水平割縫和頂板壓裂復合作用下煤柱卸壓效果數值模擬分析

徐軍見

（1.瓦斯災害監控與應急技術國家重點實驗室，重慶400037；2.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶400037）

為適應現代化采掘作業需求，目前大部分礦井回采巷道都采用多巷布置方式，相鄰兩巷中間用寬窄不等的煤柱隔開，部分回采巷道先后服務于相鄰2 個工作面，此類型巷道稱為煤柱留巷。該類巷道在本工作面和相鄰工作面采動影響下，面臨應力集中程度大、變形量大、支護困難等難題[1]。特別是在堅硬厚分層頂板+硬脆煤層條件下，采空區上方形成的頂板鉸接結構將上覆巖層載荷轉移至護巷煤柱中，大量彈性能在護巷煤柱中積聚，引起煤柱留巷產生較大變形，甚至導致煤巖動力災害發生[2-4]。解決該類問題的核心是對煤柱和頂板進行弱化處理，降低煤柱所處應力環境、改變煤柱應力分布，降低煤柱內彈性能[5-6]。基于此，國內外開展了煤體卸壓技術及頂板弱化技術應用研究[7-9]，應用較多且效果較好的是預裂爆破弱化頂板技術，但炸藥屬于破壞力強的危險物品所以審批手續繁瑣、申請困難，并且在運輸過程當中危險系數高[10-11]。因此，探索采用水平割縫+頂板壓裂雙重手段進行煤柱卸壓效果。

1 工程地質條件

東勝煤田納林河礦區井田構造形態總體為向西傾斜的單斜構造，井田內共5 層可采煤層，目前3-1煤為主采煤層，平均厚度4.65 m，煤層干燥抗壓強度9.76 MPa，煤層堅固性系數小于1.0，具脆性而不具韌性，宜沖擊破碎，沖擊危險性評價等級為中等。目前，針對3-1 煤主采工作面31103 工作面沖擊地壓防治，主要采取多輪次大直徑鉆孔卸壓、鉆孔爆破、煤體爆破及水力壓裂切頂等綜合措施，工程量較大，影響回采工作面生產進度。此外，多輪次大直徑鉆孔卸壓也易造成煤壁附近范圍內出現大面積垮塌，減弱煤柱的承載能力，造成一定安全隱患。因此，擬采用煤層水平割縫+頂板壓裂的復合水力化措施對煤柱和頂板進行弱化處理，轉移上覆巖層壓力，減小煤柱應力集中程度，降低沖擊地壓風險，同時減少鉆孔工程量，保障31103 工作面順利回采。

2 水平割縫和頂板壓裂復合作用下的煤柱卸壓機理

2.1 側向頂板破斷結構與應力分布

31102 工作面回采過后，直接頂板在自重和上覆巖層壓力作用下發生垮落，基本頂也深入煤柱內部斷裂，最終在31102 采空區上方形成1 個類拱結構，側向頂板破斷結構如圖1。頂板斷裂過程中，在采空區邊緣形成的關鍵巖塊B 一端在采空區觸矸，一端深入到煤柱內部斷裂，并在側向支承壓力作用下處于極限平衡狀態。因此，在上覆巖層作用下，在煤柱內部關鍵巖塊B 邊緣附近形成應力集中區，在集中應力作用下，煤柱內部積蓄大量彈性能，易發生沖擊地壓等煤巖動力災害[12]。

圖1 側向頂板破斷結構Fig.1 Lateral roof breaking structure

2.2 水平割縫和頂板壓裂復合作用煤柱卸壓機理

高壓水射流鉆割煤體能夠在煤體內部中形成一定范圍的空間，鉆割空間內煤體變形并松動位移，可以在鉆割空間周圍煤體中形成較大的卸壓區域。煤體中形成的大范圍破碎區域對煤體中積聚的能量有很好的釋放作用，且使得該區域煤體內不能積聚較高的能量，從而使得高壓射流鉆割區域煤體應力集中程度大大降低，高應力向煤體深部轉移[13]。

采用頂板水力壓裂破壞煤柱上方堅硬頂板完整性，使基本頂板的斷裂位置向實體煤深部轉移，降低煤柱承載的應力水平，改變應力分配比例，改善31103 回風巷受力狀態，減小31103 回風巷變形，降低沖擊地壓風險[14]。

3 數值模擬模型

3.1 模型建立

根據納林河二號礦井工程地質條件，應用FLAC3D軟件建立鉆孔圍巖應力場計算模型。由于計算模型主要分析31103 回風巷護巷煤柱及實體煤應力分布、變化情況，因此，模型采用不等分劃分單元，31103 回風巷附近分較密集，遠離此巷處較稀疏；模型網格從上到下依次為基本頂、直接頂、煤層和底板巖層，模型尺寸為，長×寬×高=140 m×80 m×75 m，模型網格數量223 855。

3.2 模擬參數

模擬采用Mohr-Coulomb 模型，材料屈服遵從摩爾-庫倫準則；模型左右邊界限制x 方向的位移，施加隨深度變化的水平壓應力；下部邊界限制z 方向的位移；上部施加均布自重應力15.2 MPa；具體參數設置如下。

