底板動壓巷道壓裂弱結構體應力轉移控制技術

陳紹杰 ，劉江偉 ，李亞康 ，呂 華

（1.山東科技大學 能源與礦業工程學院, 山東 青島 266000；2.淮北礦業集團 袁店一礦, 安徽 淮北 235100）

0 引 言

隨著煤炭開采深度的增加，地應力水平逐漸增加，開采擾動所處的深部環境進一步加劇了采動影響，造成巷道圍巖普遍出現難以控制的大變形，嚴重制約礦井的安全生產[1-3]。目前我國常用的人工卸壓措施有鉆孔、爆破、水力壓裂等方法[4-5]。鉆孔卸壓方法具有工藝簡單、施工方便的優點，但是存在工程量大、卸壓深度受限、密集鉆孔破壞支護的整體性等缺點[6-7]。爆破卸壓法曾廣泛用于礦山巖體維護，具有工藝簡單、可控范圍較大等特點，但是由于爆破易產生有毒有害氣體，對生產工序影響較大，尤其是在高瓦斯礦井使用限制較多[8-10]。水力壓裂通過大量高壓水壓裂軟化巖體，弱化巖體的強度，改變其完整性。相比爆破卸壓，水力壓裂具有擾動小、工程量少、安全性高等特點，近些年逐漸開始應用于圍巖控制方面[11-12]。

國內外學者對水力壓裂在圍巖控制方面的應用進行了廣泛的研究：CHANG 等[13]發現水力壓裂切頂卸壓使巷道圍巖變形破壞程度減小，圍巖完整性提高。ZHANG 等[14]對沿空留巷水力壓裂切頂的力學模型和卸壓機制進行了研究，發現通過水力壓裂的方法可有效改善工作面端頭的受力環境。CHEN等[15]分析了堅硬頂板條件下孤島煤柱承壓區和塑性斷裂區的演化機理，提出了主動切頂改變煤柱應力集中的技術。楊歡等[16]通過分段水力壓裂超前弱化關鍵巖層的方法有效破壞巖體的完整性，轉移應力傳遞路徑均布集中應力。程利興[17]針對千米深井高應力巷道圍巖大變形水力壓裂應力轉移機理進行了研究。劉江偉等[18-19]提出利用懸頂彎曲變形產生的附加水平拉應力進行頂板切割和應力消除。吳擁政[20]提出了通過定向水力壓裂技術轉移護巷煤柱高采動應力。劉長友等[21-22]闡釋了人工裂化煤巖體的弱結構體特征，提出了弱結構體應力轉移理論框架。

但目前多以水力裂縫擴展切斷堅硬頂板的機制卸壓，水力壓裂弱化巖層強度進行應力轉移卸壓尚處于起步階段，卸壓機理尚未完全明確，卸壓方案與參數設計主要依靠經驗，沒有形成卸壓法的科學性、合理性和準確性[23–28]?；诖?，以淮北礦業股份有限公司袁點一井煤礦為工程背景，結合動壓巷道卸壓原理及人工壓裂弱結構體的理論[18,29-30]，提出以人工壓裂的方式在應力傳遞途徑上形成壓裂弱結構體，通過調整定量參數改變局部應力場的分布，使底板巷道處于應力降低區中，實現底板巷道卸壓護巷的目的，可為類似條件下深部巷道圍巖穩定控制提供理論支撐。

1 底板動壓巷道變形特征和失穩機制

1.1 工程概況

淮北礦業股份有限公司袁店一礦設計產量為1.8 Mt/a。如圖1 所示，1037 工作面位于一水平103采區，地面標高+25.9～+27.9 m；工作面標高-635.6～-722.8 m，平均埋深為707 m；井下位置南與1035 工作面相鄰；北靠近aF1(∠55°～70°H=260～310 m)斷層；西至aF12(∠50°～60°H=0～8 m)和NF155(∠50°～60°H=0～5 m)斷層；東 接103 采區3 條大巷。

