水力压裂基本顶沿空留巷顶板变形特征研究

高建勇，朱云龙

(国家能源集团神东柳塔煤矿，内蒙古 鄂尔多斯 017000)

0 引 言

为缓解采掘接替紧张的局面，减少煤炭资源浪费的现象，柳塔煤矿当前采煤工作面的布置方式主要采用无煤柱沿空留巷[1]。同时，为缓解巷道围岩变形严重、难以支护的问题，在进行沿空留巷工程的同时采用水力压裂技术对回采工作面矿压显现进行有效控制[2]。

当前，国内外学者对沿空留巷技术进行了大量研究，包括沿空巷道巷旁支护材料的选择[3-6]、巷旁支护体的合理宽度的确定[7-10]以及沿空巷道合理巷内支护形式的设计[11-13]。陈金宇[14]认为通过水力压裂顶板的方法，减少了基本顶的悬臂长度，使得沿空巷道的受力实现降低和转移；王胜利[15]认为通过水力压裂的方法，能够明显提高沿空巷道巷旁支护体后期的稳定性；司瑞江等[16]采用理论分析探讨了水力压裂切顶护巷技术，分析了沿空留巷区域围岩结构；郭俊良[17]认为通过水力压裂技术能够明显降低巷道围岩变形量和巷旁支护体的压力；王文林等[18]采用数值模拟的方法研究了水力压裂沿空留巷的围岩应力环境，认为通过水力压裂技术，沿空巷道的围压应力状态明显改善，巷道围岩变形得到了有效控制。

综上所述，现有对沿空巷道的研究多集中在水力压裂作用下沿空留巷合理巷内支护方式研究，沿空留巷顶板下沉量与巷旁支护体顶部变形量往往作为巷内支护合理性的现场实测验证手段。因此，本文以柳塔煤矿22104工作面运输顺槽沿空留巷水力压裂基本顶工程为背景，通过FLAC3D数值模拟与现场实测结果相对照，详细分析了沿空留巷顶板下沉与巷旁支护体的顶部变形特征。

1 工程概况

柳塔煤矿22104综采工作面位于22煤层东南部，煤层平均埋深约135 m，工作面推进长度约1 470 m，工作面煤层厚度2.5～3.2 m，可采性指数为1，煤层平均倾角约3°，结构简单，属稳定煤层。煤层直接顶为灰黑色泥岩，厚度为0～1.50 m，基本顶为深灰色细粒砂岩，厚度为7.00～11.50 m，伪底为泥岩，厚度为0.20 m，基本底为深灰色粉砂岩，厚度为2.80～5.83 m，工作面地层柱状如图1所示。22104工作面运输顺槽采用沿空留巷技术，保留巷道作为22105工作面回风顺槽，进而缓解采掘接替的紧张，减少巷道掘进工作量，避免区段煤柱留设导致的煤炭资源损失。22104工作面运输顺槽巷道宽度5.60 m，留巷宽度3.80 m，巷道高度3.00 m，留巷示意图如图2所示。

图1 工作面柱状图Fig.1 Working face histogram

图2 沿空巷道布置情况Fig.2 Layout of gob-side entry

22104工作面运输顺槽的沿空留巷采用柔膜混凝土巷旁支护技术，柔膜长3.0 m，宽1.2 m，高3.0 m，泵注混凝土施工主要材料为425硅酸盐水泥，配合砂子、石子、粉煤灰、专用外加剂与水，使得巷旁充填体具有一定的强度。

2 水力压裂技术原理、工艺及参数

水力压裂技术的主要作用表现在两方面，一方面将采场上部的坚硬难垮顶板的强度降低，另一方面将使完整坚硬难垮顶板变形破碎，进而使得采场上部顶板能够分层分次发生垮落，减小工作面初次来压与周期来压步距，实现对采场上部坚硬难垮顶板的有效控制[19-22]。

2.1 技术原理

目前，柳塔煤矿主要采用双封单卡多点拖动管柱分段水力压裂技术，技术原理如图3所示。 当完成定向钻孔施工和压裂工具串送入指定位置后，通过双封隔器单卡压裂目标层位段，利用在封隔器中设计平衡泄压通道，实现了高压管柱压裂液与封隔器压力的平衡传递，保障“即压即封、卸压解封”的目标。

图3 水力压裂技术原理图Fig.3 Schematic diagram of hydraulic fracturing technology

当高压水压达到3 MPa后，封隔器实现完全坐封，继续增压压力达到5 MPa后，限流器打开，实现压裂段的压裂施工。在压裂施工过程中，高压水压不断注入顶板岩层中，促使作用于岩层的水压逐渐升高，当压力大于岩层破裂压力后，岩层的弹性余能以动能形式释放，表现为岩体压缩破裂、引起振动等动力现象，促使岩层产生新的裂缝系统，破坏岩层整体完整性，降低其强度。当完成第一段压裂施工后，关闭压裂孔口压裂泵注设备，进行孔口排水卸压，封隔器自动回弹至原有规格；随后利用定向钻机拖动孔口高压管柱，将封隔器拖动至设计位置，进行第二段压裂施工，依次完成设计施工段的压裂施工，相邻压裂段形成三维立体连续性岩层裂缝，实现煤层坚硬顶板的有效弱化。

