趙偉偉

(山西西山晉興能源有限責(zé)任公司 斜溝煤礦，山西 呂梁 033602)

低滲透高瓦斯松軟煤層瓦斯抽采難度較大，采用現(xiàn)行瓦斯抽采工藝較難完成本煤層瓦斯抽采達(dá)標(biāo)，特別是單一煤層開采時，為了保證采掘安全必須采取增透措施[1-3]。目前，針對煤礦井下水力增透技術(shù)已有相關(guān)研究，周西華等[4]分析了煤層鉆孔間距對水力壓裂增透效果的影響；何福勝等[5]研究了穿層鉆孔水力壓裂增透效果及壓裂參數(shù)優(yōu)化；邊小峰等[6]在高瓦斯煤層進(jìn)行了水力壓裂增透的對比實(shí)驗(yàn)研究；劉軍[7]系統(tǒng)研究了水力壓裂鉆孔封孔的力學(xué)模型并進(jìn)行了現(xiàn)場試驗(yàn)；吳擁政等[8]在潘北礦井下進(jìn)行了水力壓裂增透試驗(yàn)研究；石欣雨等[9]在復(fù)雜地質(zhì)條件下開展了割縫與壓裂協(xié)調(diào)的增透實(shí)驗(yàn)；許江等[10]在實(shí)驗(yàn)室完成了真三軸作用下水壓壓裂對煤巖層作用的物理模擬實(shí)驗(yàn)。煤層水力壓裂增透技術(shù)具有較好的應(yīng)用前景，為了提升煤層水力壓裂的增透效果，本文提出在低滲透高瓦斯松軟煤層開展高壓水力割縫形成導(dǎo)向槽后的水力壓裂增透方法，并結(jié)合斜溝煤礦煤層瓦斯賦存條件運(yùn)用該方法進(jìn)行增透機(jī)理的相關(guān)研究[11]。

1 煤層水力導(dǎo)向壓裂增透機(jī)理分析

低滲透高瓦斯松軟煤層井下順層水力導(dǎo)向壓裂增透技術(shù)是利用高壓水射流割縫設(shè)備首先對原始煤體鉆孔內(nèi)進(jìn)行割縫形成較大的裂縫，這些大尺度的裂紋為水力壓裂提供了導(dǎo)向的作用；隨后利用高壓水作為動力，注入鉆孔內(nèi)的高壓水克服煤層自然濾失和應(yīng)力的作用，大量的水注入原始煤體的孔洞及裂隙中，持續(xù)壓裂促使煤體形成新的裂隙及導(dǎo)通裂隙網(wǎng)絡(luò)，從而增加煤層的滲透性，最終提高本煤層瓦斯抽采率[12-13]。

煤層水力壓裂過程中，空間地應(yīng)力決定裂隙擴(kuò)展延伸的路徑和形態(tài)。假設(shè)在不考慮煤體濾失作用條件下，目標(biāo)煤體各項(xiàng)均質(zhì)且裂隙沿壓裂鉆孔對稱延伸[14]，則簡化后的煤體內(nèi)裂隙形態(tài)如圖1所示。

圖1 裂隙延伸形態(tài)簡圖

由England提出在平面應(yīng)變條件下的裂隙內(nèi)壁表面上任意正應(yīng)力p與裂隙寬度W的關(guān)系為：

(1)

式中：fL=x/L，且f1、f2為裂縫長度系數(shù)(-L≤x≤L)；G為剪切模量，MPa；v為泊松比；E為彈性模量，MPa。

依據(jù)斷裂力學(xué)和流體力學(xué)理論得出裂隙體積:

式中：H為煤層厚度，m；Q為裂縫延伸平均瞬時排量，m3/min；t為時間，min。

壓裂鉆孔對稱裂隙全長：

(3)

式中：μ為液體動力粘度，Pa·s。

壓裂鉆孔單條裂隙長度：

(4)

將式(4)代入式(2)可以得到水力壓裂鉆孔裂隙寬度方程：

(5)

水力壓裂提高煤層滲透率的模型可以定義為：煤層在水力壓裂過程中，壓裂鉆孔長度與壓裂新生裂隙數(shù)量成正比，壓裂鉆孔范圍內(nèi)有a條原生裂隙擴(kuò)展延伸，則單條裂隙承受泵注入壓裂液的體積為：

(6)

式中：Qn為單條裂隙注液體積，m3；Q為壓裂泵注液總體積，m3；l為壓裂鉆孔長度，m。

將式(6)代入式(4)和(5)，可以得到距離壓裂鉆孔任意位置單條裂縫內(nèi)注入的壓裂液體積，則注入的壓裂液體積表征為裂隙大小，從而間接推導(dǎo)出孔隙度方程：

(7)

式中：R為距離壓裂鉆孔的距離，m。

由Carman-Kozeng方程：

(8)

