高瓦斯低透氣性煤層CO2相變致裂增透技術研究*

洪紫杰，王　成,2，熊祖強,2

(1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454003；2.煤炭安全生產河南省協同創新中心，河南 焦作 454003)

0　引言

我國90%以上的礦井屬于高瓦斯低透氣性礦井，瓦斯治理問題日益突出。面對瓦斯抽采濃度低、衰減速率快等難題，國內外學者提出多種抽采治理瓦斯的措施，其中增透技術受到煤炭行業普遍青睞[1-3]。為致力于提高瓦斯抽采效果，我國煤炭行業研究者提出了開采保護層、水力掏槽[4-5]、深孔預裂爆破、水力沖孔、水力壓裂、水力割縫等[6-7]多種增透措施，雖然上述技術措施取得了一定效果，但由于工藝及技術措施不完善，沒有取得預期的理想效果[8]。上世紀伴隨著CO2相變致裂技術的迅速發展，在煤炭企業中取得了顯著成績，CO2相變致裂技術克服了炸藥爆破增透方法的高危險性及破壞性[9-11]，為煤層增透、工作面放頂及巷道開挖提供了新思路。但是CO2相變致裂機理、致裂能量分析及關鍵部件釋放管幾何參數的研究仍停留在發展的初期階段[12-15]，尤其對釋放管幾何參數研究更是缺少系統的理論與實踐，以上原因使CO2相變致裂技術處于不成熟階段。

為了更加科學合理有效的利用CO2相變致裂技術增透促抽瓦斯，通過理論分析計算，Fluent數值模擬[16]等技術措施，詳細分析了CO2致裂原理，驗算了CO2致裂能量，選取了釋放管幾何最優參數[17-18]，為進一步推廣致裂技術和提高瓦斯抽采效果提供依據。

1　CO2相變致裂增透技術原理及煤層損傷分析

1.1　CO2相變致裂原理

CO2致裂技術原理是預先在瓦斯抽放孔內裝入CO2儲液管，通過接通裝置電流啟動儲液管發熱片，致使管內CO2在20 ms內受熱體積瞬間膨脹600倍以上；儲液管內CO2也集聚吸熱發生汽化反應，由液態轉化為氣態，此時儲液管氣態CO2壓力達到120～276 MPa；氣態CO2在如此高壓下直接沖破儲液管中的定壓剪切片裝置，由釋放管排放孔瞬間噴發。這種充分利用氣體高壓沖擊、破碎煤巖體的相變致裂技術，進一步實現了煤巖體的致裂效果，增加了煤巖層的透氣性。

1.2　致裂后煤體損傷方程模型分析

CO2致裂是高壓氣體瞬間沖擊、破碎煤體，應力-應變值達到損傷閾值時，煤體微觀單元即會發生破壞損傷，煤體由于受到高壓氣體作用破碎變形，同時伴隨大量裂隙的產生，煤層透氣性也明顯增大，損傷單元彈性模量[19]如下式所示：

E=(1-D)E0

(1)

式中:E為損傷單元彈性模量， MPa；E0為無損傷單元彈性模量 MPa；D為損傷系數。

煤體微觀單元透氣系數損傷耦合方程遵循2種破壞規律，若煤巖體微觀單元拉伸應力超過抗拉強度σb損傷閾值，拉應力損傷系數D表示如下：

σt<σb

(2)

(3)

式中：εt1為抗拉極限應變；εt0為彈性拉伸極限應變；σbr為抗拉殘余強度， MPa。

對應的單元透氣性系數為：

(4)

式中：θ為瓦斯壓力系數；β為應力影響系數；ξ為透氣系數的增大系數；ξ0為單元損傷后透氣系數的增大系數；λ0為初始透氣系數；p0為瓦斯壓力， MPa；

若煤巖體微觀單元壓應力超過損傷閾值，損傷系數D按下式表示:

(5)

