Progress in completion technology of deep coalbed methane development wells in Qinshui Basin
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摘要:
沁水盆地深部煤储层具有低渗−特低渗、局部高饱和、低孔隙率、高热演化程度的地质特征，在直井/水平井+大规模压裂的开发模式下，需要与之相适应的完井技术才能保证储层改造和后期生产效果。系统分析煤层气开发水平井常规单层套管完井技术、裸眼/筛管完井技术、套管+滑套完井技术的不同井身结构和井下工具类型，并对不同完井技术的适用条件和技术特点进行了论述。研究结果表明：常规单层套管完井技术施工工艺成熟，三开完井结构应用普遍，但不利于降本增效；二开完井结构仅适用于煤储层上覆地层较为稳定、无含水层或微弱含水层的地质条件；裸眼/筛管完井技术可减少煤层段的污染，但无法进行后期储层改造，适用于煤体结构完整、煤层渗透性强的储层；套管+滑套完井技术可省去压裂前的射孔作业，但井下工具的正常运行无法保障且后期压裂排量受到限制。针对U型开发井组中的生产直井，在井筒无法满足大规模压裂作业的前提下，提出了新型双层套管完井技术，该技术的原理是在老井筒中根据地质条件和老井特点通过优选套管和固井工具来重塑井筒，满足后期压裂工艺和保证压裂改造效果。其特点主要是在目的煤层顶板以上采用了水泥封固，配合高抗压、较大内径套管，使井筒能够满足高施工压力的大规模压裂，同时煤层段选用筛管，节约了射孔费用，还可有效避免排采阶段地层坍塌掩埋井筒煤层段。该技术在沁水盆地深部煤储层成功应用，试验成果表明其能够满足深部煤层气大规模、高施工压力下的压裂作业，具有推广前景。
Abstract:The deep coal reservoir in Qinshui Basin has the geological characteristics of low permeability to ultra-low permeability, local high saturation, low porosity and high thermal evolution degree. Under the development mode of vertical well/horizontal well + large-scale fracturing, it is necessary to adapt the completion technology to ensure the reservoir reconstruction and late production effect. This paper systematically analyzes the different well structure and tool types of conventional single casing completion technology, open hole/screen completion technology, casing + slip-sleeve completion technology, and discusses the applicable conditions and technical characteristics of different completion technologies. The results show that the conventional single-casing completion technology is mature, and the three-way completion structure is widely used, but it is not conducive to cost reduction and efficiency increase. The second well completion structure is only applicable to the geological conditions where the overlying strata is relatively stable and there is no aquifer or weak aquifer. Open hole/screen completion technology can reduce the pollution of coal section, but it can not carry out late reservoir transformation, and is suitable for the reservoir with complete coal structure and strong permeability of coal seam. Casing + slip-sleeve completion can eliminate perforation before fracturing, but the normal operation of downhole tools is not guaranteed and the fracturing rate is limited in the later stage. For producing vertical Wells in U-shaped development Wells, a new double-casing completion technology was proposed on the premise that the wellbore could not meet large-scale fracturing operations. The principle of this technology is to reshape the wellbore by selecting casing and cementing tools according to geological conditions and characteristics of the old wellbore, so as to meet the late fracturing process and ensure the fracturing reconstruction effect. It is mainly characterized by the use of cement sealing above the roof of the target coal seam, with high pressure resistance and large inner diameter casing, so that the wellbore can meet the large-scale fracturing of high construction pressure. At the same time, the selection of screen pipe in the coal seam saves the perforation cost, and can effectively avoid the formation collapse and bury the coal seam in the drainage stage. The technology has been successfully applied in deep coal reservoirs in Qinshui basin, and the test results show that it can meet the needs of deep coalbed methane fracturing operations under large scale and high construction pressure, and has the prospect of popularization.