式中：T為壓裂鉆孔裂隙曲折系數(shù)。

將式(7)代入(8)可以推導(dǎo)得出距離壓裂鉆孔R處的滲透率方程為：

(9)

由式(9)可知，距離水力壓裂鉆孔R處的滲透率隨距離的增大減?。辉谙嗤簩雍穸群驮严稐l件下，滲透率與壓裂時間具有正線性關(guān)系。

2 煤層水力導(dǎo)向壓裂數(shù)值模擬分析

由于煤層屬于非勻質(zhì)的固體，使得采用煤層的本構(gòu)關(guān)系不能解釋煤層壓裂過程中破壞機(jī)制，通過分析煤層微觀結(jié)構(gòu)研究壓裂增透機(jī)理，已有研究表明，煤層受到外力作用后其內(nèi)部結(jié)構(gòu)被破壞是造成煤層力學(xué)性質(zhì)變化的主要原因。煤層損傷破裂過程滲流-應(yīng)力耦合數(shù)值模擬軟件RFPA2D-Flow對研究煤巖體裂隙發(fā)育與擴(kuò)展中滲透率演化和流固耦合機(jī)理具有良好的適用性和準(zhǔn)確度。

2.1 數(shù)學(xué)模型

RFPA2D-Flow對煤層多孔介質(zhì)流固耦合的數(shù)學(xué)模型主要由變形場、滲流場、滲流與變形耦合模型等組成，各數(shù)學(xué)模型如下：

(10)

本構(gòu)方程：σ'ij=σij-αPδij=λδijεv+2Gεij

(11)

(12)

(13)

滲流-應(yīng)力耦合方程：k(σ，p)=

(14)

式中：Q為Biot常數(shù)；ρ為體積密度；εv，εij分別為體應(yīng)變和正應(yīng)變；δ為Kronecker常數(shù)；G為剪切模量；λ為拉梅系數(shù)；▽2為拉普拉斯算子；k為滲透系數(shù)；k0為原始滲透系數(shù)；P為孔隙水壓力；α為實(shí)驗(yàn)確定的孔隙水壓系數(shù)；β為實(shí)驗(yàn)確定的應(yīng)力敏感因子。

2.2 物理模型

以斜溝煤礦的8號煤層為研究對象，模擬回采工作面為18205大采高工作面，煤層平均厚度為4.81 m，煤層傾角為3°左右的近水平煤層，回采區(qū)域埋深為500 m左右，本煤層鉆孔孔徑為113 mm，模型使用的物理參數(shù)如表1所示。本次數(shù)值模擬建立的模型尺寸為200 m×200 m的二維平面模型，模型如圖2所示。

圖2 8號煤層水力壓裂模型

表1 8號煤層高壓水射流導(dǎo)向壓裂增透數(shù)值模擬參數(shù)

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

為了研究斜溝煤礦8號煤層12采區(qū)18205工作面本煤層水力導(dǎo)向壓裂增透效果，本次采用基礎(chǔ)物理參數(shù)一致的情況下，模擬實(shí)驗(yàn)一為本煤層順層鉆孔未采取任何措施時運(yùn)用水力壓裂過程中煤體的演化特征，模擬實(shí)驗(yàn)二為本煤層順層鉆孔先采用高壓水力割縫后，再進(jìn)行水力壓裂過程。模擬過程中選取0 MPa、5 MPa、10 MPa、15 MPa、20 MPa、25 MPa、30 MPa、35 MPa和40 MPa共9個升壓時刻的壓裂鉆孔周圍煤體演化特征，模擬實(shí)驗(yàn)一水力壓裂過程演化如圖3所示，模擬實(shí)驗(yàn)二水力壓裂過程演化如圖4所示。

圖3 煤層常規(guī)鉆孔(D113 mm)水力壓裂過程演化

圖4 煤層常規(guī)鉆孔采用水力割縫導(dǎo)向深度(D200 mm)

由圖3可以看出，水力壓裂形成的新生裂隙以鉆孔為軸線對稱分布，最終裂隙網(wǎng)絡(luò)成“沙漏”形狀。從圖3(a)～(e)可以看出壓力值從0 MPa逐漸升至20 MPa過程中，煤體未開始起裂，此時壓力強(qiáng)度未達(dá)到煤體所受應(yīng)力強(qiáng)度，當(dāng)壓力值達(dá)到25 MPa時，沿近水平方向上形成了明顯的裂隙，隨著壓力增大，沿著該裂隙逐漸向水平方向延伸并向縱向擴(kuò)展，最終形成半徑為3 m左右的水力壓裂裂隙網(wǎng)絡(luò)。

圖4為本煤層常規(guī)鉆孔在采用高壓水力割縫形成最大直徑為200 mm導(dǎo)向槽后，再進(jìn)行水力壓裂過程演化，由圖4(d)可以看出在壓力值升至15 MPa時，壓力鉆孔開始起裂，當(dāng)壓力值升至30 MPa時，裂隙擴(kuò)展半徑達(dá)到了3 m左右，隨著壓力值持續(xù)升至40 MPa時裂隙擴(kuò)展半徑達(dá)到了6 m，最終裂隙網(wǎng)絡(luò)形成“喇叭花”形狀。

