張學(xué)博，高建良

(1.煤炭安全生產(chǎn)河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454003；2.河南省瓦斯地質(zhì)與瓦斯治理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 —省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，河南 焦作 454003；3.河南理工大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454003)

0 引言

深部開(kāi)采的松軟煤層具有應(yīng)力高、力學(xué)強(qiáng)度低、瓦斯大且解吸速度快、煤層厚度變化較大等特征，抽采鉆孔在松軟煤層施工時(shí)，經(jīng)常出現(xiàn)噴孔、頂鉆、卡鉆等動(dòng)力現(xiàn)象，常會(huì)出現(xiàn)大范圍塌孔，形成鉆穴[1]；成孔后，鉆孔孔壁也會(huì)發(fā)生變形、冒落、坍塌，導(dǎo)致孔徑縮小或者閉合，阻斷瓦斯涌出和流動(dòng)的通道[2-3]，嚴(yán)重影響了瓦斯抽采效率。研究高應(yīng)力松軟煤層抽采鉆孔變形失穩(wěn)特征，對(duì)解決高應(yīng)力松軟煤層鉆孔失穩(wěn)坍塌問(wèn)題、有效提高瓦斯抽采效果有著重要的理論指導(dǎo)意義。

國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)抽采鉆孔周?chē)簬r的變形失穩(wěn)規(guī)律等相關(guān)理論進(jìn)行了研究[3-8]。Tezuka等[3]提出了一些鉆孔穩(wěn)定性模型，并基于這些模型對(duì)鉆孔壁的穩(wěn)定性進(jìn)行理論分析；王振[4]基于理論分析建立了掘進(jìn)面防突鉆孔失穩(wěn)力學(xué)模型，研究了孔底和孔壁附近煤體破壞形式及失穩(wěn)特征；趙陽(yáng)升[5]等對(duì)含鉆孔花崗巖體內(nèi)在恒溫恒壓下鉆孔變形規(guī)律及其臨界失穩(wěn)條件進(jìn)行研究，運(yùn)用黏彈塑性力學(xué)理論建立了鉆孔變形的黏彈性理論模型及黏彈-塑性理論模型；翟成[6]、王睿[7]通過(guò)對(duì)礦井松軟突出煤層鉆孔失穩(wěn)變形機(jī)理的分析指出了導(dǎo)致鉆孔變形失穩(wěn)主要因素；郝富昌[8]根據(jù)建立的黏彈塑性軟化模型模擬分析了軟硬煤層中鉆孔卸壓效果，研究了孔徑的變化規(guī)律。前人大都是對(duì)鉆孔失穩(wěn)前變形特征等進(jìn)行了研究，而對(duì)于抽采鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程及失穩(wěn)后的相關(guān)規(guī)律尚未進(jìn)行研究；本文擬對(duì)高應(yīng)力松軟煤層抽采鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程中及失穩(wěn)后周?chē)后w應(yīng)力變化、位移變化、透氣性分布等特征進(jìn)行研究，這對(duì)優(yōu)化抽采鉆孔布置、提高瓦斯抽采效果、有效防治瓦斯災(zāi)害有著重要的理論指導(dǎo)意義。

1 抽采鉆孔變形失穩(wěn)數(shù)值分析方法及模型參數(shù)

1.1 理論模型建立

本文采用一種用連續(xù)介質(zhì)力學(xué)方法解決非連續(xù)介質(zhì)力學(xué)問(wèn)題的新型數(shù)值分析工具RFPA2D系統(tǒng)對(duì)鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程進(jìn)行模擬分析。RFPA2D 系統(tǒng)可以有效地將數(shù)值計(jì)算方法與損傷力學(xué)結(jié)合起來(lái)，充分考慮巖石的非均勻性，常用來(lái)模擬巖石變形、失穩(wěn)和破裂的非線性行為。

1.1.1 基本控制方程

本文模型基于如下基本假設(shè)：

1)煤巖體是非均勻的，煤巖體細(xì)觀單元體的損傷參量符合Weibull分布：

(1)

式中：α和α0分別為材料微元體力學(xué)性質(zhì)(如彈性模量、強(qiáng)度等) 和力學(xué)性質(zhì)平均值；m為均質(zhì)度系數(shù)，m越大，煤巖體越均質(zhì)，反之，則越不均質(zhì)。

