煤礦井下硬煤層順層長鉆孔分段壓裂強化瓦斯抽采技術(shù)及應(yīng)用

王晨陽，李樹剛，張永濤，郭 毅，孫四清，陳冬冬，竇成義

(1.中煤科工集團(tuán)西安研究院有限公司，陜西 西安 710077；2.西安科技大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，陜西 西安 710054；3.陜西彬長大佛寺礦業(yè)有限公司，陜西 咸陽 713600)

煤礦井下水力壓裂是將高壓水注入煤層，促使煤體產(chǎn)生新裂隙，同時促進(jìn)原生孔隙、裂隙擴張、延伸和貫通，提高煤體孔隙率和裂隙間的連通性，形成三維立體高滲裂隙網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，降低瓦斯運移難度[1-2]。國內(nèi)外學(xué)者在水力壓裂機理、煤層瓦斯運移及工程應(yīng)用方面進(jìn)行深入研究。壓裂機理方面，鄧廣哲[3]建立了(煤)巖體水力壓裂裂紋斷裂擴展以及固液耦合作用的數(shù)學(xué)模型。孟召平等[4]基于格里菲斯(Griffith)強度理論計算了煤儲層單軸抗拉強度，建立了煤儲層破裂壓力與最小水平主應(yīng)力和抗拉強度之間的關(guān)系模型。胡千庭等[5]分析了壓裂過程中應(yīng)力場演化規(guī)律以及滲流誘導(dǎo)應(yīng)力的作用機制，建立了分段壓裂滲流誘導(dǎo)應(yīng)力的理論模型。瓦斯運移方面，唐建平[6]根據(jù)瓦斯形態(tài)，研究了水力壓裂后的煤體滲透率演化規(guī)律。聶百勝[7-8]、劉水文[9]等從微觀層面探究了水分含量對煤體瓦斯解吸能力的影響，從宏觀層面分析了瓦斯擴散系數(shù)隨煤體尺寸、強度及注水壓力的變化規(guī)律。孫可明[10]、劉曉麗[11]等考慮到氣體溶于水及流體流動與煤體變形之間的相互影響，建立了水力壓裂過程中氣液相滲流方程與流固耦合滲流模型。張帆[12]、孫遜[13]、呂帥鋒[14]等開展了真三軸條件下的大尺寸煤巖水力壓裂試驗，研究了水力壓裂裂縫擴展規(guī)律和空間分布特征?？导t普等[15]通過監(jiān)測定向水力壓裂壓裂孔前后煤體應(yīng)力的變化規(guī)律，探索出水力壓裂效果的影響因素。工程應(yīng)用方面，郭臣業(yè)等[16]研究了水力壓裂鉆孔高效封孔方法，優(yōu)化了水力壓裂鉆孔布置。石欣雨等[17]提出控制水力壓裂施工參數(shù)提高水力壓裂裂隙網(wǎng)絡(luò)的豐富程度。孫四清[18-19]、賈秉義[20]、鄭凱歌[21]、王建立[22]等借助千米定向長鉆孔優(yōu)勢，自主研發(fā)了煤層頂?shù)装迨釥钽@孔不動管柱分段壓裂工藝技術(shù)、整體壓裂工藝技術(shù)、拖動式分段壓裂工藝技術(shù)等關(guān)鍵技術(shù)及配套的壓裂裝備，并在陜西韓城、黃陵，山西陽泉，安徽淮南與淮北等礦區(qū)推廣應(yīng)用，取得了很好的瓦斯抽采效果。

以上研究多集中于水力壓裂過程中裂縫擴展與瓦斯運移規(guī)律，現(xiàn)場試驗多為碎軟煤層頂?shù)装鍓毫眩槍τ裁簩禹槍鱼@孔水力壓裂開展的工程應(yīng)用研究較少。然而，煤體強度是影響煤層水力壓裂效果的關(guān)鍵因素之一[23-25]，硬煤層宏觀裂隙發(fā)育較差，透氣性系數(shù)較小，抗壓強度和抗拉強度較高，對壓裂工藝提出了新的要求。因此，筆者選取高瓦斯低滲煤層(硬煤層)為研究對象，開展順層長鉆孔分段水力壓裂增透技術(shù)研究，并在陜西彬長礦區(qū)進(jìn)行工程試驗，旨在完善硬煤層瓦斯抽采技術(shù)工藝，實現(xiàn)區(qū)域瓦斯超前治理，保障礦井安全、高效生產(chǎn)。

