煤层渗透率（精选5篇）
煤层渗透率 篇1
在我国不仅煤炭资源丰富而且煤层气的储量也很大, 煤层气又以瓦斯为主, 约有3035 万m3[1]。随着矿井开采深度以及地应力的增加, 煤岩层的渗透率呈非线性下降, 瓦斯积聚在煤岩层中得不到释放, 给煤矿安全生产造成严重威胁, 为了避免在瓦斯综合防治中的盲目性, 做到可靠、有效以及有预见性, 需要准确掌握煤层的瓦斯基本情况, 煤层瓦斯基本参数是掌握煤层瓦斯情况的基本途径。通过进一步对瓦斯基本参数的研究, 可以确定煤层的瓦斯压力、瓦斯含量、分形维数、渗透率等特性。对于开采煤层瓦斯涌出量预测, 瓦斯异常矿井采煤工作面瓦斯综合治理技术的制定等具有十分重要的作用。因此, 加快对煤岩层渗透率与瓦斯之间的相关研究刻不容缓[2,3]。
1 LBM的基本原理
LBM在多孔介质流、生物流体等相关领域有着广泛的应用。LBM有多种弛豫时间模型。最常用的是单弛豫时间模型 ( BGK) [4]。由Qian等人提出的单弛豫Dd Qq模型 ( n是空间维数, b是离散速度数) 最具有代表性, Dd Qq模型中的平衡态分布函数为
其中, i - 权系数, cs - 声速, - 流体密度, u - 流体流动速度。
Boltzmann的方程为
它是一个复杂的微积分方程, 其中右面代数式称为碰撞积分或碰撞向。D2Q9 模型是在二维正方形网格空间上构造的, 如图1 所示, 它的粒子速度有九个方向:
2 渗透率的数值模拟以及盒维数的计算
通过MATLAB这一强大工具, 编写二维LBGK[5]模型渗透率程序。对含瓦斯煤层进行数值模拟。过程如下
( 1) 设定灰度值, 进行图片二值化处理如图2 所示, 处理后的黑白图片中黑色为固相、白色为孔隙。并进行盒维数的计算。将 ( 1) 所处理图片的上下边界设定为固体壁面, 对左 ( 右) 或右 ( 左) 侧施加压力, 其设定为高 ( 低) 压, 一般默认左高压右低压, 压力大小等具体参数以实测或实际情况为准。
( 2) 边界用标准反弹格式处理, 如图3 所示。
( 3) 在压力差作用下经过一定步数达到平衡即左边流量约等于右边流量。
( 4) 平衡后计算得出渗流的平均速度、压力梯度, 并作图。如图4 所示
3 数据拟合及分析
3. 1 数值模拟
通过四参数法生成孔隙裂隙以及LBM[6,7]渗透率数值模拟我们得到几组数据, 如表1 所示。
对表1 数据进行拟合, 拟合曲线为: K = 166. 8D- 632. 7D + 600. 2 ( 1)
3. 2 数据分析
从表一中可以看出孔隙率n = 0. 4 时, 渗透率K随着核生长概率Pcd的增加呈下降趋势, 表明, Pcd增加模型孔裂隙复杂性增加, 相应的连通性降低, 使得渗透率K呈下降趋势。
从图5 中曲线可以看出在孔隙率n = 0. 4 的情况下, 各向同性孔隙、裂隙的渗透率随着其分形维数D增加而减小, 而且分形维数越高其渗流越困难。
4 结论
( 1) 在孔隙率n = 0. 4 的情况下, 各向同性孔隙、裂隙的渗透率随着其分形维数D增加而减小。
( 2) 四参数生成的孔隙、裂隙, 随着核Pcd的增大, 其分形维数也增大, 反映了孔隙、裂隙复杂程度也随之增加。
参考文献
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煤层渗透率 篇2