式中：σcr為抗壓殘余強度；εr為殘余應變；σc0為最大壓應變；

對應的單元透氣系數:

(6)

式中：σc為壓應力， MPa。

煤體損傷后裂紋的擴張可用有效應力強度因子衡量，表達式如下：

(7)

式中：δ0為應力強度因子；δ1為有效應力強度因子；D為損傷系數。

由(7)可知，致裂作用時，煤體損傷系數越大，有效應力強度因子也越大，增透致裂效果越好。

2　CO2致裂當量計算分析

選用了常用的SD390型定壓泄能片、儲液管及相應的配套設置為例[20]，進行計算CO2相變致裂的TNT當量。參考與CO2儲罐爆炸相應的研究文獻，CO2儲罐爆炸當量計算方法選用壓縮氣體與飽和水蒸氣容器爆破模型的能量計算方法。公式如下：

(8)

式中:Eg為氣體爆炸能量，kJ；v為容器容積，2.16 m3；p為容器內氣體絕對壓力，276 MPa；k為氣體的絕熱指數，取1.29；p1為大氣壓。

液態CO2相變致裂裝置的近似TNT當量WTNT參考下式計算：

(9)

式中：ETNT為1 kgTNT爆炸能量，4 250 kJ/kg。

由式(8)和式(9)可得,高壓CO2氣體爆炸能量約為1 688 kJ,當量WTNT約為398 g，因此，1 kg液態CO2相變致裂時，其爆炸的當量相當于398 gTNT炸藥，其致裂能量足以滿足現場對煤層致裂效果的要求。

3　CO2釋放管幾何參數優化研究

由CO2相變致裂的基本原理可知，釋放管是整個相變致裂裝置的終端元件，同時也是形成高壓CO2氣體最關鍵部分，因此釋放管整個結構及對應的幾何參數將會從根本上影響煤層的致裂效果。在整個致裂設備工作過程中，CO2集聚吸熱發生汽化反應后，通過釋放管直接作用于煤巖體。鑒于此，優化研究CO2釋放管的幾何參數，對于增強其致裂效果有著至關重要的意義。論文選用Fluent數值模擬方法優化釋放管的幾何參數。

圖2　4種結構噴嘴動壓力Fig.2　Four nozzle structure dynamic stress nephogram

3.1　釋放管噴嘴的形式及幾何參數

針對目前釋放管噴嘴的研究情況，釋放管噴嘴主要分為以下4種結構形式，見圖1。

圖1　FLUENT 釋放管噴嘴類型Fig.1　Fluent software release pipe nozzle type

釋放管噴嘴的幾何參數[6]主要包括：入口直徑D1，出口直徑D2，噴嘴長度L，錐形噴嘴和錐直型噴嘴收縮角θ。

3.2　釋放管噴嘴模擬結果及分析

3.2.1噴嘴幾何類型模擬研究與分析

根據理論分析，CO2氣體在高壓力條件下噴出時，其對煤巖體致裂效果相對較好，因此首先選擇現有的最高壓力276 MPa進行數值模擬分析，最后再進行驗證不同壓力的致裂效果。

由圖2對4種結構的壓力云圖分析可知，通過模擬CO2氣體在高壓276 MPa條件下噴出的內、外部流場得知，不同的噴嘴結構，CO2氣體由噴嘴噴出后的動壓力分布差別很大。綜合比較，(b)，(c)，(d) 3種結構在噴嘴處所產生的噴射流場比較細，(a)結構在噴嘴處所產生的噴射流場相對較大，相當于后3種結構的2～4倍；(a)結構射流段致裂長度明顯長于后3種結構，但最大動壓力量綱并無很大差異；另外，由(a)結構噴出的CO2氣體擴散范圍也比較大，而且處于較高動壓力狀態下，有利于煤層內裂隙的擴展，能進一步增透煤層的透氣性。鑒于此，(a)結構空心圓柱結構噴嘴性能效果顯著，有利于提高瓦斯抽放效果。

