低透氣性煤層水力壓裂增透數值模擬研究

何福勝 畢建乙 王海東

(1.山西西山晉興能源有限責任公司斜溝煤礦，山西省呂梁市，033602；2.華北科技學院安全工程學院，河北省三河市，065201)

隨著煤礦開采進入深部區(qū)域，煤層的地應力、瓦斯壓力也在不斷升高，滲透率卻在下降，導致瓦斯抽采率低下、鉆孔施工周期長，嚴重影響礦井的正常生產和接替，因此高瓦斯低透氣性工作面的瓦斯高效抽采利用已成為關鍵性的技術難題，而卸壓增透是解決此問題的最佳途徑。

目前常用的卸壓增透技術有液態(tài)CO2預裂爆破、炸藥深孔控制預裂爆破增透、開采保護層及水力壓裂。液態(tài)CO2預裂爆破操作工序復雜、有效增透半徑小；炸藥深孔控制預裂爆破后存在殘爆現象，還易引發(fā)煤與瓦斯突出；開采保護層技術對煤層群具有良好的卸壓效果，但是對單一低透氣煤層卻無能為力；水力壓裂技術最開始應用在開發(fā)石油中，在20世紀60年代，前蘇聯(lián)開始在煤礦應用該技術進行卸壓增透試驗研究，取得了良好效果。我國科研工作者也開展了大量的現場試驗：康紅普等采用理論分析和真三軸水力壓裂試驗系統(tǒng)研究水力裂縫擴展規(guī)律，將水力壓裂技術應用于神東補連塔煤礦和布爾臺煤礦、晉城王臺鋪煤礦、潞安余吾煤業(yè)公司堅硬頂板弱化和高應力巷道圍巖卸壓，取得了良好的壓裂效果；吳擁政等以余吾煤業(yè)公司S1206煤柱留巷瓦排巷為例，采用定向水力壓裂留巷卸壓技術來消除或減弱堅硬頂板形成的懸頂效應，實現堅硬厚頂板煤柱留巷目的；梁文勖等在潘北煤礦開展本煤層點式水力壓裂試驗，取得較好的增透效果，顯著增加瓦斯的抽采量，有效增大了的煤層透氣性系數；翟成等研究分析脈動水作用下煤體的疲勞損傷破壞規(guī)律及高壓脈動水楔致裂機理，并在鐵煤集團大興礦Sv719工作面開展脈動水力壓裂卸壓增透技術，發(fā)現脈動水力壓裂比普通壓裂卸壓增透效果更好，鉆孔能保持高濃度、高流量抽采；孫炳興等通過李子亞楠二井開展壓裂試驗，結果表明，當注水壓力為18 MPa時，鉆孔瓦斯自然流量增加127.6倍以上，在煤層走向方向上的影響半徑可達50 m以上。

以上科研工作者在壓裂機具設備與工藝、壓裂效果檢驗方法與儀器等方面取得了一定研究成果，但在煤巖體鉆孔壓裂時裂隙裂紋的演化規(guī)律上所做試驗研究不夠深入具體，使得現場施工時易發(fā)生壓裂參數設置不合適的現象，不能及時采取補救措施，導致鉆孔壓裂效果不理想。針對此情況，本文利用理論分析與RFPA2D-Flow數值模擬方法，揭示低透氣煤層水力壓裂時裂隙裂紋發(fā)育擴展和應力的變化規(guī)律，根據現場試驗情況分析壓裂效果，為低透氣性煤層卸壓增透、強化瓦斯抽采奠定基礎。

1 水力壓裂增透技術機理

水力壓裂增透機理是借助水壓破壞煤體，裂隙以及各級弱面的邊緣部分由于受到水壓作用對各級弱面壁進行支撐，進而使煤體膨脹、裂隙張開，隨著水壓注入，裂隙不斷地發(fā)生擴展和延伸，微觀上對煤體內部形成分割，這種分割過程不僅使空間體積增大，而且裂隙間的相互連通促使了裂隙與裂隙之間形成一個復雜的網絡，造成煤層的壓裂分解，大大提高煤層的透氣性。裂隙擴展情況如圖1所示。

圖1 裂隙擴展次序

2 建立水力壓裂數值模型

RFPA可對一個非均質巖體的流—固—破壞耦合物理場模型進行模擬，在巖石受外界載荷逐漸遞增的條件下，可以對巖石的應力狀態(tài)和裂隙的產生、擴展和延伸演化規(guī)律以及包括對滲透率的影響進行真實模擬，滲流過程水壓對巖石的破壞演化以及孔隙水壓在巖石中的分布規(guī)律進行模擬，同時在模擬過程中，分析應力-應變全過程和巖石其他物理特性。

