頂板爆破與水力壓裂末采防沖技術效果對比分析

白俊杰

（烏審旗蒙大礦業有限責任公司，內蒙古 鄂爾多斯 017300）

目前國內煤炭企業優先采用頂板水力壓裂技術[1]，取得了顯著成效。沖擊地壓工作面末采階段頂板水力壓裂無法有效對覆巖應力分布、應力傳遞路徑[2]等重要沖擊要素進行有效干預、消除，更無法避免不同沖擊要素的疊加。國內已有對切眼頂板爆破與水力壓裂技術的對比成果[3-4]，但至今未見沖擊地壓工作面末采階段中兩項技術的對比。通過對比分析，證實傳統的頂板爆破手段具有明顯的“兩大功能”，能有效彌補頂板水力壓裂技術不足。

1 工程概況

納林河二號礦井31103-2 和31121 工作面均為雙回撤通道布置的大采高綜采工作面，埋深大約600 m，煤層厚度6 m，煤層和頂板巖層均具有強沖擊傾向性，末采階段具有強沖擊危險等級。

根據頂板取芯柱狀圖，設計兩種不同頂板處置方案的技術參數，如圖1。

圖1 末采階段頂板處置方案

2 頂板處理方案

2.1 水力壓裂

31121 主回撤通道頂板水力壓裂相關參數見表1，注水泵型號為BZW123/40，注水泵壓不小于30 MPa，單次壓裂時間不小于50 min。

表1 頂板水力壓裂施工參數

2.2 頂板爆破

31103-2 主回撤通道爆破技術參數見表2，同組內高、低位孔間距控制在1～1.5 m 之內，爆破孔直徑89 mm。

表2 31103-2 工作面主回撤通道頂板爆破孔施工參數

3 頂板處置技術分析及檢驗

3.1 理論分析

（1）水力預裂裂縫擴展的基本條件

裂縫擴展力學模型[5]如圖2，根據彈性力學理論[6]，裂隙要繼續擴展，必須要克服表面粘結力。根據Darcy 定律，裂縫擴展的注水壓力P，即：

圖2 切槽裂縫擴展力學模型

式中：σα為水壓力，MPa；σv為垂直地應力，MPa；σh為水平地應力，MPa；Rt為巖石抗拉強度，MPa；l為擴展長度，m；v為流速，m/s；k為水在巖體中的滲透率，md。

結論：根據公式（1）和（2）計算得，31121工作面頂板水力壓裂的注水壓力P=18.5 MPa，注水泵為BZW123/40，輸出壓力能滿足壓裂要求。經帶壓注水檢測，相鄰壓裂孔出水，說明10 m 間距水力壓裂孔裂隙半徑相互重疊，達到設計要求。

（2）爆破裂隙發育分析

根據現有爆破理論[7]，炸藥爆破后，從爆破源向外依次形成壓碎區、破裂區和震動區。由于爆破無自由面情況下進行的，不耦合裝藥時，可以按爆炸應力波計算單孔爆破的破裂區范圍，裝藥爆破后作用于孔壁上徑向應力峰值，即初始沖擊壓力Pr為：

式中：ρe為爆破筒裝藥密度，0.77×103kg/m3；D為 爆 速，3710 m/s；dc為 炸 藥 直 徑，Φ70mm 爆破筒，雙排藥卷；db為炮孔直徑，89 mm；n為爆生氣體碰撞巖壁時產生的應力增大倍數，介于8～11，取n=10。采用煤礦二級許用乳化炸藥（Φ35 mm×300 mm×300 mm），藥卷密度1.1×103kg/m3。

將以上相關參數代入公式（3）進行計算，Pr=3473 MPa。

式中：σt為煤巖體的抗拉強度，2 MPa；b為波速比，b=μ/（1-μ）=0.25；α為應力波衰減系數，α=2-b=1.75；rc為炮孔直徑，89 mm。將以上參數代入由公式（4）計算得出：R=4.38 m。考慮綜合預裂增大系數K=1.3，則單孔爆破巖體的最遠裂隙發育范圍R'=k×R=5.69 m。

