靜態(tài)致裂作用下低滲厚煤層瓦斯增透數(shù)值模擬研究

王新豐，劉文港，王 龍，韋友玉，張 喬

(1.湘潭大學 環(huán)境與資源學院，湖南 湘潭 411105；2.煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室(安徽理工大學)，安徽 淮南 232001)

我國煤層透氣性普遍較低，且隨著煤礦開采技術的升級和生產(chǎn)方式的進步，淺部煤礦資源因大量開采而日益枯竭，逐漸向深部延伸，進入深部開采后，煤層所受應力顯著升高，導致煤層透氣性更低，煤層瓦斯壓力大，這可能引發(fā)嚴重的瓦斯災害[1-4]，一般采用增透技術對低滲透煤層進行增透處理。靜態(tài)致裂由于工藝簡單、效果穩(wěn)定且安全系數(shù)高，在煤礦實際生產(chǎn)中使用具有無爆聲、無飛石、無沖擊波和無爆破震動的優(yōu)點，在低滲透厚煤層增透方面逐漸得到應用[5-6]。研究表明煤與瓦斯突出主要是由高地應力和局部瓦斯聚集造成[7-8]，靜態(tài)致裂能有效卸載煤體地應力并提高煤層滲透率，起到提高瓦斯抽采效果。國內(nèi)外學者針對靜態(tài)致裂進行系統(tǒng)研究，郭懷廣[9]、Li Chong[10]等通過建立靜態(tài)破巖致裂力學模型模擬致裂過程，分析了致裂劑的水灰比和浸泡時間對致裂劑的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)靜態(tài)致裂劑的體積增長率隨水灰比的增加而減小，流動性隨水灰比的增加而增大，得出合適水灰比范圍。翟成等[11]通過制造相似材料型煤，設置布孔方式這一變量，研究單孔致裂、雙孔致裂、導向孔致裂對靜態(tài)致裂效果的影響，發(fā)現(xiàn)靜態(tài)致裂的裂縫沿最接近自由面方向發(fā)育，將布孔方式布置為“多孔+導向孔”可使靜態(tài)致裂膨脹應力最大限度傳播，達到最優(yōu)增透效果。王金貴等[12]采用煤巖動力災害實驗模擬系統(tǒng)對原煤致裂過程進行實時監(jiān)測，將靜爆致裂分為微裂、膨脹壓傳遞和劈裂3 個階段，發(fā)現(xiàn)致裂后煤巖縱向裂紋多于橫向裂紋，即徑向拉應力作用效果要優(yōu)于軸向拉應力。謝雄剛等[13]通過現(xiàn)場實驗得到靜態(tài)致裂膨脹應力變化情況及抽采孔開裂內(nèi)窺圖，據(jù)此計算出合理的孔間距與鉆孔直徑比為14～15，同時在該值一定時，抽采孔開裂效果與鉆孔直徑呈正相關關系。郝生雷等[14]探討一種“臺階導硐”的施工方案用于空間狹小、設備密集的井下空間作業(yè)，為靜態(tài)破碎劑的井下使用創(chuàng)造了條件。劉健等[15]以Froude 比例法建立相似模型，并采用超動態(tài)應變儀和高速攝像儀監(jiān)測爆破過程中試件裂紋發(fā)育過程，研究發(fā)現(xiàn)爆破應力波穿透煤層到達巖層后會反射拉伸波，該拉伸波再次作用煤層，使試件生成裂紋的拓展方向與炮孔軸線垂直。李清等[16]采用實驗與數(shù)值模擬結(jié)合的研究方法，針對單炮孔和不同孔距的雙炮孔端部爆生裂紋演化規(guī)律及應力分布進行研究，發(fā)現(xiàn)雙炮孔間爆炸應力的疊加使炮孔內(nèi)側(cè)裂紋發(fā)育受限，且孔距與止裂時間、裂紋拓展長度呈正相關關系。針對靜態(tài)致裂引起的煤層滲透率變化可借鑒煤樣三軸壓縮實驗進行研究，白鑫等[17]基于“立方體”模型結(jié)構(gòu)建立三軸作用下?lián)p傷煤巖滲透率模型，得到了煤巖在應力加載損傷破壞過程中滲透率變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)煤在受力破壞前滲透率隨應力增加而降低，受力破壞后滲透率隨應力增加而緩慢上升，煤巖瓦斯?jié)B透率受有效應力的影響要遠大于瓦斯自身吸附/解吸作用的影響。林海飛[18]、尚宏波[19]等采用真三軸試驗系統(tǒng)，對煤體瓦斯吸附、解析及水力壓裂前后滲流特征進行研究，壓裂形成裂隙沿最大主應力方向呈橢圓狀拓展，且煤層滲透率隨有效應力的增大而劇烈減小。孟召平等[20]利用聲發(fā)射技術對不同圍壓下樣煤應力–應變和滲透性研究，將煤的破壞過程分為孔隙形變階段、塑性變形階段和破壞失穩(wěn)階段3 個過程，在不同階段樣煤的滲透率受應力-應變影響不同。

