劉 曉，李 勇，宣德全，胡世雄，荊天祥，徐 森

(1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454003；2.武漢理工大學 安全科學與應急管理學院，湖北 武漢 430070；3.義馬煤業(yè)集團有限公司，河南義馬 472300；4.中原經濟區(qū)煤層(頁巖)氣河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454003)

煤與瓦斯突出嚴重影響了礦井的安全生產[1-2]，而一定厚度的構造軟煤的存在更易發(fā)生災害。目前，在此類松軟低透突出煤層區(qū)域抽采消突措施中，水力沖孔技術應用效果顯著，近年來在我國卸壓增透措施中得到廣泛應用[3-6]。

在諸多研究中，沖孔出煤量是考察水力沖孔效果好壞的重要指標，段守德等[7]以平頂山八礦己15煤層為試驗對象，通過FLAC3D軟件進行模擬，比較了不同沖孔出煤量條件下的卸壓效果，并將其模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場試驗結果相互驗證，結果表明出煤量的最優(yōu)范圍在0.37～1.00 t/m；劉曉等[8]以流固耦合和穩(wěn)態(tài)蠕變理論為基礎，采用數(shù)值模擬的方法查明了水力沖孔期間和水力沖孔后煤體滲透率的演化規(guī)律，指出影響半徑隨出煤量的增加而增加；李云等[9]為提高層外卸壓瓦斯抽采效率，探索適合潞安礦區(qū)3號煤層的水力沖孔參數(shù)，通過對不同沖孔煤量鉆孔的抽采效果進行對比分析，得出了水力沖孔的合理出煤量為0.15 t/m。上述研究都將出煤量作為重要指標進行研究，實際水力沖孔作業(yè)中，相比出煤量，出煤的均一性更為重要，目前水力沖孔普遍存在追求大的出煤量，沖出難度增加、運輸任務加大、且往往受應力及沖孔能力影響，卸壓改造不均勻、易在沖孔邊緣造成應力集中，影響安全生產。基于此，筆者提出水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術，基于常規(guī)水力沖孔存在的問題，完善水力射孔煤層卸壓增透抽采方法，以提高煤礦瓦斯治理效果。

1 軟煤夾層水射流層狀卸壓的意義

水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術受保護層開采啟發(fā)[10-14]，以煤層內水射流層狀卸壓方式來改善煤層卸壓增透效果，選取煤層中某一軟分層，采用高壓水射流出煤卸壓，形成卸壓增透單元，連接覆蓋整個煤層，促使空腔上下煤巖層變形，裂隙發(fā)育，進而增大煤層滲透率，提高抽采效果，該技術不再一味追求出煤量，旨在通過合適出煤量條件下盡可能提高煤層滲透率，實現(xiàn)煤層的均勻改造，解決鉆孔出渣、排渣的困難及易造成應力集中的問題。水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術如圖1所示。

圖1 水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術Fig.1 Water jet layered pressure relief and permeability enhancement gas drainage technology

由于軟煤的強度在含煤巖系各種巖性中最小，所以在構造變動過程中煤體較其他巖礦層更易遭到破壞。根據(jù)破壞程度由小到大，煤體結構依次表現(xiàn)為破裂狀、碎裂狀、顆粒狀和粉末狀等，呈現(xiàn)出層理紊亂、煤質松軟的特點，煤體原生結構遭到破壞或完全消失。

根據(jù)文獻[15]，軟煤對煤與瓦斯突出的控制作用，主要是由于軟煤自身的性質，軟煤本身孔隙率較高，可以儲存更多的游離瓦斯，而游離瓦斯會在煤體發(fā)生破碎作用時充當“氣墊”的作用，促進了煤與瓦斯突出過程煤體的拋出。另一方面由于軟煤強度較低，發(fā)生變形的幅度差異與關系更敏感，更容易為瓦斯的迅速解吸、擴散和快速流動創(chuàng)造條件。

水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯，選取煤層中某一軟分層或軟煤層中的某一層作為改造對象，可以最大程度避免煤與瓦斯突出，同時充分利用軟煤強度小、易射流出煤的特點，提高水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯效率。

2 瓦斯抽采流固耦合模型

2.1 孔隙率和滲透率數(shù)學模型

含瓦斯煤體是一種復雜的可變形的孔隙-裂隙雙重介質，煤對瓦斯具有較強的吸附能力，同時產生一定的吸附膨脹應力，這樣使煤巖受力分布發(fā)生改變。所以，研究含瓦斯煤巖流-固耦合的問題時，應同時考慮煤層有效應力與其吸附膨脹應力之間的關系。依照孔隙率的相關定義[16]可得：