1 水力壓裂作用原理及微觀結(jié)構(gòu)變化特征

1.1 水力壓裂作用原理

在原始煤體中，基質(zhì)中的吸附態(tài)瓦斯和孔裂隙中的游離態(tài)瓦斯處于“吸附–解吸”的動態(tài)平衡。瓦斯抽采過程中，游離態(tài)瓦斯被抽出，促使吸附態(tài)瓦斯發(fā)生解吸，補充為游離態(tài)瓦斯。因此，打破煤層瓦斯的動態(tài)平衡，可以使吸附態(tài)的瓦斯脫附，向抽采區(qū)域持續(xù)補充，從而實現(xiàn)高效抽采。水力壓裂技術(shù)利用高壓水作為動力，大排量注入到壓裂分段，產(chǎn)生新裂隙、連通和擴展原有裂隙，使煤體內(nèi)部裂隙空間重新展布，為游離態(tài)瓦斯增加運移通道，增大煤層透氣性；進(jìn)而改變瓦斯吸附?解吸的動態(tài)平衡，如圖1 所示。

圖1 順煤層長鉆孔分段壓裂原理Fig.1 Schematic diagram of staged fracturing with long drilling along the coalbed

水力壓裂裂隙時，壓裂液體在動力作用下，對煤體內(nèi)部的裂隙面產(chǎn)生支撐作用，應(yīng)力集中于裂隙尖端部位，使煤層裂隙變大、延伸擴展以及發(fā)生滑移，從而在煤體內(nèi)部發(fā)生割裂，如圖2 所示。煤體裂隙、裂縫空間體積等同步產(chǎn)生擴展，并在裂隙之間連通，形成互相連通的網(wǎng)絡(luò)狀的瓦斯運移結(jié)構(gòu)。

圖2 水力壓裂作用下鉆孔周圍裂隙擴展Fig.2 Fracture expansion around the hole under the action of hydraulic fracturing

1.2 硬煤微觀結(jié)構(gòu)變化特征

為了研究水力壓裂煤層的微觀結(jié)構(gòu)特征，選取試驗區(qū)煤樣進(jìn)行恒壓15 MPa，持續(xù)時長48 h 的壓裂試驗，采用JSM-6460LV 高分辨率電子顯微鏡對比分析水力壓裂前后煤樣電鏡掃描結(jié)果，如圖3 所示。

結(jié)果表明：煤體從單元結(jié)構(gòu)上由塊體構(gòu)成，而在塊體內(nèi)又分布著大量密集的孔隙。煤體內(nèi)的孔裂隙存在連通、部分連通、不連通3 種情況。當(dāng)水力壓裂作用于硬煤層時，高壓流體在煤層各種原生裂隙內(nèi)對裂隙兩壁面產(chǎn)生支撐作用，使裂隙發(fā)生張開、擴展和延伸，從而對煤層形成內(nèi)部分割，如圖3a、圖3b 所示。同時，這種分割過程還伴隨有煤體原生孔隙、裂隙的擴張和連通，如圖3c、圖3d 所示。呈現(xiàn)明顯的以裂隙擴張延伸為主，孔隙擴展連通為輔的微觀結(jié)構(gòu)特點。經(jīng)過水力壓裂作用，通過原生裂隙、孔隙的張開、延伸、連通增加了煤層裂隙弱面的總體空間體積，如圖3e、圖3f所示。同時，通過裂隙、孔隙等的擴展、貫通增加了裂隙之間的連通性，從而形成一個相互交織的多裂隙連通網(wǎng)絡(luò)，致使煤層的滲透率顯著提高。

圖3 硬煤壓裂前后微觀結(jié)構(gòu)變化Fig.3 Comparison of surface structure of coal samples before and after fracturing

2 水力壓裂裝備及關(guān)鍵工藝技術(shù)

