王新豐,劉文港,王 龍,韋友玉,張 喬
(1.湘潭大學(xué) 環(huán)境與資源學(xué)院,湖南 湘潭 411105;2.煤礦安全高效開(kāi)采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(安徽理工大學(xué)),安徽 淮南 232001)
我國(guó)煤層透氣性普遍較低,且隨著煤礦開(kāi)采技術(shù)的升級(jí)和生產(chǎn)方式的進(jìn)步,淺部煤礦資源因大量開(kāi)采而日益枯竭,逐漸向深部延伸,進(jìn)入深部開(kāi)采后,煤層所受應(yīng)力顯著升高,導(dǎo)致煤層透氣性更低,煤層瓦斯壓力大,這可能引發(fā)嚴(yán)重的瓦斯災(zāi)害[1-4],一般采用增透技術(shù)對(duì)低滲透煤層進(jìn)行增透處理。靜態(tài)致裂由于工藝簡(jiǎn)單、效果穩(wěn)定且安全系數(shù)高,在煤礦實(shí)際生產(chǎn)中使用具有無(wú)爆聲、無(wú)飛石、無(wú)沖擊波和無(wú)爆破震動(dòng)的優(yōu)點(diǎn),在低滲透厚煤層增透方面逐漸得到應(yīng)用[5-6]。研究表明煤與瓦斯突出主要是由高地應(yīng)力和局部瓦斯聚集造成[7-8],靜態(tài)致裂能有效卸載煤體地應(yīng)力并提高煤層滲透率,起到提高瓦斯抽采效果。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)靜態(tài)致裂進(jìn)行系統(tǒng)研究,郭懷廣[9]、Li Chong[10]等通過(guò)建立靜態(tài)破巖致裂力學(xué)模型模擬致裂過(guò)程,分析了致裂劑的水灰比和浸泡時(shí)間對(duì)致裂劑的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)靜態(tài)致裂劑的體積增長(zhǎng)率隨水灰比的增加而減小,流動(dòng)性隨水灰比的增加而增大,得出合適水灰比范圍。翟成等[11]通過(guò)制造相似材料型煤,設(shè)置布孔方式這一變量,研究單孔致裂、雙孔致裂、導(dǎo)向孔致裂對(duì)靜態(tài)致裂效果的影響,發(fā)現(xiàn)靜態(tài)致裂的裂縫沿最接近自由面方向發(fā)育,將布孔方式布置為“多孔+導(dǎo)向孔”可使靜態(tài)致裂膨脹應(yīng)力最大限度傳播,達(dá)到最優(yōu)增透效果。王金貴等[12]采用煤巖動(dòng)力災(zāi)害實(shí)驗(yàn)?zāi)M系統(tǒng)對(duì)原煤致裂過(guò)程進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè),將靜爆致裂分為微裂、膨脹壓傳遞和劈裂3 個(gè)階段,發(fā)現(xiàn)致裂后煤巖縱向裂紋多于橫向裂紋,即徑向拉應(yīng)力作用效果要優(yōu)于軸向拉應(yīng)力。謝雄剛等[13]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)得到靜態(tài)致裂膨脹應(yīng)力變化情況及抽采孔開(kāi)裂內(nèi)窺圖,據(jù)此計(jì)算出合理的孔間距與鉆孔直徑比為14~15,同時(shí)在該值一定時(shí),抽采孔開(kāi)裂效果與鉆孔直徑呈正相關(guān)關(guān)系。郝生雷等[14]探討一種“臺(tái)階導(dǎo)硐”的施工方案用于空間狹小、設(shè)備密集的井下空間作業(yè),為靜態(tài)破碎劑的井下使用創(chuàng)造了條件。劉健等[15]以Froude 比例法建立相似模型,并采用超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀和高速攝像儀監(jiān)測(cè)爆破過(guò)程中試件裂紋發(fā)育過(guò)程,研究發(fā)現(xiàn)爆破應(yīng)力波穿透煤層到達(dá)巖層后會(huì)反射拉伸波,該拉伸波再次作用煤層,使試件生成裂紋的拓展方向與炮孔軸線垂直。李清等[16]采用實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)合的研究方法,針對(duì)單炮孔和不同孔距的雙炮孔端部爆生裂紋演化規(guī)律及應(yīng)力分布進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)雙炮孔間爆炸應(yīng)力的疊加使炮孔內(nèi)側(cè)裂紋發(fā)育受限,且孔距與止裂時(shí)間、裂紋拓展長(zhǎng)度呈正相關(guān)關(guān)系。針對(duì)靜態(tài)致裂引起的煤層滲透率變化可借鑒煤樣三軸壓縮實(shí)驗(yàn)進(jìn)行研究,白鑫等[17]基于“立方體”模型結(jié)構(gòu)建立三軸作用下?lián)p傷煤巖滲透率模型,得到了煤巖在應(yīng)力加載損傷破壞過(guò)程中滲透率變化規(guī)律,發(fā)現(xiàn)煤在受力破壞前滲透率隨應(yīng)力增加而降低,受力破壞后滲透率隨應(yīng)力增加而緩慢上升,煤巖瓦斯?jié)B透率受有效應(yīng)力的影響要遠(yuǎn)大于瓦斯自身吸附/解吸作用的影響。