孫如達，夏永學，高家明

（中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013）

隨著煤炭資源開采深度和開采強度的增加，礦井各類煤巖動力災害日益加劇[1-2]。其中，沖擊地壓已經(jīng)成為嚴重制約煤礦安全高效開采的主要災害之一，也成為近年來國內(nèi)外學術界廣泛關注并開展相關研究工作的熱點。沖擊地壓的影響因素眾多，厚層堅硬頂板是最重要的影響因素之一[3]。在我國沖擊地壓事故案例中，絕大多數(shù)都存在厚層堅硬頂板的情況。厚層堅硬頂板對沖擊地壓的影響主要體現(xiàn)在2 方面[4]：一是厚層堅硬頂板力學性能強，更容易在采空區(qū)邊緣形成懸頂，導致承擔的上覆載荷傳遞到采空區(qū)周圍的煤巖體中，形成局部高靜載應力集中；二是當懸頂長度達到極限垮距時，瞬間發(fā)生破斷失穩(wěn)，釋放強烈動載荷，增加了沖擊地壓發(fā)生的可能性。因此，為了有效控制厚硬頂板沖擊地壓，需要采取主動卸壓的手段來控制因為堅硬頂板產(chǎn)生的的沖擊危險性。

厚硬頂板型沖擊地壓防治的核心思路在于通過增加堅硬頂板內(nèi)的裂隙，弱化整體巖層結構，實現(xiàn)對厚層堅硬頂板的改性。目前常用的手段包括深孔爆破[5]和水壓致裂技術[6]等。頂板爆破技術雖然操作簡單且技術成熟，但存在鉆孔工程量大，卸壓范圍小等弊端，且不適應于高瓦斯礦井。水壓致裂技術最早用于油氣田領域，采用體積壓裂的方式，使大范圍致密巖層內(nèi)形成人造裂縫，是普遍采用的壓裂增產(chǎn)改造技術[7-8]。近年來，隨著壓裂工藝與裝備的快速發(fā)展，該技術也逐漸應用于厚硬頂板的沖擊地壓防治[9]。其目的在于增加特定巖層的層理和裂隙，削弱其整體性和強度，促進工作面開采時懸頂?shù)奶崆皵嗔?，達到降低沖擊危險性的目的。

近年來，隨著長鉆孔水力壓裂技術在堅硬頂板型沖擊地壓防治領域的應用，眾多學者對水力壓裂的技術原理和效果評價進行了卓有成效的研究。李全貴等[10]綜述了水力壓裂物理試驗的相似理論發(fā)展、試驗材料和裝置的演變、常用監(jiān)測檢測方法的特點和適用范圍；康紅普等[11]提出了井下工作面定向鉆孔區(qū)域水力壓裂頂板層位、壓裂鉆孔布置與參數(shù)確定方法及壓裂工藝，在井下進行了工業(yè)性試驗和系統(tǒng)的地面微震實時監(jiān)測，獲得了頂板水力壓裂裂縫空間展布特征；潘俊鋒等[12]提出了煤層上覆主導致災層位厚硬頂板區(qū)域水力壓裂“人造解放層”卸壓防治沖擊地壓方法，實現(xiàn)了解放層卸壓效果；陳凱等[13]發(fā)現(xiàn)了煤層鉆孔在水力壓裂過程中的擾動應力在煤層內(nèi)的傳遞主要以衰減為主；李建軍等[14]分析了定向長鉆孔分段水力壓裂原理，提出了堅硬頂板和遺留煤柱影響下工作面“見方”影響的壓裂設計方案；馮俊仁[15]對比實施了分層單一水力壓裂和多煤層綜合水力壓裂，分析了煤層壓裂發(fā)展全過程，認為水力壓裂顯著提高煤層群壓裂的有效增透范圍及效果。雖然該技術目前在個別沖擊地壓礦井進行了現(xiàn)場試驗與應用[16]，但是對于該方法的防沖卸壓效果的研究相對較少。為此，以門克慶煤礦為例，采用理論分析和現(xiàn)場實踐相結合的方式，探討了中高位厚硬頂板長孔水力壓裂技術在防沖工程中的應用效果；設計實施了水利壓裂方案，并基于監(jiān)測數(shù)據(jù)對比了實施前后的效果，驗證了長孔水力壓裂技術在防沖工程中具有較高的有效性和可行性。

