李 超

(中煤科工集團 北京華宇工程有限公司,北京 100120)

厚煤層采場由于采出空間大、礦壓顯現(xiàn)十分劇烈[1],布置的復用巷道持續(xù)受采動影響,出現(xiàn)長期大變形破壞,底鼓和兩幫移近量均在1.5 m以上,難以復用[2-3]。水力壓裂切頂通過切斷煤和頂板等傳遞力的介質,改善巷道應力環(huán)境,在復雜應力環(huán)境巷道圍巖控制方面發(fā)揮著重要作用[4]。然而,在復用巷道服務全生命周期中,由于煤與巖層相互作用的復雜性[5],水力壓裂切頂前后煤柱及錨索應力的變化尚未得到充分闡明,給水力切頂卸壓大范圍應用帶來了不確定性和風險[6]。因此,復用巷道水力壓裂切頂應力場響應及控制效果評價具有研究的迫切性和必要性。

學者們對水力壓裂切頂在巷道圍巖控制進行了研究,程利興等[7]研究發(fā)現(xiàn),水力壓裂切頂可轉移應力至采空區(qū),降低巷道圍巖應力集中,提高巷道穩(wěn)定性,煤柱應力趨于均勻化;許晉斌[8]提出了采用切頂長度為28.28 m,鉆孔角度為30°+45°+90°聯(lián)合水力壓裂方案效果最佳;王永安等[9]研究發(fā)現(xiàn),采用水力壓裂切頂能夠有效降低巷道內的最大垂直應力,經過切頂后,未形成明顯的應力集中區(qū);張東飛等[10]發(fā)現(xiàn),臨空動壓巷道大變形原因是堅硬頂板側向懸頂,采用多方位立體化水力壓裂切頂技術,形成大范圍裂縫,降低側向支承應力峰值20%。以上研究為水力壓裂切頂控制復用巷道圍巖變形提供了重要的指導,但水力壓裂切頂對復用巷道圍巖應力場響應,尤其是煤柱及錨索應力的影響研究較少[11]。

因此,本文以山西趙莊煤礦13092復用巷道為研究對象,采集現(xiàn)場礦壓數(shù)據(jù)進行復用巷道變形特征研究,采用理論分析方法揭示水力壓裂進行復用巷道圍巖應力調控的作用機理,采用現(xiàn)場實測研究水力壓裂切頂復用巷道應力響應,包括煤柱及錨索應力的演化規(guī)律,以期為復雜應力巷道水力壓裂效果評價和應用評估提供一定的參考。

1 水力壓裂切頂方案設計

趙莊煤礦13092巷為復用巷道,為矩形斷面,沿頂掘進;凈寬為4 800 mm,凈高為4 400 mm,凈斷面積為21.12 m2。主采3號煤,平均厚度4.6 m,上方賦存12.5 m的中粒砂巖,為典型厚硬頂板,如圖1所示。

圖1 綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive histogram

對復用巷道兩次采動變形情況進行實測:一次采動變形觀測統(tǒng)計見表1所示,二次采動變形觀測統(tǒng)計見表2所示。

表1 13092巷一次采動變形觀測數(shù)據(jù)Table 1 Observation data of primary mining deformation in No.13092 roadway

表2 13092巷二次采動變形觀測數(shù)據(jù)Table 2 Observation data of secondary mining deformation in No.13092 roadway

由表1、表2可知,復用巷道在兩次采動影響下發(fā)生嚴重變形破壞,頂板整體下沉、底板中間鼓起和巷幫煤體向巷道內部大量擠出片幫[7],凈斷面由21.12 m2縮減為6.8 m2,已經不能滿足使用。一次采動影響期間,巷道主要以兩幫移近變形為主,達到1 962 mm,這是因為采動影響初期,頂板破斷載荷傳遞至煤柱,煤柱作為主要承載體在高應力下發(fā)生塑性破壞,出現(xiàn)大變形;第二次采動影響期間,由于巷幫煤柱已經失去承載能力,載荷作用于頂板和底板,發(fā)生顯著底板下沉和底鼓,頂?shù)装逡七M量達到688 mm。

復用巷道上方賦存的中粒砂巖厚度達到12.5 m,抗壓強度達到95 MPa,為厚硬頂板(圖1)。中粒砂巖發(fā)生不充分破斷形成懸頂,以載荷形式作用于巷道,壓裂前懸頂情況見圖2(a);同時作為傳遞力的介質,不斷將采空側破斷失穩(wěn)頂板的載荷向巷道傳遞,使得巷道處于高應力環(huán)境中,復用巷道圍巖控制十分困難。采用水力壓裂后,采動作用下裂隙節(jié)理得到極大擴展生成眾多裂縫,壓裂后裂縫發(fā)育見圖2(b),破壞了厚硬巖層完整性,破斷的厚硬巖層及時翻轉垮落于采空區(qū)轉變?yōu)槌休d體,大大改善了復用巷道應力環(huán)境[7]。

