地面井掏煤造穴卸壓增透技術及工程應用

摘 要：為實現深部強突出煤層高效卸壓，基于地面井掏煤造穴卸壓增透技術，推導了掏煤孔洞周圍應力分布解析解，分析了泥漿壓力、黏聚力、內摩擦角等參數對掏煤區煤體應力及位移影響規律，并以張集礦A組煤為研究對象進行了現場應用。結果表明：煤體黏聚力和內摩擦角對孔洞周圍應力和位移分布影響最為顯著，黏聚力由2 MPa降低至0.5 MPa，峰值環向應力降低5.04%，剪脹角的影響效果最弱；塑性區和破碎區范圍與掏煤直徑呈線性正相關關系，孔洞壁面附近位移量最大且衰減迅速；孔洞內部泥漿支撐壓力會顯著抑制卸壓效果，在0～2 MPa影響顯著；相同造穴半徑條件下，泥漿壓力越大，對應破碎區和塑性區范圍越小，在泥漿壓力較低時，破碎區和塑性區的范圍對其數值變化較為敏感；在進行地面井掏煤造穴卸壓后，掏煤區域煤層瓦斯壓力由2.35 MPa降低至1.46 MPa，降低了37.8%，瓦斯含量由7.23 m3/t降低至5.76 m3/t，降低了20.3%，煤層透氣性系數提高約10倍，鉆孔數減少24%，減少21%鉆孔量。該技術為深部突出煤層安全快速區域消突提供了一個范例。

關鍵詞：高瓦斯礦井；地面井；煤層卸壓；應力重分布；解析解

中圖分類號：TD 82""" 文獻標志碼：A

文章編號：1672-9315（2025）01-0061-13

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2025.0106

Technology and engineering application of surface shaft coal mining for pressure relief and permeability enhancement through cavity formation

TONG Xiaozhang WEN Hu¹，XU Hexiang³， LIU Ting³，WEN Hongda³，CHENG Xiaojiao¹

（1.College of Safety Science and Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China；

2.Huainan Mining Group Co.，Ltd.，Huainan 232001，China；

3.School of Safety Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221116，China）

Abstract：In pursuit of effective pressure mitigation within deeply-embedded and profoundly-outburst-prone coal seams，a scholarly inquiry was undertaken，based on the technology of ground well coal extraction and cavity-induced pressure relief coupled with permeability enhancement.This paper derives the analytical solution for the stress distribution surrounding coal extraction cavities and analyzes the influence laws of such" parameters as mud pressure，cohesion，and internal friction angle on the stress and displacement of the coal mass in the extraction area.The findings are applied in the field with the A-group coal seam at Zhangji Mine as the subject of study.The results show that the cohesive force and internal friction angle of the coal body have the most significant impact on the stress and displacement distribution around the cavity，and as the cohesive force decreases from 2 MPa to 0.5 MPa，the peak hoop stress decreases by 5.04%，while the effect of the dilation angle is the weakest.The range of the plastic and fractured zones exhibits a linear positive correlation with the diameter of coal extraction，with the maximum displacement occurring near the cavity wall，which then rapidly attenuates.The supporting pressure of the mud inside the cavity significantly inhibits the pressure relief effect，with a significant influence within the range of 0 to 2 MPa.Under the same cavity radius，a higher mud pressure corresponds to smaller ranges of the fractured and plastic zones.Moreover，when the mud pressure is low，the ranges of these zones are more sensitive to the changes in pressure.After ground coal extraction and cavity creation for pressure relief，the gas pressure in the extracted area decreases from 2.35 MPa to 1.46 MPa，a reduction of 37.8%.The gas content decreases from 7.23 m3/t to 5.76 m3/t，a decrease of 20.3%.The coal seam permeability coefficient is increased by approximately 10 times，the number of boreholes decreased by 24%，and the drilling volume reduced by 21%.This technique provides an exemplar for the safe and rapid elimination of outbursts in deep coal seams.

