豫西“三軟”煤層水力壓裂防突增透作用機理及工程應用

李 磊

(1.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶市沙坪壩區，400037；2.國家煤礦安全技術工程研究中心，重慶市沙坪壩區，400037)

豫西“三軟”礦區大多屬于低滲透性、難抽采、高瓦斯礦區， 隨著開采深度的增加，煤與瓦斯突出危險性增加，預抽煤層瓦斯的區域性瓦斯治理方法是解決煤礦開采中瓦斯災害威脅的重要手段。近年來，對于低透氣性較難抽采的突出煤層，為提高其預抽煤層瓦斯效果，作為被動增透技術之一的水力壓裂技術進行了大量的試驗與工程應用。由于豫西滑動構造形成的“三軟”煤層具有透氣性差、瓦斯含量差異大、衰減快、高構造變動的特點以及片狀—鱗片—碎粒—碎粉類散體結構特點，因此研究“三軟”煤層水力壓裂條件下的防突增透作用機理、水力壓裂條件下煤體的應力—應變及壓裂孔孔徑對瓦斯運移作用效果影響，對于合理使用水力壓裂增透措施、提高抽采效率具有重要意義。鑒于此，本文以COMSOL軟件為分析平臺，以告成煤礦25011工作面下副巷、中底抽巷為實例，建立了“三軟”煤層水力壓裂三維多物理場耦合模型。通過模擬整個注水壓裂過程，并通過現場試驗進行驗證，得到了壓裂過程的壓力分布和變形過程、壓裂液滲擴過程，討論了“三軟”煤層水力壓裂防突增透作用機理及適用條件。

1 水力壓裂防突增透作用機理

煤層水力壓裂以大于煤層濾失速率的注入量和破裂壓力的壓力，通過鉆孔將水沿煤層結構弱面或原生裂隙注入，水壓大于煤層起裂壓力時，煤層沿結構弱面形成多級裂隙，并通過裂隙的擴展、連通形成多裂隙網，實現煤體整體均勻卸壓，從而增加煤體透氣性、消除局部應力集中。同時，由于煤對瓦斯、水的吸附親和性差異，在壓力作用下壓裂液流動導致瓦斯驅替作用。水力壓裂通過煤體內造縫增透、瓦斯驅替及卸壓增透達到煤層增透、防突作用。

2 數值計算模型

本次模擬告成煤礦25011下副巷、中底抽巷掘進區域條帶。告成煤礦屬煤與瓦斯突出礦井，25011下副巷沿突出煤層二1煤層布置，煤層傾角為2°～12°；工作面傾斜長185 m、走向長1000 m；煤層厚度0.2～8.4 m，平均厚度4.5 m。瓦斯含量3.56～10.94 m3/t，該工作面煤體堅固性系數f<0.1～0.25，瓦斯放散初速度Δp為23.43。直接頂主要為泥巖，直接底為砂質泥巖，屬典型的豫西“三軟”煤層。

本模型的建立基于以下假設：

(1)煤層為各向同性的多孔彈性介質；

(2)由于施工中的排煤卸壓作用，在壓裂過程中壓裂鉆孔一定范圍為變飽和區；

(3)壓裂過程中煤層頂底板為固定約束、不透水層，其滲流量、位移量均為0；

(4)煤體中瓦斯、水的流動均為層流，流場中任意點處于熱力學平衡狀態。

根據工作面煤層賦存條件，采用三維多孔介質流體力學模型。模型高度(z向)、寬度(y向)和長度(x向)分別為4.5 m、40 m和40 m，整個模型采用自由四面體網格劃分，共劃分為39262個單元，如圖1所示。建立模型Ⅰ多孔介質兩相流、模型Ⅱ多孔介質固體力學兩個模型。為進行研究對比，模型Ⅰ設置了3個數值模型，分別模擬變飽和帶直徑分別為0.5 m、1 m、2 m對水力壓裂中壓裂液運移情況。

依據井下測量結果，在模型頂部施加等效于頂板上部巖層自重的豎直載荷8.58 MPa，模型瓦斯壓力P0=2.0 MPa。邊界條件為:模型頂、底端固定，四周為常水壓邊界(0 MPa)，可以水平移動。模型鉆孔深2.8 m，初始水壓0 MPa，持續增加到21 MPa左右，壓裂時間4 h, 煤體密度ρ1為1.35×103kg/m3，吸附常數α為45.26 kg/m3，吸附常數b為0.5724，初始參透率k0為2.03×10-17m2，初始孔隙率φ0為0.0812，初始地應力為8.58 MPa，瓦斯動力粘性系數為1.08×10-5Pa·s，水的動力粘性系數為1.404×10-3Pa·s，泊松比為0.25，彈性模量為2.1 GPa，原始瓦斯含量為7.9 m3/t，瓦斯密度ρ2為0.714 kg/m3，原煤水分為1.1 %，原煤灰分為13.87%，水密度ρ3為1.0×103kg/m3。

