田坤云，宮偉東,2,魏二劍，張瑞林,4,宋志敏,4，張文勇，李 冰，吳小旭

(1.河南工程學(xué)院 資源與安全工程學(xué)院，河南 鄭州 451191; 2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 應(yīng)急管理與安全工程學(xué)院，北京 100083; 3.武漢科技大學(xué) 資源與環(huán)境工程學(xué)院，湖北 武漢 430081; 4.河南理工大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院,河南 焦作 454000; 5.登封市仟祥煤業(yè)有限責(zé)任公司,河南 登封 452470)

低滲煤層瓦斯抽采為制約礦井安全生產(chǎn)的主要因素之一[1]。有效提高煤層透氣性，擴(kuò)大抽放鉆孔影響范圍，最終提高煤層瓦斯抽采效果是瓦斯治理的關(guān)鍵[2]。水力撓動(dòng)對(duì)煤層進(jìn)行卸壓增透是實(shí)現(xiàn)這一難題的主要措施之一[3-4]。礦井水力撓動(dòng)作用對(duì)象多為煤體，相關(guān)研究成果均表明[5-9]:高壓水撓動(dòng)后，未受地質(zhì)構(gòu)造破壞或破壞程度較輕的堅(jiān)硬煤體內(nèi)部能夠產(chǎn)生貫通性較好的裂隙，瓦斯?jié)B流通道得以連通，負(fù)壓作用下，理想的瓦斯抽放效果能夠?qū)崿F(xiàn);相反，受地質(zhì)構(gòu)造破壞嚴(yán)重的松軟煤體撓動(dòng)后內(nèi)部不能產(chǎn)生新的裂隙，甚至原有裂隙被煤泥封堵，瓦斯?jié)B流通道被阻斷，抽放效果大大降低。水力撓動(dòng)在不少礦井未取得預(yù)期卸壓增透效果的主要原因在于沒(méi)有預(yù)先掌握撓動(dòng)對(duì)象對(duì)該措施的適用性[10-13]。僅盲目照搬煤體水力撓動(dòng)卸壓增透的成功經(jīng)驗(yàn)，勢(shì)必造成礦井物力及財(cái)力的浪費(fèi)，且易對(duì)該技術(shù)措施的作用效果產(chǎn)生懷疑。

針對(duì)這一問(wèn)題，筆者采用模擬實(shí)驗(yàn)及工程實(shí)踐印證相結(jié)合的研究方法對(duì)松軟煤體及其頂板砂巖的水力撓動(dòng)卸壓增透效果進(jìn)行考察。首先，在試驗(yàn)礦井采集大塊度軟煤及頂板砂巖樣品，實(shí)驗(yàn)室切割、加工成正方體試件;模擬試件所處地應(yīng)力及瓦斯條件下，采用自行設(shè)計(jì)改裝的“真三軸水力撓動(dòng)-瓦斯?jié)B流實(shí)驗(yàn)裝置”進(jìn)行水力撓動(dòng)實(shí)驗(yàn)，考察泵注壓力隨時(shí)間的變化規(guī)律，采用滲透率分析水力撓動(dòng)效果;其次，在采樣礦井煤層及其頂板砂巖中分別布置一組鉆孔進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)泵注壓力及流量數(shù)據(jù)，同時(shí)采用相關(guān)瓦斯指標(biāo)考察抽放效果。

1 煤層頂板鉆孔水力撓動(dòng)卸壓增透機(jī)理

對(duì)松軟易破碎不適宜采取水力撓動(dòng)進(jìn)行卸壓增透的煤體可考慮對(duì)其頂板進(jìn)行撓動(dòng)。水力撓動(dòng)后，煤層頂板巖層在大流量、高壓力水動(dòng)力條件下相繼起裂、擴(kuò)展、延伸，隨著撓動(dòng)的延續(xù)，人工及天然裂隙與煤巖結(jié)合處的弱面有效貫通。相互交錯(cuò)的多級(jí)裂縫網(wǎng)絡(luò)體系在煤儲(chǔ)層周?chē)纬桑捎诹严毒W(wǎng)絡(luò)與外界自由面的有效溝通，煤層原始應(yīng)力和瓦斯賦存狀態(tài)被打破，煤巖體卸壓增透的外部條件形成，為瓦斯解吸-擴(kuò)散創(chuàng)造了良好條件。

