移动扫码阅读
移动扫码阅读
瓦斯抽采是煤矿进行瓦斯治理的一项重要措施，我国大部分矿区的煤层透气性差、渗透率较低，导致钻孔抽采瓦斯衰减快、抽采时间长、抽采量少[1-2]。对这一问题，我国的科研工作者进行了大量的关于煤层强化增透理论和现场应用方面的研究[3-5]，其中水力化增透是近年来兴起的一种有效的煤层强化增透技术[6-8]。通过对低透气性煤体进行多种方式的压裂，能够有效扩大煤层的卸压范围，增大煤层的透气性，增加钻孔瓦斯抽采量[9-12]，同时压裂后湿润的煤层在开采时瓦斯涌出量会降低且煤尘的产生量也会减少[13-14]。故水力压裂技术为煤矿的瓦斯治理提供了一条有效的途径。
目前煤矿使用的水力压裂技术通常是对整个钻孔实施全孔段压裂，钻孔长度从几十米到上百米不等，所以在压裂时需要很大的水流量才能保证足够的水压，因而对设备要求较高。煤体起裂时，往往需要较高的压力，封孔质量的好坏直接决定着压裂的成败，故全孔段压裂对封孔技术的要求较高[15]，特别是顺层钻孔的压裂，封孔成功率偏低。在钻孔起裂后，若裂纹在一个弱面开始扩展，其余裂纹往往不再继续发展，即钻孔的长度与裂纹的发展程度并没有紧密的相关性。基于此，学者们提出分段水力压裂增透技术，即将水力压裂的压裂范围由面转换为点[16]，将水压集中在一点上进行压裂，由于作用点比较集中，渗失水压降低，有效水压增加，较小的流量即可获得较好的压裂效果，减少水流量，从而降低了对压裂水力系统的要求，同时实施多点压裂，煤体裂隙范围有效扩大，煤体透气性显著增加。杨宏伟[17]通过数值分析和现场试验的手段分析了井下低透气性煤层分段点式水力压裂的原理和过程，证明了压裂方式的有效性。对于分段水力压裂装备的研究，文献[18-19]在“十二五”期间研制了分段水力压裂的全套装备，并进行了数值模拟和工业试验，验证了装备的先进性和煤层增透的有效性。
在学者研究的基础上，笔者研制了可调压式分段水力压裂装置，装置具有更强的封孔效果和更快的压裂速度。为了验证所研制装置的可靠性和有效性，笔者以定向分段水力压裂的基本原理为基础，设计室内试验考察所研制分段水力压裂装置的各项特性，并将装置在煤矿现场进行定向分段水力压裂试验，考察煤层增透效果，实现煤层瓦斯的强化抽采，为煤矿瓦斯治理提供新的技术途径。
分段水力压裂是将整个钻孔利用特制的封孔器分成数段，在封孔段之间应用特制的注水器将高压水集中注入到长度较短的压裂段内压裂。在实施分段压裂时，单孔压裂时裂纹扩展无法控制，在压裂钻孔周围一定距离施工平行钻孔作为控制孔。利用控制孔施工后周围形成的卸压圈引导裂纹向控制孔扩展，并最终沟通，沟通后高压水带出部分煤屑，使裂纹附近煤体发生破坏、位移，降低了地应力，增加透气性。定向分段水力压裂如图1所示。
图1 定向分段水力压裂示意
Fig.1 Schematic diagram of directional subsection hydraulic fracturing
定向分段水力压裂的扩展裂纹包括主裂纹和次生裂纹，当主裂纹与控制孔沟通后，绝大多数水流量流入控制孔，由于控制孔与巷道直接相通，主裂纹内压力水由静压转化为动压，使注入水变成高速水流，此时主裂纹和次生裂纹内水静压降低，小于裂纹扩展的临界有效水压，主裂纹和次生裂纹开始逐渐闭合，同时主裂纹内高速水流从裂缝面带出大量煤屑，通过控制孔携带至巷道，煤屑不断地被冲出，致使主裂纹的裂缝面周围煤体发生破坏，产生向裂缝面方向的位移，最终在裂缝面周围形成大量裂隙。当停止高压水注入时，次生裂纹趋于闭合，但由于主裂纹周围煤体发生了不可逆的破坏，产生了大量次生裂隙，最终保留下来成为瓦斯流动的通道，这就是定向分段压裂的基本原理。
定向分段水力压裂全套装备包括高压泵站系统和分段压裂装置，其中高压泵站系统包括高压泵、液箱及控制箱，分段压裂装置主要包括封孔胶囊、注水器，高压连接推杆等部件，系统连接如图2所示。其中封孔胶囊和注水器是分段压力装置的关键部件，对分段水力压裂效果具有直接的影响，故分别对封孔胶囊和注水器的相关特性进行试验研究。
图2 分段水力压裂装备系统连接示意
Fig.2 Connection diagram of sectional hydraulic fracturing equipment system
