低透氣性煤層減漏增透綜合增抽技術(shù)

潘 競 濤

1. 煤科集團沈陽研究院有限公司 2. 煤礦安全技術(shù)國家重點實驗室

0 引言

為確保煤礦生產(chǎn)的安全性，需進行煤層氣（俗稱瓦斯）抽采[1]。中國煤炭資源豐富，煤層氣資源潛力巨大[2]，具有煤層含氣量高、厚度大、非均質(zhì)強、滲透率低等特點[3-4]。澳大利亞、美國等的煤層滲透率一般大于10 mD，而我國的煤層滲透率普遍小于0.1 mD[3-5]，實現(xiàn)煤層氣的高效抽采難度大，而要解決低透氣性煤層瓦斯抽采難題則需要從煤層瓦斯的滲流分析入手。煤層氣與常規(guī)天然氣相比，其賦存的巖石類型、氣體儲存特征、流體開發(fā)規(guī)律不同：①常規(guī)天然氣以游離態(tài)賦存在無機質(zhì)巖石孔隙中，主要成分是甲烷，而80%以上的煤層氣以吸附態(tài)賦存在煤層中；②常規(guī)天然氣的滲流遵循經(jīng)典的達西滲流理論，而煤層氣產(chǎn)出是解吸—擴散—滲流的過程，煤層氣開發(fā)需通過整體降壓才能夠提高采收率[6]。國內(nèi)外已有學(xué)者針對煤層氣抽采滲流理論進行了相關(guān)研究，孔祥言[7]對煤層中甲烷氣的輸運機理及滲流規(guī)律進行了系統(tǒng)研究，陳仕闊[8]系統(tǒng)研究了采動影響下圍巖裂隙帶煤層氣的滲流規(guī)律，Brinkman[9]在達西定律的基礎(chǔ)上考慮流體黏性剪切應(yīng)力項，提出了描述孔隙介質(zhì)中介于達西流和管道流之間的過渡區(qū)域流動的Brinkman方程。基于上述煤層氣滲流理論研究成果，針對王家?guī)X煤礦2號煤層透氣性低，透氣性系數(shù)僅為 0.023 4 m2/（MPa2·d），煤層氣抽采濃度低（多在3%以下）且抽采流量較小（多在0.02 m3/min左右）的特點，對鉆孔和巷道方向煤層氣抽采滲流動態(tài)進行數(shù)值模擬，同時改進傳統(tǒng)封孔方式，對CO2相變爆破增透技術(shù)進行三維多點模擬，并進行現(xiàn)場試驗。所提出的一整套適合王家?guī)X煤礦2號煤層的減漏增透綜合增抽技術(shù)，可以為我國低透氣性煤層煤層氣的高效抽采提供借鑒。

1 煤層氣抽采滲流模擬

煤層氣在原始煤體中的緩慢滲流符合達西定律[7-8]，在鉆孔周圍裂隙帶的快速滲流符合Brinkman方程[8-10]，在鉆孔內(nèi)自由空間的流動符合Navier-Stokes方程[7-8]。

1.1 控制方程

1.1.1 煤層氣在原始煤體中的流動

在壓力梯度作用下游離煤層氣在孔隙介質(zhì)中的流動為線性滲流，滿足達西定律[7-8]，在此基礎(chǔ)上，得到煤層氣在原始煤體中的流動方程，即

式中Kg表示煤層氣滲透率，m2；η表示動態(tài)黏度，Pa·s；pdl表示原始煤體中煤層氣壓力，Pa；ρg表示煤層氣密度，kg/m3；g表示重力加速度，m/s2；D表示垂直方向上高程，m；Qs表示單位時間內(nèi)流體源的體積流量， m3/s。

針對近水平煤層，垂直方向高程（D）可忽略不計，故式（1）可轉(zhuǎn)化為式（2），即

1.1.2 煤層氣在裂隙區(qū)域的流動

煤層氣在裂隙區(qū)域中的流動介于其在煤層多孔介質(zhì)中的緩慢流動（滿足Darcy定律）與其在鉆孔通道中的快速流動（滿足Navier-Stokes方程）之間，可采用Brinkman方程[8-10]進行描述，即