2)巖石中細(xì)觀單元體是彈脆性的，并有殘余強(qiáng)度，其力學(xué)行為用彈性損傷理論描述，最大拉應(yīng)變準(zhǔn)則和Mohr-Coulomb準(zhǔn)則作為損傷闌值條件。

平衡方程：

(2)

幾何方程：

εij=(ui,j+uj,i)/2εv=ε11+ε22+ε33

(3)

本構(gòu)方程：

σij'=λδijεv+2Gεij

(4)

1.1.2 煤巖體本構(gòu)關(guān)系的細(xì)觀統(tǒng)計(jì)損傷模型

基于煤巖體受力后不斷損傷引起微裂紋萌生和擴(kuò)展造成其應(yīng)力-應(yīng)變曲線為非線性，可以將巖石的細(xì)觀單元的力學(xué)性質(zhì)用彈性損傷力學(xué)的本構(gòu)關(guān)系來(lái)描述，按照應(yīng)變等價(jià)原理，受損材料單元體本構(gòu)關(guān)系可以通過(guò)無(wú)損材料中的名義應(yīng)力得到，即：

ε=σ/E=σ(1-D)E0

(5)

式中：E0和E分別為損傷后單元的初始彈性模量和彈性模量；D為反映損傷程度的損傷變量。

煤巖體細(xì)觀層次上的破壞被視為拉伸和剪切破壞，其單元體被拉伸和壓縮時(shí)，單元體損傷變量D可以分別用下述公式描述[9]：

(6)

(7)

式中：σtr為拉伸損傷殘余強(qiáng)度；εt0為彈性極限拉應(yīng)變；εtu為最大拉應(yīng)變；σcr為剪切損傷殘余強(qiáng)度；εc0為壓應(yīng)變的彈性極限。

1.2 物理模型建立

據(jù)彈性力學(xué)理論可知，計(jì)算域應(yīng)不小于巷道半徑5倍，這里取20倍，鉆孔半徑取值50 mm，模型中煤層尺寸為1 000 mm×1 000 mm，網(wǎng)格劃分200×200個(gè)單元。由于鉆孔長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于孔徑故可以將其簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變模型來(lái)研究，加載方式采用固定載荷，側(cè)壓系數(shù)為1.0。建立的物理模型圖如圖1 所示。

圖1 物理模型Fig.1 Numerical simulation model

1.3 模擬參數(shù)確定

RFPA系統(tǒng)用均質(zhì)度系數(shù)m來(lái)表征材料的均勻程度，均質(zhì)度系數(shù)m將巖體宏觀力學(xué)特性與細(xì)觀力學(xué)性質(zhì)密切聯(lián)系起來(lái)，可根據(jù)下面擬合公式對(duì)輸入的彈性模量和巖體強(qiáng)度進(jìn)行選取。

(8)

(9)

式中：Es0和fs0表示模擬分析采用的彈性模量和強(qiáng)度的均值；Es和fcs分別為煤巖體實(shí)際的彈性模量和強(qiáng)度。

某礦煤層埋深1 000 m左右，按照平均重度27 kN/m3，可計(jì)算得其垂直應(yīng)力為27.0 MPa，側(cè)壓系數(shù)為1.0，故其水平應(yīng)力也為27.0 MPa；其煤質(zhì)非常松軟，實(shí)測(cè)其煤樣堅(jiān)固性系數(shù)0.7，彈性模量2 000 MPa，單軸抗壓強(qiáng)度7.3 MPa；m值取6，由式(1)、(2)可得彈性模量和單軸抗壓強(qiáng)度的模擬輸入值分別為4 086，8.1 MPa；其他模擬所需參數(shù)見(jiàn)表1所示。

表1 煤的物理力學(xué)參數(shù)

2 深部開(kāi)采松軟煤層抽采鉆孔變形特性研究

利用RFPA2D系統(tǒng)數(shù)值模擬了深部開(kāi)采松軟煤層抽采鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程，以下分別從鉆孔周?chē)后w應(yīng)力及形變分布、卸壓區(qū)演化、位移變化和透氣性分布規(guī)律五個(gè)方面反映抽采鉆進(jìn)變形失穩(wěn)特征。