为了研究胶囊封孔器的特性，设计了自由状态下胶囊的缩胀试验和模拟钻孔内胶囊的封孔效果试验，为了研究注水器阀门开闭特性，设计了注水器开合压力测试试验。
2.1.1 自由状态下胶囊的缩胀试验
自由状态下胶囊的缩胀试验即研究封孔胶囊在不同压力条件下的缩胀比。
定义胶囊膨胀前后长度变化率为
ηL=(L2-L1)/L1×100%
胶囊膨胀前后直径变化率为
ηD=(D2-D1)/D1×100%
式中： L1为打压前封孔胶囊的胶囊段长度；L2为打压后封孔胶囊的胶囊段长度； D1为打压前封孔胶囊的胶囊段直径；D2为打压后封孔胶囊的胶囊段直径。
试验时将原始长度1 360 mm、直径45 mm的膨胀胶囊在自由状态下通过手动打压泵进行打压试验，记录不同压力下胶囊的直径和长度变化，确定长度变化率和直径变化率。试验设计如图3所示。为了使试验结果更具有普遍性，选取A、B、C、D共4根胶囊进行试验，最后取平均值。
图3 自由状态下胶囊的缩胀试验设计示意
Fig.3 Design schematic of dilatation test for capsules in free state
2.1.2 模拟钻孔内胶囊的封孔效果试验
模拟钻孔内胶囊的封孔效果试验即考察胶囊在不同的封孔压力下的封孔效果[20]。模拟钻孔采用直径为75 mm的无缝钢管代替，设计如图4所示的胶囊封孔效果试验。试验时关闭截止阀Ⅱ，用手动打压泵通过截止阀Ⅰ向封孔胶囊输入P1压力的高压水使胶囊膨胀封住钻孔，稳定后关闭截止阀Ⅰ，然后通过截止阀Ⅱ向模拟钻孔内输入P2压力，观测各个压力表的变化并记录。
图4 封孔胶囊耐压试验示意
Fig.4 Schematic of pressure test for sealing hole capsule
2.1.3 注水器开合压力测试试验
注水器结构如图5所示，当作用于钢珠的高压水的作用力大于弹簧的弹力时，弹簧压缩，钢珠后移，水流可从出水口流出，反之，出水口封闭。注水器的开合压力直接影响着胶囊的封孔效果，如果开启压力过小，胶囊还未完全膨胀，阀门即开启，水压卸载，造成胶囊压出，封孔失败，若开启压力过大，会影响出水口水流量，同时压力太大也可能造成胶囊的损坏。
图5 注水器结构示意
Fig.5 Structural diagram of water injector
为了获得注水器的合理运行参数，按图6所示进行注水器开合压力测试试验。弹簧选用线径2.5 mm、外径14 mm、长度60 mm的弹簧钢压簧，使用扭力螺丝刀分别对调节端堵进行7种扭力的调节，记录注水器在不同扭力调节情况下的开合压力及胶囊膨胀封孔效果。
图6 注水器开合压力测试试验示意
Fig.6 Schematic diagram of test for water injector about opening and closing pressure
1)自由状态下胶囊缩胀试验结果见表1。根据表1测试数据，对不同注入压力条件下胶囊的直径变化及长度变化规律进行曲线拟合，如图7所示。其相关性可用线性函数表达分别为
D=0.402P+86.640(R2=0.832)
L=-6.25P+950.00(R2=0.930 9)
式中：D为封孔胶囊的直径；P为封孔胶囊的注入压力；L为封孔胶囊的长度。
表1 自由状态下胶囊缩胀比试验结果
Table 1 Data statistics of capsule expansion ratio in free state
注入压力/MPa直径/mm直径变化率/%长度/mm长度变化率/%286.1591.4495.0-30.15488.7797.2792.0-32.35689.8999.7690.5-33.46890.16100.3689.5-34.191091.19102.6488.5-34.931291.42103.1687.5-35.661491.47104.2787.0-36.03
图7 不同注入压力条件下胶囊的直径和长度变化曲线
Fig.7 Variation curve of capsules diameter，length under different injection pressure
