Key technologies of emergency response and large diameter borehole for mine surface rescue
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摘要: 【目的】大直径救生孔多次在矿山地面钻探救援中得到成功应用，但在快速出动、跨区域救援等应急响应方面仍有短板，在应对复杂地层时大直径救生孔的工艺适配性不足。【方法】从应急救援整体角度出发，以救援时效为指标，就响应能力提升、复杂地层成井工艺等关键技术进行总结。构建了矿山地面钻探救援应急处置流程，明确了预案启动、响应动作和响应速度3个方面的提升内容，建立了跨区域救援层次化出动机制和钻前技术保障响应机制。分析了大直径救生孔松散层、基岩层钻进工艺特点，提出了针对破碎、高涌水等复杂地层施工难点的解决方案，指出了救援提升过程中的典型问题。【结果和结论】研究表明：（1）科学的矿山地面钻探救援应急响应机制是提高救援效率的重要方式之一，通过采用跨区域救援层次化出动机制和钻前技术保障响应机制，可有效提高应急响应效率2.3倍。（2）形成了复杂地层条件下大直径救生孔高效成井的解决方案，应用于济宁九顶山矿大直径救生孔工程试验，完钻孔深403.2 m，终孔孔径580 mm，平均机械钻速2.5 m/h，从应急响应到救援提升总用时311.95 h，救援整体时效性提升47%。（3）就救援时效性而言，救援准备阶段的提升效率要优于救援实施阶段，且应急响应能力的提升途径更易实现，因此在钻探工艺和装备提升不大的情况，矿山救援队应着重提升应急备战和快速反应能力。研究结果可满足400 m以浅矿山应急救援需求，可指导矿山救援队建立应急响应机制，为大直径救生孔的施工设计提供参考，对矿山地面钻探应急救援具有指导意义。Abstract: [Objective] Large diameter lifesaving holes have been successfully applied multiple times in emergency rescue operations of surface mining drilling. However, there are still shortcomings in rapid deployment and cross-regional rescue, and the technological adaptability of large diameter lifesaving holes in coping with complex strata is insufficient. [Methods] From the perspective of emergency rescue as a whole, focusing on rescue efficiency, key technologies such as enhancing response capabilities and adapting drilling techniques for complex strata were summarized. An emergency response process for surface mining drilling rescue was constructed, specifying improvements in contingency plan activation, response actions, and response speed. Hierarchical cross-regional rescue mobilization mechanisms and pre-drilling technical support response mechanisms were established. The drilling process characteristics of loose strata and bedrock layers for large diameter lifesaving holes were analyzed, proposing solutions for construction challenges in complex strata such as fragmentation and high water inflow, and identifying typical issues in rescue enhancement processes. [Results and Conclusions] The study demonstrates that: (1) A scientific emergency response mechanism for surface mining drilling rescue is one of the important ways to improve rescue efficiency, by adopting hierarchical cross-regional rescue mobilization mechanisms and pre-drilling technical support response mechanisms, emergency response efficiency can be effectively increased by 2.3 times. (2) An efficient well construction solution for large diameter lifesaving holes under complex strata conditions has been developed and applied in the experimental project of Jiuding Mountain Mine in Jining, achieving a final hole depth of 403.2 m, a hole diameter of 580 mm, and an average mechanical drilling speed of 2.5 m/h. The total time from emergency response to rescue enhancement was reduced to 311.95 hours, improving overall rescue timeliness by 47%. (3) In terms of rescue timeliness, efficiency improvements in the rescue preparation phase are superior to those in the implementation phase, and enhancing emergency response capabilities is more achievable. Therefore, mining rescue teams should focus on improving emergency preparedness and rapid response capabilities, even when drilling techniques and equipment enhancements are limited. The research results meet the emergency rescue needs of mines shallower than 400 m, provide guidance for mining rescue teams to establish emergency response mechanisms, offer references for the construction design of large diameter lifesaving holes, and have significant guiding implications for emergency rescue in surface mining drilling.
