矿井瓦斯是成煤过程中生产的伴生气体，是影响我国煤矿安全生产的主要因素，也是一种储量以及热值与天然气相当的不可再生资源[1]。因此，瓦斯抽采不仅是预防矿井瓦斯灾害的根本保证，同时也是煤层瓦斯综合利用的前提工作。由于我国大多数瓦斯矿井地质条件差，煤层透气性低，裂隙不发育，吸附瓦斯的游离解析速度慢，造成瓦斯抽采困难，矿井瓦斯灾害多发[2]。自20世纪60年代以来，低渗煤层致裂增透瓦斯强化抽采技术已成为该领域学者长期研究的课题之一。经过长达半个世纪的研究与实践，我国学者已提出:保护层卸压瓦斯抽采技术[3-4]，水力化卸压瓦斯抽采技术[5-8]，常规密集钻孔瓦斯抽采技术[9]，深孔预裂卸压瓦斯抽采[10]等。上述技术有力的促进了我国低渗煤层瓦斯强化抽采技术的进步，但是受应用条件、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[8,11]。目前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[12]，因此深部低渗煤层增透技术的研究工作仍具有十分重要的意义。
CO2气体注入煤层能够促进吸附瓦斯的游离解析[13]，可实现CO2温室气体的有效利用与地质储存。1928年，P.WEIR研究发明了Cardox CO2爆破系统用于水泥厂料仓疏通，之后R.R KIRKPATRICK 将其应用于采石场安全爆破。20世纪90年代，煤炭科学研究总院在平顶山进行了Cardox CO2爆破系统地下开采试验。2014年王兆丰等[14-15]将Cardox CO2爆破系统进行改进，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。之后，周西华[16]、孙可明[17]、曹运兴[18]等分别采用数值模拟、实验研究、现场研究等方法对液态CO2相变致裂增透技术开展研究，表明:液态CO2相变致裂增透技术能够有效实现低渗煤层瓦斯增渗。但现阶段的研究大多没有考虑地应力作用下煤层致裂裂隙演化的方向性，不能实现定向致裂，且对于液态CO2致裂效果的研究单纯采用瓦斯抽采流量浓度进行研究，没有对煤层孔隙结构变化规律、瓦斯抽采衰减规律、影响半径等进行系统的研究。
笔者在现有研究基础[14-18]上，理论研究获得了地应力条件下穿层钻孔优势射孔致裂方向确定方法，结合现场实践对Cardox CO2系统技术装备进行改造，提出了液态CO2相变定向射孔致裂技术;进行现场试验，分析了致裂前后致裂孔煤样孔隙度变化规律及射孔致裂技术增透效果，提出了低渗煤层液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法，并分析了该方法在巷道掘进瓦斯超限防治过程中的应用效果。
1 技术原理及装置简介
1.1 地应力作用下液态CO2相变定向射孔优势方向理论分析
受地应力影响水力压裂[19]、深孔爆破[20]等致裂增透技术在应用过程均存在裂隙不均匀分布特征，因此，理论研究获得地应力作用下定向射孔优势方向，对于指导现场钻孔施工、提高致裂增透效果具有重要意义。
在研究过程中，假设孔壁为均质各向同性的线弹性煤岩体，采用弹性力学理论建立地应力作用下射孔致裂孔壁破裂压力计算模型。首先对大地坐标系(X,Y,Z)内的主应力(σ1,σ2,σ3)进行坐标转换至钻孔孔眼坐标系(x,y,z)，如图1所示。具体步骤如下:先将(X,Y,Z)以OZ轴按照右手定则旋转角α，转换为坐标系(x′,y′,z′);再将(x′,y′,z′)坐标系以oy′轴，按右手定则旋转角β，转换为坐标系(x,y,z)，其中α为钻孔相对σ1方向的相对方位角，即钻孔相对方位角。β为钻孔孔眼方向线与铅垂线的夹角，即孔斜角。
图1 钻孔孔轴的坐标变换示意
Fig.1 Schematic diagram of coordinate transformation of drilling hole axis
采用式(1)，将测试得到的三维地应力换算到钻孔笛卡尔坐标系[21]。
(1)
式中,σx,σy,σz分别为坐标系X,Y,Z方向的应力分量，MPa;τxy,τxz,τyz为剪应力分量，MPa;σ1,σ2,σ3分别为最大、中间、最小主应力，MPa;α,β分别为钻孔相对方位角及孔斜角，(°)。
