四川盆地焦石坝区块深部页岩力学特性试验研究*

汪 虎 郭印同 张 萍 王 磊 侯振坤

WANG Hu①② GUO Yintong① ZHANG Ping③ WANG Lei① HOU Zhenkun③



四川盆地焦石坝区块深部页岩力学特性试验研究*

汪 虎①②郭印同①张 萍③王 磊①侯振坤③

为深入研究不同埋深页岩储层的力学性质，对四川盆地焦石坝区块五峰-龙马溪组平行层理取心试样进行单轴压缩试验，总结了取样区段页岩试样的力学特性、强度规律以及破坏特征。实验及分析结果表明：该区块页岩呈现典型的脆性破坏特征，破坏形式以劈裂破坏为主、伴随部分或局部剪切破坏，并细分5种单轴压缩条件下的基本破坏形式； 页岩抗压强度随埋深增加整体上呈现出两端低中间高的现象； 随取心角度的增大，变形参数和抗压强度总体上均呈现出先增大后减小的趋势； 对比分析了页岩试样力学参数的横向和纵向异性度，弹性模量和泊松比的横向及纵向异性度均在1.50附近，抗压强度的异性度显著高于弹性模量和泊松比的异性度； 层理的影响是导致页岩强度及破坏方式差异性的主要原因之一，层理面在一定程度可以决定岩体的强度及破坏方式； 水力压裂过程中，横向异性度大的层理面首先被打开，导致压裂通道沿层理面扩展，难以形成复杂裂缝网络，达不到理想的压裂效果，在施工过程中要避免此类层理面被打开。

深部页岩 层理 力学性质 不同埋深 破坏方式

WANG Hu①②GUO Yintong①ZHANG Ping③WANG Lei①HOU Zhenkun③

0 引 言

近年来，随着地下勘探技术不断提高，储藏于地下岩层中的页岩气等非常规能源的开发逐渐进入人们的视野。页岩气是一种蕴藏于页岩层可供开采的天然气资源，未来可广泛应用的新能源(张金川等， 2004)。据了解，美国页岩气的大规模开发利用，对提高国家能源安全、降低能源对外依存度和缓解天然气供应不足等方面均起到积极作用。

我国的页岩气可采储量居世界首位，而相关勘探开发和开采仍处于试点阶段，为加快页岩气的开采步伐，迫切需要开展页岩储层相关力学性质试验。页岩在沉积过程中受晶体颗粒定向排列作用，呈现显著的层理结构特点(Vernik et al.，1992; Johnston et al.，1995)，因地质改造处于复杂的地应力环境中，埋深和温度因素等作用，使得其表现出差异性特征(Vanorio et al.，2008; 肖正辉等， 2012)。研究表明，页岩的微观结构、声波信号和岩电参数等均存在不同程度的各向异性(Walter Konhaeuser.，2006； Wang et al.，2012)。

目前，国内外专家学者对页岩储层力学特性、强度特征和破裂模式等进行了很多实验和理论方面的研究。Jaeger et al.(1960)， Taliercio et al.(1988)， Ramamurthy et al.(1993)， Tien et al.(2001)， Nasseri et al.(2003)对层状岩体弹性参数的各向异性进行研究，建立了横观各向同性岩体的破坏准则。.Lo et al.(1986)研究了不同围压下Chicopee 页岩弹性各向异性，得到页岩内部矿物颗粒排列是导致其各向异性原因。Niandou et al.(1997)将页岩体破裂模式分为剪切破坏和张拉破坏。Kuila et al.(2011)研究了复杂应力环境下页岩各向异性特征，认为页岩本身具有很高的固有各向异性特征。衡帅等(2015)对彭水地区页岩进行了相关研究，认为页岩破裂模式的各向异性与层理倾角和围压的大小密切相关。徐敬宾等(2013)研究认为页岩纵波速度、弹性模量和泊松比等随层理角度不同存在显著的各向异性，不同层理角度页岩单轴压缩下全应力-应变曲线呈现明显的脆性岩石破坏特征。陈天宇等(2014)对下寒武统牛蹄塘组黑色页岩进行电镜扫描，获得了页岩基质的微观结构，发现牛蹄塘组黑色页岩具有明显的层状沉积特征和层状薄片矿物结构特征。