林海飛[18]、尚宏波[19]等采用真三軸試驗(yàn)系統(tǒng),對(duì)煤體瓦斯吸附、解析及水力壓裂前后滲流特征進(jìn)行研究,壓裂形成裂隙沿最大主應(yīng)力方向呈橢圓狀拓展,且煤層滲透率隨有效應(yīng)力的增大而劇烈減小。孟召平等[20]利用聲發(fā)射技術(shù)對(duì)不同圍壓下樣煤應(yīng)力–應(yīng)變和滲透性研究,將煤的破壞過(guò)程分為孔隙形變階段、塑性變形階段和破壞失穩(wěn)階段3 個(gè)過(guò)程,在不同階段樣煤的滲透率受應(yīng)力-應(yīng)變影響不同。
目前針對(duì)靜態(tài)致裂煤層增透的研究主要為致裂劑釋能機(jī)制、致裂的布孔方式以及致裂過(guò)程中巖體裂隙發(fā)育等幾個(gè)方向,而針對(duì)靜態(tài)致裂產(chǎn)生膨脹應(yīng)力對(duì)煤層的變形破壞規(guī)律和致裂過(guò)程中煤層瓦斯抽采演化規(guī)律的研究較少且不夠深入。本文采用數(shù)值模擬分析方法,建立煤層受力變化模型和煤層瓦斯演化模型,對(duì)靜態(tài)致裂過(guò)程中煤層應(yīng)力和塑性區(qū)變化規(guī)律、煤層瓦斯變化特征進(jìn)行研究,在此基礎(chǔ)上優(yōu)化王家?guī)X煤礦靜態(tài)致裂布孔孔距參數(shù),提高煤層瓦斯抽采效率。
對(duì)煤體進(jìn)行受力變形分析時(shí),假定含瓦斯煤體為一種均質(zhì)且各向同性的線彈性材料,其變形可以通過(guò)廣義胡克定律來(lái)描述,考慮到在致裂劑反應(yīng)到生成最大應(yīng)力的過(guò)程中未進(jìn)行瓦斯負(fù)壓抽采,此時(shí)煤體中瓦斯的吸附和解吸作用很小,該因素對(duì)煤層變形的影響也很小,基于力的平衡方程,含瓦斯煤體的變形方程[21-22]為:
式中:G=E/2(1+v)為煤的剪切模量,GPa;E為煤的彈性模量,GPa;K=E/3(1-2v)為煤的體積模量,GPa;α=1-K/Ks為Biot 系 數(shù);v為泊松比;εL和pL分別為L(zhǎng)angmuir 體積應(yīng)變常數(shù)和壓力常數(shù);Ks為骨架彈性模量,MPa;u為位移,m;ui,jj為位移張量形式,且第一個(gè)下標(biāo)i表示u的i方向分量,第2 個(gè)下標(biāo)j表示對(duì)ui求j方向偏導(dǎo)數(shù),第3 個(gè)下標(biāo)j表示對(duì)ui,j求j方向上偏導(dǎo)數(shù);u j,ji為位移張量形式,且第一個(gè)下標(biāo)j表示u的j方向分量,第2 個(gè)下標(biāo)j表示對(duì)uj求j方向偏導(dǎo)數(shù),第3 個(gè)下標(biāo)i表示對(duì)uj,j求i方向上偏導(dǎo)數(shù);p為煤層瓦斯壓力,MPa;p,i右下角符號(hào)為力學(xué)中用張量形式表示的求導(dǎo)符號(hào);fi為i方向上的體應(yīng)力,Pa。
在靜態(tài)致裂后的負(fù)壓抽采過(guò)程中,煤層裂隙內(nèi)瓦斯壓力降低會(huì)導(dǎo)致煤層裂隙與基質(zhì)間的瓦斯壓力差增大,從而增強(qiáng)了裂隙與基質(zhì)之間瓦斯的流動(dòng)能力。瓦斯在煤層孔隙結(jié)構(gòu)中的流動(dòng)符合Fick 定律,將質(zhì)量守恒方程應(yīng)用到煤基質(zhì)中的瓦斯流動(dòng)過(guò)程,單位體積煤基質(zhì)中的瓦斯質(zhì)量通過(guò)Langmuir 方程和理想氣體狀態(tài)方程計(jì)算,基質(zhì)中的瓦斯擴(kuò)散由濃度梯度驅(qū)動(dòng),得到煤基質(zhì)中瓦斯擴(kuò)散方程[23-24]為:
式中:mm為單位體積煤基質(zhì)中的瓦斯含量,kg/m3;Qs為單位體積煤基質(zhì)同裂隙系統(tǒng)的質(zhì)量交換率,kg/(m3·s);VL為L(zhǎng)angmuir 體積常數(shù),m3/kg;pm為煤基質(zhì)瓦斯壓力,MPa;Mc為甲烷的摩爾質(zhì)量,kg/mol;VM為氣體摩爾體積,取22.4 L/mol;ρc為煤的視密度,kg/m3;φm為煤體孔隙率,%;R為理想氣體常數(shù),J/(mol·K);T為煤層溫度,K;D為Fick 定律中的擴(kuò)散系數(shù),m2/s;σc=3π2/a2,為煤體形狀因子,m-2;a為基質(zhì)尺寸,m;pf為裂隙瓦斯壓力,MPa;t為時(shí)間,s。
瓦斯在煤層裂隙系統(tǒng)中的流動(dòng)屬于滲流,符合Darcy 定律,結(jié)合質(zhì)量守恒方程可以得到瓦斯在煤層中的滲流控制方程[25-26]:
式中:ke為煤層有效滲透率,m2;μ為瓦斯氣體動(dòng)力黏度,Pa·s;?f為煤體裂隙孔隙率,%;ρf為裂隙中瓦斯密度,kg/m3。
煤體可視為由煤基質(zhì)和裂隙組成的雙重孔隙介質(zhì),靜態(tài)致裂后煤層瓦斯的負(fù)壓抽采會(huì)導(dǎo)致瓦斯解吸作用加劇,此時(shí)煤體的彈性應(yīng)變和煤體中瓦斯的吸附解吸對(duì)煤層的體積應(yīng)變具有誘導(dǎo)作用。結(jié)合Langmuir 方程,可得到煤體滲透率k[27-28]的表達(dá)式為:
式中:k0為煤層的初始滲透率,m2;σ為應(yīng)力,MPa;σ0為煤層初始應(yīng)力,MPa;Cf為裂隙壓縮系數(shù),其計(jì)算表達(dá)式為:
式中:φ0為煤層初始孔隙率,%。
在靜態(tài)致裂初期,煤的儲(chǔ)層壓力并未降低到瓦斯的臨界解吸壓力,瓦斯此時(shí)不會(huì)解吸,此時(shí)有效應(yīng)力可表示為:
式中:p1為靜態(tài)致裂膨脹壓力,MPa;p0為初始瓦斯壓力,MPa。
由式(4)-式(6)可得煤體滲透率演變動(dòng)態(tài)方程為:
瓦斯在煤層中的流動(dòng)受多種因素綜合影響,屬于較復(fù)雜的過(guò)程,為使數(shù)值建模這一研究方法可行,做出如下基本假設(shè):煤層頂?shù)装宓耐笟庑韵鄬?duì)較小,假定頂?shù)装鍨椴煌笟鈳r層;煤體骨架是線性彈性體,且煤體滲透率各向同性;將煤層中的瓦斯看作理想氣體,并且服從達(dá)西定律;瓦斯的解吸滲流按等溫處理;煤體破壞滿足Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則。
構(gòu)建FlAC3D模型用于模擬靜態(tài)致裂過(guò)程中煤體應(yīng)力及塑性區(qū)演化情況。該模型邊界條件為X軸走向長(zhǎng)13 m,Y軸走向長(zhǎng)40 m,Z軸走向長(zhǎng)9.3 m,其中煤體厚6 m,頂板厚2 m,底板厚1.3 m,在模型頂部自由邊界上設(shè)置一個(gè)10 MPa 的豎直向下的應(yīng)力,模擬上覆巖層荷載,模型的初始速度場(chǎng)和位移場(chǎng)為0。煤層靜態(tài)致裂立體模型如圖1 所示。
圖1 煤層靜態(tài)致裂FLAC3D 模型Fig.1 A FLAC3D model for the static fracturing of coal seams
構(gòu)建COMSOL Multiphysics 模型用于模擬靜態(tài)致裂過(guò)程中煤層瓦斯變化規(guī)律。該模型邊界條件為長(zhǎng)6 m,高3 m,開(kāi)挖前固定模型底部跟上部,左、右兩側(cè)設(shè)置為滾輪邊界,約束法向位移,設(shè)置致裂孔內(nèi)膨脹力為40 MPa。計(jì)算瓦斯壓力時(shí),將煤層所有邊界設(shè)為非流動(dòng)邊界,將抽采孔壁設(shè)為Dirichlet 邊界,模擬抽采負(fù)壓為20 kPa,模型如圖2 所示,l為抽采孔與致裂孔孔距。
圖2 煤層靜態(tài)致裂COMSOL Multiphysics 模型Fig.2 A COMSOL Multiphysics model for the static fracturing of coal seams
試驗(yàn)地點(diǎn)為中煤華晉王家?guī)X煤礦12316 綜采工作面膠帶巷。該工作面位于123 盤(pán)區(qū)東北部,工作面底板高程518~607 m,煤層埋藏深度為550 m,北鄰12318 工作面采空區(qū),南鄰12314 工作面,西鄰2 號(hào)煤中央輔運(yùn)大巷,東鄰蘆子坪村保護(hù)煤柱。工作面走向長(zhǎng)為3 300 m,傾向長(zhǎng)為300 m。工作面開(kāi)采煤層為2 號(hào)煤層,屬近水平煤層開(kāi)采,平均厚度6.2 m。實(shí)驗(yàn)煤層相關(guān)力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1,含煤地層巖性如圖3 所示。
表1 煤層巖石力學(xué)參數(shù)Table 1 Rock mechanical parameters of coal seams
圖3 工作面巖層柱狀圖Fig.3 Stratigraphic column along the mining face
靜態(tài)致裂過(guò)程中,膨脹應(yīng)力會(huì)在12 h 左右達(dá)到最大值40 MPa,通過(guò)設(shè)置10、20、30、40 MPa 的不同應(yīng)力,研究致裂過(guò)程中應(yīng)力區(qū)、塑性區(qū)的演化規(guī)律。FLAC3D建模后在致裂孔上下左右0.25 m 處設(shè)置應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn),用于監(jiān)測(cè)致裂過(guò)程中煤層所受應(yīng)力變化。由于靜態(tài)致裂孔孔徑(0.075 m)相對(duì)整體模型的高度(9.3 m)來(lái)說(shuō)太小,本文將致裂孔周?chē)鷧^(qū)域放大便于研究分析,得到單孔和雙孔靜態(tài)致裂的數(shù)值模型求解。
