水力壓裂基本頂沿空留巷頂板變形特征研究

高建勇，朱云龍

(國家能源集團神東柳塔煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017000)

0 引 言

為緩解采掘接替緊張的局面，減少煤炭資源浪費的現象，柳塔煤礦當前采煤工作面的布置方式主要采用無煤柱沿空留巷[1]。同時，為緩解巷道圍巖變形嚴重、難以支護的問題，在進行沿空留巷工程的同時采用水力壓裂技術對回采工作面礦壓顯現進行有效控制[2]。

當前，國內外學者對沿空留巷技術進行了大量研究，包括沿空巷道巷旁支護材料的選擇[3-6]、巷旁支護體的合理寬度的確定[7-10]以及沿空巷道合理巷內支護形式的設計[11-13]。陳金宇[14]認為通過水力壓裂頂板的方法，減少了基本頂的懸臂長度，使得沿空巷道的受力實現降低和轉移；王勝利[15]認為通過水力壓裂的方法，能夠明顯提高沿空巷道巷旁支護體后期的穩定性；司瑞江等[16]采用理論分析探討了水力壓裂切頂護巷技術，分析了沿空留巷區域圍巖結構；郭俊良[17]認為通過水力壓裂技術能夠明顯降低巷道圍巖變形量和巷旁支護體的壓力；王文林等[18]采用數值模擬的方法研究了水力壓裂沿空留巷的圍巖應力環境，認為通過水力壓裂技術，沿空巷道的圍壓應力狀態明顯改善，巷道圍巖變形得到了有效控制。

綜上所述，現有對沿空巷道的研究多集中在水力壓裂作用下沿空留巷合理巷內支護方式研究，沿空留巷頂板下沉量與巷旁支護體頂部變形量往往作為巷內支護合理性的現場實測驗證手段。因此，本文以柳塔煤礦22104工作面運輸順槽沿空留巷水力壓裂基本頂工程為背景，通過FLAC3D數值模擬與現場實測結果相對照，詳細分析了沿空留巷頂板下沉與巷旁支護體的頂部變形特征。

1 工程概況

柳塔煤礦22104綜采工作面位于22煤層東南部，煤層平均埋深約135 m，工作面推進長度約1 470 m，工作面煤層厚度2.5～3.2 m，可采性指數為1，煤層平均傾角約3°，結構簡單，屬穩定煤層。煤層直接頂為灰黑色泥巖，厚度為0～1.50 m，基本頂為深灰色細粒砂巖，厚度為7.00～11.50 m，偽底為泥巖，厚度為0.20 m，基本底為深灰色粉砂巖，厚度為2.80～5.83 m，工作面地層柱狀如圖1所示。22104工作面運輸順槽采用沿空留巷技術，保留巷道作為22105工作面回風順槽，進而緩解采掘接替的緊張，減少巷道掘進工作量，避免區段煤柱留設導致的煤炭資源損失。22104工作面運輸順槽巷道寬度5.60 m，留巷寬度3.80 m，巷道高度3.00 m，留巷示意圖如圖2所示。

圖1 工作面柱狀圖Fig.1 Working face histogram

圖2 沿空巷道布置情況Fig.2 Layout of gob-side entry

22104工作面運輸順槽的沿空留巷采用柔膜混凝土巷旁支護技術，柔膜長3.0 m，寬1.2 m，高3.0 m，泵注混凝土施工主要材料為425硅酸鹽水泥，配合砂子、石子、粉煤灰、專用外加劑與水，使得巷旁充填體具有一定的強度。

2 水力壓裂技術原理、工藝及參數

水力壓裂技術的主要作用表現在兩方面，一方面將采場上部的堅硬難垮頂板的強度降低，另一方面將使完整堅硬難垮頂板變形破碎，進而使得采場上部頂板能夠分層分次發生垮落，減小工作面初次來壓與周期來壓步距，實現對采場上部堅硬難垮頂板的有效控制[19-22]。

2.1 技術原理

目前，柳塔煤礦主要采用雙封單卡多點拖動管柱分段水力壓裂技術，技術原理如圖3所示。 當完成定向鉆孔施工和壓裂工具串送入指定位置后，通過雙封隔器單卡壓裂目標層位段，利用在封隔器中設計平衡泄壓通道，實現了高壓管柱壓裂液與封隔器壓力的平衡傳遞，保障“即壓即封、卸壓解封”的目標。

圖3 水力壓裂技術原理圖Fig.3 Schematic diagram of hydraulic fracturing technology

當高壓水壓達到3 MPa后，封隔器實現完全坐封，繼續增壓壓力達到5 MPa后，限流器打開，實現壓裂段的壓裂施工。在壓裂施工過程中，高壓水壓不斷注入頂板巖層中，促使作用于巖層的水壓逐漸升高，當壓力大于巖層破裂壓力后，巖層的彈性余能以動能形式釋放，表現為巖體壓縮破裂、引起振動等動力現象，促使巖層產生新的裂縫系統，破壞巖層整體完整性，降低其強度。當完成第一段壓裂施工后，關閉壓裂孔口壓裂泵注設備，進行孔口排水卸壓，封隔器自動回彈至原有規格；隨后利用定向鉆機拖動孔口高壓管柱，將封隔器拖動至設計位置，進行第二段壓裂施工，依次完成設計施工段的壓裂施工，相鄰壓裂段形成三維立體連續性巖層裂縫，實現煤層堅硬頂板的有效弱化。

