成都平原淺層天然氣高瓦斯隧道抽排性能評價

蘇培東， 何坤宸， 黎俊麟， 李有貴

（1.西南石油大學 地球科學與技術學院， 四川 成都 610500；2.四川省公路規劃勘察設計研究院， 四川 成都 610041）

隨著地下交通的快速發展，在云南、新疆、上海、浙江、四川等地都相繼出現了隧道高瓦斯問題［1］。這一問題的出現對優質環保、經濟高效的現代化盾構技術構成了挑戰［2］，促使眾多學者從掘進［3］、通風［4］、監測［5-6］、盾構電氣防爆改造［7-8］、超前地質預報［9］等角度對瓦斯工區中的盾構技術進行改進。然而，以上改進措施通常具有高成本、低效益、治標不治本等缺點，因此瓦斯抽排技術由于其成本低、設備簡單、源頭治理等優勢逐漸進入大眾視野。

淺層天然氣中的有害氣體一般濃度高、滲透性強，傳統的通風、監測對盾構工法來說效果不佳，瓦斯還是會沿著盾構機出渣處、管片間等通道滲透，造成瓦斯燃燒和爆炸［10-12］。抽排工法作為一種通過機械制造負壓抽排地層中有害氣體的主動治理措施，可以有效排放工區的有害氣體，為盾構施工提供保障。2015 年，我國首次采用抽排手段降低巷道施工風險，實現了高瓦斯煤礦盾構作業，證明了在高瓦斯工區可采用抽排手段為盾構施工提供保障。隨后，部分學者進一步圍繞煤系高瓦斯隧道的抽排參數進行了有限的研究［13-15］，而對淺層天然氣隧道的瓦斯抽排技術的研究還較少。處于淺層天然氣工區的高瓦斯隧道與煤系高瓦斯隧道有所不同。對于煤系地層，瓦斯主要以吸附態賦存在煤層中［16］，其富集規律有重點可尋。在煤層中執行抽排措施時，由于煤層的低滲透性和瓦斯的賦存特點，抽排時間較長，抽排的影響半徑也較小。對于淺層天然氣而言，瓦斯以游離態賦存在巖層孔隙、裂隙中［17］，瓦斯分布的空間（預測）問題進一步突出，隨機性更強。在淺層天然氣工區中實施抽排措施時，抽排影響半徑增加、時間縮短。因此，淺層天然氣隧道的抽排參數、抽排效果與煤系隧道有著明顯的區別，從工程安全和效益的角度應單獨進行研究。

作為川西的沖積平原，成都平原淺層中天然氣含量豐富，這些氣體一般通過斷裂構造運移到淺部砂巖中，形成富集帶。當地下工程穿越這些區域時，盾構工法被嚴重制約。依托成都軌道交通19 號線（下文簡稱19號線）新碼頭街站—紅蓮村南站（新紅區間）工程實例，在對研究區淺層天然氣賦存規律充分認識的基礎上，通過數值模擬和現場抽排試驗，充分考慮工程效益，對成都平原淺層天然氣高瓦斯工區瓦斯抽排性能的影響因素、最優抽排半徑和抽排時間進行了系統研究，以期為相關工程的高瓦斯區段的治理提供理論依據。

1 研究區概況

成都平原經過三疊系有機碎屑巖的巨厚沉積發育了豐富的淺層天然氣。由于淺層天然氣主要以游離態賦存在巖層中，研究區淺部地層中以泥巖為代表的致密巖無法儲存大量淺層天然氣，這些氣體通過斷裂構造運移到砂巖層段進行儲存，因此對地下工程施工造成了嚴重的威脅。19號線途經雙流區、武候區、天府新區，線路整體位于川西坳陷區南部、成都凹陷低緩構造帶東側［18-19］。19號線新紅區間位于蘇碼頭背斜核部穿越蘇碼頭氣田，工區內發育有龍家埂逆斷層和李紅塘逆斷層，瓦斯地質條件在成都平原具有代表性。新紅區間地表以第四系人工填土和粉質黏土為主，圍巖為白堊系下統天馬山組—侏羅系上統蓬萊鎮組（K1t—J3p）泥巖、砂巖，地層產狀近水平，不涉及煤系地層。受區域性構造作用，巖體節理裂隙較發育，延伸長0.5～5.0 m不等，斷層附近巖體較破碎，巖心以短柱狀為主。