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0. 引 言
受成煤环境影响，我国许多矿区赋存有较多的大倾角煤层，且60%以上为优质煤炭资源[1]。其中两淮矿区赋存的大倾角（35°～55°）、厚（4～6 m）、松软（f=0.1～0.8）、高瓦斯（10～36 m3/t）煤层，常采用走向长壁分层开采[2-3]。上分层开采后，顶板垮落矸石在自重倾向分量作用下，沿底板向下滚/滑，采空区倾向形成矸石粒径“上大下小”的非均匀充填带[4]。为防控下分层复采过程中“架间漏冒−接顶不实−支架倒滑”继发性灾害[5-6]，需对上分层采空区再生顶板进行钻孔注浆治理改造，形成强度较高的破碎顶板[7-8]。因此，研究不同粒径级配下注浆固结体承载力学特性，对大倾角煤层下分层复采顶板稳定控制具有重要意义。
固结体单轴抗压强度是评价其稳定性的关键指标。在岩块压缩固结方面，勒治华等[9]对岩块进行了钢筒侧限压缩试验，得到了压缩过程中应变、变形模量、密实度与轴向应力、压缩时间的关系；冯梅梅等[10]研究了岩块在承载过程中Talbot指数与孔隙率、碎胀系数、压实度间的关系；李樯等[11]开展了破碎岩体多因数影响下剪切−渗流耦合试验，揭示了应力条件和结构特征对破碎岩体剪切变形和渗透性参量的影响规律。在浆岩固结方面，吴疆宇等[12]通过建立浆岩胶结颗粒流数值模型，揭示了粒径分布对固结体力学特性的影响机制；杨科等[13]阐明了单轴压缩条件下煤基固废固结体力学演化特征与宏观变形规律；冯国瑞等[14]研究了破碎顶板注浆加固后的承载特性与损伤破坏机制，建立了固结体损伤破坏本构模型。上述研究在岩块压缩固结与注浆固结体承载力学特性方面取得了长足进展，而大倾角煤层采空区倾向不同粒径级配下破碎顶板注浆改造后的固结体失稳破坏是一个复杂的过程，且与固结体内部孔隙分布和裂隙的萌生、扩展和贯通密切相关[15]。
CT扫描技术可以很好地监测并记录岩石失稳破坏过程，无损、精确地获取岩石内部信息，完整的表征岩石内部结构变化[16-17]。朱琳等[18]基于CT扫描技术研究了混凝土试块内部孔隙、裂隙等缺陷的起裂、扩展规律，量化表征了混凝土试块细观损伤演化过程；杨仁树等[19]借助CT扫描技术研究了注浆软岩失稳破坏过程中的裂隙分形维数演化规律；张村、李兆霖等[20-21]基于CT扫描技术三维重构了单、三轴条件下岩石三维破裂演化规律。
目前，利用CT原位扫描观察不同粒径级配注浆固结体破坏前后内部细观结构变化并进行量化，基于量化结果提供破碎顶板钻孔注浆施工与铺网方案的研究较少。因此，笔者以潘四东矿3、1合并大倾角煤层下分层复采破碎顶板注浆改性为研究对象，从室内小尺度试验角度建立了不同粒径级配的注浆固结体试件模型。首先开展单轴压缩试验，研究固结体应力−时间全过程中的强度特征、裂隙扩展、声发射信号与微观形貌；然后结合CT扫描技术开展不同粒径级配固结体单轴压缩试验，对固结体破坏前后内部裂隙进行三维重构；最后量化表征固结体裂隙灰度值、裂隙数目与裂隙体积等参数。研究结果为大倾角煤层下分层复采顶板稳定控制提供理论基础。
1. 试 验
1.1 固结体模型建立
潘四东矿主采3、1合并大倾角煤层[22]，采用分层综采采煤工艺，全部垮落法管理顶板。上分层3煤平均厚为4.5 m，下分层1煤平均厚为3.7 m，平均倾角为36°，局部可达40°，煤层局部赋存夹矸。3、1合并煤层直接顶与直接底均为泥岩，平均厚度分别为0.6、1.9 m，基本顶为平均厚度20 m的中细砂岩。上分层3煤已于2019年开采完毕，现复采下分层的1煤层。
大倾角煤层分层开采过程如图1所示。受煤层倾角影响，上分层开采后顶板断裂滑移，不断与周围煤岩体和支架碰撞，破断成小粒径岩块，在重力作用下，沿底板滚/滑，充填采空区下部。倾向上不同区域岩块堆砌特征表现为下部密实，粒径偏小；中部形态规则，粒径增大；上部形态不规则，粒径最大。在上覆岩层载荷作用下，岩块压缩胶结形成破碎顶板，其强度是影响下分层安全复采的关键。在下分层实际复采过程中，常需对破碎顶板进行注浆改性。
受粒径级配影响，破碎顶板注浆改性形成的固结体应力状态在倾向上具有分区差异，实验室岩石力学试验是揭示工程煤岩体力学行为的重要手段[23]。笔者制备了多组粒径级配的固结体，进行基于CT扫描技术的单轴压缩试验以研究其承载力学特性，对保障下分层安全复采具有重要意义。
1.2 矿物成分测定
试验所用砂岩与泥岩取自淮南潘四东矿3煤采空区，粉煤灰取自淮南燃煤电厂。采用X射线衍射（XRD）获得的砂岩、泥岩与粉煤灰矿物组分如图2所示。其中，砂岩中石英、泥岩质量分数为71.9%、33.2%，构成了各自的固相骨架；砂岩中绿泥石、泥岩质量分数为5.1%、31.8%；粉煤灰主要成分为石英、方解石、赤铁矿。采用电镜扫描（SEM）获得的砂岩与泥岩断口微观形貌结构如图3所示。受黏土矿物影响，砂岩断面凹凸不平，呈现出大小不均、随机分布且棱角分明的石英与长石颗粒，表面附有鳞片状的黏土矿物；泥岩断面平整，泥质胶结且致密。
1.3 固结体制备
1.3.1 粒径级配设计