2.2工藝流程及參數設計

雙封單卡拖動管柱分段水力壓工藝主要由壓裂設備優選、壓裂工具組合、工具選型、泵注流程等組成，分段壓裂方式由里向外依次壓裂，如圖4所示。水力壓力技術涉及的主要參數包括壓裂液的選擇、裂縫形態、單孔壓裂段及注水量，水力壓力相關設備包括壓裂泵組、平板車與水箱，水力壓裂技術主要參數與相關設備見表1。

表1 水力壓裂主要參數Table 1 Main parameters of hydraulic fracturing technology

圖4 水力壓裂工藝流程圖Fig.4 Process of hydraulic fracturing technology

3 數值模擬

3.1 模型建立

根據柳塔煤礦22104工作面運輸順槽沿空留巷水力壓裂基本頂工程為背景，建立FLAC3D數值模擬模型，探究水力壓力前后沿空巷道的頂板下沉與巷旁支護體頂部變形的特征。 數值模型長×寬×高=200 m×200 m×130 m，如圖5所示。模型底部邊界固定垂直位移，模型四周固定水平位移，模型頂部施加60 m×0.025 MN/m=1.5 MPa的載荷以模擬未建立的地層，數值模型參數見表2。

圖5 數值模型及測線布置Fig.5 Numerical model and surveying line layout

表2 模型參數Table 2 Parameters of numerical model

3.2 結果分析

圖6為基本頂水水力壓裂前后22104工作面運輸順槽沿空留巷垂直變形云圖。由圖6可知，壓裂前后沿空巷道頂板下沉量與巷旁支護體的頂部變形量均明顯減小，為進一步探究頂板下沉量與頂部變形量的變化范圍，將數值模型中測線1的數據進行提取分析，得到圖7和圖8。

圖6 垂直變形云圖Fig.6 Nephogram of vertical deformation

圖7 沿空巷道頂板下沉圖Fig.7 Vertical deformation of roof of gob-side entry

圖8 巷旁支護體頂部變形Fig.8 Vertical deformation of top positionroadside backfilling body

圖7為水力壓裂前后沿空巷道頂板下沉結果。由圖7可知，沿空巷道頂板下沉量呈現由煤壁處向支護體處逐漸增加的趨勢，也就是說，沿空巷道煤壁處的下沉量大于巷旁支護體處的下沉量，呈傾斜狀態。同時，當基本頂未壓裂時，沿空巷道整體的頂板下沉量較大，而當基本頂進行壓裂后，沿空巷道整體的頂板下沉量明顯降低。當基本頂未壓裂時，煤壁處沿空巷道頂板下沉量為4.06 mm，而巷旁支護體處沿空巷道頂板下沉量為15.93 mm，頂板的平均下沉量為10.70 mm。當基本頂壓裂后，煤壁處沿空巷道頂板下沉量為5.37 mm，而巷旁支護體處沿空巷道頂板下沉量為8.74 mm，頂板平均下沉量為7.23 mm。對比分析數據可知，在靠近煤壁附近，基本頂未壓裂時沿空巷道的頂板下沉量小于基本頂壓裂時的頂板下沉量，而靠近巷旁支護體附近，基本頂未壓裂時沿空巷道的頂板下沉量大于基本頂壓裂時的頂板下沉量。

通過對基本頂進行水力壓裂，沿空巷道頂板下沉量呈現的傾斜狀態趨勢也趨于平緩，頂板平均下沉量減少3.47 mm，減少了32.43%，也就是說，沿空巷道頂板下沉量的最大值與最小值的差值也在逐漸減小。由此可知，水力壓裂導致基本頂的強度降低、完整性發生破壞，使得基本頂更容易發生破斷、下沉和垮落，水力壓裂技術能夠明顯降低沿空巷道頂板的下沉量，更有利于巷道的維護與使用。

圖8為水力壓裂前后巷旁支護體頂部變形結果。由圖8可知，巷旁支護體頂部變形量呈現由巷道處向采空區處逐漸增加的趨勢，也就是說，巷旁支護體在巷道處的變形量大于采空區處的下沉量，也呈傾斜狀態。同時，當基本頂未壓裂時，巷旁支護體整體的頂部變形量較大，當基本頂進行壓裂后，巷旁支護體整體的頂部變形量明顯降低。當基本頂未壓裂時，沿空巷道處巷旁支護體的頂部變形量為15.93 mm，采空區處巷旁支護體的頂部變形量為17.73 mm，頂部的平均變形量為16.82 mm，當基本頂壓裂后，沿空巷道處巷旁支護體的頂部變形量為8.74 mm，采空區處巷旁支護體的頂部變形量為9.52 mm，頂部的平均變形量為9.13 mm。