前期勘察探明，蘇碼頭氣田的天然氣通過龍家埂、李紅塘逆斷層及其伴生裂隙網絡向淺部運移［20］，并在19 號線新紅區間的K100+990.0—K101+656.5 里程段形成了淺層天然氣富集區（高瓦斯區段）。該區間的現場瓦斯檢測結果表明，埋深越大、距斷層越近，瓦斯體積分數越高，而且砂巖為淺層天然氣的主要儲集巖體（見圖1）。

圖1 新紅區間瓦斯體積分數分布［1］Fig.1 Distribution of gas volume fraction in Xinhong section[1]

2 瓦斯抽排理論和試驗方法

2.1 瓦斯抽排數學模型

在鉆孔抽排瓦斯的過程中，砂巖基質孔隙中的瓦斯首先擴散到裂隙中，再進一步滲流到鉆孔中。因此，砂巖地層中瓦斯的運移場可以分為2種：砂巖基質孔隙中的擴散場和裂隙系統中的滲流場，在這2個場之間存在著大小為Qs的質量交換（見式（2））。由于工區中的瓦斯壓力較小，其變化對巖體有效應力的影響可以忽略，因此不考慮滲流場和巖體應力場之間的耦合作用。為了方便求解，作出如下假設：①瓦斯流動遵從連續性原理；②將運移過程中瓦斯視為理想氣體，不考慮溫度對氣體狀態的影響，考慮氣體的壓縮性和滑脫效應；③地層為各向同性的線彈性材料。

2.1.1 擴散場控制方程

淺層天然氣在砂巖中的賦存方式以游離態為主，單位體積砂巖基質孔隙中賦存的瓦斯質量表達式如下所示：

式中：mm為單位體積巖石基質中賦存的瓦斯質量，kg；?m為巖石基質孔隙率，%；Mc為甲烷分子物質的量；R為理想氣體常數，J·（mol·K）-1；T為溫度，K；pm為巖石基質壓力，MPa。在瓦斯抽排過程中，砂巖基質孔隙中的游離瓦斯將作為質量源向外擴散到裂隙中，使得滲流持續進行，砂巖基質孔隙與裂隙系統質量交換的通量計算式如下所示：

式中：D為瓦斯擴散系數，m2·s-1；δs=為巖石基質形狀因子，m-2，其中L為裂隙間距，m；pf為裂隙系統中的瓦斯壓力，MPa。將式（1）對pm求導，再將代入式（2），整理可得擴散場的控制方程，如下所示：

2.1.2 瓦斯滲流控制方程

在Δt內，多孔介質流體場的任意控制體積中流體質量的變化是流入該體積和流出該體積的流體質量差加上該控制體積本身產生或吸收的質量Q［21］，依據質量守恒定律得到抽排過程中瓦斯運移控制方程，如下所示：

式中：?f為裂隙系統孔隙率，%；ρf為裂隙系統瓦斯密度，kg·m-3；v為瓦斯滲流速度，m·s-1；ke為裂隙有效滲透率，mD（1 mD=0.987×10-3μm2）；μ為氣體動力黏度，甲烷的動力黏度為1.08×10-5Pa·s。

將v代入式（4）中可以得到瓦斯滲流的控制方程，如下所示：

2.2 現場瓦斯抽排試驗

現場瓦斯抽排試驗地點選取在新紅高瓦斯工區內，共布置4 組不同間距的抽排孔及監測孔對鉆孔抽排瓦斯效果進行測試，監測孔與抽排孔的間距l分別為 0.8、3.0、5.0、6.5 m，每組共進行3 次試驗，防止地層偶然性對抽排效果產生的影響；每次鉆孔相隔10.0 m以上，防止試驗之間相互影響。抽排孔及監測孔均深入工區砂巖層中，套管下至需抽排的砂巖層段，防止抽排過程中密封失效。抽排儀器參數如表1 所示。為了防止地下水的干擾，抽排儀器采用電導式液位繼電器、氣密性氣水分離裝置實現自動降水抽排。測定瓦斯有效抽排半徑的依據為監測孔內瓦斯體積分數的變化。當監測孔施鉆完成后，封孔12 h，使用SL-808A瓦斯檢測儀進行循環檢測，當監測孔內的瓦斯體積分數在抽排一定時間后無明顯下降，則認為該距離在瓦斯有效抽排半徑之外。

