深部開采煤層水力割縫卸壓增透與促抽瓦斯技術研究

何 偉，曹文龍，王向陽，康甲甲

(陜西彬長孟村礦業有限公司，陜西 咸陽 713600)

0 引言

瓦斯災害作為影響礦井安全生產的五大災害之一，同時對瓦斯的高效治理也是確保礦井安全生產的前提[1]。我國大多數礦井開采已向深部開采邁進，機械化程度加大后面臨的災害類型也日趨復雜。目前，煤層瓦斯災害防治目前主要以井工式抽采為主[2 -5]，由于儲層的沖擊性應力集中顯現，導致煤層滲透性低下，嚴重降低了本煤層瓦斯抽采效率，為工作面正常生產過程帶來了安全隱患[1]。大量研究表明，煤層瓦斯由于其儲量豐富，發熱量相對較高且燃燒后不會產生危害環境的有毒有害氣體，被視為一種新興的非常規天然氣資源，對其高效抽采并加以高效利用也是目前研究的熱點[6]。然而，對于目前深部開采且伴有強地應力沖擊性的煤層而言，由于煤層滲透性低下導致絕大多數瓦斯氣體分子解吸困難，僅采用負壓抽采的方式促抽煤層瓦斯效率普遍低下，難以實現瓦斯災害高效防控和非常規新能源利用[7]。

人工應力載荷技術對煤體造成應力損傷，增加煤體孔裂隙發育程度，緩釋煤層沖擊性應力集中是實現煤層卸壓增透的具有普適性的新型工藝技術[8]。其中，水力壓裂和水力割縫技術目前已經成為用于煤層卸壓增透的重要技術方法[9 -10]。水力壓裂技術的主要原理在于利用高壓水對煤層低透區域形成水力沖擊效應，在高壓應力作用下對煤層水力損傷區域造成疲勞損傷，迫使煤層內部原始裂隙沿著薄弱區域擴展延伸，在裂隙高度發育的同時，緩解煤層局部應力集中，以實現煤層卸壓和增透的目的[11]。然而，由于煤層內部大尺寸裂隙的存在，易導致水力壓裂過程中絕大部分水體在高壓應力作用下沿著原始大尺寸裂隙滲流，大量水體流失，并不能對煤層內部形成均勻的高壓應力損傷[12]；而且大量水體對煤體的浸潤作用，會導致水力浸潤區域煤層內部微觀孔裂隙結構被水分子填充，形成“水鎖效應”，反而會降低煤層瓦斯抽采效率[13]。水力割縫技術是基于高壓水射流的軸向水力切割作用對煤層內部沿著鉆孔周圍造成應力損傷，煤體在高壓水力剪切作用下結構失穩、破裂，繼而在煤層一定范圍內形成一定縫槽半徑和微觀的裂隙網絡[14]；在水力割縫的同時破壞煤體應力集中，緩釋沖擊地壓，提高煤層滲透性，達到煤層沖擊地壓有效防治和增透增產的目的[15 -16]。相比水力壓裂技術，水力割縫技術在利用高壓水射流切割煤體時，大量水體會沿著鉆孔反排至巷道泄水渠，避免大量水體滲流進入煤體微觀裂隙網絡而造成對煤層瓦斯的“水鎖效應”。因此，利用水力割縫技術對高瓦斯強沖擊性煤層進行水力切割，以達到煤層卸壓增透的目的是可行的。

在分析水力割縫技術卸壓防沖、增透增產的基礎上，以彬長礦業公司孟村煤礦4號煤層401102工作面機電硐室局部區域為水力割縫試驗地點，開展了高壓水射流切割煤層工業試驗，重點考察試驗關鍵性參數和工藝效果，以期為同類型礦井煤層沖擊地壓防治和瓦斯高效抽采提供技術借鑒。

1 水力割縫技術及其原理

文獻調研結果顯示水力割縫技術的工藝優勢體現在對煤層“卸壓 -防沖”和“增透 -增產”的雙重功效方面。高壓水射流割縫卸壓增滲技術原理及作用過程機制主要體現在以下2個方面。

