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我国煤储层普遍具有“低压、低渗、低饱和度”的特点，其力学特征具有杨氏模量低、天然裂隙发育、比表面积大等特征[1-4]，在储层改造时需要尽可能地沟通储层，增大储层的泄气面积和煤层气的渗流通道才能达到储层改造的效果。水力压裂技术可以使煤储层产生压裂裂缝，进而增大煤储层渗透性，利于煤层气的渗流产出，并合理分配井筒周围的压降，使得煤层气的解吸速率变大，利于煤层气的解吸与产出[5]。目前主要采取的压裂技术有清水加砂压裂技术、冻胶压裂技术、泡沫压裂技术等。其中，清水加砂压裂在煤层气储层改造中应用较广，但对于煤层渗透率和煤岩力学性能较差的构造软煤区，应用常规的清水加砂压裂技术对煤储层进行改造时，容易造成储层中的黏土矿物膨胀，导致储层的增产效果较差[6-7]；冻胶压裂具有较强携砂能力，但因煤储层具有低温特性，在低温下很难破胶[8-9]；这2种技术在应用上都存在一定的局限性。泡沫压裂技术作为一种水基压裂液，对煤储层的伤害低，同时具有较强的携砂能力，煤层气增产改造效果较好，主要包括CO2泡沫压裂技术和N2泡沫压裂技术。
注液氮压裂技术逐渐得到国内外学者的重视，黄中伟等[10]开展了低温液氮煤岩破裂特性的研究，研究表明低温液氮会引起煤岩的微裂隙和微孔隙的延伸和扩张，从而引起煤岩的破裂。CHA Minsu 等[11]采用低温压裂试验装置和声发射试验相结合的方法，分析了煤岩的低温起裂机制，研究认为煤岩的低温起裂程度主要受控于煤岩的物理性质。张春会等[12]开展了煤液氮浸融试验，研究认为液氮低温条件下煤体内部会产生温度应力并出现应力集中，当应力逐渐增加大于煤岩的断裂韧性时，煤岩将产生断裂破坏，产生裂隙扩大和延伸。WANG等[13]利用压汞试验，测定了煤的孔隙结构和渗透率，并分析了低温液氮对孔隙结构和渗透率的影响，研究认为低温液氮能够显著提高煤的孔隙体积和煤体渗透率。任韶然等[14]以煤为研究对象，揭示了液氮低温作用对煤的影响，研究认为煤基质在液氮超低温作用下产生收缩，在煤体内部产生温度应力，当温度应力超过其本身拉伸强度时，煤体发生破坏产生裂隙，且新裂隙主要沿面割理裂隙垂直方向延伸，从而提高煤的渗透性。
在美国的黑勇士盆地，液氮伴注水力压裂技术已经在煤层气井中取得了较好的应用效果。但在构造煤发育区，应用低温液氮伴注压裂技术对储层进行改造的研究实践相对较少。鉴于此，笔者基于对低温液氮伴注压裂增透机制的剖析，以河南平顶山构造煤发育区煤储层为研究对象，实例证明了液氮伴注压裂技术在煤储层改造方面的显著效果。
为提高储层改造效果，液氮伴注水力压裂技术开始在我国煤层气井压裂中进行应用，并且取得了较好的效果。液氮是惰性的、具有低温特性，其汽化的临界温度为-195.8 ℃。液氮汽化是一个吸收热量的过程，在压裂过程中将液氮注入到煤体中，能够降低煤体温度，使煤体内部产生很大的温度梯度和温度应力，当温度应力超过煤岩抗压强度时煤岩发生破坏，产生大量微裂隙。液氮的汽化可使体积增大696倍(20 ℃，101.325 kPa)，在巨大的气体压力作用下致使煤岩体破裂，提高煤层渗透率。液氮伴注压裂与传统的清水压裂、酸化改造和超声干扰等技术措施相比，具有节约用水且无环境污染的优势，因此是一种很有发展前景的提高煤储层渗透性的方法。
随着环境温度的变化，物体中粒子运动也将发生变化，从而引发物体的热胀冷缩效应。随着温度的升高，物体中粒子运动的振幅增大，物体的体积增大，发生膨胀效应；随着温度的降低，物体中粒子运动的振幅减小，物体的体积缩小，发生冷缩效应；因此，物体在温度发生变化时发生膨胀和冷缩。