式中：φ為煤巖孔隙率；φ0為初始煤巖孔隙率；Vp為煤巖孔隙體積；Vp0為初始煤巖孔隙體積；Vb為煤巖外觀總體積；Vb0為初始煤巖外觀總體積；ΔVp為煤巖孔隙體積變化量；ΔVb為煤巖外觀總體積變化量；Vs0為初始煤巖骨架體積；ΔVs為煤巖骨架體積變化量；e為煤巖體積應變。

根據(jù)Kozeny-Carman方程[17]可以建立煤巖體滲透率和孔隙率的關系：

式中：k是滲透率，10-3μm2；kZ為無量綱常數(shù)，取值為5；As為煤巖孔隙的總表面積，cm2。

滲透率與原始滲透率的比值為：

式中：?為煤巖孔隙表面積增加系數(shù)，%。

在煤巖應力應變的過程中，單位體積煤顆粒的總表面積幾乎不變，可以忽略不計，同時不考慮溫度的變化，根據(jù)文獻[18]，最終可得到含瓦斯煤巖滲透率演化模型：

式中：T為煤層溫度，K；a、b為煤的吸附常數(shù)，單位分別為m3/t、MPa-1；R為普適氣體常數(shù)，通常取8.314 3 J/(mol·K)；ρ為煤的密度，t/m3；Vm為氣體摩爾體積，取22.4×10-3m3/mol；p為瓦斯壓力；Ks為煤體骨架體積模量。

2.2 含瓦斯煤巖變形場方程

將煤巖看作線性等向強化材料。含瓦斯煤巖總應變包括含瓦斯煤巖吸附膨脹引起的應變、瓦斯壓力壓縮煤粒本體引起的應變以及地應力導致的應變，根據(jù)文獻[19]可知，含瓦斯煤巖變形場控制方程：

式中：α為Biot系數(shù)；Fi為體積張量，N/m3；v為泊松比；G為剪切模量：

式中：E為彈性模量。

2.3 含瓦斯煤滲流場方程

理想氣體狀態(tài)下煤層瓦斯氣體狀態(tài)方程表示如下：

式中：ρg為瓦斯壓力在p時的瓦斯密度，kg/m3；Mg為瓦斯氣體摩爾質量，kg/mol；Z為瓦斯壓縮因子，在溫差不大的情況下近似為1；ρn為標準狀態(tài)下煤層瓦斯密度，kg/m3；pn為標準狀態(tài)下的瓦斯壓力，pn=0.103 25 MPa。煤層瓦斯賦存狀態(tài)主要為吸附態(tài)和游離態(tài)，根據(jù)修正的Langmuir吸附平衡方程可知煤層瓦斯總含量方程[20]為:

式中：Q為單位體積煤的瓦斯含量，kg/m3；A為煤的灰分質量分數(shù)，%；M為煤的水分質量分數(shù)，%。

考慮Klinkenberg效應，同時，模型與外界隔絕，不發(fā)生任何形式物質和能量交換，瓦斯在煤層流動符合質量守恒定律。可以得到滲流場控制方程：

式中：μ為瓦斯動力黏度系數(shù)，Pa·s。

3 層狀卸壓抽采瓦斯數(shù)值模擬

3.1 層狀卸壓模擬基本情況

根據(jù)河南省義馬集團新義煤礦11090工作面底板穿層鉆孔布置現(xiàn)場條件建立數(shù)值模擬三維幾何模型，如圖2所示。煤層厚度為2～5 m，直接頂為砂質泥巖，基本頂為中粒砂巖，直接底為粉砂巖，基本底為硅質泥巖。據(jù)此，建立模型尺寸為30 m×30 m×20 m，其中頂板厚度為5 m，底板厚度為11 m，煤層整體厚度為4 m，軟煤夾層厚度3.5 m，射流鉆孔長度14 m，過煤段長度2 m。層狀水射流分支長半軸為2 m，短半軸為0.22 m，模擬出煤率為2%。

圖2 數(shù)值模擬幾何模型Fig.2 Geometric model of numerical simulation

模型施加16 MPa的初始垂向應力，13.5 MPa的側向應力；煤層頂?shù)装褰唤纭_孔孔洞壁面為自由邊界；滲流場初始瓦斯壓力為1.3 MPa；設置初始抽采負壓為-17 kPa；在模型中煤層頂板和底板透氣性較差，設置為紐曼邊界，流量為0。具體物理參數(shù)見表1。