此外，水力撓動(dòng)后，頂板內(nèi)所形成的裂縫網(wǎng)絡(luò)與煤層接觸范圍遠(yuǎn)大于煤層鉆孔，瓦斯在煤層內(nèi)的擴(kuò)散距離縮短，大范圍的煤層瓦斯氣體擴(kuò)散至頂板縫隙所形成的“網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)”內(nèi)。煤層深部與頂板之間的瓦斯梯度差由于擴(kuò)散的不斷進(jìn)行而增大，深部煤體的瓦斯也開(kāi)始解吸并遞進(jìn)式地向緊鄰頂板處擴(kuò)散;隨著瓦斯不斷擴(kuò)散，煤基質(zhì)收縮，煤體裂隙形成，瓦斯擴(kuò)散半徑減小，擴(kuò)散速度增加[14]。

頂板水力撓動(dòng)后，大量裂隙在鉆孔周?chē)纬?，裂隙一端連通煤體，另一端連通鉆孔，頂板瓦斯在壓力的驅(qū)動(dòng)下，沿裂隙不斷運(yùn)移至鉆孔在抽放負(fù)壓作用下快速被抽出。由于大量撓動(dòng)裂隙的出現(xiàn)，瓦斯在煤層頂板運(yùn)移的流動(dòng)可視為線性滲流，遵循達(dá)西定律，即符合式(1)規(guī)律，滲透率越大、瓦斯壓力差越大，瓦斯流速越大。

(1)

式中，v為瓦斯?jié)B流速度，cm/s;K為滲透率張量，cm2;μ為瓦斯黏度，Pa·s;▽P為瓦斯壓力梯度，Pa/cm。

頂板巖體致裂后發(fā)生脆性變形[15]，頂板裂隙區(qū)形成(頂板撓動(dòng)后裂隙發(fā)育如圖1所示)，新生裂隙得到較好擴(kuò)展、延伸，相比于煤體中的裂隙可更加長(zhǎng)久保持，便于后期進(jìn)行重復(fù)水力撓動(dòng)。

圖1 頂板水力撓動(dòng)裂隙發(fā)育Fig.1 Fracture distribution of hydraulic disturbance to coal seam roof

2 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

2.1.1設(shè)備主要功能

一定模擬煤巖儲(chǔ)層環(huán)境下，通過(guò)水力撓動(dòng)建造人工裂縫，測(cè)試有效的裂隙發(fā)育參數(shù)，實(shí)現(xiàn)氣相滲透率測(cè)試[16-18]。

2.1.2技術(shù)參數(shù)

(1)巖(煤)芯尺寸:100 mm×100 mm×100 mm(可選試樣200 mm×200 mm×200 mm，300 mm×300 mm×300 mm)。

(2)三軸壓力量程:0～40 MPa(對(duì)300 mm×300 mm×300 mm試件接觸面而言為40 MPa，其他尺寸試件量程可根據(jù)面積進(jìn)行換算);控制精度±0.1 MPa。

(3)水力撓動(dòng):水力撓動(dòng)系統(tǒng)由攪拌活塞容器和壓裂泵等組成。撓動(dòng)壓力0～120 MPa，注水流量0～100 mL/s。

(4)滲透率測(cè)量:滲透率根據(jù)試件出口流量自動(dòng)換算，配置美國(guó)Omega品牌FMA-4100系列流量計(jì)(高中低檔各1套，量程2 000，500，50 mL/min)，滲透率測(cè)量范圍:0.001×10-15～1 000×10-15m2。