1）割縫鉆孔參數。施工位置為21103 回風巷；鉆孔角度為0°；鉆孔間距為1、2 m；鉆孔半徑為0.1 m；鉆孔長度為20 m。

2）縫槽參數。縫槽半徑為0.8 m；縫槽間距為1 m；縫槽位置為煤柱側臨采空區5 m 不割；割縫方式為平行割縫。

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3）頂板壓裂參數。壓裂孔施工位置為21103 回風巷靠近煤柱側頂角；壓裂孔長度為50 m。壓裂孔角度為傾角40°；壓裂孔間距為10 m。

4）大直徑卸壓鉆孔參數。施工位置為21103 回風巷；鉆孔角度為0°；鉆孔間距為1 m；鉆孔半徑為0.1 m；鉆孔長度為20 m。

3.3 模擬方案

模擬方案重點分析大直徑鉆孔卸壓、臨巷側保留煤柱寬度、割縫間距、壓裂斷頂對煤柱及實體煤應力分布影響，因此，針對該情況制定如下模擬方案，具體方案見表1。

表1 模擬方案Table 1 Simulation Schemes

4 數值模擬效果

4.1 大直徑鉆孔卸壓效果

采取大直徑鉆孔卸壓前后保護煤柱及實體煤應力變化情況如圖2；采取大直徑鉆孔卸壓前后垂直應力隨巷道距離的變化曲線如圖3。

1）31103 回風巷開挖和31102 工作面回采過后，31103 回風巷淺部圍巖發生塑性破壞，破壞以靠近煤柱側為主，范圍大約0～3 m；保護煤柱采空區側同樣發生塑性破壞，破壞范圍大約在0～4 m。

圖2 大直徑鉆孔卸壓前后煤柱及實體煤垂直應力分布云圖Fig.2 Cloud chart of vertical stress distribution before and after pressure relief of large diameter drilling

2）31103 回風巷開挖和31102 工作面回采過后，保護煤柱內部應力呈“馬鞍”型分布，峰值范圍在距離巷道4～21 m 范圍內，靠近采空區側應力峰值偏高約36 MPa，應力集中系數約2.3，靠近巷道側應力峰值相對較低約25 MPa，應力集中系數約1.6。

3）實體煤側應力峰值出現在距離巷道約1 m處，峰值應力約23 MPa，應力集中系數約1.4，隨著向實體煤深部延伸，應力逐漸降低。

4）實施大直徑鉆孔卸壓后，保護煤柱內部應力大幅增加，且在距離巷道4～19 m 范圍內基本均勻分布，靠近采空區側應力略高約50 MPa，應力集中系數約3.1，靠近巷道側應力峰值約46 MPa，應力集中系數約2.9。

采取大直徑鉆孔卸壓后，保護煤柱內部應力會大幅增加，如果增加的應力大于煤體的抗壓強度，使煤體發生塑性破壞，應力會向實體煤側轉移實現卸壓效果。

4.2 臨巷側保留煤柱寬度對應力影響

臨巷側保留煤柱寬度對應力分布及變化影響情況如圖4；不同保護煤柱寬度條件下垂直應力隨巷道距離的變化曲線如圖5。

1）采取超高壓水力割縫措施后，保護煤柱內部應力呈“馬鞍”型分布，相較于大直徑鉆孔卸壓，保護煤柱內部應力大幅減小，實體煤內部應力略有增加。

2）臨巷側保留8 m 煤柱不割時，在距離巷道5～7 m 范圍內會形成應力集中，峰值應力在40 MPa 左右，應力集中系數2.5；同時在距離巷道19～22 m 范圍內也會形成弱應力集中，峰值應力在28 MPa 左右，應力集中系數1.8。

3）臨巷側保留5 m 煤柱不割時，保護煤柱內部應力基本均勻分布，前后縫槽附近會形成弱應力集中，其中在距離巷道4 m 左右峰值應力約22 MPa，應力集中系數1.4，在距離巷道21 m 左右處峰值應力約25 MPa，應力集中系數1.6。

4）采取超高壓水力割縫措施后，相較于大直徑鉆孔卸壓，實體煤側應力有所明顯，特別是在距離巷道1～15 m 范圍內增加明顯，其中臨巷側保留5 m煤柱不割方案，在實體煤側應力峰值在靠近巷道1 m處，峰值應力約27 MPa，應力集中系數約1.9。

采取超高壓水力割縫措施保護煤柱卸壓效果較好，且臨巷側保留5 m 煤柱不割方案優于臨巷側保留8 m 煤柱不割方案，如果現場施工發現，臨巷側保留8 m 煤柱不割方案不會形成應力集中，或應力在可控范圍之內，則采用該方案最優。