考虑地应力及射孔应力的叠加作用，可以获得钻孔孔壁围岩r处应力分布为
(2)
式中,R,r分别为钻孔直径和极坐标半径，m;pwf为孔内射孔压力，MPa;σr,σθ,σzz,σrθ,σθz,σzr分别为距离钻孔轴心r且与σx呈θ角处的径向、切向、轴向正应力及剪应力分量，MPa。
由式(2)可以得到钻孔孔壁(R=r)处应力分布为
(3)
钻孔孔壁上任意点的主应力满足，
由此结合式(3)可以得到钻孔孔壁上任意点的主应力为
(4)
根据弹性力学理论结合式(4)，可以得出钻孔孔壁最大拉应力为
σmax(θ)=σ3=[(σθ+σzz)-
(5)
射孔致裂过程中，钻孔孔壁破裂的条件为孔壁最大拉应力σmax(θ)大于孔壁围岩的最大抗拉强度σt，则射孔致裂孔壁破裂的临界条件为
(6)
将式(3)代入式(6)可以得到
(7)
由式(1)和式(7)可以看出孔壁破裂压力和地应力大小、孔壁抗拉强度、泊松比及钻孔方位角、倾角等密切相关;在确定地点的孔壁破裂压力受方位角、倾角影响具有一定差异，因此在地应力作用下存在射孔致裂优势方向，分析提出地应力作用下液态CO2相变定向射孔优势方向判断方法的一般步骤如图2所示,图中αi,βij,θijk是对式(1),(7)中α,β,θ分别在区间(0°～360°)、(0°～90°)、(0°～360°)内遍历取值。
图2 液态CO2相变定向射孔优势方向确定流程
Fig.2 Flow chart for advantageous direction judgment method of liquid CO2 jet fracturing flow chart
1.2 液态CO2相变定向射孔致裂增透技术原理分析
液态CO2相变射孔致裂技术原理[14-15]是利用增压泵将液态CO2进行增压并灌装输入至内置电加热活化器和定压定向破裂片的储气管中，直至储气管内CO2气体转变为高压超临界状态。在进行液态CO2相变射孔致裂过程中，采用发爆器激活储液管内的电加热活化器，瞬间释放大量的热，使得储液管内温度瞬间急速升高，储液管内压力瞬间上升，超过储液管内定向定压破裂片的破坏临界压力。之后，储液管内高压超临界CO2瞬间卸压，CO2气体快速膨胀，在有限空间内形成高能CO2气流，由释放管的释放孔内喷出，形成高压CO2气流作用于煤岩体孔壁上。在高压CO2气流作用下在孔口形成射流冲击孔道，在孔道周边产生宏观裂隙及损伤区，产生明显的卸压作用，之后在地应力作用下孔道周边应力再次平衡，孔道周边裂隙不断演化扩展，形成裂隙网络[20-21]，如图3所示。在形成孔道、裂隙扩展过程中，一方面，由于裂隙扩展促使煤层卸压，使得煤层内吸附瓦斯自由扩散，向卸压区内裂隙通道流动;另一方面，CO2气体进入卸压后的煤岩体裂隙，在竞争吸附作用下促进甲烷的游离解析，提高卸压裂隙内的瓦斯浓度。
图3 液态CO2相变定向射孔致裂增透技术原理示意
Fig.3 Schematic diagram of liquid CO2 phase change directional jet fracturing
(a)液态CO2相变定向射孔致裂钻孔剖面示意;(b)液态CO2相变定向射孔致裂平面示意
1.3 液态CO2相变定向射孔致裂增透装置组成
笔者提出的液态CO2相变定向射孔致裂增透技术，是考虑到三维地应力作用下钻孔孔壁的射孔致裂存在优势方向，为了实现优势致裂方向上的人工可控定向射孔致裂，增加了定向装置，可以显示该装置释放孔在钻孔内的角度，实现高压液态CO2相变射孔致裂角度的调节控制，实现真正意义上的人工定向致裂。液态CO2相变定向射孔致裂增透装置由气压驱动井下液态CO2灌装系统、液态CO2储液管[14-15]、定向射孔致裂增透系统、导电推杆等装置组成，如图4(a)所示。气压驱动井下液态CO2灌装系统示意图如图4(b)所示，主要由:气动增压系统、储液罐、灌装控制系统、运输系统等组成，主要作用为采用井下压风驱动气动增压泵，实现CO2气体的井下增压灌装，主要特点为增压过程采用压风驱动，不会产生电火花，安全性高，可满足液态CO2储液管的井下规模化增压灌装;定向射孔致裂增透系统主要由定向装置(图4(c))、释放管等组成，主要作用为实现射孔角度的可视化显示，能够满足定向射孔致裂增透的现场应用需求。液态CO2储液管主要由:电加热活化器、定压定向破裂片、灌装阀及密封系统、储液管管体组成，是高压高能CO2气体的发生容器。