就目前已公开发表有关页岩力学特性的研究分析(李庆辉等， 2012; 徐敬宾等， 2013； 陈天宇等， 2014； 衡帅等， 2015)，多是考虑层理角度引起的各向异性，对于不同深度及平行层理页岩的力学性质及各向异性的研究尚不多见。本文基于页岩试样的单轴压缩试验，研究了页岩在埋深(纵向)和平行层理(横向)的力学特性、强度规律和破坏特征，并分析产生差异性的原因。

图1 页岩平行层理取心示意图

1 试样制备过程及实验方案

1.1 试样制备

实验所用岩心取自四川盆地焦石坝区块五峰-龙马溪组焦页岩井。页岩储层如图1 所示，运用古地磁定位标记最大水平地应力方向为X轴正方向，最小水平地应力方向为Y轴正方向，XOY平行于层理面。标记不同储层试样方位时，保持X轴正方向一致。定义取心方向与X轴正方向的夹角为取心角β， β角逆时针旋转， 取0°、45°、90°和135°方向上的试样。

页岩试样取心加工标准：直径25mm、高度50mm的小圆柱体。对加工好的样品内部结构进行声波检测，挑选探测结果无异常、完整性良好、表面无明显裂隙及缺陷的试样。保证不同储层不同方向页岩试样至少3块，试样加工过程如图2 所示。

图2 页岩试样加工过程

1.2 试验设备和实验方案

单轴压缩试验设备为美国产MTS815 Flex Test GT 岩石力学测试系统。试验过程采用轴向位移控制，加载速率为0.12mm·min-1。总体设置储层埋深和取心方向角β两组实验变量。

表1 页岩单轴压缩试验结果

Table1 Experimental results of shale specimens under uniaxial compression

试样编号取心角β/(°)峰值强度/MPa弹性模量/GPa泊松比试样编号取心角β/(°)峰值强度/MPa弹性模量/GPa泊松比6#储层046.819.920.2408#储层072.918.190.2024527.424.070.3094586.222.240.2499045.623.250.2909090.122.150.21913563.922.670.27713565.820.180.2097#储层082.121.200.1949#储层042.117.080.2314597.925.290.2314541.121.850.2809096.524.850.2199048.021.720.25513564.623.140.21013535.719.870.241

2 实验结果分析

实验中6#、7#、8#和9#页岩试样取自同一焦页岩井不同埋深储层，现场测井资料显示6#储层埋深2312.5～2319.5m， 7#储层埋深2360.5～2379.5m， 8#储层埋深2409.5～2419.5m， 9#储层埋深2485.5～2496.5m。每组试样单轴压缩试验至少3次，试验后计算相关变形和强度参数，并计算其平均值如表1所示。由表1可知：

(1)相同埋深页岩的不同取心方向峰值强度、弹性模量和泊松比存在差异。

(2)不同埋深相同取心方向的页岩峰值强度、弹性模量和泊松比也不同。

2.1 页岩的弹性模量和泊松比

图3为该区段页岩泊松比的变化情况。相同储层相同方向试样泊松比并非定值，说明页岩参数自身具有不确定性。故本文中所有力学参数均取平均后进行分析。

据图3知泊松比在各储层内均随取心角β的增大，呈现先增大后减小的趋势。取心角β为45°方向上泊松比最大，取心角β为0°方向上泊松比最小。

同时，据表1和图3 知：相同方向的取心角β角， 6#储层页岩试样的泊松比最大， 9#储层页岩试样泊松比次之， 7#储层页岩试样的泊松比最小。

结果说明页岩的泊松比不仅在平行层理不同方位上有差异，且在不同储层埋深也有明显区别。

图3 页岩试样的泊松比

图4 页岩试样的弹性模量

图4为页岩弹性模量变化情况，据图4知相同埋深储层，弹性模量随取心角β的增大，表现出先增大后减小的趋势。其中， 45°方向上的弹性模量最大， 0°方向上弹性模量最小。

相同取心方向上页岩的弹性模量随埋深的增加有减小的趋势。7#储层试样弹性模量在各个方向上最大， 6#储层试样弹性模量在各个方向上最小。

泊松比是岩石中石英黏土含量比的指标，石英黏土含量比越高，泊松比越低，其脆性指数越高(姚军等， 2013)。7#储层单轴压缩过程中的时间-应力曲线达到峰值后跌落至试样整体破坏所用的平均时间最少，该储层脆性相对较高。泊松比的的差异在一定程度上体现了页岩在不同埋深、不同方位的组分差异，可通过岩石矿物分析对比验证。