Key words：high gas mine；surface shaft；coal seam depressurization；stress redistribution；analytical solution

0 引 言

隨著淺部資源日趨枯竭，煤炭資源開發不斷走向地球深部

^[1-3]，深部高地應力和瓦斯壓力導致煤礦瓦斯災害防治面臨巨大挑戰^[4]。突出煤層井巷石門揭煤過程容易發生瓦斯事故，長時間的井巷揭煤準備過程導致井下瓦斯治理工程與采掘接替的矛盾日益突出^[5-7]。普通抽采鉆孔消突存在安全風險高、效率低、抽采時間長等問題^[8]。為此，提出地面井掏煤造穴卸壓增透技術，為深部強突出煤層瓦斯防治提供新的技術方案。

地面井掏煤造穴卸壓增透技術是通過在地面施工定向鉆井，在預定區域進行造穴對揭煤區域進行快速卸壓，確保安全、快速揭煤。與傳統方法相比，該技術不僅可以使礦工遠離井下危險源，并且減少了井下瓦斯治理巷道和鉆孔的施工，降低了生產成本同時還做到了超前治理。

地面井掏煤過程中會顯著改變造穴區煤體應力狀態^[9]，孔洞周圍的應力重分布是評價卸壓效果的重要參考。國內外學者針對鉆孔圍巖應力與變形破壞規律展開了大量研究，RAJAPAKSE等研究圓形鉆孔在多孔彈性介質中的應力響應，并給出了相應解析解^[10]；進一步地考慮鉆孔破壞的形狀，EXADAKTYLOS等提出了含缺口的圓形孔洞半解析彈性解^[11]；考慮巖石的各向異性，KARPFINGER等提出了各向異性彈性介質中鉆孔周圍應力解析解^[12]；ZHANG提出了鉆孔穩定性改進模型，獲得了滑移梯度效應^[13]；ALEJANO等研究發現圍壓效應對圓形隧道塑性區范圍及應力分布具有重要影響^[14]；卞躍威等將圍巖劃分為破碎區、黏塑性軟化區和黏彈性區，并推導了靜水壓力狀態黏彈塑性圍巖應力解析解^[15]；GUO等提出塑性區的特征半徑概念，并推導了特征半徑的解析解^[16]；WANG等計算了鉆孔周圍煤體破碎區、塑性區和彈性區分區范圍解析解，并用FLAC^3D軟件驗證了模型準確性^[17]；徐超等推導了非均勻應力場鉆孔附近煤體破碎區、塑性區、彈性區的應力、應變解析解，并進行驗證^[18]；郝富昌等考慮煤體流變特性，建立了考慮煤體塑性軟化和擴容的黏彈塑性模型^[19]；LIU等考慮軟煤的黏彈塑性和損傷效應，提出一種非線性蠕變本構方程，得到了鉆孔周圍垂向位移和塑性區范圍隨時間的變化規律^[20]；韓穎等引入Hoek-Brown強度準則及地質強度指標，在考慮滲透率與孔隙率動態變化下，將塑性流動因子引入

彈塑性本構方程，建立了基于H-B準則的含瓦斯煤流固耦合動態模型，并探討了不同側壓系數條件下煤層孔周塑性區分布規律^[21]；秦桂成等闡述了鉆孔有效抽采半徑的時變規律以及水力造穴對有效抽采半徑的增強作用^[22]。

國內外學者從多孔彈性介質、形狀、各向異性等方面研究了鉆孔圍巖應力與變形破壞規律，提出了多種解析解和模型，深入探討了鉆孔穩定性、塑性區演化及其影響因素。但是地面井掏煤不同于煤礦井下水力沖孔技術，施工過程會注入大量泥漿，對孔洞壁面形成支撐，使孔洞壁面周圍承壓能力增強。而高壓泥漿能有效抑制孔周煤體卸壓，不利于區域增透。目前關于泥漿壓力對孔洞卸壓效果的影響以及如何消除泥漿壓力的負面作用相關研究較少。為此，文中推導了掏煤孔洞周圍應力分布解析解，并分析了泥漿壓力、黏聚力、內摩擦角等參數對掏煤區煤體應力及位移影響規律，完善了地面井掏煤增透技術施工流程，并以張集礦A組煤為研究對象進行現場應用，研究結論可為強突煤層實現安全快速石門揭煤提供新的技術思路。

