樊世星，文 虎，童校长,，吴学明，陈 建，张 铎
（1.西安科技大学安全科学与工程学院，陕西西安 710054；
2.西安科技大学西部矿井开采及灾害防治教育部重点实验室，陕西西安 710054；
3.淮河能源控股集团煤业分公司，安徽淮南 232001；
4.陕西彬长矿业集团有限公司，陕西咸阳 712046）
矿井瓦斯（煤层气）作为煤的伴生物，不仅是威胁煤矿安全生产的首要危险源，更是一种优质高效、绿色清洁的非常规天然气资源[1-2]。瓦斯抽采是根治瓦斯灾害最直接、最现实的方法[3-4]。近年来，以液态CO2等作为压裂流体的无水压裂技术因其具有增能助排、节水、储层伤害小、环境污染低和埋存CO2等特点，在非常规油气储层（页岩油、煤层气和页岩气等）开发中得到了广泛应用[5-6]。在国家大力推进能源供给侧结构性改革，鼓励大力发展煤层气，部分高瓦斯和煤与瓦斯突出矿井关闭和退出宏观环境下[7]，煤矿区煤层气压裂增产新技术逐渐成为业界研究热点。特别是在“2030 碳达峰和2060 碳中和”目标引领，国家加快能源转型，要求天然气“增储上产”，而煤层气又处于“瓶颈”阶段的新形势下[8-9]，深入开展低渗煤层液态CO2压裂增透机制研究，对促进该技术的进一步推广应用具有重要的现实意义。
利用流体压裂增透煤层，诱导煤层起裂和裂缝扩展，不仅受地应力、煤层力学性质、煤孔隙压力场等影响，还与压裂液的流变性和滤失性等密切相关[10]。因此，掌握煤层液态CO2压裂过程裂缝形成和扩展规律，研究复杂裂缝形成机理，分析影响裂缝扩展的主要因素，对于液态CO2压裂增透技术的有效实施，提高瓦斯抽采效率具有重要的科学意义和工程应用价值[11]。
鉴于此，团队自2014 年起重点围绕液态CO2低黏强渗透性和低温冲击对岩体抗拉强度的弱化效应，探索了液态CO2压裂增透煤层裂缝起裂扩展机制，实验对比研究了液态CO2与水力压裂裂缝扩展特征，研制出国内首套井下高压（30 MPa）液态CO2压裂增透煤层成套装备，分别在淮南矿区、韩城矿区和彬长矿区完成了工业性试验，为该技术的进一步推广应用提供了可借鉴的经验。
通过理论分析和实验研究压裂过程中钻孔内液态CO2相态变化、煤层裂缝起裂扩展规律及影响因素，形成了低透煤层液态CO2压裂增透理论体系，低透煤层液态CO2压裂增透理论及成套技术框架如图1。
基于上述理论，研制了国内首套井下高压（30 MPa）液态CO2压裂增透煤层成套装备[12]，研发了压注钻孔“两注两堵”封孔工艺、“注气预冷-注液增透”压注工艺、“温度-压力”远程监测与采集工艺及注液管路“低温高压”安全防护技术，形成了液态CO2压裂增透煤层成套技术。
对煤层实施液态CO2压裂的目的是在煤层中建立人工裂缝和天然裂缝相互贯通的高传导性裂缝网络，提高煤层渗透性。裂缝的起裂和扩展压力（pb和pe）是反应裂缝起裂扩展的关键参数，确定科学这2个关键参数对于指导现场液态CO2压裂工程中压裂设备的选型和关键参数的选择具有重要意义。
2.1 煤层液态CO2 压裂过程相态分析
地面液态CO2压裂工艺如图2。液态CO2压裂煤层过程相态变化如图3。
与地面液态CO2压裂工艺相似，井下CO2压裂煤层过程中，当储罐中液态CO2（2 MPa，-30 ℃）经增压泵注入钻孔底部时，温度随钻孔深度增加而上升，压力逐渐增大，此过程CO2仍处于液态，不会发生液气相变（图3 中B→C 段）；
当钻井压力继续增大超过煤层起裂压力时，煤体起裂并逐渐扩展，液态CO2发生等焓膨胀，温度持续上升，压力呈脉动变化（图3 中C→D 段）。
2.2 裂缝起裂压力确定模型
根据分析可知，液态CO2压裂过程中始终保持液态。因此，可借助经典水力压裂理论推导液态CO2压裂起裂压力模型。煤层钻孔周边受力情况如图4。