目前針對靜態(tài)致裂煤層增透的研究主要為致裂劑釋能機制、致裂的布孔方式以及致裂過程中巖體裂隙發(fā)育等幾個方向，而針對靜態(tài)致裂產(chǎn)生膨脹應力對煤層的變形破壞規(guī)律和致裂過程中煤層瓦斯抽采演化規(guī)律的研究較少且不夠深入。本文采用數(shù)值模擬分析方法，建立煤層受力變化模型和煤層瓦斯演化模型，對靜態(tài)致裂過程中煤層應力和塑性區(qū)變化規(guī)律、煤層瓦斯變化特征進行研究，在此基礎上優(yōu)化王家?guī)X煤礦靜態(tài)致裂布孔孔距參數(shù)，提高煤層瓦斯抽采效率。

1 數(shù)學模型構(gòu)建

1.1 煤體變形控制方程

對煤體進行受力變形分析時，假定含瓦斯煤體為一種均質(zhì)且各向同性的線彈性材料，其變形可以通過廣義胡克定律來描述，考慮到在致裂劑反應到生成最大應力的過程中未進行瓦斯負壓抽采，此時煤體中瓦斯的吸附和解吸作用很小，該因素對煤層變形的影響也很小，基于力的平衡方程，含瓦斯煤體的變形方程[21-22]為：

式中：G=E/2(1+v)為煤的剪切模量，GPa；E為煤的彈性模量，GPa；K=E/3(1-2v)為煤的體積模量，GPa；α=1-K/Ks為Biot 系 數(shù)；v為泊松比；εL和pL分別為Langmuir 體積應變常數(shù)和壓力常數(shù)；Ks為骨架彈性模量，MPa；u為位移，m；ui,jj為位移張量形式，且第一個下標i表示u的i方向分量，第2 個下標j表示對ui求j方向偏導數(shù)，第3 個下標j表示對ui,j求j方向上偏導數(shù)；u j,ji為位移張量形式，且第一個下標j表示u的j方向分量，第2 個下標j表示對uj求j方向偏導數(shù)，第3 個下標i表示對uj,j求i方向上偏導數(shù)；p為煤層瓦斯壓力，MPa；p,i右下角符號為力學中用張量形式表示的求導符號；fi為i方向上的體應力，Pa。

1.2 煤層瓦斯擴散控制方程

在靜態(tài)致裂后的負壓抽采過程中，煤層裂隙內(nèi)瓦斯壓力降低會導致煤層裂隙與基質(zhì)間的瓦斯壓力差增大，從而增強了裂隙與基質(zhì)之間瓦斯的流動能力。瓦斯在煤層孔隙結(jié)構(gòu)中的流動符合Fick 定律，將質(zhì)量守恒方程應用到煤基質(zhì)中的瓦斯流動過程，單位體積煤基質(zhì)中的瓦斯質(zhì)量通過Langmuir 方程和理想氣體狀態(tài)方程計算，基質(zhì)中的瓦斯擴散由濃度梯度驅(qū)動，得到煤基質(zhì)中瓦斯擴散方程[23-24]為：

式中：mm為單位體積煤基質(zhì)中的瓦斯含量，kg/m3；Qs為單位體積煤基質(zhì)同裂隙系統(tǒng)的質(zhì)量交換率，kg/(m3·s)；VL為Langmuir 體積常數(shù)，m3/kg；pm為煤基質(zhì)瓦斯壓力，MPa；Mc為甲烷的摩爾質(zhì)量，kg/mol；VM為氣體摩爾體積，取22.4 L/mol；ρc為煤的視密度，kg/m3；φm為煤體孔隙率，%；R為理想氣體常數(shù)，J/(mol·K)；T為煤層溫度，K；D為Fick 定律中的擴散系數(shù)，m2/s；σc=3π2/a2，為煤體形狀因子，m-2；a為基質(zhì)尺寸，m；pf為裂隙瓦斯壓力，MPa；t為時間，s。

