基于“氣-液-酸”的綜合預裂煤層堅硬夾矸技術

鄧廣哲，劉 華

(1. 西安科技大學能源學院,西安 710054；2. 教育部西部礦井開采及災害防治重點實驗室,西安 710054)

中國以煤炭為主的能源結構仍是未來相當時期內能源的基本形式。進入21世紀,中國煤炭總產能達到40×108t規模,120×104t以上大型煤炭企業產能占到其中的70%[1]。隨著煤炭資源的深度開采,煤層賦存條件逐漸惡劣,根據統計,在中國目前大型煤礦的綜合機械化開采中煤層夾矸率15%,不穩定厚層堅硬夾矸占到了85%[2]。煤層中堅硬夾矸的存在嚴重制約了采煤機截割工作,致使采煤機不能正常進刀,影響采面推進速度,截齒損耗嚴重,采出率降低的同時增加了采煤成本,甚至對煤質產生影響[3]。為此,對于堅硬夾矸預裂技術,中外學者進行了大量的研究,提出了多種夾矸預裂技術手段。馮宇峰[4]對夾矸破斷的非均布荷載懸臂梁力學模型進行分析,并應用ANSYS/LS-DYNA研究了含硬夾矸頂煤深孔預裂爆破弱化過程中應力波的傳播過程,分析夾矸預裂爆破過程中的影響因素,得出合理的爆破方案。鄧廣哲等[5-7]基于水力壓裂單裂隙壓剪模型及斷裂力學理論推導出定向水壓致裂臨界水壓力模型,分析了裂隙尖端曲率半徑與裂隙長度比、裂隙長度與鉆孔半徑比、圍巖壓力及裂隙角度對臨界水壓的影響,為煤層水壓致裂可控性提供理論基礎。針對硬厚煤層壓裂節能與煤炭分級理論與技術進行研究。在研究定向壓裂塊煤增產理論的基礎上,構建塊煤增產的水壓致裂模型,分析深孔定向脈沖水預裂煤體的破壞規律,提出一種基于定向脈沖水壓致裂技術的塊煤增產方法,達到破碎堅硬煤層的目的。黃振飛[8]針對煤層水力割縫影響因素及預測模型,使用Loand損傷模型模擬煤在射流作用下的力學響應機制,建立水力割縫切割深度預測模型,并通過現場試驗對模型進行驗證。童碧等[9]結合水力割縫措施在適用條件、施工工藝以及效果考察等方面存在的問題,對下向穿層孔水力割縫參數、工藝及施工流程進行研究并現場應用,取得效果較好。張震東[10]通過對煤炭開采塊煤率影響因素、超前預裂對煤體結構的影響進行理論分析的基礎上,運用液態CO2深孔預裂技術,對于提高堅硬煤體裂隙發育水平增加煤炭回采塊煤率在理論是可行的。王明宇[11]結合爆破理論與斷裂力學,分析了液態二氧化碳相變爆破裂紋擴展機理,對不同布孔方式下的裂紋擴展規律進行分析,得到了使爆破能量能夠均勻分布并取得較好爆破效果的布孔方式。

這些技術措施對于堅硬夾矸預裂具有極大的推動作用,大幅提高了煤炭資源產量。但對于綜采工作面局部出現的不穩定堅硬夾矸來說,由于作業設備多,工作空間狹小,并且出于對工作面綜采設備及人員安全考慮,上述預裂技術工藝受到了一定的局限。當堅硬夾矸致密,原生裂隙未充分發育時,單一的預裂技術手段在實際工程應用中并未充分達到預期效果。近年來,中外專家針對單一預裂手段的局限性,提出了綜合預裂技術手段,即2種及以上的預裂方法對堅硬夾矸進行綜合預裂,充分發揮各種手段的優勢而技術互補[12]。

目前,對于工作面堅硬夾矸預裂的單一技術手段在工程實際中具有一定的局限性,采用綜合預裂技術弱化煤層夾矸方面尚處于起步階段。針對以上存在問題,本文提出“高壓水射流割縫-二氧化碳預裂-酸液軟化”綜合作用的煤層堅硬夾矸預裂方法。

