徐軍見

（1.瓦斯災(zāi)害監(jiān)控與應(yīng)急技術(shù)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(yīng)現(xiàn)代化采掘作業(yè)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(wù)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(yīng)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(qū)上方形成的頂板鉸接結(jié)構(gòu)將上覆巖層載荷轉(zhuǎn)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(chǎn)生較大變形，甚至導(dǎo)致煤巖動力災(zāi)害發(fā)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(yīng)力環(huán)境、改變煤柱應(yīng)力分布，降低煤柱內(nèi)彈性能[5-6]?；诖?，國內(nèi)外開展了煤體卸壓技術(shù)及頂板弱化技術(shù)應(yīng)用研究[7-9]，應(yīng)用較多且效果較好的是預(yù)裂爆破弱化頂板技術(shù)，但炸藥屬于破壞力強的危險物品所以審批手續(xù)繁瑣、申請困難，并且在運輸過程當(dāng)中危險系數(shù)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(zhì)條件

東勝煤田納林河礦區(qū)井田構(gòu)造形態(tài)總體為向西傾斜的單斜構(gòu)造，井田內(nèi)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(shù)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?shù)染C合措施，工程量較大，影響回采工作面生產(chǎn)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(nèi)出現(xiàn)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(fù)合水力化措施對煤柱和頂板進行弱化處理，轉(zhuǎn)移上覆巖層壓力，減小煤柱應(yīng)力集中程度，降低沖擊地壓風(fēng)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(fù)合作用下的煤柱卸壓機理

2.1 側(cè)向頂板破斷結(jié)構(gòu)與應(yīng)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(fā)生垮落，基本頂也深入煤柱內(nèi)部斷裂，最終在31102 采空區(qū)上方形成1 個類拱結(jié)構(gòu)，側(cè)向頂板破斷結(jié)構(gòu)如圖1。頂板斷裂過程中，在采空區(qū)邊緣形成的關(guān)鍵巖塊B 一端在采空區(qū)觸矸，一端深入到煤柱內(nèi)部斷裂，并在側(cè)向支承壓力作用下處于極限平衡狀態(tài)。因此，在上覆巖層作用下，在煤柱內(nèi)部關(guān)鍵巖塊B 邊緣附近形成應(yīng)力集中區(qū)，在集中應(yīng)力作用下，煤柱內(nèi)部積蓄大量彈性能，易發(fā)生沖擊地壓等煤巖動力災(zāi)害[12]。

圖1 側(cè)向頂板破斷結(jié)構(gòu)Fig.1 Lateral roof breaking structure

2.2 水平割縫和頂板壓裂復(fù)合作用煤柱卸壓機理

高壓水射流鉆割煤體能夠在煤體內(nèi)部中形成一定范圍的空間，鉆割空間內(nèi)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(qū)域。煤體中形成的大范圍破碎區(qū)域?qū)γ后w中積聚的能量有很好的釋放作用，且使得該區(qū)域煤體內(nèi)不能積聚較高的能量，從而使得高壓射流鉆割區(qū)域煤體應(yīng)力集中程度大大降低，高應(yīng)力向煤體深部轉(zhuǎn)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?qū)嶓w煤深部轉(zhuǎn)移，降低煤柱承載的應(yīng)力水平，改變應(yīng)力分配比例，改善31103 回風(fēng)巷受力狀態(tài)，減小31103 回風(fēng)巷變形，降低沖擊地壓風(fēng)險[14]。

3 數(shù)值模擬模型

3.1 模型建立

根據(jù)納林河二號礦井工程地質(zhì)條件，應(yīng)用FLAC3D軟件建立鉆孔圍巖應(yīng)力場計算模型。由于計算模型主要分析31103 回風(fēng)巷護巷煤柱及實體煤應(yīng)力分布、變化情況，因此，模型采用不等分劃分單元，31103 回風(fēng)巷附近分較密集，遠離此巷處較稀疏；模型網(wǎng)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(wǎng)格數(shù)量223 855。

3.2 模擬參數(shù)

模擬采用Mohr-Coulomb 模型，材料屈服遵從摩爾-庫倫準(zhǔn)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(yīng)力；下部邊界限制z 方向的位移；上部施加均布自重應(yīng)力15.2 MPa；具體參數(shù)設(shè)置如下。