1.3 煤層瓦斯?jié)B流控制方程

瓦斯在煤層裂隙系統(tǒng)中的流動屬于滲流，符合Darcy 定律，結(jié)合質(zhì)量守恒方程可以得到瓦斯在煤層中的滲流控制方程[25-26]：

式中：ke為煤層有效滲透率，m2；μ為瓦斯氣體動力黏度，Pa·s；?f為煤體裂隙孔隙率，%；ρf為裂隙中瓦斯密度，kg/m3。

1.4 煤層滲透率模型

煤體可視為由煤基質(zhì)和裂隙組成的雙重孔隙介質(zhì)，靜態(tài)致裂后煤層瓦斯的負壓抽采會導致瓦斯解吸作用加劇，此時煤體的彈性應變和煤體中瓦斯的吸附解吸對煤層的體積應變具有誘導作用。結(jié)合Langmuir 方程，可得到煤體滲透率k[27-28]的表達式為：

式中：k0為煤層的初始滲透率，m2；σ為應力，MPa；σ0為煤層初始應力，MPa；Cf為裂隙壓縮系數(shù)，其計算表達式為：

式中：φ0為煤層初始孔隙率，%。

在靜態(tài)致裂初期，煤的儲層壓力并未降低到瓦斯的臨界解吸壓力，瓦斯此時不會解吸，此時有效應力可表示為：

式中：p1為靜態(tài)致裂膨脹壓力，MPa；p0為初始瓦斯壓力，MPa。

由式(4)-式(6)可得煤體滲透率演變動態(tài)方程為：

2 幾何模型建立

瓦斯在煤層中的流動受多種因素綜合影響，屬于較復雜的過程，為使數(shù)值建模這一研究方法可行，做出如下基本假設：煤層頂?shù)装宓耐笟庑韵鄬^小，假定頂?shù)装鍨椴煌笟鈳r層；煤體骨架是線性彈性體，且煤體滲透率各向同性；將煤層中的瓦斯看作理想氣體，并且服從達西定律；瓦斯的解吸滲流按等溫處理；煤體破壞滿足Mohr-Coulomb 準則。

2.1 模型及邊界條件

構(gòu)建FlAC3D模型用于模擬靜態(tài)致裂過程中煤體應力及塑性區(qū)演化情況。該模型邊界條件為X軸走向長13 m，Y軸走向長40 m，Z軸走向長9.3 m，其中煤體厚6 m，頂板厚2 m，底板厚1.3 m，在模型頂部自由邊界上設置一個10 MPa 的豎直向下的應力，模擬上覆巖層荷載，模型的初始速度場和位移場為0。煤層靜態(tài)致裂立體模型如圖1 所示。

圖1 煤層靜態(tài)致裂FLAC3D 模型Fig.1 A FLAC3D model for the static fracturing of coal seams

構(gòu)建COMSOL Multiphysics 模型用于模擬靜態(tài)致裂過程中煤層瓦斯變化規(guī)律。該模型邊界條件為長6 m，高3 m，開挖前固定模型底部跟上部，左、右兩側(cè)設置為滾輪邊界，約束法向位移，設置致裂孔內(nèi)膨脹力為40 MPa。計算瓦斯壓力時，將煤層所有邊界設為非流動邊界，將抽采孔壁設為Dirichlet 邊界，模擬抽采負壓為20 kPa，模型如圖2 所示，l為抽采孔與致裂孔孔距。

圖2 煤層靜態(tài)致裂COMSOL Multiphysics 模型Fig.2 A COMSOL Multiphysics model for the static fracturing of coal seams

2.2 參數(shù)設定

試驗地點為中煤華晉王家?guī)X煤礦12316 綜采工作面膠帶巷。該工作面位于123 盤區(qū)東北部，工作面底板高程518～607 m，煤層埋藏深度為550 m，北鄰12318 工作面采空區(qū)，南鄰12314 工作面，西鄰2 號煤中央輔運大巷，東鄰蘆子坪村保護煤柱。工作面走向長為3 300 m，傾向長為300 m。工作面開采煤層為2 號煤層，屬近水平煤層開采，平均厚度6.2 m。實驗煤層相關力學參數(shù)見表1，含煤地層巖性如圖3 所示。