1.1 技術原理

水力割縫原理在于利用高壓水射流旋轉過程中徑向高壓應力對煤體的切割作用，在水射流有效切割影響范圍內“掏槽排渣”，形成應力卸載區域的作用過程。從動量守恒的角度分析，經水力割縫器高壓射出的水流在射流過程中水射流自身動量遠大于空氣阻力與水射流慣性[17]。因此，水力割縫高壓水射流動量方程為

(1)

式中，ρ為水的密度，kg/m3；n為截面法向矢量；v為高壓水射流速率,m/s；A為水射流束截面面積,m2。

從水力割縫高壓水射流沖出水介質流體是高速流動的，其速度矢量異向分布規律呈現相似性，即高壓水射流速度矢量滿足方程

u/um=(1-ξ1.5)2

(2)

式中，u為水射流速度矢量，m/s；um為水射流軸心速度，m/s；ξ為無量綱徑向坐標。

經過大量試驗證明，高壓水射流距離大小與射流速度呈線性相關，針對煤層內部高壓旋轉水射流軸向速度矢量的分布滿足方程

(3)

式中，Pe為水射流噴射壓力，MPa；b0為噴嘴直徑，m；h為水射流噴射距離，m；k為徑向與軸心間隔距離，m。

由此可知高壓水射流高速沖擊截割煤體，在有效截割范圍內基于水射流速率的煤巖體受載荷沖擊應力大小滿足

dPw=ρudQ

(4)

式中，Pw為射流沖擊壓力，Pa；Q為射流流量，m2/s。

同時，煤體是一種多孔裂隙介質體，其內部孔裂隙的發育程度與煤體滲透率緊密相關。一般認為水力割縫卸壓增透除對煤基質面進行水力沖擊截割外，也能對煤體多重孔隙介質內部壓力勢能進行泄放。即高壓水射流切割煤體過程中所受煤體孔裂隙結構產生的外載荷孔隙壓力表達式為

P/P0=V/V0

(5)

式中，P為水射流沖擊作用煤體孔隙壓力，MPa；P0為煤體初始孔隙壓力，MPa；V為射流沖擊下的煤體孔容，m3；V0為初始孔容，m3。

從作用過程分析，高壓水射流水力截割煤體是在擠壓應力作用下對煤體穩態結構的破壞：一方面表現在高壓水射流沖擊產生的各向應力對煤體進行縫槽式切割破壞，形成大尺度裂縫，卸掉局部壓力集中，達到卸壓增透的目的；另一方面，高壓水射流對煤體微觀孔裂隙的擠壓應力大于煤體自身抗壓強度時，對煤體產生微觀破壞，在張拉應力作用下煤體局部區域出現新生裂隙產生及原始裂隙擴展的現象，該過程滿足方程

(6)

式中，σc為臨界應力作用下煤體微裂紋擴展，Pa；α0為微裂紋半徑，m；KIC為煤體自身斷裂因子。

1.2 作用過程機制

水力割縫技術是利用高壓水射流的切割、沖擊作用下，鉆孔周圍一部分煤體被高壓水擊落沖走，在煤層卸壓區域形成大尺度縫槽的技術。該技術采用鉆割一體鉆頭在煤層中鉆孔內利用高壓水射流沿孔壁對煤體進行各向水力切割，迫使煤層內部沿垂直鉆孔方向形成多條具有一定尺度的扁平縫槽，最終借助水流將切割下來的煤渣排出孔外，實現煤層卸壓、增透以及降溫、降塵的目的。水力割縫示意如圖1所示。