依据应力叠加原理，钻孔周围煤层中的总应力σt为水平主应力（水平方向的最大主应力σH和最小主应力σh）引起的周向应力与钻孔压力引起的周向应力之和。传统裂缝起裂模型和最大拉应力准则认为钻孔周围总应力σt达到煤岩的抗拉强度σf时，煤层发生起裂。可表示为：
由于液态CO2的低黏强渗透性，会显著增强孔周煤层中的孔隙压力p，在钻孔周围煤层中引起额外的弹性应力，进而将煤岩的抗拉强度降至σf-p，据此液态CO2压裂煤层的起裂准则可表示为：
在根据弹性力学和岩石力学理论[12]，即可确定满足工程应用的液态CO2压裂煤层钻孔起裂压力pf的范围。
pf的上限值为：
pf的下限值为：
2.3 裂缝扩展规律
裂缝的起裂仅仅是增透的基础，高压液态CO2使已起裂的裂缝向远离钻孔的方向扩展，在煤层中形成复杂缝网对增透效果的影响更为显著。
以I 型断裂准则为裂缝扩展判别条件，采用KGD 模型对煤层液态CO2压裂过程裂缝扩展进行简化[12]，KGD 裂缝形状示意图如图5。图中：h 为微元体半宽；
2h 为微元体的宽度；
b 为裂缝的半宽；
b0为钻孔孔壁（根部）裂缝半宽。
通过联立裂缝内液态CO2（牛顿流体）本构方程和运移控制方程，建立了恒定注液流量下压裂孔口压力与裂缝扩展距离之间的量化表征关系[11]：
式中：KIC为煤层临界断裂强度因子，根据断裂力学，当总应力强度因子KI小于KIC时，裂缝停止扩展；
σα为垂于裂隙面的地应力；
L 为裂缝长度；
p′为渗透压力值；
l0为裂缝内尖端压力等于p′时所对应的裂缝扩展距离；
p0为压注孔口注液压力；
μ 为液态CO2表观黏度；
H 为煤层中裸孔段长度；
q 为液态CO2注入流量；
λ 为发散型裂缝修正为对称分布主裂缝模型所需要的修正系数；
α 为裂隙倾角。
由式（5）可得煤岩的断裂韧性KIC、地层应力（σH、σh）、注液压力p0及压裂液黏度μ 均影响煤岩体内裂隙的扩展。
工程应用当中，可近似认为沿x 方向上压裂裂缝等宽，因此可将式（5）简化为：
式中：r0为压裂钻孔半径；
△p 为注液压力差。
按照式（6）建立注液压力差和裂缝扩展距离之间的关系，裂缝扩展距离与注液压力差的变化曲线如图6。
由图6 可得：随着注液压力差的增大，压裂裂缝扩展半径逐渐增大；
在注液压力较小时，裂缝扩展半径对注液压力差变化并不敏感；
在注液压力差较大时，注液压力对裂缝扩散半径影响较大，注液压力增大会引其裂缝扩散半径的显著变化。然而，需要指出的是根据式（6）建立的模型是基于压裂液在裂缝内没有滤失而建立的，工程应用中可通过对式（6）进行一定修正，以得到相对准确值，进一步为压裂钻孔间距布置提供理论计算依据。
在黏性范围0.87×10-4～0.87×10-3Pa·s 内，选取4 个压裂液黏度值，绘制裂缝扩展距离随注液压力差的变化曲线，不同黏度时裂缝扩展距离随注液压力差的变化曲线如图7。分析可得：当注液流量恒定，在相同注液压力差条件下，压裂液黏度越大，裂缝扩展距离越小；
这是由于随着压裂黏性增大，其在流动过程中所受到的黏性阻力越大，进而导致裂缝扩展距离较小；
对比清水压裂和液态CO2压裂，由于液态CO2黏性较低，相同压注流量和压力差条件下，液态CO2压裂裂缝扩展距离较远。
不同缝宽时裂缝扩展距离随注液压力差的变化曲线如图8。由图8 可知，当注液流量恒定，相同注液压力差条件下，裂缝宽度越大，其对应的扩展距离越大，当裂缝宽度增加1 倍时，裂缝扩展距离急剧增加。体现在工程中，观察到的裂缝宽度越大，其延伸的距离也越远。
