堅硬頂板動力災害超前弱化治理技術

楊俊哲，鄭凱歌，王振榮，龐乃勇

(1.神華神東煤炭集團有限責任公司，陜西 神木 719315; 2.中煤科工集團西安研究院有限公司，陜西 西安 710054; 3.安徽理工大學 地球與環境學院,安徽 淮南 232001)

復雜地質條件下，形成了我國煤層賦存的多樣性，據統計，我國有1/3以上煤層頂板發育有厚層堅硬頂板[1-2]。堅硬頂板是指巖石強度高、節理裂隙不發育、厚度大、整體性和承載能力強的巖層。堅硬頂板發育的區域在回采過程中，來壓強度大，動載擾動強，易發生大面積懸頂。頂板懸頂長度到極限時，突然發生垮落，將聚集于采空區空間的氣體迅速帶出，誘發工作面發生颶風、壓架、乃至沖擊地壓等動力災害問題，嚴重制約了礦井安全高效生產[3-5]。李新元等[6]通過采礦學、材料力學等方面研究，提出了覆巖應力及應力增量作用條件下的厚硬頂板初次斷裂力學結構模型，并構建了能量分布估算公式。姜福興等[7]針對厚層堅硬頂板條件，構建了“載荷三帶”力學結構模型，并開發了沖擊危險性評價、監測及防治的治理體系。張科學等[8]探討了巨厚礫巖條件與構造條件耦合作用下回采巷道沖擊地壓的發生機制?？琢詈５萚9-12]研究了高位硬厚巖層“見方”破斷規律及沖擊機制，提出見方期間來壓強烈，易引發強礦壓災害。黃炳香等[13]針對堅硬頂板誘發煤層強礦壓顯現災害，指出水壓致裂可改造頂板巖體結構，控制工作面頂板的冒落，并提出了堅硬頂板水壓致裂控制的理論與成套技術框架。陸菜平等[14]針對堅硬頂板誘發沖擊地壓災害的波普特征，發現了沖擊地壓發生礦壓發生時礦震主頻處于極低值的現象。何江等[15-16]研究認為堅硬頂板發生破斷時，破斷應力傳遞至回采煤層，并在下部承載煤體和支護體上產生應力增量，嚴重時可誘發沖擊礦壓顯現。

綜上所述，國內學者對堅硬頂板發育條件下誘發強礦壓動力災害機制，實時監測及危險性評價體系，及災害防治技術進行了卓有成效的研究，研究成果大幅提高了堅硬頂板強礦壓災害科學防治技術的發展[17]。但多集中在局部防治措施，對于堅硬頂板強礦壓動力災害超前區域防治技術研究較少。筆者以神東礦區典型礦井為背景，綜合物理模擬、數值方法等研究手段，揭示了堅硬頂板條件下的覆巖破斷方式，探究了堅硬頂板超前壓裂對采場礦壓顯現強度的弱化效應?；诖?，提出了堅硬頂板的定向長鉆孔分段水力壓裂超前弱化治理技術，并開展了工程應用試驗，實現了采場強礦壓災害的科學防控。

1 堅硬頂板覆巖結構特征

隨著工作面的不斷推進，采場上覆巖層結構發生變化，并對工作面礦壓顯現產生影響。李志華等[18]基于直接頂充填系數N及上覆關鍵層特點，對工作面堅硬頂板覆巖結構進行了分類，分為4類6種。

當N≥3時，表示垮落帶內巖層能夠隨著開采自然冒落，并能充填滿采空區，回采過程中該類頂板礦壓顯現不顯著，有利于采場頂板圍巖控制;反之，若N<3時，表示垮落帶內巖層難以自然垮落，冒落后難以充滿采空空間，易形成大面積懸頂。懸頂面積達到極限值，頂板發生破斷，釋放大量能量，誘發工作面發生強礦壓動載現象，甚至會導致沖擊地壓災害。另外，頂板覆巖結構中堅硬巖層是否存在和堅硬巖層數量直接決定了頂板覆巖結構的穩定性。許家林等[19]通過分析，對淺埋煤層覆巖關鍵層結構進行了分類，主要分為單一關鍵層結構(厚硬單一關鍵層結構和復合單一關鍵層結構)和多層關鍵層結構(覆巖中巖層厚度>2.5 m，且單軸抗壓強度>60 MPa的巖層劃分為堅硬巖層)。本文研究區域煤層頂板多為多層關鍵層，直接頂充填系數小于2(如布爾臺42108工作面為0.640)，屬于Ⅱ類頂板覆巖結構。