2.1 本構關系

RFPA模擬時，先對模型分成多個小單元，其次運用恰當的破壞準則來破壞單元，當單元應力達到破壞強度時，一般破壞形式分為壓縮破壞和拉伸破壞兩種。

損傷單元彈性模量如下：

E=(1-D)E0

(1)

式中：E——損傷單元的彈性模量，GPa；

D——損傷變量；

E0——無損單元的彈性模量，GPa。

單元的破壞準則采用Mohr-Coulomb準則：

(2)

式中：F——剪應力，MPa；

σ1——最大主應力，MPa；

σ3——最小主應力，MPa；

φ——內摩擦角，(°)；

fc——單軸抗壓強度，MPa；

c——壓縮。

煤巖體細觀單元的透氣性系數-損傷耦合方程服從如下規(guī)律：

(1)給煤巖體單元施加壓應力，當其達到損傷閾值時，損傷變量D計算如下：

(3)

式中：fcr——抗壓殘余強度，MPa；

εc0——最大壓應變；

εr——殘余應變。

對應單元的透氣性系數：

(4)

式中：λ0——初始透氣性系數，m2/(MPa2·d)；

σc——壓應力，MPa；

p——瓦斯壓力，MPa；

α——瓦斯壓力系數；

β——應力影響(耦合)系數；

ξ——單元損傷時透氣性系數的增大系數。

(2)給煤巖體單元施加拉伸應力，當其達到抗拉強度ft損傷閾值時，拉應力計算如下：

σt≤-ft

(5)

式中：σt——拉伸應用，MPa；

ft——抗拉強度，MPa。

損傷變量D按下式表示：

(6)

式中：ftr——抗拉殘余強度，MPa；

εt0——彈性極限拉伸應變；

εtu——極限拉伸應變。

對應單元透氣性系數：

(7)

式中：ξ′——單元破壞時透氣性系數的增大系數。

2.2 建立模型

根據山西西山晉興能源有限責任公司斜溝煤礦的基礎參數建立15 m×5 m的實際模型，對模型的結構網格劃分采用300×100的結構單元，并用實體材料對其填充。在所選模型的中心位置繪制半徑r=0.0565 m的圓形，并對其進行空洞填充，將其作為鉆孔，設置圍壓施加10 MPa的初始應力，在垂直方向施加19.5 MPa的初始應力。模擬中注水的初始壓力設置為8 MPa，之后每一步增加0.15 MPa，從第一步算起共運算50步，模型參數：在實驗室測得包括均質度2 m、彈性模量均值E0為8 GPa、抗壓強度均值σc為12 MPa；計算獲得包括泊松比μ為0.25和壓拉比C為10 T；查詢資料獲得包括摩擦角φ為37°，內聚力為0.22 MPa，殘余強度系數ξ為0.1，滲透系數k為8.64×10-4m·d-1；現場測定獲得瓦斯壓力為0.2 MPa。

3 模擬結果分析

3.1 裂隙裂紋發(fā)育情況

孔內水壓力場可以反映出高壓水對煤體的破壞強度，如圖2所示，從注水初始到注水截止。由圖2可以發(fā)現，鉆孔邊緣的水壓一直處在最高位置，在鉆孔邊緣位置處形成一個環(huán)形的水壓力增高帶，并且隨著水壓的增大，壓力逐漸向遠處分布，裂隙不斷生成和擴展，使得水壓也在持續(xù)向外運移，當水壓升高到15.5 MPa時，壓裂鉆孔周圍出現局部破碎現象，由于煤體的非線性作用，鉆孔周圍的煤體內部弱面產生失穩(wěn)現象，裂隙向距離鉆孔遠處方向擴展，此時的壓力值即為由穩(wěn)定破壞到失穩(wěn)破壞的臨界值，不需要再增加壓力，高壓水產生的裂紋仍繼續(xù)向遠處運移，產生了一系列的新弱面，給后續(xù)水壓破裂煤體產生的裂隙裂紋運移提供新的弱面，最后產生良好的相互交織貫通的多裂隙裂紋網絡，為瓦斯運移奠定基礎，如圖2(d)所示。