实际工程中采空区矸石粒径通常较大，潘四东矿3煤采空区上部垮落矸石大小与形态特征如图4所示，粒径为0.8～1.0 m。受限于实验室条件，且采空区矸石全尺寸粒径获取较为困难，需要将其按一定比例缩小，以满足试验要求[24]。已有研究表明，压缩试验岩块最大粒径要小于模具内径的1/5[25-26]，本文压缩试验模具内径为50 mm，则试验岩块最大粒径为10 mm。同时，试验所用砂岩与泥岩取自3煤采空区的同一区域，采用颚式破碎机对其破碎，确保了试验岩块岩性与颗粒形状的相似。文献[27-28]认为近水平或缓倾斜顶板破断后的粒径级配近似满足正态分布，但当前针对大倾角采空区倾向不同区域矸石粒径级配分布特征与密实度的研究缺乏，文献[4]亦是定性确定大倾角采空区倾向上形成了“上大下小”的矸石充填带。因此，笔者基于现有实验室条件与采空区矸石非对称充填特征，通过分级筛网选出了5组不同粒径级配的试验岩块：0～2、2～4、4～6、6～8、8～10 mm。
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图 4 大倾角煤层采空区上部垮落矸石Figure 4. Caved gob rock in the upper area of the steeply dipping coal seam goaf1.3.2 制备过程
固结体制备采用自主研制的注浆装置，包括K09型钨钢水泥注浆机、注浆模具、压力表、注浆管、注浆阀门等。其中，注浆机注浆压力为0～1 00 MPa，能满足试验注浆压力要求；注浆模具选用45号钢为原材料，桶身内径为50 mm，护壁厚10 mm；护壁与底板界面处设有密封圈，采用螺栓连接，避免注浆过程中水分流失；注浆压头直径小于模具内径，保证压缩过程中气体排出，注浆压头上部缠有密封胶，防止注浆过程中浆体溢出，如图5a所示。为减少砂岩与泥岩内水分对试验的干扰，试验前将岩块放入恒温干燥箱进行8 h干燥处理。
固结体中砂岩与泥岩质量比为4∶1，大比例砂岩以确保浆液顺利注入；浆液采用PO42.5普通硅酸盐水泥、粉煤灰（粒径为0.019 mm）与水混合制成，水灰比为2∶3，固结体各成分配比见表1。首先将5种粒径级配的岩块按质量称取，混合均匀后分次装入注浆模具中，利用压力机压至到100 mm；然后打开注浆阀门，直至将额定质量浆液全部注入；为方便后续脱模，装料前注浆模具内壁需涂抹矿物油。注浆完成后养护24 h后脱模，成型后的固结体放入养护箱中养护28 d，温度控制在（20±2）℃，湿度控制在90%。
表 1 固结体成分配比Table 1. Consolidated body composition ratio质量/g 总质量/g 砂岩 泥岩 水泥 粉煤灰 水 240 60 60 15 50 425 试验每组固结体3个，共计15个。其中0～2 mm粒径级配固结体标号为C1-1、C1-2、C1-3；2～4 mm粒径级配固结体标号为C2-1、C2-2、C2-3；4～6 mm粒径级配固结体标号为C3-1、C3-2、C3-3；6～8 mm粒径级配固结体标号为C4-1、C4-2、C4-3；8～10 mm粒径级配固结体标号为C5-1、C5-2、C5-3。固结体制作流程如图5b所示。
1.4 试验设备及方法
1.4.1 试验加载速率确定
文献[29]从现场监测入手，给出了煤层变形速率与实验室加载速率v的计算公式：
$$ \nu = \xi \frac{h}{H}{D_{{\text{max}}}} $$ (1) 式中：$\xi $为介质非均匀系数，其数值为10～20；h为试件高度，mm；H为煤层厚度，mm；Dmax为煤层竖向最大变形速率，mm/s。
受大倾角煤层下分层破碎顶板影响，采动应力在岩体中的演化速率较完整顶板加快[30]，采动应力对巷道顶底板的影响变大。实测表明，超前工作面10～20 m，巷道顶底板变形最大处约1 600 mm/d。假定以下分层推进速率在内的工程地质条件均不发生改变，且破碎顶板与煤层连续接触，则破碎顶板与煤层变形同步，即煤层受载所产生的变形量与巷道破碎顶底板的变形量一致。因此，煤层竖向最大变形速率Dmax为1 600 mm/d，固结体高度h为100 mm，煤层厚度H为3 700 mm，扰动煤层（或破碎顶板）的介质非均匀系数ξ取最大值为20，得出加载速率v为0.01 mm/s。
1.4.2 试验过程
试验监测系统与流程如图6所示，主要包括加载控制系统、声发射系统、数字散斑系统（DIC）、电镜扫描系统和CT扫描成像系统。
加载控制系统采用RMT-150B电液伺服岩石力学压力机，位移加载，速率为0.01 mm/s。声发射系统采用DS5-16B多通道全信息声发射分析仪，探头谐振频率为100～600 kHz，采样率为2.5 MHz，前置放大器增益为40 dB，监测门槛值为35 dB。数字散斑系统采用高清摄像机，分辨率为5 120×2 880，拍摄频率为120 fps，配合DIC-2D后处理软件获取全场应变云图。电镜扫描系统采用FlexSEM1000高低真空扫描电镜，可实现0.3～20 kV的加速电压和6～30万倍的放大倍数。CT扫描成像系统采用YXLON FF35高精度X摄线扫描设备，加载前后分别进行1次CT扫描，每次可获得1 000张不同层位的扫描图像。试验过程中严格控制各采集系统的时间对应关系。