圖1 巷道布置Fig.1 Schematic of alleyway layout

工作面綜合柱狀如圖2 所示，1037 工作面10 號煤層賦存較穩定，煤層平均厚度4.15 m。工作面煤層傾角為2°～19°，平均10°。煤層結構簡單，工作面局部發育1～2 層夾矸，夾矸為泥巖或碳質泥巖，總厚度為0.49～1.12 m，平均0.76 m。

圖2 工作面綜合柱狀Fig.2 Comprehensive bar chart of working face

1.2 開采技術條件

1037 工作面設計走向長度458～500 m，平均479.3 m，傾向長度184 m。采用傾向長壁綜合機械化采煤法，工作面采用ZY10000/26/56 液壓支架。根據測定，工作面超前應力影響范圍為煤壁前20 m，距離煤壁5 m 時應力最高，應力升高系數為2.5，正常應力為18 MPa。1037 工作面設計終采線到103 采區運輸大巷的水平距離96～104 m，平均100 m；垂直距離為40～60 m，平均距離50 m。103 集中運輸大巷凈寬×凈高=4.6 m×3.6 m，采用29U 鋼+錨網索噴支護；錨桿使用?22 mm×2 800 mm 左旋螺紋鋼錨桿，間排距800 mm×800 mm；錨索使用?22 mm×6 200 mm 鋼絞線，間排距1 600 mm×1 600 mm。

1.3 深部底板巷道群變形特征和失穩機制

隨著1037 工作面推進，工作面的超前支承應力及底板的高應力影響范圍隨之前移，通過底板巖層作用到巷道上，包括：底板1037 運輸聯絡巷、103 采區運輸大巷、103 采區回風大巷，表現出典型的深部底板巷道變形特征：如圖3 所示，巷道下沉速度快，頂底板移近量大，巷道輪廓變形嚴重，29U 型鋼棚斷裂，受到的應力比較集中。如圖3b 所示，巷道出現錨桿索支護失效，W 型鋼帶受壓折斷，鋼筋網片連接點開裂等情況，局部支護永久失效，巷道頂板出現明顯的開裂線。如圖3c 所示，巷道底板臌起，沿線水溝受壓變形破壞，軌枕、H 架等彎曲變形。

圖3 103 采區運輸大巷在采動應力影響下受壓變形Fig.3 Belt lane in mining area 103 deformed by compression under influence of mining stresses

由圖3a 可知，巷道右側與工作面的距離更近，巷道先于左側變形，且變形更加劇烈。這說明采動應力傳遞路徑由遠及近、由上向下。結合圖2 分析可知，103 底板巷道變形失穩的原因一方面是隨著1037 工作面的推進，采動造成的超前支撐力逐漸前移，另外一方面是底板巖層中含有2 層較厚的細砂巖層，由于細砂巖硬度高、彈性模量大，作為似彈性體將采動應力極大的傳遞到底板巷道上，使巷道圍巖受高應力擠壓斷裂、失穩。

2 深井底板動壓巷道人工壓裂應力轉移控制原理

如圖4a 所示，采動應力是引起底板巖層應力變化的應力源之一，隨著工作面的推進，采動應力在底板中的分布逐漸增加，強度高、彈性模量大的底板巖層將大部分應力傳遞到下一層。由于底板巷道圍巖承載能力較弱，底板應力場發生變化時，底板巷道會先于其他巖層受壓變形。通過水力壓裂等方式壓裂采動應力傳遞的關鍵巖層，形成裂縫。研究表明[18-19,21,29]，含有預制裂縫的巖體受壓后，裂縫會優先發生起裂，相比完整巖體，抗壓強度、彈性模量等均明顯降低，形成較為均質的近似于橢球形的似彈性體，稱之為壓裂弱結構體。如圖4b 所示，由于采動應力的傳遞，水壓裂縫受壓形成壓裂弱結構體。壓裂弱結構體強度降低，其能傳遞的應力隨之降低；同時由于其彈性模量相對減小，通過對鄰近的完整體作用，使其傳遞的應力升高，改變局部應力場的分布狀態，發生應力轉移。底板強動壓巷道人工壓裂應力轉移控制技術就是通過調整人工壓裂的參數，使底板巷道圍巖受到的應力降低，達到卸壓護巷的目的。