国内外学者对煤层应力敏感性进行了大量研究, 但多是关注于煤层气生产过程中地层应力变化对渗透率的影响[6—8]。而在煤层气井压裂过程压裂产生的诱导应力将改变裂缝面附近的地应力状态, 导致裂缝面附近煤层孔隙和裂隙系统发生变形, 进而使该区域的渗透率发生改变, 但目前关于压裂过程对压裂裂缝附近煤层渗透率的影响研究鲜见报道, 因此, 有必要开展对压裂裂缝张开对渗透率损伤作用的研究。
通过引入损伤指数, 研究了煤层气井压裂过程中裂缝内的高压环境对煤层渗透率的影响, 以此了解压裂过程中煤层的应力敏感性。
1 数学分析模型
1.1 裂缝诱导应力计算
在煤层气井的水力压裂过程中, 流体的注入在井筒和水力裂缝内形成的高压环境势必会对裂缝附近的煤层产生影响。裂缝诱导应力是由水力裂缝的张开和支撑作用而在地层中产生的附加应力, 为了便于分析煤层压裂裂缝周围产生的诱导应力场, 有以下假设:
(1) 压裂裂缝为垂直缝。
(2) 煤层变形属于线弹性变形。
(3) 忽略煤层与支撑剂之间的作用力。
根据SNEDDON对弹性固体介质中的裂缝周围应力分布的研究方法[9], 对于直井垂直裂缝, 假设裂缝高度与储层厚度相同, 截取一水平平面进行分析, 建立的物理模型如下:地层水平面中央有一条长度为2a的直线状裂缝 (短半轴趋于0时椭圆的极限情形) , 裂缝穿透板厚 (图1) 。
以此物理模型研究煤层压裂裂缝产生的诱导应力属于平面应变问题, 根据弹性力学理论, 则平衡方程为
几何方程为
应力应变方程为
式 (3) 中υ为泊松比;E为弹性模量。
边界条件为
根据方程组和边界条件, 利用Fourier变换和Bessel函数, 以及Titchmarsh-Busbridge对偶积分方程的解, 经过一系列的推导和变换, 得到二维垂直裂缝诱导应力计算公式为
式中Δσx, Δσy, Δσz分别为x, y, z (垂直于所研究的水平面) 方向的裂缝诱导应力;pF为施加在裂纹面上的压力;rf, rf1, rf2分别为任一点A到裂缝中心及裂缝两端的距离;θf为任一点A与裂缝中心的连线与x轴的夹角;θf1, θf2分别为任一点A与裂缝两端的连线与x轴的夹角。
根据以上裂缝诱导应力计算模型, 可计算得出裂缝诱导应力。
1.2 渗透率损伤评价
式 (10) 中K为当前渗透率;K0为初始渗透率;cf为孔隙、割理体积压缩系数;σ为当前应力;σi为初始应力。
定义煤层的渗透率损伤指数为
用Sc来定量评价煤层渗透率的损伤程度。Sc越大, 渗透率损伤程度越大, Sc=1时为已完全损伤, 煤层渗透为0;Sc=0时为零损伤, 煤层渗透率等于初始渗透率。
根据裂缝诱导应力的计算和煤层渗透率损伤指数, 即可对煤层气井压裂裂缝附近的渗透率损伤进行评价。
2 实例计算
根据以上裂缝诱导应力计算模型和渗透率损伤评价模型, 取泊松比为0.35, 压裂裂缝的半长为80m, 裂缝壁面上所受净压力为4 MPa, 孔隙、割理体积压缩系数为1.16×10-7Pa-1, 计算裂缝诱导应力和渗透率损伤在裂缝附近的平面分布特征。
2.1 裂缝诱导应力计算
图2显示:平行于缝长方向的诱导应力Δσx在裂缝的两侧呈对称分布, 诱导应力最大值为4 MPa等于裂缝面上作用的净压力, 裂缝尖端处产生诱导张性应力, 最大值达-21.43 MPa。诱导应力Δσx主要分布裂缝两侧和裂缝的尖端附近, 呈对称分布。