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瓦斯灾害仍然是煤矿生产的重要威胁，制约着矿井的安全高效生产。水力压裂技术广泛应用于地面煤层气勘探开发工作中，对推动我国煤矿瓦斯资源化开发利用，保障煤矿安全生产发挥了重要作用[1-4]。为了解决煤层透气性差、预抽钻孔抽采流量衰减速度快、浓度低等问题，相关学者将地面煤层气水力压裂技术引入了煤矿井下，并开展了大量的研究和试验工作。孙四清[5]、贾秉义[6]、郑凯歌[7]等开展了定向长钻孔水力压裂增透瓦斯抽采技术研究与工程实践，压裂后，瓦斯抽采效果较常规措施提升显著。陈冬冬等[8]总结了定向长钻孔水力压裂增透瓦斯抽采技术体系，并分析了不同工艺的应用情况。然而上述研究主要以清水压裂为主，相比于清水压裂，加砂压裂能够延缓裂缝闭合，增加钻孔有效抽采时间，提高瓦斯抽采效果[9-10]，因此部分学者在煤矿井下开展了加砂压裂探索。中煤科工集团西安研究院有限公司在山西阳泉矿区新景煤矿开展了定向长钻孔低压端分段加砂压裂实践，加砂压裂后最高日产气量大于2 000 m3，增透效果显著[11-12]。陈建等[13]用圆柱形钢质腔体焊接加工了高压端加砂装置，并进行了现场工程试验。但是由于该装置内压裂液为单向流，混砂效果较差，且体积有限，单次储砂量较小，无法实现有效混砂和连续加砂压裂，易出现砂堵，导致现场应用工艺复杂。因此，虽然开展了煤矿井下加砂压裂研究，但是受井下作业空间、供水供电及防爆要求等条件限制，地面水力加砂压裂装备无法直接应用于煤矿井下，当前煤矿井下仍然以清水压裂为主。再者，由于低压端加砂压裂需专门的混供砂装备，压裂系统较复杂，对作业空间、供电等配套条件要求较高，推广应用受到一定限制。因此研究开发高压端加砂压裂装备，对于提高煤矿井下水力加砂压裂技术的适用性具有重要意义。
为了克服现有装备和技术的不足，结合煤矿井下实际，笔者提出了煤矿井下高压端连续加砂压裂的思路，并开展了煤矿井下高压端连续加砂压裂装备及配套工艺技术的研发，以期为煤矿井下水力加砂压裂提供装备和技术支撑。
1 高压端连续加砂装备研发
1.1 高压端连续水力加砂压裂技术
高压端水力加砂压裂，是在压裂之前将石英砂(或者其他类型支撑剂)装入位于压裂泵和钻孔之间的加砂装备中，压裂液经过压裂泵加压后进入加砂装备，对石英砂进行冲击扰动实现混砂，之后在高压水的冲击裹挟下经高压管路进入地层裂缝中(图1)。“连续”是指压裂之前装入加砂装备中的石英砂能够满足一个或者多个穿层钻孔的加砂压裂。
由于水力压裂过程中加砂装备处于高压状态，为了确保水力压裂过程安全可控，高压端连续水力加砂压裂装备需满足以下条件：没有外部动力条件下，密闭空间内能够有效混携砂；可远程控制，操作简单；在煤矿井下受限空间内，装备体积大，能储存足够量的石英砂，实现连续供砂。
1.2 高压端密闭混供砂原理
基于1.1节中的技术思路、工作条件及要求，根据文丘里原理，高压流体流经不同管径，流速和流态会发生变化[14-15]，使压裂液在高压容器内形成旋流，进而冲击混砂[16]，据此提出了高压端连续水力加砂压裂装备的设计思路(图2)。该装备主要包括混砂仓和携砂仓两部分，二者采用阀门连接。通过阀组的控制使压裂液由混砂仓向携砂仓形成快速流动，通过供液通道直径的变化，使压裂液在装置内形成旋流，压裂液进入携砂仓之后与从携砂仓进液口进入的压裂液进一步混合，之后进入高压管路，注入压裂钻孔。
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图 2 液流冲击式混砂装备设计原理Figure 2. Design principle of fluid flow impact sand mixing equipment1.3 装备研制