3.1.1 單孔致裂數(shù)值模擬分析
對(duì)煤體進(jìn)行靜態(tài)致裂,致裂孔內(nèi)逐漸增大的膨脹應(yīng)力會(huì)破壞煤體原有的力學(xué)平衡,進(jìn)而形成新的應(yīng)力平衡狀態(tài)。研究靜態(tài)致裂過(guò)程中煤層應(yīng)力和塑性區(qū)演化情況,得到FLAC3D求解結(jié)果,其中煤層應(yīng)力變化如圖4 和圖5 所示。
圖4 單孔致裂應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution caused by single-hole fracturing
圖5 單孔致裂應(yīng)力變化曲線Fig.5 Stress curves of single-hole fracturing
由圖4 可以看出,靜態(tài)致裂過(guò)程中膨脹應(yīng)力對(duì)煤層的作用始終存在圈層效應(yīng),在靜態(tài)致裂初期,膨脹應(yīng)力對(duì)煤層作用不明顯,整個(gè)煤層受地應(yīng)力和自身重力影響,表現(xiàn)為受到與膨脹應(yīng)力相反的正應(yīng)力,隨著靜態(tài)致裂的推進(jìn),致裂應(yīng)力作用區(qū)域越來(lái)越大,其應(yīng)力作用區(qū)域在4 個(gè)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)均呈現(xiàn)為對(duì)稱(chēng)的圓環(huán)狀,該現(xiàn)象表明在靜態(tài)致裂過(guò)程中,致裂孔內(nèi)膨脹應(yīng)力對(duì)煤層的作用效果是沿致裂孔半徑方向向外均勻傳遞的,且在同一時(shí)刻對(duì)稱(chēng)方向上膨脹力大小一致。另外在40 MPa應(yīng)力云圖中可以看出,應(yīng)力由–36 MPa 變化到–24 MPa的應(yīng)力區(qū)域半徑遠(yuǎn)小于應(yīng)力由–24 MPa 變化到–12 MPa的應(yīng)力區(qū)域半徑,越遠(yuǎn)離致裂孔的相同應(yīng)力跨度的圈層半徑越大,此現(xiàn)象說(shuō)明越靠近致裂孔的煤層所受應(yīng)力越大,其應(yīng)力變化幅度也越大,因此近致裂孔區(qū)域煤層處于應(yīng)力集中區(qū)域,該區(qū)域內(nèi)彈性材料極易產(chǎn)生疲勞斷裂,導(dǎo)致此處煤體優(yōu)先其他區(qū)域煤層發(fā)生破壞。圖5 的應(yīng)力曲線圖也佐證了上述結(jié)論,在圖5 中,致裂孔周?chē)? 個(gè)點(diǎn)的應(yīng)力監(jiān)測(cè)曲線在整個(gè)致裂過(guò)程中基本保持重合,在致裂前期應(yīng)力持續(xù)升高,由0 MPa 升高到37.5 MPa 左右,當(dāng)計(jì)算步數(shù)達(dá)到1.6×103左右時(shí)出現(xiàn)應(yīng)力峰值,之后應(yīng)力值回彈減小并保持為31 MPa不變,說(shuō)明在運(yùn)行步驟達(dá)到1.6×103時(shí)距致裂孔0.25 m處模型發(fā)生破壞。
煤體受力破壞過(guò)程中其塑性區(qū)也會(huì)發(fā)生變化,利用FLAC3D模擬出單孔致裂過(guò)程中煤體塑性區(qū)變化情況,如圖6 所示,其中None 表示未發(fā)生破壞,shear 表示剪切破壞,tension 表示拉伸破壞,n 表示正在破壞,p 表示已經(jīng)破壞。
圖6 單孔致裂塑性區(qū)效果Fig.6 Effects of a plastic zone caused by single-hole fracturing
單孔致裂過(guò)程中塑性區(qū)形狀發(fā)生改變,膨脹應(yīng)力達(dá)到10 MPa 時(shí),應(yīng)力對(duì)煤層產(chǎn)生張力破壞并形成圓形塑性區(qū),當(dāng)膨脹應(yīng)力達(dá)到20 MPa 時(shí),其對(duì)煤層產(chǎn)生張力和剪切力的破壞效果,在致裂孔周?chē)纬杉羟辛ζ茐牡膱A環(huán)塑性區(qū),而在離致裂孔較遠(yuǎn)區(qū)域?yàn)閺埩ζ茐牡姆叫嗡苄詤^(qū),并隨著膨脹應(yīng)力增大到40 MPa,塑性區(qū)面積不斷增大。當(dāng)煤層發(fā)生剪切破壞后,新增的裂隙會(huì)與煤層內(nèi)原生裂隙相互聯(lián)通,形成復(fù)雜裂隙網(wǎng),減小煤巖基塊尺寸的同時(shí)增加了裂縫表面積,從而大幅提高煤層氣的解吸–擴(kuò)散速率[27]。研究表明,煤巖剪切破壞后氣體解吸–擴(kuò)散速率比破壞前提高了近兩個(gè)數(shù)量級(jí)[28],大大提高煤層致裂后瓦斯的抽采效果,達(dá)到減小煤層瓦斯壓力的目的。