煤是一种非均质体，是由许多大小不等、形状不同的矿物颗粒组合而成的。煤中各种矿物颗粒排列方式不同，颗粒之间存在相互影响，在温度变化时按照各自的热膨胀系数发生自由形变。煤作为一个连续体，当温度发生变化时，矿物颗粒之间存在约束，其中变形大的矿物颗粒将受到压缩，变形小的矿物颗粒将受到拉伸。受温度变化的影响，煤中颗粒之间的相互约束，使其不能完全自由胀缩而产生的应力称为温度应力。
在向煤岩体中注入液氮后，煤层温度迅速下降，体积缩小，煤孔隙和微裂隙受到温度应力作用。随着温度应力的增加，当超过煤的拉伸强度时，煤体受到破坏而产生裂隙，致使煤层渗透率提高。因此，低温液氮作用下，煤层渗透率的变化是由温度场、变形场和煤岩变形破坏导致的结果。
1)温度场。煤体注入液氮后的温度变化，在忽略煤变形对温度的影响，其温度场方程可表示为[5,12]
(1)
式中：K为导热系数，W/(m·℃)；T为温度，℃；qv为单位体积热源强度，W/m3；ρ为煤的密度，kg/m3；Cv为定容比热容，J/(kg·℃)；t为时间，h。
2)变形场。温度场发生变化，引起煤体变形，其变形场煤的应变方程可表示为
Δε=atΔTδ
(2)
式中：Δε为应变;at为线性膨胀系数，1/℃；ΔT为温度变化；δ为Kronecker符号。
由温度场引起煤体变形，煤颗粒之间将会受到约束产生温度应力，其方程可表示为[5,15]：
Δσ=atEΔTδ
(3)
式中： Δσ为温度应力，GPa；E为弹性模量，GPa。
3)煤岩变形破坏。煤单元体的变形和破坏过程可表示为弹-脆-塑过程[15-16]。当温度应力达到煤体破坏阈值时，煤单元体将发生破坏，可采用霍克-布朗强度准则表示[17]为
(4)
式中：σ1为最大主应力，MPa；σ3为最小主应力，MPa；mi、s为材料常数；σc为单轴抗压强度，MPa。
4)渗透率。温度场急剧变化产生的温度应力将会在煤体内部的矿物颗粒表面形成最大值，当温度应力达到煤体破坏阈值时，煤体破坏将发生在矿物颗粒的交界处，产生大量微裂隙。随着温度应力持续作用和增大，产生微裂隙逐步发展为宏观裂隙，从而增加储层渗透性。前人试验结果表明，在煤体塑形破坏的阶段应变与渗透率之间呈现出线性关系，体积应变的渗透率可定义为[14]
(5)
式中：η为渗透率； εv为体积应变。
渗透率可以表示为
(6)
式中：η0为初始渗透率；
为单位体积应变引起的渗透率增量，可通过实测渗透率与体积应变关系数据拟合确定。
液氮注入到煤层后，受到地层温度作用发生汽化反应，液氮汽化吸收热量致使煤体温度降低，同时体积急剧增大产生膨胀应力。当膨胀应力超过煤体破坏阈值时，煤岩体发生剪切和断裂破坏，产生大量微裂隙。液氮伴注压裂原理主要基于气液相变原理，利用液氮汽化体积急剧膨胀产生的膨胀应力作用，对煤体产生破坏，生成大量微裂隙，并使原生裂隙连通，显著增加煤的渗透性。单元煤体发生破坏，发生损伤的单元弹性模量可表示为
Ei=(1-D)E0
(7)
式中：Ei为损伤单元弹性模量，MPa；E0为非损伤单元弹性模量，MPa；D为损伤因子。
受到高能气体作用，当膨胀应力σt超过其本身拉伸强度σb损伤阈值，煤体发生破坏。
σt>σb
(8)
当煤体单元受到拉应力作用时，损伤因子D可表示[18-20]为
(9)
式中：ε为应变；εt0为弹性拉伸极限应变；εt1为拉伸极限应变；σbr为残余拉伸强度。
当煤体单元受到压应力作用时，损伤因子D可表示为
(10)
式中：εr为残余应变；σcr为抗压残余强度。
可用有效应力强度因子衡量煤岩体受高能气体作用发生损伤后其裂隙的扩展，可表示为
或
(11)
式中：δ1为有效应力强度因子；δ0为应力强度因子。
