王俊銘，劉 擎，寶 坤，劉占新，楊路林，肖亞軍

(1.陜西鐵路工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院，陜西 渭南714000；2.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

隨著礦井采深的不斷延伸，高應(yīng)力、低滲透性和高瓦斯等情況更加突出，使得煤與瓦斯突出發(fā)生頻率增大，給深部煤層區(qū)域瓦斯治理帶來(lái)了嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。水力擴(kuò)孔技術(shù)以其消突快速、增透明顯、安全高效的特點(diǎn)在低滲突出煤層得到了廣泛應(yīng)用，且消突效果極為顯著。穿層水力擴(kuò)孔技術(shù)是以頂板巖柱為保護(hù)屏障，使用鉆擴(kuò)設(shè)備噴射高壓水射流鉆進(jìn)破碎大量煤體，鉆孔直徑顯著增大，孔硐附近煤體所受應(yīng)力大幅釋放，并沿徑向方向發(fā)生位移，裂隙率增大，裂隙貫通性增強(qiáng)，滲透率顯著增大，抽采瓦斯效果大幅提升，有力解決了常規(guī)預(yù)抽煤層瓦斯方式的劣勢(shì)[1-2]。

目前，諸多學(xué)者對(duì)于水力擴(kuò)孔后煤體滲透率、卸壓范圍、沖煤量等[3-7]方面開展了大量的研究工作。王凱等[8]利用RFPA2D軟件對(duì)擴(kuò)孔后孔硐周圍透氣性變化規(guī)律進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明，孔硐周圍煤層透氣性變化情況與最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)基本一致，越靠近擴(kuò)孔孔硐的區(qū)域，地應(yīng)力降幅越大，煤層透氣性也隨之增大；袁德鑄等[9]提出了1種確定水力擴(kuò)孔合理沖煤量的方法，以沖煤率為評(píng)判指標(biāo)來(lái)評(píng)價(jià)穿層鉆孔控制范圍內(nèi)的卸壓增透效果；王新新等[10]為研究擴(kuò)孔后煤層地應(yīng)力和瓦斯壓力分布情況，采用RFPA軟件模擬了擴(kuò)孔后煤體裂隙發(fā)育過(guò)程，將擴(kuò)孔后瓦斯壓力分布劃分為瓦斯充分排放區(qū)、瓦斯排放區(qū)、瓦斯過(guò)渡區(qū)和原始瓦斯壓力區(qū)；郝富昌等[11]基于滲透率動(dòng)態(tài)變化和煤的吸附作用，利用Comsol軟件對(duì)構(gòu)建的滲流-應(yīng)力耦合模型進(jìn)行解算，得出了不同沖煤量下卸壓區(qū)半徑變化情況。但是，以上研究均未考慮水力擴(kuò)孔后引起的串孔效應(yīng)。由于當(dāng)前大多數(shù)礦井在水力擴(kuò)孔出煤方面往往依據(jù)經(jīng)驗(yàn)以及遵循“能沖盡沖”的原則，在鉆孔間距尚已確定的前提下，當(dāng)沖煤量突破一定數(shù)量時(shí)，孔硐附近煤體會(huì)得到大幅卸壓增透，同時(shí)也造成鉆孔之間發(fā)生嚴(yán)重串孔，會(huì)直接影響瓦斯抽采效率，進(jìn)而造成串孔處局部煤體中瓦斯壓力或瓦斯含量的實(shí)際值大于突出危險(xiǎn)性臨界值，給礦井掘進(jìn)過(guò)程留下一定的安全隱患[12]。

鑒于此，筆者以某礦水力擴(kuò)孔措施執(zhí)行后串孔情況極為嚴(yán)重這一問(wèn)題為工程背景，采用理論分析、數(shù)值模擬結(jié)合工程試驗(yàn)驗(yàn)證的方法，闡明了穿層水力擴(kuò)孔卸壓防突機(jī)理及串孔致因機(jī)理，為水力擴(kuò)孔技術(shù)在煤礦中的應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