設(shè)備實(shí)物圖、系統(tǒng)原理如圖2,3所示。

2.2 試樣加工制取

試驗(yàn)礦井采煤工作面、冒落區(qū)分別采集完整性相對(duì)較好的大塊度原始煤樣和頂板砂巖樣品，包封后運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室，經(jīng)切割打磨加工成正方體試件，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm。選取棱邊相對(duì)平直試件各2組，分別標(biāo)注為煤樣1、煤樣2、巖樣1、巖樣2(圖4)。

2.3 實(shí)驗(yàn)方案

根據(jù)地應(yīng)力實(shí)測(cè)資料，試驗(yàn)礦井最大主應(yīng)力為σx、最小主應(yīng)力為σy，垂直應(yīng)力為σz，3者關(guān)系為

σx>σz>σy，σz=0.8σx，σy=0.6σx

(2)

實(shí)驗(yàn)方案及步驟如下:

(1)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)氣密性檢測(cè):試件放置到實(shí)驗(yàn)腔體后，加載大小均為0.2 MPa的三向應(yīng)力，關(guān)閉滲流出口閥門(mén)，連接N2(吸附性較小)進(jìn)行緩慢充氣，控制充氣壓力為0.5 MPa，穩(wěn)定該數(shù)值一段時(shí)間(約0.5 h)，關(guān)閉進(jìn)氣閥門(mén)。界面實(shí)時(shí)顯示氣體壓力數(shù)值，2 h后如壓力未下降，證明系統(tǒng)氣密性較好。如果壓力下降，對(duì)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)氣管路、滲流出口通道及試件密封情況進(jìn)行檢查后重新測(cè)試。

圖2 真三軸水力撓動(dòng)-瓦斯?jié)B流實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物Fig.2 Physical map of true triaxial hydraulic disturbance-gas seepage experimental device

圖3 真三軸水力撓動(dòng)-瓦斯?jié)B流實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理Fig.3 System principle diagram of true triaxial hydraulic disturbance-gas seepage experimental device

圖4 方體煤樣及砂巖試件Fig.4 Standard cubic coal and sandstone samples

(2)一定的瓦斯壓力下(采樣處瓦斯壓力實(shí)測(cè)平均值，取0.6 MPa)，待試件吸附12 h后，以每步0.2 MPa的速度同步加載試件的三向應(yīng)力，同時(shí)分別采集試件不同應(yīng)力狀態(tài)下滲透率數(shù)值，滲透率采集頻率可設(shè)置為5 s。

(3)試件最大主應(yīng)力σx加載至預(yù)定數(shù)值20 MPa(σz,σy分別為16,12 MPa)，穩(wěn)定2 h后，進(jìn)行水力撓動(dòng)實(shí)驗(yàn)，采集注水壓力及流量數(shù)值，設(shè)置采集頻率為5 s。

(4)撓動(dòng)結(jié)束后，持續(xù)保持三向應(yīng)力最終加載狀態(tài)，再次測(cè)量試件滲透率并與撓動(dòng)前進(jìn)行比較。

2.4 瓦斯?jié)B透率測(cè)試計(jì)算原理及試件密封

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)采用基于達(dá)西定律的穩(wěn)態(tài)方法對(duì)試件滲透率進(jìn)行測(cè)定，一定瓦斯壓力下使氣體流經(jīng)試件，由于試件滲透率存在差異，通過(guò)試件的流量、壓力也不同，通過(guò)壓力傳感器、質(zhì)量流量計(jì)、數(shù)據(jù)采集模塊對(duì)壓力、流量進(jìn)行采集，經(jīng)程序自動(dòng)計(jì)算出試件滲透率值[18]:

(3)

