摘 要：為實(shí)現(xiàn)深部強(qiáng)突出煤層高效卸壓，基于地面井掏煤造穴卸壓增透技術(shù)，推導(dǎo)了掏煤孔洞周圍應(yīng)力分布解析解，分析了泥漿壓力、黏聚力、內(nèi)摩擦角等參數(shù)對(duì)掏煤區(qū)煤體應(yīng)力及位移影響規(guī)律，并以張集礦A組煤為研究對(duì)象進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。結(jié)果表明：煤體黏聚力和內(nèi)摩擦角對(duì)孔洞周圍應(yīng)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(huán)向應(yīng)力降低5.04%，剪脹角的影響效果最弱；塑性區(qū)和破碎區(qū)范圍與掏煤直徑呈線性正相關(guān)關(guān)系，孔洞壁面附近位移量最大且衰減迅速；孔洞內(nèi)部泥漿支撐壓力會(huì)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(duì)應(yīng)破碎區(qū)和塑性區(qū)范圍越小，在泥漿壓力較低時(shí)，破碎區(qū)和塑性區(qū)的范圍對(duì)其數(shù)值變化較為敏感；在進(jìn)行地面井掏煤造穴卸壓后，掏煤區(qū)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(shù)提高約10倍，鉆孔數(shù)減少24%，減少21%鉆孔量。該技術(shù)為深部突出煤層安全快速區(qū)域消突提供了一個(gè)范例。

關(guān)鍵詞：高瓦斯礦井；地面井；煤層卸壓；應(yīng)力重分布；解析解

中圖分類號(hào)：TD 82""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：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(kāi)發(fā)不斷走向地球深部

^[1-3]，深部高地應(yīng)力和瓦斯壓力導(dǎo)致煤礦瓦斯災(zāi)害防治面臨巨大挑戰(zhàn)^[4]。突出煤層井巷石門(mén)揭煤過(guò)程容易發(fā)生瓦斯事故，長(zhǎng)時(shí)間的井巷揭煤準(zhǔn)備過(guò)程導(dǎo)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(fēng)險(xiǎn)高、效率低、抽采時(shí)間長(zhǎng)等問(wèn)題^[8]。為此，提出地面井掏煤造穴卸壓增透技術(shù)，為深部強(qiáng)突出煤層瓦斯防治提供新的技術(shù)方案。

地面井掏煤造穴卸壓增透技術(shù)是通過(guò)在地面施工定向鉆井，在預(yù)定區(qū)域進(jìn)行造穴對(duì)揭煤區(qū)域進(jìn)行快速卸壓，確保安全、快速揭煤。與傳統(tǒng)方法相比，該技術(shù)不僅可以使礦工遠(yuǎn)離井下危險(xiǎn)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(chǎn)成本同時(shí)還做到了超前治理。

地面井掏煤過(guò)程中會(huì)顯著改變?cè)煅▍^(qū)煤體應(yīng)力狀態(tài)^[9]，孔洞周圍的應(yīng)力重分布是評(píng)價(jià)卸壓效果的重要參考。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鉆孔圍巖應(yīng)力與變形破壞規(guī)律展開(kāi)了大量研究，RAJAPAKSE等研究圓形鉆孔在多孔彈性介質(zhì)中的應(yīng)力響應(yīng)，并給出了相應(yīng)解析解^[10]；進(jìn)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(zhì)中鉆孔周圍應(yīng)力解析解^[12]；ZHANG提出了鉆孔穩(wěn)定性改進(jìn)模型，獲得了滑移梯度效應(yīng)^[13]；ALEJANO等研究發(fā)現(xiàn)圍壓效應(yīng)對(duì)圓形隧道塑性區(qū)范圍及應(yīng)力分布具有重要影響^[14]；卞躍威等將圍巖劃分為破碎區(qū)、黏塑性軟化區(qū)和黏彈性區(qū)，并推導(dǎo)了靜水壓力狀態(tài)黏彈塑性圍巖應(yīng)力解析解^[15]；GUO等提出塑性區(qū)的特征半徑概念，并推導(dǎo)了特征半徑的解析解^[16]；WANG等計(jì)算了鉆孔周圍煤體破碎區(qū)、塑性區(qū)和彈性區(qū)分區(qū)范圍解析解，并用FLAC^3D軟件驗(yàn)證了模型準(zhǔn)確性^[17]；徐超等推導(dǎo)了非均勻應(yīng)力場(chǎng)鉆孔附近煤體破碎區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)的應(yīng)力、應(yīng)變解析解，并進(jìn)行驗(yàn)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(kuò)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(yīng)，提出一種非線性蠕變本構(gòu)方程，得到了鉆孔周圍垂向位移和塑性區(qū)范圍隨時(shí)間的變化規(guī)律^[20]；韓穎等引入Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則及地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)，在考慮滲透率與孔隙率動(dòng)態(tài)變化下，將塑性流動(dòng)因子引入