圖1 水力割縫示意Fig.1 Schematic diagram of hydraulic slotting

1.2.1 卸壓 -防沖效應

通過高壓水力截割效應，使煤層內部形成扁平縫槽空間，改變了煤層原巖應力和裂隙分布狀況，緩釋了煤層與圍巖應力緊張狀態，達到煤層卸壓與動態防突效果。

1.2.2 增透 -增產作用

煤體內部的孔裂隙分布影響其滲透性，若內部孔裂隙數量較多且互相連通形成孔裂隙網絡，構成瓦斯的擴散、運移和釋放的通道，提高本煤層局部區域滲透率。水力割縫致裂縫槽如圖2所示，當采用高壓水射流對煤體進行截割后，在煤層內部形成了較多的扁平狀縫槽，等同于在煤層內部形成了層狀極薄保護層，釋放煤層應力集中，為煤層卸壓增透與瓦斯運移(滲流、擴散)創造條件，使煤層在一定范圍內充分卸壓，使縫槽周圍的煤體向縫槽產生一定程度的各向位移，提高了煤體滲透率進而增大煤層透氣性，增強了本煤層割縫卸壓與瓦斯促抽的區域范圍。同時，縫糟周圍會形成新的孔裂隙，與原有裂隙、孔隙之間互連互通構成裂隙網絡，等價于煤體內部的很多小鉆孔加速煤體的卸壓和瓦斯的解吸運移。割縫鉆孔改變了傳統普通鉆孔的瓦斯流動，破壞普通鉆孔周圍應力集中形成的瓶頸效應的同時，為煤層瓦斯運移和解吸滲流提供了相應的通道，提升了瓦斯抽采效率，減少了瓦斯抽采達標時間，大幅度減少煤層鉆孔布置數量，實現本煤層瓦斯高效抽采。

圖2 水力割縫致裂縫槽示意Fig.2 Schematic diagram of fracture groove caused by hydraulic slotting

2 試驗工藝與方法

2.1 工藝體系介紹

試驗選用陜西煤業化工技術研究院的成套水力割縫系統裝備：主要包括水力割縫截割一體化鉆孔、高壓水輸送鉆桿、攜帶獨立轉頭轉換器和高壓水力截割旋轉器、高壓水射流膠管與乳化液泵組、水箱等組成。從功能方面，水力割縫一體化裝備的鉆頭是集水力旋轉鉆進和截割煤體為一體的孔內裝備。在高壓水射流正常割縫鉆進時，高壓鉆桿攜帶鉆頭超前軸向正常出水截割煤體，直至鉆進設計深度。設計深度水力截割結束則采用一體化鉆頭后退式下一梯度的截割位置，持續設置恒定水力截割壓力與割縫時間，開啟徑向射流噴嘴，鉆機勻速旋轉沿鉆孔對煤體進行徑向高壓水射流切割。高壓水射流割縫系統原理及實物如圖3所示。

圖3 高壓水射流割縫系統原理及實物Fig.3 Principle and real object of high pressure water jet slotting system

2.2 試驗方法

2.2.1 鉆孔布置

為了更好地測試水力割縫定向壓裂的區域范圍、割縫時間、高壓水射流壓力大小等因素，在彬長礦業孟村煤礦4號煤層401盤區401103工作面進行水力割縫定向卸壓增透試驗研究，通過布置不同的鉆孔間距和施工不同割縫間距的割縫鉆孔開展試驗，從而確定最合適的割縫間距、孔間距、壓裂時間、壓裂壓力并考察瓦斯抽采效果。選擇在401103工作面運順(東)掘進迎頭向東進行施工1#和2#這2個鉆場，每個鉆場間距20 m，分別實現水力割縫最優空間距與水力割縫最優間距判定，水力割縫鉆孔布置示意如圖4所示。

該煤層試驗區域水力割縫壓力恒定為85 MPa，單次割縫時間為13 min，間距為10 m(根據壓裂效果具體調整)。水力割縫起始位置為距孔口50 m，割縫間距為10 m，終止位置為距孔口20 m處，確定水力割縫定向壓裂最優孔間距，即水力割縫定向卸壓的橫向半徑。

