低透煤層液態(tài)CO2 壓裂增透理論與成套技術(shù)

樊世星，文 虎，童校長,，吳學(xué)明，陳 建，張 鐸

（1.西安科技大學(xué)安全科學(xué)與工程學(xué)院，陜西西安 710054；2.西安科技大學(xué)西部礦井開采及災(zāi)害防治教育部重點實驗室，陜西西安 710054；3.淮河能源控股集團煤業(yè)分公司，安徽淮南 232001；4.陜西彬長礦業(yè)集團有限公司，陜西咸陽 712046）

礦井瓦斯（煤層氣）作為煤的伴生物，不僅是威脅煤礦安全生產(chǎn)的首要危險源，更是一種優(yōu)質(zhì)高效、綠色清潔的非常規(guī)天然氣資源[1-2]。瓦斯抽采是根治瓦斯災(zāi)害最直接、最現(xiàn)實的方法[3-4]。近年來，以液態(tài)CO2等作為壓裂流體的無水壓裂技術(shù)因其具有增能助排、節(jié)水、儲層傷害小、環(huán)境污染低和埋存CO2等特點，在非常規(guī)油氣儲層（頁巖油、煤層氣和頁巖氣等）開發(fā)中得到了廣泛應(yīng)用[5-6]。在國家大力推進能源供給側(cè)結(jié)構(gòu)性改革，鼓勵大力發(fā)展煤層氣，部分高瓦斯和煤與瓦斯突出礦井關(guān)閉和退出宏觀環(huán)境下[7]，煤礦區(qū)煤層氣壓裂增產(chǎn)新技術(shù)逐漸成為業(yè)界研究熱點。特別是在“2030 碳達峰和2060 碳中和”目標(biāo)引領(lǐng)，國家加快能源轉(zhuǎn)型，要求天然氣“增儲上產(chǎn)”，而煤層氣又處于“瓶頸”階段的新形勢下[8-9]，深入開展低滲煤層液態(tài)CO2壓裂增透機制研究，對促進該技術(shù)的進一步推廣應(yīng)用具有重要的現(xiàn)實意義。

利用流體壓裂增透煤層，誘導(dǎo)煤層起裂和裂縫擴展，不僅受地應(yīng)力、煤層力學(xué)性質(zhì)、煤孔隙壓力場等影響，還與壓裂液的流變性和濾失性等密切相關(guān)[10]。因此，掌握煤層液態(tài)CO2壓裂過程裂縫形成和擴展規(guī)律，研究復(fù)雜裂縫形成機理，分析影響裂縫擴展的主要因素，對于液態(tài)CO2壓裂增透技術(shù)的有效實施，提高瓦斯抽采效率具有重要的科學(xué)意義和工程應(yīng)用價值[11]。

鑒于此，團隊自2014 年起重點圍繞液態(tài)CO2低黏強滲透性和低溫沖擊對巖體抗拉強度的弱化效應(yīng)，探索了液態(tài)CO2壓裂增透煤層裂縫起裂擴展機制，實驗對比研究了液態(tài)CO2與水力壓裂裂縫擴展特征，研制出國內(nèi)首套井下高壓（30 MPa）液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備，分別在淮南礦區(qū)、韓城礦區(qū)和彬長礦區(qū)完成了工業(yè)性試驗，為該技術(shù)的進一步推廣應(yīng)用提供了可借鑒的經(jīng)驗。

1 液態(tài)CO2 壓裂增透理論與成套技術(shù)框架

通過理論分析和實驗研究壓裂過程中鉆孔內(nèi)液態(tài)CO2相態(tài)變化、煤層裂縫起裂擴展規(guī)律及影響因素，形成了低透煤層液態(tài)CO2壓裂增透理論體系，低透煤層液態(tài)CO2壓裂增透理論及成套技術(shù)框架如圖1。