1 三相綜合預裂技術原理

高壓水射流割縫技術的原理是鉆孔圍巖在高壓水射流的切割、沖擊作用下,使鉆孔圍巖形成一定寬度、長度的環狀裂隙,裂隙的形成破壞了鉆孔圍巖原有應力狀態,切割的裂隙在地應力作用下,鉆孔圍巖向裂隙空間移動,應力逐漸向深部巖體轉移,應力的重新分布引起鉆孔圍巖原生裂隙的進一步擴展以及新生裂隙的形成[13]。

二氧化碳預裂技術是由于在環境溫度低于31 ℃、壓力大于7.35 MPa時二氧化碳以液態存在,超過31 ℃時開始氣化,且隨溫度的變化壓力也不斷變化。利用這一特點,在致裂器儲液管內充裝液態二氧化碳,使用發爆器啟動發熱裝置,液態二氧化碳受熱瞬間氣化膨脹并產生高壓,當壓力達到定壓剪切片極限強度時,剪切片破斷,高壓氣體從釋放管釋放,快速釋放的高壓氣體破斷巖石或煤層,致使煤、巖體開裂或破碎。并且二氧化碳預裂技術是一種無火焰爆破技術,爆破后不產生粉塵和有害氣體,破壞性小,安全可控[14]。

酸液軟化技術是根據CO2水溶液浸泡致密砂巖一定時間后,其對砂巖中碳酸鹽礦物的溶蝕作用使得致密砂巖物理化學性質發生改變,基于特定粒子相互作用理論和高度精確狀態方程的CO2溶解模型,并采用PHREEQC軟件計算CO2水溶液pH[15]。計算結果表明,壓力和溫度分別為15 MPa,45 ℃時,CO2在浸泡液體中的溶解度約為1.06 mol/kg,溶液pH約為3.17。說明在與現場鉆孔綜合預裂工藝實施相同的地層壓力溫度條件下,CO2水溶液具有較強酸性,可對砂巖夾矸中不穩定礦物產生溶蝕作用。

夾矸砂巖中碳酸鹽礦物與CO2和水作用過程中產生大量蚓孔,明顯改善了孔喉的連通性,滲透率顯著提高[16]。CO2水溶液浸泡后的砂巖膠結強度和力學強度均降低[17]。隨著強度的降低,巖體的預裂壓力和延展壓力都會降低,越有利于預裂過程中裂隙的起裂與延展；在高壓水射流割縫預先形成鉆孔內裂隙的條件下,裂隙的延展范圍更大。形成的裂隙網絡為酸液進入巖體內部提供了良好的通道,使巖體中酸化范圍增大,進一步增加裂隙的延展范圍。

根據上述研究成果,對致密砂巖進行浸泡試驗,試樣取自小保當一號煤礦112201工作面砂巖夾矸。在最大限度減小對工作面正?；夭晒ぷ饔绊懙那疤嵯?根據現場“氣-液-酸”綜合預裂工藝分步實施的累計時間,并結合砂巖浸泡軟化時間效應,設定在浸泡時間為20 min情況下,驗證得到清水、CO2飽和溶液、乳化液(濃度5‰)在不同溫度下浸泡后對砂巖強度弱化的力學影響(圖1)。經測定,溶液pH約為4.03。

根據《工程巖體試驗方法標準》中點荷載試驗,徑向加載的巖心試件長度與直徑之比不小于1,不規則塊體試件加荷兩點之間距離為30～50 mm,加荷兩點間距與加荷處平均寬度之比控制在0.3～1.0,試件長度不小于加荷兩點之間間距的要求,將從煤礦取回的樣本分成36個待測試件,加載利用GCTS數字點荷載系統進行,結合數字技術,可以在任意荷載范圍內提高精度,減少人為誤差。

圖1 清水、CO2飽和溶液、乳化液(濃度5‰)對砂巖浸泡及力學實驗Fig.1 Immersion and mechanical experiments were conducted on sandstone with water, CO2 saturated solution and emulsion (concentration 5‰)