1 工程概況

1.1 工作面概況

3106 工作面位置如圖1。

圖1 3106 工作面布置圖Fig.1 Layout 3106 working face

3106 工作面位于門克慶井田3-1 煤11 采區(qū)，工作面長度320 m，推進長度2 927 m，東側為實體煤，西側為3-1 煤南翼大巷，南側為實體煤，北側為11-3104 采空區(qū)，留設6 m 區(qū)段煤柱。煤層傾角為1°～3°，煤層厚度4.60～4.83 m，平均厚度為4.72 m，埋深約680 m，密度為1.30 t/m3。3-1 煤及頂?shù)装宓牧W性質測試結果分別見表1～表2。沖擊傾向性鑒定結果表明，門克慶煤礦3-1 煤具有強沖擊傾向性，頂?shù)装寰哂腥鯖_擊傾向性。

表1 3-1 煤力學性質測試結果Table 1 Test results of mechanical properties of 3-1 coal

表2 3-1 煤頂?shù)装辶W性質測試結果Table 2 Test results of mechanical properties of 3-1 coal roof and floor

1.2 防沖工程概況

目前，3106 工作面實施的卸壓措施主要為端頭切頂爆破孔、煤體大直徑鉆孔卸壓及頂板超前高、低位頂板預裂爆破孔。其中，主運巷施工端頭切頂孔，孔深32 m，孔徑89 mm，間距10 m；回風巷工作面回采幫施工大直徑煤體卸壓孔和超前低位頂板預裂爆破孔，煤體大直徑卸壓孔孔深20 m，孔徑150 mm，孔間距2 m；超前低位頂板預裂爆破孔1 組2孔，組間距20 m，扇形布置，炮孔直徑89 mm，孔深分別為31、38 m，傾角分別為60°和45°，處理層位為煤層上方27 m。局部施工超前高位頂板預裂爆破孔，1 組2 孔，扇形布置，炮孔直徑75 mm，孔深分別為89、101 m，傾角分別為60°、47°，處理層位為煤層上方77 m。

根據(jù)微震監(jiān)測結果及工程現(xiàn)場觀測，3106 工作面開采過程中，發(fā)生了多次大能量事件伴隨有強烈礦震，工作面產(chǎn)生強烈震動。3106 工作面開采過程中能量E＞103J 的微震事件分布如圖2。

圖2 3106 工作面微震事件剖面圖Fig.2 Microseismic event profile of 3106 working face

可以發(fā)現(xiàn)，大能量事件多集中于工作面上方厚硬砂巖層內(nèi)，對應于高位頂板的破斷。堅硬厚頂板破斷時，引起的強烈震動易對其下方的支架和巷道形成高沖擊動載，導致3106 工作面沖擊危險性升高。因此，需要引入新的卸壓方法處理厚硬頂板，降低沖擊危險性。

2 長孔水力壓裂方案

2.1 長孔壓裂層位確定

3106 工作面開采范圍內(nèi)，最近的4 個地質鉆孔分別為H039、H040、H041、WZ11，鉆孔勘探線位置如圖3。連接4 個鉆孔，揭示了工作面走向方向頂板巖性特征，巖層結構走向剖面圖如圖4。

圖3 鉆孔勘探線位置Fig.3 Location of drilling exploration line

圖4 巖層結構走向剖面圖Fig.4 Section of rock structure strike

從巖層剖面可見，該區(qū)域頂板上方250 m 范圍內(nèi)以砂巖為主，其巖性為堅硬或半堅硬，具有厚度較大、連續(xù)性較好的特點。

采場覆巖層中存在著多層巖層時，對巖體活動全部或局部起控制作用的巖層稱為關鍵層，關鍵巖層的活動會對整個采場的礦山壓力、巖層移動和地表沉降等產(chǎn)生顯著影響[17]。借鑒該思想，對于以上諸多上覆厚層巖層中存在的1 層或幾層對誘發(fā)采場沖擊地壓起主導作用的巖層，即為誘沖的關鍵層。