圖2 水力壓裂卸壓示意圖Fig.2 Pressure relief diagram by hydraulic fracturing

13092巷壓裂鉆孔雙側布置,如圖3所示。煤柱側鉆孔在巷幫開孔,鉆孔直徑75 mm,位置距頂板0.3～0.5 m,深孔長度為40 m,傾角為60°～65°,孔間距為10 m,鉆孔與巷道軸線方向夾角60°～65°;皮帶側鉆孔在頂板開孔,位置距煤柱側幫1.5～2 m,深孔長度為40 m,傾角為60°～65°,孔間距為10 m,鉆孔與巷道軸線方向夾角20°[7]。

趙莊煤礦水力壓裂切頂卸壓試驗自2022年6月7日開始,至2022年10月31日結束,共計試驗長度約700 m。

(a) 剖面圖

(b) 平面圖圖3 水力壓裂鉆孔布置圖Fig.3 Borehole layout of hydraulic fracturing

2 煤柱應力實測分析

2.1 監(jiān)測系統(tǒng)布置

應力監(jiān)測孔布置在13092巷與13091巷之間35 m煤柱中,在13091巷側幫安裝,間距2 m,鉆孔孔口布置在距離底板1.5～2 m處,鉆孔直徑42 mm,測站布置如圖4所示。

未壓裂段共布置2組測站,第1組測站布置在13091巷17#橫川東側,安裝6個鉆孔應力計,孔深分別為5 m、7 m、9 m、11 m、13 m、15 m,編號為①～⑥;第2組測站布置在13091巷17#橫川西側,安裝4個鉆孔應力計,孔深分別為5 m、7 m、9 m、11 m,編號為⑦～⑩,如圖4(a)所示。

(a) 未壓裂段

(b) 壓裂段

2.2 壓裂試驗段煤柱應力監(jiān)測

壓裂試驗段煤柱應力變化曲線如圖5所示。由圖5可知,第1組測站(如圖5(a)所示)在超前工作面50 m至滯后工作面50 m范圍,煤柱應力普遍升高,其中9 m深度的應力增長幅度最大;在滯后工作面50 ～150 m,不同深度的煤柱應力計均達到峰值,5 m深度、7 m深度、9 m深度、11 m深度、13 m深度和15 m深度煤柱應力峰值分別為10.2 MPa、5.5 MPa、10 MPa、9.5 MPa、9 MPa和8.4 MPa。第2組測站(如圖5(b)所示)在超前工作面50 m范圍內,煤柱應力普遍升高且達到峰值,5 m深度、7 m深度、9 m深度和11 m深度處煤柱應力峰值分別為5.9 MPa、6.8 MPa、9.3 MPa和8.7 MPa。

(a) 第1組測站煤柱應力監(jiān)測曲線

(b) 第2組測站煤柱應力監(jiān)測曲線圖5 壓裂試驗段煤柱應力監(jiān)測曲線Fig.5 Coal pillar stress monitoring curves in fracturing test section

2.3 未壓裂試驗段煤柱應力監(jiān)測

未壓裂試驗段煤柱應力變化監(jiān)測曲線如圖6所示。

(a) 第3組測站煤柱應力曲線

(b) 第4組測站煤柱應力曲線圖6 未壓裂試驗段煤柱應力監(jiān)測曲線Fig.6 Coal pillar stress monitoring curves in unfractured test section

由圖6可知,第3組測站(如圖6(a)所示)在超前工作面50 m至滯后工作面50 m范圍時,煤柱應力變化不明顯;滯后工作面50 m以后,煤柱應力普遍升高,其中11 m深度的應力增長幅度最大,漲幅順序依次為孔深11 m,13 m,9 m,7 m,5 m;在滯后工作面180～350 m,煤柱應力達到峰值,達到峰值的順序依次為孔深13 m,9 m,7 m,11 m,5 m。其中5 m深度、7 m深度、9 m深度、11 m深度、13 m深度應力峰值分別為6.2 MPa、7.5 MPa、16.9 MPa、14.3 MPa和10.5 MPa。可以看出,隨著鉆孔深度的增加,煤柱應力峰值也隨之增大,孔深11 m時達到最大,隨著孔深的進一步增加,煤柱應力峰值反而降低。

第4組測站測試結果(如圖6(b)所示)在超前工作面50 m至滯后工作面50 m范圍時,煤柱應力變化不明顯;滯后工作面50 m以后,煤柱應力普遍升高,其中5 m深度的應力增長幅度最大,漲幅順序依次為孔深5 m,7 m,9 m,11 m;在滯后工作面150～300 m,不同深度的煤柱應力計達到峰值。

由上述分析可知,與未壓裂相比較,水力壓裂后煤柱中應力峰值得到顯著降低,峰值點與工作面距離顯著減小。這說明水力壓裂切斷了厚硬頂板,減少了懸頂長度,截斷了應力傳遞路徑,進而減小了懸頂作用于煤柱上載荷和傳遞的破斷動載荷。

3 錨索受力分析

巷道打設錨索直徑22 mm,長度4.3 m,1×19股高強度低松弛預應力鋼絞線,極限拉斷力560 kN,延伸率7%,預緊力250～300 kN;頂板錨索長度7.3 m,間距1 400 mm,排距1 000 mm;巷幫錨索長度4.3 m,間距1 100 mm,排距1 000 mm[8]。在壓裂段和未壓裂段布置錨索受力在線監(jiān)測測站,分析錨索受力情況。