弹性模量和泊松比的波动变化是层理间微裂隙瓦解的结果(刘斌等， 2002)。弹性模量和泊松比的变化在一定程度上体现出层理不同方位黏结力相对大小，不同方位试样黏结力的不同，造成页岩抗压强度的差异。

2.2 页岩的压缩强度

图5为页岩单轴压缩时抗压强度的变化情况。据图5知相同埋深的储层内，页岩的单轴抗压强度无固定变化趋势。6#和9#储层试样随取心角β的增大，抗压强度先减小后增大，在取心角135°方向的抗压强度最大； 7#和8#储层试样的抗压强度则表现出先增大后减小的趋势，与弹性模量在层理内的变化情况表现出相似的规律。

图5 页岩试样的抗压强度

相同方向页岩试样单轴压缩抗压强度结果表明， 7#和8#储层试样抗压强度在相同方向均大于6#和9#储层试样。说明该区段页岩抗压强度随埋深不同有两端低、中间高的现象，导致该结果的原因除岩体自身的不连续性外，中部储层岩体受挤压及构造应力等因素影响，其层理间黏结作用力更强。

2.3 力学参数的差异性

为定量描述页岩储层在不同埋深和平行层理内力学参数的差异性大小，定义相关参数的横向异性度及纵向异性度。

弹性模量在相同储层内的横向异性度RE1和不同埋深下的纵向异性度RE2分别为

(1)

(2)

式中，E0°和E45°分别为相同储层内取心角为0°和45°方向上页岩的弹性模量； E7#和E9#分别为7#和9#试样的弹性模量。

同理定义泊松比和抗压强度的横向异性度Ru1和RC1，深度方向的纵向异性度Ru2和RC2：

(3)

(4)

(5)

(6)

式中，μHmax和μHmin分别为相同储层页岩泊松比的最大值和最小值； μVmax和μVmin为不同埋深页岩泊松比的最大值和最小值； CHmax和CHmin分别为相同储层页岩泊松比的最大值和最小值； CVmax和CVmin为不同埋深页岩泊松比的最大值和最小值。

分别计算各力学参数的横向异性度和纵向异性度。横向异性度的计算结果如表2所示，纵向异性度的计算结果如表3所示； 图6 所示页岩横向异性度的离散分布情况，图7 所示页岩纵向异性度的离散分布情况。

表2 页岩的横向异性度

Table2 Transverse diversity factor of mechanical parameters

试样编号6#储层7#储层8#储层9#储层弹性模量RE11.211.191.221.27泊松比Ru11.281.191.231.21抗压强度RC11.521.131.161.52

表3 页岩力学参数纵向异性度

Table3 Longitudinal diversity factor of mechanical parameters

取心角β/(°)04590135弹性模量RE21.241.161.141.16泊松比Ru21.241.341.331.32抗压强度RC21.952.632.191.55

据表2和图6 知，该区段页岩的弹性模量和泊松比横向异性度随埋深不同存在微小差异。其中6#、7#和8#储层试样的弹性模量横向异性度差异不大，均在1.20～1.30内波动； 7#储层试样横向异性度最低，略低于1.20； 9#储层试样横向异性度最大。泊松比的横向异性度大小与弹性模量接近， 6#和7#储层试样泊松比的横向异性度略低于8#和9#储层试样。4组不同储层中， 8#储层试样泊松比横向异性度最高； 弹性模量和泊松比的横向异性度不超过1.30，说明该区段页岩横向面内的变形参数波动幅度不大。

该区段页岩抗压强度的横向异性度随埋深的增加表现出两端大(6#、9#储层试样)、中间小(7#和8#储层试样)的V型变化规律。抗压强度横向异性度的极值和波动幅度均大于相同深度下的弹性模量和泊松比，说明埋深对抗压强度的影响大，不同埋深的页岩层理和基质体之间的胶结作用力差异明显。

据表3知，该井段页岩弹性模量和泊松比的纵向异性度在不同方位表现出不同的变化规律。不同方位弹性模量和泊松比的纵向异性度大小在1.16～1.34波动。正交方位上的纵向异性度变化也不相同： 0°和90°方向上弹性模量和泊松比的纵向异性度差异明显， 45°和135°方向上弹性模量和泊松比的纵向异性度大小相近。

据图6、图7知，页岩抗压强度的横向及纵向异性度的极大值均明显大于弹性模量和泊松比。页岩的弹性模量和泊松比的横向及纵向异性度均小于1.50，抗压强度的横向异性度在6#储层取得最大值，抗压强度的纵向异性度在取心角45°方向上取得最大值。