1 掏煤鉆孔周圍彈塑性分析

1.1 掏煤鉆孔擾動煤體力學模型的建立

圖1為孔周平面計算模型。在模型建立前做出如下基本假設：煤層視為連續、均質、各向同性的介質，且孔洞內泥漿對孔壁作用為均勻載荷；可視為平面應變問題，掏煤后孔洞形狀呈現圓形；煤體進入塑性軟化階段，內摩擦角不變，且處于彈性區時，不考慮煤體損傷。

1.1.1 基本方程

首先在徑向上建立平衡微分方程為

σr－σθ+rdσrdr=0

（1）

式中 r為任意點到孔洞中心距離，m；σθ和σr分別為徑、環向應力，MPa；

幾何方程為

εr=dudr

εθ=ur

（2）

1.1.2 煤體屈服及軟化模型

基于摩爾-庫倫準則表示為主應力之間的關系^[23]，此處轉換為極坐標形式為

σθ=σr1+sinφ1－sinφ+2ccosφ1－sinφ

（3）

令N=1+sinφ1-sinφ

，M=2ccosφ/（1-sinφ）

式中 φ為內摩擦角，（°）；c為黏聚力，

MPa。

考慮煤體峰后強度軟化的特征，主要涉及內摩擦角和黏聚力，當煤體處于塑性區域時，黏聚力減小至參考值，而內摩擦角幾乎不發生變化。應力超過峰值強度后，煤體進入峰后軟化階段，在此階段煤體的黏聚力逐漸由初始值衰減至殘余值。

將黏聚力在各個區域內的數值采用分段弱化的方式表示為^[24]

c=c0，r≥Rp

c=cp=0.6c0，Rp≥r≥Rd

c=cr=0.3c0，r0≤r≤Rd

（4）

式中 cp為塑性區黏聚力，MPa；cr為破碎區黏聚力，MPa；Rd為破裂區半徑，m；Rp為塑性區半徑，m。

1.1.3 煤體擴容模型

巖石的塑性變形是非線性的，滿足非關聯流動法則，由塑性勢函數Φ確定。為簡化計算，認為Φ與屈服函數f（f=σθ-N·σr-M）具有相同的表達形式，只需將內摩擦角替換為剪脹角ψ即可。

基于摩爾-庫倫準則，塑性勢函數表達式為^[25]

Φ（σθ，σr）=σθ－NΨσr－MΨ

（5）

式中 Nψ=

1+sinψ1-sinψ

，Mψ=2ccosψ/（1-sinψ）。

根據塑性勢理論，可得塑性區內最小和最大主應變增量為

dεpθ=dλΦσθ=dλ

dεpr=dλΦσr=－dλ·NΨ（6）

在塑性區，考慮煤體擴容的流動法則為

Δεpr+ηpΔεpθ=0

（7）

塑性區內的軟化擴容系數ηp為Nψ，同理可得到破碎區內的軟化擴容系數ηd。

1.2 孔周煤體應力位移分布解析解

1.2.1 彈性區應力應變

對于彈性區，通常采用Kirsch解來計算雙向等壓力狀態下彈性區應力分布。具體如下

σer=p1－R2pr2+pir20r2

σeθ=p1+R2pr2－pir20r2

（8）

通常忽略泥漿壓力對彈性區應力的影響，由于彈性區與塑性區相接，在彈塑性區域交界處滿足環向應力與徑向應力之和為2p。

在Kirsch解的基礎上考慮彈塑性區域分界處的徑向應力^[26]，得到彈性區應力表達式為

σer=p1－R2pr2+pir20r2+σ^RprR2pr2

σeθ=p1+R2pr2－pir20r2－σ^RprR2pr2

（9）

平面應變本構方程如下^[27]