试验包括单轴压缩与CT扫描原位加载2种试验。利用压力机对C1-1、C1-2，C2-1、C2-2、C2-3，C3-1、C3-2，C4-1、C4-2、C4-3，C5-1、C5-2进行单轴压缩试验，配合声发射、DIC和SEM，获得不同粒径级配固结体应力−时间、声发射振铃计数、应变云图和断口形貌。利用CT原位加载试验系统对C1-3、C3-3、C5-3进行加载扫描，加载方式与速率同单轴压缩试验一致。
2. 固结体承载力学特性
2.1 应力−时间特征
5组粒径级配典型固结体的应力−时间曲线以及峰值强度与粒径级配间的拟合关系如图7所示。可知，5组粒径级配固结体的应力−时间曲线均分为4个阶段：孔隙压密阶段、弹性变形阶段、塑性变形阶段和峰后下降阶段。孔隙压密阶段，曲线呈下凹状，粒径级配为6～8、8～10 mm时，压密时间较长，且出现轴向应力波动现象。主要原因是充入浆液质量一定的情况下，粒径级配越大，岩块间间隙越大，水化产物未能填满间隙，岩块间形成较多孔隙、裂隙等缺陷，加载初期大量大小不一的缺陷被压实，应力出现波动。弹性变形阶段，随粒径级配增大，弹性变形的明显程度减小。塑性变形阶段，曲线呈上凸状，其斜率随加载应力增加逐渐减小直至为0，粒径级配为6～8、8～10 mm时，塑性变形尤为明显。峰后下降阶段，5种粒径级配固结体均出现了应变软化现象，表现出延性破坏特征。
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图 7 固结体应力−时间、峰值强度−粒径级配关系曲线Figure 7. Stress-time and peak intensity-particle size distribution relationship curves of consolidated body采用指数函数对固结体峰值强度与粒径级配间的关系进行拟合，得到：
$$ \sigma = 8.818 \exp( {{{ - \lambda }}/{{7.459}}} )+ 0.430 $$ (2) 式中：σ为固结体养护28 d的单轴抗压强度，MPa；λ为粒径级配，mm。
相关系数R2为0.981，能够较好表征固结体峰值强度与粒径级配间的关系，表明粒径级配对固结体的承载力学特性具有显著影响，即固结体单轴抗压强度随粒径级配的增大而减小。大倾角煤层下分层复采过程中，注浆改性后的破碎顶板中下部受采动影响，破断剧烈程度较上部更为缓和。
2.2 变形破坏特征
5组粒径级配典型固结体的3处特殊点对应的应变云图与破坏裂隙素描如图8所示。0～2 mm粒径级配固结体轴向贯穿一条竖直裂隙并逐渐向顶底端面扩展，应变云图较为完整，裂隙生成区主要集中在应变集中带，固结体整体出现结构性张拉断裂，无块体剥落。2～4 mm粒径级配固结体破坏主裂隙由张拉型向张剪型过渡。4～6 mm粒径级配固结体转变为剪切破坏，单斜主裂隙四周衍生大量次生裂隙，加载过程中出现碎胀现象，完整性降低。6～8、8～10 mm粒径级配固结体多斜主次裂隙发育，应变集中带范围大分布广，大开度裂隙占比高，块体剥落严重。
综上可知，随粒径级配增大，固结体内部随机分布的孔隙、裂隙等缺陷与竖直方向的夹角变大，岩块与浆液基体间的运动错位显著，加载过程中剪切带加速形成、发育、贯通；控制破坏的主裂隙宽度增大且次生裂隙数量增多，破坏形式逐渐由张拉破坏向张剪破坏、剪切破坏转变。大倾角煤层下分层复采过程中，注浆改性后的破碎顶板裂隙发育程度自下而上增高，破坏模式由原来的单一破坏转变为复合破坏，破碎顶板上部是稳定防控的重点区域。
2.3 声发射特征
5组粒径级配典型固结体的声发射振铃计数如图9所示。可知，在峰值强度附近固结体声发射计数均达到最大值。主要原因是固结体内部经过前期小裂隙的萌生、扩展，在峰值强度时贯通成宏观主裂隙，固结体聚集的能量急剧释放，声发射振铃信号突增。此外，大粒径级配固结体在加载过程中呈现出更强的声发射振铃信号。主要原因是加载过程中大粒径级配固结体内部岩块的端部集中应力重分布，驱动岩块与浆液基体间摩擦与碰撞，裂隙网规模增大，破坏剧烈，声发射活动频繁，高值振铃计数增多，累计振铃计数增速加快。
综上可知，随粒径级配增大，固结体内部声发射信号更为频繁，高值振铃计数更多。进一步验证了大倾角煤层下分层复采过程中，注浆改性后的破碎顶板上部破坏程度较中下部更为剧烈。
2.4 微观形貌特征
2.4.1 水化反应
粉煤灰、硅酸盐水泥与水混合后可溶性矿物迅速溶解反应生成钙矾石（AFt）等产物。其中，水泥较早发生水化反应，生成水化硅酸钙和氢氧化钙：
