我国50%的煤矿属于高瓦斯、煤与瓦斯突出矿井[1]。近年来，随着煤炭资源开采深度的逐渐增加、开采强度的不断提高，瓦斯灾害对煤矿安全生产的威胁不容忽视[2-3]。长期研究表明，煤层瓦斯采前预抽可有效预防煤矿瓦斯灾害的发生[4]。但由于我国煤层赋存地质条件差、透气性低造成瓦斯抽采困难，极大影响了煤层瓦斯抽采效率，造成生产采掘接替紧张，煤矿瓦斯事故多发[5]。因此，低透气性煤层致裂增透强化抽采技术已成为该领域学者研究的重点问题[6-10]。近年来，相关学者经过长期研究及实践形成的保护层卸压开采技术成功解决了煤层群瓦斯安全高效抽采技术难题[2-3,6-7,11]。但对于单一低透气性煤层，受应用条件、煤层赋存环境等因素制约，在应用过程中还存在一定的局限性[8,10-11]。随着资源开采深度不断增长，深部矿井瓦斯动力灾害危险性不容忽视[2-3,11-12]，因此深部单一低透气性煤层增透技术的研究工作仍具有十分重要的意义。

OLDENBURG等[13]研究表明CO2可实现煤层气驱替增产。然而，DAY等[14]研究认为CO2引起的煤体基质膨胀会导致原生裂隙闭合，造成煤层透气性损失。分析认为，目前我国现有的低渗煤层增透技术，如水力压裂[8]、水力割缝[5]、深孔预裂爆破[15]等，其实质均是通过外力作用在煤体中形成裂隙网络，从而实现低透气性煤层瓦斯强化抽采。CO2作为一种常见的可压缩气体，将其压缩后形成的高压CO2气体射流可应用于材料切割与表面处理[16-17]、辅助钻井[18]等。在CO2射流破岩方面，KOLLE和MARVIN[19]研究表明CO2射流对页岩的破碎效率是水射流的3.3倍;DU Yukun等[20]对影响CO2射流岩石侵蚀性能的各种因素进行了研究;WANG Haizhu等[21]研究认为CO2射流比水射流具有更强的冲击压力;LI Mukun等[22]研究表明CO2射流在破岩方面比氮气和水具有更明显的优势;TIAN Shouceng等[23]研究表明在受到高压CO2射流冲击后，页岩的冲击表面出现网状裂缝。综上所述，CO2射流应用于低渗煤岩体致裂增透具有一定的可行性。在CO2相变高压气体致裂方面，WEIR P[24]最早研发了CARDOX系统用于水泥厂料仓疏通，之后ANON[25]将其应用于采石场岩石破碎。在国内，徐颖等[26]最先开展了高压CO2气体致裂破岩方面的研究，并在平顶山进行了地下采煤实验。近年来，针对我国单一低透气性煤层瓦斯高效抽采技术难题，王兆丰等[27-28]将Cardox系统进行改进，确定了液态CO2相变致裂的TNT当量，研究了液态CO2相变致裂增透效果及影响半径，进行现场应用表明该技术可用于低渗煤层增透瓦斯强化抽采。之后LU Tingkan[29] 、CAO Yuxing[30]、CHEN Haidong[31]、张东明[32]等分别采用该技术在平顶山、潞安、芙蓉等矿区进行应用研究，取得良好的应用效果。在机理研究方面，周科平等[33]实验得到液态CO2相变致裂过程中压力时程曲线;周西华等[34]采用数值模拟分析得到了单孔致裂有效影响半径;孙可明等[35]采用实验方法获得该技术致裂过程裂隙扩展规律。刘勇等[36]分析了射流应力波在煤体中传播规律及煤体孔隙率对应力波传播的影响规律。经过分析认为，目前液态CO2相变致裂增透技术已在工程技术领域展开了广泛的应用研究，但对于液态CO2储液管高压气体射流压力模型、液态CO2相变射孔冲击破岩力学机理研究、地应力条件下含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔裂隙扩展力学机理及压剪断裂判断依据等理论研究还鲜有报道，而该方面的理论研究，对于指导该技术规范化合理应用具有重要意义。