2.2工艺流程及参数设计

双封单卡拖动管柱分段水力压工艺主要由压裂设备优选、压裂工具组合、工具选型、泵注流程等组成，分段压裂方式由里向外依次压裂，如图4所示。水力压力技术涉及的主要参数包括压裂液的选择、裂缝形态、单孔压裂段及注水量，水力压力相关设备包括压裂泵组、平板车与水箱，水力压裂技术主要参数与相关设备见表1。

表1 水力压裂主要参数Table 1 Main parameters of hydraulic fracturing technology

图4 水力压裂工艺流程图Fig.4 Process of hydraulic fracturing technology

3 数值模拟

3.1 模型建立

根据柳塔煤矿22104工作面运输顺槽沿空留巷水力压裂基本顶工程为背景，建立FLAC3D数值模拟模型，探究水力压力前后沿空巷道的顶板下沉与巷旁支护体顶部变形的特征。 数值模型长×宽×高=200 m×200 m×130 m，如图5所示。模型底部边界固定垂直位移，模型四周固定水平位移，模型顶部施加60 m×0.025 MN/m=1.5 MPa的载荷以模拟未建立的地层，数值模型参数见表2。

图5 数值模型及测线布置Fig.5 Numerical model and surveying line layout

表2 模型参数Table 2 Parameters of numerical model

3.2 结果分析

图6为基本顶水水力压裂前后22104工作面运输顺槽沿空留巷垂直变形云图。由图6可知，压裂前后沿空巷道顶板下沉量与巷旁支护体的顶部变形量均明显减小，为进一步探究顶板下沉量与顶部变形量的变化范围，将数值模型中测线1的数据进行提取分析，得到图7和图8。

图6 垂直变形云图Fig.6 Nephogram of vertical deformation

图7 沿空巷道顶板下沉图Fig.7 Vertical deformation of roof of gob-side entry

图8 巷旁支护体顶部变形Fig.8 Vertical deformation of top positionroadside backfilling body

图7为水力压裂前后沿空巷道顶板下沉结果。由图7可知，沿空巷道顶板下沉量呈现由煤壁处向支护体处逐渐增加的趋势，也就是说，沿空巷道煤壁处的下沉量大于巷旁支护体处的下沉量，呈倾斜状态。同时，当基本顶未压裂时，沿空巷道整体的顶板下沉量较大，而当基本顶进行压裂后，沿空巷道整体的顶板下沉量明显降低。当基本顶未压裂时，煤壁处沿空巷道顶板下沉量为4.06 mm，而巷旁支护体处沿空巷道顶板下沉量为15.93 mm，顶板的平均下沉量为10.70 mm。当基本顶压裂后，煤壁处沿空巷道顶板下沉量为5.37 mm，而巷旁支护体处沿空巷道顶板下沉量为8.74 mm，顶板平均下沉量为7.23 mm。对比分析数据可知，在靠近煤壁附近，基本顶未压裂时沿空巷道的顶板下沉量小于基本顶压裂时的顶板下沉量，而靠近巷旁支护体附近，基本顶未压裂时沿空巷道的顶板下沉量大于基本顶压裂时的顶板下沉量。

通过对基本顶进行水力压裂，沿空巷道顶板下沉量呈现的倾斜状态趋势也趋于平缓，顶板平均下沉量减少3.47 mm，减少了32.43%，也就是说，沿空巷道顶板下沉量的最大值与最小值的差值也在逐渐减小。由此可知，水力压裂导致基本顶的强度降低、完整性发生破坏，使得基本顶更容易发生破断、下沉和垮落，水力压裂技术能够明显降低沿空巷道顶板的下沉量，更有利于巷道的维护与使用。

图8为水力压裂前后巷旁支护体顶部变形结果。由图8可知，巷旁支护体顶部变形量呈现由巷道处向采空区处逐渐增加的趋势，也就是说，巷旁支护体在巷道处的变形量大于采空区处的下沉量，也呈倾斜状态。同时，当基本顶未压裂时，巷旁支护体整体的顶部变形量较大，当基本顶进行压裂后，巷旁支护体整体的顶部变形量明显降低。当基本顶未压裂时，沿空巷道处巷旁支护体的顶部变形量为15.93 mm，采空区处巷旁支护体的顶部变形量为17.73 mm，顶部的平均变形量为16.82 mm，当基本顶压裂后，沿空巷道处巷旁支护体的顶部变形量为8.74 mm，采空区处巷旁支护体的顶部变形量为9.52 mm，顶部的平均变形量为9.13 mm。