通過對基本頂進行水力壓裂，巷旁支護體的頂部變形量明顯降低，頂部平均變形量減少7.69 mm，減少了45.72%。此外，巷旁支護體呈現的傾斜狀態趨勢也趨于平緩，即巷旁支護體頂部變形量的最大值與最小值的差值也在逐漸減小。由此可以說明，水力壓裂技術能夠明顯降低巷旁支護體的頂部變形量，使得巷旁支護體更好地發揮其支護性能，同樣有利于巷道的維護與使用。

3.3 結果討論

沿空留巷工作面側向頂板的破斷形式如圖9所示，在工作面基本頂未進行水力壓裂時，巷道上方基本頂會形成弧形三角塊B，弧形三角塊B與巷道上方的基本頂巖塊A與采空區已垮落的基本頂巖塊C相互鉸接，形成鉸接結構，因此，弧形三角塊B的穩定性對沿空留巷的變形特征起到關鍵作用?，F有研究[23]認為當弧形三角塊B在沿空巷道上方斷裂時，巷旁支護體所需的支護阻力最大，因此可認為此時巷道圍巖變形最嚴重，而當弧形三角塊在采空區側斷裂時，巷旁支護體所需的支護阻力最小，也就是說此時巷道圍巖的變形最緩和，因此弧形三角塊B的破斷位置直接影響沿空巷道頂板下沉量和巷旁支護體頂部下沉。在基本頂進行水力壓裂后，基本頂強度降低，在煤層開采后基本頂發生大范圍垮落，無法形成弧形三角塊B，因此巷道頂板下沉與巷旁支護體頂部變形也相對較小。

圖9 側向頂板破斷形式Fig.9 Breaking model of lateral roof

4 工業性試驗

通過在現場22104工作面運輸順槽布置測站1、測站2、測站3、測站4，對水力壓力基本頂沿空留巷的留巷效果進行觀測，其中，測站1和測站2觀測沿空巷道的頂板下沉量，而測站3和測站4觀測巷旁支護體的頂部變形，均采用YHJ-200J礦用本安型手持式激光測距儀對巷道及巷旁支護體頂板變形進行監測，沿空巷道頂板下沉量的觀測結果如圖10所示。由圖10可知，隨著工作面超前距離的不斷增加，沿空巷道的頂板下沉量先增加后維持穩定，穩定后的頂板下沉量基本維持在20～25 mm之間，留巷效果良好。

圖10 沿空巷道頂板下沉實測Fig.10 Actual measurement of roof subsidence ofgob-side entry

此外，由于沿空巷道巷旁支護體的頂部與巷道頂板直接接觸，無法直接對巷旁支護體頂部變形進行測量。因此，通過在沿空巷道頂板靠近巷旁支護體的位置布置測站3和測站4來間接反映巷旁支護體的頂部變形，如圖11所示。由圖11可知，隨著工作面超前距離的不斷增加，沿空巷道的巷旁支護體的頂部變形同樣呈現先增加后穩定的趨勢，穩定后的頂部變形量基本維持在60～65 mm之間。

圖11 巷旁支護體頂部變形實測Fig.11 Actual measurement of roof subsidence ofroadside backfilling body

綜上所述，柳塔煤礦22104工作面運輸順槽留巷后，巷道頂板下沉較小，而巷旁支護體由于受到沿空留巷側向頂板的下沉變形和擠壓，巷旁支護體的頂部變形量明顯大于巷道頂板的下沉量，但是由于巷旁支護體本身具備一定的強度和抗變形能力，巷旁支護體能夠有效隔絕采空區的積水與有害氣體，同時能夠對側向頂板的下沉變形起到一定的支撐作用，22104工作面沿空留巷巷道頂板下沉與巷旁支護體的頂部變形均處于可控范圍內，并未對安全生產造成影響，因此，水力壓裂基本頂沿空留巷技術在柳塔煤礦22104工作面運輸順槽成功應用，應用效果如圖12所示。

圖12 沿空巷道應用效果Fig.12 Application effect of gob-side entry

5 結 論

本文以柳塔煤礦22104工作面運輸順槽沿空留巷水力壓裂基本頂工程為背景，采用FLAC3D數值模擬的方法，詳細分析了沿空留巷頂板下沉與巷旁支護體的頂部變形特征，主要結論如下所述。

1) 數值模擬結果顯示，沿空留巷頂板下沉量呈現由煤壁處向支護體處逐漸增大的趨勢。水力壓裂基本頂后，沿空留巷頂板平均下沉量由10.70 mm減小到7.23 mm。

2) 由數值模擬結果顯示，巷旁支護體頂部變形量呈現由沿空留巷處向采空區處逐漸增大的趨勢。水力壓裂基本頂后，巷旁支護體頂部平均變形量由16.82 mm減小到9.13 mm。水力壓裂基本頂前后，沿空留巷頂板下沉量與巷旁支護體頂部變形量均明顯降低，說明水力壓裂基本頂對沿空留巷巷道圍巖變形起到有效的控制作用。

3) 現場實測結果顯示，水力壓裂基本頂沿空留巷技術在柳塔煤礦22104工作面運輸順槽成功應用，應用后沿空巷道頂板下沉量與巷旁支護體頂部變形分別維持在20～25 mm和60～65 mm之間。