3.2 最大剪應力變化情況

起始注水壓力為8 MPa時最大剪應力如圖3(a)所示，當鉆孔內集滿高壓水時，隨著壓力的增加，鉆孔周圍應力會重新分布，之后開始每一步計算增加0.15 MPa，隨著水壓的逐漸升高，當注水壓力升高到11 MPa時，最大剪應力如圖3(b)所示，從圖3(b)發(fā)現，距離鉆孔周圍較遠處的剪應力不斷增大，并且越靠近鉆孔處的剪應力越大，鉆孔周圍開始出現微裂隙，鉆孔附近的煤體達到塑性狀態(tài)；當注水壓力提升到14 MPa時，最大剪應力如圖3(c)所示，從圖3(c)發(fā)現最大剪應力繼續(xù)升高，裂隙裂紋不斷增加，注水壓力超過煤體的抗壓強度與粘結力二者之和，因此導致煤體發(fā)生破裂，裂縫不斷向遠處擴展；當壓力提升到15.5 MPa時，模擬運算停止，最大剪應力如圖3(d)所示，此時煤體出現大面積裂隙，鉆孔周圍出現局部破碎，裂隙增多，并且向深度擴展的裂隙明顯增加，煤體破裂范圍比較大，實現了增透的作用。

圖2 水壓分布

圖3 最大剪應力變化

3.3 聲發(fā)射圖分析

聲發(fā)射是靠巖石自身發(fā)射的彈性波來研究巖石內部狀態(tài)以及物理特性的一種試驗方法，當巖石受到外力載荷發(fā)生變形時，在巖體內原先存在或新產生的微裂紋發(fā)生破裂，破裂產生的彈性波向周圍發(fā)射，如圖4所示。在注水起始階段，鉆孔周圍就開始發(fā)射彈性波，而且在鉆孔周圍均勻分布，表面鉆孔周圍的微裂隙處于壓實階段，由圖4(b)～圖4(d)發(fā)現注水壓力升高到11 MPa時，鉆孔附近的彈性波逐漸向遠處擴展，此時呈現分散狀，并且在鉆孔邊緣出現密集，此時鉆孔周圍煤體為塑性變形；由圖4(e)～圖4(f)發(fā)現注水壓力達到最大水壓15.5 MPa時，鉆孔附近彈性波密集區(qū)域持續(xù)增大，而且繼續(xù)向遠處發(fā)生彈性波，因為微裂隙在遷移過程中往往伴有集結的趨勢，根據裂隙微破裂成核理論，現場目擊到在鉆孔邊緣處有微小煤塊掉落，這與最大剪應力圖模擬出現的破裂范圍大、裂隙不斷向距離鉆孔遠處方向擴展的現象相吻合。

圖4 聲發(fā)射圖

圖5 注水壓力與有效影響半徑的關系

通過模擬結果繪制出注水壓力與影響半徑的曲線，如圖5所示。由圖5可以發(fā)現，當注水壓力比較小時，影響半徑增加的程度比較小。這是因為，在注水初期，高壓水主要影響原生裂隙，原生裂隙受高壓水作用，裂隙發(fā)生閉合，隨著高壓水的不斷注入，裂隙水進入弱面空間，而且隨著水壓的傳遞，裂隙水在弱面空間的壓力不斷增大，同時受煤體內部封堵的影響，導致裂隙裂紋發(fā)育、擴展延伸緩慢。當封堵作用消失后，裂隙的擴展主要是由于高壓水的作用，裂隙的擴展速度加快，影響范圍急劇增大。當水壓繼續(xù)增大，孔隙水不斷向里滲透，進入楔形弱面裂隙空間內，由于連結力與地應力的作用，使得水壓的繼續(xù)滲流受阻，滲流速度減慢，雖然影響范圍還在繼續(xù)擴大，但擴展的速度比較慢。水力壓裂有效影響半徑最終穩(wěn)定在7 m。

4 現場試驗

4.1 現場施工及鉆孔布置

將水力壓裂技術應用在山西西山晉興能源有限責任公司斜溝煤礦18205材料巷580 m處，其鉆孔布置如圖6所示，檢驗孔和壓裂孔長度為40 m，檢驗孔封孔8 m，壓裂孔封孔20 m。為了保證封孔的質量與施工安全，將最高注水壓力設置為16 MPa。壓裂效果考察標準就是水能夠從控制孔中流出以及流出的多少。水力壓裂系統(tǒng)如圖7所示。