3.2.2噴嘴直徑模擬研究與分析

通過模擬噴嘴長度對致裂效果的影響，得出在其他條件相同的條件下，長度在18 mm，20 mm，24 mm時噴嘴長度對射流段致裂長度及煤層內裂隙的擴展影響不大，綜合考慮裝置的便捷性及經濟性，確定18 mm為噴嘴最優長度。在噴嘴長度一定的情況下，模擬噴嘴直徑分別為18 mm，20 mm，24 mm而其他條件均相同的空心圓柱結構噴嘴在276 MPa條件下內、外部流場變化。

圖4　釋放管動壓力Fig.4　Dynamic pressure of the pipe

由圖3對3種不同直徑的壓力云圖分析可知，噴嘴直徑在18 mm和20 mm時，噴嘴處的噴射流暢及致裂長度相差不大；當噴嘴直徑達到24 mm時，噴嘴處的噴射流暢及致裂長度都明顯增大，且CO2氣體擴散范圍也比較大。總之，隨噴嘴直徑的增大，噴嘴口處的噴射流場也隨之變粗，且致裂段長度也增加。綜合分析得出，確定24 mm為釋放管噴嘴直徑的最優尺寸。

圖3　不同直徑(a)空心圓柱結構噴嘴動壓力Fig.3　Different diameter of a hollow cylindrical nozzle structure dynamic pressure nephogram

通過上述模擬分析，確定了釋放管噴嘴的最優結構和幾何參數，即最優結構(a)空心圓柱結構，噴嘴最優長度18 mm，最優直徑24 mm。為進一步研究不同壓力對致裂效果的影響，分別模擬最優噴嘴在126 MPa，190 MPa，236 MPa及276 MPa時不同壓力下內外部流場變化，通過結果分析比較可知，隨壓力增大噴嘴處噴射段的長度和粗細程度都無明顯變化，但流場最大動壓力增大，因此確定最優壓力為276 MPa。

在上述最優模擬計算條件下，對最優釋放管的流場進行模擬，其動壓力云圖如圖4所示。

從釋放管動壓力云圖得出：各釋放管由于釋放孔數目的不同，所產生的壓力等值線均不相同。由圖中可以看出單組釋放孔型釋放管產生的流場比較連續均勻，影響范圍較大，更有利于致裂煤層。而其他幾種釋放管由于釋放孔間產生流場的交互影響，流場分布不均，且影響范圍也較小。

4　CO2相變致裂增透技術現場應用

4.1　相變致裂增透技術方案的確定

相變致裂點數即在鉆孔內布置1根或數根儲液管對煤層致裂，采用不同數量的液態CO2儲液管，由于CO2用量不同，煤層致裂效果各異。CO2致裂啟動后，將形成以鉆孔為中心的裂隙區，且裂隙區域的大小與液態CO2用量關系密切。為了更科學合理的指導液態CO2致裂技術，研究確定CO2用量與瓦斯抽放影響半徑的關系(圖5)，至關重要，通過對現場實測數據記錄分析，采用數值擬合的研究方法，初步獲得了致裂管數與鉆孔瓦斯抽放影響半徑的函數關系：

R=0.19N3-1.46N2+3.72N+25.3

式中：R為瓦斯抽放影響半徑，m；N為液態CO2儲液管數，個。

圖5　儲液管數量與瓦斯抽放影響半徑關系Fig.5　Liquid storage tube quantity relationship with gas drainage radius

由函數關系及圖5可知，鉆孔瓦斯抽放影響半徑與致裂管數呈三次函數關系，即隨著儲液管數量增多，瓦斯抽放孔影響半徑呈現回歸式拋物線趨勢增加，但增長率不大，同時考慮到施工程序及致裂成本，本次現場試驗儲液管數量定為1個，即單孔一點致裂。

