堅(jiān)硬頂板水力分段壓裂切頂留巷技術(shù)及應(yīng)用研究

李明軒，劉 勇，王永潔，高 龍，劉永強(qiáng)，王 濱，雷 順

（1.天地（榆林）開采工程技術(shù)有限公司，陜西 榆林 719000；2.煤炭科學(xué)研究總院開采研究分院，北京 100013；3.天地科技股份有限公司，北京 100013；4.陜西省榆林市大梁灣煤礦有限公司，陜西 榆林 719000；5.陜西益東礦業(yè)有限責(zé)任公司，陜西 神木 719300）

0 引言

在我國(guó)煤層賦存特征類型中，堅(jiān)硬厚頂板煤層占三分之一左右[1-3]，該類頂板具有巖層厚度大、整體性強(qiáng)、巖石強(qiáng)度高、自承能力強(qiáng)等特點(diǎn)[4-5]。厚硬頂板煤層在開采后很難垮落，尤其是在初采期間，易形成大面積懸頂，一旦垮落將形成颶風(fēng)，有強(qiáng)烈的動(dòng)力顯現(xiàn)，也是影響沖擊礦壓發(fā)生的主要因素之一[6]。水力壓裂起初被廣泛應(yīng)用于油氣開采，通過水力壓裂在儲(chǔ)層中制造水力裂縫縫網(wǎng)，以提高油氣抽采效率，是一項(xiàng)安全、綠色的煤巖體弱化技術(shù)。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)水力壓裂切頂卸壓進(jìn)行研究實(shí)踐，獲取了大量寶貴的經(jīng)驗(yàn)，并且成功在煤層頂板中試驗(yàn)，取得了較好的效果。康紅普等[7-8]基于壓裂孔邊緣應(yīng)力場(chǎng)的變化，建立了水壓力對(duì)裂縫萌生和發(fā)展的力學(xué)模型，闡述了其作用機(jī)理，并通過大量的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)驗(yàn)證，同時(shí)不斷優(yōu)化工藝，在全國(guó)各煤礦取得較好的試驗(yàn)結(jié)果。馬冰等[9]結(jié)合UDEC 軟件得出水力壓裂對(duì)工作面上覆巖層具有分散載荷作用，可以實(shí)現(xiàn)頂板分層垮落。蔡燕偉[10]通過對(duì)比傳統(tǒng)爆破切頂與水力壓裂切頂技術(shù)，得出水力壓裂切頂技術(shù)能夠更加安全有效控制頂板垮落。龐鳳嶺等[11]通過研究提出厚煤層破碎煤體水力短孔壓裂切頂卸壓技術(shù)，進(jìn)一步證明了水力壓裂的適應(yīng)性。

綜上所述，水力壓裂切頂技術(shù)在煤礦中應(yīng)用較廣，技術(shù)較為成熟。但對(duì)于厚硬頂板，若未掌握弱化頂板的關(guān)鍵因素，水力壓裂后仍難以垮落，帶來一定危險(xiǎn)。為此，本文針對(duì)陜蒙地區(qū)淺埋煤層堅(jiān)硬厚頂板開發(fā)出井下水力分段壓裂切頂技術(shù)，設(shè)計(jì)水力壓裂方案，保證壓裂效果，為堅(jiān)硬頂板切頂留巷提供經(jīng)驗(yàn)。

1 工程概況

某礦111 工作面所在含煤地層為侏羅系中統(tǒng)延安組，本工作面煤層為5-2煤層，可采煤厚5.12～5.92 m，平均5.24 m，地質(zhì)構(gòu)造簡(jiǎn)單。該工作面東鄰110 工作面（回采完畢），西鄰112 工作面（未回采），北部為保護(hù)煤柱。111 工作面回采現(xiàn)狀平面圖如圖1 所示，頂?shù)装邈@孔柱狀圖如圖2 所示。110 工作面頂板同樣為堅(jiān)硬厚砂巖，采用直接垮落法管理頂板，且未進(jìn)行切頂留巷，導(dǎo)致側(cè)向形成懸頂。同時(shí)該工作面初次來壓步距90～100 m，工作面來壓強(qiáng)度大，需針對(duì)該問題進(jìn)行111 工作面切頂卸壓沿空留巷優(yōu)化研究。