通過對不同溫度下,清水、CO2飽和溶液、乳化液(濃度5‰)對砂巖浸泡后的點荷載試驗,發現浸泡后巖樣的力學強度發生了明顯的弱化,對裂縫的起裂和擴展產生影響。

通過圖2、圖3可以看出,溫度T=23 ℃時,浸水夾矸粉砂巖單軸抗壓強度最大,為98.31 MPa,浸水巖樣強度下降幅度較大,為73.26 MPa,軟化系數為25.18%；浸乳化液試樣單軸抗壓強度為64.28 MPa,軟化系數為34.18%；浸二氧化碳水溶液的巖樣單軸抗壓強度下降到56.72 MPa,下降幅度最大,軟化系數最大42.31%。

圖2 23 ℃時不同浸泡狀態夾矸粉砂巖強度變化規律Fig.2 Variation of strength of gangue siltstone in different soaking states at 23 ℃

圖3 23 ℃時浸泡夾矸粉砂巖軟化系數Fig.3 Softening coefficient of lost-rock siltstone soaked at 23 ℃

通過圖4、圖5可以看出,溫度T=33 ℃時,天然巖樣單軸抗壓強度最大,為95.96 MPa,浸水巖樣強度下降幅度較大,為68.57 MPa,軟化系數為28.55%；浸乳化液試樣單軸抗壓強度為59.63 MPa,軟化系數為37.86%；浸二氧化碳水溶液的巖樣單軸抗壓強度下降到52.38 MPa,下降幅度最大,軟化系數最大為45.41%。

圖4 33 ℃時不同浸泡狀態夾矸粉砂巖強度變化規律Fig.4 Variation law of the strength of gangue siltstone in different soaking states at 33 ℃

圖5 33 ℃時浸泡夾矸粉砂巖軟化系數Fig.5 Softening coefficient of lost-rock siltstone soaked at 33 ℃

通過圖6、圖7可以看出,溫度T=43 ℃時,天然巖樣單軸抗壓強度最大,為92.37 MPa,浸水巖樣強度下降幅度較大,為62.37 MPa,軟化系數為32.48%；浸乳化液試樣單軸抗壓強度為51.36 MPa,軟化系數為44.39%；浸二氧化碳水溶液的巖樣單軸抗壓強度下降到47.29 MPa,下降幅度最大,軟化系數最大為48.81%。

圖6 43 ℃時不同浸泡狀態夾矸粉砂巖強度變化規律Fig.6 Variation law of the strength of gangue siltstone in different soaking states at 43 ℃

圖7 43 ℃時浸泡夾矸粉砂巖軟化系數Fig.7 Softening coefficient of lost-rock siltstone soaked at 43 ℃

通過圖8可以看出,相比天然狀態試樣,浸水試樣、浸乳化液試樣及浸二氧化碳水溶液試樣強度都有很大幅度的強度下降,其中浸而二氧化碳水溶液巖樣強度下降最大,浸乳化液巖樣次之,浸水試樣強度下降最小；另外,巖樣狀態相同的情況下,隨著溫度的升高,試樣強度均隨之下降,結合數據可知,溫度由T=33 ℃下降到T=43 ℃時,不同狀態試樣強度下降幅度最大。綜上,二氧化碳水溶液對巖樣強度弱化最為明顯,隨著溫度的升高,巖樣強度也隨之下降。

圖8 不同溫度及浸泡狀態下巖樣強度變化Fig.8 Variation of rock sample strength at different temperatures and soaking conditions

2 三相綜合預裂技術工藝

通過對矸石鉆孔完成高壓水射流環向割縫后,孔內加入清水膜及二氧化碳預裂裝置,再封孔起爆二氧化碳致裂器進行綜合預裂,即控制了夾矸煤層裂隙擴展方向,又增大了裂隙網絡；爆炸沖擊波對孔內水介質的沖擊壓縮,使爆炸應力波的破裂效應和水鍥作用明顯,造成裂隙網絡的進一步擴展,由于水的存在,降低了爆轟產物及應力波對鉆孔巖面的初始峰值沖擊應力,不至于使鉆孔巖面過于壓縮,同時可以將爆破能量均勻地作用于鉆孔周圍的夾矸巖石；由于封孔作用,爆破后產生的二氧化碳氣體部分溶于孔內水中形成碳酸,對巖石礦物產生溶解作用使孔隙度進一步增加,改善孔隙、喉道的連通性,針對硬巖夾矸,酸損傷后其力學強度發生明顯劣化。