1 串孔致因機(jī)理及串孔前后擴(kuò)孔孔硐內(nèi)負(fù)壓損失分布特征

1.1 串孔致因機(jī)理

擴(kuò)孔施工結(jié)束后，應(yīng)力重新達(dá)到新的平衡，形成的孔硐隨時(shí)間沿徑向方向發(fā)生位移、變形，造成孔硐周圍煤體大幅卸壓，張裂隙增多，孔裂隙之間相互延展溝通，進(jìn)而致使孔隙率、滲透率發(fā)生改變。因此，基于擴(kuò)孔后孔硐周圍煤體應(yīng)力狀態(tài)變化，分析孔硐周圍破碎區(qū)、塑性區(qū)煤體位移場(chǎng)變化情況，從而進(jìn)一步揭示串孔致因機(jī)理。

由于鉆孔擴(kuò)孔出煤后，周圍煤層遭到破壞，不能再將其視為完整巖體進(jìn)行解算，而對(duì)于非完整的多節(jié)理煤巖體，可采用Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則[13](見(jiàn)式1)，分析水力擴(kuò)孔后孔硐周圍破碎區(qū)、塑性區(qū)位移變化情況。

(1)

式中：σ1，σ3分別為巖石發(fā)生屈服破壞時(shí)的最大、最小主應(yīng)力，MPa；σci為完整巖塊的單軸抗壓強(qiáng)度，MPa；mc為巖體Hoek-Brown常數(shù)；s,a為巖體特性常數(shù)，無(wú)量綱。

為便于分析，假設(shè)擴(kuò)孔孔硐周圍受力均勻，不考慮中間主應(yīng)力的影響，把鉆孔簡(jiǎn)化成1個(gè)平面應(yīng)變模型，如圖1所示。

Ⅰ—破碎區(qū)；Ⅰ，Ⅱ—塑性區(qū)；Ⅲ—彈性區(qū)；Ⅳ—原始應(yīng)力區(qū)。圖1 擴(kuò)孔孔硐周圍煤體應(yīng)力分布Fig.1 The stress distribution of coal body around reaming hole

平衡微分方程：

(2)

幾何方程：

(3)

式中：εr為徑向應(yīng)變；εθ為切向應(yīng)變；σθ為切向應(yīng)力，MPa；σr為徑向應(yīng)力，MPa；u為徑向位移，m。

根據(jù)非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，可求得剪脹角[14]，即：

sinα=(εr+εθ)/(εr-εθ)

(4)

聯(lián)立式(3)和(4)，可得：

(5)

對(duì)式(5)進(jìn)行求解，可求出：

up=Cr-Np

(6)

在彈性區(qū)、塑性區(qū)相交面處，滿足r=Rp，有up=ue，則：

(7)

聯(lián)立式(6)和(7)，可求出塑性區(qū)的位移為：

(8)

同理，在塑性區(qū)、破碎區(qū)相交面處，滿足r=Rr，有up=ur，可求出破碎區(qū)的位移為：

(9)

式中：σ0為原始應(yīng)力，MPa；up，ur分別為塑性區(qū)、破碎區(qū)位移大小，m；r為距孔硐軸中心的距離，m；Rr為破碎區(qū)半徑，m；Rp為塑性區(qū)半徑，m；μ為煤體的泊松比；σrd為彈性區(qū)和塑性區(qū)相交界面處的徑向應(yīng)力，MPa；C為常數(shù)；E為彈性模量，GPa；N=(1+sinα)/(1-sinα)，在塑性區(qū)用Np來(lái)表示，而破碎區(qū)以Nr來(lái)表示，均為無(wú)量綱；α為剪脹角，(°)。

水力擴(kuò)孔作為掩護(hù)煤巷掘進(jìn)的局部防突措施，整個(gè)過(guò)程對(duì)煤層的擾動(dòng)較小，煤層相對(duì)穩(wěn)定。由式(8)和式(9)可知，擴(kuò)孔后煤體在空間上將沿著孔硐徑向方向發(fā)生蠕變變形，塑性區(qū)范圍和破碎區(qū)范圍隨沖煤量增加而增大，孔硐周圍煤體所受應(yīng)力得到大幅釋放，使得孔隙率φ增大，張裂隙增多，促使該范圍內(nèi)煤體透氣性得到顯著改善，是擴(kuò)孔后接負(fù)壓抽采后期穿層鉆孔出現(xiàn)嚴(yán)重串孔現(xiàn)象的直接原因。另外，受抽采后期負(fù)壓這種動(dòng)力的擾動(dòng)及瓦斯氣體在煤基質(zhì)孔隙內(nèi)表面上解吸而發(fā)生基質(zhì)收縮的這一作用影響，造成穿層鉆孔周邊煤體裂隙逐漸得到發(fā)育直至貫通，進(jìn)而導(dǎo)致串孔的發(fā)生。