通过对基本顶进行水力压裂，巷旁支护体的顶部变形量明显降低，顶部平均变形量减少7.69 mm，减少了45.72%。此外，巷旁支护体呈现的倾斜状态趋势也趋于平缓，即巷旁支护体顶部变形量的最大值与最小值的差值也在逐渐减小。由此可以说明，水力压裂技术能够明显降低巷旁支护体的顶部变形量，使得巷旁支护体更好地发挥其支护性能，同样有利于巷道的维护与使用。

3.3 结果讨论

沿空留巷工作面侧向顶板的破断形式如图9所示，在工作面基本顶未进行水力压裂时，巷道上方基本顶会形成弧形三角块B，弧形三角块B与巷道上方的基本顶岩块A与采空区已垮落的基本顶岩块C相互铰接，形成铰接结构，因此，弧形三角块B的稳定性对沿空留巷的变形特征起到关键作用。现有研究[23]认为当弧形三角块B在沿空巷道上方断裂时，巷旁支护体所需的支护阻力最大，因此可认为此时巷道围岩变形最严重，而当弧形三角块在采空区侧断裂时，巷旁支护体所需的支护阻力最小，也就是说此时巷道围岩的变形最缓和，因此弧形三角块B的破断位置直接影响沿空巷道顶板下沉量和巷旁支护体顶部下沉。在基本顶进行水力压裂后，基本顶强度降低，在煤层开采后基本顶发生大范围垮落，无法形成弧形三角块B，因此巷道顶板下沉与巷旁支护体顶部变形也相对较小。

图9 侧向顶板破断形式Fig.9 Breaking model of lateral roof

4 工业性试验

通过在现场22104工作面运输顺槽布置测站1、测站2、测站3、测站4，对水力压力基本顶沿空留巷的留巷效果进行观测，其中，测站1和测站2观测沿空巷道的顶板下沉量，而测站3和测站4观测巷旁支护体的顶部变形，均采用YHJ-200J矿用本安型手持式激光测距仪对巷道及巷旁支护体顶板变形进行监测，沿空巷道顶板下沉量的观测结果如图10所示。由图10可知，随着工作面超前距离的不断增加，沿空巷道的顶板下沉量先增加后维持稳定，稳定后的顶板下沉量基本维持在20～25 mm之间，留巷效果良好。

图10 沿空巷道顶板下沉实测Fig.10 Actual measurement of roof subsidence ofgob-side entry

此外，由于沿空巷道巷旁支护体的顶部与巷道顶板直接接触，无法直接对巷旁支护体顶部变形进行测量。因此，通过在沿空巷道顶板靠近巷旁支护体的位置布置测站3和测站4来间接反映巷旁支护体的顶部变形，如图11所示。由图11可知，随着工作面超前距离的不断增加，沿空巷道的巷旁支护体的顶部变形同样呈现先增加后稳定的趋势，稳定后的顶部变形量基本维持在60～65 mm之间。

图11 巷旁支护体顶部变形实测Fig.11 Actual measurement of roof subsidence ofroadside backfilling body

综上所述，柳塔煤矿22104工作面运输顺槽留巷后，巷道顶板下沉较小，而巷旁支护体由于受到沿空留巷侧向顶板的下沉变形和挤压，巷旁支护体的顶部变形量明显大于巷道顶板的下沉量，但是由于巷旁支护体本身具备一定的强度和抗变形能力，巷旁支护体能够有效隔绝采空区的积水与有害气体，同时能够对侧向顶板的下沉变形起到一定的支撑作用，22104工作面沿空留巷巷道顶板下沉与巷旁支护体的顶部变形均处于可控范围内，并未对安全生产造成影响，因此，水力压裂基本顶沿空留巷技术在柳塔煤矿22104工作面运输顺槽成功应用，应用效果如图12所示。

图12 沿空巷道应用效果Fig.12 Application effect of gob-side entry

5 结 论

本文以柳塔煤矿22104工作面运输顺槽沿空留巷水力压裂基本顶工程为背景，采用FLAC3D数值模拟的方法，详细分析了沿空留巷顶板下沉与巷旁支护体的顶部变形特征，主要结论如下所述。

1) 数值模拟结果显示，沿空留巷顶板下沉量呈现由煤壁处向支护体处逐渐增大的趋势。水力压裂基本顶后，沿空留巷顶板平均下沉量由10.70 mm减小到7.23 mm。

2) 由数值模拟结果显示，巷旁支护体顶部变形量呈现由沿空留巷处向采空区处逐渐增大的趋势。水力压裂基本顶后，巷旁支护体顶部平均变形量由16.82 mm减小到9.13 mm。水力压裂基本顶前后，沿空留巷顶板下沉量与巷旁支护体顶部变形量均明显降低，说明水力压裂基本顶对沿空留巷巷道围岩变形起到有效的控制作用。

3) 现场实测结果显示，水力压裂基本顶沿空留巷技术在柳塔煤矿22104工作面运输顺槽成功应用，应用后沿空巷道顶板下沉量与巷旁支护体顶部变形分别维持在20～25 mm和60～65 mm之间。