图3显示:垂直于缝长方向的诱导应力Δσy主要分布在以裂缝为短轴的近似椭圆区域内和裂缝的尖端附近, 同样是在裂缝的两侧呈对称分布, 其影响范围明显大于Δσx的影响范围。
由图4和图5可知, 在沿x轴的路径上, x和y方向的诱导应力相等, 并随着与裂缝尖端距离的增大, 诱导应力在数值上迅速减小, 当与裂缝尖端的距离达到缝长的约1.4倍时, 诱导应力已经接近0值。
由图6和图7可知, 在沿y轴的路径上, 随着与裂缝距离的增大, y和z轴方向上的诱导应力均呈减小的趋势, 而x轴方向的诱导应力在压应力区域呈减小趋势, 而后进入张性应力区域开始在数值上呈现增大后又趋于零的趋势。当与裂缝的距离达到缝长的约7.5倍时, 三个方向上的诱导应力均接近0值。
2.2 煤层渗透率损伤计算
由于压裂裂缝在x、y和z三个方向所产生的诱导应力大小不同, 因此, 在三个方向造成的渗透率损伤程度也不尽相同。图8显示出煤层x方向的渗透率损伤区在裂缝周围呈X型分布。损伤指数最大值达到0.63, 在裂缝面的两侧越靠近裂缝和裂缝中心点损伤越为严重, 但在沿y轴方向, 损伤程度迅速减小, 损伤范围有限。而在与y轴呈近似45°角方向的发生的损伤区域范围较大, 但损伤程度相对较小, 损伤指数均值在0.16左右。
y方向渗透率的损伤主要发生在裂缝两侧垂直于裂缝走向的区域内, 损伤指数最大值达到0.64 (图9) , 损伤较严重的同样是位于靠近裂缝面的区域, 发生损伤的区域范围达到百米级。
xy平面内z方向渗透率的损伤分布区域形态和y方向渗透率的近似, 但损伤程度和范围均小于y方向渗透率的, 在损伤最严重的靠近裂缝的区域, 损伤指数最大值为0.54, 如图10所示。
图11给出了在沿y轴路径上渗透率损伤随着到裂缝中心点距离与缝长的比值的增大而变化的特征。z方向渗透率的损伤指数随着距裂缝距离的增大而急剧减小, 在位于40%缝长处损伤指数降低为0。而x和y方向渗透率发生的损伤范围则比较大, x和y方向渗透率的损伤范围达到距离裂缝面约4.7倍缝长处, 其中y方向渗透率损伤指数最大。
如果在煤层压裂时煤层在破裂过程中产生的煤粉在裂缝尖端堆积阻碍裂缝的延伸, 造成压裂裂缝内的压力升高, 此时净压力也随之升高, 对煤层渗透率的损伤程度也会因此而更为明显。
3 结论
(1) 压裂裂缝所产生的诱导应力在裂缝附近呈对称分布, 垂直于裂缝方向上的诱导应力的影响范围大于平行于裂缝方向诱导应力的影响范围。
(2) 从诱导应力的计算和渗透率损伤评价模型可以看出, 煤层渗透率的损伤程度与裂缝壁面上所受净压力呈正相关性, 在4 MPa的净压力条件下, 压裂引起了裂缝附近煤层较为显著的渗透率损伤, 损伤指数达到0.5以上, 压裂对裂缝附近的煤层渗透率会产生直接的影响。
(3) 由于压裂引起的渗透率损伤现象明显, 因此, 此类由于压裂而引起的裂缝附近煤层的渗透率损伤可能是某些已压裂的煤层气井增产效果不明显的原因之一。
参考文献
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煤层渗透率 篇3
我国科研工作者通过长期的研究, 形成以线性渗流定律、Fick定律为基础, 利用流-固-热耦合理论, 在对瓦斯在煤层中的流动状态进行深入研究后, 形成了自己比较完整的煤层瓦斯流动理论体系。