3.1.2 雙孔致裂數(shù)值模擬分析
由單孔致裂數(shù)值結(jié)果可看出,在40 MPa 膨脹應(yīng)力作用下,煤層形成半徑為0.25~0.30 m 的圓方形塑性破壞區(qū)??紤]到靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)一般采取雙孔致裂的布孔方式,通過(guò)構(gòu)建相距0.5 m 的雙孔致裂模型,研究在雙孔致裂下煤層應(yīng)力、塑性區(qū)的演化情況,結(jié)果如圖7-圖9 所示。
圖7 雙孔致裂應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution caused by double-hole fracturing
在圖7 中可以看出,雙孔致裂前期兩致裂孔產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力影響區(qū)域尚未完全聯(lián)通,與單孔致裂相比,兩應(yīng)力影響區(qū)域不再為規(guī)則圓形,而是互相干擾形成向兩孔中間區(qū)域延伸的不規(guī)則形狀;隨著膨脹應(yīng)力的增大,不規(guī)則形狀逐漸演變成水平方向的橢圓形狀,該現(xiàn)象表明雙孔致裂的應(yīng)力疊加效果在水平方向要優(yōu)于豎直方向,兩孔內(nèi)應(yīng)力的合力在水平方向傳遞更遠(yuǎn)。在圖7 中應(yīng)力為30 MPa 時(shí),兩孔中間區(qū)域還存在一小塊應(yīng)力突變區(qū)域,此處應(yīng)力值要比周?chē)鷧^(qū)域應(yīng)力值都小,這是由于此區(qū)域受到上下兩個(gè)方向不同力的作用,力的疊加導(dǎo)致在此區(qū)域形成類(lèi)似地理中盆地的應(yīng)力區(qū)。
由圖8 可以看出,致裂孔上下方監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力曲線變化趨勢(shì)保持一致,兩點(diǎn)應(yīng)力值從0 MPa 開(kāi)始增長(zhǎng)到30 MPa 后穩(wěn)定不變;致裂孔左右兩側(cè)兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力曲線基本重合,應(yīng)力值從0 MPa 開(kāi)始一直增長(zhǎng)到34 MPa 后保持不變,且左右兩側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力曲線重合程度優(yōu)于上下方兩監(jiān)測(cè)點(diǎn),該現(xiàn)象表明,雙孔致裂過(guò)程中同一軸線上與致裂孔等距位置的應(yīng)力大小及變化情況具有同步性,能在相同時(shí)間內(nèi)達(dá)到相同應(yīng)力值;由于雙孔致裂為豎直布孔,根據(jù)力的合成法則兩致裂孔內(nèi)膨脹應(yīng)力的合力對(duì)煤層的作用效果在水平方向要優(yōu)于豎直方向,這使致裂孔左右兩側(cè)煤層破壞程度要大于豎直方向煤層,因此在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)時(shí)應(yīng)優(yōu)先考慮將抽采孔布置在致裂孔左右兩側(cè)。對(duì)于兩致裂孔中間區(qū)域的煤層,應(yīng)力曲線起伏程度大且最終達(dá)到的應(yīng)力峰值要比左右兩側(cè)和上下兩側(cè)高,說(shuō)明此處煤層所受應(yīng)力變化幅度大,當(dāng)計(jì)算步數(shù)達(dá)到1.27×104時(shí)此處出現(xiàn)應(yīng)力突變,煤體產(chǎn)生變形破壞,突變出現(xiàn)的時(shí)間要早于水平方向和豎直方向,表明在雙孔致裂時(shí)致裂孔中間區(qū)域煤層會(huì)先于其他區(qū)域發(fā)生破壞。
圖8 雙孔致裂應(yīng)力變化曲線Fig.8 Stress curves of double-hole fracturing
雙孔靜態(tài)致裂作用下煤體塑性區(qū)破壞效果如圖9所示。
圖9 雙孔致裂塑性區(qū)效果Fig.9 Effects of a plastic zone caused by double-hole fracturing
