薛吉勝

(1.天地科技股份有限公司，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013)

特厚煤層堅硬頂板放頂煤開采普遍存在[1，2]，工作面放煤過程中，堅硬頂板整體強度高，易造成懸頂，隨著頂煤放出，頂板與待放煤體間隙逐漸變大，頂板難以隨采隨垮將煤體推進放煤口，不利于頂煤回收，尤其當頂煤較厚或煤層硬度較大時，頂煤回收率進一步降低，而頂板的突然垮落也會將采空區(qū)有害氣體擠入工作面，威脅工作面安全生產(chǎn)。國內(nèi)學者對堅硬頂板、頂煤弱化技術進行了大量研究，推動了綜放開采技術的發(fā)展。堅硬頂板弱化技術方面，高富強[3]采用ELFEN數(shù)值模擬方法分析了水力卸壓后工作面采動應力變化規(guī)律及原理；黃炳香[4]提出了堅硬頂板水壓致裂控制的理論與成套技術框架；高曉進[5]、劉乙霖[6]通過實施煤柱頂板深部長短孔爆破，優(yōu)化了巷道圍巖應力環(huán)境，提高了圍巖穩(wěn)定性；劉文靜[7]采用水力壓裂技術進行堅硬頂板卸壓，工作面進入壓裂影響區(qū)域后大能量微震事件數(shù)量大幅下降。頂煤弱化技術方面，黃好君[8]、許紅杰[9]在綜放工作面進行了水壓致裂頂煤弱化技術試驗，有效地破碎支架上方頂煤完整性，提高了頂煤采出率；吳兆華[10]采用數(shù)值模擬方法分析了深孔爆破圍巖裂隙發(fā)育規(guī)律，孔內(nèi)爆破裂隙擴展可達1.5 m。地面壓裂技術應用方面，于斌[11]提出了地面壓裂工作面礦壓控制方法，現(xiàn)場實踐表明，壓裂后工作面液壓支架工作阻力減小21%，煤壁片幫降低23%，巷道變形較?。魂愓儆12，13]采用地面壓裂增加煤層氣井抽采產(chǎn)量，百米鉆孔瓦斯流量是壓裂區(qū)外的1.33～17.50倍，瓦斯體積分數(shù)提高了35%。在上述研究基礎上，筆者基于綜放開采“兩硬”煤層條件，針對頂板難垮落、頂煤難冒放等問題，研究頂板頂煤地面壓裂區(qū)域雙效弱化技術，以提高頂煤回收率。

1 工程概況

馬道頭煤礦8106綜放工作面平均煤厚25.89 m，機采高度3.5 m，放煤高度22.39 m，采放比1∶6.3，循環(huán)進尺0.8 m。8106工作面埋深為390～615 m，煤的普氏系數(shù)f=3。煤層傾角為1°～10°，平均4°，頂板上覆分布多層厚度大、強度高的砂巖層。硬巖層未受過采動影響，且8106工作面內(nèi)斷層較少，巖層近水平分布，判斷硬巖層巖體結構完整性較好。

在8106工作面巷道布置鉆孔進行頂煤裂隙發(fā)育窺視，巷道高度為4 m，寬度為5.5 m，分別在巷道0～4300 m范圍內(nèi)，施工垂直孔43個，鉆孔間距100 m，孔深20 m，孔徑28 mm，孔內(nèi)沖水5 min，保證孔壁清潔，如圖1所示。

圖1 鉆孔窺視方案(m)

選擇有效鉆孔26個，根據(jù)孔壁裂隙發(fā)育程度，將孔壁完整性分為4種情況，分別為完整、微小裂隙發(fā)育、節(jié)理層理裂隙發(fā)育、破碎，8106工作面頂煤體完整區(qū)域分布不均勻，完整區(qū)域占比較小，但對應含矸部分層位的節(jié)理裂隙發(fā)育程度較低，完整性較好，不利于頂煤的破壞冒放。