基于上述理論，研制了國內(nèi)首套井下高壓（30 MPa）液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備[12]，研發(fā)了壓注鉆孔“兩注兩堵”封孔工藝、“注氣預(yù)冷-注液增透”壓注工藝、“溫度-壓力”遠(yuǎn)程監(jiān)測與采集工藝及注液管路“低溫高壓”安全防護技術(shù)，形成了液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套技術(shù)。

2 液態(tài)CO2 壓裂煤層理論

對煤層實施液態(tài)CO2壓裂的目的是在煤層中建立人工裂縫和天然裂縫相互貫通的高傳導(dǎo)性裂縫網(wǎng)絡(luò)，提高煤層滲透性。裂縫的起裂和擴展壓力（pb和pe）是反應(yīng)裂縫起裂擴展的關(guān)鍵參數(shù)，確定科學(xué)這2個關(guān)鍵參數(shù)對于指導(dǎo)現(xiàn)場液態(tài)CO2壓裂工程中壓裂設(shè)備的選型和關(guān)鍵參數(shù)的選擇具有重要意義。

2.1 煤層液態(tài)CO2 壓裂過程相態(tài)分析

地面液態(tài)CO2壓裂工藝如圖2。液態(tài)CO2壓裂煤層過程相態(tài)變化如圖3。

與地面液態(tài)CO2壓裂工藝相似，井下CO2壓裂煤層過程中，當(dāng)儲罐中液態(tài)CO2（2 MPa，-30 ℃）經(jīng)增壓泵注入鉆孔底部時，溫度隨鉆孔深度增加而上升，壓力逐漸增大，此過程CO2仍處于液態(tài)，不會發(fā)生液氣相變（圖3 中B→C 段）；當(dāng)鉆井壓力繼續(xù)增大超過煤層起裂壓力時，煤體起裂并逐漸擴展，液態(tài)CO2發(fā)生等焓膨脹，溫度持續(xù)上升，壓力呈脈動變化（圖3 中C→D 段）。

2.2 裂縫起裂壓力確定模型

根據(jù)分析可知，液態(tài)CO2壓裂過程中始終保持液態(tài)。因此，可借助經(jīng)典水力壓裂理論推導(dǎo)液態(tài)CO2壓裂起裂壓力模型。煤層鉆孔周邊受力情況如圖4。

依據(jù)應(yīng)力疊加原理，鉆孔周圍煤層中的總應(yīng)力σt為水平主應(yīng)力（水平方向的最大主應(yīng)力σH和最小主應(yīng)力σh）引起的周向應(yīng)力與鉆孔壓力引起的周向應(yīng)力之和。傳統(tǒng)裂縫起裂模型和最大拉應(yīng)力準(zhǔn)則認(rèn)為鉆孔周圍總應(yīng)力σt達到煤巖的抗拉強度σf時，煤層發(fā)生起裂。可表示為：

由于液態(tài)CO2的低黏強滲透性，會顯著增強孔周煤層中的孔隙壓力p，在鉆孔周圍煤層中引起額外的彈性應(yīng)力，進而將煤巖的抗拉強度降至σf-p，據(jù)此液態(tài)CO2壓裂煤層的起裂準(zhǔn)則可表示為：

在根據(jù)彈性力學(xué)和巖石力學(xué)理論[12]，即可確定滿足工程應(yīng)用的液態(tài)CO2壓裂煤層鉆孔起裂壓力pf的范圍。

pf的上限值為：

pf的下限值為：

2.3 裂縫擴展規(guī)律

裂縫的起裂僅僅是增透的基礎(chǔ)，高壓液態(tài)CO2使已起裂的裂縫向遠(yuǎn)離鉆孔的方向擴展，在煤層中形成復(fù)雜縫網(wǎng)對增透效果的影響更為顯著。

以I 型斷裂準(zhǔn)則為裂縫擴展判別條件，采用KGD 模型對煤層液態(tài)CO2壓裂過程裂縫擴展進行簡化[12]，KGD 裂縫形狀示意圖如圖5。圖中：h 為微元體半寬；2h 為微元體的寬度；b 為裂縫的半寬；b0為鉆孔孔壁（根部）裂縫半寬。