在1.1节和1.2节的基础上设计高压端连续水力加砂压裂装备整体结构(图3)及各部件具体参数(表1)，并据此加工了装备。其中混砂仓总长度2 740 mm，中间为内径500 mm的圆筒，两端为与之相连的半球。混砂仓上设置有2个进液口、1个安全泄压口、1个安全防护口以及2个出水出砂口。为了进一步提升装备的混砂效果，在混砂仓进液口设置了“h”形冲砂管，冲砂管出水口带有一定角度，且与混砂仓出水出砂口错开一定距离。携砂仓整体长度为2 566 mm，中间为一内径209 mm的圆筒，两端为与中轴线成48°夹角的圆锥体。携砂仓两端分别设置有进液口、出液口，侧面设置有进水进砂口。混砂仓的出水出砂口与携砂仓的进水进砂口通过控制阀门连接。
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图 3 高压端连续水力加砂压裂装备结构组成Figure 3. Structure composition of high pressure side continuous hydraulic sand fracturing equipment加工装备额定耐压能力达55 MPa，一次可装石英砂750 kg，可满足煤矿井下大部分工况需求。装备主要参数见表1。
表 1 高压端连续水力加砂压裂装备参数Table 1. Parameters of continuous hydraulic sand fracturing equipment at high pressure side名称 长度/m 内径/m 容积/m3 进液口规格 出液口规格 混砂仓 2.740 0.500 0.450 DN19 携砂仓 2.566 0.209 0.07 DN31.5 2 混携砂效果分析与验证
在装置设计的基础上，开展了数值模拟和实验室仿真实验，以进一步验证在该装置条件下液流冲击混携砂效果。需要说明的是，由于该装置为非标装置，故数值模拟和室内实验仅从宏观上对装置的混携砂效果进行验证。
2.1 液流冲击式混携砂数值分析
高压端连续加砂装备内的液体流动可视为不可压缩的稳定流动，符合质量和动量守恒定律[17]。其基本控制方程由连续性方程和Navier-Stokes方程构成，其中连续性方程为：
$$ \frac{\partial {{u}}}{\partial {x}}+\frac{\partial {{v}}}{\partial {y}}+\frac{\partial {{w}}}{\partial { {\textit{z}}}}=0 $$ (1) 式中：u、v、w分别为速度在x、y、z方向的分量，m/s。
Navier-Stokes方程为：
$$ \frac{\partial ({\rho } {{{u}}}\text{)}}{\partial t}+\nabla (\rho {u}{{U}})=-\frac{\partial p}{\partial x}+\mu {\nabla }^{2}\mathit{u}+{F}_{x} $$ (2) $$ \frac{\partial ({\rho} {{{v}}}\text{)}}{\partial t}+\nabla (\rho {v}{{U}})=-\frac{\partial p}{\partial y}+\mu {\nabla }^{2}\mathit{v}+{F}_{y} $$ (3) $$ \frac{\partial ({\rho} {{{w}}}\text{)}}{\partial t}+\nabla (\rho {w}{{U}})=-\frac{\partial p}{\partial {\textit{z}}}+\mu {\nabla }^{2}\mathit{w}+{F}_{ {\textit{z}}} $$ (4) 式中：ρ为水的密度，kg/m3；μ为水的动力黏度系数，Pa·s；t为时间，s；U为速度，m/s；p为流体微元体上的压力，Pa；Fx、Fy、Fz分别为单位体积上质量力在x、y、z方向的分量，N。
在受限的密闭空间内，随着高压流体的持续注入，基于出入口直径差异和液体流向的改变形成的旋流状态，可以有效实现混砂。