2.1 鉆孔周?chē)后w應(yīng)力分布及演化規(guī)律

數(shù)值解算得到鉆孔周?chē)后w最大主應(yīng)力分布如圖2所示，圖中灰度表示應(yīng)力值大小，顏色越深應(yīng)力值越小。

圖2 最大主應(yīng)力分布Fig.2 Maximum principal stress distribution

由圖2可以看出，深部開(kāi)采的高應(yīng)力松軟煤層抽采鉆孔施工后，由于孔壁周?chē)后w徑向應(yīng)力突然解除，鉆孔周?chē)鷳?yīng)力重新分布，鉆孔周邊產(chǎn)生的豎直擠壓和水平擠壓作用，使孔壁周?chē)纬蓱?yīng)力集中區(qū)；在集中應(yīng)力作用下，孔壁附近煤體率先發(fā)生屈服，形成塑性區(qū)；然后，應(yīng)力集中區(qū)向鉆孔外部移動(dòng)，孔壁附近塑性狀態(tài)的煤體變形量不斷增大，孔壁附近塑性狀態(tài)煤體變形量比遠(yuǎn)處塑性狀態(tài)煤體要大，當(dāng)其達(dá)到變形極限時(shí)，孔壁附近塑性狀態(tài)煤體就會(huì)破裂，形成破裂區(qū)。破裂區(qū)內(nèi)部煤體的強(qiáng)度明顯削弱(低于原巖應(yīng)力)；隨著塑性區(qū)及破裂區(qū)煤體變形量的不斷增加，破裂區(qū)煤體的強(qiáng)度進(jìn)一步降低，當(dāng)煤塊間的摩擦力無(wú)法抵抗煤體的變形壓力及自重時(shí)，鉆孔周?chē)屏衙后w將向鉆孔內(nèi)坍塌，即塌孔發(fā)生。最終，鉆孔由內(nèi)而外形成破裂區(qū)、塑性區(qū)、彈性區(qū)，鉆孔引起的卸壓區(qū)主要集中在破裂區(qū)范圍內(nèi)。

從鉆孔周?chē)严栋l(fā)育情況來(lái)看，鉆孔附近的塑性區(qū)內(nèi)煤體首先產(chǎn)生一些微孔/微裂隙，然后隨著塑性區(qū)內(nèi)煤體變形量的不斷增大，微裂隙逐漸貫通形成較大的次生裂隙，次生裂隙逐漸增多并貫通；最后破裂區(qū)煤體形成大宏觀裂紋導(dǎo)致鉆孔周?chē)后w失穩(wěn)垮塌，緊鄰鉆孔周?chē)后w形成垮塌區(qū)和破碎區(qū)。總體來(lái)說(shuō)，鉆孔破壞形式為上方發(fā)生垮塌，形成垮塌區(qū)；左右側(cè)發(fā)生破壞，形成破碎區(qū)，這與胡勝勇[10]博士的鉆孔孔壁附近煤巖體破壞全過(guò)程的相似試驗(yàn)結(jié)果基本相同，也驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

2.2 鉆孔周?chē)后w卸壓區(qū)演化規(guī)律

為了進(jìn)一步研究鉆孔周?chē)秹簠^(qū)演化規(guī)律，過(guò)鉆孔中心做一水平截線，該截線上最大主應(yīng)力及切應(yīng)力分布及演化如圖3，4所示。

圖3 鉆孔周?chē)鷳?yīng)力動(dòng)態(tài)分布Fig.3 Dynamic distribution of the stress around the borehole

圖4 鉆孔周?chē)后w卸壓區(qū)變化Fig.4 The change of coal unloading zone around the borehole

由圖3，4容易看出，鉆孔附近煤體應(yīng)力集中區(qū)應(yīng)力較大，距鉆孔越遠(yuǎn)，煤體應(yīng)力越低，主應(yīng)力逐漸接近原始應(yīng)力；隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，應(yīng)力集中區(qū)不斷向鉆孔外側(cè)移動(dòng)，鉆孔附近卸壓區(qū)內(nèi)應(yīng)力降低，鉆孔周?chē)秹悍秶粩嘧兇?，卸壓范圍?(step1)——35(step21)——90(step39)——167 mm(step52)，總體而言由鉆孔變形失穩(wěn)引起的周?chē)后w的卸壓區(qū)域較小。此外，由圖3(d)可以看出，鉆孔失穩(wěn)坍塌后，由于鉆孔頂部煤體不斷下移，鉆孔內(nèi)煤體不斷壓實(shí)，使得孔內(nèi)煤體最大主應(yīng)力也由開(kāi)始的0 MPa變成了36.6 MPa，切應(yīng)力也由0 MPa變成了28.0 MPa。

