制真实三轴测试的高操作复杂性，这本质上限制了重复实验的数量。因此，未来的研究应集中在开发自动化加载和注入系统上，以最小化操作变异性，并采用原位X射线计算机断层扫描技术（Hu等人，2025年）来确保重复样本的一致表征，从而提高实验的可靠性。另一个限制是将实验室结果外推到现场规模的操作。与可能延伸数十至数千公里的自然页岩地层（Zou等人，2010年；Vengosh等人，2013年）相比，边长为100毫米的立方体样本不足以完全反映现场地质条件的复杂性和异质性。这种规模限制可能会限制实验室测量的破裂压力、水力裂缝网络和流体迁移路径在实际储层中的准确表示。解决这一限制需要使用更大的样本进行放大实验室实验，或者开发基于实验室数据校准的多尺度数值模型。开发更先进的实验技术（例如，根据Xie等人（2021年）的方法进行原位保存取芯和测试）可能会进一步提高从实验室观察结果到现场应用的上尺度努力的可靠性。

为了研究深部页岩地层的实际有效注入策略，我们对经过四种静态疲劳加压方案（即恒定压力加压（CP）、间歇性加压（IP）、逐步加压（SP）和间歇性逐步加压（ISP）预处理的庐山页岩立方体进行了一系列真实三轴水力压裂实验，随后在恒定流量条件下进行压裂。使用AE监测来捕捉整个过程中的裂缝起始和扩展。压裂后分析，包括荧光染料追踪、显微镜检查和3D激光扫描，用于定量表征裂缝形态和表面粗糙度。实验结果与单调恒定流量注入的结果进行了比较。主要结论如下：
(1) 与单调恒定流量压裂相比，两小时的静态疲劳加压可以通过促进亚临界裂缝生长和流体渗透将破裂压力降低4%–18%。在测试的方案中，增加幅度的方案（SP和ISP）比固定幅度的方案（CP和IP）实现了更显著的破裂压力降低。这种现象主要是由于SP和ISP方案下建立的初始孔隙压力较低，在注入时维持了更高的井筒附近压力梯度，从而促进了更早的裂缝起始。
(2) 静态疲劳加压通过减轻压裂引起的地震活动和抑制早期微裂纹生长，有助于更可控的压裂操作，这体现在累积AE计数和破裂时的最大AE计数减少。持续的CP在蠕变注入期间产生稳定的AE活动，但在破裂时引发突然的峰值。相比之下，逐步或循环加压方案通过将AE活动从应力集中阶段重新分配到静态疲劳加压期，从而平滑了压裂响应。
(3) 无论采用何种静态疲劳加压方案，拉伸微裂纹都主导了静态疲劳加压和恒定流量压裂过程。恒定幅度方案（CP和IP）倾向于诱导剪切相关的微裂纹，这些微裂纹会改变裂缝路径并耗散注入能量，从而限制裂缝扩展。增加压力幅度（SP和ISP）促进了拉伸主导的裂纹，有助于持续的裂缝扩展和形成贯穿裂缝。
(4) 开发了一个概念性示意图来说明不同静态疲劳加压方案对裂缝扩展的影响。恒定流量加压通常产生有限的流体渗透区，而长时间或循环静态疲劳加压（例如CP和IP）通过诱导剪切微裂纹来扩展渗透区，导致受限的裂缝扩展和增强的分支。增加幅度的方案（SP和ISP）协同增加了渗透并促进了沿能量有利路径的拉伸主导的裂纹。
(5) 为了在可控的压裂过程中降低地层破裂压力并增加裂缝复杂性，建议在结构复杂的深部页岩气提取中采用SP和ISP方案。SP有助于形成平滑、分支的裂缝，适用于致密页岩地层，而ISP则诱导更曲折的裂缝网络，这在需要广泛裂缝连通性以最大化储层接触和提高资源回收率的异质储层中具有优势。

**作者贡献声明：**
Yuyan Lou：方法学、数据管理。
Yu Zhao：项目管理、资金获取。
Huasen Huang：撰写——原始草稿、方法学、调查、数据管理。
Chongyuan Zhang：撰写——审阅与编辑、方法学。
Yongfa Zhang：撰写——审阅与编辑、可视化、监督、资源管理、方法学、资金获取、正式分析。

**未引用参考文献：**
Attewell和Farmer，1973年；Erguler，2009年；Fu等人，2021年；Gardner等人，1964年；Gutenberg和Richter，1994年；Jiang等人，2025年；Ko和Lee，2020年；Lafhaj等人，2006年；Liu等人，2022年；Loukidis等人，2023年；Lu等人，2018年；Ma等人，2020a；Ma等人，2020b；Wu等人，2017年。