依据研发的加砂装备的结构参数等比例建立了数值计算模型，采用Fluent数值模拟软件对装备的混携砂性能进行模拟分析。采用Multiphase中的Eulerian多相流模型，Viscous Model选择K-Epsilon模型，采用一阶迎风格式对其进行离散。边界条件设置为压裂之前混砂仓中装入总容积50%的20~40目(0.425~0.850 mm)石英砂，注入流量为200 L/min，系统压力15 MPa。分析不同时间混砂仓内石英砂分布和携砂仓出口处石英砂的体积分数，反映装备的混携砂能力，模拟结果如图4和图5所示。
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图 4 液流冲击下不同时间装置内石英砂分布特征Figure 4. Distribution characteristics of quartz sand in the device at different times under the impact of liquid flow![]()
图 5 液流冲击下装置出口处石英砂体积分数曲线Figure 5. Volume fraction of quartz sand at the outlet of the device at different times under the impact of liquid flow由图4可以看出，受高压水冲击，石英砂在装置中处于运动状态，冲击时间不同，石英砂运动分布特征也不相同。由图5可以看出，初始阶段(0~1 s)由于混砂仓中的石英砂刚刚进入携砂仓，还未到达携砂仓出口，因此，出口处石英砂体积分数为0，1~2 s出口处的石英砂体积分数急剧增加，携砂仓中的石英砂到达出口。2~8 s出口处的石英砂体积分数增速逐渐变化，在8 s时，出口处石英砂的体积分数达到最大。混砂仓中石英砂一定，随着混砂过程的进行，混砂仓中总砂量越来越少，出口处石英砂体积分数越来越小。模拟分析结果显示，研发的装备在流量较小且高压状态下能够有效实现混砂和携砂。
2.2 液流冲击式混砂实验验证
为了进一步验证液流冲击式混砂的可行性，仿照研发的高压端连续水力加砂压裂装备设计了室内仿真模拟实验装置(图6a)。该装置同样由混砂仓和携砂仓组成，材料为透明有机玻璃板，耐压0.2 MPa。其中混砂仓为一处于倒立状态，断面为等腰三角形的箱体，顶部设置有进液口1、进液口2、加砂泄压口。携砂仓为一圆柱，两端分别为进液口和出液口。混砂仓与携砂仓通过两个控制阀连接。实验装置参数见表2。
表 2 模拟实验装置参数Table 2. Parameter table of experiment device名称 长度/mm 高度/mm 宽度/mm 容积/L 混砂仓 400 300 300 18.00 携砂仓 600 50 4.71 实验装置配套了由闸阀、球阀、压力表、钢丝软管等组成的供液和控制系统。该控制系统左侧为主管路，连接供液装置，右侧为压力表和分支管路，分别连接混砂仓上的进液口1、进液口2，以及携砂仓上的进液口，通过不同阀门的开启与闭合实现液流方向的调整(图6b)。其中闸阀1所在管路连接至携砂仓的进液口，闸阀2和球阀1所在管路连接至混砂仓上部的进液口1和进液口2。携砂仓出水口通过管路连接至装有滤网的水箱中。由于实验系统耐压能力低，而管路直径相对较大，系统内液体流速慢，携砂能力较低，为了防止支撑剂沉降，实验用支撑剂密度为1.07 g/cm3，规格20~40 目(0.425~0.850 mm)的超低密度聚合物，压裂液为清水。
实验系统连接完成后，关闭所有控制阀门，向混砂仓中加入超低密度聚合物，开启闸阀1使压裂液通过携砂仓。观察压力表1压力变化情况，之后部分开启控制阀1，同时开启闸阀2，使压裂液进入混砂仓冲击超低密度聚合物，同时观察压力表2变化情况，注意混砂仓内超低密度聚合物冲击情况。待压力升至接近0.2 MPa时完全开启控制阀1，此时观察混砂仓内超低密度聚合物分布情况以及携砂仓内超低密度聚合物运动情况。开启控制阀2，缓慢开启球阀1，注意压力表3变化情况，观察此时混砂仓内超低密度聚合物分布情况和携砂仓内超低密度聚合物运动情况，直至球阀1完全开启。