图4 液态CO2相变定向射孔致裂增透装置组成
Fig.4 Device composition of liquid CO2 phase change directional jet fracturing
2 现场试验及试验结果分析
2.1 工程背景
为了验证液态CO2相变定向射孔致裂增透技术在低渗煤层致裂增透方面的应用效果，以川煤集团白皎煤矿为试验基地开展相关试验及应用研究。白皎煤矿位于川南长宁—威远国家级页岩气示范区，煤层瓦斯地质储量共计1 407.17 Mm3，平均资源量丰度1.04×108 m3/km2，为中等储量丰度类别，矿区主采B4,B2煤层，B3煤层局部可采煤层，总厚平均为8.1 m。2016年瓦斯等级鉴定绝对涌出量86.071 m3/min，相对瓦斯涌出量48.63 m3/t，煤层透气性系数2.7×10-3～3.0×10-2 m2/(MPa2·d)，为低透气性煤层。由于矿区地质条件复杂、煤层透气性低，瓦斯抽采困难，造成矿井瓦斯灾害严重。本次现场试验位于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，为严重煤与瓦斯突出煤层。
2.2 液态CO2相变定向射孔优势方向确定
试验地点的三维地应力参数采用张东明等[22]研究结果，见表1;煤岩泊松比、煤岩抗拉强度等参数采用彭世龙等[23]研究结果，取煤岩泊松比为0.25，孔壁煤岩抗拉强度为5 MPa。结合上述参数，代入式(1)和式(7)，得到白皎煤矿试验区域孔壁破裂压力与钻孔方位角及倾角、孔内射孔角度等相关的理论方程，采用MATLAB数值计算软件，基于图2流程图，计算获得不同钻孔方位角、倾角、射孔角下孔壁破裂压力云图，如图5(a)所示。
表1 白皎矿地应力参数[22]
Table 1 In-situ stress parameters of Baijiao Coal Mine[22]
图5 孔壁破裂压力变化规律
Fig.5 Change rules of wellbore fracturing pressure
由图5(a)可以看出:孔壁的最小破裂压力pmin随钻孔相对方位角α、孔倾角β的变化而表现出较大的差异性，在(α,β)为(271,56)时pmin=26.7 MPa，而在(α,β)为(180,30)时pmin=6 MPa，前者为后者的4.45倍。且由图5(a)可以看出在钻孔相对方位角α为[0,30],[150,210],[330,360]时，pmin相对较低。由图5(b)可以看出尤其在α为0(或360)和180时，任意倾角钻孔的pmin均取得最小值，在α为[30,150],[210,330]，且β为[45,90]，[0,25]时，pmin相对较大。在方位角α一定的条件下，倾角在[0,45]和[135,180]破裂压力pmin取值相对较小，在倾角为30,150时pmin取得最小值，在倾角为54,125时pmin取得最大值。
综合上述分析可以看出，致裂增透过程中，孔壁起裂应力随钻孔方位角及倾角的改变而改变，因此在上述液态CO2相变定向射孔优势方向确定过程中，应结合现场巷道与煤层位置关系进行优化布置。且孔壁起裂首先从相对方位角α为[0,30]，[150,210],[330,360]区间段，即最大主应力近似平行的方向，这与以往的研究结果类似[19];获得白皎煤矿试验区域液态CO2相变定向射孔最优方向区间为α∈[0,30]∪[150,210]∪[330,360]，若受应用现场巷道与煤层位置关系或其他特殊因素影响钻孔相对方位角若布置在α∈[30,150]∪[210,330]时，钻孔倾角β应设置为[25,45]。
2.3 现场试验参数及试验过程
2.3.1 试验及测试钻孔布置方式
为了验证分析液态CO2相变定向射孔致裂增透技术在低渗煤层致裂增透瓦斯强化抽采应用效果及其影响半径。在研究过程中设置了液态CO2相变定向射孔致裂措施孔(F1,F2,F3)，试验区域瓦斯抽采孔(G1～G14)，常规瓦斯抽采孔(C1～C12)，钻孔布置如图6所示，钻孔布置参数见表2。