4.2　試驗地點概括

試驗地點選在永錦能源云蓋山二礦23302工作面，該煤層位于山西組下部的二1煤層，煤層厚度0.2～9.7 m，平均厚度5.0 m。23302工作面地面標高+416 m，工作面開采上限+83 m，工作面開采下限+66.5 m，平均埋深342 m，煤層傾角8°～17°，23302工作面走向長度730 m，傾向長度165 m。煤層為Ⅲ類不易自燃煤層，煤塵爆炸指數17.99%，煤塵具有爆炸危險性，煤層節理比較發育，煤層頂底板均為砂質泥巖，透氣性較差。瓦斯含量19.35 m3/t，實測瓦斯壓力4.1 MPa。

4.3　相變致裂煤層透氣性分析

CO2相變致裂技術針對低透氣性高瓦斯煤層的增透瓦斯預抽效果明顯，在試驗區掘進巷180 m處沿巷道走向設置鉆孔，每組施工12個鉆孔，且分兩列布置，間距3 m，在鉆孔中間設置3個致裂孔，鉆孔布置見圖6。

圖6　鉆孔現場布置Fig.6　Drill site layout

CO2相變致裂后，煤層松動鉆孔內裂隙擴展發育，煤層透氣性顯著增加；然而隨著煤體致裂后，要發生收縮變形，致裂后的裂隙自動閉合，煤層透氣性又逐漸降低，40 d后又趨于穩定。為直觀形象觀測煤層透氣性變化，論文采用徑向流量法測量煤層透氣性系數，通過對比得知，趨于穩定后透氣性系數提高19.83～24.45倍，增透效果顯著，見圖7。

圖7　煤層透氣性系數Fig.7　Permeability coefficient of coal seam

4.4　瓦斯抽采效果分析

圖8　致裂前后瓦斯抽采效果Fig.8　Effect of gas drainage before and after fracturing

本次現場試驗以CO2致裂后鉆孔的瓦斯平均濃度及抽采純量為評價指標，致裂前后其隨抽采時間的變化關系圖8所示。由圖8得出，致裂前10 d瓦斯平均濃度偏低，平均濃度為15.3%，在瓦斯抽采10 d以后，瓦斯平均濃度基本維持在10%以下，且瓦斯濃度衰減率也較快，抽采周期較短；而致裂后瓦斯平均濃度明顯提高，致裂后前30 d內，瓦斯平均濃度在53.6%左右，在致裂50 d后，瓦斯平均濃度仍維持在45%以上，相對于致裂前提高了4倍左右，同時瓦斯衰減周期明顯增長，比致裂前至少提高2.5倍，且目前判斷，瓦斯抽采濃度依然沒出現衰減趨勢。由圖8得出，瓦斯抽采純量由致裂前平均1.8 m3/d提高到致裂后平均6 m3/d，提升幅度將近達到3.33倍，明顯提高了瓦斯抽采量。

綜上所述可知，低透氣性煤層采用CO2致裂技術，能夠明顯提高瓦斯的抽采濃度及抽采純量，并延長了衰減周期，取得了比較理想的增透促抽效果。

5　結論

1)CO2相變致裂技術利用高壓氣體沖擊破碎煤巖體，實現了煤巖體的裂隙發育，增大了煤巖層的透氣性，CO2致裂作用時，煤體損傷系數越大，有效應力強度因子也越大，增透致裂效果越顯著。

2)得到了1 kg液態CO2相變致裂爆炸當量，其爆炸的當量相當于398 gTNT炸藥。

3)確定了釋放管噴嘴的最優結構和幾何參數，即最優結構為(a)空心圓柱結構，噴嘴最優長度18 mm，最優直徑24 mm，最優壓力276 MPa；單組釋放孔型釋放管產生的流場比較連續均勻，影響范圍較大，更有利于致裂煤層。

4)得到了鉆孔瓦斯抽放影響半徑與致裂管數呈三次函數關系，提出了單孔一點致裂技術方案，現場應用取得了顯著的增透促抽效果。

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