式中，K為滲透率，10-15m2;Q0為流經(jīng)試件瓦斯流量，cm3/s;P0為實(shí)驗(yàn)條件下大氣壓，MPa;μ為瓦斯動(dòng)力黏性系數(shù)，Pa·s;L為試件長(zhǎng)度，cm;P1為進(jìn)氣口瓦斯壓力，MPa;P2為出氣口瓦斯壓力，MPa;A為方體煤(巖)樣截面積，cm2。

將對(duì)應(yīng)不同尺寸橫截面積(A)和樣品長(zhǎng)度(L)代入式(2)即可。滲透率測(cè)試界面中，選擇對(duì)應(yīng)的試件尺寸，滲透率實(shí)施自動(dòng)測(cè)算。

國(guó)內(nèi)外大多使用硅膠套對(duì)試件棱邊進(jìn)行密封以防止?jié)B流過(guò)程氣體沿著試件邊緣滲漏，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)軸向壓力較大時(shí)，硅膠套切斷機(jī)率較大。實(shí)驗(yàn)證實(shí)銅膠套既能保證密封效果，同時(shí)由于具有一定的強(qiáng)度，耐壓切能力強(qiáng)，效果優(yōu)于硅膠套;撓動(dòng)鉆井與試件鉆孔間采用環(huán)氧樹(shù)脂封孔，如圖5所示。

2.5 撓動(dòng)前滲透率測(cè)試及分析

最大主應(yīng)力σx加載到整數(shù)值時(shí)暫停，待滲透率基本穩(wěn)定時(shí)記錄下該值。根據(jù)4個(gè)試件不同加載應(yīng)力下的滲透率數(shù)值繪制應(yīng)力加載過(guò)程滲透率演化曲線，如圖6所示。

圖5 滲流密封及撓動(dòng)鉆孔封孔Fig.5 Seepage seal and hydraulic disturbance well seal

圖6 煤巖樣滲透率演化曲線Fig.6 Permeability evolution curve of coal and rock samples

圖7 泵注過(guò)程試件水壓-流量演化曲線Fig.7 Water pressure-flow evolution curves of samples during water injection process

可以看出，軟煤及砂巖試件的滲透率K均隨著加載應(yīng)力的增大而減小，滲透率K與最大主應(yīng)力σx之間呈負(fù)指數(shù)關(guān)系[19]:

K=AeBσx

(4)

擬合關(guān)系中相關(guān)系數(shù)R均在98%以上。軟煤試件擬合常數(shù)B明顯小于砂巖試件，說(shuō)明應(yīng)力加載過(guò)程中，軟煤試件的滲透率降幅大于砂巖試件。

2.6 水力撓動(dòng)實(shí)驗(yàn)及分析

試件加載至最終應(yīng)力狀態(tài)穩(wěn)定1 h后，對(duì)4個(gè)試件分別進(jìn)行水力撓動(dòng)實(shí)驗(yàn)。記錄泵注壓力及流量2個(gè)參數(shù)，繪制泵注壓力、流量隨時(shí)間的變化曲線如圖7所示。

2個(gè)松軟煤樣試件的泵注壓力-時(shí)間曲線走勢(shì)基本一致，大致分為5個(gè)階段，泵壓滯留(壓力為0)、壓力急劇上升、壓力瞬間下降、壓裂-閉合交替以及逐步壓實(shí)階段。2個(gè)砂巖試件的泵注壓力曲線同樣分為5個(gè)階段，泵壓滯留、壓力急劇上升、起裂、壓裂-閉合交替以及完全破裂階段。

軟煤樣試件在高壓水加載過(guò)程中經(jīng)歷壓裂—壓實(shí)—閉合，最終煤樣被高壓水壓實(shí)，煤體內(nèi)部的裂隙網(wǎng)絡(luò)并未展開(kāi);相反，砂巖試件在高壓水泵注過(guò)程中經(jīng)歷了壓裂—多次壓裂—完全破裂的過(guò)程，試件最終被完全壓裂，內(nèi)部裂隙得到充分?jǐn)U張、衍生，相互貫通的裂隙網(wǎng)形成[20-21]。