式中ε表示孔隙度；vbr表示速度，m/s；pbr表示裂隙區(qū)煤層氣壓力，Pa；F表示體積力，N/m3。

由于可以忽略重力和壓縮效應(yīng)的影響[10]，F(xiàn)＝0，則式（3）可轉(zhuǎn)化為：

1.1.3 煤層氣在鉆孔內(nèi)自由空間的流動

當(dāng)氣流速度小于100 m/s時，可以忽略壓縮效應(yīng)的影響，視氣體為不可壓縮[11-12]。煤層氣抽采管路內(nèi)氣體流速一般介于5～12 m/s[13]，因此可以將抽采管路及抽采鉆孔內(nèi)氣體看作不可壓縮流體，即其密度近似為恒定。不可壓縮流體的流動滿足Navier-Stokes方程[7-8]，如式（5）所示，同時還應(yīng)考慮動量守恒方程式，如式（6）所示。

式中vns表示自由空間煤層氣的流動速度，m/s；pns表示自由空間煤層氣的壓力，Pa。

考慮ρg近似為常數(shù)，公式（5）轉(zhuǎn)化為式（7），即

同理由于可忽略重力和壓縮效應(yīng)的影響，F(xiàn)＝0，式（6）可轉(zhuǎn)化為：

在各流動區(qū)域交界處將各控制方程的壓力和速度與鄰近區(qū)域的壓力和速度關(guān)聯(lián)起來，從而實現(xiàn)模型的耦合。

1.2 邊界條件

1.2.1 原始煤體流動區(qū)域

入口邊界條件為：

式中v表示單位面積體積流量，m/s；Q表示可滲透區(qū)域的抽采量，m3/s；rres表示儲層動用半徑，m；b表示儲層厚度，m。

從原始煤體中的流動過渡到裂隙區(qū)域的流動，控制方程耦合時使用壓力約束[14]，出口邊界條件為：

壁面邊界條件為：

1.2.2 裂隙區(qū)域

入口邊界條件為：

式中vdl表示煤層氣流速，m/s。

出口邊界條件為：

壁面邊界條件為：

1.2.3 自由空間區(qū)域

從裂隙區(qū)域的流動過渡到鉆孔內(nèi)自由空間的流動，控制方程耦合時使用速度約束[10]，入口邊界條件為：

式中vns表示單位面積的體積流量，m/s；Qin表示體積流量，m3/s；rwell表示鉆孔半徑，m。

出口邊界條件為：

式中pwell表示煤層氣在自由空間的壓力，Pa。

1.3 假設(shè)條件與初始參數(shù)

假設(shè)條件如下：①煤層均質(zhì)分布且各向同性；

建立長21 m、寬8 m的二維煤層平面物理模型，其中y方向－1～0 m代表巷道自由空間，x方向－0.05～0.05 m代表鉆孔自由空間，模型參數(shù)如表1所示。

表1 二維煤層平面物理模型參數(shù)表

1.4 不同封孔長度下煤層氣抽采滲流模擬分析

利用COMSOL Multiphysics軟件，對抽采鉆孔長度為120 m，封孔長度分別為8 m、10 m、12 m、14 m、16 m、18 m進行煤層氣抽采的數(shù)值模擬。巷道空氣從巷道煤壁裂隙區(qū)域滲漏進入抽采鉆孔，鉆孔負壓吸引周圍煤體中煤層氣向鉆孔流動，延長封孔段長度達18 m時仍然會引起巷道中風(fēng)流向著煤壁滲入鉆孔（圖1）。 如圖2所示，由于抽采鉆孔封堵段的影響，使得煤層氣從巷道煤壁向鉆孔方向的滲流速度對應(yīng)封孔段近乎恒定，超過封孔段以后隨著與巷道中線距離的增加，煤層氣滲流速度呈明顯下降趨勢。選取各封孔長度下模型中x= 2 m處的滲流速度計算滲漏量， 以8 m封孔長度下的滲漏量為基準(zhǔn)，12 m封孔長度下滲漏量已減少32.5%，隨封孔長度增加，滲漏量繼續(xù)減少，但減少的幅度已較緩，18 m封孔長度下滲漏量減少36.7%（圖3）。因此，從封孔工藝的可操作性和封孔材料使用的經(jīng)濟性考慮，12 m為合理封孔長度。

