低滲煤層超高壓水射流不同割縫間距的力學(xué)特征

李文福，王向陽，付航航，康甲甲，何 偉，馬 濤，李 剛

(1.陜西彬長孟村礦業(yè)有限公司，陜西 咸陽 713600；2.陜西彬長礦業(yè)集團有限公司，陜西 咸陽 712000；3.陜西煤業(yè)化工技術(shù)研究院有限責任公司，陜西 西安 710054)

0 引言

高壓水射流切割技術(shù)廣泛應(yīng)用于煤礦開采、石油鉆探以及固體切割領(lǐng)域，但水射流高速切割機理屬于復(fù)雜的非線性動力耦合問題。目前，針對高壓水射流切割技術(shù)已有大量學(xué)者開展了相關(guān)研究。盧義玉等[1]分析了超高壓水射流沖擊下巖石破裂時序演化過程；陳洪濤等[2-6]優(yōu)化了超高壓水力割縫技術(shù)工藝參數(shù)；梁銀權(quán)等[7-10]研究了高瓦斯低滲透煤層深孔水力割縫技術(shù)；宋宜猛等[11-14]研究了不同條件下水力割縫的應(yīng)用；蔡武等[15]研究了煤體力學(xué)機制及誘沖機理。通過上述學(xué)者的研究，提出通過割縫卸壓理論分析，現(xiàn)場試驗及數(shù)值模擬分析的方法，研究深孔割縫煤體的力學(xué)特征及卸壓機理，可以為深孔低滲煤層超高壓水力割縫技術(shù)推廣應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。然而，沖擊過程中射流速度大小與方向劇烈變化、沖擊載荷分布情況復(fù)雜，隨著切割深度的增加，沖擊區(qū)域煤巖壁產(chǎn)生破壞，一方面流場約束條件發(fā)生變化，影響射流內(nèi)部速度分布，另一方面改變射流對煤巖的作用力使得射流邊界條件進一步變化。因此，水射流切割煤層機制尚未形成成熟完善的理論體系，需要進一步研究。

1 高壓水射流破煤理論分析

1.1 水錘壓力及滯止壓力

目前研究理論認為，高壓水射流破煤過程分為水錘壓力、滯止壓力2個階段，分別對應(yīng)射流的應(yīng)力波效應(yīng)及裂紋擴展效應(yīng)，如圖1所示。水射流沖擊煤體時，假設(shè)將水射流分為無數(shù)段小水柱，首尾相連，距離煤體最近的一段小水柱撞擊到煤體上時，它的速度迅速減小，但是后續(xù)小水柱仍然速度不變，撞擊到速度已急劇減小的小水柱上，導(dǎo)致其所受壓力劇增，稱之為水錘壓力[16]。被壓縮的小水柱沿著被沖擊區(qū)域四周流失，被沖擊區(qū)域的煤體表面暫時的變形得到恢復(fù)，隨后新的小水柱撞擊到接觸區(qū)域，又會產(chǎn)生新的水錘壓力，隨后一直重復(fù)此過程。該水錘壓力對煤體表面的破碎起關(guān)鍵作用，穩(wěn)定階段以后逐步降低為滯止壓力，形成應(yīng)力集中區(qū)域，進入煤體孔裂隙促使裂紋擴展。