表1 煤層頂板巖層結構分類Table 1 Classification of roof strata structure of coal seam

2 堅硬頂板綜放開采致災原理

2.1 覆巖關鍵層破斷特征

煤層開采高度和頂板覆巖特征決定了 “兩帶”發育形態和特征，在研究區既定覆巖結構條件下，煤層采高成為影響頂板巖層破斷形式和特征的關鍵因素。神東礦區煤層賦存穩定，6.0 m以上煤層資源占據總儲量的78.1%，多采用綜采或者綜放一次采全高[20]的開采方法。為了揭示研究區開采條件下覆巖破斷特征，采用物理模擬方法，針對常規采高(3.0 m)和研究區大采高(7.0 m)條件進行破斷分析，鋪設重力條件下的平面應力模型，模擬實驗的幾何相似比為1∶100，容重相似比為0.6，應力強度相似比為1∶170，時間相似比為1∶12，實驗架臺為長120 cm×寬8 cm。頂部松散層載荷以鐵塊代替。模型上方未模擬覆巖高度以補償載荷加載到平面模型架上替代，模型如圖1所示。

圖1 2方案模擬實驗模型Fig.1 Model diagram of two programs simulation experiments

模型開挖后，覆巖關鍵層結構形態如圖2(a)所示，當采高較小時(3.0 m)，距離煤層較近的低位關鍵層，其破斷塊體均能相互鉸接，形成了“砌體梁”結構，且鉸接塊體回轉角較小。當采高增大為7.0 m時(圖2(b))，關鍵層破斷塊體下方可回轉空間顯著增大，導致低位關鍵層破斷塊體未能相互鉸接而進入了“垮落帶”范圍內，并以“懸臂梁”結構的狀態出現;距離煤層較遠的關鍵層(上位關鍵層)處于覆巖裂隙帶中，則形成了“砌體梁”結構。

圖2 不同采高條件下模擬實驗模型[21]Fig.2 Simulation experiment under different mining heights[21]

顯然，煤層回采高度越大、關鍵層所處層位越低，更易形成 “懸臂梁”結構，并為低位堅硬頂板關鍵層破斷回轉提供了空間，易形成動力災害。這也合理解釋了研究區中典型礦井如布爾臺煤礦采高為6.2 m，煤層頂板25～30 m多發育一層堅硬細粒砂巖關鍵層，工作面強礦壓顯現頻發的現象。

2.2 堅硬頂板致災原理分析

工作面開采后圍巖應力重新分布，在堅硬頂板懸臂梁未破斷前，懸頂面積不斷增大，頂板不斷積聚能量，在發生沖擊礦壓災害破壞前圍巖在靜載應力場處于極限平衡狀態。當煤礦井下發生采掘擾動時，新的擾動應力對處于極限平衡狀態的煤巖體產生動載效應，開采擾動載荷和地應力靜載荷的耦合疊加作用下，應力疊加結果超過煤巖層的臨界承載值，達到煤巖動力災害發生的臨界載荷，誘導煤巖體發生塑性破壞，導致頂板壓動力災害的發生[22-23]。與煤層分層開采方式對比，厚煤層工作面采高加大，垮落帶范圍增加。同等覆巖結構條件下，直接頂垮落高度難以填滿采空區空間，無法形成有效支撐，覆巖破斷過程發生大角度回轉運動，難以與已垮落巖體形成有效接觸，形成不穩定覆巖結構[24]。當不穩定結構發生失穩產生大量動載荷σ2，與煤巖體靜載荷σ1形成有效疊加，當其值大于煤巖體發生動力災害的臨界荷載σbmin時，就會誘發強礦壓動力災害。煤巖動力災害發生的“動靜疊加原理”，如圖3所示。