圖1 封孔長度18 m時煤層氣抽采滲流模擬圖

圖2 不同封孔長度下巷道煤壁方向（x = 2 m處）滲流速度曲線圖

圖3 不同封孔長度下滲漏量減少率曲線圖

2 抽采鉆孔封孔工藝改進

由于延長封孔段長度仍然會引起巷道中風(fēng)流向著煤壁滲入。因此，單純依靠增加抽采鉆孔封孔段長度無法有效避免巷道中風(fēng)流向著煤壁滲漏進入抽采鉆孔，而應(yīng)改進封孔方式及工藝技術(shù)，有效堵截巷道中風(fēng)流滲漏入抽采鉆孔。

傳統(tǒng)的封孔材料主要為聚氨酯，封孔后瓦斯抽采平均濃度較低，且衰減速度較快。抽采鉆孔中的高負壓使得凝固后的聚氨酯易出現(xiàn)滲漏，影響封孔效果。為了避免煤壁滲漏空氣，應(yīng)用固液耦合壁式封孔工藝[15]密封抽采鉆孔，如圖4所示。

圖4 固液耦合壁式密封示意圖

固液耦合壁式封孔工藝具有動態(tài)密封承壓的特點，封孔黏液滲入采動影響產(chǎn)生的裂隙內(nèi)，甚至能夠滲入煤體原始裂隙內(nèi)，形成壁面密封，從而有效避免巷道風(fēng)流向鉆孔滲漏。

在王家?guī)X煤礦20109工作面順槽布置兩組抽采鉆孔，每組6個抽采鉆孔組成，鉆孔間距5 m，第一組采用傳統(tǒng)的聚氨酯封孔，封孔長度為8 m，第二組采用固液耦合壁式封孔工藝封孔12 m，測定瓦斯抽采濃度和抽采混合量，對兩種封孔工藝的抽采效果進行對比，結(jié)果如表2所示。

封孔理想狀態(tài)，抽采鉆孔內(nèi)瓦斯?jié)舛葢?yīng)為100%[16]，巷道漏風(fēng)混入抽采鉆孔，引起抽采鉆孔抽采濃度降低。因此可以依據(jù)表3中相關(guān)數(shù)據(jù)計算出聚氨酯封孔12 m比聚氨酯封孔8 m減少巷道漏風(fēng)量為30.3%，與數(shù)值模擬計算的12 m封孔長度相對8 m封孔長度減少漏風(fēng)量為32.5%較符合。壁式封孔12 m比聚氨酯封孔8 m減少巷道漏風(fēng)量約78%，抽采濃度增加12倍，抽采混合量降低約0.8 m3/min，同時抽采純量增加近3倍。可以看出，增加封孔長度和改進封孔工藝可有效減少巷道漏風(fēng)量，同時提高瓦斯抽采濃度和抽采純量。不過，改進封孔工藝及增加封孔長度后抽采絕對增加量依然較小。因此還需采取其他技術(shù)來提高王家?guī)X煤礦2號煤層瓦斯抽采效果。

表2 不同封孔工藝、封孔長度抽采效果對比表

3 CO2相變爆破（增透）技術(shù)

3.1 CO2相變爆破數(shù)值模擬

進行CO2相變爆破數(shù)值模擬時，為了分析CO2相變爆破引起的滲透率變化，需要使用低反射邊界條件[17-18]將計算域截斷到合理的大小。建立長6 m、寬4 m、高4 m的三維煤體物理模型，如圖5所示。

3.1.1 邊界條件

與 點 載 荷（0，－3，0）（0，0，0）（0，3，0）相鄰的面設(shè)為對稱邊界；與點載荷（0，－3，0）（0，0，0）（0，3，0）不相鄰的面設(shè)為低反射邊界，低反射邊界條件為：

式中σ表示應(yīng)力，Pa；n、τ表示邊界處單位法向矢量和單位切向矢量；ρ表示煤體的密度，kg/m3；vp、vs分別表示材料中壓力波和剪切波的速度，單位均為m/s；u表示位移分量，m。

3.1.2 初始參數(shù)