通過聯(lián)立裂縫內(nèi)液態(tài)CO2（牛頓流體）本構(gòu)方程和運移控制方程，建立了恒定注液流量下壓裂孔口壓力與裂縫擴展距離之間的量化表征關(guān)系[11]：

式中：KIC為煤層臨界斷裂強度因子，根據(jù)斷裂力學(xué)，當(dāng)總應(yīng)力強度因子KI小于KIC時，裂縫停止擴展；σα為垂于裂隙面的地應(yīng)力；L 為裂縫長度；p′為滲透壓力值；l0為裂縫內(nèi)尖端壓力等于p′時所對應(yīng)的裂縫擴展距離；p0為壓注孔口注液壓力；μ 為液態(tài)CO2表觀黏度；H 為煤層中裸孔段長度；q 為液態(tài)CO2注入流量；λ 為發(fā)散型裂縫修正為對稱分布主裂縫模型所需要的修正系數(shù)；α 為裂隙傾角。

由式（5）可得煤巖的斷裂韌性KIC、地層應(yīng)力（σH、σh）、注液壓力p0及壓裂液黏度μ 均影響煤巖體內(nèi)裂隙的擴展。

工程應(yīng)用當(dāng)中，可近似認(rèn)為沿x 方向上壓裂裂縫等寬，因此可將式（5）簡化為：

式中：r0為壓裂鉆孔半徑；△p 為注液壓力差。

按照式（6）建立注液壓力差和裂縫擴展距離之間的關(guān)系，裂縫擴展距離與注液壓力差的變化曲線如圖6。

由圖6 可得：隨著注液壓力差的增大，壓裂裂縫擴展半徑逐漸增大；在注液壓力較小時，裂縫擴展半徑對注液壓力差變化并不敏感；在注液壓力差較大時，注液壓力對裂縫擴散半徑影響較大，注液壓力增大會引其裂縫擴散半徑的顯著變化。然而，需要指出的是根據(jù)式（6）建立的模型是基于壓裂液在裂縫內(nèi)沒有濾失而建立的，工程應(yīng)用中可通過對式（6）進行一定修正，以得到相對準(zhǔn)確值，進一步為壓裂鉆孔間距布置提供理論計算依據(jù)。

在黏性范圍0.87×10-4～0.87×10-3Pa·s 內(nèi)，選取4 個壓裂液黏度值，繪制裂縫擴展距離隨注液壓力差的變化曲線，不同黏度時裂縫擴展距離隨注液壓力差的變化曲線如圖7。分析可得：當(dāng)注液流量恒定，在相同注液壓力差條件下，壓裂液黏度越大，裂縫擴展距離越??；這是由于隨著壓裂黏性增大，其在流動過程中所受到的黏性阻力越大，進而導(dǎo)致裂縫擴展距離較?。粚Ρ惹逅畨毫押鸵簯B(tài)CO2壓裂，由于液態(tài)CO2黏性較低，相同壓注流量和壓力差條件下，液態(tài)CO2壓裂裂縫擴展距離較遠(yuǎn)。

不同縫寬時裂縫擴展距離隨注液壓力差的變化曲線如圖8。由圖8 可知，當(dāng)注液流量恒定，相同注液壓力差條件下，裂縫寬度越大，其對應(yīng)的擴展距離越大，當(dāng)裂縫寬度增加1 倍時，裂縫擴展距離急劇增加。體現(xiàn)在工程中，觀察到的裂縫寬度越大，其延伸的距離也越遠(yuǎn)。

