脈動注水卸壓增透技術在低透氣性煤層的試驗研究

胡志偉 畢建乙

(山西西山晉興能源有限責任公司斜溝煤礦，山西 033602)

1 煤層脈動注水增透機理

脈動注水的機理是通過脈動注水設備產生具備周期性反復變化特點的高壓水，此高壓水憑借持續反復變化的交變水壓，產生的荷載施加在煤體上，使煤體內部形成疲勞損傷積累，最終煤體內部的裂隙裂紋發生失穩破壞的煤層注水技術。其過程主要是起初脈動高壓水流至煤體的原級裂紋裂隙中，接著持續增加的脈動水充滿于裂紋裂隙中；之后當煤體內充滿水后，脈動水以一定頻率的水壓對煤體原級裂隙裂紋表面產生擠壓，在煤體內部形成疲勞損傷；

接著，在逐步提高脈動水壓時，當水壓接近或超過起裂臨界壓力時，煤體的原級裂隙裂紋開始起裂延伸；最終在連續不斷的脈動水壓影響下，煤體生產大量的裂隙裂紋，一直到裂隙相互貫通，形成無數條相互貫通的網絡，為脈動水流進入煤體運移提供便利條件。圖1為脈動注水過程中加載波形的特征參數。

σmax為脈動注水的上限水壓；σmin為脈動注水的下限水壓；σm為脈動注水的平均水壓；Δσ為脈動水壓變化范圍；σa為脈動水壓變化幅值。圖1 脈動水壓特征參數

2 原級裂紋破裂延伸力學條件分析

在循環性的脈動水力壓裂時，復合型載荷施加在煤體上，因此煤層的裂紋裂隙延展為復合型裂紋延伸。運行力學方法分析煤層注水，發現煤體壓裂時裂紋裂隙絕大部分是Ⅰ—Ⅱ復合型裂紋。水力壓裂后原級裂紋裂隙受力模型如圖2所示。

圖2 原級裂紋的受力模型

煤體內最大主應力和任何一個平面原級裂紋的夾角為θ，裂紋受到的正應力和剪應力如下：

(1)

式中，σk為正應力；τk為剪應力；σ1為第一主應力；σ3為第三主應力；θ為最大主應力和裂紋面的夾角。

裂隙裂紋變形計算時需使用有效應力，因裂隙水壓的存在，有效應力公式如下：

(2)

(3)

式中，KⅠ與KⅡ分別為Ⅰ型裂紋與Ⅱ型裂紋尖端應力強度因子；σ為垂直裂紋結構面合力；τ為平行于裂紋結構面合力；a為裂紋半長。

(4)

其中，F為滑動摩擦力；fi為滑動摩擦系數。所以與裂紋結構面平行的合力為

(5)

在受壓條件下，復合型裂紋的剪切斷裂的判斷依據如下：

λ12KⅠ+KⅡ=KⅡC

(6)

把KⅠ，KⅡ代入式(6)，通過計算得到Ⅰ—Ⅱ型裂紋起裂的臨界裂隙水壓符合：

(7)

式中，λ12為壓剪系數；KⅡC為壓縮狀態下的剪切斷裂韌度，通過實驗測定。所以，原級裂紋破裂延伸的條件是

Pe>Pec

(8)

3 力學條件分析

原級裂紋在一定條件下不發生延展，分支裂紋開始破裂，體現形式為原級裂紋延展產生“變向”現象。分支裂紋的力學幾何模型如圖3所示。

圖3 幾何模型

可將此力學模型簡化為懸臂梁模型，其長度為L、厚度為h，簡化模型如圖4所示。

圖4 簡化模型

梁上邊緣受均勻分布載荷σk，下邊緣受裂隙水壓力Pe，梁端應力為σx，其中σk,σx分別為作用在原級裂紋和分支裂紋上的正應力。

根據力矩平衡原理獲得在固定端截面上的邊緣點處所產生的應力大小為

(9)

式中，σy1為y=h/2時邊緣點應力；σy2為y=-h/2時邊緣點應力。

由于裂紋裂隙之間的黏結力是分支裂紋的起裂阻力，所以分支裂紋破裂需符合以下條件：

|-3(Pe-σk)L2/h2+σx|>Rc

通過計算可得

(10)

把相關系列公式帶到公式(10)得到

(11)

式中，A=(σ1+σ3)/2，B=(σ1-σ3)/2；φ為分支裂紋與最大主應力夾角。

在原級裂紋裂隙延伸停止的條件上建立起分支裂紋的破裂，因此裂隙裂紋的水壓不符合式(8)，分支裂隙裂紋的起裂水壓應符合下式條件：

(12)

4 數值分析

4.1 數值模擬

依據摩爾-庫倫模型，借助FLAC3D模擬分析脈動注水時裂紋尖端水壓變化規律和裂隙裂紋延伸規律。

斜溝煤礦18205工作面，埋深為475m，所構建的數值模型分析在脈動水力壓裂的影響下煤層起裂變形情況，因模型計算單元數有所限制，所以不等份劃分模型單元格，采用細分單元劃分壓裂孔煤體，逐布擴大外部區域單元格的劃分程度，構建40m×180m×40m的物理模型，在模型中設置鉆孔深度140m，鉆孔兩端各封孔22m。模型共有單元體129600個，由131821個節點組成，工作面走向方向為x方向，工作面傾向為y方向，豎直方向為z方向，物理模型如圖5所示。假想在模型的水平方向上有一條主裂紋，以有利于研究裂紋裂隙尖端水壓變化規律，假想的裂隙裂紋的幾何模型如圖6所示。