3.1 壓裂試驗段錨索受力監(jiān)測

壓裂段共布置4個錨索測力計,位置在20#橫川以東10 m;2個頂板錨索測力計,2個幫錨索測力計,如圖7所示,監(jiān)測曲線見圖8。

圖7 錨索測力計布置示意圖Fig.7 Anchor dynamometer arrangement

(a) 幫錨索監(jiān)測曲線

(b) 頂板錨索監(jiān)測曲線圖8 壓裂段錨索受力監(jiān)測曲線Fig.8 Stress monitoring curves of anchor cable in fracturing section

圖8中壓裂段,受工作面回采動壓影響,幫、頂錨索均出現(xiàn)受力增加的現(xiàn)象。圖8(a)中,幫錨索1在超前工作面60 m至滯后工作面380 m范圍內,受力先由75 kN增加至210 kN,后下降至191 kN,然后突然下降至0;幫錨索2受力先由66增加至233 kN,后下降至212 kN。圖8(b)中,頂錨索1在超前工作面240 m至超前工作面200 m范圍內,受力由172 kN增加至175 kN;頂錨索2受力由172 kN增加至194 kN。

3.2 未壓裂試驗段錨索受力監(jiān)測

未壓裂段共布置4個錨索測力計,位置在17#橫川以東15 m;2個頂板錨索測力計和2個幫錨索測力計,如圖7所示,曲線如圖9所示。

圖9中,與工作面距離減小,幫、頂錨索均出現(xiàn)受力增加的變化。圖9(a)中,幫錨索1在超前工作面240 m至超前工作面200 m范圍內,受力由116 kN增加至467 kN;幫錨索2受力先由92 kN增加至498 kN,后突然下降到0,然后緩慢增加至257 kN。圖9(b)中,頂錨索1在超前工作面60 m至滯后工作面380 m范圍內,受力由168 kN增加至313 kN;頂錨索2受力由129 kN增加至406 kN。

(a) 幫錨索監(jiān)測曲線

(b) 頂板錨索監(jiān)測曲線圖9 未壓裂段錨索受力監(jiān)測曲線Fig.9 Stress monitoring curves of anchor cable in unfractured section

分析可以看出,頂錨索和幫錨索在水力壓裂后受力均遠小于未壓裂情況。實施壓裂后幫錨索受力峰值為233 kN、頂錨索受力峰值為194 kN,而未壓裂下幫錨索受力峰值為498 kN、頂錨索受力峰值為406 kN;水力壓裂條件下幫錨索、頂錨索受力峰值點到工作面約為150 m,未壓裂下頂錨索受力峰值點到工作面約為380 m。說明水力壓裂顯著減少了頂板和巷幫錨索受力,巷幫作為復用巷道圍巖主要承載體,卸壓對巷幫受力的改善效果更明顯,確定的水力壓裂工藝參數(shù)具有適應性,應用效果良好。

3.3 切頂卸壓后巷道變形情況

在對巷道實施水力壓裂卸壓后,布置測站對巷道變形情況進行監(jiān)測,巷道變形情況如圖10所示。

圖10 巷道變形實測Fig.10 Roadway deformation measurement

圖10中巷道頂板下沉量為209 mm,底鼓量最大為229 mm,兩幫移近量最大為436 mm;壓裂區(qū)巷道變形相對于未壓裂區(qū)巷道變形降低了50%～60%。

壓裂后煤柱垂直應力峰值點在超前工作面50 m至滯后工作面50 m范圍內,未壓裂的煤柱垂直應力的峰值點出現(xiàn)在滯后工作面150 m～350 m范圍。錨索受力均衡,未出現(xiàn)破斷等情況,水力壓裂大大改善了復用巷道應力環(huán)境,延長了服務年限,達到了復用要求。

4 結論

1)提出水力壓裂采場應力調控機理:通過高壓水擴展裂隙節(jié)理使厚硬巖層斷裂,減小懸頂長度和切斷應力傳遞路徑,有效降低巷道圍巖載荷,改善巷道應力環(huán)境,實現(xiàn)復用巷道圍巖有效控制。

2)結合復用巷道條件,提出水力壓裂切頂關鍵參數(shù):鉆孔直徑75 mm,深孔長度為40 m,傾角為60°～65°,孔間距為10 m。

3)實施壓裂后,幫錨索、頂錨索受力峰值為233 kN和194 kN,而未壓裂下受力峰值分別為498 kN和406 kN;巷道頂板下沉量209 mm、底鼓量最大229 mm、兩幫移近量最大436 mm,相對于未壓裂區(qū)巷道變形降低了50%～60%;在滯后工作面50 m～150 m處煤柱應力峰值達到10.2 MPa,而未切頂在滯后工作面180～350 m處煤柱應力峰值達到16.9 MPa。卸壓對巷幫受力的改善效果更明顯,水力壓裂在復用巷道圍巖控制具有良好應用效果。