3 數值模擬結果及分析

圖2～8為各模型的數值模擬結果，分別給出了水力壓裂條件下原始煤體內應力、速度場分布及壓裂液擴滲、位移動態演化圖。本文通過壓力分布動態分析壓裂壓力對原始煤體內應力集中區的影響及瓦斯壓力變化情況，并通過瓦斯“壓力-含量”的換算關系分析煤體瓦斯含量變化，通過速度場分布情況描述壓裂過程中壓裂液的運移擴散過程，煤體的位移變化可以解釋煤體內裂隙動態深化過程。

3.1 模型Ⅰ的結果與分析

模型Ⅰ為煤層在20 MPa水力壓裂條件下“三軟”煤層中孔隙壓力傳遞及孔隙中壓裂液運移速度場模型。模型中直徑94 mm的壓裂鉆孔內壓裂液流動采用管道流動模型。由于壓裂鉆孔施工過程中排出煤屑，導致鉆孔周圍一定范圍內煤體卸壓，同時煤體釋放出部分瓦斯，該區域在水力壓裂過程中形成變飽和流場區，變飽和流場區大小用半徑r描述，壓裂液滲流采用Richard方程描述。由于壓裂液注入，變飽和區煤體水分的飽和度設為0.12，原始煤體中水的飽和度為原煤水分，即0.011。卸壓煤體以外的區域到模型邊界視為原始煤體區，同時存在瓦斯、水兩種不混流的氣、液流體，采用兩相Darcy定律描述其在煤體中流動。

直徑1 m的變飽和區原始煤體內壓力及速度場如圖2所示，圖中箭頭長度、方向為壓裂液運移速度的大小及方向。加載初期，鉆孔內水壓在1 min內上升到泵控壓力。隨著壓裂液在松軟煤層中滲透，由于孔隙率減少、壓裂鉆孔法向方向煤體內瓦斯壓力的增加及孔隙摩擦阻力作用，自變飽和區向原始煤體區煤體內壓裂液壓力及運移的速度急劇衰減。在壓力作用下，壓裂液自壓裂孔以遠大于煤體內瓦斯壓力的壓力滲入煤體的過程如圖3所示。由圖3可以看出，隨著時間的增加，壓裂液在原始煤體中逐步擴滲，72 h時(如圖3(f)所示)以壓裂孔為中心、半徑約12 m圓形區域原始煤體中含水量遞減，邊緣區的含水量達到3%左右。在20 MPa水力壓裂條件下，變飽和區直徑分別為1 m、2 m時原始煤體內的壓力分析及速度場如圖4所示。圖5(a)和圖5(b)顯示，變飽和區半徑分別為1 m、2 m時，72 h(t=4320 min)時以壓裂孔為中心，半徑分別為14 m、20 m圓形區域邊緣的原始煤體中含水量為3%左右。分別對比圖2、圖4及圖3、圖5，可以發現隨著變飽和區范圍的擴大，由于壓裂液壓力損失速率減小，壓裂液滲擴范圍隨之擴大，壓裂液滲擴范圍速度場衰減呈倍數減少。

圖2 模型在20 MPa水力壓裂條件下原始煤體切面內壓力及速度場

圖3 模型中原始煤體內飽和流體運移動態

圖4 不同直徑變飽和區原始煤體壓力及速度場

圖5 不同直徑變飽和區飽和流體運移范圍

3.2 模型Ⅱ的結果與分析

模型Ⅱ為水力壓裂條件下原始煤體內瓦斯壓力和位移的變化情況。煤體內應力設定為瓦斯壓力，煤體表面及切面位移總量及應力如圖6、7所示。從圖6、圖7可以看出，水力壓裂作業前，長方體模型的棱為高應力區。隨著水力壓裂的進行，在壓裂液高壓和瓦斯壓力共同作用下，模型邊界4個角部的總位移量逐步減小、以角部為中心位移量減少區域的范圍逐步擴大，與此同時，y、z平面內,模型四邊的總位移量較大的區域向各邊的中心點逐步縮小。第12 min時，角部位移總量達到最小值，角部高應力區消失；第24 min時，模型各邊的總位移量達到最小值，邊界高應力區消失。壓裂作業停止時，模型邊界高應力區恢復到壓裂作業前。整個壓裂作業過程除模型邊界外的原始煤體區均為低應力區。由此可見，壓裂液的高壓可以起到對局部應力集中帶卸壓進而消突的作用。

從模型表面壓力來看，壓裂時煤體中游離瓦斯自壓裂孔沿法向方向向外運移，模型邊緣區域的瓦斯壓力最先減小形成低壓區，模型中部為高壓區。隨著壓裂作用的持續，以壓裂孔為中心的高壓區持續縮小，第34～36 min時模型中瓦斯壓力高壓區最小。此后隨著瓦斯壓力的減小，在上覆巖層的壓力作用下，模型表面壓力逐步呈現負值。同時，表面總位移量呈現大-小-大的規律，煤體的裂隙孔隙經歷了“膨脹-壓縮”兩個階段。由于多孔彈性模型未考慮“液—氣”驅替后模型孔隙中壓裂液壓力形成的模型內的應力對上覆巖層的支撐作用、煤體吸附瓦斯脫吸的“時間—壓力”綜合效應及殘存瓦斯的不可替性，所以模型最后表面壓力為上覆巖層的壓力與模型內瓦斯壓力之和。模型Ⅱ中原始煤體內瓦斯壓力演變過程表明：由于水對瓦斯驅替能力大于瓦斯對水驅替能力、水對煤體瓦斯的置換作用，高壓注入的水力壓裂液對目標區的瓦斯進行了驅替。模型Ⅱ中煤體表面位移變化情況表明，水力壓裂對原始煤體裂隙孔隙增加不明顯。