初始參數(shù)如表3所示，煤巖楊氏模量、泊松比及密度如表1所示。

表3 CO2相變爆破模擬初始參數(shù)表

3.1.3 爆破結(jié)果及討論

如圖 5 所示，點載荷（0，－3，0）（0，0，0）（0，3，0）附近應(yīng)力最大，體積應(yīng)變的彈性能使得煤體屈服變形，從而使點載荷附近變形較大，隨著與點載荷距離的增大，變形逐漸減小。圖6為爆破后的滲透率分布曲線圖，在2 m、3 m、4 m處分別截取數(shù)據(jù)，在爆破孔徑向距離2 m處滲透率為0.77 mD，約為初始滲透率的13倍，在爆破孔徑向距離3 m處滲透率為0.30 mD，約為初始滲透率的5倍，在爆破孔徑向距離4 m處滲透率為0.10 mD，約為初始滲透率的1.6倍。可以看出，距離爆破點4 m處滲透率增加已較有限。

圖5 爆破時煤體應(yīng)力分布圖

圖6 爆破后滲透率分布曲線圖

3.2 現(xiàn)場試驗

在王家?guī)X煤礦2號煤層20109工作面開展CO2爆破（增透）現(xiàn)場試驗。此試驗區(qū)煤層平均厚度為6.03 m，工作面傾向長度為260.00 m，工作面煤層傾角介于－3°～2°，試驗區(qū)距離切眼200 m，試驗區(qū)內(nèi)無斷層。結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果CO2相變爆破影響半徑約為3 m，分別考察距離爆破孔2 m和3 m時，在增透前和增透后觀測孔的抽采效果，相應(yīng)將試驗區(qū)劃分為兩個增透區(qū)域進行對比。區(qū)域一：在20109工作面距切眼200 m處巷道回風(fēng)順槽布置間距為4 m的單排抽采鉆孔，鉆孔深度為120 m，在抽采鉆孔中間位置布置CO2增透爆破孔。區(qū)域二：在距區(qū)域一50 m巷道回風(fēng)順槽布置間距為6 m的單排抽采鉆孔，鉆孔深度為120 m，在抽采鉆孔中間位置布置CO2增透爆破孔。

通過鉆孔電視探測儀對爆破孔爆破前后15～18 m位置進行探測，結(jié)果如圖7所示，CO2相變爆破后鉆孔壁大面積破損，并形成很多相互交織的爆生裂隙和開口較大的孔洞。

圖7 鉆孔探測圖

如圖8所示，CO2爆破后，瓦斯抽采純量大幅提高。抽采鉆孔和爆破孔距離2 m時，抽采純量提高15～20倍；距離3 m時，抽采純量提高15倍左右。

采取綜合增抽技術(shù)前鉆孔抽采濃度平均為1.56%，采取綜合增抽技術(shù)（抽采鉆孔與爆破孔距離2 m）后抽采濃度為40%左右，增加近25倍；采取綜合增抽技術(shù)前鉆孔抽采純量平均為0.016 m3/min，采取綜合增抽技術(shù)（抽采鉆孔與爆破孔距離2 m）后鉆孔抽采純量平均為2.83～4.17 m3/min，是采用綜合增抽技術(shù)前的200倍；抽采純量增加2 m3/min多。可以看出，該減漏增透技術(shù)現(xiàn)場應(yīng)用效果良好。

圖8 爆破后瓦斯抽采純量曲線圖

4 結(jié)論

1）延長鉆孔封孔長度可減少巷道中空氣滲漏量，王家?guī)X礦2號煤層抽采鉆孔合理封孔長度為12 m。

2）增加封孔長度、采用固液耦合壁式封孔工藝可有效減少巷道漏風(fēng)量，同時提高瓦斯抽采濃度和抽采純量。

3）CO2相變爆破后鉆孔壁大面積破損，并形成很多相互交織的爆生裂隙和開口較大的孔洞，數(shù)值模擬結(jié)果顯示距離爆破點3 m處滲透率為初始滲透率的5倍，距離爆破點4 m處滲透率為初始滲透率的1.6倍。

4）現(xiàn)場試驗結(jié)果表明，減漏增透綜合增抽技術(shù)應(yīng)用后，瓦斯抽采純量是之前的200倍，該綜合增抽技術(shù)可有效解決低透氣性煤層瓦斯抽采的難題。