2.7 撓動(dòng)后滲透率測(cè)試分析

撓動(dòng)前，測(cè)試有4個(gè)試件最終加載應(yīng)力狀態(tài)下的滲透率。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，保持應(yīng)力狀態(tài)不變，待試件重新吸附甲烷12 h達(dá)到平衡后，分別測(cè)試4個(gè)試件的滲透率并繪制滲透率比圖，如圖8所示。

圖8 試件水力擾動(dòng)前后滲透率對(duì)比Fig.8 Permeability contrast figure of samples before and after hydraulic disturbance

水力撓動(dòng)后，2個(gè)煤樣試件的滲透率分別下降了85.26%,88.51%，煤樣幾乎失去滲透能力，這充分說(shuō)明水力撓動(dòng)后松軟煤樣試件內(nèi)部不但沒(méi)有產(chǎn)生有利于瓦斯?jié)B流的裂隙，反而原有瓦斯流動(dòng)的通道被堵塞;相反，砂巖試件的滲透率大幅增加，2個(gè)砂巖試件分別增加了139和126倍，表明試件內(nèi)部產(chǎn)生了大量有利于瓦斯?jié)B流的通道。

3 工程實(shí)踐

3.1 礦井概況及水力撓動(dòng)鉆孔布置

二1煤層位于山西組下部，直接頂為大占砂巖。礦井構(gòu)造軟煤發(fā)育，煤的破壞類(lèi)型為Ⅲ～Ⅴ類(lèi)煤，平均厚度為4.22 m。含瓦斯9～20 m3/t，瓦斯壓力0.34～2.00 MPa(瓦斯壓力最大實(shí)測(cè)值為2.00 MPa)，屬煤與瓦斯突出礦井，煤層透氣性系數(shù)為0.028 4～0.142 8 m2/(MPa2·d)。為提高抽采效果，在煤層底板巖巷采取水力撓動(dòng)進(jìn)行卸壓增透。撓動(dòng)對(duì)象分別為二1煤層及其直接頂砂巖，鉆孔布置如圖9所示。

圖9 頂板及煤層撓動(dòng)鉆孔布置剖面Fig.9 Profile map of roof and seam hydraulic disturbance drilling boreholes

(1)二1煤層頂板砂巖撓動(dòng)鉆孔。終孔位置距煤層頂板6.0 m，封孔至二1煤層頂板1.0 m，封孔深度為42.9 m，撓動(dòng)對(duì)象為煤層直接頂板砂巖。

(2)二1煤層撓動(dòng)鉆孔。終孔位置至二1煤層頂板0.5 m;封孔位置至煤層底板0.5 m，封孔深度為35.4 m，撓動(dòng)對(duì)象為二1本煤層(圖9)。

3.2 水力撓動(dòng)試驗(yàn)

撓動(dòng)過(guò)程中高壓水作用下煤巖體致裂破壞，裂隙不斷溝通、貫穿，泵注壓力及流量時(shí)刻發(fā)生變化。注水時(shí)間需根據(jù)泵注壓力及流量確定。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)采集到的泵注壓力、流量參數(shù)繪制兩者隨時(shí)間的變化曲線，如圖10所示。

圖10 撓動(dòng)鉆孔注水壓力及流量曲線Fig.10 Curve of water injection pressure and flow rate of disturbance drilling boreholes