1 技术及装置简介

本文液态CO2相变射孔致裂增透技术是基于已有技术[27-31]，结合地应力作用下液态CO2相变射孔优势方向判断方法[32]改进研发提出的。该液态CO2相变射孔致裂增透系统主要包括:气压驱动井下液态CO2灌装系统(包括:气动增压系统、储液罐、灌装控制系统、运输系统等)、液态CO2储液管、定向射孔致裂增透系统(包括:定向装置、释放管等)、导电推杆等装置[32]，如图1所示。

该技术主要采用增压系统将气瓶内CO2增压灌装至内置电加热活化器及定压破裂片的密封储液管中，直至达到目标压力。安装储液管、释放管、定向装置等形成定向射孔致裂增透系统，由导电推杆将该系统推送至目标煤层，采用矿用起爆器进行远程激发，使得储液管内电加热活化器迅速放热，使得储液管内液态CO2受热膨胀，达到定压破裂片的极限抗剪强度。定压破裂片破坏后，储液管瞬间卸压，管内高能CO2瞬间卸压膨胀，相变产生高压CO2气体，由释放管的射孔孔道喷出形成高压CO2气体射流，冲击煤体壁面，形成剪切及拉伸破碎区和致裂裂隙，促进煤层瓦斯的游离解析，实现低渗煤层的致裂增透[27-32]。

2 液态CO2相变射孔破岩及裂隙扩展力学机理

2.1 液态CO2储液管气体射流压力模型

由技术及装置简介，可以看出该技术主要通过储液罐内一定质量的液态CO2受热相变膨胀产生高压CO2气体射流，进行煤岩体的冲击致裂。因此，在该过程中CO2气体射流流量是随时间变化的连续量，且射流强度和射孔致裂增透系统内气体压力也是随射流时间改变的连续量。

为了获得该过程中射流强度随时间变化关系，假设:① 液态CO2相变后高压气体经过释放管喷出形成射流的瞬间环境温度不变[37-38];② 气体在射流前后满足理想气体状态方程[36,38];③ 液态CO2相变射孔过程为音速流动[36]。认为整个过程中，随时间t变化的参数有致裂单元内高压CO2气体的压力Ps,MPa;射流强度Qs，kg/s;射流损失气体量ms，kg;则ms与Qs之间存在关系为

ms=Qsdt

(1)

由于致裂单元内高压CO2气体初始质量为m0，则射流损失气体量ms后，致裂单元内高压CO2气体剩余质量为m0-ms，其所占的体积为(m0-ms)V/m0，压力为P0，射流后流体所占体积为V，压力为P。由于质量m0-ms的气体在射流前后均满足理想气体状态方程[38]，即存在

(2)

研究表明[38]，音速流动过程中，Qs满足:

(3)

式中，C为气体射流系数，与射流孔口形状有关，射流孔口为长方形时取0.90，三角形时取0.95，圆形时取1.00，由外力冲击形成的渐扩孔取0.60～0.90，由内里冲击形成的渐缩孔取0.90～1.00，本次研究取值为0.75;S为射流孔口面积，m2;P为射流合流体压力，MPa;M为气体摩尔质量，kg/mol;Z为压缩因子;R为摩尔气体常数，取0.314 J/(mol·K);T1致裂单元内气体温度,K;k为热容比，k=(i+2)/i。

联立式(1)～(3)得到液态CO2储液管气体射流损失模型为

(4)

令式中则c在射流过程中为常量，则式(3)简写为:Qs=cP。则存在可得即

(5)