2.1 壓裂技術(shù)裝備

選用BYW65/400 型煤礦井下壓裂泵組，主要由主泵電機、液力變速器、壓裂泵、遠(yuǎn)程智能監(jiān)控系統(tǒng)等組成。電路系統(tǒng)、機械系統(tǒng)、信號傳輸系統(tǒng)、供水系統(tǒng)、回水系統(tǒng)等連接如圖4 所示。泵組設(shè)置5 個檔位，最大壓力40 MPa，最大排量87.5 m3/h。

圖4 井下水力壓裂泵組系統(tǒng)Fig.4 System of hydraulic fracturing pump set

壓裂工具選用中煤科工集團(tuán)西安研究院有限公司自主研發(fā)煤礦井下水力壓裂工具組合，如圖5 所示。封隔器可以實現(xiàn)鉆孔環(huán)空封堵和阻隔，是硬煤水力壓裂的關(guān)鍵設(shè)備。節(jié)流器設(shè)置關(guān)閉和打開2 種工況，關(guān)閉時封閉環(huán)空、完成封隔器坐封，打開時與環(huán)空溝通、完成分段水力壓裂施工。安全丟手在孔內(nèi)遇卡埋鉆時，通過機械動作斷開孔底工具，是壓裂應(yīng)急的主要設(shè)備。單流閥：設(shè)定工作壓力，阻隔壓裂流體，使壓裂流體從軸向改變?yōu)閺较?，從?jié)流器開口流向分段壓裂區(qū)域。引鞋：導(dǎo)向壓裂工具組合送入孔內(nèi)指定位置，并保護(hù)孔壁完整。油管：引導(dǎo)壓力流體由壓裂泵到壓裂工具的通道，可以在高壓狀態(tài)時對壓裂液進(jìn)行密封。

圖5 井下水力壓裂工具Fig.5 Hydraulic fracturing tools

煤礦井下硬煤層分段水力壓裂工具組合順序為：引鞋+篩管+球座+封隔器1+油管+節(jié)流器+油管+封隔器2+液壓丟手+油管至孔口，組合順序如圖6 所示。

2.2 壓裂工藝流程

煤礦井下硬煤層分段水力壓裂工藝流程包括壓裂工具定位、裸眼坐封階段、壓裂階段、保壓放排4 個階段。采用由孔底向外的“后退式”壓裂施工順序，孔底為第一分段、向孔口后退，壓裂工具依次拖動至設(shè)計位置進(jìn)行壓裂施工。

1)壓裂工具定位

根據(jù)硬煤順層定向長鉆孔軌跡，確定硬煤定向長鉆孔的分段數(shù)量和封隔器的封隔位置。按照圖6 中壓裂工具組合連接壓裂工具，送入指定有封隔位置。

圖6 水力壓裂工具組合Fig.6 Schematic diagram of fracturing tool combination

2)裸眼坐封

壓裂開始時，在高壓泵組的驅(qū)動下，高壓流體進(jìn)入封隔器膠筒，膠筒在流體壓力作用下發(fā)生膨脹，封堵鉆孔環(huán)空空間，完成硬煤裸眼坐封。封隔器膠筒膨脹變形后，實現(xiàn)了鉆孔環(huán)空封孔以及膠筒兩端的阻隔。

3)分段壓裂

裸眼坐封完成后，增加壓裂泵組排量和壓力，進(jìn)行壓裂施工。壓裂過程，詳實記錄壓力、流量等施工參數(shù)；由于硬煤裂隙以擴張延伸為主，還需要對施工區(qū)域煤巖浸水情況即時監(jiān)測，為壓裂效果分析提供依據(jù)。

4)保壓放排

完成設(shè)計注水量，分段壓裂施工結(jié)束。關(guān)閉壓裂工具閥門，進(jìn)入保壓階段。在自然濾失作用下，孔內(nèi)壓力自然降低、重新平衡。管柱壓力小于地層壓力時，保壓結(jié)束。打開孔口閥門，封隔器解封，放排孔內(nèi)積水，連接管路進(jìn)行瓦斯抽采。

2.3 硬煤分段壓裂關(guān)鍵技術(shù)

1)裸眼防塌壓裂封隔技術(shù)