1）割縫鉆孔參數(shù)。施工位置為21103 回風(fēng)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(shù)。縫槽半徑為0.8 m；縫槽間距為1 m；縫槽位置為煤柱側(cè)臨采空區(qū)5 m 不割；割縫方式為平行割縫。

東營市投資2 700多萬元建成了東營市創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)大學(xué)，重點培養(yǎng)和孵化較高層次的創(chuàng)業(yè)者和創(chuàng)業(yè)項目，整合優(yōu)化創(chuàng)業(yè)教育資源，完善運作機制，優(yōu)化創(chuàng)業(yè)培訓(xùn)和創(chuàng)業(yè)實訓(xùn)課程設(shè)置，努力適應(yīng)中小企業(yè)創(chuàng)業(yè)者的需求。采用了“創(chuàng)業(yè)培訓(xùn)+創(chuàng)業(yè)實訓(xùn)”的新型教學(xué)模式，重點突出創(chuàng)業(yè)實訓(xùn)，深化創(chuàng)業(yè)者對創(chuàng)業(yè)過程的理解。探索建立了“創(chuàng)業(yè)大學(xué)+”的創(chuàng)業(yè)扶持模式，將大學(xué)與創(chuàng)業(yè)孵化基地、創(chuàng)業(yè)園區(qū)進行有機結(jié)合，從畢業(yè)學(xué)員中擇優(yōu)推薦創(chuàng)業(yè)者及其創(chuàng)業(yè)項目進駐創(chuàng)業(yè)載體，并為其提供更加全面、快捷的創(chuàng)業(yè)服務(wù)。

3）頂板壓裂參數(shù)。壓裂孔施工位置為21103 回風(fēng)巷靠近煤柱側(cè)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(shù)。施工位置為21103 回風(fēng)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(cè)保留煤柱寬度、割縫間距、壓裂斷頂對煤柱及實體煤應(yīng)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(shù)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(yīng)力變化情況如圖2；采取大直徑鉆孔卸壓前后垂直應(yīng)力隨巷道距離的變化曲線如圖3。

1）31103 回風(fēng)巷開挖和31102 工作面回采過后，31103 回風(fēng)巷淺部圍巖發(fā)生塑性破壞，破壞以靠近煤柱側(cè)為主，范圍大約0～3 m；保護煤柱采空區(qū)側(cè)同樣發(fā)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(yīng)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(fēng)巷開挖和31102 工作面回采過后，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力呈“馬鞍”型分布，峰值范圍在距離巷道4～21 m 范圍內(nèi)，靠近采空區(qū)側(cè)應(yīng)力峰值偏高約36 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約2.3，靠近巷道側(cè)應(yīng)力峰值相對較低約25 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約1.6。

3）實體煤側(cè)應(yīng)力峰值出現(xiàn)在距離巷道約1 m處，峰值應(yīng)力約23 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約1.4，隨著向?qū)嶓w煤深部延伸，應(yīng)力逐漸降低。

4）實施大直徑鉆孔卸壓后，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力大幅增加，且在距離巷道4～19 m 范圍內(nèi)基本均勻分布，靠近采空區(qū)側(cè)應(yīng)力略高約50 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約3.1，靠近巷道側(cè)應(yīng)力峰值約46 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約2.9。

采取大直徑鉆孔卸壓后，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力會大幅增加，如果增加的應(yīng)力大于煤體的抗壓強度，使煤體發(fā)生塑性破壞，應(yīng)力會向?qū)嶓w煤側(cè)轉(zhuǎn)移實現(xiàn)卸壓效果。

4.2 臨巷側(cè)保留煤柱寬度對應(yīng)力影響

臨巷側(cè)保留煤柱寬度對應(yīng)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(yīng)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(nèi)部應(yīng)力呈“馬鞍”型分布，相較于大直徑鉆孔卸壓，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力大幅減小，實體煤內(nèi)部應(yīng)力略有增加。

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

3）臨巷側(cè)保留5 m 煤柱不割時，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力基本均勻分布，前后縫槽附近會形成弱應(yīng)力集中，其中在距離巷道4 m 左右峰值應(yīng)力約22 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)1.4，在距離巷道21 m 左右處峰值應(yīng)力約25 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)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(cè)應(yīng)力有所明顯，特別是在距離巷道1～15 m 范圍內(nèi)增加明顯，其中臨巷側(cè)保留5 m煤柱不割方案，在實體煤側(cè)應(yīng)力峰值在靠近巷道1 m處，峰值應(yīng)力約27 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)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(cè)保留5 m 煤柱不割方案優(yōu)于臨巷側(cè)保留8 m 煤柱不割方案，如果現(xiàn)場施工發(fā)現(xiàn)，臨巷側(cè)保留8 m 煤柱不割方案不會形成應(yīng)力集中，或應(yīng)力在可控范圍之內(nèi)，則采用該方案最優(yōu)。