由图7可见，随着注入压力的增大，胶囊的直径随之增大，且直径变化率在注入压力2 MPa时即达到90%以上，说明胶囊具有良好的膨胀性，45 mm直径的胶囊即可较好地密封75 mm的钻孔；随着注入压力的增大，胶囊的长度随之减小，当注入压力在2～14 MPa的大跨度之间，胶囊的长度变化率仅为-30%～-36%，说明胶囊的长度抗收缩性较好，可有效保证钻孔密封段的长度。
2)模拟钻孔内胶囊的封孔效果试验数据结果见表2。分析表2数据可知，在封孔压力P1为10 MPa的情况下，对P2施加2.5～9.5 MPa的压力时，水压只能影响到表4位置，即胶囊约1/5位置处，表1、表2、表3无示数，说明表1、表2、表3位置段封孔效果良好。现场应用时由于煤体破碎，封孔效果相比较模拟钻孔将有较大的差别，实际应用中可将2根胶囊连接，增加封孔长度，提高封孔效果。
表2 模拟钻孔内胶囊的封孔效果试验结果
Table 2 Results of capsule sealing effect test in simulated borehole
P1P2压力/MPa表5表4表3表2表1100 0 0 0002.52.00 0005.55.52.00007.07.06.00008.08.07.50009.59.58.5000
3)注水器开合压力测试试验结果见表3。由表3数据分析可知，端堵扭力值越大，弹簧初始压缩量越大，注水器出水口阀门的开启压力就越大，在端堵扭矩小于2.0 N·m时，胶囊未完全膨胀时，注水器出水口即开启，封孔胶囊可在模拟钻孔中活动，未能有效进行封孔，当端堵扭矩大于2.5 N·m时，在注水器出水口开启之前，封孔胶囊有效膨胀，对模拟钻孔壁形成有效压力，封孔效果良好。考虑到现场钻孔的破碎性，在实际应用中，端堵扭矩设置在3.0 N·m以上，保证封孔的有效性。
表3 注水器开合压力测试试验结果
Table 3 Test results for water injector about opening and closing pressure
端堵扭矩/(N·m)1.52.02.53.03.54.05.0开启压力/MPa1.22.13.24.04.55.05.0密封效果差差良优优优优
注：密封效果“差”，代表胶囊无法密封模拟钻孔，胶囊可直接人工拽出，密封效果“良”代表胶囊能较好地密封模拟钻孔，使用拉拽工具用较大的力可使胶囊有一定距离移动，密封效果“优”代表胶囊能很好地密封模拟钻孔，使用拉拽工具无法使胶囊发生移动。
分段水力压裂工业试验地点选择在淮南矿业集团潘四东煤矿-650 m水平东翼1131(3)外段运输巷，巷道标高-650 m，埋深-673 m，压裂煤层为13-1煤，煤层平均厚度4.6 m，倾角28°，走向及倾向变化不大。在试验区段内，煤层直接顶为泥岩，基本顶为粉细砂岩，直接底为砂质泥岩，基本底为细砂岩。13-1煤瓦斯含量平均为4.19 m3/t，煤的普氏系数为1.2。
经过现场考察，为了防止钻孔太长导致角度偏差和塌孔的影响，将钻孔的长度控制在50～60 m内。根据以往的压裂经验，压裂孔与控制孔间距设置为10 m时，单点压裂时间在3 h左右，按照每个钻孔压裂2次计算，单钻孔压裂时间可控制在现场一个班以内，故初步将压裂孔与控制孔间隔布置，且间距定为10 m。钻孔施工角度为30°，与煤层倾角基本相同。钻孔布置如图8所示。
图8 钻孔布置平剖面示意
Fig.8 Plane and profile chart of borehole layout
由于现场情况复杂，根据现场压裂情况，将12个钻孔分成4组，将3、4、5号钻孔定为一组，其中4号孔为压裂孔，3、5号孔为控制孔；6、7、8号钻孔定为一组，其中7号孔为压裂孔，6、8号孔为控制孔；1、2号钻孔未压裂，归为一组作为对比组，9、10、11、12号钻孔也均未压裂，归为一组作为对比组。
已知潘四东矿13-1煤水力压裂起裂压力为25 MPa左右，为稳妥起见，设置泵站注水压力为30 MPa，按图2所示进行封孔压裂，当泵压突然出现下跌且持续加压一段时间后压力不再上升时，证明压裂孔已与控制孔沟通，可以停泵。压裂完成后，将各组钻孔通过矿用管道多参数测定仪接入抽采系统，每天监测各组瓦斯浓度、管道负压、混合流量、纯流量、日抽采量等信息。
启动高压泵后，高压水给胶囊施加一个压力并迅速增大，胶囊膨胀密封钻孔，注水器阀门打开，高压水注入压裂段，随着压力的增大，煤体破裂、裂纹扩展，最终压裂孔与控制孔沟通，压力下跌，控制孔大量水流出，形成卸压裂隙。