$$ \mathrm{C}_{ \mathrm{3}} \mathrm{S+3H}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O\longrightarrow C}_{ \mathrm{3}} \mathrm{S}_{ \mathrm{2}} \mathrm{H}_{ \mathrm{3}} \mathrm{+3Ca(OH)}_{ \mathrm{2}} $$ (3) $$ \mathrm{C}_{ \mathrm{2}} \mathrm{S+2H}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O\longrightarrow C}_{ \mathrm{3}} \mathrm{S}_{ \mathrm{2}} \mathrm{H}_{ \mathrm{3}} \mathrm{+Ca(OH)}_{ \mathrm{2}} $$ (4) 随水化反应持续进行，粉煤灰中的SiO2和Al2O3等与水泥水化产生的Ca(OH)2发生反应，生成水化硅酸钙和水化铝酸钙等胶凝物质：
$$ \mathrm{SiO}_{ \mathrm{2}} \mathrm{+2Ca(OH)}_{ \mathrm{2}} \mathrm+ \mathit{n} \mathrm{H}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O\longrightarrow } {\text{C}}-{\mathrm{S}}-{\mathrm{H}}(凝胶)$$ (5) $$ \mathrm{2Al}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O}_{ \mathrm{3}} \mathrm{+6Ca(OH)}_{ \mathrm{2}} \mathrm{+6H}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O\longrightarrow3CaO·Al}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O}_{ \mathrm{3}} \mathrm{·6H}_{ \mathrm{2}} \mathrm{O} $$ (6) 随养护龄期的增加，浆液与岩块相互粘结形成网状絮凝结构，形成钙矾石（AFt）和絮凝钙硅酸盐水合物（C–S–H），对提升固结体抗压强度具有重要影响[31-32]。
2.4.2 断口形貌
5种粒径级配典型固结体破坏后断口微观形貌如图10所示，断口形貌有助于从微观角度研究试样损伤破坏规律[33-34]。对比水化反应公式（3）～（6）与图10可知，利用粉煤灰−水泥材料注浆改性破碎顶板时，浆液填充岩块间孔隙、裂隙等缺陷，改善了固结体密实程度；水化反应生成的C–S–H与AFt等胶凝产物亦会填充岩块内部微孔隙，进一步增强了固结体密实程度及其强度。
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图 10 固结体断口微观形貌与水化产物Figure 10. Fracture micro morphology of consolidated body and hydration products0～2、2～4 mm粒径级配固结体断口处裂隙清晰可见，呈细长形向外延伸，孔隙小且少，内部结构密实；水化产物数量多且附着于岩块表面。4～6、6～8 mm粒径级配固结体断口处裂隙宽度增加，孔隙增大；水化产物形态特征明显，针状钙矾石（AFt）晶体多从球状浆液基体中长出，与絮状（C–H–S）凝胶填充岩块间孔隙。8～10 mm粒径级配固结体断口处可见球状粉煤灰颗粒，附着于大粒径岩块表面，岩块间存在大量大体积孔隙；水化产物多附着于岩块表面，分布稀疏、不均匀，针状钙矾石（AFt）晶体不能交错形成网状致密结构，表明大部分粉煤灰与水泥未进行充分水化反应。
综上可知，小粒径级配岩块能提供更大的水化反应表面积，促进水化反应进行，钙矾石（AFt）晶体交错形成致密的网状结构，岩块间孔隙被更多的水化产物填充，增强了固结体强度。随粒径级配增大，水化产物无法充分填充岩块间孔隙，岩块吸收水化反应过程中所需的水分子产生微泵吸水效应[35]，导致岩块表面吸附大量未充分反应的水化产物，固结体强度减弱。
3. CT扫描裂隙重构及量化分析
3.1 裂隙三维重构
采用VGStudioMax三维可视化软件把C1-3、C3-3、C5-3固结体CT扫描的一系列二维数据重构为三维图像，并通过伪彩色增强技术，将黑白图像转为彩色，直观地观察固结体内部裂隙结构。三维重构及切面位置如图11所示，固结体破坏前后三维重构结果见表2，表中图像红色区域代表大体积裂隙，蓝色区域代表小体积裂隙。
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图 11 CT三维重构及切面位置示意Figure 11. CT three-dimensional reconstruction and cutting plane location diagram表 2 固结体破坏前后三维重构Table 2. Three-dimensional reconstruction of consolidated body before and after failure破坏特征 粒径级配/mm 切面1 切面2 切面3 原生裂隙 破坏前 0～2 