圖7 切面位移總量及應力

圖8 表面位移等值線及壓力

4 工程驗證及效果考察

4.1 壓裂施工

水力壓裂孔前后40 m范圍內的鉆孔使用水泥漿注實，同時斷層附近40 m范圍內不布置壓裂鉆孔，保證設計壓裂作用半徑范圍內在水力壓裂過程中不漏水。其中25011下副巷的壓裂目標區為煤巷條帶區域措施區域，25011中底抽巷壓裂目標區為該巷道在工作面煤層正投影兩側各20 m區域，主要為采煤工作面區域抽采防突措施增透。結合25011工作面的地質資料及巷道布置情況，下副巷、中底抽巷分別布置了21個和33個水力壓裂鉆孔，設計壓裂半徑20 m，孔間距40 m。

圖9 25011工作面壓裂前后瓦斯含量等值線圖

2017年6月21日～7月12日、9月20日～10月6日，先后對25011下副巷、中底抽巷進行了壓裂作業，每孔注水時間3.18～4.80 h。注水結束鉆孔取樣實測煤層含水量及瓦斯含量，72 h內采用瞬變電磁法對壓裂目標區進行物探。

4.2 水力壓裂作用半徑分析

水力壓裂后，對壓裂目標區的煤層進行了含水率、視電阻率測定。水力壓裂后目標區域煤層含水率增加1%～2%。壓裂目標煤巷條帶壓裂后保壓期間異常低阻區呈近圓形、橢圓形，直徑20～25 m，較正常值低7～13 Ω·m。綜合壓裂前后煤層含水量、瞬變電磁視電阻率可知，水力壓裂作用半徑達到20～25 m。

4.3 壓裂后煤層瓦斯含量分析

水力壓裂前后，對目標壓裂區控制的30 m范圍煤層取樣,實測二1煤層瓦斯含量平均降低約1～2.5 m3/t。水力壓裂前后煤層瓦斯含量等值線如圖9所示。由圖9可以看出，水力壓裂后無構造目標區域瓦斯含量平均降低1～3.5 m3/t。由于壓裂施工時間差及壓裂鉆孔作用半徑內瓦斯放射狀驅替，部分被驅離的瓦斯在相鄰壓裂鉆孔間游離形成了局部瓦斯富集。工作面區域的3條正斷層為被驅替的瓦斯進入其他儲層提供了進入頂底板“虛擬儲層”的通道，在這類斷層附近，壓裂瓦斯含量降低3～6.5 m3/t。

為切斷壓裂過程中瓦斯向已壓裂區的運移通道，實現瓦斯驅替方向精準可控，可在壓裂鉆孔作用半徑外布置抽采鉆孔，通過鉆孔達到壓裂卸煤增透、抽采瓦斯的作用，實現“驅替+攔截+抽采”的綜合治理效果。

4.4 壓裂后鉆孔抽采參數分析

壓裂施工后，采集目標區每組鉆孔的孔板濃度、流量測量數據，對比25011上副巷未進行水力壓裂區域的鉆孔抽采參數，水力壓裂區域與未進行水力壓裂區域抽采鉆孔的單孔濃度、孔板濃度、流量均在開始抽采7～10 d后明顯衰減，水力壓裂區域每組鉆孔流量無明顯增加。

測流結果表明：水力壓裂區域抽放流量無明顯增加，一方面受該區域“三軟”煤層特性影響，水力壓裂未起到“造縫”作用，目標區煤層透氣性增加不明顯，另一方面由于煤層注水導致煤體水分增加，煤體內孔隙被堵塞，煤體瓦斯放散速率減少。

5 結論

(1)對于豫西“三軟”煤層，水力壓裂作用機理主要為瓦斯驅替及通過瓦斯驅替的卸壓作用消除因瓦斯賦存不均衡導致的局部應力集中，“造縫”增透作用不明顯。

(2)通過壓裂液對于豫西“三軟”煤層的瓦斯驅替，水力壓裂可以用于煤層瓦斯含量高于突出臨界值1.0～2.0 m3/t的煤層消突，在類似條件下可以實現煤巷條帶區域措施后的快速掘進。

(3)水力壓裂驅替后目標區邊界區域內的局部瓦斯富集區域可以采用鉆孔抽采方式進行該區域的瓦斯綜合治理。

(4)壓裂作用半徑隨壓裂鉆孔半徑增加而增加。