(1)砂巖撓動(dòng)鉆孔的注水壓力隨時(shí)間曲線大致分為5個(gè)階段，如圖10(a)所示。① 砂巖內(nèi)發(fā)育有大量裂隙，滲失液體大于注水量。泵注開(kāi)始，壓力不升;② 注水量增加，裂隙被充實(shí)，注水量大于滲失量時(shí)，壓力不斷上升;③ 水壓大于砂巖抗拉強(qiáng)度與地應(yīng)力之和時(shí)，達(dá)到起裂壓力，初始裂縫出現(xiàn)，水侵入巖體裂縫內(nèi)部，壓力陡然下降;④ 壓力下降，巖體內(nèi)裂縫擴(kuò)展停止。隨著水不斷注入并在裂縫中逐漸累積，壓力逐漸恢復(fù)，巖體內(nèi)水壓再一次迅速達(dá)到砂巖的破裂壓力，2次起裂出現(xiàn)。如此反復(fù)，3次、多次起裂發(fā)生，裂縫在不斷循環(huán)中向前延展[22];⑤ 一定范圍內(nèi)巖體裂縫總體積及水的濾失量之和與水的注入總量達(dá)到平衡后。泵注壓力基本穩(wěn)定在一個(gè)恒定值。此時(shí)，砂巖完全破裂[23]。

(2)二1煤層撓動(dòng)鉆孔的注水壓力隨時(shí)間曲線同樣可分為5個(gè)階段:① 煤體發(fā)育有孔(裂)隙，初期滲失液體大于注水量。注水開(kāi)始，但未見(jiàn)水壓讀數(shù);② 煤體內(nèi)部孔(裂)隙被水充填，注水量大于滲失量時(shí)，壓力不斷上升;③ 一定壓力時(shí)，煤體破裂，液體填充到所形成的裂縫中，壓力降低;④ 與頂板砂巖撓動(dòng)鉆孔一樣，由于水壓下降，撓動(dòng)對(duì)象內(nèi)裂縫擴(kuò)展行為停止。隨著水不斷注入并在裂縫中逐漸累積，壓力逐漸恢復(fù)，2次起裂形成，3次、多次起裂接踵而至;⑤ 注水一段時(shí)間后，煤體發(fā)生塑性變形。高壓水在鉆孔內(nèi)與煤體結(jié)合形成煤泥(漿)，煤體被壓實(shí)，裂隙延展停止，孔隙被封堵，泵注壓力不斷攀升;遠(yuǎn)超煤體的破裂壓力。煤體被完全壓實(shí)。

注水流量隨著注水壓力的變化增減，壓力增大流量相應(yīng)降低;相反，壓力降低，流量增大。

2個(gè)撓動(dòng)鉆孔注水壓力曲線的前4個(gè)階段趨勢(shì)基本一致，區(qū)別于第5階段，由于頂板撓動(dòng)鉆孔的作用對(duì)象為頂板砂巖，砂巖發(fā)生脆性變形。內(nèi)部裂隙在持續(xù)的高水壓作用下較好地發(fā)育、延展、貫通，一定范圍內(nèi)的巖體完全破裂;相反，煤層撓動(dòng)鉆孔的作用對(duì)象為松軟煤層。撓動(dòng)作用下會(huì)產(chǎn)生一定的裂隙，但是隨著注水的持續(xù)，其內(nèi)部發(fā)生塑性變形，煤體逐漸被水壓實(shí)。原生裂(孔)隙被堵塞。

裂隙大量發(fā)育的砂巖頂板勢(shì)必為下部煤體瓦斯運(yùn)移提供流動(dòng)通道;相反，軟煤發(fā)生塑性變形內(nèi)部裂隙被煤泥封堵，被壓實(shí)松軟煤體內(nèi)部的瓦斯流動(dòng)性弱化，煤層滲透率相應(yīng)降低。