2 堅(jiān)硬頂板弱化受力分析

煤層堅(jiān)硬頂板有三大特點(diǎn)，即硬、厚、實(shí)，為使頂板能夠順利垮落，可采用水力壓裂切頂工藝，如圖3 所示。該工藝在工作面?zhèn)葞吞幉贾勉@孔，工藝參數(shù)主要包括鉆孔仰角、長(zhǎng)度、直徑、布置間距、水力壓裂段長(zhǎng)度以及壓裂段分段壓裂點(diǎn)間距。其中，鉆孔長(zhǎng)度、直徑、布置間距、水力壓裂段長(zhǎng)度主要根據(jù)巖性和裝備進(jìn)行選擇，而為分析其仰角和壓裂段分段壓裂點(diǎn)間距，可將其簡(jiǎn)化為下列物理模型。

為分析其受力情況，可將堅(jiān)硬頂板視為兩端固支“梁”結(jié)構(gòu)分析模型[12]，如圖4 所示。在完成切頂后，采空區(qū)頂板形成側(cè)向懸頂結(jié)構(gòu)，如圖5 所示。可將其視為“楔形”巖層體，將“楔形”巖層體單獨(dú)取出簡(jiǎn)化為物理模型。在弱化面位置巖體中以弱化面線為對(duì)角線取微元體，軟弱面處微元體正應(yīng)力 σ和切應(yīng)力 τ計(jì)算見式（1）[13]。

圖5 “楔形”巖層體物理模型Fig.5 Physical model of “wedge” rock

式中：σh為微元體受到的水平應(yīng)力，Pa；σv為微元體受到的垂直應(yīng)力，Pa；θ為軟弱面傾角，（°）。

由式（1）可知，軟弱面的傾角以及微元體受到的水平應(yīng)力、垂直應(yīng)力決定著軟弱面正切應(yīng)力的變化，也是導(dǎo)致頂板垮落的重要因素。而在實(shí)際工程中（圖3），軟弱面傾角代表著水力壓裂鉆孔傾角；微元體所承受的正切應(yīng)力代表著水力壓裂分段點(diǎn)承受的正切應(yīng)力，分段點(diǎn)數(shù)量也決定著軟弱面總體應(yīng)力大小。為取得111 工作面合理水力分段壓裂切頂參數(shù)，即分段點(diǎn)數(shù)量和鉆孔傾角，采用數(shù)值模擬進(jìn)一步研究。

3 水力壓裂切頂參數(shù)優(yōu)化模擬

3.1 模型建立

基于現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)條件，以111 工作面為模擬對(duì)象，采用FLAC3D軟件建立長(zhǎng)423 m、寬100 m、高100 m 的計(jì)算模型。模型共計(jì)321 903 個(gè)實(shí)體單元，56 820 個(gè)結(jié)構(gòu)單元。同時(shí)標(biāo)定水力壓裂所產(chǎn)生的軟弱面，對(duì)模型頂部施加原巖自重應(yīng)力，底部進(jìn)行全約束，其余四面只施加水平方向約束。數(shù)值模擬整體模型如圖6 所示。各巖層煤層采用摩爾-庫倫理論分析[14-18]，力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖層力學(xué)參數(shù)Table 1 Parameters of rock mechanics

圖6 數(shù)值模擬模型Fig.6 Numerical simulation model

3.2 水力壓裂切頂參數(shù)模擬分析

由上述分析可知，分段點(diǎn)數(shù)量和鉆孔傾角決定著頂板能否垮落。因分段點(diǎn)數(shù)量越多，間距越小，為更加直觀表現(xiàn)出模擬效果，采用分段間距表示分段點(diǎn)數(shù)進(jìn)行分析。又通過總結(jié)以往陜蒙地區(qū)分段壓裂點(diǎn)間距和鉆孔傾角，設(shè)計(jì)模擬分段壓裂點(diǎn)間距2 m、3 m、4 m 為方案一、方案二、方案三，模擬水力壓裂鉆孔傾角35°、45°、55°為方案四、方案五、方案六。最后對(duì)比模擬結(jié)果得出111 工作面最適合的切頂工藝參數(shù)。