圖4 水力割縫鉆孔布置Fig.4 Layout of hydraulic slotting drilling hole

2.2.2 試驗流程

工作面試驗區域高壓水力割縫試驗流程及思路如圖5所示。

試驗流程：①進鉆到設計孔深后停鉆，退鉆，直到切割噴嘴到達煤層切割位置，高壓旋轉器與鉆桿相連接，防止緊固密封不牢而壓力泄漏；②啟動鉆機，鉆桿鉆頭在孔內勻速旋轉；③開啟高壓泵，高壓泵加壓手柄按順時針方向緩慢均勻加至85 MPa，切割時間不少于設計要求；④切割結束后逆時針旋轉加壓手柄至壓力歸零，依次關閉電機動力裝置；⑤鉆機關閉，卸下高壓旋轉器退鉆，直到切割噴嘴達到下一個切割位置，連接高壓旋轉器和鉆桿并加固；⑥重復②③④⑤項工作；⑦切割結束后關閉高壓泵卸下高壓旋轉器，按照正常起鉆步驟起鉆、擴孔、封孔，并進行試驗關鍵參數判定與效果考察。

3 試驗結果與討論

3.1 試驗關鍵參數

3.1.1 最優割縫間距

在401102工作面回順東施工水力割縫鉆孔，割縫次數15次(割縫間距10 m)，水力割縫鉆孔間距3 m，孔深180 m，同時施工一組對比鉆孔，鉆孔封堵長度都為15 m。鉆孔布置基礎參數見表1。

表1 鉆孔布置基礎參數

圖5 水力割縫試驗流程Fig.5 Hydraulic slotting test process

通過對前期在401103回風巷高壓水力割縫區域與原始區域抽采數據的調研分析，得出水力割縫試驗區域瓦斯抽采濃度和純量均明顯大于原始區域瓦斯抽采水平。結合上述割縫間距得出的結論，當高壓水射流割縫壓力設置為85 MPa、割縫鉆孔間距1.5 m時，前期割縫15刀的瓦斯抽采濃度和純量分別是原始區域的2.11倍和2.78倍，考慮抽采時間及水力割縫孔間距試驗結果，因此確定割縫孔間距設為3 m比較合適。

3.1.2 水力割縫鉆孔煤渣量與時間關系

對401102工作面高壓水射流截割煤體過程中不同時間段、不同壓力條件下的煤渣排出量的變化情況進行統計，結果如圖6所示。由圖6可知隨著水力割縫時間的遞增，鉆孔煤渣排出量呈現先增長后逐漸下降的趨勢。在割縫排渣量增加的階段，由于初始水力割縫時高壓水射流與煤壁接觸所產生的高壓應力作用對煤體產生強應力波沖擊，煤層局部區域受應力破壞產生彈塑性變形破壞，大量的煤體脫落并被水力沖出鉆孔。隨著鉆孔割縫深度的增加，高壓水射流在地應力約束下應力擴展區域受限，高壓水射流距離煤層壁面的距離逐漸增大導致鉆孔內部煤體被壓實，故而水力割縫過程中煤渣的排出量也會相應減少。

根據圖6對比得出：當割縫壓力恒定為85 MPa時，割縫時間在11 min左右時排出煤渣量達到峰值點，平均每分鐘出渣量為2 kg，最大出渣量為4.41 kg。當割縫壓力為90 MPa時，割縫時間19 min內累計為63.1 kg。而當割縫壓力為85 MPa時，在17 min后煤渣累計排出增量趨于平緩，在4～13 min之間煤渣量的增量較大，13～17 min之間煤渣量增加逐漸減緩。

圖6 煤渣量與時間對應關系Fig.6 Corresponding relationship between coal cinder amount and time