圖5 物理模型

工作面在傾向和走向上的水平應力幾乎都已釋放，但豎直方向的應力卻幾乎沒釋放，采用以下公式進行計算水平和豎直方向的應力：

σz=27h/1000

σx=σz/1.2

表1 煤層注水參數

表2 煤層力學參數

圖6 幾何模型

式中，σz為豎直方向上的應力，MPa；h為埋深，m；σx為水平方向上的應力，MPa。

通過計算，煤層注水參數見表1，物理力學參數見表2。

4.2 結果分析

(1)脈動壓裂后裂隙裂紋延展過程如圖7所示，從圖7發現：通過30個循環注水后煤體裂紋裂隙延展區域趨于平衡狀態。這時候伴隨煤體循環注水次數的增多，但不在增大煤體裂隙裂紋延伸范圍，卻只局部擴展微觀裂隙裂紋。最后獲得在水平方向上煤體裂隙裂紋延伸半徑達到3.7m，在豎直方向上延伸半徑達到2.4m。

圖7 多個循環注水后裂紋延伸情況

(2)圖8為裂紋裂隙的尖端A點壓力變化情況，由圖8發現，裂隙裂紋尖端A點經過脈動壓裂后，裂隙裂紋的水壓發生特別顯著的3個過程變化。第1個過程是煤體原級裂隙裂紋發生破裂延伸過程：裂紋裂隙尖端A點通過高壓水脈動循環載荷周期作用后，當裂隙裂紋水壓升至13.21MPa時，尖端A點開始減少壓力，說明煤體開始起裂擴展原級裂紋；第2個階段是煤體的分支裂紋初次起裂擴展過程：當煤體裂隙裂紋的壓力降到12.87MPa時，尖端A點的水壓出現減小，這個過程是煤體的分支裂隙裂紋的初次起裂擴展過程；第3個過程是分支裂紋發生二次破裂延展過程：當煤體裂隙裂紋壓力降至12.28MPa時，尖端A點壓力又一次減小，這時分支裂隙裂紋發生二次破裂延展。煤體分支裂隙裂紋的兩次破裂延伸影響著裂隙裂紋的貫通程度。

圖8 煤體裂紋裂隙尖端A點壓力變化情況

圖9 壓裂系統

5 現場試驗

脈動水力壓裂系統如圖9所示，由變頻器、調速電機、脈動泵體、水箱和分流閥等組成。其工作原理是在變頻器的作用下，以電機為動力，利用脈動注水泵，由水箱向外提供有周期性脈沖射流的高壓水，作用于煤體，擴展和貫通煤體內的裂隙，以提高透氣性系數。通過控制壓力表和分流閥，能提供壓力較高的脈動水。

斜溝煤礦18205工作面是高瓦斯低透氣性工作面，在正常回采時工作面絕對瓦斯涌出量為24.0m3/min，采用目前流行的普通水力壓裂方法難以達到卸壓增透效果，瓦斯抽采量很難有明顯的提高。所以結合工作面布置方式，決定在18205材料巷開展脈動注水壓裂卸壓增透技術提高煤層透氣性系數；通過對比兩種壓裂技術(脈動注水與普通水力壓裂)，研究兩者的抽采效果。根據理論研究和數值模擬情況，設置18205材料巷脈動注水壓裂最大水壓為22MPa，兩個壓裂孔相距7m。壓裂結束后對鉆孔進行放水，待鉆孔中無水時連入瓦斯系統開始抽采，實施兩種壓裂技術后煤層的透氣性系數變化如圖10所示，壓裂孔瓦斯抽采純量、濃度隨時間變化情況如圖11所示。

圖10 透氣性系數對比

圖11 實施兩種壓裂技術后抽采效果分析

由圖10得到，實施脈動水力壓裂技術后煤層的透氣性系數增大15.21～19.37倍。

從圖11發現：實施脈動水力壓裂技術后，鉆孔瓦斯抽采濃度在18.5%～79.1%，平均濃度為43.2%；實施普通水力壓裂技術后，鉆孔瓦斯抽采濃度在6.9%～36.8%，平均濃度為19.6%，脈動注水鉆孔瓦斯抽采濃度是普通水力壓裂鉆孔的2.21倍；脈動水力壓裂后鉆孔瓦斯抽采純量在0.16～1.17m3/min，平均純量為0.57m3/min；普通水力壓裂后鉆孔瓦斯抽采純量在0.08～0.64m3/min，平均純量為0.25m3/min，脈動注水鉆孔瓦斯抽采純量是普通水力壓裂鉆孔的2.28倍，脈動水力壓裂后瓦斯抽采效果明顯好于普通水力壓裂。此外還發現脈動水力壓裂具有水壓較低和注水量較少的優點。