4.3 不同割縫間距對應力分布及變化影響

不同割縫間距對應力分布及變化影響情況如圖6；不同割縫間距條件下垂直應力隨巷道距離的變化曲線如圖7。

1）相較于未采取任何卸壓措施，實施超高壓水力割縫后，實體煤側應力有所增加，增加位置主要在靠近巷道1～15 m 范圍內，且采取2 m 不割方案時，實體煤側應力增加最為明顯，應力峰值在靠近巷道1 m 處約27 MPa，應力集中系數約1.9。

2）采取割縫間距3 m 方案后，保護煤柱側應力大幅增加，且在距離巷道4～20 m 范圍內呈逐漸增加趨勢，靠近巷道側應力峰值50 MPa，應力集中系數3.1，靠近采空區側應力峰值55 MPa，應力集中系數3.4。

3）采取割縫間距2 m 方案后，保護煤柱側應力大幅減小且基本均勻分布，前后縫槽附近會形成弱應力集中，其中在距離巷道4 m 左右峰值應力約22 MPa，應力集中系數1.4，在距離巷道21 m 左右處峰值應力約25 MPa，應力集中系數1.6。

圖7 不同割縫間距垂直應力隨距巷道距離的變化曲線Fig.7 Change curves of vertical stress with distance from roadway

采取超高壓水力割縫后，應力均不同程度向實體煤側轉移，實體煤側承壓范圍主要在1～15 m 范圍內；采取割縫間距2 m 方案相較于未采取任何卸壓措施應力降低約30%，保護煤柱側卸壓效果，明顯優于采取割縫間距3 m 方案，如果單純采用超高壓水力割縫措施，建議用割縫間距2 m 方案。

4.4 不同斷頂參數對應力分布及變化影響

不同斷頂參數對應力分布及變化影響情況如圖8；不同斷頂參數條件下垂直應力隨巷道距離的變化曲線如圖9。1）采取超高壓水力割縫+壓裂斷頂方案后，保護煤柱側應力大幅降低，實體煤側應力明顯增加。

圖8 不同斷頂參數對垂直應力分布及變化影響Fig.8 Influence of different roof breaking parameters on vertical stress distribution and change

圖9 不同斷頂參數垂直應力隨距巷道距離的變化曲線Fig.9 Change curves of vertical stress with distance from roadway

2）采取割縫間距3 m+壓裂斷頂方案后，保護煤柱內部應力“M”型分布，在距離巷道5～19 m 處形成應力峰值，其中距離巷道5 m 處應力約21 MPa，應力集中系數1.3；在距離巷道19 m 處應力約29 MPa，應力集中系數約1.8；在距離巷道8～9 m 處為應力最低點約11 MPa，低于原巖應力。

3）采取割縫間距2 m+壓裂斷頂方案后，應力在縫槽前后稍大，基本處于原巖應力狀態，不存在應力集中，應力相較于未采取任何卸壓措施降低47%。

4）采取超高壓水力割縫+壓裂斷頂方案后，實體煤側應力在1～20 m 范圍內均明顯增加，且在巷道附近增加幅度最大，向煤體深部依次遞減；其中，采取割縫間距2 m+爆破斷頂方案，最大增加5 MPa，達到27 MPa，應力集中系數1.7，采取割縫間距3 m+爆破斷頂方案，應力最大增加10 MPa，達到32 MPa，應力集中系數2.0。

2 個超高壓水力割縫+壓裂斷頂方案均取得了較好的煤柱卸壓效果，實現了上覆巖層應力向實體煤深部轉移的目的，割縫間距2 m+壓裂斷頂方案效果略優于割縫間距3 m+壓裂斷頂方案，但都需要注意實體煤側應力增加帶來的安全隱患。

5 結 論

1）31102 工作面回采過后，在煤柱內部關鍵巖塊B 邊緣附近形成應力集中區，在集中應力作用下，煤柱內部積蓄大量彈性能，易發生沖擊地壓等煤巖動力災害；高壓水射流鉆割煤體能夠在煤體內部中形成范圍一定的卸壓空間，釋放煤體中積聚的能量，降低煤體應力集中程度；頂板水力壓裂破壞煤柱上方堅硬頂板完整性，使基本頂板的斷裂位置向實體煤深部轉移，降低煤柱承載的應力水平，改變應力分配比例。

2）大直徑鉆孔卸壓措施實施后，保護煤柱內部應力會大幅增加，如果增加的應力大于煤體的抗壓強度，使煤體發生塑性破壞，應力會向實體煤側轉移實現卸壓效果；采取超高壓水力割縫后，應力均不同程度向實體煤側轉移，實體煤側承壓范圍主要在1～15 m 范圍內，采取割縫間距2 m+臨巷側保留5 m煤柱不割方案相較于未采取任何卸壓措施應力降低約30%，保護煤柱側卸壓效果明顯。

3）超高壓水力割縫+壓裂斷頂方案均取得了較好的煤柱卸壓效果，實現了上覆巖層應力向實體煤深部轉移的目的，割縫間距2 m+壓裂斷頂方案效果略優于割縫間距3 m+壓裂斷頂方案，但都需要注意實體煤側應力增加帶來的安全隱患。