圖1 高壓水射流沖擊過程Fig.1 Impact process of high-pressure water jet

1.2 破煤過程

處于煤層深部的煤體在未被高壓水射流切割前，受鉆孔施工的影響，這種擾動影響較小，認為煤體處于卸壓狀態(tài)。煤體被高壓水射流切割后，被割出一定寬度和深度的槽縫，煤屑由高壓水流作用滑出具有一定傾角的鉆孔。隨著鉆孔割縫實施，槽縫周圍煤體的應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破，應(yīng)力平衡的破壞將引發(fā)煤體發(fā)生變形繼而發(fā)生彈塑性狀態(tài)的變化，直到煤體達到新的應(yīng)力平衡狀態(tài)。高壓水力割縫在煤層內(nèi)部切割形成縫槽，鉆孔圍巖產(chǎn)生新裂隙，周邊煤體應(yīng)力逐漸降低至拉伸應(yīng)力狀態(tài)?？p槽改變鉆孔煤巖原始應(yīng)力平衡，出現(xiàn)不同程度卸壓現(xiàn)象。隨著縫槽深度增加，拉伸狀態(tài)煤體區(qū)域擴大，縫槽間拉伸區(qū)域逐漸相互重合煤體均處于卸壓狀態(tài)?？p槽作用下煤體應(yīng)力由壓縮應(yīng)力轉(zhuǎn)換為拉伸應(yīng)力，閉合裂隙重新張開。隨著逐漸接近縫槽壁，煤體拉伸應(yīng)力逐漸增大，超過煤體強度極限時新裂隙生成。割縫后周邊煤體以剪切破壞為主、拉伸破壞為輔。較深割縫深度鉆孔周邊新增大量剪切破壞區(qū)域，塑性破壞區(qū)面積隨著割縫深度增加而極大增加，割縫對鉆孔應(yīng)力擾動范圍增大，卸壓效果顯著。

綜上所述，水力割縫后由遠離鉆孔位置至縫槽壁，煤體的應(yīng)力狀態(tài)由原巖應(yīng)力逐漸降低，再轉(zhuǎn)變?yōu)槔鞈?yīng)力狀態(tài)。由于壓力的降低，煤體孔隙率增大，閉合煤巖裂隙逐漸張開，并且由于拉伸應(yīng)力增加直至超過煤體強度極限，新裂隙生成并與原始裂隙一起構(gòu)成煤層瓦斯的滲流空間。水力割縫后煤體破壞形式在遠離縫槽壁位置以剪切破壞為主、拉伸破壞為輔；在接近縫槽壁位置破壞以拉伸破壞為主、剪切破壞為輔。割縫壓力提高增加煤體割縫深度，隨著割縫深度增加，鉆孔周圍煤體塑性區(qū)范圍變大，縫槽壁附近拉伸應(yīng)力區(qū)面積擴大。

1.3 射流割縫深度

當高壓水射流沖擊煤體時，根據(jù)之前分析，認為每一份小水柱產(chǎn)生的水錘壓力都是沿著水射流軸線進行變化，每一份小水柱產(chǎn)生的水錘壓力傳遞到煤體表面接觸范圍，該范圍產(chǎn)生變形，當水錘壓力大于煤體強度時，煤體發(fā)生破碎，隨后源源不斷的小水柱繼續(xù)沖擊，導(dǎo)致孔洞變深，完成破煤過程。此時，問題轉(zhuǎn)化為研究這種水錘壓力在高壓水射流中的傳播規(guī)律。根據(jù)惠更斯波動理論，射流割縫煤巖可能達到的深度χ煤最大深度為

(1)

式中，c常為常數(shù)，取值1.2；E煤為煤體彈性模量，Pa；ρ水為水的密度，1×103kg/m3；v水聲為水的聲速，m/s；v噴嘴為水射流位于噴嘴出口的速度，m/s；ρ煤為煤體密度，值為28 kg/m3；v煤聲為煤的聲速，m/s；σ煤為煤體動強度，與靜抗拉強度有關(guān)，Pa；d噴嘴為噴嘴出口直徑，m。

2 數(shù)值模擬分析

2.1 試驗方案

2.1.1 工程背景

項目試驗地點為陜西彬長礦區(qū)孟村煤礦，該402102工作面開采4號煤層賦存穩(wěn)定，可采面積47.655 km2。煤層厚度0.8～26.20 m，一般厚度為10～15.00 m。古隆起邊緣煤層厚度較薄，一般小于10.00 m，古地形平緩區(qū)厚度穩(wěn)定，一般在15.00 m左右，古地形低凹區(qū)沉積厚度較大，一般在23.00 m左右，最大厚度26.20 m，該煤層結(jié)構(gòu)較簡單，一般含2層夾矸，上分層平均可采厚度14.1 m。煤層底板埋深570～670 m，密度為1.36 g/cm3，硬度系數(shù)1.8～2.4。