煤礦高壓水撓動(dòng)普遍采用的是活性水+石英砂撓動(dòng)致裂技術(shù)，取得較好瓦斯治理效果的也只是少數(shù)礦區(qū)。文獻(xiàn)[24]認(rèn)為主要是由于水力撓動(dòng)只適用于彈性體，軟煤為塑性體，難以通過(guò)水力撓動(dòng)實(shí)現(xiàn)卸壓增透。高壓水撓動(dòng)時(shí)硬煤內(nèi)部會(huì)破裂產(chǎn)生裂縫，滲透性得到有效改善。對(duì)于軟煤而言，由于本身破碎程度較高，高壓水難以產(chǎn)生有效的裂縫。文獻(xiàn)[25]指出可采用水力沖孔沖出部分煤體實(shí)現(xiàn)卸壓增透。頂?shù)装鍑鷰r中進(jìn)行高壓水撓動(dòng)也是松軟煤層增透的一條途徑[26]，在圍巖中建立瓦斯流動(dòng)的高速通道，縮短瓦斯從軟煤到通道的距離，增加瓦斯運(yùn)移速度，縮短抽采時(shí)間，提高抽采效率。

藺海曉等[27]通過(guò)煤、巖加載-卸載試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證認(rèn)為頂板圍巖水力撓動(dòng)增透是一種普適性的技術(shù)，可顯著提高軟煤瓦斯的抽采量。同時(shí)分析了頂板改造抽采瓦斯具有2個(gè)優(yōu)點(diǎn):① 在圍巖中建立的瓦斯運(yùn)移產(chǎn)出裂縫通道的導(dǎo)流能力比煤體中高;② 圍巖滲透率的壓力敏感遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于煤層，抽采過(guò)程中能夠長(zhǎng)時(shí)間保持其導(dǎo)流能力，抽采時(shí)間較長(zhǎng)。

3.3 水力撓動(dòng)卸壓增透效果

3.3.1自然瓦斯流量、衰減系數(shù)測(cè)試

分別測(cè)定頂板砂巖和煤層鉆孔的自然瓦斯流量數(shù)據(jù)各20組(測(cè)試間隔時(shí)間為8 h，撓動(dòng)前后各10組)。按式(5)對(duì)自然瓦斯流量及時(shí)間擬合，可得流量衰減系數(shù)α，并判別瓦斯抽放難易，衰減系數(shù)越大煤層抽放難度越高[28]。頂板及煤層撓動(dòng)鉆孔的流量衰減系數(shù)擬合結(jié)果如圖11所示。

qt=q0e-αt

(5)

式中，qt為自排時(shí)間t時(shí)的自然瓦斯流量，m3/min;q0為自排時(shí)間t=0時(shí)的自然瓦斯流量，m3/min;α為自然瓦斯流量衰減系數(shù)，d-1;t為自排瓦斯時(shí)間，d。

圖11 鉆孔自然瓦斯流量與時(shí)間擬合關(guān)系Fig.11 Fitting diagram about natural gas flow and time of drilling boreholes

撓動(dòng)后頂板鉆孔自然瓦斯流量大幅增加;撓動(dòng)前流量衰減系數(shù)α為0.683 3，措施后降低為0.066 1。自然瓦斯流量的明顯增加及衰減系數(shù)的大幅降低證明了頂板鉆孔的撓動(dòng)卸壓增透效果;相反，煤層鉆孔撓動(dòng)后自然瓦斯流量降低，措施前流量衰減系數(shù)為0.701 8而后增大到1.152 1。自然瓦斯流量降低及衰減系數(shù)增大亦證明水力撓動(dòng)對(duì)松軟煤層瓦斯排放具有一定抑制作用。

3.3.2鉆孔抽采流量與體積分?jǐn)?shù)考察

撓動(dòng)后將鉆孔通過(guò)煤-汽-水分離裝置與抽放系統(tǒng)連接。觀測(cè)瓦斯抽放流量(體積分?jǐn)?shù))，時(shí)間為30 d。同時(shí)考察一組未進(jìn)行水力撓動(dòng)抽放鉆孔的瓦斯數(shù)據(jù)。繪制頂板及煤層撓動(dòng)鉆孔、未撓動(dòng)鉆孔的單孔瓦斯抽采流量、體積分?jǐn)?shù)及純量對(duì)比關(guān)系圖(圖12)。