圖9 與圖6 相比,雙孔致裂后形成的塑性區(qū)由單孔致裂的方形演變成為兩頭大中間小的沙漏形狀,雙孔致裂應(yīng)力達(dá)到10 MPa 時(shí)在致裂孔周?chē)霈F(xiàn)圓環(huán)形剪切破壞區(qū)域,并隨著膨脹應(yīng)力的增大,圓環(huán)形剪破壞區(qū)域擴(kuò)大為不規(guī)則形狀。當(dāng)膨脹應(yīng)力達(dá)到30 MPa 時(shí),拉伸破壞區(qū)域面積持續(xù)增加,之后膨脹應(yīng)力對(duì)煤層的作用都不產(chǎn)生拉伸破壞,而是由拉伸破壞轉(zhuǎn)化成剪切破壞。由單孔致裂塑性區(qū)求解結(jié)果可得,只有當(dāng)應(yīng)力達(dá)到20 MPa 左右才出現(xiàn)剪切破壞區(qū)域,而雙孔致裂在應(yīng)力為10 MPa 時(shí)便出現(xiàn)剪切破壞區(qū)域,這說(shuō)明雙孔致裂對(duì)煤層的增透效果遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于單孔致裂。另外,由圖9 中40 MPa 塑性區(qū)分布可以看出,雙孔致裂的剪切破壞只發(fā)生在兩致裂孔附近區(qū)域,而在煤層其他區(qū)域并未有剪切破壞,這證明雙孔致裂時(shí)兩孔中間區(qū)域破壞程度要比其他區(qū)域更劇烈。
靜態(tài)致裂導(dǎo)致的煤體破壞會(huì)影響煤層的滲透率,將瓦斯在煤體中的流動(dòng)看成氣體在多孔介質(zhì)中的運(yùn)移過(guò)程,采用達(dá)西定律來(lái)表示瓦斯在煤體中的滲透效果,根據(jù)Fick 定律表示瓦斯在煤體中的擴(kuò)散作用,利用COMSOL Multiphysics 模擬致裂過(guò)程中抽采孔瓦斯壓力變化,如圖10 所示。
圖10 不同孔距下致裂過(guò)程中瓦斯壓力變化云圖Fig.10 Nephogram showing the variations in the gas pressure during fracturing under different hole spacings
圖10 為不同時(shí)間、不同孔距下煤層瓦斯壓力云圖。從圖10 中可以直觀看出,在同一時(shí)刻,隨著孔距的增加煤層瓦斯壓力下降效果逐漸減小,這是由于煤的破壞和致裂鉆孔周?chē)膽?yīng)力重分布共同決定了煤層的透氣性,當(dāng)距離致裂孔太遠(yuǎn),煤層受致裂作用不明顯,使得煤層滲透率變化小,抽采效果不明顯,反之抽采效果愈好。當(dāng)孔距達(dá)到1.8 m 時(shí),抽采30 d 煤層瓦斯下降效果基本不明顯,而當(dāng)孔距設(shè)為0.6 m 時(shí),在抽采30 d后,瓦斯壓力降低區(qū)域不再獨(dú)立分開(kāi),而是互相聯(lián)通,這表明致裂孔周?chē)?.6 m 處煤層內(nèi)部裂隙發(fā)育形成裂隙網(wǎng),使該區(qū)域內(nèi)瓦斯壓力下降到相同水平。同時(shí),在孔距為0.6 m 時(shí),當(dāng)抽采時(shí)間達(dá)到90 d 后,瓦斯壓力云圖上最內(nèi)部黃色區(qū)域開(kāi)始由圓形向橫向水滴狀演變,120 d 后兩抽采孔的黃色區(qū)域已經(jīng)在致裂孔方向聯(lián)通。這是由于抽采孔距離致裂孔較近,在進(jìn)行靜態(tài)致裂時(shí),抽采孔對(duì)致裂有導(dǎo)向作用,使致裂形成的裂隙朝抽采孔方向發(fā)育,致裂后負(fù)壓抽采過(guò)程中,致裂孔方向瓦斯壓力下降效果更明顯,下降區(qū)域更大。另外,由于抽采孔直徑較小(0.075 m),煤層破壞導(dǎo)致的高滲透區(qū)只存在于抽采孔周?chē)苄〉膮^(qū)域內(nèi),此區(qū)域瓦斯壓力下降跨度達(dá)到0.12 MPa,而在高滲透帶的外圍,由于應(yīng)力集中效應(yīng)導(dǎo)致煤層存在低滲透帶,此區(qū)域瓦斯壓力下降幅度小。因此,在進(jìn)行靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)時(shí),布孔孔距最好控制在1.0 m 以?xún)?nèi),保障抽采效果最佳。
在云圖基礎(chǔ)上可進(jìn)一步得到不同時(shí)間、不同孔距下煤層瓦斯壓力曲線,如圖11 所示。
圖11 不同孔距下致裂過(guò)程中瓦斯壓力變化曲線Fig.11 Gas pressure curves during static fracturing under different hole spacings
由圖11 可以看出,隨著孔距的不斷增大,兩抽采孔中間區(qū)域的瓦斯壓力也逐漸增大,當(dāng)孔距為0.6 m和1.0 m 時(shí),從圖11a、圖11b 中可以看出兩抽采孔中間區(qū)域的瓦斯壓力要明顯小于抽采孔外邊區(qū)域,而當(dāng)孔距為1.4 和1.8 m 時(shí),兩致裂孔中間有很大一部分區(qū)域瓦斯壓力下降不明顯。另外,在圖11a 和圖11b 中,在相同負(fù)壓抽采時(shí)間段內(nèi),瓦斯壓力下降幅度由大到小為:30~60、60~90、90~120、120~150 d,這是由于在靜態(tài)致裂前期,煤層內(nèi)的初始瓦斯含量高,瓦斯壓力大,煤層被致裂后,瓦斯從高濃度區(qū)域流向低濃度區(qū)域,在自身擴(kuò)散效應(yīng)和抽采孔負(fù)壓抽采的綜合作用下沿抽采孔向外排出。因此該過(guò)程內(nèi)瓦斯抽采效果明顯;隨著煤層瓦斯含量降低,瓦斯擴(kuò)散效果降低,瓦斯運(yùn)移的動(dòng)力來(lái)源主要為抽采負(fù)壓,瓦斯壓力下降幅度減小。