εer=1－v2Eσer－v1－vσeθ

εeθ=1－v2Eσeθ－v1－vσer

（10）

將應力式（9）帶入本構方程（10）求解即可得到彈性區應變為

εr=1+vE－（p－σ^Rpr）R2pr2+pir20r2

εθ=1+vE（p－σ^Rpr）R2pr2-pir20r2

（11）

將式（11）代入幾何方程式（2），可得到彈性區域內的位移為

ue=1+vE（p－σ^Rpr）R2pr-pir20r

（12）

1.2.2 塑性區應力應變

對于塑性區應力，結合強度準則式（3）并結合邊界條件，推導得出塑性區應力表達式為

σpr=σ^Rpr-Mp1-NprRpNp－1+Mp1-Np

σpθ=Npσ^Rpr-Mp1-NprRpNp－1+Mp1-Np

（13）

基于邊界條件，代入幾何方程可以得到塑性區內位移表達式

εpr=12G（ηp+1）p－σ^Rpr－pir20R2p×

ηp－1－2ηpRprηp+1

εpθ=12G（ηp+1）p－σ^Rpr－pir20R2p×

ηp－1+2Rprηp+1

（14）

1.2.3 破碎區應力應變

破裂區應力滿足平衡微分方程式（1）和摩爾-庫倫準則式（3），聯立二式后求得通解為

σdr=pi－Md1－Ndr0r^1－Nd+Md1－Nd

σdθ=Ndpi－Md1－Ndr0r^1－Nd+Md1－Nd

（15）

基于式（15）和幾何方程式（1），得到破碎區內位移表達式為

εdr=－ηd2G

（ηp+1）Rdr^ηd+1p－σ^Rpr－pir20R2p×

ηp－1+2RpRd^ηp+1

εdθ=12G（ηp+1）Rdr^ηd+1p－σ^Rpr－pir20R2p×

ηp－1+2RpRd^ηp+1

（16）

1.2.4 孔周不同分區范圍確定

根據破碎區與塑性區徑向應力連續性邊界條件，可得

Rpr0=（1－Nd）·pi－Md（1－Nd）·σ^Rpr－Md11－Nd

（17）

根據邊界條件，在破碎區與塑性區交界處徑向應變相等，由式和式得

RpRd=（ηp－1）·（ηd+1）2（ηp－ηd）1ηp+1

（18）

聯立邊界條件代入式（17）可得孔洞內部泥漿對孔壁的壓力與塑性區和掏孔半徑比值的關系為

Rpr0=（1－N2d

）·pi－Md（1+Nd）2p（1－Nd）－2Md11－Nd

（19）

2 孔周應力位移分布影響因素

2.1 參數選取

根據測試結果，取σH=25 MPa，σh=16.35 MPa，σv=19.85 MPa。對于地面井鉆孔，垂向載荷可認為是軸向載荷。對于靜水壓力平面應變問題，選取σh為垂向載荷（圖1中p）。解析解，使用MATLAB將解析解進行二維展示，同時采取控制變量法研究不同參數對孔周應力位移分布影響進行分析。其中，液柱壓力為泥漿的靜壓；研究某一參數對計算結果影響時，其他參數均取參考值不同區域內煤層力學參數不同，塑性區黏聚力為初始黏聚力的0.6倍，破碎區黏聚力為初始黏聚力的0.3倍。塑性區內摩擦角不變，破碎區內摩擦角為初始內摩擦角的0.75倍。計算所用參數見表1。

2.2 孔周應力位移分布

以參考值對應各參數為例，計算孔洞周圍應力如圖2（b）所示。破碎區煤體的應力明顯低于其他區域。此外，在破碎區和塑性區邊界處出現應力不連續現象，這是交界處煤體力學參數突變所致，塑性區應力接近破碎區內邊界處應力的2.5倍。孔洞形成后，孔周破碎區范圍明顯大于塑性區，這與經緯等^[28]的研究結果相一致。在塑性區和彈性區范圍內，應力保持連續。對于徑向應力，隨著距離增大始終呈增大趨勢，而環向應力則是呈先增大后降低的趨勢。

圖2（c）展示了掏煤后孔周位移分布。煤體破壞后具有明顯的擴容效應，在孔周位移量最大，隨距離的增大，位移逐漸減小。在塑性區和破碎區內煤體位移明顯，在0.08～0.14 m，塑性區位移介于0.04～0.08 m，彈性區內的煤體位移量較低且均位于0.02 m以下，不同分區位移差異明顯。

2.3 不同參數對掏煤區應力影響

黏聚力、內摩擦角、剪脹角、掏煤孔洞半徑和泥漿壓力對掏煤區域應力、位移以及不同分區范圍均會產生影響。在探究某一參數對孔周應力、位移計算結果的影響時，其他參數均采取參考值，即張集礦煤體力學參數：黏聚力為1.03 MPa（取1 MPa）、內摩擦角27°、剪脹角13°。