2 特厚煤層綜放開采煤巖結構特征

2.1 頂板結構及其運動特征

由于特厚煤層厚度大，回采后的空間也較大，導致隨冒頂板無法充滿采空區(qū)，導致采空區(qū)上位巖層普遍存在“下位頂板組合短懸臂梁+上位頂板鉸接巖梁”的頂板結構[14]，如圖2所示。綜放采場上位直接頂“組合短懸臂梁”結構的厚度會隨著采厚的增加而增加，其位態(tài)結構與基本頂“鉸接巖梁”組合成為不同的頂板結構形式。對于直接頂而言，其短懸臂梁懸露范圍及其與基本頂?shù)南嗷プ饔藐P系對綜放工作面礦壓顯現(xiàn)及頂煤體塑性區(qū)范圍起到至關重要的作用。

直接頂“組合懸臂梁”存在兩種結構形式：一種是直接頂有較大范圍懸臂結構，與基本頂搭接位置下方無頂煤支撐，該結構承載部分“鉸接巖梁”自重并將其傳遞至頂煤；另一種情況是直接頂“短懸臂梁”垮落后，其下方存在支撐結構，基本頂僅向下傳遞上覆巖層應力。

根據(jù)頂煤受力形態(tài)的不同，可將特厚煤層頂板結構分為三種組合形式：“組合短懸臂梁”+“鉸接巖梁”混合承載結構—結構A；“組合短懸臂梁”單獨承載結構—結構B；“鉸接巖梁”單獨承載結構—結構C。

在特厚煤層綜放開采中，頂板的活動范圍將會隨著一次采出厚度的增加而逐漸變大。頂煤受力是其上覆呈組合懸梁結構的直接頂巖層與鉸接巖梁結構平衡的基本頂巖層所施加的?！敖M合短懸臂梁”+“鉸接巖梁”混合承載結構能夠有效承載部分覆巖應力，頂煤受力主要為基本頂回轉(zhuǎn)壓迫直接頂組合懸臂梁并將該部分應力傳遞至頂煤體，無變形壓力巖層厚度增大，支架載荷相對較低，但頂煤冒放性變差；“組合短懸臂梁”單獨承載結構時，上方基本頂無鉸接巖梁結構承載覆巖應力，大部分傳遞至頂煤及支架，有變形壓力巖層厚度顯著增加，頂煤塑性區(qū)范圍增大，冒放性增強，但支架載荷隨之增大；“鉸接巖梁”單獨承載結構能夠有效阻斷覆巖應力向下傳遞，且由于不存在懸臂梁結構，頂煤及支架受力水平最低，但由于似剛體頂煤厚度顯著增大，頂煤冒放性最差。

為此，計算三種情況下控頂區(qū)可變形頂煤總厚度：

Δd=ηhd(1+λ)

(1)

式中，η為孔隙度，η=(1-γd/γ)×100%≈22%；γd為巖層干容重，取25 kN/m3；γ為煤層容重，取14 kN/m3；λ為側(cè)壓系數(shù)，取1.7；hd為控頂區(qū)高度，結構A和結構B取24.4 m，結構C取36.9 m。

煤層直接頂由上而下分別為中粗砂巖4.2 m、粉砂巖3.5 m、中粗砂巖0.6 m、泥巖1.9 m、粉砂巖6.5 m、細砂巖1.72 m、泥巖0.3 m，依據(jù)巖性強度，判斷4.2 m中粗砂巖為鉸接層位，6.5 m粉砂巖位懸臂梁層位，結構A與結構B控頂區(qū)范圍為全部頂煤及部分直接頂巖層厚度，厚度為24.4 m，至1.72 m細砂巖，控頂區(qū)高度24.4 m，結構C控頂區(qū)范圍涵蓋全部頂煤及大部直接頂巖層厚度，厚度為36.9 m，至3.5 m粉砂巖，各類結構側(cè)壓系數(shù)相近。由此可知，結構C“鉸接巖梁”承載結構控頂區(qū)內(nèi)頂煤總變形量最大，該結構失穩(wěn)導致直接頂破斷，礦壓顯現(xiàn)為小周期來壓，在小周期來壓前后頂煤總變形量最大，冒放性達到最佳。