周世宁院士认为瓦斯在煤层裂隙中主要以渗流为主, 或以渗流-扩散为主, 瓦斯压力、透气系数和含量系数是其主要影响参数[5]。以王佑安为代表的“扩散理论”, 1986年杨其銮和王佑安提出了“煤屑瓦斯扩散理论[6,7,8,9]”, 以Fick定律为基础、深入研究了煤屑中瓦斯扩散的规律。辽宁工程技术大学和太原理工大学章梦涛、梁冰教
1.5.2煤岩变形场的定解条件
第一类边界条件:
固体骨架的表面力已知, σijnj=sl (x, y, z) (14)
式中nj边界的方向导数;si为表面力分布函数。
2第二类边界条件:
上述方程和初始条件、边界条件、饱和度约束方程、毛管压力方程、相对渗透率方程、组分约束方程、气体总压与分压约束方程、毛管力方程、相对渗透率曲线方程构成低渗透煤层气、水两相流流固耦合模型。
2未来发展方向
1瓦斯在煤体中以渗流扩散理论为基础, 流固耦合模型将是下一步研究的重点方向。
2基于多物理场流固耦合模型的建立, 综合考虑水分对煤的影响是下一步研究的重点。
3通过数值分析, 定向研究煤与流体耦合, 是未来发展方向。
参考文献
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煤层渗透率 篇4
关键词：煤层气,非线性,拟稳态,COMSOL Multiphysics
煤层岩孔隙属于孔隙-裂缝介质, 尤其对于低渗透储层, 孔隙结构更复杂, 在裂隙界面与煤层气存在较强的吸附作用, 复杂作用的影响使煤层气在低渗透储层中渗流规律并不遵循达西渗流模型。本文通过对低渗透煤层的孔隙结构及气-固作用力方面进行研究, 建立煤层气非线性渗流模型, 并应用COMSOL Multiphysics软件进行数值模拟研究。
1 低渗透煤层孔隙特征及渗流模型引入
煤是一种具有复杂孔隙结构的聚合物质, 煤层气主要吸附在孔隙的内表面。煤层气与固体表面作用力的强弱决定了吸附量, 同时也影响着煤层气的渗流。因此, 煤层气-固界面作用对于致密低渗透煤层介质煤层气渗流的影响, 比中高渗透煤层中煤层气渗流的影响大得多。低渗透煤层气渗流遵循一种非线性渗流规律[3,4]。本文引入新的煤层气渗流模型:
2 低渗透煤层气低速非线性渗流数学模型
2.1 气体的控制方程
气体的物质控制方程为
其中
忽略重力的影响:
则
2.2 解吸-扩散方程
煤层气的扩散视为拟稳态, 遵循Fick第一定律, 单位体积煤体所吸附的气体质量为
2.3 特性参数
本文采用由Palmer和Mansoori提出的孔渗模型, P&M模型考虑基质的应变变化线弹性方程及煤层气解吸后煤基质收缩的影响。
根据煤储层孔渗透率和孔隙度的关系
2.4 煤层气拟稳态数学模型
将方程 (9) 代入方程 (5) , 则得到:
2.5 初始条件及边界条件
考虑煤储层中甲烷的吸附解吸过程, 设置模型初始条件和边界条件。
初始条件:
定压内边界:
封闭边界:
3 模型分析
模型尺寸为100m×100m, 井位于模型中心, 模型为封闭边界, 取模型的1/4进行数值模拟研究, 选用COMSOL Multiphysics建立模型。
考虑三种渗流规律模型计算365d后, 煤层孔隙压力分布如图2所示, 定产量生产时, 非线性渗流模型和启动压力梯度模型需要消耗更多的能量, 启动压力梯度模型由于悲剧地夸大了地层的阻力, 近井地带压力降落更大。达西渗流模型生产后, 整个气藏均动用, 压力降落均匀, 非线性渗流模型和启动压力梯度模型由于存在最小启动压力梯度和启动压力梯度, 存在未启动区, 即图2中压力水平段。