水壓作用下，封隔器膠筒膨脹變形、持續(xù)擠壓鉆孔壁，并產(chǎn)生鉆孔軸向摩擦力以實現(xiàn)對鉆孔的封孔阻隔。持續(xù)高壓可能使膠筒膨脹由彈性變形轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄宰冃?，壓裂結(jié)束后膠筒無法恢復(fù)原狀，膠筒外側(cè)與孔壁之間摩擦阻力增大，導(dǎo)致孔內(nèi)壓裂工具串拖動困難，甚至無法拖動，引發(fā)壓裂事故?；谟裁簩臃侄嗡毫褜Ψ飧羝鞯囊螅瑑?yōu)化封隔器結(jié)構(gòu)和封隔器膠筒的彈性變形特性。采用可伸縮式中心筒結(jié)構(gòu)，解封時，里側(cè)中心管由于坐封固定，外側(cè)中心管帶動約束擋碗向孔口移動，如圖7 所示，增加了膠筒解封收縮后的變形量，保障了硬煤裸眼坐封的安全施工。

圖7 可伸縮式中心管Fig.7 Schematic diagram of retractable central pipe

采用Abaqus 數(shù)值模擬軟件對封隔器的力學(xué)及變形特性進(jìn)行數(shù)值模擬，封隔器計算區(qū)域主要為上擋碗、下?lián)跬搿? 200 mm 長膠筒以及內(nèi)徑100 mm 煤層裸眼鉆孔4 部分(水平孔，彈性模量1.3×109Pa，泊松比0.2)。膠筒內(nèi)心加鋼帶，寬度25 mm，厚度5 mm。由于該結(jié)構(gòu)為嚴(yán)格回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)，采用軸對稱2D 模型進(jìn)行分析。膠筒本構(gòu)模型采用Mooney-Rivlin 雙參數(shù)模型，抗拉(張)強度28 MPa。隔封器建模參數(shù)見表1。

表1 封隔器零部件材料基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of packer parts and materials

模型的邊界條件為：膠筒與上下?lián)跬朐O(shè)置綁定接觸，上下?lián)跬雰啥恕⒙阊劬谠O(shè)置為固定約束。網(wǎng)格劃分：對于膠筒的網(wǎng)格劃分采用高階縮減積分CPS8R單元，其他實體采用C3D10 四面體單元。

封隔器坐封完成后，開始注液壓裂，此時壓裂液會在坐封膠筒端部形成擠壓，同時高壓液體會從中心管流入膠筒內(nèi)，膠筒內(nèi)外壓力發(fā)生變化。但是由于中心管尺寸較小且受過流壓降影響，膠筒內(nèi)壓始終大于外壓。

在內(nèi)外壓同時加載時，鋼帶局部最大應(yīng)力超過屈服強度210 MPa，產(chǎn)生嚴(yán)重的彎折變形。應(yīng)力值與變形量受內(nèi)外壓差影響，對比內(nèi)壓15 MPa、外壓6 MPa，內(nèi)壓15 MPa、外壓10 MPa 以及內(nèi)壓17 MPa、外壓15 MPa三種受力狀態(tài)，如圖8 所示。表明內(nèi)外壓差過大時容易造成膠筒破裂，外壓增加有助于減小鋼帶應(yīng)力集中和變形。在壓裂初期可通過緩慢注入液體減弱鋼帶的集中受力問題。

圖8 壓裂加載鋼帶應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of fracturing loaded steel strip

鋼帶變形同時會擠壓膠筒變形，造成膠筒應(yīng)力增加。其中，內(nèi)壓15 MPa、外壓10 MPa 與內(nèi)壓17 MPa、外壓15 MPa 兩種情況下，膠筒最大應(yīng)力超過28 MPa的抗拉極限，發(fā)生破裂。如圖9b、圖9c 所示。因此，在地層起裂壓力范圍內(nèi)，小排量(小于200 L/min)注入液體減小鋼帶變形，控制最大泵壓減少膠筒內(nèi)壓，可以降低膠筒破裂風(fēng)險。

圖9 壓裂加載外膠筒應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of outer rubber cylinder under fracturing loading

綜上所述，根據(jù)硬煤壓裂微觀結(jié)構(gòu)特點和井下壓裂封孔封隔的需要，表明內(nèi)壓為15 MPa、外壓10 MPa 時，可保持硬煤鉆孔結(jié)構(gòu)完整，并產(chǎn)生最大的封隔摩擦力。

2)環(huán)空互層多向?qū)Я骷夹g(shù)