圖3 動靜載荷疊加煤巖動力災害原理Fig.3 Principle of dynamic and static loading superimposed coal and rock dynamic disaster

3 堅硬頂板動力災害防治技術

3.1 堅硬頂板弱化防治模擬分析

3.1.1模型建立

為了揭示堅硬頂板巖層存在與否，回采過程中礦壓顯現特征，為堅硬頂板壓裂弱化技術模式建立提供支撐。以神東礦區典型礦井4-2煤層42108綜采工作面為依托，結合礦井地質資料可知，工作面回采4-2煤層，工作面回采長度為5 170 m，傾向長度310 m，煤層埋深370～475 m，主采煤層為侏羅系延安組4-2煤，煤層厚度為3.8～7.3 m，平均6.05 m，煤層傾角1°～4°。直接頂為砂質泥巖，平均12.00 m;基本頂為細砂巖，平均厚度為22.00 m(圖4)，巖層抗壓強度平均60 MPa以上，堅硬難垮。

采用 FLAC3D進行三維數值模擬計算，模型規格選取長600 m，寬度 400 m，高度 94 m。模型左右兩側及頂部施加應力邊界條件，垂直方向頂部施加均勻布置荷載，其值為σz=5.5 MPa，側應力依據側壓系數進行計算，模擬區域側壓系數為0.45。模型左右側設置x方向位移邊界，前后兩端設置y方向位移邊界，上端面為自由端(圖4)[25]。經單元劃分，形成計算網格，共計單元體136 840個，節點154 504個。

1.2 指標檢測方法 檢測并對比兩組血清PTX3、瘦素、雌二醇(E2)、睪酮(T)、LH及FSH與HOMA-IR的相關性。

圖4 數值模擬模型Fig.4 Numerical simulation model

3.1.2模型參數及方案

模型參數主要根據現場取樣和巖石力學試驗結果獲得，考慮到巖石的尺度效應，模擬計算采用的參數結果見表2，本次模擬所涉及的材料均屬于彈性材料，因此模擬所采用的本構模型為庫倫-摩爾塑性模型。

表2 模型巖石物理力學參數Table 2 Rock physical and mechanical parameters in model

(1)

其中，δ1，δ3分別為最大和最小主應力;c和φ分別為黏聚力和內摩擦角。當fs>0 時，材料將發生剪切破壞。在通常應力狀態下，巖體的抗拉強度很低，因此可根據抗拉強度準則(δ3≥δT)判斷巖體是否產生拉破壞。

分段水力壓裂技術可實現堅硬頂板的有效改造，促使巖層形成新的壓裂主裂縫，隨著大量壓裂液的注入下裂縫不斷向外延伸，在巖層節理或裂縫位置發生轉向和擴展，形成側向次級和二級次生裂縫，如此循環，直至與天然裂縫彼此交織形成裂縫網絡系統。其可實現堅硬巖層的弱化，等效于將堅硬頂板巖層強度降低至非堅硬頂板巖層。本次模擬方案中采取利用研究區堅硬頂板不發育的工作面頂板巖層的巖石力學參數等效弱化治理結果(模型2)，堅硬頂板巖石力學參數為研究區42108工作面基本頂細粒砂巖力學參數(表3)，其參數來源于工作面頂板巖石力學參數測試結果?；诖?，建立不同條件下的正交模型，間隔40 m布置應力監測線，揭示堅硬弱化改造治理的強礦壓災害解危效應。