通过实验可以看出，在控制阀门均关闭的情况下，位于底部的支撑剂在高压水的冲击作用下呈悬浮状态，说明由混砂仓顶部进入的高压水对支撑剂具有良好的冲击作用。在控制阀开启的情况下，支撑剂明显向阀门方向流动，之后进入携砂仓随高压水进入管路。实验过程中还可通过调节不同阀门的开合程度来控制压裂液流量的大小，进而调整压裂液的混砂和携砂能力。实验结果进一步验证了研发的装置在原理上可行，能够实现支撑剂的冲击和携带。
3 高压端连续水力加砂压裂装备控制系统
3.1 连接与控制系统设计
根据研发的高压端连续水力加砂压裂装备，本着安全可控、节能环保、操作便捷的原则设计煤矿井下高压端连续水力加砂压裂系统，如图7所示。该系统主要包括远程控制、高压加砂装备(由混砂仓、携砂仓和气动加砂阀组成)、压裂泵、气动控制面板以及高压管路(图7中由压裂泵到钻孔方向的实线)和气动控制管路。其中混砂仓与携砂仓并联设置，二者通过气动加砂阀连接，混砂仓上设置有气动卸压阀和安全阀。压裂泵通过四通分别与混砂仓的进液口、携砂仓的进液口、气动控制面板4的进液口连接，携砂仓的出液口与气动控制面板4的出液口均通过三通和气动控制面板5与钻孔连接。
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图 7 高压端连续水力加砂压裂试验系统Figure 7. Continuous hydraulic sand fracturing test system at high pressure side该系统包括相互并联的3个过液通道，不同过液通道之间既可独立运行也可联合运行(图7)。其中通道一是由黑色线路、蓝色线路组成，该通道主要进行前置液的加注；通道二是由黑色线路、红色线路和气动控制面板3所在的蓝色线路组成，该通道主要进行携砂液和顶替液的加注；通道三是由黑色线路和绿色线路组成，该通道主要作用是系统出现砂堵后的排查和处理。所有过液通道均包括由压裂泵方向到钻孔方向的线路和位于线路上的装置。该系统不需要外部动力，所有阀门通过矿用压风进行远程集中控制，通过不同阀门的开启和闭合实现过液通道的切换以及加砂速度的控制。
3.2 系统携砂效果检验
为了验证所设计系统的混砂和携砂效果，在系统连接完成后(图7)，加砂压裂施工之前，设计了3 种方案对不同过液通路携砂能力进行了现场试验。试验结果见表3。
表 3 不同过液通路携砂情况统计Table 3. Sand carrying statistics of different liquid paths方案 加注时间/min 加砂量/kg 石英砂/mm 携砂速度/(kg·min−1) 备注 1 5 4.5 0.425~0.850 0.9 “通道二”中气动加砂阀2未开启 2 4 2.0 0.5 方案1的基础上开启“通道一” 3 4 2.5 0.625 “通道一”和“通道二”中只开启气动加砂阀1、气动加砂阀2的联合通路 注：表中“通道一”“通道二”均为3.1节中所述内容。 可见方案1过液通道系统携砂能力为0.9 kg/min；方案2过液通道系统携砂能力为0.5 kg/min；方案3过液通道系统携砂能力为0.625 kg/min。同时启动2个气动加砂阀能够增加石英砂加注速度。需要说明的是，本试验是在不带压的条件下进行的，压裂液流速较快，实际工况条件下携砂速度应小于本次试验结果。
4 高压端连续水力加砂压裂现场试验
4.1 试验区概况
试验地点为安徽淮南矿区潘三煤矿，目标煤层为二叠系上石盒子组13-1煤。煤层平均厚度4.0 m，坚固性系数f值0.26~0.52，瓦斯含量8.4 m3/t，瓦斯压力2.6~2.8 MPa。13-1煤透气性系数0.022 m²/(MPa²·d)，低于煤矿AQ 1027—2006《瓦斯抽放规范》[18]的标准值0.1 m2/(MPa²·d)，属较难抽采煤层。
4.2 试验参数设计与施工
由底板瓦斯治理巷向工作面条带和中部施工上向穿层钻孔，运用研制的高压端连续加砂装备进行水力加砂压裂。设计前置液量不小于60 m3，携砂液量不小于120 m3，现场试验过程中，根据泵注压力变化情况对设计参数进行实时调整。累计进行了5个钻孔的水力加砂压裂增透试验(表4)。
