胡志偉 畢建乙

(山西西山晉興能源有限責(zé)任公司斜溝煤礦，山西 033602)

1 煤層脈動注水增透機(jī)理

脈動注水的機(jī)理是通過脈動注水設(shè)備產(chǎn)生具備周期性反復(fù)變化特點(diǎn)的高壓水，此高壓水憑借持續(xù)反復(fù)變化的交變水壓，產(chǎn)生的荷載施加在煤體上，使煤體內(nèi)部形成疲勞損傷積累，最終煤體內(nèi)部的裂隙裂紋發(fā)生失穩(wěn)破壞的煤層注水技術(shù)。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(xù)增加的脈動水充滿于裂紋裂隙中；之后當(dāng)煤體內(nèi)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(chǎn)生擠壓，在煤體內(nèi)部形成疲勞損傷；

接著，在逐步提高脈動水壓時(shí)，當(dāng)水壓接近或超過起裂臨界壓力時(shí)，煤體的原級裂隙裂紋開始起裂延伸；最終在連續(xù)不斷的脈動水壓影響下，煤體生產(chǎn)大量的裂隙裂紋，一直到裂隙相互貫通，形成無數(shù)條相互貫通的網(wǎng)絡(luò)，為脈動水流進(jìn)入煤體運(yùn)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(shù)。

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(shù)

2 原級裂紋破裂延伸力學(xué)條件分析

在循環(huán)性的脈動水力壓裂時(shí)，復(fù)合型載荷施加在煤體上，因此煤層的裂紋裂隙延展為復(fù)合型裂紋延伸。運(yùn)行力學(xué)方法分析煤層注水，發(fā)現(xiàn)煤體壓裂時(shí)裂紋裂隙絕大部分是Ⅰ—Ⅱ復(fù)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(nèi)最大主應(yīng)力和任何一個平面原級裂紋的夾角為θ，裂紋受到的正應(yīng)力和剪應(yīng)力如下：

(1)

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

裂隙裂紋變形計(jì)算時(shí)需使用有效應(yīng)力，因裂隙水壓的存在，有效應(yīng)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(yīng)力強(qiáng)度因子；σ為垂直裂紋結(jié)構(gòu)面合力；τ為平行于裂紋結(jié)構(gòu)面合力；a為裂紋半長。

(4)

其中，F(xiàn)為滑動摩擦力；fi為滑動摩擦系數(shù)。所以與裂紋結(jié)構(gòu)面平行的合力為

(5)

在受壓條件下，復(fù)合型裂紋的剪切斷裂的判斷依據(jù)如下：

λ12KⅠ+KⅡ=KⅡC

(6)

把KⅠ，KⅡ代入式(6)，通過計(jì)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(shù)；KⅡC為壓縮狀態(tài)下的剪切斷裂韌度，通過實(shí)驗(yàn)測定。所以，原級裂紋破裂延伸的條件是

Pe>Pec

(8)

3 力學(xué)條件分析

原級裂紋在一定條件下不發(fā)生延展，分支裂紋開始破裂，體現(xiàn)形式為原級裂紋延展產(chǎn)生“變向”現(xiàn)象。分支裂紋的力學(xué)幾何模型如圖3所示。

圖3 幾何模型

可將此力學(xué)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(yīng)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(yīng)力。

根據(jù)力矩平衡原理獲得在固定端截面上的邊緣點(diǎn)處所產(chǎn)生的應(yīng)力大小為

(9)

式中，σy1為y=h/2時(shí)邊緣點(diǎn)應(yīng)力；σy2為y=-h/2時(shí)邊緣點(diǎn)應(yīng)力。

由于裂紋裂隙之間的黏結(jié)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(jì)算可得

(10)

把相關(guān)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(yīng)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(yīng)符合下式條件：

(12)