如图3所示了不同非线性系数影响下孔隙压力分布, 非线性渗流越严重, 气藏的压力降落越大, 同等的产能需要消耗的地层能量越大, 同时存在的非启动区越大, 因此, 考虑低渗透煤层气非线性渗流规律对研究低渗透煤层气储层的生产具有重要的意义。
4 结论
(1) 考虑低渗透煤层气孔隙结构及吸附特征, 建立非线性渗流模型, 模型具有普遍适用性
(2) 对比达西渗流模型和启动压力梯度模型, 非线性渗流模型更好的描述低渗透煤层气的渗流规律, 同等产能, 非线性渗流模型和启动压力梯度模型压力降落更严重, 消耗更多的能量。
(3) 研究了不同非线性系数影响下, 储层中压力分布规律及储层非启动区范围。
参考文献
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煤层渗透率 篇5
1 高压射流割缝卸压增透原理
1.1 高压射流破煤岩机理
岩体的破坏形式主要是在拉应力作用下的脆性破坏, 由于岩石的抗拉强度比其抗压强度小10倍以上, 抗剪强度比抗压强度小2倍以上, 射流冲击产生的压应力虽然达不到岩石的抗压强度, 而拉应力和剪应力却分别超过了岩石的抗拉和抗剪的极限强度, 在岩石中形成裂隙。当射流冲击岩体的压缩波传播到岩体的自由表面时, 岩体所受到的应力从入射时的压缩应力变为全反射时的拉伸应力[8]。当拉伸应力超过部分低强度岩体的拉伸强度时, 则在那里发生拉伸破裂, 形成裂隙。
1.2 旋转切片式穿层割缝卸压增透技术
旋转切片式穿层割缝卸压增透技术工艺是在普通打钻完成后, 煤层退钻过程中每隔一段距离利用高压水射流对煤体进行旋转切割, 形成以钻孔为中心、半径约500 mm且有一定厚度和宽度的缝槽, 如此循环作业至煤岩交接处, 切割的煤体在高压水的冲刷作用下排出钻孔。缝槽形成的面形空间相当于在煤层内部小范围内开采保护层, 破坏了煤层内部原有的应力平衡, 地应力重新分布, 其上下两侧的煤层向中间空间体移动, 煤层发生卸压 (地应力减小) 、变形、膨胀, 同时产生不同大小的裂缝。利用这个原理, 在煤层巷道前方进行一系列的高压射流钻割一体化钻孔, 那么这些煤体内部的小型保护层将覆盖前方区域的整个煤体, 最终达到整体卸压的效果, 使得煤体透气性增大, 进一步促进瓦斯排放, 瓦斯压力与瓦斯含量下降, 瓦斯潜能降低, 同时由于大量瓦斯的释放, 使煤的坚固性增加, 即增高了煤自身抗突出的性能。
2 割缝卸压增透实施方法
钻割设备主要由乳化液泵站、钻机以及特制钻具 (包括高压水辫、能够进行辅助钻进和排粉的水射流钻头、阻力系数小且速度系数及流量系数大的圆锥收缩型喷嘴) 组成。高压定向水力压裂设备包括压裂系统、管路系统、监测系统3个主要部分。注水泵与乳化液泵共用自动控制水箱, 通过三通接入管路, 定向压裂前首先使用乳化液泵进行注水, 达到需要的压力时人工停止静压注水泵, 打开注水泵开始脉动压裂, 当出现压力骤减或压力稳定时停止压裂, 开始乳化液泵注水, 如此反复, 直至达到需要的压裂压力及脉动压裂时间后停止压裂。