表1 煤層巖石力學參數(shù)Table 1 Rock mechanical parameters of coal seams

圖3 工作面巖層柱狀圖Fig.3 Stratigraphic column along the mining face

3 模型求解和分析

3.1 靜態(tài)致裂作用下煤層應力分析

靜態(tài)致裂過程中，膨脹應力會在12 h 左右達到最大值40 MPa，通過設置10、20、30、40 MPa 的不同應力，研究致裂過程中應力區(qū)、塑性區(qū)的演化規(guī)律。FLAC3D建模后在致裂孔上下左右0.25 m 處設置應力監(jiān)測點，用于監(jiān)測致裂過程中煤層所受應力變化。由于靜態(tài)致裂孔孔徑(0.075 m)相對整體模型的高度(9.3 m)來說太小，本文將致裂孔周圍區(qū)域放大便于研究分析，得到單孔和雙孔靜態(tài)致裂的數(shù)值模型求解。

3.1.1 單孔致裂數(shù)值模擬分析

對煤體進行靜態(tài)致裂，致裂孔內(nèi)逐漸增大的膨脹應力會破壞煤體原有的力學平衡，進而形成新的應力平衡狀態(tài)。研究靜態(tài)致裂過程中煤層應力和塑性區(qū)演化情況，得到FLAC3D求解結(jié)果，其中煤層應力變化如圖4 和圖5 所示。

圖4 單孔致裂應力分布Fig.4 Stress distribution caused by single-hole fracturing

圖5 單孔致裂應力變化曲線Fig.5 Stress curves of single-hole fracturing

由圖4 可以看出，靜態(tài)致裂過程中膨脹應力對煤層的作用始終存在圈層效應，在靜態(tài)致裂初期，膨脹應力對煤層作用不明顯，整個煤層受地應力和自身重力影響，表現(xiàn)為受到與膨脹應力相反的正應力，隨著靜態(tài)致裂的推進，致裂應力作用區(qū)域越來越大，其應力作用區(qū)域在4 個應力節(jié)點均呈現(xiàn)為對稱的圓環(huán)狀，該現(xiàn)象表明在靜態(tài)致裂過程中，致裂孔內(nèi)膨脹應力對煤層的作用效果是沿致裂孔半徑方向向外均勻傳遞的，且在同一時刻對稱方向上膨脹力大小一致。另外在40 MPa應力云圖中可以看出，應力由–36 MPa 變化到–24 MPa的應力區(qū)域半徑遠小于應力由–24 MPa 變化到–12 MPa的應力區(qū)域半徑，越遠離致裂孔的相同應力跨度的圈層半徑越大，此現(xiàn)象說明越靠近致裂孔的煤層所受應力越大，其應力變化幅度也越大，因此近致裂孔區(qū)域煤層處于應力集中區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)彈性材料極易產(chǎn)生疲勞斷裂，導致此處煤體優(yōu)先其他區(qū)域煤層發(fā)生破壞。圖5 的應力曲線圖也佐證了上述結(jié)論，在圖5 中，致裂孔周圍4 個點的應力監(jiān)測曲線在整個致裂過程中基本保持重合，在致裂前期應力持續(xù)升高，由0 MPa 升高到37.5 MPa 左右，當計算步數(shù)達到1.6×103左右時出現(xiàn)應力峰值，之后應力值回彈減小并保持為31 MPa不變，說明在運行步驟達到1.6×103時距致裂孔0.25 m處模型發(fā)生破壞。

煤體受力破壞過程中其塑性區(qū)也會發(fā)生變化，利用FLAC3D模擬出單孔致裂過程中煤體塑性區(qū)變化情況，如圖6 所示，其中None 表示未發(fā)生破壞，shear 表示剪切破壞，tension 表示拉伸破壞，n 表示正在破壞，p 表示已經(jīng)破壞。

圖6 單孔致裂塑性區(qū)效果Fig.6 Effects of a plastic zone caused by single-hole fracturing

單孔致裂過程中塑性區(qū)形狀發(fā)生改變，膨脹應力達到10 MPa 時，應力對煤層產(chǎn)生張力破壞并形成圓形塑性區(qū)，當膨脹應力達到20 MPa 時，其對煤層產(chǎn)生張力和剪切力的破壞效果，在致裂孔周圍形成剪切力破壞的圓環(huán)塑性區(qū)，而在離致裂孔較遠區(qū)域為張力破壞的方形塑性區(qū)，并隨著膨脹應力增大到40 MPa，塑性區(qū)面積不斷增大。當煤層發(fā)生剪切破壞后，新增的裂隙會與煤層內(nèi)原生裂隙相互聯(lián)通，形成復雜裂隙網(wǎng)，減小煤巖基塊尺寸的同時增加了裂縫表面積，從而大幅提高煤層氣的解吸–擴散速率[27]。研究表明，煤巖剪切破壞后氣體解吸–擴散速率比破壞前提高了近兩個數(shù)量級[28]，大大提高煤層致裂后瓦斯的抽采效果，達到減小煤層瓦斯壓力的目的。