以式（6）為基礎(chǔ)，在工程試驗所處的溫度和壓力范圍內(nèi)，水的黏度一般為0.87×10-3Pa·s，而相同溫度和壓力范圍內(nèi)，液態(tài)CO2的黏度為0.866×10-4～1.5×10-4Pa·s，水的黏度是CO2黏度的6～10 倍。如假設(shè)水的黏度為μw，則CO2的黏度μc可表示為εμw，即μc=εμw，系數(shù)ε 取0.10～0.16；假設(shè)液態(tài)CO2壓裂壓力差為△pc，水力壓裂的壓力差為△pw，則△pc=ζ·△pw；液態(tài)CO2產(chǎn)生的裂縫寬度為bc，水力壓裂產(chǎn)生的裂縫寬度為bw，則bc=ψbw，ζ、ψ 為方程系數(shù)。根據(jù)式（7），液態(tài)CO2壓裂裂縫的擴展半徑Lc與水力壓裂擴展半徑Lw的關(guān)系式可以用式（7）表示：

對式（7）進行換算，則可表示為：

式（8）可以簡化為：

式（9）建立了液態(tài)CO2壓裂裂縫最遠(yuǎn)擴展距離Lc與水力壓裂裂縫最遠(yuǎn)擴展距離Lw之間的關(guān)系。在某一具體工程中，已知水力壓裂裂縫擴展距離時，即可通過ζ、ψ、ε 確定液態(tài)CO2壓裂裂縫擴展距離。

3 井下高壓液態(tài)CO2 壓裂增透煤層成套裝備

3.1 成套裝備架構(gòu)

根據(jù)液態(tài)CO2相態(tài)理論，結(jié)合煤礦井下實際條件和現(xiàn)有裝備，提出了井下高壓液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備系統(tǒng)架構(gòu)，井下高壓液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備系統(tǒng)架構(gòu)圖如圖9。

裝備集機、電、液、氣于一體，主要包括供液裝置、增壓裝置、“超溫超壓”閉鎖裝置、“溫度壓力”遠(yuǎn)程數(shù)據(jù)采集裝置以及連接上述裝置的管路和線纜等5 大部分。供液裝置選用西安天河礦業(yè)科技有限責(zé)任公司生產(chǎn)的CPW-2.0 型液態(tài)CO2儲罐；增壓裝置由防爆三相變頻異步電機、低溫液態(tài)CO2增壓泵組成；超溫超壓閉鎖裝置主要監(jiān)測增壓泵口液態(tài)CO2溫度壓力，保證CO2以液態(tài)進入壓注管路；遠(yuǎn)程數(shù)據(jù)采集裝置由數(shù)據(jù)記錄儀、測溫光纖、壓力和溫度變送器等組成；注液管路統(tǒng)一選用KJ20 型高壓膠管。

3.2 成套裝備關(guān)鍵參數(shù)

僅憑工程經(jīng)驗，將3.1 中所述的各部分裝置按圖9 連接組成成套裝備，需要對各組成裝置性能參數(shù)科學(xué)確定，才能保證最大發(fā)揮成套裝備的整體性能，并驗證成套裝備的設(shè)計架構(gòu)的合理性。

圖9 中CPW-2.0 型儲罐中CO2以氣液混合態(tài)共存。液態(tài)CO2位于儲罐底部，氣態(tài)CO2浮于儲罐上部，儲罐壓力約2.6 MPa，溫度約-35 ℃。罐體設(shè)置液相和氣相2 個出口，分別與液態(tài)CO2增壓泵的液相和氣相入口相連，液態(tài)CO2增壓泵出口通過KJ20型高壓膠管與壓注鉆孔相連。

按照以上連接方式，決定該套裝備性能的主要參數(shù)包括：液態(tài)CO2增壓泵進液壓力、回氣壓力、出口壓力和流量。只有出口壓力和流量達到一定值，液態(tài)CO2才能在較短的時間內(nèi)充滿整個壓注鉆孔并產(chǎn)生高壓達到煤層的起裂壓力。

3.3 關(guān)鍵參數(shù)的計算依據(jù)

1）液態(tài)CO2增壓泵進液壓力。按圖9 連接方式，液態(tài)CO2儲罐的液相出口與增壓泵的液相入口相連?？紤]連接管路壓力損失較小，液態(tài)CO2增壓泵進液壓力應(yīng)略低于液態(tài)CO2儲罐液相出口壓力，因此確定液態(tài)CO2增壓泵進液壓力為2.3～2.5 MPa。