圖4 人工壓裂弱結構體應力轉移控制原理Fig.4 Principles of stress transfer control in artificially fractured weak structures

3 深井底板動壓巷道人工壓裂應力轉移的力學模型

以工作面煤壁為原點，工作面推進方向為x正方向，垂直向下方向為y正方向建立坐標系，如圖5所示。工作面采動應力近似于函數Q(x)，作用范圍為(-b, 0)到(a, 0)。壓裂弱結構體到巷道的距離為P，與巷道連線的水平夾角為β；假設壓裂弱結構體為橢球體，長軸長為L、短軸長為H。

圖5 壓裂前后底板動壓巷道受力分析模型Fig.5 Force analysis model of dynamic pressure roadway at bottom before and after fracturing

式中：Q(x) 為 采動應力的近似函數；q1為應力穩定區的均布載荷；k1為xb與xc之間應力變化函數的斜率；k2為xc與xd之間應力變化函數的斜率；a為xa與xb的距離；b為xb與xc的距離；c為xc與xd的距離；d為xd與xe的距離。

在人工壓裂前，底板中任一點(x,y)，該微小集中力在M點表現出的應力狀態[31–33]為

如圖6a 所示，可以通過式(5)計算出應力場改變的巖體長度S

圖6 壓裂弱結構體應力受力分析Fig.6 Fracturing weak structural body stress stress analysis

式中： α為巖體的內摩擦角；t為巖體的摩擦系數；Cd為點（x1,y1）處的強度； ψ為點（x1,y1）處弱結構體的比例； σd(x1,y1)為點（x1,y1）處的最大主應力。

人工壓裂前，底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的應力為

式中：qσx2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的水平應力；qσy2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的垂直應力；qτx2y2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的剪應力；qσ(x2,y2)為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的最大主應力；y1為壓裂弱結構體的上部中點縱坐標；y0為壓裂弱結構體的上部中點縱坐標；人工壓裂后，底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的應力為

式中：hσx2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的水平應力；hσy2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的垂直應力；hτx2y2為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的剪應力；hσ(x2,y2)為底板大巷（x2,y2）處受S段上的應力傳遞的最大主應力；壓裂后，底板大巷（x2,y2）處受到的最大主應力為

在垂直方向0 m，水平方向-15～15 m 范圍內受18 MPa 的均布承載應力，通過Matlab 軟件計算壓裂后與壓裂前的最大主應力變化幅度（壓裂前與壓裂后最大主應力的百分比）、主應力方向與不同水平距離、垂直距離的關系如圖7 所示。應力場發生明顯變化，形成3 個區域：應力升高區、應力降低區、應力升高區。應力降低區主要分布在弱結構體與采動應力連線的方向上，主要集中在一個拱形的范圍內；由于膨脹效應，在與應力來源垂直的方向上產生應力集中，出現應力升高區。

圖7 壓裂前后應力改變情況Fig.7 Stress changes before and after fracturing

4 底板強動壓巷道壓裂弱結構體應力轉移影響因素

由3 節與圖7 分析可知，結合袁店一礦的工程背景，底板巷道至工作面的水平距離x2=100 m，垂直距離y2=50 m。則確定影響最大主應力的可控參數為：壓裂弱結構體的長軸長L=30 m、壓裂弱結構體的短軸長H=12 m、到巷道的距離P=30 m、與巷道連線的水平夾角β=60°、壓裂層的內摩擦角α=30°、壓裂層的強度C=40 MPa、壓裂的損傷變量D=0.8 等。