表1 抽排設備參數Tab.1 Parameters of pumping equipment

3 瓦斯抽排數值模擬

依據新紅區間下伏白堊系天馬山組砂巖物性參數建立二維數值模型，如圖2 所示。模型幾何尺寸為20 m×20 m，鉆孔位置位于全域中心，鉆孔直徑為d，方向垂直于地面，場地的邊界為壓力邊界。模型網格劃分采用三角形網格劃分，考慮到鉆孔附近地層瓦斯壓力梯度較大，對此處進行了網格加密。

圖2 幾何模型及網格劃分Fig.2 Geometric model and mesh generation

根據所取巖芯樣品及氣樣進行相關試驗，工區砂巖地層及瓦斯氣體基本物性參數如表2所示。

表2 瓦斯抽排模型的物理參數Tab.2 Physical parameters of gas drainage model

3.1 有效抽排半徑

在抽排負壓Pc=15 kPa、瓦斯壓力為0.31 MPa的條件下，模擬新紅區間砂巖地層淺層天然氣壓力、流速的變化特征，以此研究特定條件下成都平原淺層天然氣高瓦斯區間有效抽排半徑，結果如圖3 所示。從圖3可以看出，距離抽排孔越近的地方，壓力越小、梯度越大、滲流速度越大。隨著與抽排孔間距r的增加，壓力梯度和滲流速度非線性減少，并且在r=6 m附近3個參數同時趨于收斂。

圖3 瓦斯壓力、滲流速度計算結果Fig.3 Calculation results of gas pressure and seepage velocity

圖3a 顯示，瓦斯壓力曲線在0～2 m 內斜率最大，該范圍內瓦斯壓力平均值較初始值降低55.75%，2～5 m 內瓦斯壓力平均值較初始值降低7.50%。當抽排影響至6 m時砂巖地層中瓦斯壓力曲線已呈收斂態勢，壓力值為地層原始壓力值的96.8%。圖3b 顯示抽排孔周圍壓力梯度在0～2 m內劇烈變化。在2～5 m 內相對平穩，相較于而言已衰減99.5%，而當r＞6 m時壓力梯度呈現直線變化，其值相對于而言已接近于零。圖3c顯示了距離抽排孔不同位置處的瓦斯滲流速度隨時間的變化，各曲線的形態基本相似。從圖3可以看出，隨著與抽排孔距離的增加，滲流速度在最初下降幅度最大，5 m后降幅逐漸變緩，6 m后開始趨于一個穩定值。與vr=1m相比，vr=5m衰減85.3%，vr=6m衰減88.5%。綜上，在砂巖地層中距離抽排孔5～6 m 內的壓力梯度和滲流速度已經相對較弱，為了保證抽排的有效性，當地層裂隙滲透率為39 mD、瓦斯壓力為0.31 MPa時，成都平原的有效抽排半徑為5 m。

3.2 抽排時間

在相同條件下模擬新紅區間砂巖地層中瓦斯滲流參數隨時間的變化特征，以此研究特定條件下成都平原抽排工程的抽排時間。圖4為瓦斯抽排過程中時間為1、50、60、100、120 min 時的地層瓦斯壓力等值線圖。從圖4可以看出，受抽排負壓影響，隨著時間的增加抽排的影響范圍逐步擴大，但是擴大的速率逐步變緩。對比不同時刻的瓦斯壓力等值線圖可以看出，60 min 以后抽排的影響范圍基本不再擴大，圖3a也說明60 min后抽排孔周圍各區域的瓦斯壓力不再降低，而趨于一個定值。圖3c顯示，隨著時間的增加，離抽排孔近的區域瓦斯滲流速度先升高后降低。這可能是砂巖的滲透率較大，抽排開始時近區域比遠區域的壓力下降更快，導致壓力梯度增加，流速增加；隨著壓力在地層中的傳遞，抽排孔附近壓力下降趨勢減緩，梯度減小，從而流速降低。圖3c 還表明，抽排前20 min 瓦斯滲流速度變化最為劇烈，在60 min以后各個截面處的滲流速度不再變化，瓦斯滲流場達到平衡。