結合現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，3-5煤層工作面初次垮落步距是45 m，周期來壓步距為18 m，得出三種頂板結構的各項參數(shù)及結果，見表1，由式(1)計算得出控頂區(qū)變形頂煤高度，結構A、結構B為14.49 m，結構C為21.92 m，如圖3所示。由圖3可知，在8106工作面開采條件下，頂煤變形量以“鉸接巖梁”單獨承載結構最大，“組合短懸臂梁”單獨承載結構與“組合短懸臂梁”+“鉸接巖梁”混合承載結構相當，結合綜合柱狀圖，分析得出無變形壓力巖層層位。

表1 控頂區(qū)頂煤總變形量計算參數(shù)

圖3 不同頂板結構頂煤塑性區(qū)分布

對于特厚綜放工作面而言，基本頂鉸接巖梁結構的存在能夠有效承載上覆巖層重量，阻斷了垂直應力向下傳遞，因此，其破斷過程中出現(xiàn)其上方覆巖較大能量的釋放，出現(xiàn)大周期的強礦壓顯現(xiàn)。同時，該結構的存在也在一定程度上阻斷了覆巖應力對頂煤弱化的作用，導致控頂區(qū)頂煤變形高度的降低，在夾矸的共同作用下，進一步降低了頂煤冒放性，不利于工作面頂煤回收率的提高，需要采取頂板弱化措施，降低頂板結構穩(wěn)定性，使礦山壓力充分作用于頂煤體，提高冒放性。

2.2 特厚頂煤體結構特征

特厚煤層頂煤體按照煤層厚度以及受力特性分類，主要分為兩種結構形式，工作面初采期間，形成下位塑性頂煤體及上位近彈性頂煤體，結構形式如圖4所示。下位頂煤在支架反復支撐力的作用下發(fā)生塑性變形，形成可放出的散體介質(zhì)，而上位近彈性頂煤體在初采期間(一般在頂板初次來壓前)受采動應力影響較小，呈現(xiàn)近彈性介質(zhì)形態(tài)，這是特厚煤層綜放工作面在初采期間頂煤冒放性較差的主要原因。

圖4 特厚頂煤體結構特征

8106工作面頂煤鉆孔窺視結果表明：0～7 m內(nèi)煤體裂隙發(fā)育，存在多處離層、破碎，頂煤體完整性較差，裂隙發(fā)育區(qū)域占比較大，達50%以上；7～15 m內(nèi)煤體較為完整，無明顯離層破碎區(qū)域，裂隙發(fā)育程度相對較低，裂隙區(qū)域占比20%以下，在工作面的回采過程中，頂煤破壞相對滯后，不利于頂煤放出率的提高。

初次來壓形成的原因是由于基本頂在直接頂垮落后失去支撐而發(fā)生破斷垮落導致的，基本頂彎曲下沉過程中將覆巖應力傳遞至直接頂和頂煤，頂煤塑性區(qū)范圍增大，但由于頂煤厚度較大且存在夾矸，上位頂煤體仍處于彈性狀態(tài)，頂煤仍無法全部順利放出。待基本頂初次破斷垮落，形成初次來壓前后，采動應力達到峰值，上位頂煤體逐步轉(zhuǎn)為塑性體，待彈性煤體厚度無法有效維持自重載荷時，冒放性達到最佳，堅硬頂板懸頂會造成，頂煤體破碎不充分，尤其是上位頂煤體冒落過程中大塊多，堵塞放煤口，頂煤回收率低，需要采取頂煤弱化措施。

3 綜放開采煤巖雙效弱化機理

3.1 煤巖預切縫弱化模擬研究

依托CDEM數(shù)值模擬分析頂煤頂板卸壓對工作面采場頂煤頂板的弱化效果，數(shù)值模擬試驗中以覆巖破壞高度、頂煤破壞情況、煤柱側(cè)幫圍巖的應力集中程度及應力集中范圍為依據(jù)，來反映頂煤頂板卸壓效果。馬道頭礦屬于典型的堅硬頂板賦存礦區(qū)，礦壓顯現(xiàn)特征鮮明，頂煤冒放性差，以8106工作面為背景，對工作面頂板進行鉆孔取樣后進行煤巖物理力學參數(shù)試驗數(shù)據(jù)，通過試驗無法獲得的參數(shù)取值為巖性的平均值，見表2，建立離散元數(shù)值分析模型，模型長度600 m，高度312 m，左右各留100 m邊界，上部直至地表，通過地面壓裂技術解決8106工作面礦壓強烈及頂煤難冒問題，通過地面鉆井至工作面頂煤頂板層位，在工作面前方形成大面積預切縫達到弱化頂煤頂板效果，壓裂層位分別距頂板19～32 m、85～101 m。