令(A，B为定值)，则式(5)可简写为:可以得到:ms=De-At+e-Atm0eAt=De-At+m0。其中D为常数，由方程式的初始条件决定。由于当t=0时，ms=0，故存在D=-m0，得到音速射流时射流量等各个参数的理论解为

(6)

本次研究中采用的储液管内CO2质量为2.7 kg，射孔孔道为圆柱形，直径为1.2 cm，有关参数取值为C=0.75，S=1.13×10-4 m2，Z=1，P0=276 MPa，M=44×10-3 kg/mol，R=8.314 J/(mol·K)，T=300 K，k=1.33，可以计算得到:c=1.949×10-7，A=19.92，则P=276e-19.92t。认为储液管内剩余CO2气体压力与大气压相同，即为0.1 MPa，则可计算得到该系统射流致裂时间为t=0.397 7 s。整个过程中CO2射流量为ms= 2.699 6 kg，得到液态CO2相变射孔致裂过程中射孔压力随时间变化曲线如图2(a)所示。现有研究结果表明[36-37，39]:射流基本段各截面上的动压分布规律满足式(7)。由式(7)计算得到不同时间点，射流截面上任一点动压随射流截面位置的变化曲线，如图2(b)所示。

Pr=P(1-η1.5)2=276(1-η1.5)2e-19.92t

(7)

式中，Pr为射流截面上任一点的动压，MPa;η为射流截面任一点r与射流截面半径R的比值，无量纲。

2.2 液态CO2相变射孔冲击破岩力学机理

为了分析得到液态CO2相变射孔冲击过程中岩石内部应力场分布特征及其冲击载荷下粉碎区半径理论值，将液态CO2相变射孔冲击载荷作用下的岩石视为半空间弹性体，则在CO2射孔冲击点下方某一位置会产生拉应力及剪应力作用。由于煤岩体的力学性质在一定程度上接近准脆性材料，其抗剪及抗拉强度远远低于抗压强度[15,35-37，39]。所以，虽然CO2冲击射流产生的压力可能未达到煤岩体的抗压强度，但由射流冲击产生的剪应力及拉应力已经大于煤岩体的抗拉强度，从而导致岩石内部产生拉伸及剪切破坏。认为岩石受冲击载荷可以等效为接触瞬间半球体表面受到大小等于射孔压力的应力作用，且应力波从半球体表面向煤岩体内部半无限大岩体内传播[39]，高压CO2气体射流冲击破岩示意如图3所示。

根据胡可定律可以得到弹性限度范围内煤岩体中液态CO2相变射孔冲击波产生的动应力[40]为

(8)

式中，σr为液态CO2相变射孔冲击波产生的径向动应力，MPa;σθ为液态CO2相变射孔冲击波产生的切向动应力，MPa;E为煤岩体的弹性模量，MPa;ν为泊松比;εr为径向应变，εr=∂u/∂rs;εθ为切向应变，εθ=u/rs。

认为液态CO2相变射孔冲击煤岩体产生的应力波和冲击波类似，则不同位置煤岩体单元的径向位移u(rs,t)[41]为

(9)

式中，[u]为t′时刻的位移;cr为应力波在煤岩体中传播的速度，其中ρr为煤岩体的密度;rs为应力波达到位置距离球心的距离，mm;rc为射流冲击压力的作用半径，mm，根据Bowden等研究结果，射流冲击固体时的作用半径为rc=2.6rw，其中rw为液态CO2相变射孔冲击射流半径。

由式(9)计算得到径向应变εr和切向应变εθ为

(10)

将式(10)代入式(8)可得

(11)

当rs=rc，即应力波达到位置距离球心的距离等于射流冲击压力的作用半径时，存在:

σr=Pr

(12)

因此由式(11)和(12)可计算得到

(13)

将式(13)代入式(11)，可得

(14)

根据文献[41]研究，煤岩体内动态剪应力与径向动应力及切向动应力之间存在:

(15)