表 4 高压端连续水力加砂压裂施工参数Table 4. Construction parameters of continuous hydraulic sand fracturing at high pressure side孔号 压裂段/m 砂量/kg 前置液/m3 携砂液/m3 顶替液/m3 最大泵注压力/MPa Y26 7.4 140 40 114 10 29 Y36 7.9 120 40 63 5 34 Y37 8.9 110 80 152 10 34 GY37 9.7 150 100 191 10 30 Y28 9.5 150 100 190 10 32 由表4可知，5个压裂钻孔有效压裂段长度7.4~9.7 m，平均8.68 m；加砂量110~150 kg，累计注液108~301 m3，其中携砂液63~191 m3，最大泵注压力29~34 MPa。5个压裂钻孔中，Y26和Y36钻孔按照表3方案1进行石英砂的加注，其余钻孔按照表3方案2进行石英砂的加注。
4.3 石英砂加注路线分析
本次试验，所有钻孔均是将石英砂一次性加注到混砂仓，连续加注完成，试验过程中对不同的加注工艺进行了分析研究。通过现场试验发现，在该种系统连接方式下，受高压水冲击，能够有效实现混砂，压裂液携砂能力较强，试验过程中如果将气动加砂阀1和气动加砂阀2同时开启，石英砂加注速度较快，且在开始加注阶段，压裂液中石英砂浓度较高，加注后期石英砂浓度较低，甚至无石英砂。为了有效控制石英砂加注速度，加注过程中只需开启1个气动加砂阀，且在加注初期需要将气动控制面板1和气动控制面板2同时打开，加注后期再将气动控制面板2关闭。
4.4 加砂压裂增透效果分析
由于加砂压裂在增透原理上应优于清水(未加任何支撑剂)压裂，故为了验证加砂压裂增透效果，选择与清水压裂钻孔进行对比分析。选择相近区域的两种不同工艺钻孔，其中加砂压裂钻孔抽采时间66 d，清水压裂钻孔抽采时间35 d。两种工艺钻孔瓦斯抽采情况见表5。
表 5 两种工艺钻孔瓦斯抽采情况对比Table 5. Comparison of gas extraction from drilling holes in the two technologies不同工艺 抽采纯量/(m3·min−1) 百孔抽采纯量/(m3·min−1) 加砂压裂 0.02 1.71 清水压裂 0.008 42 0.842 比值 2.38 2.03 由表5可知，与清水压裂钻孔相比，加砂压裂增透钻孔瓦斯抽采纯量、百孔瓦斯抽采纯量分别是清水压裂钻孔的2.38倍和2.03倍。
5 结 论
a. 提出了基于液动旋流冲击原理混携砂的高压端连续加砂压裂技术思路，研发了适用于煤矿井下的高压端连续水力加砂装备。通过理论分析、数值模拟以及室内仿真实验均证明了该装备在原理上可行，能够有效实现混携砂。
b. 根据研发的高压端连续水力加砂压裂装备，设计了与之配套的三通道并联的控制系统，该控制系统的阀门开合通过矿用压风远程控制。通过该控制系统与压裂泵的控制系统实现整个加砂压裂过程的远程集中协同控制。现场应用过程中通过气动加砂阀的开启数量和开启范围进行石英砂加注速度的调节。
c. 运用研发的装备以及设计的控制系统，20~40目(0.425~0.850 mm)的石英砂在淮南矿区潘三煤矿进行了现场试验，最大连续加砂量150 kg，最大注水量316 m3，最大泵注压力34 MPa。水力加砂压裂增透钻孔瓦斯抽采纯量，百孔瓦斯抽采纯量分别是未加砂压裂钻孔的2.38倍和2.03倍。
d. 研发的高压端连续加砂装备可以应用到煤矿井下水力加砂压裂、高压水射流、水力切割等领域，前景广阔。需要说明的是该装备通过气动阀门进行控制，控制精度较低；未来可采用电动阀门或者液压驱动阀门进行控制，同时简化控制系统，以实现加砂过程的高效精准控制。
致谢：装置研发和现场试验过程中得到了淮河能源控股集团煤业分公司陈建、潘三煤矿董瑞刚等同志的大力支持和帮助，在此表示衷心的感谢。
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