第2组4号孔为压裂孔，孔深61 m，封孔装置在压裂孔20 m处压裂时，压力随时间的变化曲线如图9所示，压裂时间共持续了近80 min。
图9 4号孔20 m处注水压力随压裂时间变化
Fig.9 Variation of water injection pressure with fracturing time at No.4 hole,20 m
由图9可见，高压泵站输出压力很快就达到26 MPa，随着高压水的持续注入，胶囊膨胀封孔，注水器出水口打开，高压水进入封孔段，持续5 min后，高压泵站输出压力达到30 MPa，此时泵站输出压力有一个小的跌落，煤体被压裂，在之后的60 min内，煤体不断被压裂，高压泵站输出压力虽整体呈现下降趋势，但相对保持稳定，在压裂70 min时，压力为21.5 MPa，高压泵站输出压力突然大幅跌落，跌至15 MPa左右，继续注入高压水，压力也不会再上升，说明此时压裂孔与控制孔相互沟通，关闭高压泵后，进入巷道检查压裂孔与控制孔，可见压裂孔处基本没有水流出，证明封孔效果良好，控制孔处有大量水流出的痕迹，证明压裂孔与控制孔已经直接沟通，统计最终耗水量约为13 t，远小于全孔段压裂10 m时所需的耗水量。
第3组7号压裂孔，孔深60 m，在压裂孔20 m处压裂，压裂时间共持续了近60 min，压力随时间的变化曲线如图10所示。
图10 7号孔封孔20 m处压裂时间与注水压力变化
Fig.10 Variation of water injection pressure with fracturing time at No.7 hole,20 m
由图10可见，高压泵站输出压力很快达到26 MPa，在压裂开始8 min时，高压泵站输出压力达到28.1 MPa，此时煤体被压裂，从而泵站输出压力有一个小的跌落，之后迅速恢复，在压裂开始35 min时，高压泵输出压力有一个较大幅度的跌落，压力为17 MPa，但是随着高压水的继续注入，压力逐渐上升，在压裂开始40 min时恢复到25 MPa左右，说明此次跌落是由于煤体较硬，突然扩展了一个较大了裂纹，造成压力突然降低，之后压力逐步回升。在压裂到50 min时，压力又一次大幅降低到16 MPa，但是此次随着高压水的继续注入，压力不再上升，说明此时压裂孔与控制孔相互沟通，关闭高压泵，进入巷道检查压裂孔与控制孔，同第2组压裂情况类似，压裂孔处基本无水流出，控制孔处有大量水流出，最终耗水量约为10 t。
对4组钻孔进行为期16天的抽采效果考察，各组钻孔瓦斯浓度、混合流量、日抽采量变化如图11所示。
图11 各组瓦斯浓度、混合流量、日抽采量变化曲线
Fig.11 Variation curves of gas concentration,mixed flow and daily drainage volume
由图11a可见，随着抽采的进行，各编组的瓦斯浓度呈下降趋势，开始时下降速率较快，随着时间的推移，瓦斯浓度逐渐稳定。由于压裂参数的影响，稳定后，第2和第3压裂组的瓦斯浓度要比未压裂组的大。由图11b、图11c可见，由于水力压裂，导致煤体破碎，产生裂纹，开始抽采时，第2和第3压裂组的混合流量和日抽采量远大于未压裂的第1、第4编组，混合流量一直保持相对平稳。日抽采量在前2天有下降趋势，之后一直保持平稳抽采量。由于第2组现场计量设备在第14天时出现故障，所以第2组数据在14天时出现异常，可忽略其影响。
经计算，压裂钻孔组与未压裂钻孔组相对比，在观察周期内的平均瓦斯体积分数提高1.72～3.04倍，平均混合流量提高2.00～4.04倍，平均日抽采量为2.94～10.87倍。可见，分段水力压裂技术可有效增加煤层透气性，提高抽采效率。
1)分析定向分段水力压裂的基本原理，并对研制的分段水力压裂装置进行实验室特性研究，验证了封孔胶囊的径向膨胀性和轴向抗伸缩性，确定了注水器的现场应用最小端堵扭力值。
2)分段水力压裂装置的现场应用表明，潘四东矿13-1煤层的起裂压力为28～30 MPa，单段压裂10 m距离所用的时间为1 h左右，耗水量为10～13 t，压裂时间和耗水量均远小于全孔段水力压裂工艺，可有效提高水力压裂工艺的实施效率。