彈塑性本構(gòu)方程，建立了基于H-B準(zhǔn)則的含瓦斯煤流固耦合動(dòng)態(tài)模型，并探討了不同側(cè)壓系數(shù)條件下煤層孔周塑性區(qū)分布規(guī)律^[21]；秦桂成等闡述了鉆孔有效抽采半徑的時(shí)變規(guī)律以及水力造穴對(duì)有效抽采半徑的增強(qiáng)作用^[22]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者從多孔彈性介質(zhì)、形狀、各向異性等方面研究了鉆孔圍巖應(yīng)力與變形破壞規(guī)律，提出了多種解析解和模型，深入探討了鉆孔穩(wěn)定性、塑性區(qū)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(shù)，施工過(guò)程會(huì)注入大量泥漿，對(duì)孔洞壁面形成支撐，使孔洞壁面周圍承壓能力增強(qiáng)。而高壓泥漿能有效抑制孔周煤體卸壓，不利于區(qū)域增透。目前關(guān)于泥漿壓力對(duì)孔洞卸壓效果的影響以及如何消除泥漿壓力的負(fù)面作用相關(guān)研究較少。為此，文中推導(dǎo)了掏煤孔洞周圍應(yīng)力分布解析解，并分析了泥漿壓力、黏聚力、內(nèi)摩擦角等參數(shù)對(duì)掏煤區(qū)煤體應(yīng)力及位移影響規(guī)律，完善了地面井掏煤增透技術(shù)施工流程，并以張集礦A組煤為研究對(duì)象進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用，研究結(jié)論可為強(qiáng)突煤層實(shí)現(xiàn)安全快速石門(mén)揭煤提供新的技術(shù)思路。

1 掏煤鉆孔周圍彈塑性分析

1.1 掏煤鉆孔擾動(dòng)煤體力學(xué)模型的建立

圖1為孔周平面計(jì)算模型。在模型建立前做出如下基本假設(shè)：煤層視為連續(xù)、均質(zhì)、各向同性的介質(zhì)，且孔洞內(nèi)泥漿對(duì)孔壁作用為均勻載荷；可視為平面應(yīng)變問(wèn)題，掏煤后孔洞形狀呈現(xiàn)圓形；煤體進(jìn)入塑性軟化階段，內(nèi)摩擦角不變，且處于彈性區(qū)時(shí)，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(diǎn)到孔洞中心距離，m；σθ和σr分別為徑、環(huán)向應(yīng)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(kù)倫準(zhǔn)則表示為主應(yīng)力之間的關(guān)系^[23]，此處轉(zhuǎn)換為極坐標(biāo)形式為

σθ=σr1+sinφ1－sinφ+2ccosφ1－sinφ

（3）

令N=1+sinφ1-sinφ

，M=2ccosφ/（1-sinφ）

式中 φ為內(nèi)摩擦角，（°）；c為黏聚力，

MPa。

考慮煤體峰后強(qiáng)度軟化的特征，主要涉及內(nèi)摩擦角和黏聚力，當(dāng)煤體處于塑性區(qū)域時(shí)，黏聚力減小至參考值，而內(nèi)摩擦角幾乎不發(fā)生變化。應(yīng)力超過(guò)峰值強(qiáng)度后，煤體進(jìn)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(gè)區(qū)域內(nèi)的數(shù)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(qū)黏聚力，MPa；cr為破碎區(qū)黏聚力，MPa；Rd為破裂區(qū)半徑，m；Rp為塑性區(qū)半徑，m。

1.1.3 煤體擴(kuò)容模型

巖石的塑性變形是非線性的，滿足非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，由塑性勢(shì)函數(shù)Φ確定。為簡(jiǎn)化計(jì)算，認(rèn)為Φ與屈服函數(shù)f（f=σθ-N·σr-M）具有相同的表達(dá)形式，只需將內(nèi)摩擦角替換為剪脹角ψ即可。