2）液態(tài)CO2增壓泵回氣壓力。按圖9 連接方式，液態(tài)CO2儲罐氣相出口與增壓泵氣相入口相連。當(dāng)增壓泵運行時，柱塞缸內(nèi)液態(tài)CO2受柱塞壓力經(jīng)增壓泵液相出口流入注液管路，而缸內(nèi)氣態(tài)CO2受壓則沿回氣管路返回至儲罐內(nèi)，進一步促進罐內(nèi)液相CO2流入增壓泵。為最大限度發(fā)揮增壓泵回氣壓力對液相CO2出流的促進作用，同時考慮液態(tài)CO2儲罐的最大耐壓5.0 MPa，綜合確定增壓泵回氣壓力為3.5～4.0 MPa

3）液態(tài)CO2增壓泵出口壓力。液態(tài)CO2增壓泵的出口壓力直接反映了該套裝備的能力。根據(jù)2.2節(jié)分析，液態(tài)CO2增壓泵的出口壓力可根據(jù)式（3）、式（4），并結(jié)合目標(biāo)壓裂煤層賦存條件確定。

4）液態(tài)CO2增壓泵出口流量。液態(tài)CO2增壓泵出口流量可類比水力壓裂技術(shù)，通過真三軸應(yīng)力條件下清水和液態(tài)CO2壓裂實驗對比進行確定。

在真三軸壓裂試驗中，定義壓注過程中單位體積壓裂液所產(chǎn)生的壓力為該壓裂液增壓效率，即ηeff=△p/△V，式中△p 為注入液體引起的壓力差；△V為注入液體體積。在相同三軸應(yīng)力條件下，可獲得2類壓裂液增壓效率隨相對壓力（p/p0）的變化，相同應(yīng)力條件下水和液態(tài)CO2壓裂增壓效率如圖10，p為鉆孔內(nèi)壓力；p0為鉆孔內(nèi)初始壓力。

根據(jù)圖10，注液穩(wěn)定階段清水和液態(tài)CO2壓裂增壓效率平均值的量化對應(yīng)關(guān)系可表示為：

式中：ηw、ηc為清水和液態(tài)CO2增壓效率；β 為比例系數(shù)。

按照圖10 計算，式（10）中β≈3.86。根據(jù)增壓效率定義，清水壓裂和液態(tài)CO2壓裂注液量Qw與Qc的關(guān)系可表示如下：

由此L-CO2增壓泵出口流量可按式（12）計算：

3.4 成套裝備研發(fā)

基于上述理論分析，項目科研團隊針對淮南礦區(qū)、韓城礦區(qū)和彬長礦區(qū)等區(qū)域煤層具體賦存條件，在與各企業(yè)合作開展的液態(tài)CO2壓裂增透煤層及驅(qū)替瓦斯相關(guān)科研項目支持下，先后研發(fā)并優(yōu)化了適用于穿層鉆孔和順層鉆孔施工工況的井下高壓液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備。

在第II 代和第III 代液態(tài)CO2增壓裝備柱塞缸上增加了“超壓超溫”雙閉鎖裝置，當(dāng)柱塞缸內(nèi)液態(tài)CO2溫度和壓力超過預(yù)設(shè)值，發(fā)生明顯氣化后，液態(tài)CO2增壓泵立即停機，注液停止，以此保證鉆孔中CO2的液相率。

4 液態(tài)CO2 壓裂增透煤層的成套技術(shù)

4.1 “兩注兩返”封孔工藝

封孔質(zhì)量是影響液態(tài)CO2壓注孔內(nèi)壓力能否提高的關(guān)鍵，直接影響該技術(shù)的應(yīng)用效果?？紤]液態(tài)CO2的低黏強滲透性，壓注鉆孔應(yīng)采用“兩注兩返”的封孔方式?！皟勺煞怠狈饪坠に囀疽鈭D如圖11。