3.1.3模擬結果分析

(1)弱化前后覆巖破壞特征。由圖5可知，在堅硬頂板弱化前，隨著工作面的不斷推進，煤層頂板的塑形破壞區不斷增加?；夭芍?0 m時，頂板首先發生了以拉破壞為主的拉、剪混合破壞;回采至100 m時，發生大規模的剪切破壞。隨著工作面持續推進，回采至140 m時，頂底板塑性區范圍均增加，煤體周圍塑性區向兩側延伸。

由圖6可知，對堅硬頂板進行弱化后，工作面回采至40 m時，頂板發生了大規模拉、剪混合破壞，頂板出現初次破斷;持續回采至80 m，頂板拉破壞增加，形成了中部以剪切破壞為主，工作面端頭剪切破壞大幅增加的橢球體形態特征。

圖6 弱化后覆巖破壞特征Fig.6 Failure features of overburden strata after weakening

(2)弱化前后頂板應力變化。由圖7(a),(b)分析可知，堅硬頂板弱化前后，工作面回采至60 m時。工作面回采區域呈現卸壓、應力集中區域、原始應力等應力場分布現象。工作面兩端頭出現應力集中現象，應力集中峰值在工作面兩端的煤壁處，超前弱化前應力集中峰值達11.25 MPa，應力集中系數1.53(原始應力為7.35 MPa);超前弱化后，應力集中峰值降低為8.87 MPa,應力集中系數1.21。超前弱化前頂板初次來壓步距為100 m，周期來壓步距為40 m;超前弱化后，工作面初次來壓步距為40 m，周期來壓步距降低至20 m。由圖7(c)分析可知,堅硬頂板弱化后，最高應力由19.7 MPa降低至10.2 MPa，實現了有效的卸壓弱化，為堅硬頂板引起的強礦壓的弱化治理，提供了有效研究方向。

3.2 堅硬頂板分段水力壓裂弱化技術

針對以上問題，結合堅硬頂板致災原理分析結果，開發了煤礦井下頂板超長定向鉆孔裸眼分段壓裂強礦壓災害防控技術。超前工作面回采，實現治理目標層位的精準控制，采用裸眼分段水力壓裂裝備和技術，破壞堅硬頂板完整性，消除或減弱動載荷能量，將擾動和靜載荷疊加結果降低至強礦壓閾值以下。

3.2.1壓裂工藝技術

裸眼分段水力壓裂弱化技術裝置是由自動化壓裂泵、引鞋、裸眼密封裝置、節流器、高壓亞雷管等組成。該技術的工藝原理為在目標層位中形成定向長鉆孔后，依托定向鉆機將壓裂成套裝備組合推送至孔底壓裂段位置。利用壓裂段前后雙裸眼密封裝置限定單個壓裂段區域，裸眼密封裝置內置水路傳遞通道，實現了壓裂管柱中壓裂液與封隔器壓力的相互傳遞，可實現“注水坐封、排水解封”的功能(圖8)。

圖8 分段壓堅硬頂板弱化示意Fig.8 Section pressure hard roof weakening

采用遠程控制高壓泵組及，預先進行小排量緩慢注水，確保封隔器均勻膨脹坐封(注水壓力為3～5 MPa)。封隔器完成坐封后，高壓泵組持續注水，注水壓力升至臨界壓力值后，節流器打開，泵注壓裂液開始充填密封壓裂段空間，直至達到該壓裂段施工設計；完成首段壓裂施工后，停止壓裂裝備運轉，開始孔口排水卸壓，裸眼密封裝置隨著高壓水的返排逐步回縮至原始規格；通過壓裂孔孔口鉆機裝置進行高壓壓裂管抽拉，定量拖動至第二段壓裂施工位置，開展該段壓裂施工，按照設計逐步完成單孔各個設計壓裂段施工。