基于摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則，塑性勢(shì)函數(shù)表達(dá)式為^[25]

Φ（σθ，σr）=σθ－NΨσr－MΨ

（5）

式中 Nψ=

1+sinψ1-sinψ

，Mψ=2ccosψ/（1-sinψ）。

根據(jù)塑性勢(shì)理論，可得塑性區(qū)內(nèi)最小和最大主應(yīng)變?cè)隽繛?/p>

dεpθ=dλΦσθ=dλ

dεpr=dλΦσr=－dλ·NΨ（6）

在塑性區(qū)，考慮煤體擴(kuò)容的流動(dòng)法則為

Δεpr+ηpΔεpθ=0

（7）

塑性區(qū)內(nèi)的軟化擴(kuò)容系數(shù)ηp為Nψ，同理可得到破碎區(qū)內(nèi)的軟化擴(kuò)容系數(shù)ηd。

1.2 孔周煤體應(yīng)力位移分布解析解

1.2.1 彈性區(qū)應(yīng)力應(yīng)變

對(duì)于彈性區(qū)，通常采用Kirsch解來(lái)計(jì)算雙向等壓力狀態(tài)下彈性區(qū)應(yīng)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(duì)彈性區(qū)應(yīng)力的影響，由于彈性區(qū)與塑性區(qū)相接，在彈塑性區(qū)域交界處滿足環(huán)向應(yīng)力與徑向應(yīng)力之和為2p。

在Kirsch解的基礎(chǔ)上考慮彈塑性區(qū)域分界處的徑向應(yīng)力^[26]，得到彈性區(qū)應(yīng)力表達(dá)式為

σer=p1－R2pr2+pir20r2+σ^RprR2pr2

σeθ=p1+R2pr2－pir20r2－σ^RprR2pr2

（9）

平面應(yīng)變本構(gòu)方程如下^[27]

εer=1－v2Eσer－v1－vσeθ

εeθ=1－v2Eσeθ－v1－vσer

（10）

將應(yīng)力式（9）帶入本構(gòu)方程（10）求解即可得到彈性區(qū)應(yīng)變?yōu)?/p>

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(qū)域內(nèi)的位移為

ue=1+vE（p－σ^Rpr）R2pr-pir20r

（12）

1.2.2 塑性區(qū)應(yīng)力應(yīng)變

對(duì)于塑性區(qū)應(yīng)力，結(jié)合強(qiáng)度準(zhǔn)則式（3）并結(jié)合邊界條件，推導(dǎo)得出塑性區(qū)應(yīng)力表達(dá)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(qū)內(nèi)位移表達(dá)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(qū)應(yīng)力應(yīng)變

破裂區(qū)應(yīng)力滿足平衡微分方程式（1）和摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則式（3），聯(lián)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(qū)內(nèi)位移表達(dá)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(qū)范圍確定

根據(jù)破碎區(qū)與塑性區(qū)徑向應(yīng)力連續(xù)性邊界條件，可得

Rpr0=（1－Nd）·pi－Md（1－Nd）·σ^Rpr－Md11－Nd

（17）

根據(jù)邊界條件，在破碎區(qū)與塑性區(qū)交界處徑向應(yīng)變相等，由式和式得

RpRd=（ηp－1）·（ηd+1）2（ηp－ηd）1ηp+1

（18）

聯(lián)立邊界條件代入式（17）可得孔洞內(nèi)部泥漿對(duì)孔壁的壓力與塑性區(qū)和掏孔半徑比值的關(guān)系為

Rpr0=（1－N2d

）·pi－Md（1+Nd）2p（1－Nd）－2Md11－Nd

（19）

2 孔周應(yīng)力位移分布影響因素

2.1 參數(shù)選取

根據(jù)測(cè)試結(jié)果，取σH=25 MPa，σh=16.35 MPa，σv=19.85 MPa。對(duì)于地面井鉆孔，垂向載荷可認(rèn)為是軸向載荷。對(duì)于靜水壓力平面應(yīng)變問(wèn)題，選取σh為垂向載荷（圖1中p）。解析解，使用MATLAB將解析解進(jìn)行二維展示，同時(shí)采取控制變量法研究不同參數(shù)對(duì)孔周應(yīng)力位移分布影響進(jìn)行分析。其中，液柱壓力為泥漿的靜壓；研究某一參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果影響時(shí)，其他參數(shù)均取參考值不同區(qū)域內(nèi)煤層力學(xué)參數(shù)不同，塑性區(qū)黏聚力為初始黏聚力的0.6倍，破碎區(qū)黏聚力為初始黏聚力的0.3倍。塑性區(qū)內(nèi)摩擦角不變，破碎區(qū)內(nèi)摩擦角為初始內(nèi)摩擦角的0.75倍。計(jì)算所用參數(shù)見(jiàn)表1。