图6 钻孔布置示意
Fig.6 Schematic diagram of the layout of a test borehole
2.3.2 试验过程
依次施工G1～G14瓦斯抽采孔、C1～C12常规瓦斯抽采孔和F1,F2,F3致裂孔，施工完成后取样、封孔，进行致裂前煤层瓦斯抽采效果监测。7 d后，将液态CO2相变定向射孔致裂措施孔重新打开，进行液态CO2相变定向射孔致裂增透施工，施工后再次取样、封孔，进行致裂后煤层瓦斯抽采效果长期监测。为了分析液态CO2相变定向射孔致裂前后试验区域煤岩体的孔隙度变化特征对采集到的煤样进行压汞测试;根据试验区域瓦斯抽采长期监测结果，分析了致裂前后试验区域煤层气抽采的浓度、流量、衰减度等参数的变化规律，分析获得了液态CO2相变定向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及其影响半径。
表2 钻孔布置参数
Table 2 Parameter of the layout of a test borehole
2.4 试验结果分析
2.4.1 孔隙结构变化规律分析
煤岩体的孔隙结构是控制煤层对瓦斯吸附能力的主要因素，对煤岩体瓦斯渗透率有显著的影响[27]。笔者采用压汞法对液态CO2相变定向射孔致裂前后试验区域煤岩体的孔隙结构进行测试表征，分析致裂前后煤岩体孔隙结构变化规律，得到煤样孔隙参数见表3。其中1～3号、1-1～3-1号分别取自F1～F3孔内致裂前后。
表3 煤样孔隙度参数
Table 3 Parameter of porosity of coal sample
由表3可以看出，液态CO2相变定向射孔致裂后，试验区域煤岩体的总孔隙度，分别从19.440 3%，9.954 3%，10.589 0%增长到22.610%，13.502 4%,10.850 7%，分别提高16.31%，35.68%，2.46%。液态CO2相变定向射孔致裂后，煤岩体最大孔径分别从176.3 μm提高到182.7 μm，160.8 μm提高到181.0 μm，203.9 μm提高到209.4 μm，分别增加了3.63%，12.56%，2.69%。煤样总比表面积分别增加94.32%,50%和60%。
得到致裂前后试验区域煤样孔径分布柱状图，按照B.B.霍多特[24]研究结论，将煤岩体内空隙按照孔径大小分为过渡孔(0.01～0.1 μm)、中孔(0.1～1 μm)、大孔(1～100 μm)、可见孔(>100 μm)，并分析得到各类孔占总孔的百分比，如图7(限于篇幅仅列出F1煤样孔径分布直方图)及表4所示。其中1～3号为致裂前煤样，1-1～1-3号为致裂后煤样。
图7 煤样孔径分布直方图
Fig.7 Histogram of pore size distribution of coal samples
由图7及表4可以看出，试验区域煤样的孔径分布[25-26]主要是由大孔(51.59%～75.28%)，其次是可见孔(23.65%～48.66%)组成。液态CO2相变定向射孔致裂后可见孔占比分别增加了2.49%，49.16%和0.81%。B.B.霍多特[24]的研究表明，大孔主要构成煤岩体的层流渗透区，而可见孔是层流和紊流流动并存的渗流通道，因此，煤层基质中的可见孔增加可以在一定程度上提高煤层渗透率。以上结果表明，液态CO2相变定向射孔致裂增透技术可以有效的改善煤岩体基质内孔隙结构，并促进煤岩体基质内孔隙发育，改善煤层瓦斯渗流条件。分析认为主要有两个方面的原因:① 在液态CO2相变定向射孔致裂过程中，产生的瞬间二氧化碳气体应力波作用于孔壁煤岩体上，使煤体宏观裂隙发展广泛，同时，煤基质中孔隙的数量和大小也产生一定程度的增加[27]。② 在液态CO2作用下煤中有机质及矿物质部分溶解，使得煤岩体内孔隙增加。
表4 煤样孔径大小分布占比[25-26]
Table 4 Pore size distribution of coal sample[25-26] %
注:表中“—”为测试结果接近“0”。
2.4.2 液态CO2相变定向射孔致裂增透效果分析