壓裂過程，高壓水經(jīng)過節(jié)流器在節(jié)流壓力作用下打開出水口，直接噴射于鉆孔壁，射流尖端持續(xù)沖擊孔壁(圖10a)，促使其作用范圍內(nèi)的煤體垮落，垮落后的煤渣在水流的作用下積聚在封隔器膠筒附近，形成縮徑區(qū)域，壓裂完成后由于泄壓反排，導(dǎo)致破碎煤屑向節(jié)流器堆積、卡死。針對硬煤層分段壓裂工程特點，對節(jié)流器進(jìn)行優(yōu)化，采用環(huán)空互層多向?qū)Я骷夹g(shù)，節(jié)流器出水口增加外層導(dǎo)流裝置，改變水流形態(tài)和方向，如圖10b 所示。高壓水流呈多個扇形面噴射、注入煤體，降低了水流對硬煤孔壁的沖刷和打擊作用，保護(hù)鉆孔孔壁完整和鉆孔結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。

圖10 節(jié)流器射流形態(tài)優(yōu)化前后對比Fig.10 Comparison of the jet shape of the restrictor

3 工程試驗

3.1 地質(zhì)條件及鉆孔布置

試驗地點選擇在陜西彬長礦區(qū)大佛寺礦4 號煤層40204 工作面，煤層埋深520.0～596.1 m，煤層厚度4.9～18.3 m，平均煤厚11.6 m，傾角2°～11°，煤的堅固性系數(shù)(f值)為1.1～1.3，屬于硬煤層。煤層透氣性系數(shù)0.25 m2/(MPa2·d)，瓦斯流量衰減系數(shù)為0.03 d-1；瓦斯壓力0.65～0.70 MPa，瓦斯含量5.5～6.0 m3/t。根據(jù)瓦斯治理要求，在回采區(qū)域沿工作面推進(jìn)方向，布置3 個水力壓裂鉆孔，鉆孔直徑為96 mm，長度為540～568 m，單孔分8 段進(jìn)行壓裂；開孔點距煤層底板約1.5 m，沿煤層鉆進(jìn)，總體傾角約1.2 °。

3.2 壓裂參數(shù)設(shè)計

為了使壓裂區(qū)域裂縫分布更加均勻，本次試驗采用硬煤層順層長鉆孔分段壓裂技術(shù)，增加瓦斯抽采效果。設(shè)計水力壓裂段間距50 m、封隔器卡距10 m，單孔壓裂段數(shù)8 段，壓裂位置設(shè)計如圖11 所示。由于目標(biāo)層為煤層，為降低壓裂過程對煤層煤質(zhì)的影響，選擇清水作為壓裂液，煤層破裂壓力計算公式如下：

圖11 分段壓裂設(shè)計Fig.11 Schematic diagram of fracturing construction

式中：pf為破裂壓力，MPa；Gf為破裂壓力梯度，MPa/m；H為深度，m；pi為地層壓力，MPa；p為上覆巖層壓力，MPa；φ為孔隙率，%；ρrm為巖石密度，g/cm3；ρl為地層流體密度，g/cm3。式(3)為經(jīng)驗公式。

試驗區(qū)煤層實際埋深521.28 m，結(jié)合2.3 節(jié)計算結(jié)果，確定泵注壓力為15 MPa，外壓10 MPa。根據(jù)煤層厚度，鉆孔長度和預(yù)估水力壓裂影響范圍，設(shè)計單孔注水量910～1 154 m3。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 水力壓裂泵注壓力排量曲線特征

壓裂順煤層定向長鉆孔3 個，每孔分8 段壓裂，共計壓裂24 段，壓裂排量39.71～40.83 m3/h，累計注液3 011 m3。各鉆孔施工參數(shù)詳見表2。水力壓裂過程分為4 個階段。其中壓裂工具定位和保壓放排采用現(xiàn)場監(jiān)測方法開展，所以硬煤典型壓裂曲線包括裸眼坐封和分段壓裂2 個階段。