3.1.2 雙孔致裂數(shù)值模擬分析

由單孔致裂數(shù)值結(jié)果可看出，在40 MPa 膨脹應力作用下，煤層形成半徑為0.25～0.30 m 的圓方形塑性破壞區(qū)?？紤]到靜態(tài)致裂現(xiàn)場試驗一般采取雙孔致裂的布孔方式，通過構(gòu)建相距0.5 m 的雙孔致裂模型，研究在雙孔致裂下煤層應力、塑性區(qū)的演化情況，結(jié)果如圖7-圖9 所示。

圖7 雙孔致裂應力分布Fig.7 Stress distribution caused by double-hole fracturing

在圖7 中可以看出，雙孔致裂前期兩致裂孔產(chǎn)生的膨脹應力影響區(qū)域尚未完全聯(lián)通，與單孔致裂相比，兩應力影響區(qū)域不再為規(guī)則圓形，而是互相干擾形成向兩孔中間區(qū)域延伸的不規(guī)則形狀；隨著膨脹應力的增大，不規(guī)則形狀逐漸演變成水平方向的橢圓形狀，該現(xiàn)象表明雙孔致裂的應力疊加效果在水平方向要優(yōu)于豎直方向，兩孔內(nèi)應力的合力在水平方向傳遞更遠。在圖7 中應力為30 MPa 時，兩孔中間區(qū)域還存在一小塊應力突變區(qū)域，此處應力值要比周圍區(qū)域應力值都小，這是由于此區(qū)域受到上下兩個方向不同力的作用，力的疊加導致在此區(qū)域形成類似地理中盆地的應力區(qū)。

由圖8 可以看出，致裂孔上下方監(jiān)測點的應力曲線變化趨勢保持一致，兩點應力值從0 MPa 開始增長到30 MPa 后穩(wěn)定不變；致裂孔左右兩側(cè)兩個監(jiān)測點的應力曲線基本重合，應力值從0 MPa 開始一直增長到34 MPa 后保持不變，且左右兩側(cè)監(jiān)測點應力曲線重合程度優(yōu)于上下方兩監(jiān)測點，該現(xiàn)象表明，雙孔致裂過程中同一軸線上與致裂孔等距位置的應力大小及變化情況具有同步性，能在相同時間內(nèi)達到相同應力值；由于雙孔致裂為豎直布孔，根據(jù)力的合成法則兩致裂孔內(nèi)膨脹應力的合力對煤層的作用效果在水平方向要優(yōu)于豎直方向，這使致裂孔左右兩側(cè)煤層破壞程度要大于豎直方向煤層，因此在現(xiàn)場實驗時應優(yōu)先考慮將抽采孔布置在致裂孔左右兩側(cè)。對于兩致裂孔中間區(qū)域的煤層，應力曲線起伏程度大且最終達到的應力峰值要比左右兩側(cè)和上下兩側(cè)高，說明此處煤層所受應力變化幅度大，當計算步數(shù)達到1.27×104時此處出現(xiàn)應力突變，煤體產(chǎn)生變形破壞，突變出現(xiàn)的時間要早于水平方向和豎直方向，表明在雙孔致裂時致裂孔中間區(qū)域煤層會先于其他區(qū)域發(fā)生破壞。

圖8 雙孔致裂應力變化曲線Fig.8 Stress curves of double-hole fracturing

雙孔靜態(tài)致裂作用下煤體塑性區(qū)破壞效果如圖9所示。

圖9 雙孔致裂塑性區(qū)效果Fig.9 Effects of a plastic zone caused by double-hole fracturing

圖9 與圖6 相比，雙孔致裂后形成的塑性區(qū)由單孔致裂的方形演變成為兩頭大中間小的沙漏形狀，雙孔致裂應力達到10 MPa 時在致裂孔周圍出現(xiàn)圓環(huán)形剪切破壞區(qū)域，并隨著膨脹應力的增大，圓環(huán)形剪破壞區(qū)域擴大為不規(guī)則形狀。當膨脹應力達到30 MPa 時，拉伸破壞區(qū)域面積持續(xù)增加，之后膨脹應力對煤層的作用都不產(chǎn)生拉伸破壞，而是由拉伸破壞轉(zhuǎn)化成剪切破壞。由單孔致裂塑性區(qū)求解結(jié)果可得，只有當應力達到20 MPa 左右才出現(xiàn)剪切破壞區(qū)域，而雙孔致裂在應力為10 MPa 時便出現(xiàn)剪切破壞區(qū)域，這說明雙孔致裂對煤層的增透效果遠遠高于單孔致裂。另外，由圖9 中40 MPa 塑性區(qū)分布可以看出，雙孔致裂的剪切破壞只發(fā)生在兩致裂孔附近區(qū)域，而在煤層其他區(qū)域并未有剪切破壞，這證明雙孔致裂時兩孔中間區(qū)域破壞程度要比其他區(qū)域更劇烈。