由式(14)，(15)可以看出，液态CO2相变射孔冲击波产生的径向动应力、切向动应力及动态剪应力的大小与液态CO2相变射流压力pr、射流速度v、作用区域半径rc等因素有关。

2.2.1 液态CO2相变射孔冲击剪切破碎区半径

根据煤岩体的最大剪应力强度理论，煤岩体在液态CO2相变射孔冲击载荷作用下的破坏条件为

τc=[τ]

(16)

其中，[τ]为煤岩体的最大剪切强度，MPa。将式(16)代入式(15)，认为τc=[τ]时，rs=Rs为煤岩体在液态CO2相变射孔冲击载荷Pr作用下产生的剪切破碎区半径。

联立式(7)，(15)及(16)可以得到煤岩体内液态CO2相变射孔冲击剪切破碎区半径为

(17)

2.2.2 液态CO2相变射孔冲击拉伸损伤区半径

假设动态拉伸强度为[σ]，根据煤岩体的最大拉应力强度理论，煤岩体在液态CO2相变射孔冲击载荷作用下的破坏强度条件为

σθ=[σ]

(18)

由岩石动力学理论可得，煤岩体内圆弧应力波的径向分量和切向分量之间存在:

(19)

根据应力波在煤岩体中的传播特性，煤岩体中应力波随传播距离的衰减规律为

σr=Pr(rc/rs)αs

(20)

式中，αs为压缩波衰减指数，αs=2-ν/(1-ν)。

联立式(7)，(18)～(20)可以得到煤岩体内液态CO2相变射孔冲击拉伸损伤区半径为

(21)

综合式(17)及(21)得到煤岩体中液态CO2相变射孔冲击产生的冲击剪切破碎区及拉伸损伤区半径为

(22)

令式中[τ]，[σ]分别取值为4 MPa和5 MPa;泊松比ν取值为0.25;rw为0.6 mm。计算得到冲击剪切破碎区及拉伸损伤区半径随射流时间及射流截面的变化规律如图4所示。

2.3 地应力条件下液态CO2相变射孔致裂裂隙扩展力学机理

2.3.1 地应力条件下含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔作用下裂隙扩展规律

液态CO2相变射孔冲击致裂煤岩体后，在液态CO2相变射孔冲击应力波作用下，煤岩体中形成剪切破碎区及拉伸损伤区域，随着应力波的衰减，高压CO2气体楔入煤岩体剪切破碎区内的裂隙中，与煤体内高压瓦斯气体共同作用下在裂隙尖端产生应力集中，使得煤岩体内裂隙进一步扩展。所以，依据煤岩体的受力情况，认为液态CO2相变射孔冲击致裂形成的宏观裂隙在原岩应力、高压CO2气体和瓦斯压力3种应力作用下产生裂隙扩展。

认为液态CO2相变射孔冲击致裂煤岩体过程中，在原岩应力作用下符合断裂力学中的双向压缩条件下的裂纹扩展模型(图5)，宏观裂纹面上的正应力σn和剪应力τα[42]分别为

(23)

式中，σx，σy分别为平面条件下煤岩体单元边界应力，MPa；α为宏观裂纹垂直方向夹角，(°)。

将液态CO2相变射孔冲击在煤岩体中形成的宏观裂隙，视为无限大平面内的平面问题，则原岩应力作用下裂隙尖端的应力强度因子为

(24)

式中，KI，KΠ分别为I型、II型断裂强度因子;σ为远场拉(或压)应力，MPa;τ为远场剪切应力，MPa;a为裂纹长半轴的长度，m。

考虑到液态CO2相变射孔冲击形成初始宏观裂纹后，高压CO2气体充满整个宏观裂纹并以内压方式作用于裂纹表面上，且煤层内瓦斯压力作用，则裂纹面上的有效正应力σ[15]为

[(σx+σy)-(σy-σx)cos(2α)]

(25)