圖4 各時刻瓦斯壓力等值線圖Fig.4 Contour map of gas pressure at each moment

根據抽排孔處的滲流速度，繪制了抽排孔流量變化特征曲線（見圖5c）。圖5c顯示，抽排孔體積流量隨時間的增加而減小，在前20 min 體積流量衰減較快，60 min 后體積流量呈低斜率的線性衰減。對比抽排孔體積流量qt=1min=0.010 9 m3·s-1，qt=60min=0.0045 2 m3·s-1衰減了58.5%，抽排孔中體積流量已衰減大半，并趨于一個常數。同時，由抽排區域瓦斯減少情況（見圖5b）可知，隨著時間的增加，瓦斯體積下降總量逐漸增加，下降速率卻逐步降低。由圖5b可知，瓦斯體積下降總量Vt=60min=6.4 m3，Vt=200min=8.1 m3，即60 min 完 成 了200 min 下 降 總 量 的79.0%。以上數據都說明，在瓦斯壓力為0.31 MPa、地層裂隙滲透率為39 mD 的條件下，抽排60 min后砂巖地層中瓦斯的滲流達到平衡，地層中的瓦斯體積分數達到最低值，繼續抽排瓦斯體積分數將不會大幅降低，已經接近地層的抽排極限。

圖5 抽排孔體積流量特征曲線Fig.5 Characteristic curve of volume flow rate for drainage hole

綜合上述評價依據，從工程效益考慮，當地層裂隙滲透率為39 mD、瓦斯壓力為0.31 MPa 時，判定成都平原淺層天然氣高瓦斯工區抽排時間為60 min，有效抽排半徑約為5 m。根據Zhang 等［22］的研究，經過180 d 的抽排后煤層的有效抽排半徑僅為1.1～1.2 m，采用水力沖洗技術增大煤層滲透率后，有效抽排半徑也僅增大到3.6～3.8 m。因此，對比煤層瓦斯抽排，成都平原淺層天然氣瓦斯的抽排半徑更大，抽排時間也極大縮小。根據瓦斯壓力分布、瓦斯滲流速度變化等，對研究區淺層天然氣的抽排效果進行了劃分，結果如表3所示。

表3 不同半徑抽排效應評價Tab.3 Assessment of pumping effect with different radii

3.3 抽排性能的影響參數

3.3.1 抽排負壓對抽排性能的影響

保持其他條件不變，在抽排時間t=60 min 時，模擬不同負壓對成都平原淺層天然氣抽排性能的影響。以端點和r=10 m創建數據集。結果表明：抽排負壓越小，同一位置降壓越大（見圖6b、c），當抽排負壓小于15 kPa后，降壓幅度越來越小，并趨于一個常數。圖6a顯示不同抽排負壓下瓦斯壓力的收斂半徑都在5 m 左右，有效抽排半徑并未因抽排負壓的變化而發生較大變化。這可能是因為淺層天然氣在砂巖的賦存方式以游離態為主，當砂巖的物性參數不變時，壓力梯度降至瓦斯在砂巖中滲流的啟動梯度后不再下降，壓力收斂范圍也就不會發生較大變化。相反，抽排體積流量隨著抽排負壓的變化有較大的變化。由圖6d可知，抽排體積流量隨著抽排負壓的增大而減小，當抽排負壓從15 kPa 下降到1 kPa 時，體積流量大約增加了30.4%。因此，抽排負壓越小，抽排效率越高，但有效抽排半徑基本不受影響。

圖6 不同負壓下的瓦斯抽排參數計算結果Fig.6 Calculation results of gas drainage parameters under different negative pressures

3.3.2 地層初始滲透率對抽排性能的影響

取抽排時間t=60 min，模擬不同初始滲透率下，研究區含氣層中各個抽排參數的變化，如圖7所示。圖7a 顯示，裂隙滲透率K0=0.05 mD 時，壓力特征曲線在0.48 m 處開始收斂；K0=0.5 mD 時，壓力特征曲線在1.85 m 處開始收斂；K0=5 mD 和50 mD 時，收斂位置為5 m 和8 m 處。可以看出，隨著砂巖滲透率的提高，壓力特征曲線的收斂位置越遠，有效抽排半徑越大。這也說明了淺層天然氣的有效抽排半徑主要與地層的物性參數有關，受抽排負壓的影響并不大。從圖7b 看出，隨著滲透率的增大，抽排體積流量也在增加，讀取t=60 min時各個滲透率下的體積流量可以得到qK0=0.05mD=1.200 0×10-5m3·s-1，qK0=0.5mD=0.940 0×10-4m3·s-1，qK0=5mD=0.000 7 m3·s-1，qK0=50mD=0.006 0 m3·s-1。可以看出，滲透率的變化與抽排效果有著近線性的正相關性。因此，砂巖地層滲透率越大，瓦斯壓力降低就越快，曲線收斂點距離抽排孔中心就越遠，體積流量和 有效抽排半徑也就越大。

圖7 不同初始滲透率下瓦斯抽排參數計算結果Fig.7 Calculation results of gas drainage parameters under different initial permeabilities