3.2.2壓裂弱化原理

堅硬頂板分段壓裂技術是通過在一定密封體積條件下，利用壓裂泵組大量壓裂液注入壓裂段空間。隨著注水壓力的逐漸升高，形成了一套以高壓壓裂裂縫為主、次級裂縫延伸和自生節理及裂隙的溝通裂縫的壓裂弱化縫網體系。壓裂縫網體系的建立，降低目標巖層結構整體強度。分段水力壓裂縫網的形成是壓裂新縫的產生和擴展，并與煤巖體自生節理、裂隙溝通綜合疊加的結果。在裸眼長鉆孔壓裂過程，基于沉積巖石自生節理與裂隙系統的存在，高壓注水壓力達到煤巖的破裂壓力時，可建立多條水力壓裂裂縫體系，裂縫體系主裂縫方向仍會以垂直最小主應力方向為主[26]。

壓裂過程中，堅硬頂板受到高壓水作用，發生 “起裂—裂縫延伸—循環起裂”等多個過程，該過程伴隨著能量的消耗，尤其是對于堅硬頂板聚集的能量，是單一不可逆的釋放過程。通過壓裂裂縫消耗散能量，減弱堅硬頂板大面積懸頂形成的集中能量，促使動靜載荷疊加應力減弱至沖擊閾值以下。

4 堅硬頂板分段壓裂弱化解危應用

4.1 地質條件分析

神東布爾臺煤礦位于東勝煤田范圍南緣，基于42108工作面地質條件(圖9)，通過臨近工作面回采過程中的數據監測和記錄，厚度達22.0 m以上的細粒砂在回采過程懸頂面積大，來壓強度高，周期來壓期間最高支架阻力達60 MPa以上，臨近工作面巷道底臌及煤壁片幫嚴重，最大底臌量達1.5 m，工作面支架多次出現壓死、爆缸動力災害現象等問題。

圖9 鉆孔巖性柱狀Fig.9 Borehole lithology histogram

4.2 分段水力壓裂施工

根據井下頂板垮落及來壓特征，為了實現目標層位有效弱化，針對工作面寬度，設計順煤層方向布置3個定向長鉆孔，鉆孔采取等間距布置。剖面層位布置于頂板堅硬巖層關鍵層中，依托∑h=M/(Kp-1)(M為采高，6.2 m;Kp為巖石破碎后的碎脹系數，1.25)公式計算可知采空區充滿所需垮落帶高度24.8 m，為了保證壓裂弱化效果，對上覆巖層形成有效支撐，優選鉆孔布置于距離煤層頂板25 m的細砂巖關鍵層中。

利用中煤科工集團西安研究院有限公司自主研發的ZDY6 000 LD型定向鉆機，在42108工作面輔運聯巷煤層中部開孔。鉆孔采用兩級孔身結構:其中一開(孔徑φ96 mm)鉆進至35 m，經過φ96 mm→φ153 mm→φ193 mm兩次擴孔后，下入φ146 mm套管，使用封孔水泥注漿、固孔，候凝48 h。經檢測固孔合格，待壓水結束、封孔合格后，進行二開(孔徑φ96 mm)定向鉆進;鉆進至設計孔深后，終孔。為了保證鉆探及后期壓裂施工安全，在孔口安裝了孔口套管，并在孔口部分用無縫鋼管焊接φ159 mm法蘭盤加工而成，外露長度250 mm。

定向鉆孔長330～600 m,單個鉆場設置鉆孔3個，采取均勻布孔方式，鉆孔間距78.5 m。頂板定向長鉆孔鉆進完成后，利用通孔、反洗裝置，進行鉆孔清洗和清渣工作，確保鉆孔軌跡光滑、平穩及清潔。將分段壓裂成套裝備按照功能順序依次組裝，通過孔外鉆探設備將逐個輸送至設計位置。啟動高壓壓裂泵組，進行壓裂施工。單個鉆場壓裂鉆孔3個，單孔壓裂6～12段，合計注入高壓水量2 957.25 m3，最高壓力30.5 MPa，最低壓力12.4 MPa，最大壓力降12.9 MPa，共發生3.0 MPa以上壓降365次，壓裂效果明顯(圖10)。