4.3 不同割縫間距對應(yīng)力分布及變化影響

不同割縫間距對應(yīng)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(yīng)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(cè)應(yīng)力有所增加，增加位置主要在靠近巷道1～15 m 范圍內(nèi)，且采取2 m 不割方案時，實體煤側(cè)應(yīng)力增加最為明顯，應(yīng)力峰值在靠近巷道1 m 處約27 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約1.9。

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

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

圖7 不同割縫間距垂直應(yīng)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(yīng)力均不同程度向?qū)嶓w煤側(cè)轉(zhuǎn)移，實體煤側(cè)承壓范圍主要在1～15 m 范圍內(nèi)；采取割縫間距2 m 方案相較于未采取任何卸壓措施應(yīng)力降低約30%，保護煤柱側(cè)卸壓效果，明顯優(yōu)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(shù)對應(yīng)力分布及變化影響

不同斷頂參數(shù)對應(yīng)力分布及變化影響情況如圖8；不同斷頂參數(shù)條件下垂直應(yīng)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(cè)應(yīng)力大幅降低，實體煤側(cè)應(yīng)力明顯增加。

圖8 不同斷頂參數(shù)對垂直應(yīng)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(shù)垂直應(yīng)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(nèi)部應(yīng)力“M”型分布，在距離巷道5～19 m 處形成應(yīng)力峰值，其中距離巷道5 m 處應(yīng)力約21 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)1.3；在距離巷道19 m 處應(yīng)力約29 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約1.8；在距離巷道8～9 m 處為應(yīng)力最低點約11 MPa，低于原巖應(yīng)力。

3）采取割縫間距2 m+壓裂斷頂方案后，應(yīng)力在縫槽前后稍大，基本處于原巖應(yīng)力狀態(tài)，不存在應(yīng)力集中，應(yīng)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(cè)應(yīng)力在1～20 m 范圍內(nèi)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(yīng)力集中系數(shù)1.7，采取割縫間距3 m+爆破斷頂方案，應(yīng)力最大增加10 MPa，達到32 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)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(xiàn)了上覆巖層應(yīng)力向?qū)嶓w煤深部轉(zhuǎn)移的目的，割縫間距2 m+壓裂斷頂方案效果略優(yōu)于割縫間距3 m+壓裂斷頂方案，但都需要注意實體煤側(cè)應(yīng)力增加帶來的安全隱患。

5 結(jié) 論

1）31102 工作面回采過后，在煤柱內(nèi)部關(guān)鍵巖塊B 邊緣附近形成應(yīng)力集中區(qū)，在集中應(yīng)力作用下，煤柱內(nèi)部積蓄大量彈性能，易發(fā)生沖擊地壓等煤巖動力災(zāi)害；高壓水射流鉆割煤體能夠在煤體內(nèi)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(yīng)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?qū)嶓w煤深部轉(zhuǎn)移，降低煤柱承載的應(yīng)力水平，改變應(yīng)力分配比例。

2）大直徑鉆孔卸壓措施實施后，保護煤柱內(nèi)部應(yīng)力會大幅增加，如果增加的應(yīng)力大于煤體的抗壓強度，使煤體發(fā)生塑性破壞，應(yīng)力會向?qū)嶓w煤側(cè)轉(zhuǎn)移實現(xiàn)卸壓效果；采取超高壓水力割縫后，應(yīng)力均不同程度向?qū)嶓w煤側(cè)轉(zhuǎn)移，實體煤側(cè)承壓范圍主要在1～15 m 范圍內(nèi)，采取割縫間距2 m+臨巷側(cè)保留5 m煤柱不割方案相較于未采取任何卸壓措施應(yīng)力降低約30%，保護煤柱側(cè)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(xiàn)了上覆巖層應(yīng)力向?qū)嶓w煤深部轉(zhuǎn)移的目的，割縫間距2 m+壓裂斷頂方案效果略優(yōu)于割縫間距3 m+壓裂斷頂方案，但都需要注意實體煤側(cè)應(yīng)力增加帶來的安全隱患。