2.1.2 數(shù)值模型

通過建立數(shù)值模型，因為計算機的計算能力有限，為節(jié)省計算時間而又不影響計算結(jié)果，從工程實際出發(fā)，本次模型建立以高壓水射流割縫的“單孔多刀”為模型，尺寸為50 m×30 m×20 m的立方體，即X，Y，Z方向分別為50 m、30 m、20 m，三維模型如圖2所示。X軸為煤層傾向，Y方向為煤層走向，Z軸為垂直方向。此立方體模型單元具體分為3個部分，第1部分為抽采鉆孔模型，鉆孔直徑為113 mm；第2部分為割縫模型，第3部分為實體煤，上表面施加10e6 MPa載荷。數(shù)值模型采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型，模擬煤層具體參數(shù)見表1。

圖2 三維模型Fig.2 Three-dimensional model

表1 煤層參數(shù)

2.2 瓦斯壓力分布

2.2.1 不同割縫間距瓦斯壓力分布

為了分析不同割縫間距條件下煤體的卸壓效果，設(shè)計2 m、4 m、6 m、8 m、10 m、12 m不同割縫間距作用下，得到不同割縫間距鉆孔煤體瓦斯壓力分布云圖，如圖3所示。由圖3可知，縫槽之間的煤體由于地應(yīng)力作用向著縫槽內(nèi)部空間變形，由縫槽壁至煤體內(nèi)部再至下一縫槽壁，煤體的應(yīng)力狀態(tài)依次為拉伸應(yīng)力狀態(tài)—壓縮應(yīng)力狀態(tài)—拉伸應(yīng)力狀態(tài)。當縫槽間距較小時，在上部巖層加載條件下，縫槽間的煤體分別向兩道縫槽空間內(nèi)位移，因此當割縫間距較小時，縫槽間均處于拉伸區(qū)。隨著割縫間距增加，煤體彎曲厚度不能無限增加，煤體應(yīng)力環(huán)境逐步由拉伸轉(zhuǎn)變?yōu)榱銘?yīng)力再轉(zhuǎn)變?yōu)閴嚎s，但由于煤體一側(cè)剝離形成自由面，煤體在受載時能夠向一側(cè)位移從而釋放部分壓力，所以割縫條件下煤體應(yīng)力相比未割縫時出現(xiàn)壓力釋放。割縫間距較大時相鄰卸壓區(qū)分離，遠離縫槽煤體處于原巖應(yīng)力狀態(tài)。

圖3 不同割縫間距瓦斯壓力分布云圖Fig.3 Gas pressure distribution at different slotting spacing

2.2.2 割縫后的瓦斯壓力

對割縫后相鄰2個縫槽之間的應(yīng)力規(guī)律進行監(jiān)測，得到不同割縫間距割縫后的瓦斯壓力曲線，如圖4所示。由圖4可知，割縫后沿監(jiān)測線，應(yīng)力水平相對于原巖應(yīng)力，均處于不同程度的卸壓狀態(tài)。從縫槽壁向煤體內(nèi)小段距離內(nèi)，監(jiān)測線上應(yīng)力數(shù)據(jù)是先處于較低應(yīng)力的拉伸狀態(tài)之中，隨著越遠離縫槽壁應(yīng)力值越高，縫槽中部達到最大值。割縫間距越大，煤體整體卸壓程度越低。割縫間距2 m，監(jiān)測線上瓦斯壓力最小值為0.05 MPa，煤體處于卸壓狀態(tài)；割縫間距4 m，瓦斯壓力最小值為0.11 MPa，卸壓率96.4%；割縫間距6 m，瓦斯壓力最小值為0.145 MPa，卸壓率88.5%；割縫間距8 m，瓦斯壓力最小值為0.25 MPa，卸壓率69.5%；割縫間距10～12 m，瓦斯壓力最小值為0.24 MPa，卸壓率57.2%。