1）不同分段壓裂點(diǎn)間距模擬。模擬水力壓裂工藝，在鉆孔內(nèi)選取不同間距的壓裂點(diǎn)，分別在孔壁施加10 MPa 正切應(yīng)力，得到鉆孔最大主應(yīng)力和塑性區(qū)分布如圖7 所示。

圖7 不同分段壓裂點(diǎn)間距應(yīng)力及塑性區(qū)分布Fig.7 Distribution of stress and plastic zone of different staged fracturing point spacing

隨著水力分段壓裂點(diǎn)間距的增加，工作面頂板的最大主應(yīng)力基本相同，孔壁所承受的應(yīng)力主要在17.5～22.5 MPa 之間，應(yīng)力集中不明顯，這表明應(yīng)力施加范圍較為準(zhǔn)確。結(jié)合圖7（b）分析可知，當(dāng)水力分段壓裂點(diǎn)間距為2 m 時(shí)，3 個(gè)分段點(diǎn)之間拉伸破壞區(qū)重合，并且隨著間距的增大重合區(qū)逐漸變小，直至間距為4 m 時(shí)，塑性區(qū)范圍完全分開，這表明分段壓裂點(diǎn)間距會(huì)對(duì)水力壓裂弱化面產(chǎn)生影響，并且隨著間距的增大，弱化效果逐漸減弱。對(duì)于工程而言，減少分段壓裂點(diǎn)間距可以增加水力壓裂效果。但是，壓裂和軟化過度會(huì)導(dǎo)致工作面頂板維護(hù)困難，且隨著分段間距的減少還會(huì)進(jìn)一步增加施工經(jīng)濟(jì)成本，提高施工難度。因此，綜合考慮選取水力分段壓裂間距，即分段點(diǎn)數(shù)量，要考慮工作面上覆巖層實(shí)際情況，若分段點(diǎn)數(shù)量較少，達(dá)不到弱化頂板效果，若分段點(diǎn)數(shù)量較多，則增加施工成本，且施工困難。

2）不同鉆孔傾角模擬。如圖8 和圖9 所示，對(duì)模型頂部施加10 MPa 的應(yīng)力，模擬上覆巖層自重，通過改變不同鉆孔傾角，弱化切頂區(qū)域，獲得巷道與采空區(qū)所受的最大主應(yīng)力與最大位移分布情況。由圖8 和圖9 可知，當(dāng)鉆孔傾角為35°時(shí)，巷道非工作幫應(yīng)力集中明顯，最高達(dá)32～34 MPa，大范圍的應(yīng)力集中使巷道非工作幫產(chǎn)生巨大變形，巷道位移量最高達(dá)1 200～1 500 mm。當(dāng)鉆孔傾角逐漸增大至55°時(shí)，該應(yīng)力集中現(xiàn)象逐漸減弱至10.0～12.5 MPa，巷道最大位移量降低至500～600 mm，切頂效果較好。同時(shí)，由圖9 可知，當(dāng)鉆孔傾角為35°時(shí)，111 工作面開采后，上覆巖層中部?jī)?yōu)先接觸底板，工作面兩端仍存在空區(qū)，切頂效果較差。當(dāng)鉆孔傾角增大至45°時(shí)，上覆巖層位移量逐漸向巷道側(cè)轉(zhuǎn)移，且頂板與底板接觸較好，未存在空區(qū)。直至傾角增加到55°后，巷道側(cè)空區(qū)重新顯現(xiàn)，這是由于弱面的存在，導(dǎo)致上覆巖層沿著弱面滑移。

圖8 不同鉆孔傾角采場(chǎng)最大主應(yīng)力分布Fig.8 Distribution of maximum principal stress in stope with different borehole dip angles

圖9 不同鉆孔傾角采場(chǎng)最大位移量分布Fig.9 Distribution of maximum displacement in stope with different borehole dip angles