因此，可知當割縫壓力85 MPa且割縫臨界時間為13 min時，排出煤渣量最優，最佳割縫時間為13 min。

3.2 試驗結果分析

高壓水射流水力割縫試驗結束后，對試驗區域與對比區域瓦斯抽采效果開展為期30 d的現場考察，結果如圖7(a)～(b)所示。由圖7(a)可以看出，對比區域的1#～5#割縫鉆孔在30 d的抽采周期內，瓦斯抽采處于低水平，平均瓦斯濃度為12.4%，且采用流量傳感器與煤氣表雙向監測方法，觀測到鉆孔抽采流量遠低于礦井瓦斯抽采設計水平。

當按照試驗設計對工作面布置鉆孔區域煤層進行恒壓85 MPa的高壓水力割縫試驗并進行30 d的瓦斯抽采效果觀測，結果如圖7(b)所示。可以看出經過高壓水射流割縫后，由于煤層經過高壓水力產生的擠壓應力破壞，導致煤體局部區域集中應力得以釋放，煤體大尺度裂縫槽與微觀尺度裂隙網絡高度發育，煤層滲透性顯著提升，在瓦斯抽采負壓及煤層原巖應力擾動作用下，大量游離態及卸壓脫附瓦斯沿著煤體裂隙通道滲流至瓦斯抽放鉆孔。因此，試驗區域1#～5#鉆孔瓦斯抽采濃度顯著增加，平均瓦斯抽采濃度達到36.2%，相比原始瓦斯抽采處于較高水平。對孟村煤礦401102運順巷高壓水力割縫區域與對比區域瓦斯抽采數據觀測，工作面試驗區域水力割縫區域各鉆孔抽采最大流量為0.57 m3/min，最小為0.001 m3/min，平均流量為0.047 m3/min。而相比原始區域煤層瓦斯最大抽采流量為0.29 m3/min，最小為0.000 4 m3/min，平均為0.014 m3/min。數據對比得出：水力割縫區域瓦斯抽采濃度是原始區域的2.24倍，抽采純量是原始純量的2.61倍，水力割縫瓦斯抽采效果對比見表2。

圖7 水力割縫前后煤層瓦斯抽采濃度Fig.7 Gas extraction concentration of coal seam before and after hydraulic slotting

水力割縫前401102工作面試驗區域噸煤瓦斯含量為3.87 m3/t，割縫后經過4個月瓦斯抽采，采用井上、井下解吸法測得試驗區域噸煤瓦斯含量為0.84 m3/t，煤層吸附瓦斯比例相對高瓦斯賦存礦井偏高，游離瓦斯比例相對偏低，因此普通鉆孔瓦斯抽采純量衰減速度較快，瓦斯抽采困難。超高壓水力割縫技術在煤層內部切割形成縫槽，能造成煤層內大范圍擾動。割縫鉆孔卸壓半徑大，能夠有效破壞割縫范圍內煤層瓦斯吸附平衡，因此割縫鉆孔在抽采游離瓦斯的同時也能夠抽采部分吸附瓦斯，有利于解決工作面回采過程中的瓦斯超限問題。

表2 水力割縫瓦斯抽采效果對比

4 結論

(1)以孟村煤礦地質條件為基礎，完成適用于礦井超高壓水射流割縫的成套設備的選型，包括水力截割一體化鉆頭、鉆桿、高壓旋轉水射流耐高壓輸水膠管、高壓乳化液泵、噴嘴與水箱等，形成完整的鉆 -割一體的水力割縫工藝系統。

(2)通過數值模擬及現場試驗，從而確定適合孟村煤礦煤層超高壓水力割縫工藝的施工參數，高壓水射流壓力為85 MPa，最優割縫半徑與割縫時間分別為0.8 m與13 min；水力割縫間距為10 m，孔間距為3 m。

(3)通過401102工作面運順鉆孔超高壓水力割縫強化抽采試驗，試驗區域瓦斯抽采濃度是原始濃度的2.24倍，抽采純量是原始純量2.61倍，高壓水射流割縫技術在煤層瓦斯促抽方面效果明顯。該工藝技術的成功實施，為深部開采煤層卸壓增透和高效瓦斯促抽提供了借鑒。