3)经过定向分段水力压裂的煤层，相对于未压裂煤层，在16天的统计时间内，平均瓦斯体积分数提高1.72～3.04倍，平均混合流量提高2.00～4.04倍，平均日抽采量提高了2.94～10.87倍，能够有效增加煤层透气性，显著提高瓦斯抽采效果。
[1] ZHANG Lin,LIU Chiyang,LI Zhihang,et al.Fit gas for foam fracturing in coal layer[J].Journal of China Coal Society,2008,33(3):322-324.
[2] 程远平,付建华,俞启香.中国煤矿瓦斯抽采技术的发展[J].采矿与安全工程学报,2009,26(2):127-139.
CHEN Yuanping,FU Jianhua,YU Qixiang.Development of gas extraction technology in coal mines of China[J].Journal of Mining & Safety Engineering,2009,26(2):127-139.
[3] 赵宝友,王海东.我国低透气性本煤层增透技术现状及气爆增透防突新技术[J].爆破,2014,31(3):32-38.
ZHAO Baoyou,WANG Haidong.Different technologies of permeability enhancement of single coal seam and new technique of high pressure gad shock in China [J].Blasting,2014,31(3):32-38.
[4] 程 详,赵光明,李英明,等.软岩保护层开采卸压增透效应及瓦斯抽采技术研究[J].采矿与安全工程学报,2018,35(5):1045-1053.
CHENG Xiang,ZHAO Guangming,LI Yingming,et al.Study on relief-pressure antireflective effect and gas extraction technology for mining soft rock protective seam[J].Journal of Mining & Safety Engineering,2018,35(5):1045-1053.
[5] 李守国,姜文忠,贾宝山,等.低透气性煤层致裂增透技术应用于展望[J].煤炭科学技术,2017,45(6):35-42.
LI Shouguo,JIANG Wenzhong,JIA Baoshan,et al.Application and prospects on fracturing and permeability improved technology of mine low permeability seam[J].Coal Science and Technology,2017,45(6):35-42.
[6] 王耀峰，何学秋，王恩元，等.水力化煤层增透技术研究进展及发展趋势[J].煤炭学报,2014,39(10):1945-1955.
WANG Yaofeng,HE Xueqiu,WANG Enyuan,et al.Research progress and development tendency of the hydraulic technology for increasing the permeability of coal seams[J].Journal of China Coal Society,2014,39(10):1945-1955.
[7] 李全贵,翟 成，林柏泉,等.低透气性煤层水力压裂增透技术应用[J].煤炭工程,2012(1):31-33,36.
LI Quangui,ZHAI Cheng,LIN Baiquan,et al.Application of hydraulic fracturing and permeability improvement technology to low permeability seam[J].Coal Engineering,2012(1):31-36.
[8] 吕有厂.水力压裂技术在高瓦斯低透气性煤层矿井中的应用[J].重庆大学学报,2010,33(7):102-107.