具體實施過程如下：

1）①將DN25 的液態(tài)CO2壓注專用鋼管緊密連接后送入孔內(nèi)，直至孔底后固定，壓注孔末端2 m為花管；②伴隨壓注管布置1 趟直徑為8 mm 的PE膠管至C13-1 煤層底板位置，作為返漿管；③另外還需布設(shè)1 路DN25 長為6 m 鍍鋅鐵管作為注漿管；④采用聚氨酯材料封堵孔口段，封孔深度不少于2.0 m。

2）①從注漿管注漿至返獎管返漿后，關(guān)閉注漿管閘閥；②從返漿管注適當(dāng)清水后關(guān)閉返漿管閘閥，注水防止返漿管堵塞；第1 次注漿24 h 后，打開返漿管閘閥放水；③然后使用返漿管進行第2 次注漿，待壓裂管返漿后關(guān)閉壓裂管閘閥，再次使用返漿管帶壓注漿，注漿壓力不小于6 MPa；④帶壓注漿結(jié)束后打開壓裂管閘閥，將壓裂管內(nèi)水泥漿放掉，并使用壓裂管注清水，注水壓力不小于6 MPa，防止壓裂管端頭的篩眼堵塞；⑤待第2 次注漿凝固48 h后打開壓裂管閘閥放掉清水，即可進行液態(tài)CO2壓裂工作。

封孔過程中需注意以下細(xì)節(jié)：篩管段必須纏繞濾紗網(wǎng)，防止篩眼被堵塞；花管末端須在煤層內(nèi)；注漿水泥漿為白水泥與PC425#水泥按1:3 配備，水泥漿水灰比0.7∶1，加入白水泥提高凝固速度；各類接頭需擰緊，尤其是壓裂管必須擰緊；注漿管要確保無雜物堵塞，并在頂端適當(dāng)側(cè)面開部分孔，防止被堵塞；在第2 次注漿結(jié)束后，若封堵發(fā)現(xiàn)有裂隙可以從壓裂管補注1 次水泥漿進行處理。

4.2 “注氣預(yù)冷-注液增透”壓注工藝

正如2.1 中所述，只有壓入鉆孔的CO2保持液相才能發(fā)揮液體的不可壓縮性，進而致裂孔周煤巖。結(jié)合圖3，為防止輸送管路和鉆孔內(nèi)液態(tài)CO2吸熱氣化，液態(tài)CO2壓注前首先打開儲罐氣相出口，使鉆孔、輸送管路和儲罐間達到氣相平衡，壓力均達到2.6 MPa 左右，此過程一般持續(xù)5～10 min，其間輸送管路和鉆孔溫度均降低，上述過程稱為“注氣預(yù)冷”；預(yù)冷結(jié)束后，逐漸打開儲罐液相出口至最大，關(guān)閉氣相出口，打開增壓泵，使得鉆孔壓力快速上升直至超過煤層起裂壓力，實現(xiàn)煤層壓裂，此過程即為“注液增透”。

4.3 注液管路“低溫高壓”安全防護技術(shù)

由于壓注過程輸送管路中液態(tài)CO2依然維持約-20 ℃低溫，管路會由于熱脹冷縮作用出現(xiàn)收縮變短。為防止管路收縮造成爆管引發(fā)液相CO2泄露，整體輸送管路上還需布設(shè)一定長度柔性耐高壓軟管為熱脹冷縮留有一定程度變形空間。

5 低透煤層液態(tài)CO2 壓裂增透工程實踐

5.1 鉆孔設(shè)計

淮南礦區(qū)C13-1 煤為突出煤層，煤層均厚4.6 m，傾角約5°，平均瓦斯含量7.57 m3/t，平均瓦斯壓力2.81 MPa。按照淮南礦區(qū)采掘部署，C13-1 煤層工作面進、回風(fēng)巷掘進前需通過底抽巷對其進行消突掩護。本次液態(tài)CO2壓裂地點選擇在潘三礦C13-1 煤層的底抽巷-2121（1）瓦斯治理巷內(nèi)。根據(jù)是式（7），當(dāng)取截面修正系數(shù)λ=10，液態(tài)CO2黏度μ=1.0×10-4Pa·s，壓裂裂縫寬b=0.55×10-4m，液態(tài)CO2壓注流量q=0.83×10-4m3/s。理論計算液態(tài)CO2壓裂裂縫擴展距離L 為20.4 m：