4 數(shù)值分析

4.1 數(shù)值模擬

依據(jù)摩爾-庫倫模型，借助FLAC3D模擬分析脈動注水時(shí)裂紋尖端水壓變化規(guī)律和裂隙裂紋延伸規(guī)律。

斜溝煤礦18205工作面，埋深為475m，所構(gòu)建的數(shù)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(jì)算單元數(shù)有所限制，所以不等份劃分模型單元格，采用細(xì)分單元劃分壓裂孔煤體，逐布擴(kuò)大外部區(qū)域單元格的劃分程度，構(gòu)建40m×180m×40m的物理模型，在模型中設(shè)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(jié)點(diǎn)組成，工作面走向方向?yàn)閤方向，工作面傾向?yàn)閥方向，豎直方向?yàn)閦方向，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(guī)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(yīng)力幾乎都已釋放，但豎直方向的應(yīng)力卻幾乎沒釋放，采用以下公式進(jìn)行計(jì)算水平和豎直方向的應(yīng)力：

σz=27h/1000

σx=σz/1.2

表1 煤層注水參數(shù)

表2 煤層力學(xué)參數(shù)

圖6 幾何模型

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

通過計(jì)算，煤層注水參數(shù)見表1，物理力學(xué)參數(shù)見表2。

4.2 結(jié)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(fā)現(xiàn)：通過30個循環(huán)注水后煤體裂紋裂隙延展區(qū)域趨于平衡狀態(tài)。這時(shí)候伴隨煤體循環(huán)注水次數(shù)的增多，但不在增大煤體裂隙裂紋延伸范圍，卻只局部擴(kuò)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(dá)到3.7m，在豎直方向上延伸半徑達(dá)到2.4m。

圖7 多個循環(huán)注水后裂紋延伸情況

(2)圖8為裂紋裂隙的尖端A點(diǎn)壓力變化情況，由圖8發(fā)現(xiàn)，裂隙裂紋尖端A點(diǎn)經(jīng)過脈動壓裂后，裂隙裂紋的水壓發(fā)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(fā)生破裂延伸過程：裂紋裂隙尖端A點(diǎn)通過高壓水脈動循環(huán)載荷周期作用后，當(dāng)裂隙裂紋水壓升至13.21MPa時(shí)，尖端A點(diǎn)開始減少壓力，說明煤體開始起裂擴(kuò)展原級裂紋；第2個階段是煤體的分支裂紋初次起裂擴(kuò)展過程：當(dāng)煤體裂隙裂紋的壓力降到12.87MPa時(shí)，尖端A點(diǎn)的水壓出現(xiàn)減小，這個過程是煤體的分支裂隙裂紋的初次起裂擴(kuò)展過程；第3個過程是分支裂紋發(fā)生二次破裂延展過程：當(dāng)煤體裂隙裂紋壓力降至12.28MPa時(shí)，尖端A點(diǎn)壓力又一次減小，這時(shí)分支裂隙裂紋發(fā)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(diǎn)壓力變化情況

圖9 壓裂系統(tǒng)

5 現(xiàn)場試驗(yàn)

脈動水力壓裂系統(tǒng)如圖9所示，由變頻器、調(diào)速電機(jī)、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(jī)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(kuò)展和貫通煤體內(nèi)的裂隙，以提高透氣性系數(shù)。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(shí)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(dá)到卸壓增透效果，瓦斯抽采量很難有明顯的提高。所以結(jié)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(shù)提高煤層透氣性系數(shù)；通過對比兩種壓裂技術(shù)(脈動注水與普通水力壓裂)，研究兩者的抽采效果。根據(jù)理論研究和數(shù)值模擬情況，設(shè)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(jié)束后對鉆孔進(jìn)行放水，待鉆孔中無水時(shí)連入瓦斯系統(tǒng)開始抽采，實(shí)施兩種壓裂技術(shù)后煤層的透氣性系數(shù)變化如圖10所示，壓裂孔瓦斯抽采純量、濃度隨時(shí)間變化情況如圖11所示。

圖10 透氣性系數(shù)對比

圖11 實(shí)施兩種壓裂技術(shù)后抽采效果分析

由圖10得到，實(shí)施脈動水力壓裂技術(shù)后煤層的透氣性系數(shù)增大15.21～19.37倍。

從圖11發(fā)現(xiàn)：實(shí)施脈動水力壓裂技術(shù)后，鉆孔瓦斯抽采濃度在18.5%～79.1%，平均濃度為43.2%；實(shí)施普通水力壓裂技術(shù)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(fā)現(xiàn)脈動水力壓裂具有水壓較低和注水量較少的優(yōu)點(diǎn)。