首先對關鍵層進行判別，假設某一巖層為關鍵層，該巖層控制的范圍達到第n 層，則第n+1 層成為第2 層關鍵層的條件為：

式中：qn+1、qn分別計算到第n+1 層與第n 層時第1 層關鍵層所受的荷載，N/m2；hi為巖層的厚度，m；ρi為巖層的密度，kg/m3；g 為重力系數(shù)，約等于9.8 N/kg；Ei為巖層的彈性模量，MPa。

由此可根據(jù)如下程序進行關鍵層的判斷：

首先，利用具體的巖層賦存地質綜合柱狀圖，根據(jù)關鍵層的巖層厚度和巖性，初步確定可能成為關鍵層的厚層巖層，作為確定主關鍵位置的基礎。

然后根據(jù)關鍵層的剛度條件，進一步確定需要強度條件判別的對象：

若式（2）成立，則說明該巖層可能成為關鍵層，以此類推到最后1 層硬巖。由此可按照上式，對涉及的巖層從上到下逐層判別，直至確定出位于最上方可能成為關鍵層的硬巖層位置。

最后，關鍵層除滿足式（2）的要求，還需要滿足關鍵層要求的強度條件來判定第n 層是否為關鍵層。即是說，要求上覆硬巖層的破斷距大于下層硬巖層的破斷距：

式中：lj為第j 巖層的破斷距，m；j 為硬巖層層數(shù)；hj為第j 層硬巖層的厚度，m；RTj為巖層的抗拉強度，MPa；qj為巖層承受的載荷，N/m2。

若第j 層硬巖層不滿足式（3），則應將第j+1 層硬巖層所控制的全部巖層載荷作用到第j 層上，重新計算第j 層硬巖層破斷距后再繼續(xù)進行判別。

利用以上方法對煤層上方300 m 以內(nèi)的覆巖進行了關鍵層判別，工作面煤層上覆巖層中存在4 個關鍵層，依次向上分別標記為關鍵層I（平均厚度為20.68 m 細/中粒復合砂巖）、關鍵層II（49.95 m 中/粗/粉粒復合砂巖）、關鍵層III（33.12 m 細粒砂巖）、關鍵層IV（34.70 m 細/中粒復合砂巖）。工作面覆巖關鍵層示意圖如圖5。

其次，從能量的角度對誘沖的關鍵層，對煤體沖擊危險性起主要影響作用的巖層做出判斷。設煤層上方的n 層巖層依次斷裂并釋放能量，釋放的能量分別記UE1、UE2、…、UEn，震源距離開采煤體的距離為r1、r2、…、rn，該能量在巖體中以指數(shù)形式衰減，衰減指數(shù)（阻尼）為η，衰減規(guī)律為En′＝Enr-η，則傳播至煤體的能量E′分別為：

蘇聯(lián)阿維爾申教授認為，煤層內(nèi)的彈性能U 可由體變彈性能Uv、形變彈性能Ut和頂板彎曲彈性能Uw3 部分組成，即：

煤體因體積變形而積聚的彈性能可表示為：

因形狀變形而積聚的彈性能為：

式中：E 為巖層的彈性模量，MPa；μ 為巖層的泊松比；H 為巖層的厚度。

頂板彎曲彈性能Uw可分為初次垮落及周期垮落2 種不同情況，展開式分別如下：

式中：M 為煤壁上方頂板巖層的彎矩，N·m；φ為頂板巖層彎曲下沉的轉角；q 為頂板巖層質量與上覆巖層附加載荷的單位長度折算載荷，N/m2；I 為頂板巖層斷面的慣性矩，m4；L 為頂板巖層的懸伸長度，m。