表2 鉆孔壓裂參數(shù)Table 2 Fracturing construction parameters

硬煤裸眼坐封開始階段，壓裂泵組以低檔位(1 檔)、小排量(12 m3/h)注入。隨著注水量增加，泵注壓力逐漸增大。管柱壓力增加至設(shè)計坐封開始壓力(0.5～0.6 MPa)，封隔器膠筒開始膨脹變形，泵注流量同步減小，管柱壓力持續(xù)增加至5 MPa，硬煤裸眼坐封完成。由于煤質(zhì)致密性差異，鉆孔坐封時間不盡相同，D-1 鉆孔用時8 min，D-2 鉆孔用時18 min，D-3 鉆孔用時5.5 min，如圖12 所示。

圖12 典型硬煤壓裂曲線Fig.12 Typical fracturing curve of hard coal

隨著泵注時間增加、泵注壓力由10 MPa 急劇下降，瞬時壓力降至1 MPa，表明節(jié)流器出水口打開，壓裂工具內(nèi)部與鉆孔環(huán)空導(dǎo)通，高壓水直接作用于壓裂分段鉆孔煤壁。增加泵注排量，隨著注水量的增加，管柱內(nèi)部壓力逐漸上升，進(jìn)入分段壓裂階段。隨著高壓注水的持續(xù)進(jìn)行，壓力與流量曲線呈現(xiàn)周期性鋸齒狀的規(guī)律性變化，形成有效裂縫，為瓦斯運移提供通道。根據(jù)1.2 節(jié)壓裂后煤樣微觀裂隙變化特征，周期性鋸齒實質(zhì)為“裂縫擴張延伸?裂隙擴展連通?裂縫擴張延伸”變化過程。由圖12 可知，在高壓注水過程，雖然能夠周期性發(fā)生明顯破裂，但整體破裂形成的周期逐漸延長，破裂壓力逐漸升高，破裂難度增加。隨著壓裂液向原巖應(yīng)力區(qū)的流動，地層滲透性差、層厚，使裂縫在高度方向延伸受阻，水平方向延伸緩慢。

由于鉆遇煤質(zhì)均勻，D-1 鉆孔壓裂曲線線性規(guī)律清晰。初次破斷壓力13 MPa，整個壓裂曲線呈現(xiàn)出3 次明顯破斷、破裂壓力逐步上升的趨勢，如圖12a。由于鉆遇煤質(zhì)差異較大，D-2 鉆孔壓裂曲線起始階段、煤質(zhì)松散、環(huán)空擠壓變形較大、壓裂上升較慢；初次破斷壓力9 MPa，整個壓裂曲線呈現(xiàn)出2 次大破斷、破裂壓力明顯上升的趨勢；經(jīng)過第2 次壓裂后，壓裂曲線線性規(guī)律與D-1 鉆孔趨同，如圖12b。由于鉆遇煤質(zhì)松散、煤質(zhì)差異較大，D-3 鉆孔壓裂曲線壓力上升較慢，起始階段初次破斷壓力9.5 MPa、二次破斷壓力15 MPa；整個壓裂曲線呈現(xiàn)出3 次大破斷、破裂壓力力逐步上升的趨勢；壓裂后期由于供水波動影響了泵注排量，導(dǎo)致壓力下降，如圖12c。

4.2 壓裂影響范圍

孔內(nèi)瞬變電磁探測最大距離為終孔距離，施工鉆孔中0～80 m 處有金屬套管，對瞬變電磁探測有較強干擾；實際施工工程中，鉆機推送物探儀器及鉆桿至380 m，鉆機推進(jìn)壓力顯示異常，因此實際探測距離為孔內(nèi)80～380 m。

根據(jù)瞬變電磁測試結(jié)果，表明壓裂影響范圍為38～40 m。同時對鄰近區(qū)域煤巖滲水情況實時觀測，根據(jù)流水變化反演壓裂裂縫的延伸連通范圍，與瞬變電磁測試結(jié)果相互修正。鄰近鉆孔滲水處的水平投影長度為34～46 m。因此，確定壓裂影響范圍為34～46 m。