2.3 鉆孔周?chē)后w形變分布及演化規(guī)律

鉆孔周?chē)后w形變分布如圖5所示，圖5中箭頭大小表示位移大小，箭頭方向表示位移方向。

圖5 鉆孔周?chē)后w形變分布Fig.5 The deformation distribution of coal around the borehole

由圖5可以看出，鉆孔施工完畢后，鉆孔周?chē)后w逐漸向鉆孔移動(dòng)，即上部煤體下移、下部煤體上移，左側(cè)煤體右移、右側(cè)煤體左移，鉆孔附近煤體位移量較大，遠(yuǎn)處煤體位移量相對(duì)較?。浑S時(shí)間的增加總位移量不斷增加，鉆孔面積不斷減小最后基本變?yōu)榱?，這說(shuō)明鉆孔最后被周?chē)后w堵死(即堵孔)；受豎直方向地應(yīng)力及自身重力影響，鉆孔上方煤體下移量略大于下方煤體上移量，鉆孔左右側(cè)水平位移相差不大。

2.4 鉆孔孔壁位移變化規(guī)律

為了進(jìn)一步的研究鉆孔孔壁變形情況，分別在鉆孔頂、底部及兩側(cè)設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移情況如圖6～8所示。

圖6 鉆孔孔壁位移變化Fig.6 The variation of coal displacement around the borehole

圖7 鉆孔孔壁頂、底部總位移變化Fig.7 The variation of coal total displacement on top and bottom of borehole

圖8 鉆孔孔壁頂、底部?jī)蓭涂偽灰谱兓疐ig.8 The variation of coal total displacement on both sides of borehole

從圖6，7中可以看出，隨解算步數(shù)的增加，孔壁頂、底部垂直位移整體呈先增加然后再降低的變化趨勢(shì)；開(kāi)始階段(step1～28)，鉆孔頂部煤體垂直位移量比較小且增長(zhǎng)速度較小，該階段為鉆孔失穩(wěn)前彈性變形階段；然后隨著時(shí)間的延長(zhǎng)(step28～50)，其垂直位移量不斷增加且位移量增長(zhǎng)速度逐漸變大，該階段為鉆孔逐漸失穩(wěn)過(guò)程；最后(step50～52)，垂直位移量開(kāi)始降低，該階段為鉆孔失穩(wěn)后孔內(nèi)煤體壓縮階段；鉆孔頂、底部煤體總垂直位移均是隨解算步數(shù)的增加不斷增加，鉆孔頂部煤體下移量最后達(dá)到70.1 mm，底部煤體上移量為32.3 mm，二者位移之和為102.4 mm大于鉆孔直徑100.0 mm，說(shuō)明鉆孔已經(jīng)坍塌。

從圖6，8中可以看出，孔壁兩側(cè)水平位移隨解算步數(shù)的增加大致呈先增加再降低的變化趨勢(shì)，其總位移均是隨解算步數(shù)的增加不斷增加，左右兩側(cè)總水平位移量分別是12.1，18.3 mm，二者位移之和為32.4 mm；可見(jiàn)其兩側(cè)水平位移量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于頂?shù)撞课灰拼怪蔽灰屏?。由此可知，鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程中，鉆孔的形狀由開(kāi)始的準(zhǔn)圓形逐漸變成“類(lèi)橄欖球形”，然后鉆孔“類(lèi)橄欖球形”斷面逐漸減小至坍塌。

圖9 鉆孔周?chē)后w滲透率分布Fig.9 Distribution of coal's permeability around the borehole

2.5 鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程中周?chē)簩訚B透特性研究

大量的受載含瓦斯煤巖體滲透實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，煤巖體變形破壞過(guò)程可以分為孔隙/裂隙壓密階段、彈性變形階段、屈服變形及峰值強(qiáng)度階段和殘余強(qiáng)度變形階段4個(gè)階段，前2個(gè)階段煤巖體體積減小滲透率降低，后2個(gè)階段煤巖體體積增大滲透率增加，滲透率總體表現(xiàn)出一種先降低后增加的“V”字型的發(fā)展趨勢(shì)。因此，可以基于煤體體積應(yīng)變來(lái)研究煤體變形過(guò)程中的滲透特性。