4 工程驗證

依據前述試驗方法，在新紅區間進行了現場抽排試驗（見圖8）。抽排機性能參數如表1所示，其中抽排壓力設置為15 kPa。試驗中各個抽排孔的位置和試驗參數如圖1 和表4 所示，試驗結果如圖9 所示。圖9中，CPZKA-B為監測孔編號，A表示l，B表示所監測的抽排孔孔號。

表4 抽排孔試驗參數Tab.4 Experimental parameters of drainage hole

圖8 現場試驗照Fig.8 Field test photo

圖9 現場瓦斯抽排試驗結果Fig.9 Field gas drainage test results

通過圖9a 可以看出，在距離抽排孔0.8 m 的位置，隨著抽排的進行，地層中瓦斯迅速降低，在2～3 min 后可將監測孔瓦斯體積分數降低至零。在l=3.0 m 的位置，要將地層中瓦斯體積分數降低至零，所需時間增加至15～17 min（見圖9b）。此外，l=3.0 m的曲線還顯示，在抽排試驗開始的1 min 內監測孔中瓦斯體積分數沒有變化（在l=5.0，6.5 m 的曲線中也有相同的現象），這是因為試驗開始時會使用氣水分離裝置降低抽排孔周圍水位，在這期間并未對瓦斯進行抽排，所以監測孔中瓦斯體積分數幾乎沒有變化。在l增加至5.0 m后，監測孔內瓦斯體積分數在氣水分離裝置啟動1～5 min 后迅速降低，在60 min 以后瓦斯體積分數達到最低值（＜200 ppm）并保持不變。根據模擬結果可知，這主要是因為60 min 后地層中瓦斯壓力不再降低而趨于常數，所以地層中瓦斯體積分數維持在一個最小值。當l=6.5 m 時，從CPZK6.5-1 號監測孔中觀察到，在抽排試驗開始的3～5 min孔內瓦斯體積分數呈上升趨勢，該現象可能是氣水分離裝置啟動后，地下水位下降，使原本被地下水封堵的游離氣逸出，導致監測孔內瓦斯體積分數暫時升高，對試驗結果影響不大，在后續較長的抽排過程中該監測孔內瓦斯體積分數下降不明顯，需要較長的時間才可使監測孔內瓦斯體積分數降低至10 000 ppm內，無實際工程意義。

綜合以上對新紅區間現場瓦斯抽排試驗的分析可知：在3.0 m范圍內抽排試驗效果明顯，可以在短時間內將地層瓦斯體積分數降至低值，基本不受初始瓦斯體積分數的影響，間距為5.0 m 的抽排試驗可以在60 min 內將地層瓦斯體積分數降至最低，當抽排范圍達到6.5 m時抽排效果不佳。將試驗中不同半徑下的抽排效果與模擬所得結果進行對比（見表3），發現兩者具有較好的一致性，并且抽排時間和抽排半徑的結果也接近，說明現場試驗與數值模擬吻合較好。

5 結論

（1）運用理想氣體狀態方程和質量交換通量公式推導了擴散場的控制方程，基于流體連續性方程和氣體狀態方程推導了滲流場控制方程。

（2）運用數值模擬方法分析了新紅區間的瓦斯抽排過程，相較于煤層氣，淺層天然氣的抽排半徑更大、抽排時間更短。同時，確定了當裂隙滲透率為39 mD、地層瓦斯壓力為0.31 MPa、研究區淺層天然氣的有效抽排半徑為5.0 m 時，抽排60 min 后研究區地層中瓦斯體積分數達到最低，繼續抽排瓦斯體積分數將不會下降。

（3）抽排負壓對成都平原淺層天然氣有效抽排半徑影響不大，但能提高抽排量；研究區砂巖地層滲透率的差異對抽排效果有著顯著的影響，其值的變化與抽排流量和有效抽排半徑的變化呈現正相關關系。

（4）現場瓦斯抽排試驗證明，當抽排半徑在5.0 m以內時，抽排泵能將地層中瓦斯抽排至較低值；當抽排半徑上升至6.5 m 時，抽排效果不佳。該現場試驗結果與模擬結果有較好的相關性。

作者貢獻聲明：

蘇培東：提供技術、材料和經費支持，并確立研究思路，負責論文的審核。

何坤宸：調研整理文獻，設計論文框架，起草論文，修訂論文。

黎俊麟：提出研究選題，參與現場試驗的數據采集和整理。

李有貴：現場試驗的實施，對論文的修訂提出建設性意見。