2.2 孔周應(yīng)力位移分布

以參考值對(duì)應(yīng)各參數(shù)為例，計(jì)算孔洞周圍應(yīng)力如圖2（b）所示。破碎區(qū)煤體的應(yīng)力明顯低于其他區(qū)域。此外，在破碎區(qū)和塑性區(qū)邊界處出現(xiàn)應(yīng)力不連續(xù)現(xiàn)象，這是交界處煤體力學(xué)參數(shù)突變所致，塑性區(qū)應(yīng)力接近破碎區(qū)內(nèi)邊界處應(yīng)力的2.5倍?？锥葱纬珊螅字芷扑閰^(qū)范圍明顯大于塑性區(qū)，這與經(jīng)緯等^[28]的研究結(jié)果相一致。在塑性區(qū)和彈性區(qū)范圍內(nèi)，應(yīng)力保持連續(xù)。對(duì)于徑向應(yīng)力，隨著距離增大始終呈增大趨勢(shì)，而環(huán)向應(yīng)力則是呈先增大后降低的趨勢(shì)。

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(kuò)容效應(yīng)，在孔周位移量最大，隨距離的增大，位移逐漸減小。在塑性區(qū)和破碎區(qū)內(nèi)煤體位移明顯，在0.08～0.14 m，塑性區(qū)位移介于0.04～0.08 m，彈性區(qū)內(nèi)的煤體位移量較低且均位于0.02 m以下，不同分區(qū)位移差異明顯。

2.3 不同參數(shù)對(duì)掏煤區(qū)應(yīng)力影響

黏聚力、內(nèi)摩擦角、剪脹角、掏煤孔洞半徑和泥漿壓力對(duì)掏煤區(qū)域應(yīng)力、位移以及不同分區(qū)范圍均會(huì)產(chǎn)生影響。在探究某一參數(shù)對(duì)孔周應(yīng)力、位移計(jì)算結(jié)果的影響時(shí)，其他參數(shù)均采取參考值，即張集礦煤體力學(xué)參數(shù)：黏聚力為1.03 MPa（取1 MPa）、內(nèi)摩擦角27°、剪脹角13°。

煤體黏聚力和內(nèi)摩擦角2個(gè)參數(shù)被用于描述煤體抵抗破壞的能力^[29-30]。煤體黏聚力和內(nèi)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(yīng)的物理量。不同黏聚力、內(nèi)摩擦角和剪脹角對(duì)掏煤區(qū)域應(yīng)力分布的影響如圖3所示。不同參數(shù)條件下環(huán)向、徑向峰值應(yīng)力見(jiàn)表2。

從圖3（a）和圖3（b）可以看出，內(nèi)摩擦角和黏聚力對(duì)應(yīng)力分布影響規(guī)律相似，但黏聚力對(duì)破碎區(qū)和塑性區(qū)半徑的影響更大，而內(nèi)摩擦角對(duì)環(huán)向峰值應(yīng)力影響更顯著。環(huán)向應(yīng)力隨著距離增大呈先增大后降低趨勢(shì)，在塑性區(qū)內(nèi)，環(huán)向應(yīng)力增幅更為明顯，并在彈塑性區(qū)交界處達(dá)到峰值。煤體的峰值環(huán)向應(yīng)力隨著黏聚力的增大表現(xiàn)為小幅度降低，峰值環(huán)向應(yīng)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(huán)向應(yīng)力降低5.04%。在彈性區(qū)內(nèi)，環(huán)向應(yīng)力隨距離的增大始終呈增大趨勢(shì)，在彈性區(qū)內(nèi)，環(huán)向應(yīng)力隨距離增大逐漸減小，并趨于平緩。二者最終穩(wěn)定在16 MPa附近，與地應(yīng)力載荷相近，驗(yàn)證了解析解的準(zhǔn)確性。