LYU Youchang.Application the hydraulic fracturing technology in the high pressure and low permeability mine[J].Journal of Chongqing University,2010,33(7):102-107.
[9] 马海峰,程志恒,张科学,等.千米深井高瓦斯煤层W-S-W水力压裂强化增透试验研究[J].煤炭学报,2017,42(7):1757-1764.
MA Haifeng,CHENG Zhiheng,ZHANG Kexue,et al.Intensive permeability enhancement experiment through hydraulic fracturing by way of water-sand-water in kilometer deep weel with high gas seam[J].Journal of China Coal Society,2017,42(7):1757-1764.
[10] 吴拥政,康红普.煤柱留巷定向水力压裂卸压机理及试验[J].煤炭学报,2017,42(5):1130-1137.
WU Yongzheng,KANG Hongpu.Pressure relief mechanism and experiment of directional hydraulic fracturing in reused coal pillar roadway[J].Journal of China Coal Society,2017,42(5):1130-1137.
[11] 康红普,冯彦军.定向水力压裂工作面煤体应力监测及其演化规律[J].煤炭学报,2012,37(12):1953-1959.
KANG Hongpu,FENG Yanjun.Monitoring of stress change in coal seam caused by directional hydraulic fracturing in working face with strong roof and its evolution[J].Journal of China Coal Society,2012,37(12):1953-1959.
[12] 焦先军,蔡 峰.深部低透气性煤层水力压裂强化增透技术研究[J].煤矿安全,2017,48(10):76-79.
JIAO Xianjun, CAI Feng. Study on intensified permeability improving technology by hydraulic fracturing in deep and low permeability coal seam[J].Safety in Coal Mines,2017,48(10):76-79.
[13] 杨湘涛.水力压裂技术在低透气性煤层瓦斯抽采中的应用[J].能源与环保,2018,40(11):1-5.
YANG Xiangtao.Application of hydraulic fracturing technology in gas drainage of low permeability coal seam[J].Coal Energy and Environment Protection,2018,40(11):1-5.
[14] 蔡 峰,刘泽功.深部低透气性煤层上向穿层水力压裂强化增透技术[J].煤炭学报,2016,41(1):113-119.
CAI Feng,LIU Zegong.Simulation and experimental research on upward cross-seams hydraulic fracturing in deep and low permeability coal seam[J].Journal of China Society,2016,41(1):113-119.
[15] 吕有厂,王玉杰,张建华,等.井下水力压裂钻孔封孔技术研究与实践[J].煤矿现代化,2010(6):33-34.
LYU Youchang,WANG Yujie,ZHANG Jianhua,et al.Research and practice of hole sealing technology in hydraulic fracturing[J].Coal Mine Modernization,2010(6):33-34.
[16] 富 向.井下点式水力压裂增透技术研究[J].煤炭学报,2011,36(8):1317-1321.
FU Xiang.Study of underground point hydraulic fractureing increased permeability technology[J].Journal of China Coal Society,2011,36(8):1317-1321.
[17] 杨宏伟.低透气性煤层井下分段点式水力压裂增透[J].北京科技大学学报,2012,34(11):1235-1239.
YANG Hongwei.Underground segmentation point hydraulic fracturing antireflection for low permeability coal seam[J].Journal of University of Science and Technology Beijing,2012,34(11):1235-1239.
[18] 富 向.“点”式定向水力压裂机理及工程应用[D].沈阳：东北大学,2013.
[19] 富 向,刘洪磊,杨天鸿,等.穿煤层钻孔定向水压致裂的数值仿真[J].东北大学学报:自然科学版,2011,32(10):1480-1483.
FU Xiang,LIU Honglei,YANG Tianhong,et al.Simulating directional hydraulic fracturing through coal seam drilling hole[J].Journal of Northeastern University：Natural Science,2011,32(10):1480-1483.
[20] 梁文勖,李江涛,马文伟,等.点式水力压裂装置的试验研究与应用[J].煤炭科学技术,2017,45(4):77-81.
LIANG Wenxu,LI Jiangtao,MA Wenwei,et al.Experiment study and application of point hydraulic fracturing device[J].Coal Science and Technology,2017,45(4):77-81.