式中，pr为裂隙内CO2气体压力，MPa;pg为裂隙内瓦斯压力，MPa。

将式(25)代入式(24)，可以得到考虑高压CO2气体压力及煤层瓦斯压力的裂纹尖端I型应力强度因子为

(26)

由式(26)可以看出，裂隙内的高压CO2气体及瓦斯压力对裂纹尖端处的应力强度因子KI有较大的影响，当(pr+pg)>|σn|时，宏观裂隙张开，产生拉伸破坏;随着pr的减小，当(pr+pg)<|σn|时，宏观裂隙在原岩应力作用下产生压缩破坏并进一步扩展。

认为液态CO2相变射孔冲击过程中裂纹处于非闭合阶段，则裂隙内高压CO2气体压力对裂纹面上的剪切应力没有影响，此时τ=τα，裂纹尖端应力强度因子KΠ为

(27)

由式(27)可以看出，对于未闭合的裂纹，裂纹内CO2气体压力对裂纹尖端的应力强度因子KΠ没有影响。

根据最大轴向应力判据，可得I-II型复合裂纹应力强度因子的关系式为

KIsin θ+KΠ(3cos θ-1)=0

(28)

将式(26)，(27)代入式(28)可得地应力条件下含瓦斯煤岩体中张开性裂纹在液态CO2相变射孔作用下的扩展规律。

(29)

由式(29)可看出，I-II型复合裂纹的扩展角θ的变化，不仅与宏观裂纹的倾角α、裂隙表面法向应力、剪应力有关，还与裂隙内CO2气体压力的大小有关。

2.3.2 地应力条件下含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔作用下压剪断裂判断依据

对于液态CO2相变射孔冲击形成的初始宏观裂纹，在原岩应力作用下裂纹尖端的应力状态为

(30)

假设地应力条件下含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔致裂裂隙扩展符合最大拉应力准则，则满足下述基本假设:裂缝沿环向拉应力σθ取得极大值的方向扩展，且此方向的拉应力达到临界断裂值时裂缝失稳扩展。

为了确定开裂角θ0，由∂σθ/∂θ=0得×

[KIsin θ+KΠ(3cos θ-1)]=0，则由式(24)得

(31)

根据摩尔-库伦准则，裂纹沿θ0方向扩展满足:

|τ|-σtan φ=c0

(32)

其中，φ为煤岩体内摩擦角，(°)。将式(23)，(25)代入式(32)得

(33)

对式(33)求导，并令可得

(34)

当(|τ|-σtan φ)<c0，煤岩体不会破坏;当(|τ|-σtan φ)=c0则处于临界状态，即

(pr+pg)tan φ

(35)

联立式(31)，(35)可得

(36)

当含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔致裂裂隙扩展为I型断裂时，KΠ=0，θ0=0时，则其断裂韧度KIc为

(37)

当含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔致裂裂隙扩展为II型断裂时，KI=0时，则其断裂韧度KIIc为

(38)

由式(37)得代入式(36)即可得I,II型复合裂纹断裂判据为

(39)

3 地应力条件下液态CO2相变射孔破岩及裂隙扩展数值模拟

上述分析表明，液态CO2相变射孔致裂技术破岩及裂隙扩展过程主要受CO2射流压力、地应力、煤岩力学性质、瓦斯压力等因素影响。由于煤层瓦斯压力相对射流压力、地应力分布对裂隙扩展影响较小，且地应力及射流压力对于致裂钻孔优化设计及施工工艺参数确定有较大影响[32]，因此本文数值模拟研究中主要分析地应力分布、射流压力对液态CO2相变射孔破岩及裂隙扩展影响。