3 現(xiàn)場試驗(yàn)

為了考察順層水力導(dǎo)向壓裂的增透效果，在18205工作面材料巷開展試驗(yàn)。在材料巷625 m處試驗(yàn)本煤層順層鉆孔未采取任何措施時運(yùn)用水力壓裂技術(shù)，在材料巷825 m處試驗(yàn)本煤層順層鉆孔先采用高壓水力割縫后，再進(jìn)行水力壓裂技術(shù)。試驗(yàn)區(qū)域鉆孔布置如圖5所示，鉆孔直徑113 mm，開孔高度1.5 m，傾角為-7°，方位角為270°，鉆孔長度為60 m，材料巷825 m處1號檢驗(yàn)孔與2號割縫孔間距為3 m，2號割縫孔與3號檢驗(yàn)孔間距為6 m；材料巷625 m處4號檢驗(yàn)孔與5號未割縫孔間距為3 m，5號未割縫孔與6號檢驗(yàn)孔間距為3 m。連續(xù)觀測試驗(yàn)前后壓裂孔周圍抽采孔內(nèi)的瓦斯?jié)舛群土髁浚玫较嚓P(guān)數(shù)據(jù)后，運(yùn)用數(shù)據(jù)縫隙軟件進(jìn)行對比分析。

圖5 鉆孔布置示意

1) 水力割縫前后瓦斯抽采量對比如圖6所示。由圖6可知，采取水力割縫后瓦斯抽采量顯著升高，水力割縫前瓦斯抽采量為15.9～21.8 m3/d，水力割縫后瓦斯抽采量為34.8～53.7 m3/d，是水力割縫前的2.18～2.46倍，平均抽采量比割縫前增大了1.29倍。在水力割縫后前7 d內(nèi)抽采量升高速度較快，之后伴隨著時間的推移瓦斯抽采量逐漸衰減，但仍然超過水力割縫前的抽采量，預(yù)抽時間也明顯縮短。

圖6 水力割縫前后瓦斯抽采量

2) 水力割縫前后的煤層透氣性系數(shù)對比如圖7所示。由圖7可知，未采取水力割縫技術(shù)時的鉆孔抽采時，煤層透氣性系數(shù)為0.025 137 m2/(MPa2·d)，采取水力割縫后煤層透氣性系數(shù)為0.141 925 m2/(MPa2·d)，比未采取水力割縫技術(shù)增大了4.65倍。采取水力割縫技術(shù)后在前10 d內(nèi)煤層透氣性系數(shù)變化幅度最大，證明水力割縫產(chǎn)生的裂隙發(fā)生閉合現(xiàn)象，30 d后煤層透氣系數(shù)大小基本保持穩(wěn)定，90 d后煤層透氣性系數(shù)還是高于原始煤層透氣性系數(shù)2.29倍。

綜上分析得到，煤體在采取水力割縫的水力壓裂增透技術(shù)后，原生裂隙發(fā)生擴(kuò)展的同時，還生成了大量的新裂隙。在水力割縫初期，煤層透氣性增加的速度很快，在地應(yīng)力作用下裂隙隨著時間的推移發(fā)生閉合的現(xiàn)象，但因?yàn)榭刂瓶椎淖饔?，形成了不可恢?fù)的裂縫裂隙，在后續(xù)的試驗(yàn)中可嘗試用其他介質(zhì)開展輔助割縫，進(jìn)而充分利用割縫初期形成的裂隙或者降低裂隙裂縫的閉合程度。

圖7 水力割縫前后煤層透氣性系數(shù)變化

4 結(jié) 語

1) 分析了煤層水力導(dǎo)向壓裂增透機(jī)理，推導(dǎo)得出了距離水力壓裂鉆孔R處的煤體滲透率方程為?研究得出距離水力壓裂鉆孔R處的滲透率隨距離的增大而減??；在相同煤層厚度和原生裂隙條件下，滲透率與壓裂時間具有正線性關(guān)系。

2) 以斜溝煤礦18205工作面為對象，開展本煤層鉆孔是否采取水力割縫的水力壓裂增透數(shù)值模擬研究，得出常規(guī)順層鉆孔水力壓裂增透半徑為3 m，而運(yùn)用水力割縫后進(jìn)行導(dǎo)向水力壓裂增透半徑達(dá)到了6 m。

3) 現(xiàn)場試驗(yàn)表明，水力導(dǎo)向壓裂增透技術(shù)能夠有效改造低滲透高瓦斯松軟煤層煤體裂隙結(jié)構(gòu)，有效提升煤層的滲透性，從而提高本煤層瓦斯抽采的效果。