圖3（c）展示了剪脹角對(duì)掏煤孔洞周圍煤體應(yīng)力場(chǎng)的影響。剪脹角的改變對(duì)孔洞周圍煤體應(yīng)力分布影響較小。破碎區(qū)徑向和環(huán)向應(yīng)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(chǎn)生的破碎區(qū)半徑較大，對(duì)應(yīng)在破碎區(qū)和塑性區(qū)交界處的應(yīng)力值更大。在彈性區(qū)內(nèi)，環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力的變化趨勢(shì)相近并無(wú)明顯差異。因此，剪脹角對(duì)孔周應(yīng)力場(chǎng)的影響是“平移”，即對(duì)于應(yīng)力場(chǎng)的大小和在位移方向的梯度沒(méi)有明顯變化。

不同孔洞半徑對(duì)應(yīng)孔周應(yīng)力場(chǎng)如圖4所示。增大掏煤孔洞半徑能夠有效提升卸壓范圍。當(dāng)孔洞半徑為0.5 m時(shí)，在距離10 m處應(yīng)力已經(jīng)恢復(fù)至原始應(yīng)力狀態(tài)，但是當(dāng)孔洞半徑增加至2 m時(shí)，距離25 m才恢復(fù)至原始應(yīng)力狀態(tài)。改變孔洞半徑對(duì)煤體應(yīng)力狀態(tài)具有顯著影響，較大的孔洞半徑導(dǎo)致在破碎區(qū)內(nèi)應(yīng)力數(shù)值明顯降低，卸壓效果明顯，有利于提升孔洞周圍瓦斯運(yùn)移速度；在塑性區(qū)內(nèi)，孔洞半徑越大，環(huán)向應(yīng)力隨位移增大而產(chǎn)生的變化越小；在彈性區(qū)內(nèi)，孔洞半徑越小，對(duì)應(yīng)在彈塑性區(qū)交界處的應(yīng)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(qū)內(nèi)的卸壓效果。

泥漿壓力對(duì)孔周應(yīng)力分布的影響如圖5所示。考慮泥漿對(duì)于孔洞壁面的支撐，孔周塑性區(qū)和破裂區(qū)應(yīng)力出現(xiàn)明顯變化。當(dāng)不考慮泥漿壓力時(shí)，破碎區(qū)和塑性區(qū)的應(yīng)力變化呈明顯的分段特征，塑性區(qū)應(yīng)力梯度變化更大；泥漿壓力為2 MPa時(shí)，支撐作用導(dǎo)致破碎區(qū)應(yīng)力增大，與塑性區(qū)內(nèi)的應(yīng)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(qū)與塑性區(qū)交界處應(yīng)力突然降低，且兩者應(yīng)力變化相近。初始泥漿壓力的存在削弱了掏煤后對(duì)周圍煤層的卸壓效果，因此，掏煤作業(yè)結(jié)束后需要將井底泥漿返排至地面，實(shí)現(xiàn)煤體充分卸壓。

2.4 不同參數(shù)對(duì)掏煤區(qū)位移影響

不同參數(shù)對(duì)應(yīng)掏煤區(qū)域煤體位移如圖6所示。降低煤體黏聚力和內(nèi)摩擦角會(huì)顯著增加位移，特別是在屈服參數(shù)減弱時(shí)，孔周附近位移明顯增加。以黏聚力為例，黏聚力為0.5 MPa時(shí)，最大位移量為0.46 m，而黏聚力為2 MPa時(shí)，最大位移量?jī)H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(qū)與破碎區(qū)交界處約為最大值的10%。在塑性區(qū)，煤體位移量趨于平緩，僅略微降低。在彈塑性區(qū)交界處，位移呈現(xiàn)不連續(xù)性，迅速降低至0附近。盡管每個(gè)算例之間參數(shù)的差值相同，但對(duì)于位移的影響卻呈現(xiàn)非線性關(guān)系。黏聚力在0.5～1 MPa或內(nèi)摩擦角在24°～28°時(shí)，位移量對(duì)二者的敏感性較強(qiáng)。

圖6（c）為不同剪脹角對(duì)應(yīng)的位移場(chǎng)。剪脹角越大，對(duì)應(yīng)的位移量越大，特別是在破碎區(qū)。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(qū)內(nèi)位移差值相近。統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，孔洞處最大位移量與剪脹角呈線性關(guān)系，表明剪脹角對(duì)煤體擴(kuò)容的影響可通過(guò)線性關(guān)系預(yù)測(cè)。