以式（6）为基础，在工程试验所处的温度和压力范围内，水的黏度一般为0.87×10-3Pa·s，而相同温度和压力范围内，液态CO2的黏度为0.866×10-4～1.5×10-4Pa·s，水的黏度是CO2黏度的6～10 倍。如假设水的黏度为μw，则CO2的黏度μc可表示为εμw，即μc=εμw，系数ε 取0.10～0.16；
假设液态CO2压裂压力差为△pc，水力压裂的压力差为△pw，则△pc=ζ·△pw；
液态CO2产生的裂缝宽度为bc，水力压裂产生的裂缝宽度为bw，则bc=ψbw，ζ、ψ 为方程系数。根据式（7），液态CO2压裂裂缝的扩展半径Lc与水力压裂扩展半径Lw的关系式可以用式（7）表示：
对式（7）进行换算，则可表示为：
式（8）可以简化为：
式（9）建立了液态CO2压裂裂缝最远扩展距离Lc与水力压裂裂缝最远扩展距离Lw之间的关系。在某一具体工程中，已知水力压裂裂缝扩展距离时，即可通过ζ、ψ、ε 确定液态CO2压裂裂缝扩展距离。
3.1 成套装备架构
根据液态CO2相态理论，结合煤矿井下实际条件和现有装备，提出了井下高压液态CO2压裂增透煤层成套装备系统架构，井下高压液态CO2压裂增透煤层成套装备系统架构图如图9。
装备集机、电、液、气于一体，主要包括供液装置、增压装置、“超温超压”闭锁装置、“温度压力”远程数据采集装置以及连接上述装置的管路和线缆等5 大部分。供液装置选用西安天河矿业科技有限责任公司生产的CPW-2.0 型液态CO2储罐；
增压装置由防爆三相变频异步电机、低温液态CO2增压泵组成；
超温超压闭锁装置主要监测增压泵口液态CO2温度压力，保证CO2以液态进入压注管路；
远程数据采集装置由数据记录仪、测温光纤、压力和温度变送器等组成；
注液管路统一选用KJ20 型高压胶管。
3.2 成套装备关键参数
仅凭工程经验，将3.1 中所述的各部分装置按图9 连接组成成套装备，需要对各组成装置性能参数科学确定，才能保证最大发挥成套装备的整体性能，并验证成套装备的设计架构的合理性。
图9 中CPW-2.0 型储罐中CO2以气液混合态共存。液态CO2位于储罐底部，气态CO2浮于储罐上部，储罐压力约2.6 MPa，温度约-35 ℃。罐体设置液相和气相2 个出口，分别与液态CO2增压泵的液相和气相入口相连，液态CO2增压泵出口通过KJ20型高压胶管与压注钻孔相连。
按照以上连接方式，决定该套装备性能的主要参数包括：液态CO2增压泵进液压力、回气压力、出口压力和流量。只有出口压力和流量达到一定值，液态CO2才能在较短的时间内充满整个压注钻孔并产生高压达到煤层的起裂压力。
3.3 关键参数的计算依据
1）液态CO2增压泵进液压力。按图9 连接方式，液态CO2储罐的液相出口与增压泵的液相入口相连。考虑连接管路压力损失较小，液态CO2增压泵进液压力应略低于液态CO2储罐液相出口压力，因此确定液态CO2增压泵进液压力为2.3～2.5 MPa。
2）液态CO2增压泵回气压力。按图9 连接方式，液态CO2储罐气相出口与增压泵气相入口相连。当增压泵运行时，柱塞缸内液态CO2受柱塞压力经增压泵液相出口流入注液管路，而缸内气态CO2受压则沿回气管路返回至储罐内，进一步促进罐内液相CO2流入增压泵。为最大限度发挥增压泵回气压力对液相CO2出流的促进作用，同时考虑液态CO2储罐的最大耐压5.0 MPa，综合确定增压泵回气压力为3.5～4.0 MPa
3）液态CO2增压泵出口压力。液态CO2增压泵的出口压力直接反映了该套装备的能力。根据2.2节分析，液态CO2增压泵的出口压力可根据式（3）、式（4），并结合目标压裂煤层赋存条件确定。
4）液态CO2增压泵出口流量。液态CO2增压泵出口流量可类比水力压裂技术，通过真三轴应力条件下清水和液态CO2压裂实验对比进行确定。