3.2 煤層瓦斯壓力分析

靜態(tài)致裂導致的煤體破壞會影響煤層的滲透率，將瓦斯在煤體中的流動看成氣體在多孔介質(zhì)中的運移過程，采用達西定律來表示瓦斯在煤體中的滲透效果，根據(jù)Fick 定律表示瓦斯在煤體中的擴散作用，利用COMSOL Multiphysics 模擬致裂過程中抽采孔瓦斯壓力變化，如圖10 所示。

圖10 不同孔距下致裂過程中瓦斯壓力變化云圖Fig.10 Nephogram showing the variations in the gas pressure during fracturing under different hole spacings

圖10 為不同時間、不同孔距下煤層瓦斯壓力云圖。從圖10 中可以直觀看出，在同一時刻，隨著孔距的增加煤層瓦斯壓力下降效果逐漸減小，這是由于煤的破壞和致裂鉆孔周圍的應力重分布共同決定了煤層的透氣性，當距離致裂孔太遠，煤層受致裂作用不明顯，使得煤層滲透率變化小，抽采效果不明顯，反之抽采效果愈好。當孔距達到1.8 m 時，抽采30 d 煤層瓦斯下降效果基本不明顯，而當孔距設為0.6 m 時，在抽采30 d后，瓦斯壓力降低區(qū)域不再獨立分開，而是互相聯(lián)通，這表明致裂孔周圍0.6 m 處煤層內(nèi)部裂隙發(fā)育形成裂隙網(wǎng)，使該區(qū)域內(nèi)瓦斯壓力下降到相同水平。同時，在孔距為0.6 m 時，當抽采時間達到90 d 后，瓦斯壓力云圖上最內(nèi)部黃色區(qū)域開始由圓形向橫向水滴狀演變，120 d 后兩抽采孔的黃色區(qū)域已經(jīng)在致裂孔方向聯(lián)通。這是由于抽采孔距離致裂孔較近，在進行靜態(tài)致裂時，抽采孔對致裂有導向作用，使致裂形成的裂隙朝抽采孔方向發(fā)育，致裂后負壓抽采過程中，致裂孔方向瓦斯壓力下降效果更明顯，下降區(qū)域更大。另外，由于抽采孔直徑較小(0.075 m)，煤層破壞導致的高滲透區(qū)只存在于抽采孔周圍很小的區(qū)域內(nèi)，此區(qū)域瓦斯壓力下降跨度達到0.12 MPa，而在高滲透帶的外圍，由于應力集中效應導致煤層存在低滲透帶，此區(qū)域瓦斯壓力下降幅度小。因此，在進行靜態(tài)致裂現(xiàn)場實驗時，布孔孔距最好控制在1.0 m 以內(nèi)，保障抽采效果最佳。

在云圖基礎上可進一步得到不同時間、不同孔距下煤層瓦斯壓力曲線，如圖11 所示。

圖11 不同孔距下致裂過程中瓦斯壓力變化曲線Fig.11 Gas pressure curves during static fracturing under different hole spacings

由圖11 可以看出，隨著孔距的不斷增大，兩抽采孔中間區(qū)域的瓦斯壓力也逐漸增大，當孔距為0.6 m和1.0 m 時，從圖11a、圖11b 中可以看出兩抽采孔中間區(qū)域的瓦斯壓力要明顯小于抽采孔外邊區(qū)域，而當孔距為1.4 和1.8 m 時，兩致裂孔中間有很大一部分區(qū)域瓦斯壓力下降不明顯。另外，在圖11a 和圖11b 中，在相同負壓抽采時間段內(nèi)，瓦斯壓力下降幅度由大到小為：30～60、60～90、90～120、120～150 d，這是由于在靜態(tài)致裂前期，煤層內(nèi)的初始瓦斯含量高，瓦斯壓力大，煤層被致裂后，瓦斯從高濃度區(qū)域流向低濃度區(qū)域，在自身擴散效應和抽采孔負壓抽采的綜合作用下沿抽采孔向外排出。因此該過程內(nèi)瓦斯抽采效果明顯；隨著煤層瓦斯含量降低，瓦斯擴散效果降低，瓦斯運移的動力來源主要為抽采負壓，瓦斯壓力下降幅度減小。