煤體黏聚力和內摩擦角2個參數被用于描述煤體抵抗破壞的能力^[29-30]。煤體黏聚力和內摩擦角越大，煤體受載后越不容易屈服破壞^[31]，剪脹角是描述巖石體積剪脹效應的物理量。不同黏聚力、內摩擦角和剪脹角對掏煤區域應力分布的影響如圖3所示。不同參數條件下環向、徑向峰值應力見表2。

從圖3（a）和圖3（b）可以看出，內摩擦角和黏聚力對應力分布影響規律相似，但黏聚力對破碎區和塑性區半徑的影響更大，而內摩擦角對環向峰值應力影響更顯著。環向應力隨著距離增大呈先增大后降低趨勢，在塑性區內，環向應力增幅更為明顯，并在彈塑性區交界處達到峰值。煤體的峰值環向應力隨著黏聚力的增大表現為小幅度降低，峰值環向應力依次為25.42，25.01，24.54和24.14 MPa，黏聚力由2 MPa降低至0.5 MPa，峰值環向應力降低5.04%。在彈性區內，環向應力隨距離的增大始終呈增大趨勢，在彈性區內，環向應力隨距離增大逐漸減小，并趨于平緩。二者最終穩定在16 MPa附近，與地應力載荷相近，驗證了解析解的準確性。

圖3（c）展示了剪脹角對掏煤孔洞周圍煤體應力場的影響。剪脹角的改變對孔洞周圍煤體應力分布影響較小。破碎區徑向和環向應力隨距離變化幅度相同，不同之處在于較大的剪脹角情況下產生的破碎區半徑較大，對應在破碎區和塑性區交界處的應力值更大。在彈性區內，環向應力和徑向應力的變化趨勢相近并無明顯差異。因此，剪脹角對孔周應力場的影響是“平移”，即對于應力場的大小和在位移方向的梯度沒有明顯變化。

不同孔洞半徑對應孔周應力場如圖4所示。增大掏煤孔洞半徑能夠有效提升卸壓范圍。當孔洞半徑為0.5 m時，在距離10 m處應力已經恢復至原始應力狀態，但是當孔洞半徑增加至2 m時，距離25 m才恢復至原始應力狀態。改變孔洞半徑對煤體應力狀態具有顯著影響，較大的孔洞半徑導致在破碎區內應力數值明顯降低，卸壓效果明顯，有利于提升孔洞周圍瓦斯運移速度；在塑性區內，孔洞半徑越大，環向應力隨位移增大而產生的變化越小；在彈性區內，孔洞半徑越小，對應在彈塑性區交界處的應力降幅越明顯。綜上所述，增加掏煤量（孔洞半徑）可有效提升孔洞周圍破碎區內的卸壓效果。

泥漿壓力對孔周應力分布的影響如圖5所示。考慮泥漿對于孔洞壁面的支撐，孔周塑性區和破裂區應力出現明顯變化。當不考慮泥漿壓力時，破碎區和塑性區的應力變化呈明顯的分段特征，塑性區應力梯度變化更大；泥漿壓力為2 MPa時，支撐作用導致破碎區應力增大，與塑性區內的應力梯度差值降低。隨著泥漿壓力的提升（4 MPa和6 MPa），在破碎區與塑性區交界處應力突然降低，且兩者應力變化相近。初始泥漿壓力的存在削弱了掏煤后對周圍煤層的卸壓效果，因此，掏煤作業結束后需要將井底泥漿返排至地面，實現煤體充分卸壓。

2.4 不同參數對掏煤區位移影響

不同參數對應掏煤區域煤體位移如圖6所示。降低煤體黏聚力和內摩擦角會顯著增加位移，特別是在屈服參數減弱時，孔周附近位移明顯增加。以黏聚力為例，黏聚力為0.5 MPa時，最大位移量為0.46 m，而黏聚力為2 MPa時，最大位移量僅為0.06 m。在孔洞壁面附近，位移隨距離增大迅速下降，在塑性區與破碎區交界處約為最大值的10%。在塑性區，煤體位移量趨于平緩，僅略微降低。在彈塑性區交界處，位移呈現不連續性，迅速降低至0附近。盡管每個算例之間參數的差值相同，但對于位移的影響卻呈現非線性關系。黏聚力在0.5～1 MPa或內摩擦角在24°～28°時，位移量對二者的敏感性較強。