根據(jù)上述計算結(jié)果，相鄰液態(tài)CO2壓注孔間距定為40～41 m，結(jié)合2121（1）瓦斯治理巷實際情況，2 個液態(tài)CO2壓注鉆孔（Y1 和Y2）分別布設(shè)在29號和30 號鉆場內(nèi)。此外，為方便考察液態(tài)CO2壓裂增透效果，分別在2 個液態(tài)CO2壓注鉆孔四周不同距離布設(shè)了7 個考察孔（K1～K7）。

5.2 壓裂過程

在現(xiàn)場實驗過程中，對每個液態(tài)CO2壓裂鉆孔均進行了2 次壓裂，Y1 壓裂孔壓注過程壓力和溫度變化如圖12，Y2 壓裂孔壓注過程壓力和溫度變化如圖13。

由圖12 和圖13 可知：Y1 鉆孔2 次壓裂的起裂壓力值分別為22.9、16.2 MPa；Y2 鉆孔2 次壓裂的起裂壓力值分別為21.3、20.1 MPa。2 鉆孔4 次壓裂煤層起裂壓力值與式（3）和式（4）的計算結(jié)果在工程允許的范圍內(nèi)相吻合。

5.3 煤層壓裂增透效果

Y1 鉆孔2 次壓裂完成后，將K1、K2 和K3 抽采孔匯流進行瓦斯抽采效果考察，并與附近未采取任何增透措施區(qū)域內(nèi)115 個上向穿層鉆孔的瓦斯抽采效果進行對比。液態(tài)CO2壓裂前后單孔瓦斯抽采情況如圖14。

由圖14（a）可知：液態(tài)CO2壓裂后10 d 內(nèi)，單孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)先逐漸衰減后緩慢增加，這是由于此時煤層中CO2賦存較多而導(dǎo)致的；整體上看，液態(tài)CO2壓裂后相比未采取任何增透措施的區(qū)域，單孔瓦斯抽采濃度提高1.47 倍。

圖14（b）可知：2121（1）瓦斯治理巷西段單孔瓦斯抽采純量大致可分為2 段，前半段單孔瓦斯抽采純量為0.005 5 m3/min，后半段單孔純量為0.011 4 m3/min；以相同的時間為分割點，液態(tài)CO2壓裂后前半段單孔瓦斯抽采純量為0.014 1 m3/min，后半段單孔瓦斯抽采純量為0.019 9 m3/min，分別提高2.56倍和1.75 倍。

6 結(jié) 語

1）提出了低透煤層液態(tài)CO2壓裂增透理論體系及成套技術(shù)框架。據(jù)應(yīng)力疊加原理和最大拉應(yīng)力準(zhǔn)則，考慮液態(tài)CO2的低黏強滲透性，建立了液態(tài)CO2壓裂起裂壓力確定模型。

2）以I 型斷裂準(zhǔn)則為裂縫擴展判別條件，采用KGD 模型對煤層液態(tài)CO2壓裂過程裂縫擴展進行簡化，建立了恒定注液流量下壓裂孔口壓力與裂縫擴展距離之間的量化表征關(guān)系，掌握了注液壓力、壓裂液黏度、裂縫產(chǎn)狀對裂縫擴展的影響規(guī)律。

3）研發(fā)了國內(nèi)首套井下液態(tài)CO2壓裂增透煤層成套裝備，確定了該裝備性能的4 個關(guān)鍵參數(shù)。

4）液態(tài)CO2壓裂增透影響范圍約20 m，相比未采取任何增透措施的區(qū)域，單孔瓦斯抽采體積分?jǐn)?shù)提高約1.47 倍，瓦斯抽采純量提高1.75 倍。