4～6 
8～10 
破坏后 0～2 
4～6 
8～10 
破坏前，固结体中存在较多随机分布的孔隙、裂隙等缺陷，多介于较大尺寸岩块间；随粒径级配增大，固结体缺陷多、体积大，CT三维重构图像中呈绿色。破坏后，固结体轴向和径向裂隙扩展在不同粒径级配下表现出明显的差异性。径向上，0～2 mm粒径级配固结体裂隙细长且多沿其边缘扩展；随粒径级配增大，固结体裂隙宽度与扩展范围增大，主要集中在浆液基体部位。轴向上，0～2 mm粒径级配固结体裂隙细长并贯穿顶底两端；随粒径级配增大，固结体裂隙网变得更为复杂，裂隙体积增大，CT三维重构图像中红色区域占比提高。
综上可知，固结体破坏主裂隙多数绕岩扩展，极少数出现穿岩扩展，浆液基体与岩块胶结面主裂隙发生分叉扩展。对于小粒径级配固结体而言，浆液基地与岩块间的接触面广，相互摩擦力大，抵抗轴向应力对固结体破坏的能力强，固结体只在局部发育裂隙。随粒径级配增大，浆液基体与岩块接触面积小，易产生应力集中，促使裂隙在局部区域内快速扩展并贯通，裂隙体积成倍增加，形成大范围的破坏裂隙网。
3.2 裂隙量化特征
固结体破坏前后的裂隙灰度值、数目和体积能在一定程度上定量描述其破坏程度[36]。因此，对C1-3、C3-3、C5-3固结体CT三维重构中的裂隙进行提取计算，得到的固结体破坏前后裂隙量化参数及其特征曲线如表3和图12所示。将裂隙体积大小分为6类，绘制裂隙体积与数目的百分比堆积柱状如图13所示。
表 3 固结体破坏前后裂隙量化参数Table 3. Quantitative parameters of fractures before and after failure of consolidated body破坏特征 粒径级配/mm 灰度值 裂隙数目/个 裂隙体积V/mm3 破坏前 0～2 8 572 8 667 211.19 4～6 6 358 10 611 351.78 8～10 6 148 16 970 1 036.83 破坏后 0～2 7 220 47 787 12 861.08 4～6 9 845 35 047 17 260.34 8～10 11 464 18 906 49 601.14 ![]()
图 12 固结体破坏前后裂隙量化特征曲线Figure 12. Quantitative characteristic curves of fracture before and after failure of consolidated body![]()
图 13 固结体破坏前后裂隙数目占比Figure 13. Proportion of fracture number before and after failure of consolidated body破坏前，0～2 mm粒径级配固结体裂隙灰度值为8 572，数目为8 667个，总体积为211.19 mm3，体积V≤0.01 mm3裂隙数目占整体的30.7%；4～6 mm粒径级配固结体裂隙灰度值为6 358，数目为10 611个，总体积为351.78 mm3，体积V≤0.01 mm3裂隙数目占整体的42.1%；8～10 mm粒径级配固结体裂隙灰度值为6 148，数目为16 970个，总体积为1 036.83 mm3，体积V≤0.01 mm3裂隙数目占整体的37.9%。随粒径级配增大，固结体裂隙灰度值降低，裂隙数目与体积升高，即固结体内部浆液基体与岩块间的孔隙增多，密度降低，固结体抗压强度减弱。
破坏后，3种粒径级配固结体裂隙灰度值分别为7 220、9 845、11 464，数目分别为47 787、35 047、18 906，体积分别为12 861.08、17 260.34、49 601.14。体积V≤0.01 mm3裂隙数目占比中，0～2 mm粒径级配固结体下降9.5%，4～6 mm粒径级配固结体下降1.6%，8～10 mm粒径级配固结体下降4.0%；体积V>10 mm3裂隙数目占比中，0～2 mm粒径级配固结体上升0.1%，4～6 mm粒径级配固结体上升3.5%，8～10 mm粒径级配固结体上升4.9%。裂隙灰度值与其数目成反比，与破坏前相比，随粒径级配增大，固结体内部较多小裂隙扩展贯通成大开度裂隙，裂隙体积变大，总裂隙数目减少，导致裂隙灰度值升高。
综上可知，粒径级配影响固结体结构状态，随粒径级配增大，固结体内部胶结疏松，裂隙越多。说明大倾角煤层下分层复采注浆改性后的破碎顶板承载能力自上而下逐渐增强。
将C1-3、C3-3、C5-3固结体CT扫描切面1二值化处理（切面层位沿固结体纵向自上而下依次为1～1 000张），得到的固结体破坏前后径向裂隙率分布情况如图14所示。切面裂隙率为该层位中裂隙所占像素面积与整个切面像素面积之比。破坏前，不同层位切面的裂隙率存在差异，表现为固结体顶端至底端的裂隙率逐渐升高，即固结体密实性从上至下逐渐降低；由于加载过程中，应力自上向下传递，浆液与岩块的移位、破碎、固结程度从固结体顶端至底端逐渐降低，导致固结体孔隙被压缩和填充程度从顶端至底端逐渐降低。对比固结体同层位破坏前后的裂隙率可知，破坏前各层位裂隙率远小于破坏后各层位裂隙率，表明裂隙的扩展路径贯穿了整个固结体；同时固结体破坏前层位裂隙率越大，破坏后该层位的裂隙率也越大，表明裂隙主要从弱结构处进行扩展。