孔洞半徑對(duì)孔周位移的影響如圖7所示。孔洞半徑增大后，對(duì)應(yīng)孔壁處的最大位移量增加。盡管大孔洞半徑對(duì)應(yīng)孔壁附近區(qū)域的位移衰減更加劇烈，但大孔洞半徑對(duì)應(yīng)塑性區(qū)和破碎區(qū)的位移量明顯高于小孔洞半徑掏煤后產(chǎn)生的位移。在破碎區(qū)經(jīng)歷劇烈的衰減后，塑性區(qū)位移變化較為平緩，近似呈線性變化。在彈塑性區(qū)交界處，孔洞半徑越大對(duì)應(yīng)位移的不連續(xù)性越強(qiáng)。不同孔洞半徑對(duì)應(yīng)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(huì)增強(qiáng)彈塑性區(qū)域參數(shù)差異性對(duì)孔周位移場(chǎng)的影響。

圖8展示了不同泥漿壓力對(duì)應(yīng)的掏煤區(qū)位移量變化。與煤體屈服參數(shù)對(duì)位移的影響類似，泥漿壓力對(duì)孔周位移的影響呈非線性關(guān)系，在泥漿壓力較低時(shí)對(duì)其數(shù)值變化較為敏感，泥漿壓力為2 MPa時(shí)，最大位移量與不考慮泥漿壓力時(shí)相比，由0.146 m降低至0.052 m，降低了35.62%。泥漿壓力對(duì)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(shù)對(duì)掏煤區(qū)范圍影響

統(tǒng)計(jì)了不同算例對(duì)應(yīng)的破碎區(qū)半徑和塑性區(qū)半徑如圖9所示。破碎區(qū)半徑和塑性區(qū)半徑均是不同區(qū)域交界面到掏煤孔洞圓心處的距離。隨著屈服參數(shù)增大，塑性區(qū)半徑和破碎區(qū)半徑呈非線性降低，在屈服參數(shù)較小時(shí)降低幅度較大。此外，塑性區(qū)范圍隨著屈服參數(shù)的增大逐漸減小，這表明較大的摩爾-庫(kù)倫屈服參數(shù)不利于掏煤后形成較大的卸壓區(qū)。圖9（c）展示了不同剪脹角對(duì)應(yīng)的破碎區(qū)半徑和塑性區(qū)半徑。剪脹角通過(guò)改變破碎區(qū)半徑和塑性區(qū)半徑之間的比值式來(lái)改變，隨著剪脹角的增大，破碎區(qū)和塑性區(qū)半徑比值依次為1.33，1.32，1.30和1.29，呈線性衰減。進(jìn)一步計(jì)算了剪脹角為20°時(shí)塑性區(qū)半徑和破裂區(qū)半徑分別為5.96 m和4.72 m，對(duì)應(yīng)比值為1.26，同樣滿足線性衰減關(guān)系。因此，可通過(guò)線性關(guān)系預(yù)測(cè)剪脹角對(duì)于破碎區(qū)和塑性區(qū)范圍。

通過(guò)破碎區(qū)和塑性區(qū)的定義計(jì)算得到破裂區(qū)寬度和塑性區(qū)寬度（即環(huán)狀區(qū)域的寬度）如圖10所示。塑性區(qū)和破裂區(qū)范圍同樣與孔洞半徑呈線性關(guān)系，盡管塑性區(qū)和破裂區(qū)半徑比值由擴(kuò)容系數(shù)控制（式（18）），但不同算例對(duì)應(yīng)的塑性區(qū)范圍和破裂區(qū)范圍比值不同，孔洞半徑由0.5 m增大至2 m對(duì)應(yīng)的破碎區(qū)與塑性區(qū)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(qū)范圍增幅更為明顯。