3.2 模型射流分支數(shù)確定

當射流分支的數(shù)目選擇合理的時候，能夠有效減少煤層卸壓的應力擾動空白帶，增大水力強化措施對煤層的擾動。水射流層狀卸壓出煤后由于地應力的作用形成花瓣形狀應力擾動區(qū)。以射流分支長半軸為2 m、短半軸為0.22 m為基礎分別模擬3、4、5、6個射流分支情況，如圖3所示。

圖3中花瓣形狀表示射流分支周圍的應力擾動區(qū)域，射流分支數(shù)為3個和4個時，也就是花瓣數(shù)為3個和4個時，從圖中能夠看出花瓣與花瓣之間存在明顯的應力擾動空白帶，空白帶煤體所受應力并沒有明顯的變化，受到水力強化措施的擾動較小。當射流分支數(shù)為5個時，花瓣邊緣地帶仍有部分細小應力空白帶。當射流分支數(shù)為6個時，花瓣邊緣地帶應力空白帶進一步縮小，滿足現(xiàn)場抽采3個月內抽采不留應力擾動空白帶需求。

表1 含瓦斯煤相關參數(shù)Table 1 Relevant parameters of gas bearing coal

圖3 等效應力分布云圖Fig.3 The cloud map of equivalent stress distribution

3.3 層狀卸壓抽采煤層瓦斯壓力和瓦斯含量時空演化規(guī)律

圖4為射流分支數(shù)為6個時，抽采0、1、10、30、60和90 d的瓦斯壓力分布云圖，兩個分支之間角度為60°，模擬結果顯示鉆孔并未出現(xiàn)明顯的變形。通過孔洞周圍顏色的變化可以直觀地看到初始瓦斯抽采時，鉆孔周圍瓦斯壓力急劇下降，形成低壓區(qū)域，隨著抽采時間的延長，瓦斯壓力的變化逐漸不明顯；在30 d內，鉆孔周圍瓦斯壓力變化較為明顯，30 d后，隨著抽采時間的增加，鉆孔周圍瓦斯壓力逐漸趨于穩(wěn)定。

圖4 瓦斯壓力切片F(xiàn)ig.4 Slice diagram of gas pressure

圖5中線段AB和CD為水射流層狀卸壓和常規(guī)水力沖孔孔洞周圍瓦斯觀測剖線，圖6和圖7為圖5中AB、CD剖線上瓦斯壓力和瓦斯含量的變化曲線，紅色直線表示瓦斯壓力為0.6 MPa，為新義礦消突臨界值，所對應的距離即有效抽采半徑，隨著瓦斯抽采時間的增加，鉆孔周邊瓦斯壓力逐漸降低，抽采半徑逐漸增大，但增加幅度逐漸降低，抽采鉆孔水力強化施工完成時(即第0天)，鉆孔周邊煤層相對瓦斯含量變化不大，隨著抽采時間增加，煤層在地應力和煤體膨脹等的作用下，煤層瓦斯逐漸解吸、擴散、運移至孔洞中，孔洞周邊煤體的殘余瓦斯含量逐漸降低，且影響范圍逐漸擴大，如圖6b和圖7b所示水力沖孔瓦斯含量的動態(tài)演化過程，可以看到在空間上，隨著距離的增加，瓦斯含量不斷上升直至達到原始狀態(tài)；在時間上，隨著抽采時間的增加，瓦斯含量逐漸降低。

圖5 數(shù)據(jù)剖線Fig.5 Date profile

圖6 層狀卸壓沖孔瓦斯狀態(tài)變化曲線Fig.6 Gas state changing curves curve of layered pressure relief punching

圖7 常規(guī)沖孔瓦斯狀態(tài)變化曲線Fig.7 Gas state changing curves of conventional punching

在相同出煤率，抽采時間均為180 d時，對比常規(guī)水力沖孔和水射流層狀卸壓的瓦斯壓力、瓦斯含量的變化規(guī)律可得：常規(guī)水力沖孔有效抽采半徑為2.8 m，水射流層狀卸壓有效抽采半徑為6 m，后者約為常規(guī)水力沖孔有效抽采半徑的2.14倍；在有效影響范圍2 m時，抽采1 d時，水射流層狀卸壓瓦斯含量為8.8 m3/t，抽采180 d后，其瓦斯含量降至1.8 m3/t，降低量為7 m3/t；而常規(guī)水力沖孔在抽采1d時，瓦斯含量為10.4 m3/t，抽采180 d后，其瓦斯含量降至6.3 m3/t，降低量為4.1 m3/t，水射流層狀卸壓瓦斯降低量為常規(guī)水力沖孔的1.71倍。