2.1 高壓水射流割縫技術工藝

高壓水射流割縫是在按照設計要求施工完成的鉆孔中進行,對鉆孔巖面進行環向切割,定向制造平面裂縫。設備工藝如圖9所示。割縫工藝如下：

1為清水箱；2為高壓水泵；3為高壓膠管；4為快速接頭；5為推拉桿；6為高壓水射流切割器；7為切割器噴嘴；8為膠輪平板車；9為流量計；10為水壓記錄儀；11為切割的裂縫圖9 高壓水射流割縫工藝示意圖Fig.9 Schematic diagram of high pressure water jet slotting process

(1)連接好鉆頭、高低壓轉化器、鉆桿等設備管路。推拉桿的尾部采用快速接頭與高壓膠管、高壓水泵相連,開動水泵,調至低壓檢查管路密封情況。

(2)根據矸石鉆孔長度,計算割縫刀數并將割縫鉆頭利用一定數量的鉆桿送至要求深度。

(3)將高壓水泵加載閥(調壓閥)調至最小,以便高壓水泵開啟時排液端的壓力最小,然后開啟鉆機使鉆桿以最低轉速旋轉。

(4)開啟高壓水力泵站,將泵壓調節到50～60 MPa,對孔壁圍巖進行環向切割。每刀割縫時間控制在5 min左右。

(5)切割過程中,從孔底指定位置回撤鉆桿,邊回撤邊切割,直到割縫段長度達到設計要求時,關閉高壓水泵,待充分卸壓后拔出鉆桿及鉆頭,完成割縫。

(6)重復以上步驟,對其他鉆孔進行割縫。

圖10 112201工作面局部夾矸區域平面圖Fig.10 Site plan of local clipping area of 112201 working face

2.2 二氧化碳預裂及酸液軟化技術工藝

進行二氧化碳預裂及酸液軟化工藝前,根據水力割縫位置及割縫帶的長度,確定出清水膜及二氧化碳致裂器的數量,將清水膜依次從孔底擺放至割縫帶最底部,隨后利用推送桿和一定數量的二氧化碳致裂器組合,將二氧化碳致裂器推送至割縫帶,確保二氧化碳致裂器釋放孔位于高壓水射流的割縫帶。引出放炮線并采用專用封孔器封孔,同時將放炮線拉開至安全距離與起爆器連接,根據設計的作業安全距離布置好警戒線。再次確認周圍設備及人員位于警戒線以外,隨后逆時針轉動放炮鑰匙給起爆器充電,充電完成后,啟爆器指示燈閃爍發出放炮信號,順時針旋轉放炮鑰匙,完成放炮工作。封孔15～30 min左右后,緩慢對封孔器卸壓,壓力全部卸除后,拔開封孔器,完成酸液軟化工藝。

3 現場試驗

陜西小保當礦業有限公司一號煤礦面積220 km2,可采儲量30×108t。根據地質勘探資料,小保當井田可采煤層共有9層,多數含有夾矸。112201綜采工作面位于2-2煤11盤區,直接頂為厚度2.67～3.37 m的細粒砂巖,老頂為厚度14.23～35.29 m的中粒砂巖,直接底為厚度2.05～2.67 m的砂質泥巖及粉砂巖,老底為厚度2.9～9.55 m的砂質泥巖。煤層傾角為1°,煤層厚度4.2～6.3 m,平均煤厚5.8 m,容重1.32×103kg/m3,根據井下實際情況設計采高5.8 m。

112201工作面回采過程中,持續揭露局部出現且質地堅硬的不等厚度粉砂巖夾矸,內生裂隙紊亂,致密堅硬,比重大,厚度0.5～2.5 m最大長度達到25 m。350 m長工作面推進過程中,硬巖夾矸層導致采掘困難,效率下降,耗材量劇增,工作面日產能嚴重減少,尤其是綜采過程中艾柯夫SL1000采煤機截煤效率下降,推進困難,高密度沖擊難以破碎,不僅環境污染嚴重,也導致材料成本增加,影響安全高效開采,甚至會誘發安全隱患事故。