式（4）中的衰減指數(shù)η 的取值對計算巖層破斷后傳遞至煤層時的能量大小至關重要，根據(jù)前期現(xiàn)場實測能量衰減曲線可知，震源能量隨傳播距離增大呈指數(shù)關系衰減，且隨介質的完整性、孔隙率等性能指標的變化而不同，介質性能指標越趨向良性，衰減指數(shù)越小，反之，衰減指數(shù)越大。在計算巖層破斷傳遞至煤層的能量時，衰減指數(shù)η 可取1.150 9～2.130 9。門克慶煤礦砂巖類頂板完整性較高、裂隙不發(fā)育，能量傳遞過程衰減程度相對較小，η 取1.150；泥巖類完整性較低、裂隙發(fā)育，能量傳遞過程衰減程度相對較高，η 取2.130 9。由以上公式計算可知，關鍵層II 初次破斷傳遞給煤體的能量4.80×106J，相較其他關鍵層破斷傳遞給煤體的能量最高；關鍵層II 周期破斷傳遞給煤體的能量3.84×106J，相較其他關鍵層破斷傳遞給煤體的能量最高。關鍵層II 與低位關鍵層I 相比，釋放能量大，與上方的高位關鍵層III、IV 相比，又較為活躍，當其與在采場一定的基礎靜載疊加時，最容易誘發(fā)沖擊地壓，為工作面的主要誘沖關鍵層。因此，確定關鍵層II 為壓裂區(qū)。

2.2 試驗方案

通過開展高位頂板水力壓裂分層致裂技術，在高位硬厚頂板內(nèi)預制裂隙面，削弱其整體性和強度，促進懸頂提前斷裂，同時釋放部分彈性能，達到降低沖擊危險性的目的。因此，在3106 工作面腰巷以里439 m 施工6 個超長鉆孔進行區(qū)域壓裂，壓裂鉆孔布置如圖6。

圖6 壓裂鉆孔布置圖Fig.6 Fracturing drilling layout

設計采用后退式分段壓裂，分段距離30 m 左右，分段壓裂時間≥30 min；最大工作壓力為70 MPa，最大施工排量為1.5 m3/min。超長孔水力壓裂設計參數(shù)詳見表3。

表3 超長孔水力壓裂施工參數(shù)Table 3 Ultra-long hole hydraulic fracturing construction parameters

3 多源監(jiān)測卸壓效果分析

3.1 長孔水力壓裂效果

通常，富含純水的巖層相比缺乏純水的巖層導電性較好，當頂板巖層內(nèi)開展割縫壓裂作業(yè)后，巖層中含水量增加，導電性增強，視電阻率降低。通過瞬變電磁儀探測，對頂板二次場電壓衰變信號數(shù)據(jù)進而反演處理，得出目標區(qū)域視電阻率分布云圖，推斷目標區(qū)域在割縫壓裂前后的含水量不同，從而判斷長孔水力壓裂實施效果情況。

在3106 工作面長孔壓裂前后，分別對3106 主運巷和回風巷距離開切眼1 350～1 950 m 范圍各開展2 次頂板巖層瞬變電磁探測，3106 工作面瞬變電磁探測方案圖如圖7，3106 工作面主運巷、回風巷長孔壓裂前后的瞬變電磁探測視電阻率云圖如圖8。

圖7 3106 工作面瞬變電磁探測方案圖Fig.7 Transient electromagnetic detection scheme diagram of 3106 working face

圖8 壓裂前后視電阻率云圖Fig.8 Apparent resistivity cloud diagrams before and after fracturing

根據(jù)圖8，未壓裂前，視電阻率等值線分布表現(xiàn)為扭曲、變形或呈密集條帶等形狀，垂直方向50～70 m 的長孔壓裂設計層位范圍內(nèi)存在2 處高阻區(qū)，等值線數(shù)值＞70 Ω·m。實施長孔水力壓裂后，巖層的電阻率有序變化，在視電阻率斷面圖上等值線變化穩(wěn)定，呈似層狀分布，壓裂層位的視電阻率明顯降低，約為35 Ω·m。

通過以上分析，對目標砂巖層實施長孔水力壓裂后，目標巖層內(nèi)形成裂縫網(wǎng)，巖層裂縫網(wǎng)的相互貫通厚裂隙內(nèi)含水量增加，出現(xiàn)了降阻現(xiàn)象，且增強了同一層位巖層視電阻率的連續(xù)性。因此可以判斷長孔水力壓裂產(chǎn)生了較好的效果。