圖6（c）為不同剪脹角對應的位移場。剪脹角越大，對應的位移量越大，特別是在破碎區。在孔洞壁面處，不同剪脹角的位移差值最大，且這一差值隨距離增大迅速降低，在塑性區內位移差值相近。統計發現，孔洞處最大位移量與剪脹角呈線性關系，表明剪脹角對煤體擴容的影響可通過線性關系預測。

孔洞半徑對孔周位移的影響如圖7所示。孔洞半徑增大后，對應孔壁處的最大位移量增加。盡管大孔洞半徑對應孔壁附近區域的位移衰減更加劇烈，但大孔洞半徑對應塑性區和破碎區的位移量明顯高于小孔洞半徑掏煤后產生的位移。在破碎區經歷劇烈的衰減后，塑性區位移變化較為平緩，近似呈線性變化。在彈塑性區交界處，孔洞半徑越大對應位移的不連續性越強。不同孔洞半徑對應的位移減小量依次為0.006，0.016，0.025和0.036 m。這表明孔洞半徑增大會增強彈塑性區域參數差異性對孔周位移場的影響。

圖8展示了不同泥漿壓力對應的掏煤區位移量變化。與煤體屈服參數對位移的影響類似，泥漿壓力對孔周位移的影響呈非線性關系，在泥漿壓力較低時對其數值變化較為敏感，泥漿壓力為2 MPa時，最大位移量與不考慮泥漿壓力時相比，由0.146 m降低至0.052 m，降低了35.62%。泥漿壓力對孔壁位移的

非線性影響決定了在掏煤后排出井底泥漿的重要性。

2.5 不同參數對掏煤區范圍影響

統計了不同算例對應的破碎區半徑和塑性區半徑如圖9所示。破碎區半徑和塑性區半徑均是不同區域交界面到掏煤孔洞圓心處的距離。隨著屈服參數增大，塑性區半徑和破碎區半徑呈非線性降低，在屈服參數較小時降低幅度較大。此外，塑性區范圍隨著屈服參數的增大逐漸減小，這表明較大的摩爾-庫倫屈服參數不利于掏煤后形成較大的卸壓區。圖9（c）展示了不同剪脹角對應的破碎區半徑和塑性區半徑。剪脹角通過改變破碎區半徑和塑性區半徑之間的比值式來改變，隨著剪脹角的增大，破碎區和塑性區半徑比值依次為1.33，1.32，1.30和1.29，呈線性衰減。進一步計算了剪脹角為20°時塑性區半徑和破裂區半徑分別為5.96 m和4.72 m，對應比值為1.26，同樣滿足線性衰減關系。因此，可通過線性關系預測剪脹角對于破碎區和塑性區范圍。

通過破碎區和塑性區的定義計算得到破裂區寬度和塑性區寬度（即環狀區域的寬度）如圖10所示。塑性區和破裂區范圍同樣與孔洞半徑呈線性關系，盡管塑性區和破裂區半徑比值由擴容系數控制（式（18）），但不同算例對應的塑性區范圍和破裂區范圍比值不同，孔洞半徑由0.5 m增大至2 m對應的破碎區與塑性區范圍的比值為2.406，2.433，2.429和2.437，增大孔洞直徑后破碎區范圍增幅更為明顯。

圖11為不同泥漿壓力對應塑性區和破碎區半徑。隨著泥漿壓力的增大，塑性區半徑和破碎區半徑均有所下降，在0～2 MPa范圍內，掏煤造穴對孔周卸壓效果影響顯著。盡管之前假設泥漿不滲入煤體中，但在實際地層中泥漿會滲入破碎區煤體內部，在地應力作用下形成“承壓”流體層。漿液滲入破碎區后，會增加破碎區的力學性質，效果類似于注漿加固。因此，在進行漿液返排后，有必要對孔周含泥漿破碎區煤層進行處理，以進一步提升掏煤卸壓范圍。