在真三轴压裂试验中，定义压注过程中单位体积压裂液所产生的压力为该压裂液增压效率，即ηeff=△p/△V，式中△p 为注入液体引起的压力差；
△V为注入液体体积。在相同三轴应力条件下，可获得2类压裂液增压效率随相对压力（p/p0）的变化，相同应力条件下水和液态CO2压裂增压效率如图10，p为钻孔内压力；
p0为钻孔内初始压力。
根据图10，注液稳定阶段清水和液态CO2压裂增压效率平均值的量化对应关系可表示为：
式中：ηw、ηc为清水和液态CO2增压效率；
β 为比例系数。
按照图10 计算，式（10）中β≈3.86。根据增压效率定义，清水压裂和液态CO2压裂注液量Qw与Qc的关系可表示如下：
由此L-CO2增压泵出口流量可按式（12）计算：
3.4 成套装备研发
基于上述理论分析，项目科研团队针对淮南矿区、韩城矿区和彬长矿区等区域煤层具体赋存条件，在与各企业合作开展的液态CO2压裂增透煤层及驱替瓦斯相关科研项目支持下，先后研发并优化了适用于穿层钻孔和顺层钻孔施工工况的井下高压液态CO2压裂增透煤层成套装备。
在第II 代和第III 代液态CO2增压装备柱塞缸上增加了“超压超温”双闭锁装置，当柱塞缸内液态CO2温度和压力超过预设值，发生明显气化后，液态CO2增压泵立即停机，注液停止，以此保证钻孔中CO2的液相率。
4.1 “两注两返”封孔工艺
封孔质量是影响液态CO2压注孔内压力能否提高的关键，直接影响该技术的应用效果。考虑液态CO2的低黏强渗透性，压注钻孔应采用“两注两返”的封孔方式。“两注两返”封孔工艺示意图如图11。
具体实施过程如下：
1）①将DN25 的液态CO2压注专用钢管紧密连接后送入孔内，直至孔底后固定，压注孔末端2 m为花管；
②伴随压注管布置1 趟直径为8 mm 的PE胶管至C13-1 煤层底板位置，作为返浆管；
③另外还需布设1 路DN25 长为6 m 镀锌铁管作为注浆管；
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从注浆管注浆至返奖管返浆后，关闭注浆管闸阀；
②从返浆管注适当清水后关闭返浆管闸阀，注水防止返浆管堵塞；
第1 次注浆24 h 后，打开返浆管闸阀放水；
③然后使用返浆管进行第2 次注浆，待压裂管返浆后关闭压裂管闸阀，再次使用返浆管带压注浆，注浆压力不小于6 MPa；
④带压注浆结束后打开压裂管闸阀，将压裂管内水泥浆放掉，并使用压裂管注清水，注水压力不小于6 MPa，防止压裂管端头的筛眼堵塞；
⑤待第2 次注浆凝固48 h后打开压裂管闸阀放掉清水，即可进行液态CO2压裂工作。
封孔过程中需注意以下细节：筛管段必须缠绕滤纱网，防止筛眼被堵塞；
花管末端须在煤层内；
注浆水泥浆为白水泥与PC425#水泥按1:3 配备，水泥浆水灰比0.7∶1，加入白水泥提高凝固速度；
各类接头需拧紧，尤其是压裂管必须拧紧；
注浆管要确保无杂物堵塞，并在顶端适当侧面开部分孔，防止被堵塞；
在第2 次注浆结束后，若封堵发现有裂隙可以从压裂管补注1 次水泥浆进行处理。
4.2 “注气预冷-注液增透”压注工艺
正如2.1 中所述，只有压入钻孔的CO2保持液相才能发挥液体的不可压缩性，进而致裂孔周煤岩。结合图3，为防止输送管路和钻孔内液态CO2吸热气化，液态CO2压注前首先打开储罐气相出口，使钻孔、输送管路和储罐间达到气相平衡，压力均达到2.6 MPa 左右，此过程一般持续5～10 min，其间输送管路和钻孔温度均降低，上述过程称为“注气预冷”；
预冷结束后，逐渐打开储罐液相出口至最大，关闭气相出口，打开增压泵，使得钻孔压力快速上升直至超过煤层起裂压力，实现煤层压裂，此过程即为“注液增透”。