现场施工时, 先利用岩石钻头进行岩石段的钻孔打钻直至煤层顶板, 然后退出钻杆换上水力割缝钻头继续钻进到煤层顶板位置, 随后退钻水力割缝。割缝施工结束后, 及时封孔、联网进行抽采。抽采过程中对增透效果进行考察, 若抽采评价指标达到方案中预定的效果, 则持续抽采至阶段达标。否则, 按设计重新进行维护和修复, 直至达到抽采设计目标, 保证煤层瓦斯抽采达标。
3 现场试验及结果分析
3.1 试验区概况
现场试验在焦作九里山矿15采区15071底板抽采巷进行, 巷道距煤层底板垂距7 m, 煤层平均厚6 m, 煤层倾角15°, 煤层赋存稳定。实测15采区瓦斯含量31.0~33.19 m3/t, 瓦斯压力1.30~1.74MPa, 煤层透气性系数0.200~0.457 m2/ (MPa2·d) , 钻孔瓦斯流量0.02~0.04 m3/ (min·hm) , 衰减系数0.012 6~0.038 9 d-1。煤层透气性差, 抽采较为困难。
3.2 穿层割缝钻孔施工设计
15071底板巷抽采钻孔采用单双列布置的方式, 单列布置7个钻孔, 双列布置6个钻孔, 每组共13个钻孔, 组间距为5 m。钻孔布置情况如图1所示。
在底板巷穿层钻孔布置的基础上, 选择每单列的3、7、11号钻孔进行水力割缝, 实现每组钻孔的均匀卸压, 割缝钻孔如图2所示。
3.3 水力割缝施工情况
根据前期试验发现, 九里山矿煤层赋存有一定规律, 在煤层上部存在约1 m厚的软分层, 瓦斯含量和瓦斯压力极大, 剩余煤层段煤质较硬, 瓦斯较小, 故主要选择在煤层顶部的软分层进行割缝试验。根据设计施工方案和现场施工条件要求, 在现场施工50余组钻孔, 部分施工钻孔参数见表1。
3.4 割缝卸压增透效果考察
(1) 单孔出煤量及钻割煤体扰动体积对比。出煤量是验证和考察割缝效果的重要指标, 通过对割缝钻孔和普通钻孔的出煤量进行统计, 利用数学反算法对割缝煤体的扰动范围进行计算。取23-7、31-11割缝孔与普通孔进行分析对比, 数据见表2。
从表2可以看出:进行水力割缝试验后, 与普通钻孔相比, 直接扰动半径提高了20倍左右, 扰动体积提高了97倍左右, 煤体暴露表面积增大5倍左右。从上述分析可以看出, 采用水射流割缝后, 煤体的扰动影响范围大大提高, 其内的煤体裂隙充分发育, 有利于瓦斯抽采;同时, 在水射流的作用下, 煤体发生了不规则运移, 改变了煤体原有的应力场分布, 扩大了煤体的破碎区、卸压影响区范围;另外, 由于煤体暴露表面积增大, 加大了瓦斯流动表面积, 为高效抽采瓦斯提供了有利条件。
(2) 瓦斯抽采流量考察。试验过程中, 按照设计钻孔参数进行钻孔割缝后, 将钻孔封孔、连接至巷道内瓦斯抽采管网进行瓦斯抽采, 并分别安装了流量计测量瓦斯抽采流量, 考察钻孔在一定时间内瓦斯抽采量及抽采率的变化规律。此次现场试验采用孔板流量计定时测量钻孔的抽采流量和抽采浓度。考察时间为40 d, 测量间隔时间为2 d。根据各组钻孔的抽采瓦斯量、组内钻孔总长计算百米钻孔平均纯瓦斯抽采量。割缝钻孔31-1、97-1和普通钻孔28-1、27-1的抽采纯量、百米抽采量、抽采浓度统计结果如图3—图5所示。
通过对不同的抽采指标进行对比可以发现, 经过高压射流割缝后, 钻孔的瓦斯流量和瓦斯浓度明显大于普通钻孔, 且割缝钻孔出煤量越多, 瓦斯流量越大, 浓度越高。这说明高压射流割缝卸压增透技术能够在煤层中形成有效的卸压空间, 利于煤层中的瓦斯流动, 提高抽采效果。