圖12展示了為不同掏孔半徑條件下孔洞內部泥漿對孔壁的壓力與塑性區和掏孔半徑比值的關系，成洞后施加內壓時出現塑性區的條件為Rp與r0的比值大于1。紅線為Rp與r0的比值為1時，對應的泥漿壓力和掏孔半徑，隨著掏孔半徑的增大，維持塑性區所需要的泥漿壓力也就越大，基于參考值，當掏孔半徑為1 m時，維持塑性區的最大承壓不能超過8 MPa；隨著泥漿壓力的增大，塑性區范圍衰減變緩，當壓力從0增長到3 MPa時，塑性區范圍衰減為初始狀態的一半，而當壓力從3 MPa增長到8 MPa時，塑性區才恢復至初始范圍。

3 現場應用

3.1 施工設計

張集礦-820 m水平東翼軌矸三聯巷為揭煤巷道，該巷道揭1煤處預計煤層厚約8.7 m，標高-846.0 m。該礦井為煤與瓦斯突出礦井，經測試煤層原始瓦斯壓力2.5～3.0 MPa。采用地面井掏煤卸壓輔助消突技術，以降低揭煤巷道瓦斯壓力。設計沿揭煤巷道軸線80 m，垂直巷道軸線寬40 m為本次地面掏煤消突區域。

根據理論研究表明，塑性區與破碎區范圍與掏煤直徑呈線性正相關關系，因此，擴大鉆孔直徑可以擴大鉆孔的卸壓變形范圍。經調研，地面鉆孔采用機械動力擴孔掏煤孔徑1 000 mm以內施工技術成熟，且最大孔徑施工為1 500 mm。綜合分析地面鉆孔掏煤造穴技術裝備情況及試驗地點實際情況，確定本次地面鉆孔掏煤造穴目標孔徑為1 500 mm。

淮南礦區井巷揭煤預抽按有效半徑1.5 m設計，但根據前文理論研究，試驗地點采用鉆孔掏煤造穴至孔徑1.5 m，鉆孔周圍塑性區半徑4.5～5 m。若按卸壓半徑5 m設計，必然造成揭煤區域地面鉆孔施工數量多、工程量大、時間長等影響。因此，設計地面鉆孔有效半徑為10 m，鉆孔間距不大于20 m，根據鉆孔控制范圍、主應力方向及影響半徑，張集礦-820 m水平東翼軌矸三聯巷揭煤區域設計地面鉆孔13個，鉆孔間距不大于20 m，分3排布置，沿巷道掘進方向布置一排5個鉆孔，掘進巷道2側各15 m分別布置一排4個鉆孔，鉆孔布置如圖13所示。

3.2 施工過程

首先，進行地面鉆孔精準定向施工保證鉆孔在預計軌跡范圍內，到達措施區域后開始進行掏煤造穴施工，采用“小孔徑機械擴孔鉆頭+水力噴射+大孔徑機械擴孔鉆頭”組合擴孔掏煤方法與工藝逐級擴孔掏煤。

試驗地點采用152 mm鉆頭對煤層段裸眼完井后，采用350 mm、500 mm、1 200 mm機械動力擴孔掏煤鉆頭逐級擴孔掏煤；為進一步提高掏煤量，采用水力噴射、1500 mm機械擴孔鉆頭組合擴孔掏煤工藝反復擴孔掏煤，之后采用氣舉法將鉆孔內水排出，鉆孔底部煤層孔壁在失去孔內水柱壓力支撐后，在地壓與煤層自身瓦斯壓力雙重作用下，達到垮塌煤層的目的。降低掏煤段煤壁壓力，提高煤層釋放能力；地面鉆孔掏煤量達到預期效果后，對鉆孔實施水力壓裂增透措施，實現鉆孔間互聯互通，整體降低鉆孔之間的應力峰值，達到大范圍的卸壓增透效果。排水過程中當孔深

