寺家莊礦穿層鉆孔水力壓裂技術(shù)應(yīng)用

姚壯壯

(1.瓦斯災(zāi)害監(jiān)控與應(yīng)急技術(shù)國家重點(diǎn)實驗室， 重慶 400037；2.中國煤炭科工集團(tuán) 重慶研究院有限公司， 重慶 400037)

0 引 言

高瓦斯、碎軟、低滲煤層的瓦斯治理一直是業(yè)界難題[1-2]。如何提高煤層的透氣性是我國各科研院所、高校以及煤炭企業(yè)一直以來研究的重要課題[3-7]。目前已形成一系列煤層瓦斯強(qiáng)化抽采技術(shù)，包括鉆孔深孔預(yù)裂爆破、水力沖孔、水力割縫、水力壓裂等[8-10]。董鋼鋒等[11]運(yùn)用高水壓射流擴(kuò)孔技術(shù)來提高穿層鉆化預(yù)抽放效果；藍(lán)成仁[12]進(jìn)行了大量的穿層深孔爆破提離瓦斯抽放技術(shù)工業(yè)實驗，并闡述了其作用機(jī)理。為了縮短瓦斯抽采時間，保證煤礦井下安全高效生產(chǎn)，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)在技術(shù)工藝上有所突破[13-18]。

通過數(shù)值模擬方法，分析注入高壓水后地應(yīng)力的變化對底板巖石預(yù)抽巷應(yīng)力及位移的影響，確保試驗區(qū)的壓裂施工安全。陽煤集團(tuán)寺家莊礦15號煤層瓦斯含量高、透氣性差，導(dǎo)致抽采困難、生產(chǎn)接替緊張等一系列問題。筆者以該礦為例，分析了底抽巷穿層鉆孔的可壓性，并在可壓的前提下對試驗區(qū)開展的水力壓裂進(jìn)行效果考察，形成了一種適用于穿層鉆孔水力壓裂的成套技術(shù)體系，為穿層鉆孔水力壓裂提供了理論支撐和現(xiàn)實依據(jù)。

1 穿層鉆孔水力壓裂可壓性分析

本次壓裂試驗區(qū)在寺家莊礦15117工作面回風(fēng)底抽巷。圈定的壓裂試驗區(qū)域地質(zhì)構(gòu)造不發(fā)育，透氣性差，在壓裂試驗范圍內(nèi)無透水型地質(zhì)構(gòu)造，煤層頂板、底板遇水不易膨脹，且頂?shù)装鍩o含水層，該區(qū)域理論上滿足進(jìn)行水力壓裂試驗需求。

1.1 計算模型的建立

水力壓裂施工可能會造成底抽巷頂板離層、垮落、片幫等情況，為了預(yù)防這些情況發(fā)生，根據(jù)寺家莊礦壓裂試驗區(qū)資料，模擬在支護(hù)條件下水力壓裂實施前后應(yīng)力及位移變化。通過前后對比，得出水力壓裂高壓水對實驗巷道造成的影響。壓裂鉆孔布置如圖1所示，本次模擬選取2號壓裂孔，擬注水90 m3，最大注水壓力20 MPa。

圖1 2號壓裂鉆孔布置剖面Fig. 1 No.2 fracturing borehole layout profile

試驗巷道壓裂地點(diǎn)與煤層垂距均大于20 m。根據(jù)鉆孔資料，建立了尺寸為150 m×100 m×80 m的數(shù)值模擬模型，見圖2。模型邊界條件：豎直方向上施加豎向荷載模擬上覆巖層自重，X、Y方向限制水平移動，Z方向限制底面垂直方向位移。模型深300 m，容重取25 kN/m3，故模型上邊界施加7.5 MPa的應(yīng)力值，記模型煤巖層密度為ρ，體積模量為Kv,內(nèi)聚力為c,內(nèi)摩擦角為θ。模型圍巖參數(shù)見表1。

圖2 底抽巷數(shù)值模擬模型 Fig. 2 Numerical simulation model of bottom extraction roadway

表1 計算模型煤巖層參數(shù)

1.2 壓裂實施前、后巷道應(yīng)力

首先,模擬試驗巷道水力壓裂之前支護(hù)狀態(tài)下的應(yīng)力狀態(tài)。因本次壓裂設(shè)計為上向壓裂孔，所以主要分析巷道所受垂直應(yīng)力變化。圖3為水力壓裂實施前試驗巷道垂直應(yīng)力云圖，從圖中可以看出，最大垂直應(yīng)力為11 MPa，左右兩幫應(yīng)力分布均勻。