圖11為不同泥漿壓力對(duì)應(yīng)塑性區(qū)和破碎區(qū)半徑。隨著泥漿壓力的增大，塑性區(qū)半徑和破碎區(qū)半徑均有所下降，在0～2 MPa范圍內(nèi)，掏煤造穴對(duì)孔周卸壓效果影響顯著。盡管之前假設(shè)泥漿不滲入煤體中，但在實(shí)際地層中泥漿會(huì)滲入破碎區(qū)煤體內(nèi)部，在地應(yīng)力作用下形成“承壓”流體層。漿液滲入破碎區(qū)后，會(huì)增加破碎區(qū)的力學(xué)性質(zhì)，效果類似于注漿加固。因此，在進(jìn)行漿液返排后，有必要對(duì)孔周含泥漿破碎區(qū)煤層進(jìn)行處理，以進(jìn)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(nèi)部泥漿對(duì)孔壁的壓力與塑性區(qū)和掏孔半徑比值的關(guān)系，成洞后施加內(nèi)壓時(shí)出現(xiàn)塑性區(qū)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(shí)，對(duì)應(yīng)的泥漿壓力和掏孔半徑，隨著掏孔半徑的增大，維持塑性區(qū)所需要的泥漿壓力也就越大，基于參考值，當(dāng)掏孔半徑為1 m時(shí)，維持塑性區(qū)的最大承壓不能超過(guò)8 MPa；隨著泥漿壓力的增大，塑性區(qū)范圍衰減變緩，當(dāng)壓力從0增長(zhǎng)到3 MPa時(shí)，塑性區(qū)范圍衰減為初始狀態(tài)的一半，而當(dāng)壓力從3 MPa增長(zhǎng)到8 MPa時(shí)，塑性區(qū)才恢復(fù)至初始范圍。

3 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

3.1 施工設(shè)計(jì)

張集礦-820 m水平東翼軌矸三聯(lián)巷為揭煤巷道，該巷道揭1煤處預(yù)計(jì)煤層厚約8.7 m，標(biāo)高-846.0 m。該礦井為煤與瓦斯突出礦井，經(jīng)測(cè)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(shù)，以降低揭煤巷道瓦斯壓力。設(shè)計(jì)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(qū)域。

根據(jù)理論研究表明，塑性區(qū)與破碎區(qū)范圍與掏煤直徑呈線性正相關(guān)關(guān)系，因此，擴(kuò)大鉆孔直徑可以擴(kuò)大鉆孔的卸壓變形范圍。經(jīng)調(diào)研，地面鉆孔采用機(jī)械動(dòng)力擴(kuò)孔掏煤孔徑1 000 mm以內(nèi)施工技術(shù)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(shù)裝備情況及試驗(yàn)地點(diǎn)實(shí)際情況，確定本次地面鉆孔掏煤造穴目標(biāo)孔徑為1 500 mm。

淮南礦區(qū)井巷揭煤預(yù)抽按有效半徑1.5 m設(shè)計(jì)，但根據(jù)前文理論研究，試驗(yàn)地點(diǎn)采用鉆孔掏煤造穴至孔徑1.5 m，鉆孔周圍塑性區(qū)半徑4.5～5 m。若按卸壓半徑5 m設(shè)計(jì)，必然造成揭煤區(qū)域地面鉆孔施工數(shù)量多、工程量大、時(shí)間長(zhǎng)等影響。因此，設(shè)計(jì)地面鉆孔有效半徑為10 m，鉆孔間距不大于20 m，根據(jù)鉆孔控制范圍、主應(yīng)力方向及影響半徑，張集礦-820 m水平東翼軌矸三聯(lián)巷揭煤區(qū)域設(shè)計(jì)地面鉆孔13個(gè)，鉆孔間距不大于20 m，分3排布置，沿巷道掘進(jìn)方向布置一排5個(gè)鉆孔，掘進(jìn)巷道2側(cè)各15 m分別布置一排4個(gè)鉆孔，鉆孔布置如圖13所示。

3.2 施工過(guò)程

首先，進(jìn)行地面鉆孔精準(zhǔn)定向施工保證鉆孔在預(yù)計(jì)軌跡范圍內(nèi)，到達(dá)措施區(qū)域后開(kāi)始進(jìn)行掏煤造穴施工，采用“小孔徑機(jī)械擴(kuò)孔鉆頭+水力噴射+大孔徑機(jī)械擴(kuò)孔鉆頭”組合擴(kuò)孔掏煤方法與工藝逐級(jí)擴(kuò)孔掏煤。