基于此，串孔對(duì)瓦斯抽采等方面的影響是深遠(yuǎn)的。從瓦斯抽采方面來(lái)講，串孔發(fā)生之前，原先狀態(tài)下的瓦斯氣體沿著抽采管發(fā)生徑向流動(dòng)。串孔發(fā)生后，不同鉆孔孔壁串孔位置處的壓力有高低之分，串孔位置處抽采壓力大的一方則把其他位置的瓦斯氣體合流后匯入到抽采管路中，原先瓦斯流場(chǎng)發(fā)生改變，即抽采動(dòng)力分流過(guò)多，沿程阻力增大，還有可能會(huì)造成部分煤體存在抽采“空白帶”。從技術(shù)措施層面來(lái)說(shuō)，在施工穿層鉆孔消耗諸多人力、物力和財(cái)力的基礎(chǔ)上，串孔后鉆孔本身沒(méi)有充分發(fā)揮自身原有的功能。因此，為了避免串孔現(xiàn)象的發(fā)生，實(shí)施水力擴(kuò)孔技術(shù)時(shí)確定合理沖煤量顯得尤為重要。

1.2 串孔前后擴(kuò)孔孔硐內(nèi)負(fù)壓損失分布特征

大量研究表明，鉆孔孔內(nèi)抽采負(fù)壓隨著鉆孔長(zhǎng)度的不斷增大呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)[15]。擴(kuò)孔結(jié)束后接負(fù)壓抽采一段時(shí)間，當(dāng)穿層鉆孔長(zhǎng)度方向上的某處發(fā)生串孔現(xiàn)象會(huì)引起局部區(qū)域煤壁的瓦斯涌入量急劇增大，使得該處負(fù)壓能發(fā)生突降，致使擴(kuò)孔孔硐周圍孔壁瓦斯流入時(shí)形成的混合損失增大，進(jìn)而造成壓力損失增大，最終致使抽采效率低下。

2 穿層水力擴(kuò)孔合理沖出煤量確定

2.1 耦合數(shù)學(xué)模型的建立

2.1.1 滲透率動(dòng)態(tài)變化方程

煤體滲透率是進(jìn)行流-固耦合研究的重要紐帶，其變化是煤體應(yīng)力場(chǎng)和瓦斯?jié)B流場(chǎng)相互作用的結(jié)果，基于孔隙率基本定義以及Kozeny-Carman方程，在考慮吸附膨脹應(yīng)力的基礎(chǔ)上，得到滲透率演化方程：

(10)

式中：φ0為初始孔隙率；k0為初始滲透率，m2；εv為體積應(yīng)變；a，b為吸附常數(shù)；ρs為煤體視密度，kg/m3；p為瓦斯壓力，MPa；p0為初始瓦斯壓力，MPa；ks為體積模量，GPa；R為氣體摩爾常數(shù)，J/(mol·K)；Vm為氣體摩爾體積L/mol；T為熱力學(xué)溫度，K。

擴(kuò)孔后接負(fù)壓抽采瓦斯時(shí)，煤中瓦斯運(yùn)移仍遵循質(zhì)量守恒定律。煤層瓦斯流動(dòng)的連續(xù)性方程可表示為：

(11)

煤體中瓦斯?jié)B流運(yùn)動(dòng)一般遵循Dracy Law?；谇叭搜芯縖16]，考慮Klikenberg效應(yīng)對(duì)瓦斯流動(dòng)的影響，瓦斯?jié)B流速度可表示為：

(12)

式中：νg為瓦斯?jié)B流速度，m/s；μ為瓦斯動(dòng)力粘度系數(shù)，Pa·s；m為Klikenberg系數(shù)，MPa；p為瓦斯壓力梯度，MPa/m。

將瓦斯看作是理想氣體，標(biāo)況下瓦斯氣體狀態(tài)方程表示為：

(13)

式中：ρg為瓦斯密度，kg/m3;ρn為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的瓦斯密度，kg/m3；pn為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的瓦斯壓力，MPa。