表2 煤巖物理力學性質(zhì)測試結果

對比分析了8106工作面厚層堅硬巖層及頂煤在未壓裂和實施壓裂兩種條件下，工作面開采過程中的采場頂板巖層斷裂特征、超前支承壓力分布規(guī)律、頂煤破壞特征，結果表明，實施地面壓裂后，覆巖破壞高度增大，壓裂巖層厚層砂巖懸頂消失，應力集中減弱，超前支承壓力峰值降低20%，采動穩(wěn)定應力差別不大，如圖5所示，頂煤完整性遭到破壞，地面壓裂可以有效降低工作面回采期間厚層堅硬頂板引起的懸頂長度、應力集中程度及頂煤完整性。

圖5 壓裂前后超前支承壓力對比

3.2 頂煤體應力分區(qū)演化特征

根據(jù)數(shù)值模擬得到特厚煤層綜放工作面頂煤體中的應力分布特征，提取工作面推進距離為350 m處的垂直應力、最大水平主應力和最小水平主應力，如圖6所示。

圖6 工作面三向應力分布

煤壁前方的水平應力分布特征為：沿工作面推進方向水平應力呈現(xiàn)由小增大，距煤壁處越近，水平應力越小，距工作面煤壁越遠水平應力越大；煤壁前方約12 m范圍之內(nèi)，頂煤體中水平應力從下部→中部→上部，呈先減小后增大趨勢，水平應力從大到小依次為：上部頂煤中的水平應力，下部頂煤中的水平應力，中部頂煤中的水平應力。支架上方靠近采空區(qū)側(cè)的水平應力分布特征為：上部頂煤中的水平應力大于中部頂煤中的水平應力，中部頂煤中的水平應力大于下部頂煤中的水平應力，距離采空區(qū)越近趨勢越明顯。此外，控頂區(qū)內(nèi)頂煤體中垂直應力差別較小，主要在工作面煤壁前方形成應力集中。

根據(jù)煤體應力分布規(guī)律，在控頂區(qū)上方上位頂煤體范圍內(nèi)，垂直應力與水平應力集中程度相對較低，頂煤厚度越大、硬度越高，上位頂煤體冒放性越差，上位頂煤體是頂煤體弱化的主要對象。

4 地面壓裂雙效弱化技術應用

4.1 煤巖雙效弱化技術方案

采用地面水力壓裂技術對8106工作面頂板厚硬巖層及頂煤進行弱化處理，壓裂井中心距8106工作面切眼849 m，距工作面水平距離約62 m，壓裂層位選擇頂煤及煤層上覆20.72 m厚組合砂巖層。

鉆井方案：鉆井完鉆井深450 m；一開311.1 mm鉆頭×90 m，?244.5 mm套管×87 m；二開215.9 mm×450 m，?139.7 mm套管×415.83 m；人工井底411.33 m。

壓裂方案：施工時間為40 min，泵站排量為3 m3/min，泵壓為20 MPa，注入壓裂液為200 m3。壓裂時采用電纜傳輸射孔，用?102 mm射孔槍、127射孔彈、16孔/m、60°相位角；射孔井段為393～397 m，厚度4 m，64孔。壓裂液選取胍膠壓裂液(0.2%增稠劑+有機硼交聯(lián)劑)。

壓裂過程：實際壓裂時間為38 min，泵站排量為2～4.5 m3/min，總流量為240 m3，泵壓為16.9～21.3 MPa，壓力變化曲線呈密集鋸齒狀，表示巖層內(nèi)有新生裂隙及原生裂隙的擴展，達到了通過壓裂破壞巖層完整性的作用。