浓度、流量及衰减系数是反映瓦斯抽采效率的重要参数[2,18]。根据现场试验期间液态CO2相变定向射孔致裂增透措施孔(F1,F2,F3)瓦斯抽采参数长期监测结果，分析得到致裂前后煤层瓦斯抽采浓度、纯流量变化情况如图8所示。从图8可以看到，通过液态CO2相变定向射孔致裂增透后煤层瓦斯抽采效果产生明显的效果，主要体现在3个方面:
(1)瓦斯抽采浓度明显上升。由图8可以明显看到，液态CO2相变定向射孔致裂增透前，F1,F2,F3钻孔的瓦斯抽采浓度开始为40%～60%，抽采7 d后降低到20%～40%。而在液态CO2相变定向射孔致裂增透后，瓦斯抽采浓度提高到85%～95%，在抽采一个月后，瓦斯浓度仍可达到70%以上。
(2)瓦斯抽采纯流量明显增长。图8曲线表明，液态CO2相变定向射孔致裂增透后煤层瓦斯抽采纯流量产生明显的增长趋势。表5给出了致裂前煤层瓦斯抽采平均纯流量值(Fb)、致裂后煤层瓦斯抽采纯流量值(Fa)及平均纯流量值
增透后瓦斯抽采纯流量增长倍数等统计参数。由表5可以看出，液态CO2相变定向射孔致裂增透当天，瓦斯抽采流量分别增加12.15，11.33，12.53倍，平均增加12倍;抽采一个月后瓦斯抽采平均纯流量分别增加8.69,10.44,8.30倍，平均增加9.14倍。
图8 致裂前后煤层瓦斯抽采浓度及流量变化规律
Fig.8 Change law of gas extraction concentration and flow in coal seam before and after cracking
表5 致裂增透后瓦斯抽采纯流量增长倍数
Table 5 Increase of flow rate of gas extraction after fracturing
(3)煤层瓦斯抽采流量衰减系数明显降低。煤层瓦斯流量衰减系数是瓦斯抽采流量随时间变化的特征系数，可作为评价煤层瓦斯抽采难易程度的指标[2,28]。我国煤矿瓦斯抽放规范规定，瓦斯抽采流量衰减系数小于0.003的属于容易抽采煤层，可直接进行瓦斯抽采;大于0.05的属于难抽采煤层，需要采取增透措施后才能进行瓦斯抽采，介于0.003和0.05之前的属于可抽采煤层。因此，降低煤层瓦斯衰减系数具有十分重要的意义，其计算公式[2]为
qt=q0e-β′t
(9)
其中,qt为抽采钻孔经t日抽采时的瓦斯流量，m3/min;q0为瓦斯抽采钻孔的初始瓦斯流量，m3/min;t为瓦斯抽采时间，d;β′为钻孔瓦斯流量衰减系数，d-1。根据式(9)对相变定向射孔致裂孔瓦斯抽采浓度、纯流量监测数据进行拟合，得到F1,F2,F3三个钻孔瓦斯流量衰减系数见表6。由表6可以看到，液态CO2相变定向射孔致裂增透前试验区域煤层瓦斯抽采流量衰减系数分别为:0.145，0.218，0.178，平均为0.181，均为难抽采煤层。液态CO2相变定向射孔致裂增透后，试验钻孔煤层瓦斯抽采流量衰减系数分别为:0.013 8，0.004 7，0.018 2，分别降低了90.4%，97.7%，89.9%，经液态CO2相变定向射孔致裂增透技术后，均转变为可抽采煤层。
表6 致裂前后抽采钻孔瓦斯流量衰减系数
Table 6 Attenuation coefficient of gas extraction after fracturing
综合上述分析表明:液态CO2相变定向射孔致裂增透技术可有效提高瓦斯抽采浓度及流量，致裂当天可提高瓦斯抽采纯流量12倍左右;致裂孔抽采一个月后，瓦斯抽采纯流量仍是致裂前的9倍左右。液态CO2相变定向射孔致裂后，试验区域煤层瓦斯抽采流量衰减系数，平均降低92%，试验区域煤层由难抽采转变为可抽采煤层。
2.4.3 液态CO2相变定向射孔致裂增透影响半径分析
(1)依据煤层瓦斯抽采参数判断增透影响半径。液态CO2相变定向射孔致裂增透技术的影响半径是影响该技术在应用过程中钻孔布置的重要参数[3]。根据现场试验期间G1～G14瓦斯抽采监测孔的参数监测，得到致裂孔周边不同距离处抽采孔在致裂前后瓦斯抽采浓度和纯流量变化规律如图9所示。
图9 试验区域瓦斯抽采监测孔浓度及纯流量变化规律
Fig.9 Change law of concentration and pure flow of gas extraction in test area