煤層滲透率同樣是評價煤層增透效果的標準之一，取兩抽采孔中間水平方向連線為研究位置，得到該區(qū)域靜態(tài)致裂30、60、90、120、150 d 后煤層滲透率變化曲線，如圖12 所示。

圖12 抽采孔周圍煤體滲透率變化Fig.12 Variations in coal permeability around a gas extraction hole

靜態(tài)致裂劑反應完全后，煤體內(nèi)部主要受地應力和瓦斯壓力的作用，這兩個力對煤體滲透率變化產(chǎn)生影響。隨著負壓抽采進行，煤層瓦斯壓力逐漸減小，使得煤層所受地應力影響占主導作用，煤層裂隙開始閉合，滲透率逐漸減小。在圖12 中，越靠近致裂孔區(qū)域煤層滲透率曲線走向趨于垂直，表明在致裂孔周圍煤體滲透率變化幅度最大，在遠離致裂孔煤層滲透率曲線趨向水平，滲透率變化幅度小。該現(xiàn)象表明煤層變形破壞程度與致裂孔距離成反比，這與FLAC3D模擬中的計算相吻合。同時，由圖12 可以看出，負壓抽采30 d 后，兩致裂孔中點處煤層的滲透率達到10.153 5×10-14m2，與初始滲透率0.2×10-14m2相比提高約50 倍。負壓抽采60、90、120、150 d 后，該處的滲透率分別降為4.96×10-14、4.43×10-14、3.86×10-14、3.20×10-14、2.15×10-14m2。

4 現(xiàn)場致裂試驗

4.1 鉆孔布置方案

針對王家?guī)X煤礦煤層透氣性差、瓦斯上隅角聚集等一系列問題，采用靜態(tài)致裂的方法對煤層進行增透處理，開展煤層增透促抽現(xiàn)場試驗。

由數(shù)值模擬研究結(jié)果分析得到，在40 MPa 膨脹應力作用下，雙孔靜態(tài)致裂對致裂孔兩邊的致裂效果基本相同，在20 kPa 負壓抽采情況下，與致裂孔相同距離的抽采孔其瓦斯壓力變化情況也基本一致，故在設計靜態(tài)致裂現(xiàn)場試驗布孔方案時，令兩致裂孔的距離為0.5 m，抽采孔到致裂孔的距離分別設為0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 m，用現(xiàn)場試驗考察COMSOL 數(shù)值模擬結(jié)果。選取礦井2 號煤層作為試驗對象煤層，測試地點選擇在距離12316 工作面回風巷900 m 的巷幫處，共布置12 個鉆孔，鉆孔孔徑為75 mm，深40 m，靜態(tài)致裂現(xiàn)場試驗鉆孔布置參數(shù)如圖13 所示，其中2、3、6、7、10、11 號孔為致裂鉆孔(圖13b 中紅色圓圈)，1、4、5、8、9、12 號孔為抽采考察鉆孔(圖13b 中黑色圓圈)。

圖13 靜態(tài)致裂現(xiàn)場布孔情況Fig.13 Borehole arrangement in the static fracturing field

4.2 試驗流程及所用設備

靜態(tài)致裂現(xiàn)場試驗是將靜態(tài)致裂劑溶解制漿后注入煤體鉆孔內(nèi)讓其反應生成巨大膨脹力，其試驗流程及所用設備如圖14 所示。

圖14 靜態(tài)致裂工藝流程Fig.14 Process flowsheet of static fracturing

其中，靜態(tài)致裂劑為可產(chǎn)生40 MPa 膨脹應力的礦井用致裂劑；抽漿管選用口徑為80 mm 的軟管；考慮安全因素，注漿泵選用風泵，型號為3ZBQ-5/16，其額定流量為50 L/min，額定壓力為6 MPa，連通井下輸風管后可將致裂劑漿液注入致裂孔內(nèi)；注漿管選用口徑為25 mm 帶有接頭的軟管。