3.1 鉆孔布置及預裂實施

試驗選擇在112201工作面回采至距回撤通道750 m處,工作面局部夾矸層厚度為1.3～1.5 m,沿工作面傾向長約為20 m。布孔方式為三排三角形平行布置,其中最上層布置于夾矸層中,中間一層布置于煤矸交界面處,最下一層布置于煤層中,屬于夾矸掏槽孔,局部夾矸區及預裂鉆孔布置方式如圖10、圖11所示。布孔參數見圖12及表1。

圖11 預裂孔布置示意圖Fig.11 Schematic diagram of pre-splitting layout

圖12 預裂孔參數示意圖Fig.12 Schematic diagram of pre-splitting parameters

表1 預裂鉆孔布置工藝參數

根據鉆孔布置方式,首先對最上層R1～R9夾矸爆破孔實施水力割縫工藝,水力割縫完成后將2 m長清水膜塞入孔底,在將兩根二氧化碳致裂器串聯放入孔中,二氧化碳致裂器單根長度為1.3 m,隨后封孔；中間層煤巖界面孔中清水膜長度1.2 m,二氧化碳致裂器兩根串聯；夾矸爆破孔及煤巖界面孔封孔長度均為0.5 m,采用特制封孔器進行封孔。最下層夾矸掏槽孔只放入單根二氧化碳致裂器。最后連接起爆器,按照夾矸掏槽孔、煤巖交界孔和夾矸爆破孔的順序依次單排爆破。爆破20 min后拆除封孔裝置,完成夾矸層的綜合預裂工藝。

3.2 試驗效果

由于本次試驗工作面出現的局部矸石含量大,分布范圍廣,硬度高,工作面揭露該段夾矸層后,日產量明顯下降,約為2.4×104t；截齒消耗量大增,進刀切割該段硬巖時,截齒磨損掉落嚴重,伴隨著噸煤油脂消耗量的持續增加。

工作面實施“氣-液-酸”三相綜合預裂后,工作面煤層中的夾矸層力學強度得到了最大程度的弱化。通過夾矸巖石物理力學試驗結果發現,平行層理方向抗張強度由預裂前的5.91 MPa降低至預裂后的4.68 MPa,降低幅度為20.81%；垂直層理方向抗張強度由預裂前的13.17 MPa降低至預裂后的11.82 MPa,降低幅度為10.25%。單軸抗壓強度由預裂前的98.31 MPa降至預裂后的41.17 MPa,軟化系數最大為58.12%。通過開采驗證,采煤機截割效率及日產能明顯提高,截割耗材量大幅度下降。產量增加到約4×104t/d,日產量提高了35%；噸煤截齒消耗量由80個降為40個,截齒消耗量降低幅度為50%；噸煤油脂消耗量由850 kg下降到600 kg,油脂消耗量降低幅度為29.4%。

4 結論

(1)對“氣-液-酸”綜合預裂技術原理進行了研究,包括高壓水射流割縫技術原理、二氧化碳預裂技術及酸液軟化技術原理。通過三種預裂技術的綜合應用,突破了單一預裂手段的局限性,針對弱化煤層堅硬夾矸方面,三種技術取長補短,充分達到技術互補,矸石破碎程度高,實現了工作面的安全高效生產。

(2)進行了高壓水射流割縫技術、二氧化碳預裂及酸液軟化技術的“氣-液-酸”三相綜合預裂技術工藝研究,對高壓水射流的割縫壓力,環向切割時間進行了研究；解決了二氧化碳預裂及酸液軟化技術工藝中,清水膜及二氧化碳致裂器擺放順序、致裂器推送位置和封孔時間等工藝問題。

(3)針對小保當煤礦112201綜采工作面局部出現的大范圍堅硬夾矸的實際問題,運用“氣-液-酸”綜合預裂技術進行現場試驗,通過實施前后對比,充分驗證了三相綜合預裂技術對于提高工作面回采效率、節能降耗等方面的顯著效果。為工作面局部大范圍夾矸預裂提供了新的解決途徑。