3.1 模型建立

本次数值模拟研究主要采用PFC2D离散元颗粒流分析软件进行分析，建立模型尺寸为20 m×20 m，模型参数及示意如图6所示，其中高压CO2气体压力P(t)时程曲线如图2(a)所示。为验证建模参数是否符合白皎煤矿煤岩力学性质，建立物理模型进行煤岩三轴压缩模拟，采用重庆大学煤岩热流固耦合实验系统进行实验验证(图7)，通过破坏形态、应力应变曲线分析，表明该模型所选参数符合煤岩力学特性[43-44]。

研究过程中，为了获得地应力分布、射流压力对液态CO2相变射孔破岩及裂隙扩展的影响规律，设定两个方案进行研究。方案1:射流压力为P(t)，保持其他参数不变，边界应力条件分别设置为Ⅰ(5 MPa:5 MPa)、Ⅱ(5 MPa:10 MPa)、Ⅲ(5 MPa:15 MPa)、Ⅳ(5 MPa:20 MPa)。方案2:边界应力条件为(5 MPa:5 MPa)，保持其他参数不变，射流压力分别设置为P(t),0.8P(t),0.6P(t),0.4P(t)。经过PFC2D离散元颗粒流分析软件分析计算，得到不同

边界应力条件下，液态CO2相变射孔破岩位移、离散裂隙网络、张拉应力分布云图、破坏形态图等。

3.2 不同地应力条件下液态CO2相变射孔破岩及裂隙分布特征

3.2.1 变形规律研究

如图8(a)所示，为第1种边界应力条件下(5 MPa:5 MPa)，液态CO2相变射孔破岩后煤岩体位移云图。由图8(a)可以看出经过液态CO2相变射孔作用，射孔孔口附近存在部分与气流方向相反的剥落颗粒物，在孔口附近形成复杂裂隙网络破碎区，伴随有沿水平方向及垂直方向延伸的张拉裂隙产生。分析得到煤岩最大变形量与边界应力大小之间的关系曲线，如图8(b)所示，由图8(b)可以看出，随着垂直应力的增加，其变形量逐渐减小。

3.2.2 离散裂隙网络(DFN)分布特征

如图9(a)所示，为不同地应力条件下液态CO2相变射孔破岩PFC2D离散元颗粒流分析软件分析所得离散裂隙网络分布云图。由图9(a)中(I)可以看出，在水平和竖向应力为1∶1时，水平方向和垂直方向的裂隙近似垂直，且水平方向裂隙扩展至射孔孔口17.4 m处，水平方向具有形成贯通裂隙的趋势。随着垂直应力的不断增大，裂隙沿水平方向扩展的距离减小(图9(b))，逐渐向垂直方向扭转，但煤岩体内形成的裂隙单元数量没有减小的趋势。表明地应力大小及方向对液态CO2相变射孔破岩裂隙扩展方向具有较大的影响。

3.3 不同射流压力条件下液态CO2相变射孔破岩及裂隙分布特征

3.3.1 变形规律研究

图10为研究所得不同射流压力条件下，液态CO2相变射孔破岩煤岩体变形量随射流压力变化曲线。随射流压力的减小，煤岩体的最大变形量减小。

3.3.2 离散裂隙网络(DFN)分布特征

图11为不同射流压力条件下煤岩体离散裂隙网络分布云图及裂隙单元数量、水平方向裂隙扩展尺寸随射流压力变化规律曲线，由图11可以明显的看出，随着射流压力的减小，水平方向及竖直方向煤岩体裂隙均明显减小，且煤岩体内形成的裂隙单元数量明显减小，裂隙沿水平方向的扩展距离减小，但形成的裂隙网络没有产生明显的扭转现象。结合前文分析认为地应力分布主要影响液态CO2相变射孔裂隙扩展及分布的方向，而裂隙数量没有明显影响。射流压力主要影响液态CO2相变射孔裂隙扩展的数量及尺寸。

图12为射流压力为P(t),0.8P(t)条件下液态CO2相变射孔破岩PFC2D离散元颗粒流分析软件分析所得拉伸应力分布云图，由图12可以看出在裂纹的两侧均分布有拉伸应力分布区，表明液态CO2相变射孔破岩过程中，裂纹的扩展主要是高压CO2气体产生的拉伸应力作用结果。