4. 工程应用
4.1 破碎顶板注浆加固
针对潘四东矿大倾角3、1合并煤层下分层复采过程中破碎顶板易架间漏冒难题，现场实施钻孔注浆加固破碎顶板，注浆材料为粉煤灰−水泥浆液。注浆钻孔选用风钻施工，型号为ZQS-60/2.0S、ZQS-65/2.5，下分层施工钻孔时，执行单茬作业。根据研究结果，在胶固比一定的情况下，固结体强度随粒径级配增大而减小，因此下分层倾向上部为破碎顶板重点防控区域，应加强钻孔注浆密度。下分层倾向上部每隔3 m（每2架支架），中下部每隔3～5 m（每3～4架支架）施工一孔径为43 mm、深度为6～8、仰角为15°～20°（沿煤壁与破碎顶板交界处）的注浆钻孔，破碎顶板注浆钻孔施工如图15所示。注浆泵选用型号为3ZBQS-12/20，出料流量为12 L/min，输出压力为20 MPa。注浆工艺流程为：连接高压风管及注浆管，把吸、排液管插入乳化清洗液中，开压风，将注浆泵及管路清洗干净；连接封孔器和注浆管，封孔器距钻孔孔口2 m；将注浆泵排液管与封孔器的孔口管连接，吸液管放入盛有粉煤灰−水泥浆液容器内，开风压，注浆泵向钻孔内注入浆液；观察破碎顶板渗液情况及注浆泵工作状况，如有漏液情况，及时用棉纱封堵，减缓注液速度，或停止注浆。
4.2 破碎顶板防漏冒
针对下分层注浆加固顶板受二次采动应力以及支架反复支撑而出现二次破碎难题，在支架顶梁加铺规格为5.0 m×1.0 m，网孔为40 mm×40 mm的菱形10号编织孔金属网。使用16号铁丝进行联网，联网距大于200 mm。考虑到下分层中下部顶板胶结矸石粒径较细，易发生漏冒现象，采用双层金属网铺设，破碎顶板与支架顶梁间铺网如图16所示。
4.3 防控效果评价
统计分析了潘四东矿大倾角3、1合并煤层下分层退尺15～50 m范围支架歪斜角与立柱伸缩量（支架编号沿采场倾向自下而上依次为1—87号），如图17、图18所示。下分层回采过程中，支架歪斜角基本在规定的范围内（±5°），立柱伸缩量呈现上部高于中下部的非对称特征。随破碎顶板注浆加固与顶板防漏冒措施的实施，倾向不同区域的立柱伸缩量差值逐渐减小，说明下分层破碎顶板稳定控制效果良好。
5. 讨 论
笔者研究了不同粒径级配下注浆固结体承载力学特性，对大倾角煤层下分层复采破碎顶板注浆后在倾向上的力学分区特性研究提供一定的方法参照，或为工程实际提供一定的理论依据。但实验室试验通常在较多假设条件下进行，在实际工程条件下，开采扰动对破碎顶板的渐进损伤过程具有非对称性和时序性[37]，即下分层破碎顶板结构特征与应力状态更为复杂，仅研究粒径级配的影响难以全面揭示多因素之间的交互作用，压缩载荷、固结龄期、试验方法、加载路径等对固结体力学行为的研究还需进一步探索。
6. 结 论
1）随粒径级配增大，固结体内部孔隙、裂隙等缺陷受岩块与浆液基体间错位运动影响，产生了大量剪切带，导致固结体单轴抗压强度逐渐减小，应力波动明显，破坏形式呈现出由贯穿张拉破坏、张拉−剪切复合破坏向半贯穿剪切破坏转变。
2）随粒径级配增大，水化产物未形成交错网状致密结构充填岩块间孔隙，岩块与浆液基体胶结面强度小，固结体整体强度低；加载过程中岩块端部应力集中，驱动岩块与浆液基体间相互摩擦与碰撞，裂隙规模变大，破坏剧烈，声发射活动频繁，高值振铃计数增多，累计振铃计数增速升高。
3）CT扫描显示加载过程中固结体破坏主裂隙从弱结构处起裂，发生绕岩扩展以及岩块与浆液基体胶结面分叉扩展。随粒径级配增大，固结体内部较多小裂隙扩展贯通成大开度裂隙，其中0～2、4～6、8～10 mm粒径固结体V≤0.01 mm3的裂隙数目分别下降9.5%、1.6%、4.0%；V>10 mm3的裂隙数目，分别上升0.1%、3.5%、4.9%。同时裂隙灰度值升高，裂隙体积占比增加，形成了更加复杂的裂隙网络。
4）大倾角煤层下分层复采过程中，注浆改性后的破碎顶板上部裂隙数量高于中下部，破碎顶板上部是稳定防控的重点区域。提出了破碎顶板注浆加固与铺网防治架间漏冒措施，通过监测支架歪斜度与立柱伸缩量，破碎顶板稳定性控制效果良好。
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图 1 沁水盆地横岭区块探8井深部煤岩心
Figure 1. Deep coal cores from Tan 8 well in Hengling Block, Qinshui Basin
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图 3 武乡南区块煤层气勘查开发部署
Figure 3. Deployment map of coalbed methane exploration and development in Wuxiang South Block
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图 4 和顺横岭区块煤层气勘查开发部署