页岩抗压强度的横向异性度随储层深度增加，表现出先减小后增大的趋势； 抗压强度的纵向异性度随取心角β的增大，表现出先增大后减小的趋势； 纵向异性度变化幅度大于横向异性度。

图6 页岩试样的横向异性度

图7 页岩试样的纵向异性度

力学参数的各向异性一定度上反映了地层内部构造、层理发育及裂隙分布的情况。忽略对其异性度的考虑，会对实际工程问题的分析产生偏差； 地下隧洞巷道岩体施工过程中，选择在岩体异性度小的区域作业，可以避免因局部强度失稳造成的崩塌。

异性度超过1.50的岩体区域易受开挖等人工因素扰动，属活动性强易受扰动地带。通过相关变形参数和强度参数的异性度分析，确定岩体薄弱区域(地层/方位)，对岩体定向支护、局部加固具有重要意义。此外，页岩气开采水力压裂过程中，选择在岩体强度适中、异性度高的区域定向射孔对于压裂通道复杂裂隙网络的形成具有重要意义。

2.4 页岩破裂形态及破坏机制

不同位置取心的页岩试样不仅变形参数和强度参数差异明显，破坏方式及破坏机制因储层埋深和取心方位也有明显区别。

图8 页岩试样破坏过程应力-应变曲线

页岩试样的单轴压缩过程中，轴向应力从初始值加载到峰值时，伴随着能量的突然释放，岩体中的原生裂隙、层理、节理及次生扩展裂隙不断发展，贯穿部分或整个层理面、结构弱面和页岩基质体； 峰值应力后，试样迅速失去承载能力，破坏过程呈现出典型脆性特征(图8)。

据图8 知，从初始加载至峰值应力过程共历时139.86s，达到峰值应力后，仅9.84s内，应力跌落至峰值应力的25%，试样失去承载能力，破坏。

图9为页岩试样单轴压缩后几种典型的破裂形态。其中①～④取自不同方向的7#储层试样， ⑤～⑧取自8#储层试样。

图9 平行层理页岩试样破裂形态

其中①～④： ①7#储层取心角β=0°页岩试样，破坏方式以拉伸劈裂为主，破裂面沿加载应力方向展开，试样表面有平行于加载方向的裂缝，伴有岩块脱落现象，试样沿主应力方向劈裂破坏，其破坏机制为贯穿层理的张拉破坏； ②7#储层取心角β=45°页岩试样，破坏方式主要为剪切破坏，主破坏面与加载方向成45°，其破坏机制为顺层理的劈裂破坏； ③7#储层取心角β=90°页岩试样，破坏方式为整体劈裂破坏、局部剪切破坏，两个主要的破坏面互相平行贯通，多个不同角度剪切面交叉，试样下端部有部分剪切脱落块体，其破坏机制为贯穿层理的剪切滑移破坏。上端部出现部分小碎屑块体，其原因是试验机压头与试样端部摩擦引起的变形不协调； ④7#储层取心角β=135°页岩试样，破坏方式为柱状劈裂破坏，试样破坏后成几大块体，破坏面互相平行，试样垂直劈裂成若干块体，下端有部分压碎，其破坏机制为贯穿层理的张拉破坏。

表4 页岩试样破坏方式

Table4 Failure modes of shale specimens

破裂形态破坏机制破坏特征顺层理的张拉劈裂破坏劈裂破坏伴随局部剪切,主破坏面贯穿层理顺层理的劈裂破坏和剪切滑移破坏劈裂破坏面从两端发展,在试样中部与剪切面汇合顺层理的劈裂破坏垂直劈裂破坏,试样底部劈裂破坏面沟通端部剪切面贯穿层理的剪切滑移破坏平行剪切破坏,试样被分割成若干小块贯穿层理和沿层理的剪切破坏共轭剪切破裂面贯通整个试样

其中⑤～⑧： ⑤8#储层取心角β=0°页岩试样，破坏方式主要为劈裂破坏，破坏后有小碎屑产生，说明有局部摩擦作用产生剪切破坏，试样表面存在不同方向剪切裂缝，其破坏机制为贯穿层理的张拉破坏； ⑥8#储层取心角β=45°页岩试样，破坏方式为劈裂剪切共同作用，劈裂面与剪切面交叉连接贯通，剪切面与应力加载方向大致成15°，试样表面仍有未贯穿的劈裂裂缝，其破坏机制为顺层理的劈裂破坏和剪切滑移破坏； ⑦8#储层取心角β=90°页岩试样，破坏方式为试样上端部劈裂破坏、下端部剪切破坏，剪切破坏面与加载方向大约成60°，其破坏机制为顺层理的劈裂破坏； ⑧8#储层取心角β=135°页岩试样，破坏方式为剪切劈裂破坏，试样自上部劈裂，劈裂破坏面扩展后与下部剪切破坏面交汇，形成剪切滑移块体和劈裂块体，其破坏机制为顺层理的劈裂破坏。