煤體孔隙率與有效應(yīng)力、孔隙應(yīng)力等有關(guān)，如果僅考慮有效應(yīng)力導(dǎo)致的煤體孔隙率變化，則煤體孔隙率可表示為[11]：

(10)

煤層滲透率大小與煤體體積應(yīng)變的關(guān)系可以通過(guò)Kozeny-Carman方程推導(dǎo)得出，通過(guò)推導(dǎo)可以得到[12]：

(11)

這里以鉆孔上部煤體為例研究鉆孔失穩(wěn)過(guò)程中周?chē)后w滲透演化特性，在鉆孔上部煤體內(nèi)設(shè)置5條水平監(jiān)測(cè)線，將其劃分4個(gè)煤體監(jiān)測(cè)區(qū)，分別監(jiān)測(cè)該區(qū)域的變形情況，以計(jì)算該區(qū)域的滲透率；煤體初始孔隙率和初始滲透率分別為0.04和2×10-17m2，得到鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程中鉆孔上部煤體滲透率分布規(guī)律如圖9所示。

從圖9中可以看出，在鉆孔變形失穩(wěn)坍塌過(guò)程中，由于鉆孔附近煤體的變形量不斷增加及裂隙的不斷貫通，使得周?chē)@孔附近煤體滲透率逐漸增大，鉆孔周?chē)后w滲透率變化量及變化范圍不斷增加；step1，step21，step39，step52時(shí)，鉆孔上部煤體滲透率最大值分別是初值的1.01，1.38，3.93，5.42倍。

鉆孔失穩(wěn)前后上部煤體滲透率分布均大致呈“V”字型變化規(guī)律，即鉆孔附近煤體滲透率變化較大，鉆孔正上方煤體滲透率最大，鉆孔兩側(cè)煤體滲透率隨著距離鉆孔水平距離的增加呈先減小后增加然后趨于穩(wěn)定的趨勢(shì)，在部分區(qū)域煤體滲透率甚至減小。這與文獻(xiàn)[11]根據(jù)建立的考慮有效應(yīng)力變化、瓦斯解吸和煤基質(zhì)收縮效應(yīng)的煤層滲透率動(dòng)態(tài)變化模型數(shù)值模擬得到的煤層瓦斯抽采過(guò)程中煤體透氣性動(dòng)態(tài)演化規(guī)律結(jié)果是一致的，也證明了本文研究結(jié)果的正確性。

3 結(jié)論

1)得到了鉆孔變形失穩(wěn)過(guò)程中周?chē)后w應(yīng)力分布及演化規(guī)律、卸壓區(qū)演化規(guī)律和裂隙發(fā)育特征。 鉆孔破壞形式為上方發(fā)生垮塌，形成垮塌區(qū)；左右側(cè)發(fā)生破壞，形成破碎區(qū)，通過(guò)與前人相似實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

2)揭示了鉆孔周?chē)后w形變分布及演化規(guī)律和孔壁位移變化規(guī)律。鉆孔周?chē)后w均向鉆孔移動(dòng)，鉆孔附近煤體位移量較大，遠(yuǎn)處煤體位移量相對(duì)較小；孔壁頂、底部垂直位移和兩側(cè)煤體水平位移隨時(shí)間的增加整體均呈先增加然后再降低的變化趨勢(shì)，總位移均是隨時(shí)間的增加不斷增加；孔壁上方下移量略大于下方上移量，孔壁左右側(cè)水平位移相差不大；鉆孔變形失穩(wěn)坍塌過(guò)程中，鉆孔形狀先有開(kāi)始的“準(zhǔn)圓形”變成“類(lèi)橄欖球形”，接著呈“類(lèi)橄欖球形”不斷縮徑，然后發(fā)生失穩(wěn)，最后鉆孔上部煤體發(fā)生坍塌。

3)鉆孔失穩(wěn)過(guò)程中，鉆孔附近煤體滲透率逐漸增大，鉆孔周?chē)后w滲透率變化量及變化范圍均不斷增加；周?chē)后w滲透率分布均大致呈“V”字型變化規(guī)律，即呈隨著距鉆孔距離的增加先減小后增加然后趨于穩(wěn)定的趨勢(shì)，通過(guò)與前人研究結(jié)果的對(duì)比證明了研究結(jié)果的正確性。

[1] 孫玉寧,王永龍,翟新獻(xiàn),等. 松軟突出煤層鉆進(jìn)困難的原因分析[J]. 煤炭學(xué)報(bào), 2012,37(1) :117-121.