由此可知，液氮伴注压裂对煤体破坏的程度主要取决于损伤因子，损伤因子随着有效应力强度因子的增大而增大，损伤因子增大，煤体破坏程度增加，储层改造效果就显著。
试验区选在十三矿己三采区，本区主要含煤地层为二叠系山西组二1煤层，煤层厚度为5～7 m，平均厚为5.88 m，煤层厚且较稳定，以单一煤层为主。煤层的走向呈南东东向，倾向为南南西，受构造影响整体呈北高南低的形态。煤层顶板主要为大占砂岩，直接顶板为泥岩、炭质泥岩，煤层底板主要为细-中粒砂岩、砂泥岩互层。该区平均含气量为10 m3/t，最大含气量为16.98 m3/t。根据煤的等温吸附试验，煤层气含气饱和度为72%，处于欠饱和状态。注入压降测试煤层渗透率为1.82×10-6 μm2，属于低渗透储层，必须采用储层改造的方式进行沟通煤层裂隙和割理，扩大煤层卸压范围，提高煤层渗透性。该区共施工地面煤层气井15口，其中SS-009井实施了低温液氮伴注压裂。
SS-009井采用液氮泡沫伴注、微地震裂缝监测施工方案，分测试压裂和加砂压裂2个阶段。测试压裂：共注入压裂液54.85 m3，施工排量0.5～6.0 m3/min，施工压力3.50～30.52 MPa，停泵压力28.9 MPa。随着测试的进行，压力上升至29 MPa仍未出现破裂迹象，有利于压裂施工。加砂压裂：SS-009井二1煤层液氮伴注加砂压裂设计注入压裂液610.9 m3，注氮量80.8 m3，加入0.42～0.84 mm石英砂65.6 t，尾追0.84～1.19 mm石英砂36.8 t，平均砂比15%。实际施工共注入压裂液771.49 m3，加入0.42～0.84 mm石英砂56 t，尾追0.84～1.19 mm石英砂46.16 t，施工排量6.0～7.9 m3/min，施工压力13.76～32.35 MPa，停泵压力20.39 MPa，测压降17 min，井口压力降至13.67 MPa。平均砂比16.36%，加砂率99.8%，施工中液氮排量0.75 m3/min，液氮累计用量69.9 m3，施工达到了设计要求。见表1、图1。
表1 SS-009井压裂施工参数比对
Table 1 Fracturing construction parameter comparison of Well SS-009
项目总液量/m3最大排量/(m3·min-1)注氮排量/(m3·min-1)注氮量/m3加砂量/t0.42～0.84mm 0.84～1.19mm合计平均砂比/%设计610.906.00.8580.865.636.80102.4015.00实际771.497.90.7569.956.046.16102.1616.36
图1 SS-009井主压裂施工曲线
Fig.1 Main fracturing construction curves of Well SS-009
SS-009井在压裂施工过程中进行了微地震裂缝监测，监测结果表明裂缝延伸方向为东北—西南方向，方位角53.7°，裂缝全长325.7 m，其中东翼缝长159.2 m，西翼缝长166.5 m。从压裂施工曲线和微地震裂缝监测结果表明，该井压裂施工成功。
1)放喷工作。压后放喷工作是压裂后、试抽排采前的一个关键环节，在压裂之后，关井进行压力自然扩散，等压力扩散到一定程度进行放喷，为了防止压裂后因地层中压裂砂和煤粉的返吐造成裂缝堵塞，保持高导流能力的人工裂缝，需要结合单井井况，把握放喷时间和放喷速度2个重点要素，制定科学合理的放喷制度。同时，在放喷过程中，现场人员需严格按照放喷制度进行管理，实时、准确地记录放喷参数：液量、压力和水质描述等，并做好相关分析工作。