圖3 水力壓裂前巷道垂直應(yīng)力云圖Fig. 3 Vertical stress nephogram of roadway before hydraulic fracturing

最大注水壓力20 MPa，高壓水壓力與原巖應(yīng)力疊加，相當(dāng)于在鉆孔中心施加最大垂直應(yīng)力30 MPa，模擬高壓水應(yīng)力對鉆孔周圍應(yīng)力影響，應(yīng)力值向四周逐漸減小，在35 m范圍內(nèi)減小至原巖應(yīng)力10 MPa。模擬結(jié)果見圖4。

圖4 水力壓裂實施后煤層平面方向垂直應(yīng)力云圖Fig. 4 Vertical stress nephogram in plane direction of coal seam after hydraulic fracturing

圖5為施加水力壓裂后，試驗區(qū)巷道圍巖垂直應(yīng)力云圖。壓裂孔施工在巷道左幫，在高壓水的作用下，左幫垂直應(yīng)力最大值為16 MPa，比壓裂前增加了5 MPa。右?guī)痛怪睉?yīng)力最大值為13 MPa，比壓裂前增加了2 MPa。應(yīng)力分布不再均勻。

圖5 水力壓裂后巷道垂直應(yīng)力云圖Fig. 5 Vertical stress nephogram of roadway after hydraulic fracturing

1.3 壓裂實施前、后巷道應(yīng)變

圖6為巷道支護(hù)條件下垂直位移云圖，從圖中可知，頂?shù)装逦灰贫驾^小，頂板位移為1 cm，底板位移為2 cm，巷道處于穩(wěn)定狀態(tài)。

圖6 水力壓裂實施前巷道垂直位移云圖Fig. 6 Vertical displacement nephogram of roadway before hydraulic fracturing

圖7為巷道在施加水力壓裂后的垂直位移云圖，從圖中可以看出，實施水力壓裂后，頂板位移為5 cm，增加了4 cm, 底板位移為2 cm，維持不變，由于巷道圍巖巖性穩(wěn)定，加之支護(hù)到位，巷道仍處于穩(wěn)定狀態(tài)，由此可知，水力壓裂對試壓巷道影響甚微。

圖7 水力壓裂實施后巷道垂直位移云圖Fig. 7 Vertical displacement nephogram of roadway after hydraulic fracturing

2 穿層鉆孔水力壓裂效果

壓裂區(qū)與未壓裂區(qū)瓦斯抽采濃度變化曲線如圖8所示，壓裂后經(jīng)抽采效果考察得出：壓裂單元瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)φ為13.9%～36.5%，平均為29.1%；而未壓裂區(qū)域鉆孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)為5.9%～11.8%，平均為9.3%，壓裂后瓦斯平均抽采濃度是未壓裂區(qū)域瓦斯抽采濃度的3.1倍。

圖8 壓裂區(qū)與未壓裂區(qū)瓦斯抽采濃度變化對比Fig. 8 Contrast of gas drainage concentration change between fractured and unfractured areas

壓裂區(qū)域抽采純量為0.97～3.44 L/min，平均瓦斯抽采純量為2.04 L/min，而非壓裂區(qū)抽采純量為0.19～0.52 L/min，平均瓦斯抽采純量為0.36 L/min，壓裂后平均瓦斯抽采純量是未壓裂區(qū)域的5.7倍，見圖9，明顯提高了瓦斯抽采效率。

圖9 壓裂區(qū)與未壓裂區(qū)瓦斯抽采純量變化對比Fig. 9 Contrast of gas drainage purity change between fractured and unfractured areas

3 結(jié) 論

(1)通過數(shù)值模擬分析寺家莊煤礦底板巷穿層鉆孔可壓性并得出，壓裂后巷道應(yīng)力值變化，左右兩幫應(yīng)力值不再均勻，壓裂測巷幫應(yīng)力變大；壓裂后巷道變形量變化較小，可知水力壓裂對試驗區(qū)底抽巷影響不大，可以滿足水力壓裂施工要求。

(2)壓裂區(qū)抽采單元瓦斯平均抽采濃度和純量分別是非壓裂區(qū)的3.1和5.7倍，瓦斯抽采增滲效果明顯。