根据图9可知:液态CO2相变定向射孔致裂增透前后，致裂孔周围不同距离处抽采孔的瓦斯浓度和纯净流量具有不同的变化规律。从图9(a)可以看出，抽采孔G1～G5瓦斯浓度在致裂增透后有明显的增加趋势，最大增幅为2.38倍，最小增幅为1.87倍;而抽采孔G6～G14的瓦斯浓度在致裂增透后没有明显的增加趋势。由图9(b)可以看出，致裂增透后抽采孔G1～G7的瓦斯抽采纯流量明显增加，最大增幅为13.50倍，最小增幅为3.06倍;抽采孔G8～G14没有明显增加。以上分析表明试验区域瓦斯抽采浓度及流量的变化存在明显的距离效应。
由图9试验区域瓦斯抽采监测孔浓度及纯流量变化规律分析得到致裂后致裂孔周边不同距离处瓦斯抽采浓度和纯净流量的变化情况，如表7和图10所示。
表7 试验区域致裂孔周边抽采孔瓦斯浓度及流量增长规律
Table 7 Growth law of gas concentration and flow rate in the extraction hole of the test area
图10 致裂前后纯流量、浓度增加倍数与距离关系曲线
Fig.10 Relation curves of the increase times of pure flow rate,concentration between distance
由表7及图10可以看出，瓦斯抽采纯流量和浓度的增加倍数随着与致裂孔距离的变化而变化。根据图10(a)可以明显的看出，当瓦斯抽采孔距离液态CO2相变定向致裂增透孔9 m后，瓦斯抽采纯流量的增长倍数呈急速下降趋势。如图10(b)所示，当瓦斯抽采孔液态CO2相变定向致裂增透孔7 m时，瓦斯抽采浓度的增长倍数呈明显的下降趋势，但在接近13 m处扔增长了1.5倍，因此认为液态CO2相变定向射孔致裂增透技术的影响半径大于9 m小于13 m。
(2)PFC2D颗粒流程序数值模拟方法确定。煤岩体液态CO2相变定向射孔致裂过程具有非连续性、大变形特征，颗粒流程序(PFC)模拟裂纹萌生、扩展过程具有较好的适应性[17,20,29]。建立模型尺寸为20 m×20 m。为了简化计算将液态CO2相变定向射孔致裂装置释放管略去，简化为在模型左侧边界中间位置的单个孔眼的高压气体致裂，模型边界水平应力(x方向)设置为14.63 MPa，垂直应力(y方向)设置为13.82 MPa(由表1、式(1)计算得到)。液态CO2相变定向射孔致裂高压气体压力曲线图11所示。得到液态CO2相变定向射孔致裂后，物理模型中球颗粒的位移及接触力等相关参数云图，如图12所示。
图11 高压气体荷载曲线[14,18]及PFC模型细观参数
Fig.11 High pressure gas load curve and mesoscopic parameters of PFC model
图12 PFC2D颗粒流程序数值模拟结果
Fig.12 Numerical simulation results of PFC2D
从图12(a)可以看到计算结果中球颗粒的最大位移为3.59 m，主要发生在射孔孔眼位置，为距离射孔孔眼水平1.5～5.5 m处;在距射孔孔眼水平方向7 m处的局部球颗粒存在0.75～1.00 m的位移;位移云图中可以看到距离射孔孔眼附近垂直范围内(10 m)及水平方向13 m处存在球体颗粒分离的白色区域，表明液态CO2相变定向射孔致裂的影响范围可达为13 m。同理由图12(b)可以看出，在距离射孔孔眼3 m处球体间接触力最大为89.2 MPa，表明在高压气体作用下球体颗粒间互相挤压，在距离射孔孔眼7.2,11.1,16 m处球体间接触力约分别为20,15,5 MPa，表明受液态CO2相变定向射孔致裂影响高压气体荷载已影响到16 m处煤体。
综合，现场试验瓦斯抽采参数及数值模拟研究结果，考虑到实际应用中效果会受到煤层断层及原生裂隙影响，认为根据现场试验瓦斯抽采浓度及流量参数确定得到的液态CO2相变定向射孔致裂增透技术的影响半径大于9m小于13 m具有一定的可靠性。
3 液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法应用及效果评价