SS-009井压后地层能量较大，处于超饱和状态，初始压力为12.1 MPa，压裂1周后开始放喷，前期以排气为主。放喷前期阶段，液量控制在1 m3/d之内，放喷后期阶段，适当调整放喷速度，液量控制在1.5 m3/d之内，返排液的颜色前期是墨绿色含少量煤粉，后期以清水为主，气水同出；气量较大，日产气量最高达1 200 m3；气体可燃，火焰高度2～3 m，主要成分为CH4。
2)排采生产。煤层气井排采生产是一个排水-降压-解吸-产气的过程，在排水采气过程中需要采取特定的控制措施，进行科学排采管理，使整个排采过程做到平稳、连续、缓慢。排采的核心是保护煤储层，避免对储层造成伤害。因排采不当就会造成对储层的伤害，主要表现为排采不连续或短时间内反复调整排采工作制度；排采强度过大致使动液面下降过快；排采到临界解吸压力时解吸不充分，致使压降漏斗扩散不出去。
SS-009井初始液面高度为781.8 m，井底流压为7.665 MPa，按排采制度日降幅0.02 MPa,排采至出现套压；经过40 d排采后出现套压，此时液位高度700.1 m，井下压力6.876 MPa，该阶段平均日产水0.45 m3。随后继续按照原排采强度进行排采，套压持续上升，5个月后套压达到1.167 MPa后，在排采强度不变的情况下开始试产气，试产气1个月，平均日产气量不超过50 m3。试产气结束后，逐渐开启产气通道使产气量逐渐增大，6个月后产气量达到最大1 708 m3/d，后产气量开始降低，日产气量1 000 m3 持续6个月，后因合同管理原因停排。SS-009井经过排采累计产气620 000 m3，平均日产气量681.6 m3，最高日产气量达到1 708 m3，如图2所示。通过比较分析同区域其他未采取液氮压裂的煤层气井生产情况，SS-009井较其他井，不论是最高产气量、总产气量和产气周期上均具有明显的产气效果，见表2。
图2 SS-009井排采曲线
Fig.2 Drainage curves of Well SS-009
表2 地面煤层气井抽采效果对比
Table 2 Comparison of drainage effect of surface coalbed methane wells
井号临界解吸压力/MPa最高产气量/(m3·d-1)累计产气量/m3产气周期/月压裂方式SS-0096.876170862000027 液氮压裂SS-0082.137509358006 清水压裂SS-0042.102439373008 清水压裂
液氮伴注压裂对于低压、低渗储层改造具有显著的应用价值，但在实施过程中应注意以下4点：①液氮伴注压裂特别适合于低压、低渗、水敏性储层使用；②压裂施工停止后，液氮吸收地层能量汽化返吐，易形成砂桥，降低改造效果；③压裂施工后放喷溢流时间长，需要控制好气水两相流速度，控制地层吐砂、吐煤粉，否则易破坏储层；④液氮伴注压裂技术造价较高、技术难度较大。
1)液氮伴注压裂增加渗透性主要表现为，一方面液氮汽化吸热产生低温作用使煤岩骨架收缩，产生冷缩应力，当应力强度因子大于煤裂隙的断裂韧度时，煤体发生微损伤；另一方面，液氮汽化使其体积增加数百倍，体积增大将产生对煤体具有压缩或拉伸作用的膨胀力，当膨胀力逐渐增大超过煤体抗压强度时，煤体将发生破坏产生微裂隙；由于以上作用致使煤体原生裂隙扩展，产生新的微裂隙，从而达到增加渗透性的目的。
2)采用注液氮伴注压裂可显著提高施工砂比，降低压裂液滤失，减小对储层的伤害，压裂后能有效提高地层能量，提高临界解吸压力，缩短煤层气井排采见气周期。现场试验表明：单井最高日产气量达到1 708 m3，累计产气620 000 m3，2年以上维持在日产气500 m3以上，在构造煤发育区实现了稳定连续产气。
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