圖10 鉆孔第7段壓裂數據曲線Fig.10 Racture data curves of drilling stage 7

5 壓裂效果分析

5.1 壓裂數據分析

采用壓裂泵組實時數據監測系統，準確記錄壓裂數據(2 s數1次)，并繪制壓裂數據曲線圖。以鉆場鉆孔某壓裂段為例，對分段壓裂過程壓力等參數變化特征進行分析。如圖11所示，裸眼封孔裝置完成坐封后，高壓水持續注入，節流器打開，隨著高壓水的不斷注入，孔內壓力逐漸升高，當達到30.5 MPa時巖層起裂，然后突然降低至26.2 MPa。之后，壓力曲線呈現鋸齒波段變化，即微裂縫不斷形成的過程。當泵注高壓水填充滿裂縫系統后，孔內壓力升至28.90 MPa，之后，突降至14.1 MPa，發生第2次明顯破裂壓降。隨后在高壓持續注水作用下，發生周期性明顯壓降，最大破裂壓降12.90 MPa，形成了有效裂縫。

圖11 壓裂裂縫監測結果Fig.11 Results of fracture monitoring

5.2 壓裂影響范圍監測

基于電磁感應機理，利用定向長鉆孔的TEM測試裝置，以裝置向地下釋放的一次脈沖磁場基礎，收集二次渦流場數據信息，研究壓裂鉆場施工前后空間與時間鉆孔周圍電磁分布規律?；趬毫亚暗奶綔y成果背景場，利用壓裂后的探測數據與背景場做差，提取出壓裂裂縫影響的純異常場。

通過壓裂前、后孔內三維空間低阻區的探測，共探測得到條帶狀異常11個，沿鉆孔徑向探測方向，由于壓裂造成近孔區巖層(0～10 m)散碎，而遠孔區巖層(10～35 m)裂隙形成較為明顯，初步判識壓裂影響范圍35 m左右。

5.3 采動礦壓變化特征分析

通過井下跟蹤監測和支架數據采集，判識了壓裂前后礦壓變化規律，由圖12可知，未進行壓裂治理區域，周期來壓期間峰值壓力為53.8～59.1 MPa，平均值為55.45 MPa;周期來壓時來壓強度均值為41.6～44.7 MPa，平均值為42.97 MPa;穩定推進時支架的正常壓力29.7 MPa，動載系數1.41～1.52，平均達1.46，周期來壓步距21～26 m，來壓范圍廣。壓裂治理區域，周期來壓期間峰值為46.8～50.1 MPa，平均值為48.00 MPa;周期來壓時來壓強度均值為37.5～40.6 MPa，平均值為39.02 MPa;穩定推進時支架的正常壓力為29.02 MPa，動載系數1.32～1.38，平均達1.34，周期來壓步距17～21 m，來壓范圍小(圖12)。

圖12 采動過程中來壓特征Fig.12 Characteristics of pressure during mining

堅硬頂板裸眼分段水力壓裂超前實施后，頂板來壓步距、動載系數、最高壓力分別降低18.90%～70.60%,5.79%～7.90%,13.65%～19.40%。驗證了壓裂后頂板弱化的有效性。

6 結 論

(1)針對堅硬頂板引起的強礦壓動力災害問題，采用物理模擬和數值分析等方法，提出了堅硬頂板綜放開采低位關鍵層“懸臂梁”破斷形式是致災關鍵因素。并研究堅硬頂板巖層弱化后礦壓顯現特征，開發了頂板定向長鉆孔裸眼分段水力壓裂超前弱化治理技術。

(2)在典型礦井開展了工程應用，單孔最長達600 m，累計壓裂10段，最高壓力達30.5 MPa，最大壓降為12.90 MPa，循環發生3.0 MPa以上壓力降365次，壓裂效果明顯。采用孔內順變電磁進行監測分析，探測狀異常11個，壓裂影響范圍35 m左右。

(3)通過回采過程中礦壓數據分析，壓裂治理后，頂板來壓步距、動載系數、最高壓力分別降低18.90%～70.60%,5.79%～7.90%,13.65%～19.40%，驗證了壓裂后頂板弱化的有效性。