Figure 4. Deployment map of coalbed methane exploration and development in Heshun Hengling block
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图 5 沁水盆地深部煤层气井生产曲线
Figure 5. Production curves of deep coalbed methane well in the Qinshui Basin
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图 6 水平井三开井身结构示意
Figure 6. Schematic diagram of three-opening structure of the horizontal well
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图 7 水平井二开井身结构示意
Figure 7. Schematic diagram of two-opening structure of the horizontal well
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图 8 水平井裸眼完井井身结构示意
Figure 8. Schematic diagram of open hole completion of the horizontal well
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图 9 水平井筛管完井井身结构示意
Figure 9. Schematic diagram of screen tube completion of the horizontal well
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图 10 水平井套管+滑套完井井身结构示意
Figure 10. Schematic diagram of casing + sliding casing completion of the horizontal well
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图 11 水平井套管+智能滑套完井井身示意结构
Figure 11. Schematic diagram of casing + intelligent sliding casing completion of the horizontal well
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图 12 U型对接井组井身结构示意
Figure 12. Schematic diagram of well structure of U-shaped docking well group
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图 13 新型双套管完井技术井身结构示意
Figure 13. Schematic diagram of well structure of double casing completion technology
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图 15 HL−U−01 V井压裂裂缝时间累积成像及裂缝方位统计
Figure 15. Time accumulation imaging of hydraulic fractures and fracture orientation statistical diagram of HL−U−01 V well
表 1 深部煤层气井三类完井方式差异性对比
Table 1 Comparison of differences in three completion methods for deep coalbed methane wells
完井技术 优点 缺点 适用地质条件 施工数量/口 常规单层套管完井 工艺成熟，安全稳定；二开完井技术可节约成本、降低施工周期 不利于降本增效；二开完井技术对钻井轨迹要求高；受非煤段完井工具影响大 对任何煤储层均适用；二开完井技术特别适用于开发阶段煤层及其纵向地层稳定 235 裸眼/筛管完井 避免了水泥浆污染，裸眼完井可节约套管费用 水平段裸露，后期井眼易垮塌；难以进行二次改造 煤体结构完整、渗透性极强 8 套管+滑套完井 节约压裂前射孔费用；工艺具有特定的发展和改进方向 对井轨迹平滑度和井筒稳定要求高；受井下工具质量规格影响大；不能实现全通径，不利于压裂改造 煤储层稳定、不易垮塌 2 
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