(3) 瓦斯抽采达标时间考察。选择出煤量相近的割缝钻孔31-1、32-1、97-1与普通钻孔进行对比。从累计抽采量来看, 未割缝钻孔在40 d内的抽采量为9 094.5 m3, 而割缝钻孔在40 d内的抽采量达到21 173.6 m3, 是未割缝钻孔的2.33倍, 在相同的抽采条件下, 瓦斯抽采达标时间缩短57.1%。
(4) 割缝影响半径考察分析。此次测试采用相对压力指标法测定割缝孔的抽采有效影响半径[9], 若考察孔压力变化降低51%以上, 则该孔处于割缝孔抽采影响范围之内。在50 d的抽采周期内, 割缝孔有效影响半径为4~5 m, 普通钻孔抽采影响半径为2.5 m, 割缝钻孔的抽采影响半径提高了1.6~2.0倍。另外, 抽采有效影响半径与抽采时间有一定关系, 在一定时间内, 抽采时间越长, 影响半径越大, 反之越小。
(5) 透气性系数对比分析。煤层透气性系数是煤层瓦斯流动难易程度的标志, 也是体现煤层卸压程度的重要标志之一[10,11]。采用非稳定径向流量法 (中国矿业大学) 测定透气性系数, 通过湿式流量计测定不同时刻的钻孔瓦斯流量。现场选取3个割缝孔和3个普通孔作为考察钻孔, 求取煤层透气性系数。考察结果显示割缝孔的透气性系数是普通孔的24倍 (表3) 。这说明经过高压水射流割缝, 煤层透气性系数显著增加, 在同样的抽采条件下, 抽采效果优于普通孔。
注:据矿方资料, 煤层瓦斯含量系数α=23.5 m3/ (m3·MPa0.5) , 钻孔半径r=0.047 m, 测试时间t=40 d, p0=1.74 MPa, p1=0.103 MPa。
4 结论
(1) 阐述了通过水射流割缝进行煤层内部卸压增透的基本原理、中深孔穿层割缝卸压增透设备系统及现场工业性试验的设计和效果分析, 可有效指导高压射流割缝卸压增透的现场应用, 实现瓦斯抽采的高效可控。
(2) 现场试验表明, 实施割缝卸压增透后, 煤体直接扰动半径提高20倍左右, 直接扰动体积提高100倍左右, 煤体暴露表面积增大5倍左右;钻孔的起始流量提高2.14倍, 抽采浓度提高2.67倍;在40d的抽采周期内, 割缝孔的抽采总量是普通孔的2.33倍, 同等抽采条件下, 抽采达标时间缩短了57.1%;抽采有效影响半径提高1.6~2.0倍, 煤层的透气性系数提高24倍。
(3) 孔内割缝卸压增透措施具有扩大抽采单孔有效影响范围、减少措施孔数目、减少工程量、提高防治瓦斯灾害工程效率等优点, 对于提高单一低渗煤层的瓦斯抽采效果、缩短煤层瓦斯抽采达标时间有显著作用。
摘要：针对单一低渗透煤储层井下瓦斯抽采效果差的问题, 提出采用高压射流割缝卸压增透技术提高煤层透气性, 扩大抽采单孔有效影响范围, 提高瓦斯抽采效果, 缩短煤层瓦斯抽采达标时间。以焦作九里山矿15采区15071底板抽采巷为试验点进行泄压增透试验, 试验结果表明:实施割缝卸压增透后, 抽采有效影响半径提高1.62.0倍, 煤层的透气性系数提高24倍, 抽采浓度提高2.67倍。在40 d的抽采周期内, 割缝孔的抽采总量是普通孔的2.33倍;在相同的抽采条件下, 抽采达标时间缩短了57.1%。
关键词：射流割缝,卸压增透,低透煤层,瓦斯抽采
参考文献
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