4 現(xiàn)場試驗

新義煤礦主要可采煤層為山西組二1煤層，為大部可采煤層，煤層結構較簡單、一般不含夾矸，局部結構復雜，夾矸單層厚度0.10～4.29 m；夾矸巖性為黑色砂質泥巖、泥巖或炭質泥巖。煤層底板為灰、深灰色粉砂巖或細粒砂巖，夾黑色泥質條帶；煤層直接頂板多為炭質泥巖、泥巖、砂質泥巖，間接頂板為中、細粒砂巖，局部地段直接頂板為大占砂巖。本次試驗鉆孔施工地點為新義礦11090工作面中部底板巷，工作面高程為-302.2～-222.6 m，構造簡單，總體為單一傾斜構造，但沿走向、傾向有一定起伏。地層走向40°～50°，傾向130°～140°，煤層傾角1°～10°，平均4°，煤層結構簡單，厚度為0.5～12.8 m，平均4.7 m，軟煤占比60%～80%，位于煤層中上部，為糜棱煤。

如圖8所示，Z1—Z13為一組鉆孔，試驗鉆孔為第47、第48和第52列的Z7號鉆孔，如圖8中紅色線框所示。與此同時，選取第45、第46、第49、第50、第51、第53、第54列Z7號常規(guī)鉆孔作為瓦斯抽采效果對比。每組布置13個鉆孔，鉆孔孔徑113 mm，孔洞延伸至煤層頂板以上至少2 m，相鄰兩組鉆孔間距10 m，組內相鄰鉆孔間距5 m。

圖8 現(xiàn)場鉆孔布置Fig.8 Site drilling layout

現(xiàn)場數(shù)據(jù)中，試驗鉆孔出煤率僅為1.26%～2.12%，而常規(guī)鉆孔的出煤率在2.91%～4.26%，后者出煤率是前者的1.4～3.4倍，見表2。

表2 試驗鉆孔與常規(guī)鉆孔單孔出煤量統(tǒng)計結果Table 2 Statistical table of coal output from a single hole of experimental drilling and conventional borehole

試驗鉆孔初始平均瓦斯體積分數(shù)為74.1%，常規(guī)鉆孔為72.3%；第10天和第20天試驗鉆孔瓦斯平均體積分數(shù)是35.2%和22.9%，而常規(guī)鉆孔僅有17.4%和7.3%，試驗鉆孔平均抽采體積分數(shù)大于20%的有20多天，而常規(guī)鉆孔平均抽采體積分數(shù)大于20%的僅不到10 d，說明試驗鉆孔抽采較高濃度瓦斯的持續(xù)時間更長，抽采較高濃度瓦斯時長是常規(guī)水力沖孔的2倍(表3)。

5 結論

a.提出水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術，考慮瓦斯壓力壓縮和煤基質吸附瓦斯膨脹對煤體變形的影響，建立了水射流層狀卸壓條件下瓦斯抽采流固耦合模型。以建立的水射流層狀卸壓條件下瓦斯抽采流固耦合模型為基礎，結合新義煤礦實際，采用COMSOL軟件模擬了水射流層狀卸壓抽采瓦斯水射流分支數(shù)、長短軸半徑及周邊煤體瓦斯壓力和瓦斯含量的變化，結果表明：當射流分支數(shù)為6，相同出煤率條件下，水射流層狀卸壓比常規(guī)水力沖孔有效影響范圍大2.14倍；抽采效率提高1.75倍。

b.抽采180 d，水射流層狀卸壓有效抽采半徑約為常規(guī)水力沖孔有效抽采半徑的2.14倍，且在有效影響范圍2 m時，水射流層狀卸壓瓦斯含量降低量為7 m3/t；而常規(guī)水力沖孔瓦斯含量降低量為4.1 m3/t，前者是后者的1.71倍。

c.在新義煤礦開展了現(xiàn)場試驗，當水射流層狀卸壓出煤率為常規(guī)沖孔出煤率的0.29～0.71時，抽采較高濃度瓦斯時長仍是常規(guī)水力沖孔的2倍。軟煤夾層水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術的提出，對今后水力沖孔技術的發(fā)展有著重要的意義，為井下瓦斯的高效治理提供了新的技術手段。

表3 鉆孔抽采濃度對比Table 3 Comparison of borehole extraction concentration

d.本次現(xiàn)場試驗限于現(xiàn)場條件并未對水射流層狀卸壓瓦斯含量和瓦斯壓力進行測試，后期將完善現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)，進一步闡明水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯的優(yōu)越性。水射流層狀卸壓增透抽采瓦斯技術應當結合現(xiàn)場的實際情況，對布孔方式、射流參數(shù)等進行進一步的優(yōu)化研究。