上述试验研究表明，本文提出的液态CO2相变定向射孔致裂增透技术，能够有效改善煤层孔隙结构，并促进煤岩体基质内孔隙发育，改善煤层瓦斯渗流条件，可有效提高瓦斯抽采浓度及抽采流量，降低煤层瓦斯抽采衰减系数。为了验证该技术在突出煤层巷道掘进期间防治煤与瓦斯超限效果，基于液态CO2相变定向射孔致裂增透影响半径分析结果，提出了低透气高突煤层液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法(图13)，以白皎煤矿复杂地质条件高突危险性掘进工作面为应用现场进行现场应用研究，分析该方法在掘进工作面瓦斯超限治理方面的应用效果。
图13 液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法
Fig.13 Mesh drilling gas drainage method based on LCO2 phase change directional jet fracturing technology
应用地点位于白皎煤矿2372待掘煤巷，煤层平均厚度1.5 m，瓦斯含量12.67～20.4 m3/t，瓦斯压力1.7～3.1 MPa。2008年起开始底板道穿层钻孔对该待掘煤巷条带实行预抽，2013年1月开始进行掘进施工，至2017年2月仍未行成工作面巷道，主要原因是掘进期间瓦斯涌出量大，超限频繁，一般掘进10～20 m就需要停头进行瓦斯超限治理。如图14所示，为2017年1月至2月2372回采巷道掘进工作面瓦斯涌出量实时监测情况。由图14可以看出，采用常规瓦斯抽采钻孔进行抽采后，在巷道掘进期间(1月18日—22日)，4 d时间内发生了6起瓦斯超限事故，严重影响矿井安全生产。
为缩短2372掘进工作面瓦斯抽采时间，验证液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法在防治巷道掘进瓦斯超限方面的效果。1月22日至24日，在2372风道东头碛头施工6组钻孔，18个液态CO2相变定向射孔致裂增透孔(钻孔布置如图15所示)，进行致裂增透煤层瓦斯抽采。1月28日钻孔瓦斯浓度和流量都出现明显衰减，恢复2372风道东头掘进作业，一直到2月9日连续掘进55 m，掘进期间工作面最大瓦斯浓度不超过0.4%。液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采治灾后，连续掘进进尺是原有治灾技术的4～5倍。
4 结 论
(1)受三维地应力影响孔壁破裂压力随钻孔方位角、倾角及射孔角度表现出明显的方向性，研究提出了地应力条件下下液态CO2相变定向射孔优势方向确定方法。确定了白皎煤矿试验区域液态CO2
图14 2372风道东头掘进期间瓦斯浓度曲线
Fig.14 Gas concentration curve of 2372 heading face
图15 网格式瓦斯抽采方法钻孔布置
Fig.15 Schematic diagram of the layout
相变定向射孔最优方向区间为α∈[0,30]∪[150,210]∪[330,360]，其次为α∈[30,150]∪[210,330]，同时β∈[25,45]的区间内。
(2)改进提出了液态CO2相变定向射孔致裂增透技术，现场试验及实验测试显示，该技术实施后煤岩体的总孔隙度、孔径、比表面积、可见孔占比等参数均出现明显增长，表明该技术可以有效地改善煤岩体基质内的孔隙结构，促进煤岩体基质内孔隙发育。
(3)试验区域液态CO2相变定向射孔致裂增透效果分析表明:该技术可有效提高瓦斯抽采浓度及流量，致裂当天可提高瓦斯抽采纯流量12倍左右;致裂孔抽采一个月后，瓦斯抽采纯流量仍是致裂前的9倍左右。液态CO2相变定向射孔致裂后，试验区域煤层瓦斯抽采流量衰减系数，平均降低92%，试验区域煤层由难抽采转变为可抽采煤层。经现场试验及PFC2D数值模拟计算表明，该技术的影响半径大于9 m小于13 m。
(4)现场应用表明，提出的低透气高突煤层液态CO2相变定向射孔致裂增透网格式瓦斯抽采方法，可有效预防低透气高突煤层巷道掘进期间的瓦斯超限问题，提高巷道掘进速度4～5倍。
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