煤中瓦斯主要由吸附態(tài)瓦斯Q1和游離態(tài)瓦斯Q2這2部分組成。單位體積煤中瓦斯含量方程為：

(14)

眾所周知，磁共振掃描是近年來(lái)診斷準(zhǔn)確度高且應(yīng)用范圍較為廣泛的先進(jìn)診斷手段，已經(jīng)在ITN診斷中得到了應(yīng)用，有效提高了ITN的診斷準(zhǔn)確度，為ITN后期的治療及護(hù)理提供了真實(shí)可靠的診斷依據(jù)，在一定程度上促進(jìn)了ITN診斷水平、治療效果及護(hù)理質(zhì)量的提高，所以在ITN診斷中應(yīng)用磁共振掃描技術(shù)是非常必要和重要，常用的磁共振掃描技術(shù)為3D-TOF-MRA、3D-FIESTA，2種方法組合檢查更有利于提高ITN患者責(zé)任血管的檢出率[12-13]。本次研究中，患側(cè)組接觸或壓迫陽(yáng)性符合率明顯高于健側(cè)組，由此說(shuō)明ITN的重要病因是血管壓迫，且責(zé)任血管多為動(dòng)脈。

將式(12)、(13)和(14)代入至式(11)中，整理可得考慮孔隙率、滲透率動(dòng)態(tài)變化及吸附膨脹應(yīng)力、Klikenberg效應(yīng)的煤層瓦斯?jié)B流控制方程為：

(15)

2.1.3 煤體變形控制方程

擴(kuò)孔后孔硐周圍煤體的變形為徑向應(yīng)變和切向應(yīng)變之和。在彈性區(qū)內(nèi)，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系滿足：

(16)

在塑性區(qū)內(nèi)，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系滿足：

(17)

2.2 數(shù)值模擬參數(shù)確定

以某礦煤層條件為例，該礦主采二1煤層，原始瓦斯壓力為2.08 MPa。實(shí)驗(yàn)地點(diǎn)地面標(biāo)高+88.5 m，煤層頂板標(biāo)高為-315.8～-281.9 m，煤層平均厚度為5.5 m。其中，煤層上部為0.5～1.0 m左右的構(gòu)造煤，中下部以亮型中硬煤為主。煤巖體具體參數(shù)如表1所示。

邊界條件設(shè)定如下：煤層的頂、底板為紐曼邊界；流量為0；瓦斯氣體僅在煤層中運(yùn)移。

2.3 不同單位沖煤量孔硐有效抽采半徑模擬分析

基于該礦水力擴(kuò)孔實(shí)際，選取煤層厚度與走向截面建立二維幾何模型，以反映擴(kuò)孔卸壓增透后孔硐附近煤中瓦斯流動(dòng)過(guò)程和應(yīng)力分布變化。為分析不同單位沖煤量對(duì)擴(kuò)孔孔硐有效抽采半徑的影響程度，將煤層殘存瓦斯壓力降至0.6 MPa以下作為確定有效抽采半徑的關(guān)鍵指標(biāo)和判定依據(jù)。得出具體的模擬結(jié)果之后，擇取不同的時(shí)間節(jié)點(diǎn)進(jìn)行圖像后處理，最后得到不同沖煤量、不同抽采期下的穿層水力擴(kuò)孔孔硐附近瓦斯壓力分布曲線，如圖2所示。

由圖2可知：

1)隨著單位沖煤量的增加，相同的抽采時(shí)間條件下，擴(kuò)孔孔硐附近瓦斯壓力降至0.6 MPa的區(qū)域越來(lái)越大，即擴(kuò)孔有效抽采半徑隨沖煤量的增加而增大，但其增速呈衰減趨勢(shì)，即有效抽采半徑相對(duì)變化率逐漸減小。

表1 模擬所用煤巖體參數(shù)Table 1 Coal and rock parameters of simulation

圖2 不同沖煤量不同抽采時(shí)間下擴(kuò)孔孔硐附近瓦斯 壓力分布Fig.2 The distribution curve of gas pressure around the hole with different flushing coal quantity under different extraction time

2)當(dāng)單位沖煤量一定，分別抽采30，60，120和180 d時(shí)，瓦斯壓力均有不同程度的下降，有效抽采半徑隨抽采期的延長(zhǎng)而增大。