SUN Yuning, WANG Yonglong, ZHAI Xinxian, et al. Analysis on reasons of drilling difficulty in soft and outburst coal seam[J] . Journal of China Coal Society, 2012, 37(1) : 117-121.

[2] 劉春.松軟煤層瓦斯抽采鉆孔塌孔失效特性及控制技術(shù)基礎(chǔ)[D]. 徐州：中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2014.

[3] TEZUKA K,NIITSUMA H. Stress estimated using micro seismic clusters and its relationship to the fracture system of the Hijiori hot dry rock reservoir[J]．Engineering Geology，2000，56(3)：47-62．

[4] 王振,梁運(yùn)培,金洪偉．防突鉆孔失穩(wěn)的力學(xué)條件分析[J]．采礦與安全工程學(xué)報(bào),2008,25(4)：444-448.

WANG Zhen, LIANG Yunpei, JIN Hongwei. Analysis of mechanics conditions for instability of outburst-preventing borehole[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2008, 25(4):444-448.

[5] 趙陽(yáng)升,峪保平,萬(wàn)志軍,等.高溫高壓下花崗巖中鉆孔變形失穩(wěn)臨界條件研究[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2009，28(5)：865-874.

ZHAO Yangsheng, YU Baoping, WAN Zhijun, et al. Study of critical condition of borehole instability in granite under high temperature and high pressure [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009，28(5)：865-874 .

[6] 翟成,李全貴,孫臣，等.松軟煤層水力壓裂鉆孔失穩(wěn)分析及固化成孔方法[J].煤炭學(xué)報(bào),2012, 39(9):1431-1436.

ZHAI Cheng, LI Quangui, SUN Chen, et al. Analysis on borehole instability and control method of pore forming of hydraulic fracturing in soft coal seam [J]. Journal of China Coal Society, ,2012, 39(9):1431-1436.

[7] 王睿,袁崠洋,張進(jìn)增,等.基于Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則的隧道圍巖松動(dòng)圈分析[J]．中國(guó)安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù),2017,13(3)：121-126.

WANG Rui,YUAN Dongyang， ZHANG Jinzeng， et al. Analysis on broken zone of surrounding rock in tunnel based on Hoek-Brown strength criterion.[J]. Journal of Safety Science and Technology ,2017,13(3)： 121-126.

[8] 郝富昌,支光輝,孫麗娟.考慮流變特性的抽放鉆孔應(yīng)力分布和移動(dòng)變形規(guī)律研究[J]．采礦與安全工程學(xué)報(bào),2013,30(3)：449-455.

HAO Fuchang, ZHI Guanghui, SUN Lijuan. Stress distribution and movement law around drainage borehole when considering rheological property [J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2013，30(3)：449-455.

[9] 唐春安．采動(dòng)巖體破裂與巖層移動(dòng)數(shù)值試驗(yàn)[M]．長(zhǎng)春：吉林大學(xué)出版社，2003．

[10] 胡勝勇.瓦斯抽采鉆孔周邊煤巖滲流特性及粉體堵漏機(jī)理[D]. 徐州：中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2014.

[11] 王登科,彭明,付啟超,等.瓦斯抽采過(guò)程中的煤層透氣性動(dòng)態(tài)演化規(guī)律與數(shù)值模擬[J]．采礦與安全工程學(xué)報(bào),2016,35(4)：704-712.

WANG Dengke, PENG Ming, FU Qichao, et al. Evolution and numerical simulation of coal permeability during gas drainage in coal seams [J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2016，35(4)：704-712.

[12] 冉啟全，李士倫. 流固耦合油藏?cái)?shù)值模擬中物性參數(shù)動(dòng)態(tài)模型研究[J]. 石油勘探與開(kāi)發(fā)，2003，24(3)：61-65.

RAN Qiquan，LI Shilun. Study on dynamic models of reservoir parameters in the coupled simulation of multiphase flow and reservoir deformation[J]. Petroleum Exploration and Development，2003，24(3)：61-65.