3.2 長孔水力壓裂卸壓效果

3.2.1 礦震活動規(guī)律

3106 工作面微震事件空間分布圖如圖9。

圖9 3106 工作面微震事件空間分布圖（2022-05-28—2022-10-14）Fig.9 Micro-seismic events spatial distribution of 3106 working face（2022-05-28—2022-10-14）

由圖9 可見：實施長孔水力壓裂前，微震事件分布呈現(xiàn)明顯的無序性，出現(xiàn)能量的集中聚集，且出現(xiàn)多次106J 以上大能級礦震。從縱向剖面來看，能量分布呈現(xiàn)明顯的分區(qū)特性，低層位頂板活動較為劇烈，小能量微震事件較多，106J 能級的大能量事件主要分布于關鍵層內(nèi)，對應于高位頂板的破斷。堅硬厚頂板破斷都將引起強烈震動，對其下方的支架和巷道形成高沖擊動載。實施長孔水力壓裂后，從平面分布來看，微震事件分布與壓裂區(qū)具有較好的一致性，能級減小，僅出現(xiàn)1 次106J 以上能量的微震事件，回采期間現(xiàn)場未發(fā)生礦震等動力現(xiàn)象。從剖面圖來看，水力壓裂對頂板具有明顯的弱化作用，有效誘導了頂板破斷，能量分布層位高度降低，且呈現(xiàn)相對較小的破斷能量，避免了因關鍵層出現(xiàn)大面積懸頂突然斷釋放的動載能量。105J 以上大能量事件出現(xiàn)于工作面中部位置，長孔水力壓裂取得良好效果。

統(tǒng)計并對比了未壓裂區(qū)域和壓裂區(qū)域104J 以上能級微震事件的數(shù)量占比，大能量事件能級對比圖如圖10。

圖10 大能量事件能級對比圖Fig.10 Comparison of energy levels of large energy events

可以看出：實施壓裂后的105J 和106J 以上能級微震事件比未壓裂區(qū)分別降低了11.76%和7.65%，104J 能級事件數(shù)量占比增加了19.42%，表明長孔壓裂有效降低了高位厚層頂板的完整性，頂板能量轉為“高頻低能”釋放，從而降低了因堅硬厚頂板破斷導致的沖擊危險。

統(tǒng)計了105J 能級以上的微震事件，繪制的大能量微震事件時序散點對比圖如圖11。

圖11 大能量微震事件時序散點對比圖Fig.11 Comparison diagram of time series scatter points of large energy micro-seismic events

工作面回采未壓裂區(qū)域（2022-01-01—05-27）累計780 m，其中105J 微震事件68 次，106J 微震事件14 次，大能量事件累計釋放4.18×107J，大能量事件平均延米發(fā)生密度為0.11 次/m，延米釋放能量為6.2×104J/m；工作面回采壓裂區(qū)（2022-05-28—10-14）累計697.6 m，105J 微震事件35 次，106J 微震事件1 次，大能量事件累計釋放8.95×106J，平均延米發(fā)生密度0.05 次/m，延米釋放能量為1.28×104J/m。

大能量微震事件空間分布如圖12。對比未壓裂和壓裂區(qū)域的微震大能量事件，可見大能量事件數(shù)量明顯降低，壓裂區(qū)的105J 及以上微震平均延米發(fā)生概率降低55 %，延米釋放能量降低79 %，在充分壓裂區(qū)域內(nèi)沒有106J 以上高能微震事件，說明通過區(qū)域壓裂基本消除了高能沖擊事件。由巖層走向剖面可見，壓裂區(qū)內(nèi)頂板高位巖層內(nèi)的大能量事件明顯減少。