煤層滲透率同樣是評(píng)價(jià)煤層增透效果的標(biāo)準(zhǔn)之一,取兩抽采孔中間水平方向連線為研究位置,得到該區(qū)域靜態(tài)致裂30、60、90、120、150 d 后煤層滲透率變化曲線,如圖12 所示。
圖12 抽采孔周?chē)后w滲透率變化Fig.12 Variations in coal permeability around a gas extraction hole
靜態(tài)致裂劑反應(yīng)完全后,煤體內(nèi)部主要受地應(yīng)力和瓦斯壓力的作用,這兩個(gè)力對(duì)煤體滲透率變化產(chǎn)生影響。隨著負(fù)壓抽采進(jìn)行,煤層瓦斯壓力逐漸減小,使得煤層所受地應(yīng)力影響占主導(dǎo)作用,煤層裂隙開(kāi)始閉合,滲透率逐漸減小。在圖12 中,越靠近致裂孔區(qū)域煤層滲透率曲線走向趨于垂直,表明在致裂孔周?chē)后w滲透率變化幅度最大,在遠(yuǎn)離致裂孔煤層滲透率曲線趨向水平,滲透率變化幅度小。該現(xiàn)象表明煤層變形破壞程度與致裂孔距離成反比,這與FLAC3D模擬中的計(jì)算相吻合。同時(shí),由圖12 可以看出,負(fù)壓抽采30 d 后,兩致裂孔中點(diǎn)處煤層的滲透率達(dá)到10.153 5×10-14m2,與初始滲透率0.2×10-14m2相比提高約50 倍。負(fù)壓抽采60、90、120、150 d 后,該處的滲透率分別降為4.96×10-14、4.43×10-14、3.86×10-14、3.20×10-14、2.15×10-14m2。
針對(duì)王家?guī)X煤礦煤層透氣性差、瓦斯上隅角聚集等一系列問(wèn)題,采用靜態(tài)致裂的方法對(duì)煤層進(jìn)行增透處理,開(kāi)展煤層增透促抽現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。
由數(shù)值模擬研究結(jié)果分析得到,在40 MPa 膨脹應(yīng)力作用下,雙孔靜態(tài)致裂對(duì)致裂孔兩邊的致裂效果基本相同,在20 kPa 負(fù)壓抽采情況下,與致裂孔相同距離的抽采孔其瓦斯壓力變化情況也基本一致,故在設(shè)計(jì)靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)布孔方案時(shí),令兩致裂孔的距離為0.5 m,抽采孔到致裂孔的距離分別設(shè)為0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 m,用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)考察COMSOL 數(shù)值模擬結(jié)果。選取礦井2 號(hào)煤層作為試驗(yàn)對(duì)象煤層,測(cè)試地點(diǎn)選擇在距離12316 工作面回風(fēng)巷900 m 的巷幫處,共布置12 個(gè)鉆孔,鉆孔孔徑為75 mm,深40 m,靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)鉆孔布置參數(shù)如圖13 所示,其中2、3、6、7、10、11 號(hào)孔為致裂鉆孔(圖13b 中紅色圓圈),1、4、5、8、9、12 號(hào)孔為抽采考察鉆孔(圖13b 中黑色圓圈)。
圖13 靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)布孔情況Fig.13 Borehole arrangement in the static fracturing field
靜態(tài)致裂現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)是將靜態(tài)致裂劑溶解制漿后注入煤體鉆孔內(nèi)讓其反應(yīng)生成巨大膨脹力,其試驗(yàn)流程及所用設(shè)備如圖14 所示。
圖14 靜態(tài)致裂工藝流程Fig.14 Process flowsheet of static fracturing
其中,靜態(tài)致裂劑為可產(chǎn)生40 MPa 膨脹應(yīng)力的礦井用致裂劑;抽漿管選用口徑為80 mm 的軟管;考慮安全因素,注漿泵選用風(fēng)泵,型號(hào)為3ZBQ-5/16,其額定流量為50 L/min,額定壓力為6 MPa,連通井下輸風(fēng)管后可將致裂劑漿液注入致裂孔內(nèi);注漿管選用口徑為25 mm 帶有接頭的軟管。