4.3 注液管路“低温高压”安全防护技术
由于压注过程输送管路中液态CO2依然维持约-20 ℃低温，管路会由于热胀冷缩作用出现收缩变短。为防止管路收缩造成爆管引发液相CO2泄露，整体输送管路上还需布设一定长度柔性耐高压软管为热胀冷缩留有一定程度变形空间。
5.1 钻孔设计
淮南矿区C13-1 煤为突出煤层，煤层均厚4.6 m，倾角约5°，平均瓦斯含量7.57 m3/t，平均瓦斯压力2.81 MPa。按照淮南矿区采掘部署，C13-1 煤层工作面进、回风巷掘进前需通过底抽巷对其进行消突掩护。本次液态CO2压裂地点选择在潘三矿C13-1 煤层的底抽巷-2121（1）瓦斯治理巷内。根据是式（7），当取截面修正系数λ=10，液态CO2黏度μ=1.0×10-4Pa·s，压裂裂缝宽b=0.55×10-4m，液态CO2压注流量q=0.83×10-4m3/s。理论计算液态CO2压裂裂缝扩展距离L 为20.4 m：
根据上述计算结果，相邻液态CO2压注孔间距定为40～41 m，结合2121（1）瓦斯治理巷实际情况，2 个液态CO2压注钻孔（Y1 和Y2）分别布设在29号和30 号钻场内。此外，为方便考察液态CO2压裂增透效果，分别在2 个液态CO2压注钻孔四周不同距离布设了7 个考察孔（K1～K7）。
5.2 压裂过程
在现场实验过程中，对每个液态CO2压裂钻孔均进行了2 次压裂，Y1 压裂孔压注过程压力和温度变化如图12，Y2 压裂孔压注过程压力和温度变化如图13。
由图12 和图13 可知：Y1 钻孔2 次压裂的起裂压力值分别为22.9、16.2 MPa；
Y2 钻孔2 次压裂的起裂压力值分别为21.3、20.1 MPa。2 钻孔4 次压裂煤层起裂压力值与式（3）和式（4）的计算结果在工程允许的范围内相吻合。
5.3 煤层压裂增透效果
Y1 钻孔2 次压裂完成后，将K1、K2 和K3 抽采孔汇流进行瓦斯抽采效果考察，并与附近未采取任何增透措施区域内115 个上向穿层钻孔的瓦斯抽采效果进行对比。液态CO2压裂前后单孔瓦斯抽采情况如图14。
由图14（a）可知：液态CO2压裂后10 d 内，单孔瓦斯抽采体积分数先逐渐衰减后缓慢增加，这是由于此时煤层中CO2赋存较多而导致的；
整体上看，液态CO2压裂后相比未采取任何增透措施的区域，单孔瓦斯抽采浓度提高1.47 倍。
图14（b）可知：2121（1）瓦斯治理巷西段单孔瓦斯抽采纯量大致可分为2 段，前半段单孔瓦斯抽采纯量为0.005 5 m3/min，后半段单孔纯量为0.011 4 m3/min；
以相同的时间为分割点，液态CO2压裂后前半段单孔瓦斯抽采纯量为0.014 1 m3/min，后半段单孔瓦斯抽采纯量为0.019 9 m3/min，分别提高2.56倍和1.75 倍。
1）提出了低透煤层液态CO2压裂增透理论体系及成套技术框架。据应力叠加原理和最大拉应力准则，考虑液态CO2的低黏强渗透性，建立了液态CO2压裂起裂压力确定模型。
2）以I 型断裂准则为裂缝扩展判别条件，采用KGD 模型对煤层液态CO2压裂过程裂缝扩展进行简化，建立了恒定注液流量下压裂孔口压力与裂缝扩展距离之间的量化表征关系，掌握了注液压力、压裂液黏度、裂缝产状对裂缝扩展的影响规律。
3）研发了国内首套井下液态CO2压裂增透煤层成套装备，确定了该装备性能的4 个关键参数。
4）液态CO2压裂增透影响范围约20 m，相比未采取任何增透措施的区域，单孔瓦斯抽采体积分数提高约1.47 倍，瓦斯抽采纯量提高1.75 倍。
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