4.2 煤巖雙效弱化效果評價

4.2.1 礦壓顯現(xiàn)對比

采用該技術后，壓裂影響區(qū)內(nèi)，來壓強度明顯降低，周期來壓步距縮短，來壓范圍及持續(xù)時間減小。壓裂前，工作面推進103 m，共經(jīng)歷8次來壓，來壓步距14～25 m，平均16 m，來壓持續(xù)2.4～10 m，平均5.9 m。壓裂后，工作面推進115 m，共經(jīng)歷9次來壓，來壓步距4.8～19 m，平均12 m，來壓持續(xù)2.4～7.2 m，平均4.8 m。

在非壓裂影響區(qū)內(nèi)，分析了8106工作面有效循環(huán)為236個，其中非來壓期間168個循環(huán)，初撐力5549 kN，循環(huán)末阻力9901 kN，增阻率72.53 kN/min；來壓期間分析68個循環(huán)，初撐力5299 kN，循環(huán)末阻力15045 kN，增阻率162.43 kN/min，動載系數(shù)1.52。在壓裂影響區(qū)內(nèi)，分析了8106工作面有效循環(huán)為240個，其中非來壓期間187個循環(huán)，初撐力4789 kN，循環(huán)末阻力7384 kN，增阻率43.25 kN/min；來壓期間分析53個循環(huán)，初撐力5764 kN，循環(huán)末阻力12746 kN，增阻率116.37 kN/min，動載系數(shù)1.73。

壓裂影響區(qū)內(nèi)，非來壓期間，循環(huán)末阻力下降2517 kN，降幅約25.4%，增阻率下降29.28 kN/min；來壓期間循環(huán)阻力下降2299 kN，降幅約15.3%，增阻率下降46.06 kN/min，見表3。

4.2.2 頂煤回收率對比

工作面走向煤層厚度起伏非常大，沿著工作面推進方向，煤層最大的厚度達20 m以上，相對薄一點的區(qū)域也在11 m左右，頂煤弱化試驗區(qū)煤層厚度平均為18.8 m，以此數(shù)據(jù)作為頂煤回收率計算依據(jù)。8106工作面頂煤含矸厚度按1.3 m(鉆孔窺視結果)，煤體密度按1.4 t/m3，泥巖矸石密度按2.2 t/m3，割煤回收率約為98%，工作面放煤長度約為220 m。8106工作面在采用地面壓裂弱化技術后，提高了頂煤回收率，工作面頂煤弱化影響區(qū)內(nèi)外各項指標對比見表4。

表4 8106工作面頂煤弱化影響區(qū)內(nèi)外各項指標對比

5 結 論

1)針對堅硬頂板條件特厚煤層綜放開采頂煤回收率低的問題，根據(jù)特厚煤層綜放開采組合短懸臂梁-鉸接巖梁結構理論，分析了頂板結構與頂煤受力狀態(tài)的對應關系，揭示了破壞頂板結構提高頂煤回收率的原理，利用地面壓裂破壞范圍大、穿透能力強的技術特點，采用地面壓裂方法實施了覆蓋工作面全區(qū)的頂板頂煤雙效弱化，實現(xiàn)了“兩硬”條件綜放工作面提高頂煤回收率的目的。

2)依托CDEM數(shù)值模擬分析頂煤頂板協(xié)同弱化效果，壓裂后覆巖破壞高度增大，壓裂巖層厚層砂巖懸頂消失，超前支承壓力峰值明顯降低、頂煤完整性遭到破壞，弱化措施可以有效降低工作面回采期間厚層堅硬頂板引起的懸頂長度、應力集中程度及頂煤完整性。

3)根據(jù)煤體應力分布規(guī)律，在控頂區(qū)上方上位頂煤體范圍內(nèi)，垂直應力與水平應力集中程度相對較低，頂煤厚度越大、硬度越高，冒放性越差，上位頂煤體是頂煤體弱化的主要對象。

4)通過實測分析頂煤頂板弱化效果，壓裂影響區(qū)內(nèi)，非來壓期間，循環(huán)末阻力下降25.4%，來壓期間循環(huán)末阻力下降15.3%，地面壓裂后覆巖分層破壞程度較高，堅硬厚層巖層薄層化，頂煤回收率得到了提高，比未經(jīng)地面壓裂弱化頂煤時頂煤的回收率增加了6.1%。