圖12 大能量微震事件空間分布Fig.12 Spatial distribution of large energy micro-seismic events

3.2.2 工作面來壓周期

工作面液壓支架載荷云圖如圖13。

圖13 工作面液壓支架載荷云圖Fig.13 Load cloud diagram of hydraulic support in working face

從工作面頂板整體壓力情況來看，水力壓裂產(chǎn)生了明顯的壓裂效果。工作面位于未壓裂區(qū)開采時，周期來壓次數(shù)多，且以整個工作面來壓為主，來壓造成的高應力影響范圍較廣；工作面位于壓裂區(qū)開采時，周期來壓以局部為主，影響范圍大幅度減小，工作面整體應力水平顯著低于未壓裂區(qū)，為采掘空間創(chuàng)造了有利的防沖低應力環(huán)境。

對比了未壓裂與壓裂區(qū)歷次周期來壓動載系數(shù)，工作面來壓周期動載系數(shù)如圖14?？梢钥闯?，長孔水力壓裂區(qū)域壓裂不僅可以降低工作面采掘空間整體靜載水平，對比于未壓裂區(qū)，壓裂區(qū)的動載系數(shù)整體顯著減小，且呈逐漸下降趨勢。因此，長孔水力壓裂有效改造覆巖結構，顯著降低頂板運動造成的動載荷影響，從而阻斷了導致沖擊地壓啟動的載荷路徑，降低了沖擊地壓發(fā)生風險。

圖14 工作面來壓周期動載系數(shù)Fig.14 Working face weighting periodic dynamic load coefficient

3.2.3 地表沉降演化特征

3106 工作面自回采起每周進行1 次地表下沉量觀測記錄工作，地表觀測點沿工作面走向布置，相鄰測點平均間距20 m，3106 工作面走向地表沉降測點布置圖如圖15。其中A23～A72 測點位于未壓裂區(qū)域，A73～A98 測點位于長孔壓裂區(qū)域。

圖15 3106 工作面走向地表沉降測點布置圖Fig.15 Surface subsidence measuring point layout diagram of 3106 working face

統(tǒng)計了工作面回采過程中的地表累計下沉量，當工作面剛剛回采過長孔壓裂區(qū)域時，當前位于地表的A40～A50 測點區(qū)域的地表下沉量最大，最大累計下沉值約1.2 m，位于地表沉降區(qū)谷底。隨著工作面向前推進，A50～A100 測點下沉量將持續(xù)增加并達到最大下沉量。

下沉量斜率表征每個測點的最大沉降速率，根據(jù)地表時序累計下沉量擬合各測點累計下沉量計算得到的累計下沉量斜率如圖16。

圖16 地表最大下沉量斜率Fig.16 Slope of maximum surface subsidence

由圖16 可見：3106 工作面地表下沉量最大區(qū)域的A45 測點的下沉量斜率最大，A45 測點兩側的測點呈現(xiàn)下沉量斜率逐漸降低的趨勢。A65 和A80點分別位于未壓裂區(qū)和壓裂區(qū)內(nèi)，根據(jù)工作面最大沉降點兩側沉降斜率逐漸降低的規(guī)律，A80 點的沉降斜率應小于A65，但根據(jù)計算結果，A80 測點沉降斜率大于A65 測點，因此分析可得，長孔壓裂促進了工作面回采壓裂區(qū)域后的地表下沉。

4 結 語

1）對誘發(fā)采場沖擊地壓起主導作用的關鍵層進行了判別與計算，設計了長孔水力壓裂方案。確定了高度59.33 m、厚度49.95 m 的關鍵層Ⅱ為長孔壓裂層位，并設計了長孔水力壓裂方案。

2）檢驗了長孔水力壓裂的實施效果，發(fā)現(xiàn)壓裂層位的巖層裂隙內(nèi)含水量增加，視電阻率由70 Ω·m降低至35 Ω·m，巖層視電阻率的連續(xù)性增強，長孔水力壓裂產(chǎn)生了較好的壓裂效果。

3）對比分析了長孔水力壓裂的卸壓效果，微震能量轉為“高頻低能”釋放，大能量事件平均延米發(fā)生密度和延米釋放能量分別降低了55%和79%，回采期間現(xiàn)場未發(fā)生礦震等動力現(xiàn)象，工作面來壓步距縮短，來壓強度降低，動載系數(shù)整體顯著減小，工作面回采壓裂區(qū)域后的地表沉降斜率增加，可有效降低因堅硬頂板導致的沖擊危險性。