試驗(yàn)地點(diǎn)采用152 mm鉆頭對(duì)煤層段裸眼完井后，采用350 mm、500 mm、1 200 mm機(jī)械動(dòng)力擴(kuò)孔掏煤鉆頭逐級(jí)擴(kuò)孔掏煤；為進(jìn)一步提高掏煤量，采用水力噴射、1500 mm機(jī)械擴(kuò)孔鉆頭組合擴(kuò)孔掏煤工藝反復(fù)擴(kuò)孔掏煤，之后采用氣舉法將鉆孔內(nèi)水排出，鉆孔底部煤層孔壁在失去孔內(nèi)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(dá)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(dá)到預(yù)期效果后，對(duì)鉆孔實(shí)施水力壓裂增透措施，實(shí)現(xiàn)鉆孔間互聯(lián)互通，整體降低鉆孔之間的應(yīng)力峰值，達(dá)到大范圍的卸壓增透效果。排水過(guò)程中當(dāng)孔深

730 m時(shí)，孔口瓦斯?jié)舛韧蝗辉龃笾?00%，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，以后每次排水孔口瓦斯?jié)舛染鶠?00%，說(shuō)明在排水過(guò)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(nèi)部會(huì)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(shí)促進(jìn)煤體裂隙網(wǎng)絡(luò)發(fā)育，提高煤層透氣性。

鉆孔形成孔洞體積與其消突范圍內(nèi)煤體體積比計(jì)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(nèi)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(shè)計(jì)，TM2鉆孔內(nèi)形成一個(gè)直徑1.36 m的孔洞；根據(jù)式（25）計(jì)算可得，TM2鉆孔形成孔洞體積占其消突范圍內(nèi)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(gè)鉆孔掏煤量、理論直徑、理論瓦斯釋放量的統(tǒng)計(jì)，理論直徑以及理論瓦斯釋放與掏煤量變化趨勢(shì)相同，長(zhǎng)期的煤礦開(kāi)采實(shí)踐和理論研究表明，提高煤層透氣性系數(shù)最有效途徑是使煤層卸壓。

煤層滲透率與其承受的有效應(yīng)力變化關(guān)系計(jì)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(shù)，MPa^-1；Δσ為煤層有效應(yīng)力（地應(yīng)力減去孔隙壓力），MPa。

由式（26）可知，煤層滲透率與煤層有效應(yīng)力呈負(fù)相關(guān)。TM2鉆孔掏煤后，鉆孔見(jiàn)1煤段形成一個(gè)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(shí)促進(jìn)煤體裂隙網(wǎng)絡(luò)發(fā)育，提高煤層透氣性。鉆孔形成孔洞體積與其消突范圍內(nèi)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(jì)），為地面鉆井?dāng)U孔掏煤區(qū)域消突提供了保證。

通過(guò)測(cè)定1煤原始區(qū)、TM1掏煤區(qū)、TM2掏煤區(qū)井下的瓦斯參數(shù)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(qū)瓦斯壓力1.46 MPa，TM2掏煤區(qū)瓦斯壓力1.70 MPa，瓦斯含量均小于6 m3/t，達(dá)到了預(yù)期的輔助消突效果。和1煤原始區(qū)相比，TM1掏煤區(qū)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(shù)提高約10倍，減少鉆孔數(shù)24%、鉆孔量21%；驗(yàn)證了各地面掏煤鉆孔實(shí)現(xiàn)互聯(lián)互通，整體降低了鉆孔之間的應(yīng)力峰值，掏煤區(qū)域取得了預(yù)期的卸壓增透效果。

4 結(jié) 論

1）煤體黏聚力和內(nèi)摩擦角對(duì)孔洞周圍應(yīng)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(huán)向應(yīng)力降低5.04%；剪脹角的影響效果最弱；塑性區(qū)和破碎區(qū)范圍與掏煤直徑呈線性正相關(guān)關(guān)系，孔洞壁面附近位移量最大且衰減迅速。

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

3）地面鉆孔實(shí)踐表明掏煤區(qū)域與未干預(yù)區(qū)域相比，煤層瓦斯壓力從2.35 MPa降到1.46 MPa，掏煤區(qū)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(shù)由0.01 m3/MPa2提高到0.1 m3/MPa2，提高約10倍，減少鉆孔數(shù)24%、鉆孔量21%。

4）大直徑掏煤造穴鉆孔施工工藝體系實(shí)現(xiàn)了煤礦瓦斯治理方式由井下向地面轉(zhuǎn)移，為解決瓦斯壓力3 MPa以上高瓦斯區(qū)域“減壓”開(kāi)采難題提供了范例。

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（責(zé)任編輯：劉潔）