4.1 壓裂弱結構體長軸長度

壓裂弱結構體長軸長度L對最大主應力變化幅度的影響如圖8 所示，隨著壓裂弱結構體的長軸長度L的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力逐漸減小，當L大于60 m 時，最大主應力變化的幅度逐漸減緩。這是因為壓裂弱結構體的長軸長度越長，卸壓的范圍不斷增加，底板巷道處的卸壓程度也不斷增加，當長度增加到一定值時，卸壓效果逐漸變緩，最終趨于不變。

圖8 長軸長度對最大主應力變化幅度的影響Fig.8 Effect of long axis length on magnitude of change in maximum principal stress

4.2 壓裂弱結構體短軸長度

壓裂弱結構體短軸長度H對最大主應力變化幅度的影響如圖9 所示，隨著短軸長度H的增加，底板巷道受到的最大主應力逐漸減小。這是因為短軸長度H越大，底板巷道距離弱結構體的底部越近，巷道受到的最大主應力越小，卸壓效果越好。

圖9 短軸長度對最大主應力變化幅度的影響Fig.9 Effect of short axis length on magnitude of change in maximum principal stress

4.3 至巷道的距離

至巷道的距離P對最大主應力變化幅度的影響如圖10 所示。由圖10 可知，隨著至巷道的距離的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力逐漸增大，當P大于25 m 時，最大主應力的變化幅度逐漸變緩。這是因為巷道距離壓裂弱結構體越遠，受到壓裂弱結構體的影響越小，最大主應力變化越小。

圖10 至巷道的距離對最大主應力變化幅度的影響Fig.10 Effect of distance to roadway on magnitude of change in maximum principal stress

4.4 與巷道連線的水平夾角

與巷道連線的水平夾角β對最大主應力變化幅度的影響如圖11 所示。隨著與巷道連線的水平夾角的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力整體呈先減小再增大的趨勢，在β趨近于60°，最大主應力最??；β小于20°時，最大主應力幾乎不變。這是因為β小于20°時，壓裂弱結構體對底板巷道的影響較小，β大于20°時，壓裂弱結構體開始逐漸影響底板巷道所處的最大主應力。

圖11 與巷道連線的水平夾角對最大主應力變化幅度的影響Fig.11 Effect of horizontal angle of line with roadway on magnitude of variation of maximum principal stress

4.5 壓裂弱結構體內摩擦角

壓裂弱結構體內摩擦角α對最大主應力變化幅度的影響如圖12 所示。隨著壓裂弱結構體內摩擦角的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力逐漸增大，最后趨于穩定。這是隨著內摩擦角度的增加，壓裂弱結構體下部傳遞的支承應力增大，底板巷道受到的最大主應力越大，最后趨于穩定。

圖12 內摩擦角對最大主應力變化幅度的影響Fig.12 Effect of internal friction angle on magnitude of change in maximum principal stress

4.6 壓裂層位強度

壓裂層位強度C對最大主應力的影響如圖13所示。隨著壓裂層位強度C的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力逐漸增大。這是因為壓裂層位的強度影響著壓裂弱結構體下部傳遞的支承壓力，壓裂層位強度越小，壓裂弱結構體傳遞的支承壓力越小，巷道受到的主應力越小。

圖13 壓裂層位強度對最大主應力變化幅度的影響Fig.13 Effect of pressure layer strength on magnitude of change in maximum principal stress

4.7 損傷變量

損傷變量D對最大主應力的影響如圖14 所示。隨著損傷變量的增加，壓裂后底板巷道受到的最大主應力與壓裂前的比值逐漸減小。這是因為損傷變量越大，壓裂弱結構體的強度越低，壓裂弱結構體傳遞的應力越小，底板巷道受到的最大主應力越小。

圖14 損傷變量對最大主應力變化幅度的影響Fig.14 Effect of damage variables on magnitude of change in maximum principal stress

4.8 影響參數的敏感性分析

不同因素對壓裂后底板巷道受到的最大主應力影響的敏感性如圖15 所示，圖15 表明，對于不同影響因素，最大主應力變化比的變化區間由大到小依次為至巷道的距離、內摩擦角、短軸長度、與巷道連線的水平夾角、長軸長度、壓裂層強度、損傷變量?？梢?，到巷道的距離對卸壓效果影響最大，損傷變量對卸壓效果影響最小。