結論：間距按10 m 布置，爆破后相鄰爆破孔之間裂隙貫通。

3.2 實施效果現場檢驗

采用CXK12（A）礦用本安型鉆孔成像儀進行窺視檢驗，如圖3、圖4。

圖3 頂板分段定向水力壓裂后鉆孔窺視結果

圖4 爆破模型及窺視結果（3.3 m 平行孔）

3.3 末采階段覆巖應力分布模擬

根據已有的頂板巖層應力觀測資料，利用surfer 對末采期間煤層上方60 m 范圍頂板巖層內應力分布情況和應力等值線分布進行模擬。

（1）頂板分段水力壓裂后，壓裂處理段附近區域的應力分布規律和傳遞路徑均未見明顯變化，壓裂所產生的裂縫在停壓后，在圍巖應力的擠壓下，基本呈閉合狀態，如圖5（a）、圖6（a）所示。頂板水力壓裂可形成預制裂隙，縮小采空區頂板垮落步距，降低來壓強度，但無法有效對末采貫通階段超前范圍覆巖應力分布、巷道群上方高集中應力傳遞路徑等重要沖擊要素進行有效干預、消除，更無法有效避免不同沖擊要素的疊加。

（2）頂板“高+低”位爆破后，裝藥爆破段附近區域的應力水平明顯降低，與破碎區范圍相對應，爆破破碎區域的應力等值線水平大幅度降低，爆破后破碎區范圍巖石內裂縫呈現塊狀、局部粉碎狀態，出現阻斷應力傳遞路徑的現象，如圖5（b）、圖6（b）所示。頂板爆破可形成大范圍裂隙，并形成爆破壓碎區，對工作面采動壓力的傳遞路徑形成有效阻隔，對主回撤通道形成保護作用，避免了不同沖擊要素的疊加，消除了沖擊力源的復雜性。

圖5 回撤通道末采階段覆巖應力分布矢量圖

圖6 回撤通道末采階段覆巖應力等值線圖

4 末采階段防沖監測結果

4.1 回撤通道煤體應力變化情況

（1）主回撤通道

實施頂板爆破后，主回撤通道煤體應力值平穩，最大值7.2 MPa；實施頂板水力壓裂后，主回撤通道3#、4#煤體應力計呈現紅色預警，如圖7（a）。

（2）輔回撤通道

實施頂板爆破后，應力計監測值基本平穩，189#應力計監測值最大值14.0 MPa，通道內其余應力計均無預警；實施頂板水力壓裂后，末采階段主回撤通道5#、6#煤體應力計呈現紅色預警，如圖7（b）。

圖7 回撤通道末采階段應力計變化圖

小結：兩種不同頂板處理手段技術條件下應力變化差異明顯，爆破具有更強的預制裂隙，并阻斷采動應力傳遞路徑的功能，爆破形成的破碎區對主回撤通道形成保護作用。

4.2 微震監測結果對比

31121 末采階段（距離回采貫通40 m 范圍），微震事件總頻次539 個，單日頻次日均77 個，釋放總能量8.0×105J，104及以上事件5 個，末采階段強動載效應明顯，沖擊風險極高。

31103-2 較之于31121 末采階段，微震事件頻次降低78%，釋放總能量降低81.1%，未出現104及以上事件，末采階段未出現強動載效應，微震事件呈現“低頻、低能”的特征，沖擊風險消除。末采階段微震監測對比見表3。

表3 末采階段微震監測對比（KJ551）

5 結論

（1）爆破較之于頂板水力壓裂具有更強的切頂、預制裂隙功能，爆破形成的壓碎區和裂隙區不會出現再次閉合現象，改善了末采階段覆巖應力分布情況。

（2）爆破后形成的壓碎區和裂隙區，相較于周圍巖體呈松散狀態，起到阻斷采動壓力傳遞路徑的功能,并對主要巷道形成卸壓保護的作用。

（3）較大的爆破能量提前消除了頂板巖層彈性能量聚積的條件，末采階段始終處于“低頻、低能”的狀態。