3.4 液态CO2相变射孔致裂裂隙扩展基本形态规律

图13中(Ⅰ)、(Ⅱ)及(Ⅱ-1)、(Ⅲ-1)分别为3.2节中第1，2种边界条件及3.3节中第2，3种射流压力条件下液态CO2相变射孔破岩PFC2D数值模拟分析所得煤岩体破坏形态图。结合前文2.2,2.3节分析及前人类似研究[43-44]，将液态CO2相变射孔煤岩体破坏区域及裂隙形态分为:① 剥落破碎区;② 裂隙网络破碎区;③ 锥形裂纹，如图14所示。其中，剥落破碎区是靠近射流孔口附近，在射流剪切及拉伸应力作用下形成的离散煤岩体颗粒在高压CO2作用下剥离，并且反向飞溅(图8(a))形成的破坏区域;裂隙网络破碎区是在高压CO2相变射流剪切及拉伸应力作用下形成的由径向及周向裂隙组成的网状破坏区域;锥形裂纹是在高压CO2相变射流拉伸应力作用下，煤岩体内形成的拉伸破坏裂隙。

4 低渗煤层液态CO2相变射孔致裂增透技术应用

4.1 试验地点概况

为了验证该技术的应用效果，在川煤集团芙蓉公司白皎煤矿进行现场试验。井田位于四川省珙县巡场镇，矿区地质条件复杂(图15)，生产揭露落差大于2 m的断层多达千余条，每平方公里就有断层多达27.2条，主采煤层透气性系数平均为0.02 m2/(MPa2·d)，矿井瓦斯抽采困难，从建矿至2017年已发生煤与瓦斯突出231次，年均突出达5.12次，是全国五大突出最严重的矿井之一。本次试验地点位于白皎煤矿238底板道，主要针对B4煤层，煤层瓦斯压力值在1.57～3.50 MPa，瓦斯含量为18.20 m3/t，实测表明平均单孔抽采纯量约4～5 L/min，瓦斯抽采困难，为严重煤与瓦斯突出煤层[32]。

4.2 现场试验过程

4.2.1 试验钻孔布置

本次试验布置液态CO2相变射孔致裂措施孔3个(F1～F3)，在致裂措施孔周边布置瓦斯抽采监测孔14个(G1～G14)，布置常规瓦斯抽采对比钻孔两组(6孔/组，距离液态CO2相变射孔致裂试验区域60 m)，其他钻孔6个，总计施工钻孔35个，钻孔布置如图16所示，具体参数见文献[32]。

4.2.2 试验过程

首先进行钻孔施工、取样及封孔工作，依次施工瓦斯抽采监测孔(G1～G14)、常规瓦斯抽采对比孔、液态CO2相变射孔致裂措施孔(F1～F3)，封孔后进行煤层瓦斯抽采参数测试。之后，进行液态CO2相变射孔致裂施工、取样工作，并对致裂后煤层瓦斯抽采参数进行长期监测。根据液态CO2相变射孔致裂措施孔、瓦斯抽采监测孔、常规瓦斯抽采对比孔长期监测结果，分析了致裂前后试验区域煤层气抽采的浓度、流量等参数的变化情况，分析液态CO2相变射孔致裂增透技术在增加煤层瓦斯抽采量方面的应用效果。

4.3 试验结果分析

4.3.1 煤岩体对CH4及CO2吸附特征

为了研究试验地点煤层对CH4及CO2的吸附特征，采用Hiden公司生产的IGA全自动重量分析系统，对现场采集煤样进行吸附解析实验。实验样品颗粒粒度为0.9～1.0 mm，热处理温度为105 ℃，实验过程环境温度为30 ℃，实验瓦斯压力为0～1.8 MPa，每0.1 MPa采集一次等温吸附平衡数据，得到实验曲线如图17所示，根据等温吸附曲线可以得到不同压力条件下煤样对CO2及CH4的吸附量见表1。

