白俊杰
(烏審旗蒙大礦業(yè)有限責任公司,內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017300)
目前國內(nèi)煤炭企業(yè)優(yōu)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(nèi)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(tǒng)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。
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(jù)頂板取芯柱狀圖,設計兩種不同頂板處置方案的技術參數(shù),如圖1。
圖1 末采階段頂板處置方案
31121 主回撤通道頂板水力壓裂相關參數(shù)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(shù)
31103-2 主回撤通道爆破技術參數(shù)見表2,同組內(nèi)高、低位孔間距控制在1~1.5 m 之內(nèi),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(shù)
(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(jù)彈性力學理論[6],裂隙要繼續(xù)擴展,必須要克服表面粘結(jié)力。根據(jù)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(jié)論:根據(jù)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(jīng)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(fā)育分析
根據(jù)現(xiàn)有爆破理論[7],炸藥爆破后,從爆破源向外依次形成壓碎區(qū)、破裂區(qū)和震動區(qū)。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(qū)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(chǎn)生的應力增大倍數(shù),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(shù)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(shù),α=2-b=1.75;rc為炮孔直徑,89 mm。將以上參數(shù)代入由公式(4)計算得出:R=4.38 m。考慮綜合預裂增大系數(shù)K=1.3,則單孔爆破巖體的最遠裂隙發(fā)育范圍R'=k×R=5.69 m。
結(jié)論:間距按10 m 布置,爆破后相鄰爆破孔之間裂隙貫通。
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(jié)果
圖4 爆破模型及窺視結(jié)果(3.3 m 平行孔)
根據(jù)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(nèi)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(qū)域的應力分布規(guī)律和傳遞路徑均未見明顯變化,壓裂所產(chǎn)生的裂縫在停壓后,在圍巖應力的擠壓下,基本呈閉合狀態(tài),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(qū)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(qū)域的應力水平明顯降低,與破碎區(qū)范圍相對應,爆破破碎區(qū)域的應力等值線水平大幅度降低,爆破后破碎區(qū)范圍巖石內(nèi)裂縫呈現(xiàn)塊狀、局部粉碎狀態(tài),出現(xiàn)阻斷應力傳遞路徑的現(xiàn)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(qū),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
(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(wěn),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(xiàn)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(jiān)測值基本平穩(wěn),189#應力計監(jiān)測值最大值14.0 MPa,通道內(nèi)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(xiàn)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(jié):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(qū)對主回撤通道形成保護作用。
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(xiàn)104及以上事件,末采階段未出現(xiàn)強動載效應,微震事件呈現(xiàn)“低頻、低能”的特征,沖擊風險消除。末采階段微震監(jiān)測對比見表3。
表3 末采階段微震監(jiān)測對比(KJ551)
(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(qū)和裂隙區(qū)不會出現(xiàn)再次閉合現(xiàn)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(qū)和裂隙區(qū),相較于周圍巖體呈松散狀態(tài),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(tài)。