圖12 瓦斯抽采流量、濃度及純量對(duì)比關(guān)系Fig.12 Comparison of gas drainage flow,concentration and purity

未撓動(dòng)鉆孔的單孔抽放流量最大為0.26 m3/min，平均為0.15 m3/min;抽放體積分?jǐn)?shù)最高為25.29%，平均為10.82%;抽放純量最大為0.061 2 m3/min，平均為0.03 m3/min。

頂板撓動(dòng)鉆孔的抽放流量最高為0.56 m3/min，平均為0.37 m3/min;體積分?jǐn)?shù)最高為65.28%，平均為48.23%，即使經(jīng)歷一個(gè)月抽采時(shí)間后，體積分?jǐn)?shù)仍保持在35%左右;純量最大為0.336 1 m3/min，平均為0.19 m3/min。撓動(dòng)后頂板鉆孔瓦斯抽放流量、體積分?jǐn)?shù)及純量均大幅提高，水力撓動(dòng)有效地對(duì)煤層頂板砂巖實(shí)現(xiàn)了卸壓增透，使其內(nèi)部產(chǎn)生了有利于瓦斯?jié)B流的通道。

相反，煤層撓動(dòng)鉆孔的單孔抽放流量最高為0.13 m3/min，平均達(dá)到0.10 m3/min;體積分?jǐn)?shù)最高為18.65%，平均為10.93%;純量最大為0.023 7 m3/min，平均為0.01 m3/min。撓動(dòng)后煤層鉆孔的單孔抽采流量、體積分?jǐn)?shù)及純量比未采取措施鉆孔的對(duì)應(yīng)指標(biāo)大幅降低，松軟煤層內(nèi)部未產(chǎn)生有利于瓦斯?jié)B流的裂隙，反而堵塞了瓦斯?jié)B流通道，抑制了瓦斯?jié)B流。

鉆孔瓦斯抽采指標(biāo)對(duì)比在工程實(shí)踐上印證了頂板水力撓動(dòng)對(duì)瓦斯?jié)B流的促進(jìn)作用及松軟煤層水力撓動(dòng)對(duì)瓦斯?jié)B流通道的阻塞效果[29]。

4 結(jié) 論

(1)煤樣與砂巖試件的泵注曲線均可分為5個(gè)階段。區(qū)別在于，軟煤試件最終被高壓水壓實(shí)，相反砂巖試件被完全壓裂。

(2)撓動(dòng)后軟煤樣試件的滲透率大幅下降;砂巖試件的滲透成百倍增加。前者滲透率的降低及后者滲透的大幅增加表明:軟煤撓動(dòng)后內(nèi)部裂隙通道被煤泥封堵，而砂巖試件內(nèi)部則產(chǎn)生了大量有利于瓦斯?jié)B流的通道。

(3)頂板砂巖鉆孔撓動(dòng)后自然瓦斯流量、抽采流量、體積分?jǐn)?shù)及純量與措施前相比均大幅增加;相反，軟煤鉆孔的指標(biāo)均有所降低。

(4)對(duì)不適宜采用水力撓動(dòng)進(jìn)行卸壓增透的松軟煤層而言，可考慮將撓動(dòng)對(duì)象轉(zhuǎn)移至堅(jiān)硬頂板，高壓水撓動(dòng)下頂板產(chǎn)生脆性變形，水壓克服地應(yīng)力及巖石抗拉強(qiáng)度使其內(nèi)部產(chǎn)生裂隙，注水持續(xù)條件下，內(nèi)部裂隙擴(kuò)(延)展并與下部煤體溝通，煤層瓦斯流通通道得以形成。抽放負(fù)壓作用下，“瓦斯解吸→頂板向擴(kuò)散、滲流→鉆負(fù)壓抽放”的煤巖體瓦斯抽采體系形成。