2.4 不同沖煤量下孔硐周圍煤體所受應(yīng)力和滲透率變化情況模擬分析

當(dāng)實(shí)施擴(kuò)孔措施后，會(huì)形成不同直徑大小的孔硐，不同沖孔規(guī)模對(duì)煤體有不同程度的卸壓效果，而最大主應(yīng)力能反映出煤層應(yīng)力集中區(qū)和煤體卸壓情況。將表1中數(shù)據(jù)代入相關(guān)公式，利用Comsol 軟件對(duì)建立的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解，得到單位沖煤量分別為0.6，0.9和1.2 t/m情況下，抽采180 d時(shí)分別所對(duì)應(yīng)的鉆孔周圍煤體的最大主應(yīng)力分布，如圖3所示。

圖3 不同單位沖煤量下孔硐周圍應(yīng)力分布情況Fig.3 Distribution of stress around holes in different units of coal-flushing

由圖3分析可知，擴(kuò)孔施工完畢后，隨著擴(kuò)孔半徑不斷增大，擴(kuò)孔孔硐附近煤體所受最大主應(yīng)力呈現(xiàn)先急劇減小再增大，然后降低直至趨于原始應(yīng)力大小?？醉现車后w在圍壓、最大主應(yīng)力降低的作用下發(fā)生徑向及軸向位移，卸壓范圍隨沖煤量增加而不斷增大；隨沖煤量不斷增加，應(yīng)力集中區(qū)域逐漸向孔硐更遠(yuǎn)處擴(kuò)展，即由卸壓區(qū)過(guò)渡到應(yīng)力集中區(qū)，直至原始應(yīng)力區(qū)這一過(guò)程。同時(shí)，沖煤量分別為0.6，0.9和 1.2 t/m的擴(kuò)孔孔硐，對(duì)應(yīng)的卸壓區(qū)半徑分別為3.27，4.23和5.06 m。因此，擴(kuò)孔孔硐卸壓區(qū)半徑隨沖煤量的增加而增大，且增幅呈衰減趨勢(shì)。

擴(kuò)孔規(guī)模不同，煤體的卸壓范圍大小也不盡相同，且不同的卸壓程度代表了不同的裂隙延展和發(fā)育深度。當(dāng)擴(kuò)孔結(jié)束后，孔硐周圍煤體大幅度卸壓，卸壓區(qū)內(nèi)應(yīng)力向更深處轉(zhuǎn)移，有效應(yīng)力減小，導(dǎo)致裂隙寬度增大甚至裂隙之間相互溝通，進(jìn)而使得煤體滲透率急劇增加，如圖4所示。

圖4 不同單位沖煤量下孔硐周圍煤體滲透率變化情況Fig.4 Change of coal body permeability around holes in different units of coal-flushing

由圖4可見(jiàn)，擴(kuò)孔孔硐附近煤體滲透率變化趨勢(shì)與最大主應(yīng)力的變化趨勢(shì)剛好相反，越靠近孔硐的區(qū)域，即卸壓區(qū)內(nèi)，地應(yīng)力和瓦斯壓力降幅很大，使得裂隙增加，導(dǎo)致滲透率急劇增大；隨著時(shí)間的推移，孔硐發(fā)生蠕變，最終趨于閉合，裂隙也隨之閉合壓實(shí)，即應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)煤體滲透率逐漸降低；然后，隨著距擴(kuò)孔孔硐越來(lái)越遠(yuǎn)，由應(yīng)力集中區(qū)過(guò)渡到原始應(yīng)力區(qū)時(shí)，煤體滲透率逐漸恢復(fù)至初始滲透率大小。

綜上，考慮擴(kuò)孔后有效抽采半徑相對(duì)變化率、孔硐附近頂?shù)装鍛?yīng)力集中程度以及滲透率變化情況等因素，初步確定該礦井合理沖煤量為0.9 t/m。

3 現(xiàn)場(chǎng)工程試驗(yàn)

3.1 串孔情況考察及統(tǒng)計(jì)分析

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，考察并確定該礦水力擴(kuò)孔合理沖出煤量，以試驗(yàn)地點(diǎn)水力擴(kuò)孔后的穿層鉆孔為研究對(duì)象，對(duì)該底抽巷外段范圍擴(kuò)孔后各穿層鉆孔進(jìn)行考察，鉆孔參數(shù)如表2所示。