圖4 不同割縫間距割縫后的瓦斯壓力曲線Fig.4 Gas pressure at different slotting spacing

2.3 不同割縫間距煤體滲透率

割縫間距分別為2 m、4 m、6 m、8 m、10 m、12 m時，抽采時間180 d的煤體滲透率分布狀態(tài)如圖5所示。由圖5可知，鉆孔割縫兩端煤體滲透率呈現(xiàn)增大的趨勢，鉆孔割縫后煤層滲透性改善明顯，縫槽壁增透影響范圍遠大于鉆孔壁增透影響范圍，初始割縫時僅鉆孔及縫槽邊緣小部分煤體處于低水平卸壓狀態(tài)，隨著割縫結(jié)束抽采時間增加，地應(yīng)力卸載及瓦斯壓力釋放雙重作用下煤層滲透率隨抽采時間增加而提升。隨著割縫間距逐漸增大，鉆孔周圍的滲透率減小，影響范圍逐漸降低，影響半徑約有5 m。割縫間距為2～6 m時，鉆孔兩端煤體先急劇減小后趨于平穩(wěn)，割縫間煤體可以得到較充分卸壓；割縫間距為8～12 m時，煤體滲透率減小趨勢明顯，割縫間煤體存在一定未卸壓區(qū)域。

圖5 不同割縫間距的煤體滲透率分布圖Fig.5 Coal permeability distribution at different slotting spacing

3 工程實踐

3.1 瓦斯抽采純量監(jiān)測

分析得到割縫前后瓦斯抽采速度與抽采量的對比圖，如圖6所示。由圖6(a)可知，割縫組孔在接抽時間內(nèi)抽采純量最大為3.96 m3/min，最小為0.73 m3/min，平均為2.08 m3/min。對比組孔在接抽時間內(nèi)抽采純量最大為0.82 m3/min，最小為0 m3/min，平均為0.25 m3/min；由圖6(b)可知，割縫鉆孔及對比鉆孔單孔平均瓦斯純量累計值。超高壓水力割縫鉆孔平均瓦斯抽采純量31.23 m3，對比未割縫鉆孔內(nèi)平均瓦斯抽采純量3.81 m3，割縫鉆孔單孔平均抽采純量為對比鉆孔的8.2倍。

圖6 抽采純量隨時間變化曲線Fig.6 Variation curve of net extraction quantity with time

3.2 瓦斯抽采效果分析

孟村煤礦4號煤層瓦斯含量4 m3/t，瓦斯壓力0.38 MPa，煤層吸附瓦斯比例相對高瓦斯賦存礦井偏高，游離瓦斯比例相對偏低，因此普通鉆孔瓦斯抽采純量衰減速度較快，瓦斯抽采困難。超高壓水力割縫技術(shù)在煤層內(nèi)部切割形成縫槽，能造成煤層內(nèi)大范圍擾動，割縫鉆孔卸壓半徑大，能夠有效破壞割縫范圍內(nèi)煤層瓦斯吸附平衡。因此，割縫鉆孔在抽采游離瓦斯的同時也能夠抽采部分吸附瓦斯，有利于解決工作面回采過程中的瓦斯超限問題。

4 結(jié)論

(1)水力割縫后煤體破壞形式在遠離縫槽壁位置以剪切破壞為主、拉伸破壞為輔；在接近縫槽壁位置破壞以拉伸破壞為主、剪切破壞為輔。割縫寬度增加，煤體瓦斯壓力、滲透率均減小。

(2)在鉆孔周圍煤體的塑性變形方面，割縫間距較小時，不同鉆孔間塑性變形區(qū)、卸壓區(qū)范圍彼此疊加，煤體塑性變形程度提高、塑性變形量增加。隨著割縫間距增加，不同縫槽的塑性區(qū)彼此分離，煤體整體塑性變形區(qū)面積增加、塑性變形量減少，應(yīng)力加載后新增塑性區(qū)多集中在縫槽擾動區(qū)的外圍，為了達到卸壓效果，割縫間距應(yīng)不超過8 m。

(3)通過現(xiàn)場割縫后瓦斯抽采量的分析，割縫后煤體有較好的卸壓增透效果，割縫后瓦斯抽采量及抽采速度有明顯的增加，單孔平均抽采純量為對比鉆孔的8.2倍。