綜上所述，分段壓裂點(diǎn)間距與鉆孔傾角會(huì)對(duì)水力壓裂弱化面產(chǎn)生影響。其中，隨著分段壓裂點(diǎn)間距的增大，弱化效果逐漸減弱。隨著鉆孔傾角的增大，巷道非工作幫應(yīng)力集中顯現(xiàn)情況逐漸減少。同時(shí)考慮工程施工難度及成本，最終確定111 工作面水力分段壓裂切頂合理參數(shù)為分段壓裂間距3 m，水力壓裂鉆孔傾角45°。

4 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

4.1 水力壓裂鉆孔布置及施工

根據(jù)施工地點(diǎn)的鉆孔柱狀圖以及井下現(xiàn)場(chǎng)鉆孔施工時(shí)頂板不同層位巖性情況的綜合分析，得出水力分段壓裂切頂技術(shù)方案中鉆孔布置參數(shù)為：采用后退式單孔多次壓裂，距工作面?zhèn)葞?.2 m 處頂板布置鉆孔，鉆孔偏向工作面?zhèn)龋c煤層水平仰角為45°，長(zhǎng)度35 m，水平偏轉(zhuǎn)角20°，直徑Φ56 mm，水平投影長(zhǎng)度20 m，垂直投影長(zhǎng)度35 m，鉆孔間距10 m。水力壓裂長(zhǎng)度23 m，分段壓裂點(diǎn)間距為3 m，壓裂次數(shù)可根據(jù)窺視圖和巖層強(qiáng)度進(jìn)行調(diào)整。單孔壓裂時(shí)間20～30 min，單孔壓裂壓力10～20 MPa。鉆孔布置如圖10 所示。具體施工順序：窺視儀觀察頂板巖層結(jié)構(gòu)→確定壓裂參數(shù)→施工壓裂鉆孔→實(shí)施壓裂→觀測(cè)壓裂效果。

圖10 鉆孔布置Fig.10 Layout of drill hole

4.2 切頂留巷施工方案

采用“支卸組合-泵充混凝土支柱”切頂留巷技術(shù)。總體技術(shù)思路為：超前分段水力壓裂卸壓＋高預(yù)應(yīng)力、強(qiáng)力錨桿與錨索巷內(nèi)補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)＋單元支架及時(shí)支護(hù)＋強(qiáng)力支柱巷旁支護(hù)＋采空區(qū)高韌性噴漿材料密閉隔絕+在線礦壓實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)[19-20]。采用水力壓裂對(duì)頂板進(jìn)行超前卸壓，誘導(dǎo)采空區(qū)端頭懸臂沿切頂線滑落，減小懸臂梁長(zhǎng)度，增加直接頂垮落高度，形成“短懸臂梁”結(jié)構(gòu)，減小巷旁支護(hù)壓力。巷旁澆注Φ1 200 mm 支柱，中心間距1 700 mm，留巷頂板補(bǔ)打錨索。切頂留巷施工情況如圖11 所示。

圖11 切頂留巷施工示意圖Fig.11 Construction schematic diagram of roof cutting and retaining roadway

4.3 效果監(jiān)測(cè)

為了檢驗(yàn)水力壓裂切頂留巷效果，在111 運(yùn)輸巷道選取2 個(gè)斷面，采用十字布點(diǎn)法監(jiān)測(cè)巷道表面位移，其中，1#監(jiān)測(cè)點(diǎn)選擇超前工作面10 m 處，監(jiān)測(cè)頻率為1～2 次/周；2#監(jiān)測(cè)點(diǎn)選擇超前工作面20 m 處，監(jiān)測(cè)頻率1 次/d。在巷道監(jiān)測(cè)斷面頂?shù)装逯胁看怪狈较蚝蛢蓭椭胁克椒较蜚@孔安裝木樁并嵌入測(cè)釘，如圖12 所示。觀測(cè)方法為：在C、D 之間拉緊測(cè)繩，A、B 之間拉緊鋼卷尺，測(cè)讀頂板下沉量（AO）、底鼓量（AB）；在A、B 之間拉緊測(cè)繩，C、D 之間拉緊鋼卷尺，測(cè)讀左幫移近量（CO）、左幫移近量（CD）。測(cè)量精度要求達(dá)到1 mm，同時(shí)每監(jiān)測(cè)一次，記錄監(jiān)測(cè)點(diǎn)與工作面的距離。