基于前文數(shù)值模擬結(jié)果，進(jìn)一步確定沖出煤量的合理性，考察底抽巷水力擴(kuò)孔后串孔發(fā)生情況，主要是針對(duì)試驗(yàn)地點(diǎn)外段的鉆孔進(jìn)行了部分統(tǒng)計(jì)(共計(jì)8組，144個(gè)鉆孔)，11～18號(hào)孔位于下幫(共64個(gè))，1～10號(hào)孔位于上幫(共80個(gè))，上下幫各鉆孔串孔情況如圖5所示。

由圖5分析可見(jiàn)，當(dāng)單位沖煤量超過(guò)0.9 t/m時(shí)，接負(fù)壓抽采180 d內(nèi)上下幫所有鉆孔幾乎全部發(fā)生串孔。其中，由于試驗(yàn)地點(diǎn)下幫各穿層鉆孔不受回風(fēng)巷順層鉆孔的影響，下幫鉆孔串孔發(fā)生情況明顯少于上幫。

3.2 串孔現(xiàn)象致因機(jī)理分析

針對(duì)該礦穿層水力擴(kuò)孔后鉆孔所出現(xiàn)的串孔情況，在地質(zhì)條件等其他因素保持一致的情況下，串孔致因主要包括2個(gè)方面：一是當(dāng)鉆孔間距一定時(shí)，在擴(kuò)孔方面遵循“能沖盡沖”的原則，擴(kuò)孔沖煤并無(wú)標(biāo)準(zhǔn)，部分鉆孔沖孔不均；二是基于前文對(duì)擴(kuò)孔孔硐附近塑性區(qū)、破碎區(qū)各位移場(chǎng)變化的分析，即當(dāng)沖出一定量的煤體后形成

表2 穿層抽采鉆孔參數(shù)Table 2 Drilling parameters for perforated layer extraction

圖5 16061底抽巷上、下幫串孔情況對(duì)比Fig.5 Comparison of string-hole on the rise side and on the dip side of 16061 bottom extraction roadway

一大直徑的近似圓柱形孔硐，孔硐附近煤體隨時(shí)間沿孔硐徑向方向發(fā)生位移變形，孔硐周圍煤體大范圍卸壓，原生裂隙和新生裂隙擴(kuò)展、延伸直至貫通，串孔現(xiàn)象發(fā)生愈為嚴(yán)重。

由此可見(jiàn)，沖出煤量并不是越多越好，當(dāng)沖煤量突破一定數(shù)量后，造成鉆孔大量串氣，反而會(huì)影響瓦斯抽采效果。因此，確定合理沖出煤量是減少串孔情況發(fā)生，在卸壓增透充分的基礎(chǔ)上保證礦井高效抽采的重要途徑之一。結(jié)合模擬結(jié)果和工程試驗(yàn)中串孔情況等方面綜合考慮，得出該礦的合理沖出煤量為0.9 t/m。

4 結(jié)論

1)基于Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則，分析了擴(kuò)孔后孔硐附近煤體位移變化情況，沖出煤量越多，煤體卸壓越充分，煤體發(fā)生位移越劇烈，張裂隙發(fā)育越完全，裂隙相互延展貫通，煤體滲透率大幅增加，這是串孔現(xiàn)象發(fā)生的主要原因之一。

2)構(gòu)建了考慮吸附膨脹應(yīng)力和Klikenberg效應(yīng)的煤層瓦斯運(yùn)移流-固耦合抽采模型，基于模型開展的分析表明：隨著沖煤量持續(xù)增加，孔硐有效抽采半徑相對(duì)變化率呈衰減趨勢(shì)；孔硐周圍最大主應(yīng)力呈現(xiàn)先急劇減小，再逐漸增大，然后減小降至原始應(yīng)力大??；滲透率的變化趨勢(shì)與最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)剛好相反。

3)采取擴(kuò)孔措施后，鉆孔周圍煤體滲透率的增加主要受到煤的徑向蠕變位移控制，雖然擴(kuò)孔措施可以大幅提高鉆孔周圍煤體的滲透率，但是由于蠕變變形鉆孔會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重串孔現(xiàn)象，串孔一旦發(fā)生，即使?jié)B透率得到大幅提高，礦井整體抽采效率和安全采掘也很難得到保證。因此，需厘定出合理沖出煤量這個(gè)指標(biāo)。