基于单轴压缩试验试样破坏后的结果分析，平行层理页岩试样单轴压缩条件下以劈裂破坏为主伴、随部分或局部剪切破坏，呈现脆性破坏特征，破裂形态各异。平行层理取心试样的5种基本破裂形态及其破坏机制(表4)。

表4 页岩试样破坏方式

不同储层页岩试样在不同方向单轴压缩后的破裂形态差异很大，其岩体破坏机制在一定程度上决定岩体的破裂形态。页岩体内部层理的发育度、层理面的分布及层理与基质体之间的胶结情况影响岩体的破坏方式和破坏机制。

3 页岩层理的影响

页岩体中广泛存在的层理不仅时刻影响着岩体基质体，造成岩体变形参数的差异性，甚至在一定程度可以控制岩体强度及破坏方式。页岩基质体和层理的基本物理参数(表5，表6)。

表5 页岩基质体力学参数

Table5 Mechanical parameters of shale matrix

单轴抗压强度/MPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)弹性模量/GPa泊松比118.0028.5435.7826.060.367

表6 页岩层理力学参数

Table6 Mechanical parameters of shale bedding

抗拉强度/MPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)0.30～2.008.9833.86

3.1 层理对页岩抗压强度的影响

岩体中层理面的存在，使得岩体具有一定程度的各向异性。传统页岩体破坏分析中，将岩体视为横观各向同性体，在横向平行层理内岩体各向同性，但由于不同埋深处层理厚度及胶结度不同，此说法并不一定准确。

图10 平行层理页岩试样破坏线区间

单轴压缩试验过程中，轴向加载应力由零开始直至试样破坏，理论上认为，峰值时刻加载应力即为试样的抗压强度。

假定页岩基质体和层理的破坏过程均服从莫尔-库仑准则，且平行于层理取心的页岩试样基质体和层理面相互平行，则有

(7)

(8)

页岩试样的破坏包络线应介于直线τ1和τ2之间(图10)，据此可求得页岩试样单轴抗压强度的范围：

将表4和表5中的相关参数代入计算，页岩试样的单轴抗压强度σC∈(14.36， 111.50)，单位：MPa。

表1中页岩试样强度的实验结果均在抗压强度理论值的范围内，说明将页岩试样视为层理面和基质体的组合体分析可行，页岩试样强度介于层理面的理论强度与基质体的理论强度之间。

图11所示为不同层理密度的页岩试样。随层理密度的增加，页岩试样由基质体逐渐转化为含一定层理密度的混合体。

图11 不同层理密度的页岩试样

不同埋深储层页岩的层理密度不同，定义无量纲化的层理密度为单位长度内层理弱面的总长度，即沿深度方向单位米内层理弱面的条数*单个层理弱面的厚度。计算各储层不同方位页岩层理密度，并取平均值。页岩试样单轴抗压强度与层理密度之间的关系如图12 所示，据图知页岩随层理密度增加，抗压强度逐渐降低。该图从基质体和层理分布的角度上解释了不同储层页岩抗压强度差异的原因。

图12 层理密度对抗压强度的影响

该分析结果说明，页岩层理密度在一定程度上控制页岩体强度。同时，层理密度和分布情况也会影响页岩的破坏方式。

3.2 层理对页岩破坏方式的影响

层理胶结形态直接决定层理内聚力，从而间接影响着岩体强度和破坏方式。

页岩层理间，层理与基质体间的胶结方式如图13 所示。其中直线型的层理间和层理内的胶结力较弱，凹凸型、波浪型和三角型的胶结力较强。胶结力的强弱直接体现出层理内聚力的大小。

图13 页岩层理的胶结方式

页岩基质体的内聚力始终大于页岩层理的内聚力和层理与基质体联结处的胶结力，基质体与层理之间的内聚力相对较弱时，单轴压缩条件下页岩试样易沿层理或层理与基质体胶结处发生顺层理的张拉劈裂破坏，如表4破裂形态中(ⅰ)(ⅲ)所示，这也是单轴压缩条件下页岩主要的破坏方式； 基质体与层理间的内聚力大小适中时，单轴压缩条件下页岩可发生贯穿层理和基质体的破坏，如表4破裂形态中(ⅱ)(ⅳ)(ⅴ)所示，由于层理的影响，剪切破裂面形成的破坏角α不断变化。