730 m時，孔口瓦斯濃度突然增大至100%，且持續時間較長，以后每次排水孔口瓦斯濃度均為100%，說明在排水過程中，瓦斯得到了充分釋放，施工流程如圖14所示。

3.3 效果分析

以TM2為例，TM2主孔掏煤后，在1煤煤體內部會形成直徑1.36 m的孔洞，有利于煤體膨脹變形、卸壓、位移，同時促進煤體裂隙網絡發育，提高煤層透氣性。

鉆孔形成孔洞體積與其消突范圍內煤體體積比計算式為

η=r2R2

（25）

式中 η為鉆孔形成孔洞體積與其消突范圍內煤體體積比；r為洞穴半徑，m；R為鉆孔消突半徑，m。

地面鉆孔消突半徑按10 m設計，TM2鉆孔內形成一個直徑1.36 m的孔洞；根據式（25）計算可得，TM2鉆孔形成孔洞體積占其消突范圍內煤體體積比0.46%。

最終兩孔組共完成鉆探工作量3 577.90 m，掏煤量235.6 m3。圖15為各個鉆孔掏煤量、理論直徑、理論瓦斯釋放量的統計，理論直徑以及理論瓦斯釋放與掏煤量變化趨勢相同，長期的煤礦開采實踐和理論研究表明，提高煤層透氣性系數最有效途徑是使煤層卸壓。

煤層滲透率與其承受的有效應力變化關系計算式為

K=K0·e^－bΔσ

（26）

式中 K為煤的滲透率，m²；K0為煤的原始滲透率，m²；b為煤的吸附常數，MPa^-1；Δσ為煤層有效應力（地應力減去孔隙壓力），MPa。

由式（26）可知，煤層滲透率與煤層有效應力呈負相關。TM2鉆孔掏煤后，鉆孔見1煤段形成一個直徑1.36 m的孔洞（其他分支孔均在1.8 m以上，TM1孔組在1.6 m以上）的孔洞，有利于煤體膨脹變形、卸壓、位移，同時促進煤體裂隙網絡發育，提高煤層透氣性。鉆孔形成孔洞體積與其消突范圍內煤體體積比為0.45%（其他分支孔均在0.6%以上）（地面鉆孔消突半徑按10 m計），為地面鉆井擴孔掏煤區域消突提供了保證。

通過測定1煤原始區、TM1掏煤區、TM2掏煤區井下的瓦斯參數可知，1煤原始瓦斯壓力2.35 MPa，瓦斯含量7.23 m3/t；TM1掏煤區瓦斯壓力1.46 MPa，TM2掏煤區瓦斯壓力1.70 MPa，瓦斯含量均小于6 m3/t，達到了預期的輔助消突效果。和1煤原始區相比，TM1掏煤區外邊緣1煤瓦斯壓力、瓦斯含量分別降低37.8%、20.5%，煤層透氣性系數提高約10倍，減少鉆孔數24%、鉆孔量21%；驗證了各地面掏煤鉆孔實現互聯互通，整體降低了鉆孔之間的應力峰值，掏煤區域取得了預期的卸壓增透效果。

4 結 論

1）煤體黏聚力和內摩擦角對孔洞周圍應力和位移分布影響最為顯著，黏聚力由2 MPa降低至0.5 MPa，峰值環向應力降低5.04%；剪脹角的影響效果最弱；塑性區和破碎區范圍與掏煤直徑呈線性正相關關系，孔洞壁面附近位移量最大且衰減迅速。

2）孔洞內部泥漿支撐壓力會顯著降低卸壓效果，在0～2 MPa范圍內，掏煤造穴對孔周卸壓抑制效果影響更顯著，隨著泥漿壓力的增大，對應破碎區和塑性區半徑分別減小了20%和15%。

3）地面鉆孔實踐表明掏煤區域與未干預區域相比，煤層瓦斯壓力從2.35 MPa降到1.46 MPa，掏煤區域瓦斯壓力降低37.8%，瓦斯含量從

7.23 m3/t降到5.76 m3/t，降低了20.3%。煤層透氣性系數由0.01 m3/MPa2提高到0.1 m3/MPa2，提高約10倍，減少鉆孔數24%、鉆孔量21%。

4）大直徑掏煤造穴鉆孔施工工藝體系實現了煤礦瓦斯治理方式由井下向地面轉移，為解決瓦斯壓力3 MPa以上高瓦斯區域“減壓”開采難題提供了范例。

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（責任編輯：劉潔）