圖12 十字測(cè)點(diǎn)布置Fig.12 Layout of cross measuring point

根據(jù)記錄的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，繪制巷道變形曲線如圖13 所示。由圖13 可知，1#監(jiān)測(cè)點(diǎn)巷道以底鼓和右?guī)妥冃螢橹鳎S著工作面推進(jìn)，變形量由逐漸增大到趨于平緩。直至工作面推過監(jiān)測(cè)點(diǎn)420 m 時(shí)，巷道右?guī)鸵平孔罱K達(dá)到429 mm，底鼓量最終達(dá)到365 mm；頂板下沉量和右?guī)妥冃瘟肯鄬?duì)較小，最大僅111 mm和218 mm（圖13（a））。2#監(jiān)測(cè)點(diǎn)巷道以底鼓變形為主，隨著工作面推進(jìn)，變形量逐漸增大并仍有增大的趨勢(shì)。直至工作面推過監(jiān)測(cè)點(diǎn)98 m 時(shí)，巷道底鼓量最終達(dá)到210 mm；頂板下沉量和兩幫變形量相對(duì)較小，其中，頂板下沉量最大僅121 mm；兩幫移近量最大僅42 mm 和61 mm（圖13（b））。

圖13 巷道圍巖隨工作面距離變形曲線圖Fig.13 Roadway surrounding rock deformation curves with distance of working face

綜上所述，為對(duì)比切頂留巷形成后短期與長(zhǎng)期圍巖變化情況，采取不同頻率監(jiān)測(cè)兩組斷面，可知在切頂巷道形成短期內(nèi)，最先發(fā)生且變形較大的為底鼓，并隨著工作面的推移最終保持較大的移動(dòng)范圍。此外，巷道壓裂后頂板下沉量明顯較小，這表明“支卸組合-泵充混凝土支柱”切頂留巷技術(shù)的適用性與可靠性。總體來看，水力壓裂切頂技術(shù)有效解決了111 工作面堅(jiān)硬頂板難垮落問題，同時(shí)也控制了111運(yùn)輸巷道圍巖大變形現(xiàn)象。

5 結(jié)論

1）針對(duì)111 工作面煤層堅(jiān)硬厚頂板難垮落問題，通過水力分段壓裂技術(shù)弱化頂板卸壓，杜絕了因厚硬頂板懸頂而造成的大面積一次垮落現(xiàn)象的發(fā)生，極大降低了工作面老頂“颶風(fēng)”災(zāi)害的可能性。同時(shí)以此開發(fā)出“支卸組合-泵充混凝土支柱”切頂留巷技術(shù)，降低了掘巷成本。

2）物理模型計(jì)算表明，軟弱面的傾角以及微元體受到的水平、垂直應(yīng)力決定著軟弱面正切應(yīng)力的變化，也是導(dǎo)致頂板垮落的重要因素。

3）數(shù)值模擬表明，隨著分段壓裂點(diǎn)間距的增大，弱化效果逐漸減弱。隨著鉆孔傾角的增大，巷道非工作幫應(yīng)力集中顯現(xiàn)情況逐漸減少。同時(shí)考慮工程施工難度及成本，最終確定111 工作面水力分段壓裂切頂合理參數(shù)為分段壓裂點(diǎn)間距3 m，水力壓裂鉆孔傾角45°。

4）現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)表明，留巷頂板下沉量較小，最大僅111 mm，變形量最大的右?guī)鸵平孔罱K達(dá)到429 mm。從總體角度看，水力壓裂切頂技術(shù)有效地解決了111工作面堅(jiān)硬頂板難垮落問題，同時(shí)也控制了111 運(yùn)輸巷道圍巖大變形現(xiàn)象。