1-12 號(hào)鉆孔全部施工完畢后,對(duì)1、4、5、8、9、12 號(hào)抽采考察鉆孔進(jìn)行封孔,抽采鉆孔封孔結(jié)束8 h后,將各抽采鉆孔支管與抽采管路連接,保持抽采負(fù)壓為20 kPa,進(jìn)行抽采,同時(shí)監(jiān)測(cè)抽采鉆孔的混合流量、瓦斯?jié)舛?,記錄考察鉆孔每天的流量變化;對(duì)2、3、6、7、10、11 號(hào)致裂鉆孔也進(jìn)行封孔,在其孔口及孔底處分別留設(shè)注漿管和排氣管,以便向其中注入膨脹致裂劑,待連續(xù)監(jiān)測(cè)7 d 的抽采鉆孔流量及瓦斯?jié)舛葦?shù)據(jù)后,實(shí)施注漿靜態(tài)致裂;注漿結(jié)束24 h 后,保持抽采負(fù)壓不變,采用濕式流量計(jì)及光學(xué)瓦斯檢測(cè)儀每天監(jiān)測(cè)抽采鉆孔(1、4、5、8、9、12 號(hào))的流量及瓦斯?jié)舛茸兓疾祆o態(tài)致裂的促抽效果。根據(jù)30 d 內(nèi)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),計(jì)算出各個(gè)抽采鉆孔的瓦斯純量如圖15 所示。
圖15 靜態(tài)致裂前后鉆孔瓦斯抽采純量Fig.15 Pure gas flow extracted from boreholes before and after static fracturing
從圖15 可以看出,靜態(tài)致裂前各個(gè)抽采考察鉆孔的瓦斯純量普遍較低,前7 d 內(nèi),1 號(hào)鉆孔平均瓦斯純量為0.004 2 m3/min;4 號(hào)鉆孔平均瓦斯純量為0.004 7 m3/min;5 號(hào)鉆孔平均瓦斯純量為0.005 5 m3/min;8 號(hào)鉆孔平均瓦斯純量為0.003 8 m3/min;9 號(hào)和12 號(hào)鉆孔平均瓦斯純量為0.004 6 和0.004 5 m3/min。實(shí)施雙孔靜態(tài)致裂后,各考察鉆孔的瓦斯抽采純量均大幅提升,較靜態(tài)致裂前的平均純量提升2.1~2.5 倍。由于12 號(hào)鉆孔距離致裂孔0.6 m,因此,瓦斯純量提升也最明顯,致裂第1 天后純量提升至0.018 m3/min,后續(xù)維持在0.005 3 m3/min;而9 號(hào)鉆孔距離致裂孔為1.6 m 最遠(yuǎn),致裂后瓦斯純量提升為0.011 2 m3/min,經(jīng)過(guò)22 d 負(fù)壓抽采后最終維持在0.005 m3/min;1、4、5、8 號(hào)鉆孔負(fù)壓抽采后的瓦斯抽采純量維持在0.007 7、0.007 5、0.005 1、0.005 5 m3/min。隨著抽采時(shí)間延長(zhǎng),各個(gè)考察鉆孔的瓦斯抽采純量總體呈逐漸衰減趨勢(shì)。
綜合分析可知,在王家?guī)X煤礦12316 工作面2 號(hào)煤層實(shí)施靜態(tài)致裂對(duì)煤層內(nèi)瓦斯的促抽效果明顯,可提高瓦斯抽采量2 倍左右。同時(shí),將抽采鉆孔與致裂孔的水平距離控制在1.6 m 以?xún)?nèi)時(shí),能取得良好的卸壓增透和瓦斯抽采效果。
a.煤層靜態(tài)致裂增透過(guò)程中,雙孔致裂效果要優(yōu)于單孔致裂效果。在致裂孔孔徑設(shè)為75 mm,致裂孔孔距設(shè)為0.5 m 的雙孔致裂條件下,致裂孔周?chē)? m煤層滲透率有明顯提高,其中兩致裂孔中間區(qū)域煤層滲透率提高約50 倍。負(fù)壓抽采過(guò)程中,抽采孔到致裂孔距離越小抽采效果越好,煤層瓦斯壓力下降程度越顯著,在孔距設(shè)為0.6 m 時(shí),負(fù)壓抽采30 d 后煤層瓦斯壓力基本控制在1.4×105Pa 左右。
b.現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果表明,以孔距1.6 m、抽采負(fù)壓20 kPa 的方式對(duì)煤層進(jìn)行雙孔靜態(tài)致裂,瓦斯抽采純量由0.004 2 m3/min 提升到0.008 m3/min,提升1 倍左右?,F(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)證明,靜態(tài)致裂在煤層瓦斯增透促抽實(shí)際生產(chǎn)中具有顯著作用。
c.在煤層靜態(tài)致裂實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中,應(yīng)確保抽采孔在致裂孔的有效影響半徑內(nèi),通過(guò)多孔致裂的手段,優(yōu)化布孔方式,增加致裂孔的自由面,達(dá)到提高致裂效果的目的。
d.深部煤層的變形破壞受多因素影響,且深部煤層蘊(yùn)存瓦斯的運(yùn)移規(guī)律復(fù)雜,受到多種地質(zhì)因素的干擾,文中通過(guò)數(shù)值模擬軟件僅從內(nèi)部結(jié)構(gòu)和外部荷載的角度進(jìn)行煤層增透瓦斯促抽的研究,后續(xù)可增加溫度、采深等外部因素對(duì)瓦斯運(yùn)移產(chǎn)生的影響。