由图17及表1可以看出，试验区内煤样的CO2吸附能力明显强于CH4，在0～1.8 MPa瓦斯压力条件下单位煤样对CO2的吸附能力是CH4的6.87～8.52倍。液态CO2相变射孔致裂过程中进入煤中的CO2可以实现煤层中甲烷的置换。

4.3.2 液态CO2相变射孔致裂煤层瓦斯抽采变化规律

对致裂前后液态CO2相变射孔致裂措施孔(F1～F3)、瓦斯抽采监测孔(G1～G14)及常规瓦斯抽采对比孔瓦斯抽采参数长期监测结果分析，获得如图18所示瓦斯抽采流量变化曲线。

由图18分析表明，经过液态CO2相变射孔致裂后，3个措施孔瓦斯抽采流量分别增加12.15倍、11.33倍、12.53倍;且抽采一个月后，瓦斯抽采平均纯流量仍是致裂前的9.14倍。由图19不同区域单孔瓦斯抽采平均流量随时间变化曲线，可以看出，液态CO2相变射孔致裂措施孔在致裂前单孔平均瓦斯抽采纯流量均值为3.59 m3/d，致裂后为29.05 m3/d，提高了8.09倍;致裂区域瓦斯抽采监测孔在致裂前的单孔平均瓦斯抽采纯流量均值为4.20 m3/d，致裂后为22.83 m3/d，提高了5.43倍。表明液态CO2相变射孔致裂增透技术可有效提高低渗煤层瓦斯抽采效率。

5 结 论

(1)建立了液态CO2储液管气体射流压力模型，表明液态CO2相变射孔致裂过程气体压力与时间呈指数关系，并分析得到射流压力随射流时间及射流截面变化曲线。

(2)得到煤岩体内动态剪应力理论方程，研究建立液态CO2相变射孔冲击剪切破碎区及拉伸损伤区半径的理论方程，计算得到冲击剪切破碎区及拉伸损伤区半径随射流时间及射流截面的变化规律曲线，揭示了液态CO2相变射孔冲击破岩力学机理。

(3)建立了地应力条件下含瓦斯煤岩体中张开性裂纹在液态CO2相变射孔作用下的扩展理论模型，地应力条件下含瓦斯煤岩体液态CO2相变射孔作用下I,II型复合裂纹压剪断裂判断依据，研究表明液态CO2相变射孔作用下I-II型复合裂纹的扩展角不仅与宏观裂纹的倾角、裂隙表面法向应力、剪应力有关，还与裂隙内CO2气体压力的大小有关。

(4)采用PFC2D离散元颗粒流分析程序进行不同应力条件下液态CO2相变射孔致裂数值模拟研究，分析得到液态CO2相变射孔破岩位移、离散裂隙网络、拉伸应力分布特征等。研究表明:液态CO2相变射孔破岩形成的裂隙可分为:① 剥落破碎区;② 裂隙网络破碎区;③ 锥形裂纹。随着垂直应力的增加，水平方向裂隙尺寸逐渐减少，且裂纹逐渐向垂直方向扭转。随着射流压力的减小，裂隙单元数量及其沿水平方向尺寸逐渐减少，但没有明显的扭转现象。表明地应力主要影响裂隙扩展及其分布的方向，射流压力主要影响裂隙扩展数量及尺寸。

(5)现场试验及实验室测试研究表明，试验区内煤样的CO2吸附能力是CH4的6.87～8.52倍。液态CO2相变射孔致裂技术平均可提高致裂孔煤层瓦斯抽采量12倍，致裂区域瓦斯抽采量提高了5.43倍，表明液态CO2相变射孔致裂增透技术可有效提高低渗煤层瓦斯抽采效率。

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