具有一定层理密度的页岩试样单轴压缩破坏过程如图14 所示。单轴压缩过程中，随着轴向压力的逐渐增加，页岩层理首先破坏； 逐步扩展至层理基质体混合交界处； 延伸至页岩基质体； 破裂面发展至页岩试样边缘，试样失去承载力，破坏。

图14 单轴压缩条件下的破坏过程

破坏时形成的破坏角α可由单轴抗压强度及层理与基质体的内聚力求出：

(9)

据表7知，页岩试样单轴压缩条件下破坏角α的理论值与实测值吻合程度良好，破坏角的实验测量值几乎全部落在理论最大值与最小值之间。

表7 页岩试样破坏角

Table7 Failure angle of shale specimens

试样编号6#储层7#储层8#储层9#储层理论max值/(°)69.2178.3877.1767.41理论min值/(°)39.6556.8354.1137.10实测值1/(°)42.5265.2861.6464.55实测值2/(°)70.5574.6270.4558.62实测值3/(°)65.4858.3568.2545.45

4 结 论

本文通过开展页岩单轴压缩试验，研究了不同埋深储层和平行层理取心的页岩试样变形参数、强度特征及破坏方式的差异性。初步结论与建议如下：

(1)四川盆地焦石坝区块五峰-龙马溪组页岩横、纵向变形参数均表现出差异特征。横向面内平行层理随取心角度β的增大，变形参数总体上表现出先增大后减小的趋势。

(2)定义异性度用来定量描述页岩变形参数和强度参数的差异程度。分析结果表明，取样区段页岩变形参数的横向和纵向异性度小，其大小在1.50附近。强度参数的异性度明显大于变形参数(弹性模量、泊松比)的异性度。

(3)页岩试样单轴压缩条件下呈现明显的脆性破坏特征。破坏方式以劈裂破坏为主、伴随有部分或局部剪切破坏； 不同埋深储层、不同方位页岩破坏角不同。

(4)页岩层理的影响是导致其强度及破坏方式差异的主要原因之一。层理面在一定程度可以决定岩体的强度及破坏方式。

(5)页岩地层中的薄弱面挤压叠加形成层理面，顺层理的剪切滑移和层理内弱面的张开是页岩地层井壁失稳的重要原因。水力压裂过程中，横向异性度大的层理首先被打开，导致压裂通道沿层理面扩展，难以形成复杂裂缝网络，达不到理想的压裂效果，在施工过程中要避免此类层理面被打开。

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LABORATORY TESTS FOR MECHANICAL PROPERTIES OF DEEP-SEATED SHALE IN JIAOSHIBA BLOCK OF SICHUAN BASIN

Uniaxial compression experiments on shale specimens of Wufeng-Longmaxi region are carried out to study the mechanical properties within bedding planes under different depths. The deformation feature， compressive strength and five fundamental failure modes are summarized. The result shows that the mechanical parameters of shale within bedding planes under different depths are turned out to be significant difference. Shale blocks within bedding planes present obvious brittle failure characteristics， which mainly forms of splitting failure accompanied by partial or localized shear failure. On the whole， as the sampling angleβenlarges， the elastic modulus and Poisson’s ratio increase at first and then decrease. Comparative analyses are carried out for the mechanical parameters varieties of the transverse and longitudinal diversity. The diversity factor of compressive strength is quite larger than that of elastic modulus and Poisson’s ratio. The effect of shale bedding planes is one of the main factor for the diversity of strength and failure mode. Bedding plane can determine shale compressive strength and failure mode to some extent. The research provides references for the wellbore stability analysis and hydraulic fracturing design in the shale gas exploitation．

Deep-seated shale， Bedding planes， Mechanical properties， Different depths， Failure modes

10.13544/j.cnki.jeg.2016.05.017

2016-06-17;

2016-08-17.

国家自然科学基金项目(No.51574218)， 中国科学院战略性先导科技专项(B类)课题(编号：XDB10040202)资助.

汪虎(1991-)，男，硕士生， 主要从事页岩水力压裂开采过程中岩石力学问题的研究. Email: wanghu0214@163.com

TU452

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