圖15 各影響因素的敏感性分析Fig.15 Sensitivity analysis of influencing factors

4.9 水力壓裂控制參數的計算方法

水力壓裂應力轉移控制技術的施工參數計算方法如下：

1）已知采動應力Q(x)、底板巷道的位置(x2,y2)。估算壓裂層強度C和壓裂層摩擦因數f。

2）考慮底板巷道支護條件，計算壓裂弱結構體滿足安全條件的參數要求。

3）計算壓裂弱結構體長軸長度L、短軸長度H、至巷道的距離P、與巷道連線的水平夾角β、壓裂弱結構體的內摩擦角α、損傷變量D。通過計算結果調整各項參數，直至底板巷道圍巖受到的最大主應力達到最優。

4）通過壓裂位置計算出鉆孔長度、鉆孔角度及鉆孔排布方式。

5 水力壓裂卸壓方案及效果分析

5.1 理論計算

根據4 節計算結果，結合袁店一礦的工程背景，底板巷道至工作面的水平距離x2=100 m，垂直距離y2=50 m，選去細砂巖為壓裂層，內摩擦角α=30°，單軸抗壓強度C=40 MPa，損傷變量D=0.8。將上述數據代入式(10)。

計算得出當壓裂弱結構體的長軸長度L取最大值、短軸長度H=12 m、到巷道的距離P=25 m、與巷道連線的水平夾角β=60°時，卸壓效果最好。將以上數據轉化為水力壓裂方案如下。

5.2 水力壓裂卸壓方案

壓裂鉆孔布置如圖16 所示，在103 采區運輸大巷段朝向工作面方向施工鉆孔A，共計施工9 個鉆孔。具體參數如下：

圖16 水力壓裂鉆孔布置Fig.16 Hydraulic fracturing borehole layout

鉆孔A1—A9，朝著1037 工作面施工，鉆孔與巷道夾角70°，鉆孔與水平方向的夾角為40°，鉆孔長度25 m。所有的鉆孔直徑為94 mm，鉆孔間距為13 m。采用后退式壓裂。

5.3 觀測結果對比及分析

2021 年12 月23 日開始在袁店一礦實施水力壓裂，根據103 采區運輸大巷建立的巷道圍巖變形監測站壓裂前后的巷道變形量如圖17a 所示。壓裂前后的左幫變形量分別為5.7、0.18 mm/d；壓裂前后的右幫變形量分別為4.1、0.17 mm/d；壓裂前后的底板變形量分別為6.4、0.57 mm/d；壓裂前后的頂板變形量分別為7.28、0.36 mm/d。壓裂前后變形速率明顯降低。由圖17b 可知，水壓壓裂卸壓前后巷道圍巖受力情況得到改善，巷道變形情況得到緩解，水力壓裂卸壓護巷效果明顯。

圖17 103 采區運輸大巷壓裂前后變形情況Fig.17 Deformation of belt lane in 103 mining area before and after fracturing

6 結 論

1）壓裂弱結構體使應力場發生明顯變化，出現應力升高區和應力降低區，應力降低區主要分布在壓裂弱結構體的正下方，隨著垂直距離的增加，最大主應力比值等值線逐漸增大。應力升高區主要分布在上覆應力降低區域的兩側。

2）最大主應力變化幅度主要與壓裂弱結構體的長軸長L、壓裂弱結構體的短軸長H、到巷道的距離P、與巷道連線的水平夾角β、壓裂層的強度C、損傷變量D、壓裂層的內摩擦角α等有關，其中，至巷道的距離P對卸壓效果影響最大，損傷變量D對卸壓效果影響最小。

3）采用提出的計算方法設計了淮北礦業集團袁店一礦的103 采區運輸大巷的卸壓方案，工程應用結果表明，底板動壓巷道變形速率明顯減緩，驗證了底板強動壓巷道壓裂弱結構體應力轉移模型的合理性。