1-CH4傳感器；2-孔板流量計；3-閥門

1-混液箱；2-井下供水管；3-添加劑；4-卸載閥；5-壓力表；6-變速箱；7-電機；8-壓裂泵；9-流量計；10-連接件；11-橡膠注水封孔器；12-紫銅管；13-無縫鋼管；14-注漿管

4.2 試驗效果分析

4.2.1 注水壓力變化

首先對4#壓裂孔進行水力壓裂，設置注水初始壓力為2 MPa，試驗發(fā)現當水壓升高到12 MPa時，3#檢驗孔發(fā)生滲水現象且不斷增多，鉆孔附近產生大裂紋及碎小煤塊逐漸掉落，鉆孔局部煤巖發(fā)生失穩(wěn)破裂現象，這與模擬所得結果相吻合。現場共計注水時間14 min，水壓穩(wěn)定在16 MPa，注水量累計達4.2 m3。4#壓裂孔水壓變化如圖8(a)所示。

圖8 4#壓裂孔和2#壓裂孔注水壓力變化

之后對2#壓裂孔開展相同操作，發(fā)現當壓力升高至13 MPa時，壓力表指針穩(wěn)定不變，但此時1#和3#檢驗孔沒有水流出，2#壓裂孔水壓變化如圖8(b)所示。表明18205材料巷壓裂試驗的有效影響半徑大于7 m。

4.2.2 瓦斯抽采效果分析

瓦斯抽采濃度對比如圖9所示。由圖9可知，由于瓦斯自然衰減的原因，非壓裂區(qū)域的瓦斯抽采濃度呈現從高到低的變化規(guī)律，瓦斯?jié)舛茸兓秶?.1%～10.7%，平均濃度為5.26%。在水力壓裂區(qū)域，通過28 d的聯(lián)網抽采，瓦斯抽采濃度為12.8%～34.7%，平均濃度為23.28%，呈現高-低-高的變化規(guī)律，原因是抽采初期煤層內瓦斯在水壓的作用下將煤層瓦斯聚集到檢驗孔附近，形成高濃度瓦斯，隨后由于高壓水的不斷排出，連通了瓦斯運移通道，大量的游離瓦斯在負壓影響下運移到鉆孔內產生高濃度瓦斯，導致抽采期間再次出現峰值，第4～8天抽采濃度是31.08%。

圖9 瓦斯抽采濃度對比

瓦斯抽采純量對比如圖10所示。由圖10可知，實施水力壓裂后瓦斯抽采純量是0.0129～0.0879 m3/min，平均為0.0443 m3/min；而未實施水力壓裂鉆孔內瓦斯抽采純量是0.00134～0.0122 m3/min，平均為0.00459 m3/min。通過壓裂前后濃度與純量的對比發(fā)現：水力壓裂影響范圍內瓦斯抽采濃度提高了4.43倍，抽采純量提升了9.62倍。

4.2.3 透氣性系數變化

壓裂完畢借助徑向流量法以測定18205工作面水力壓裂影響處的透氣性系數，發(fā)現實施水力壓裂后透氣性系數由0.082 m2/(MPa2·d)升高到1.18 m2/(MPa2·d)，提高了14倍，透氣性顯著增大，保障了瓦斯抽采效果。

圖10 瓦斯抽采純量對比

5 結論

(1)數值模擬結果直觀地觀察到裂隙裂紋的起裂位置及擴展過程、高壓水壓力的分布情況以及對煤體的破壞強度，并且隨著水壓的增大，壓力逐漸向遠處分布，裂隙不斷生成和擴展，從而導致水壓不斷向外擴展，當高壓水壓力達到15.5 MPa時，受煤體的非線性影響，煤體內的弱面開始發(fā)生失穩(wěn)破壞。

(2)煤體在高壓水的作用下，新生裂隙會分成裂隙壓縮、裂隙穩(wěn)定延伸以及裂隙不穩(wěn)定擴展3個過程，持續(xù)發(fā)育的裂隙釋放了煤體內積聚的能量，進而提升煤層的透氣性。

(3)通過在斜溝煤礦18205材料巷實施水力壓裂現場試驗，分析對比壓裂區(qū)和非壓裂區(qū)抽采瓦斯效果發(fā)現：水力壓裂影響范圍內煤層的透氣性系數提升14倍，瓦斯抽采濃度提高了4.43倍，抽采純量提升了9.62倍，抽采效果顯著提高。