4.3 瓦斯抽采效果分析

壓裂完成后，連接抽采系統(tǒng)進(jìn)行抽采效果觀測，觀測期均為60 d。D-1 鉆孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)為24.60%～87.78 %，平均為67.48%；鉆孔瓦斯抽采純量為0.61～2.55 m3/min，平均為1.73 m3/min，累計瓦斯抽采量157 136.47 m3。D-2 鉆孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)為35.83%～70.00 %，平均為58.83 %；鉆孔瓦斯抽采純量為0.89～2.17 m3/min，平均為1.54 m3/min，累計瓦斯抽采量143 711.69 m3。D-3 鉆孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)為18.24%～57.84 %，平均為42.60 %；鉆孔瓦斯抽采純量為0.32～0.87 m3/min，平均為0.72 m3/min，累計瓦斯抽采量66 724.90 m3。

以D-1 鉆孔為例，重點分析鉆孔經(jīng)水力壓裂后的瓦斯抽采效果，如圖13 所示。壓裂鉆孔的瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)和抽采純量隨抽采時間整體呈“上升?平緩?下降”趨勢，其變化過程大致可分為3 個階段，即抽采初期、抽采穩(wěn)定期和抽采衰減期。抽采初期的瓦斯體積分?jǐn)?shù)和純量較抽采穩(wěn)定期而言相對較低，這是因為抽采初期壓裂鉆孔存在積水，瓦斯在水鎖效應(yīng)影響下不易流動。隨著抽采時間的增長，水鎖效應(yīng)逐漸變?nèi)?，進(jìn)入穩(wěn)定抽采階段，此時瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)和純量均較大。經(jīng)過長時間的抽采，鉆孔周圍煤體瓦斯壓力和瓦斯含量降低，逐漸進(jìn)入抽采衰減期。

圖13 D-1 鉆孔瓦斯抽采參數(shù)曲線Fig.13 D-1 fracturing hole gas extraction parameter curve

瓦斯抽采數(shù)據(jù)表明，D-1、D-2、D-3 鉆孔百米鉆孔瓦斯平均抽采純量分別為0.320、0.285、0.143 m3/min；相比常規(guī)未壓裂鉆孔，瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)提高了1.20～2.49 倍，百米鉆孔瓦斯抽采純量提高了3.93～10.03 倍，抽采效果對比如圖14 所示。

圖14 壓裂鉆孔瓦斯抽采效果Fig.14 Drainage effect of fracturing boreholes

5 結(jié) 論

a.根據(jù)硬煤水力壓裂的特點，開發(fā)了一套適用于硬煤的順煤層定向長鉆孔后退式分段壓裂技術(shù)。在陜西彬長礦區(qū)大佛寺礦4 號煤層實現(xiàn)順煤層定向長鉆孔3 個、540～568 m，每孔分8 段壓裂，單孔注液量910～1 154 m3，累計注液量3 011 m3，最大泵注壓力15.58 MPa。實現(xiàn)了煤礦井下硬煤順煤層定向長鉆孔分段壓裂的技術(shù)突破。

b.針對硬煤層壓裂特點，優(yōu)化節(jié)流器結(jié)構(gòu)、研究了硬煤壓裂封隔器的合理泵注壓力；優(yōu)選了煤礦井下硬煤順層長鉆孔裸眼分段壓裂工具組合。形成了一套適合硬煤的煤礦井下順層定向長鉆孔裸眼拖動式分段壓裂工藝和裝備。適用地層條件：煤層堅固性系數(shù)f≥1，孔深≥500 m。

c.現(xiàn)場試驗表明，硬煤層順層長鉆孔分段壓裂呈現(xiàn)“裂縫擴張延伸?裂隙擴展連通?裂縫擴張延伸”增透變化特點。分段水力壓裂增透改造，煤層的透氣性大幅提高。壓裂鉆孔平均瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)42.60 %～67.48 %，平均瓦斯抽采純量0.72～1.73 m3/min。與未壓裂的鉆孔對比，瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)提高了1.20～2.49倍，百米瓦斯抽采純量提高了3.93～10.03 倍?？變?nèi)瞬變電磁測試表明壓裂影響半徑34～46 m，為硬煤大區(qū)域瓦斯超前治理提供了技術(shù)支撐。

d.下一步需持續(xù)深入開展硬煤層順層長鉆孔分段壓裂工藝優(yōu)化和封隔器力學(xué)特性研究，提高硬煤層裸眼分段壓裂的穩(wěn)定性、適用性、經(jīng)濟(jì)性，實現(xiàn)煤礦井下瓦斯的“區(qū)域超前、先抽后采、降本增效”的安全高效治理。