4.3 實測數(shù)據(jù)及分析

1-12 號鉆孔全部施工完畢后，對1、4、5、8、9、12 號抽采考察鉆孔進行封孔，抽采鉆孔封孔結(jié)束8 h后，將各抽采鉆孔支管與抽采管路連接，保持抽采負壓為20 kPa，進行抽采，同時監(jiān)測抽采鉆孔的混合流量、瓦斯?jié)舛?，記錄考察鉆孔每天的流量變化；對2、3、6、7、10、11 號致裂鉆孔也進行封孔，在其孔口及孔底處分別留設注漿管和排氣管，以便向其中注入膨脹致裂劑，待連續(xù)監(jiān)測7 d 的抽采鉆孔流量及瓦斯?jié)舛葦?shù)據(jù)后，實施注漿靜態(tài)致裂；注漿結(jié)束24 h 后，保持抽采負壓不變，采用濕式流量計及光學瓦斯檢測儀每天監(jiān)測抽采鉆孔(1、4、5、8、9、12 號)的流量及瓦斯?jié)舛茸兓?，考察靜態(tài)致裂的促抽效果。根據(jù)30 d 內(nèi)監(jiān)測數(shù)據(jù)，計算出各個抽采鉆孔的瓦斯純量如圖15 所示。

圖15 靜態(tài)致裂前后鉆孔瓦斯抽采純量Fig.15 Pure gas flow extracted from boreholes before and after static fracturing

從圖15 可以看出，靜態(tài)致裂前各個抽采考察鉆孔的瓦斯純量普遍較低，前7 d 內(nèi)，1 號鉆孔平均瓦斯純量為0.004 2 m3/min；4 號鉆孔平均瓦斯純量為0.004 7 m3/min；5 號鉆孔平均瓦斯純量為0.005 5 m3/min；8 號鉆孔平均瓦斯純量為0.003 8 m3/min；9 號和12 號鉆孔平均瓦斯純量為0.004 6 和0.004 5 m3/min。實施雙孔靜態(tài)致裂后，各考察鉆孔的瓦斯抽采純量均大幅提升，較靜態(tài)致裂前的平均純量提升2.1～2.5 倍。由于12 號鉆孔距離致裂孔0.6 m，因此，瓦斯純量提升也最明顯，致裂第1 天后純量提升至0.018 m3/min，后續(xù)維持在0.005 3 m3/min；而9 號鉆孔距離致裂孔為1.6 m 最遠，致裂后瓦斯純量提升為0.011 2 m3/min，經(jīng)過22 d 負壓抽采后最終維持在0.005 m3/min；1、4、5、8 號鉆孔負壓抽采后的瓦斯抽采純量維持在0.007 7、0.007 5、0.005 1、0.005 5 m3/min。隨著抽采時間延長，各個考察鉆孔的瓦斯抽采純量總體呈逐漸衰減趨勢。

綜合分析可知，在王家?guī)X煤礦12316 工作面2 號煤層實施靜態(tài)致裂對煤層內(nèi)瓦斯的促抽效果明顯，可提高瓦斯抽采量2 倍左右。同時，將抽采鉆孔與致裂孔的水平距離控制在1.6 m 以內(nèi)時，能取得良好的卸壓增透和瓦斯抽采效果。

5 結(jié)論

a.煤層靜態(tài)致裂增透過程中，雙孔致裂效果要優(yōu)于單孔致裂效果。在致裂孔孔徑設為75 mm，致裂孔孔距設為0.5 m 的雙孔致裂條件下，致裂孔周圍2 m煤層滲透率有明顯提高，其中兩致裂孔中間區(qū)域煤層滲透率提高約50 倍。負壓抽采過程中，抽采孔到致裂孔距離越小抽采效果越好，煤層瓦斯壓力下降程度越顯著，在孔距設為0.6 m 時，負壓抽采30 d 后煤層瓦斯壓力基本控制在1.4×105Pa 左右。

b.現(xiàn)場試驗結(jié)果表明，以孔距1.6 m、抽采負壓20 kPa 的方式對煤層進行雙孔靜態(tài)致裂，瓦斯抽采純量由0.004 2 m3/min 提升到0.008 m3/min，提升1 倍左右?，F(xiàn)場實驗證明，靜態(tài)致裂在煤層瓦斯增透促抽實際生產(chǎn)中具有顯著作用。

c.在煤層靜態(tài)致裂實際應用過程中，應確保抽采孔在致裂孔的有效影響半徑內(nèi)，通過多孔致裂的手段，優(yōu)化布孔方式，增加致裂孔的自由面，達到提高致裂效果的目的。

d.深部煤層的變形破壞受多因素影響，且深部煤層蘊存瓦斯的運移規(guī)律復雜，受到多種地質(zhì)因素的干擾，文中通過數(shù)值模擬軟件僅從內(nèi)部結(jié)構(gòu)和外部荷載的角度進行煤層增透瓦斯促抽的研究，后續(xù)可增加溫度、采深等外部因素對瓦斯運移產(chǎn)生的影響。