工作面采动煤体卸压增透效应研究与应用.pdf

第 ４２ 卷第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术Ｖｏｌ􀆱 ４２ Ｎｏ􀆱 ６ ２０１４ 年６ 月Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＪｕｎｅ ２０１４ 工作面采动煤体卸压增透效应研究与应用 王 凯ꎬ郑吉玉ꎬ夏 威ꎬ李 鹏ꎬ李 聪 中国矿业大学北京 资源与安全工程学院ꎬ北京 １０００８３ 摘 要为研究采煤工作面前方煤体卸压增透效应ꎬ提高煤体卸压瓦斯抽采量ꎬ分析了采煤工作面前 方采动煤体变形破坏与渗透率变化过程的相关性ꎬ在工作面前方卸压区ꎬ煤体发生滑移破坏ꎬ有明显 的扩容及卸压增透效应ꎮ 现场实测了工作面前方煤体应力及钻孔瓦斯流量随工作面推进过程的变化 规律ꎬ确定了支承压力区、卸压区分布范围ꎮ 在卸压区内ꎬ因煤体渗透率增大ꎬ钻孔瓦斯平均流量提高 ２３ 倍ꎮ 基于工作面前方煤体卸压增透效应ꎬ根据不同钻孔失效距离及卸压区宽度ꎬ给出了不同偏角 钻孔与垂直煤壁方向夹角下的预抽钻孔卸压瓦斯抽采量计算式ꎮ 分析结果表明钻孔偏角越大ꎬ 卸压瓦斯抽采量越大ꎮ 结合某矿 Ｎ２１０５ 工作面现场条件进行计算ꎬ得出钻孔偏角最大可为 ２１􀆱 ４ꎬ相 比原垂直煤壁钻孔ꎬ单孔卸压瓦斯抽采量可增加 ９７８􀆱 ５ ｍ３ꎬ预期可有效提高本煤层瓦斯抽采率ꎮ 关键词瓦斯抽采ꎻ卸压增透ꎻ采动煤体ꎻ钻孔布置ꎻ煤体渗透率 中图分类号ＴＤ７１２􀆱 ６ 文献标志码Ａ 文章编号０２５３－２３３６２０１４０６－００６５－０６ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｔｕｄｙ ｏｎ Ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ Ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ Ｅｆｆｅｃｔ ｂｙ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｒｅｌｉｅｆ ｉｎ Ｍｉｎｉｎｇ－ｉｎｄｕｃｅｄ Ｃｏａｌ Ｂｏｄｙ ＷＡＮＧ ＫａｉꎬＺＨＥＮＧ Ｊｉ￣ｙｕꎬＸＩＡ ＷｅｉꎬＬＩ ＰｅｎｇꎬＬＩ Ｃｏｎｇ Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ ａｎｄ Ｓａｆｔｙ ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＣｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｍｉｎｉｎｇ ａｎｄ ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇꎬＢｅｉｊｉｎｇ １０００８３ꎬＣｈｉｎａ ＡｂｓｔｒａｃｔＩｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｅｆｆｅｃｔ ｂｙ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ａｈｅａｄ ｏｆ ｍｉｎｉｎｇ ｆａｃｅ ａｎｄ ｉｍｐｒｏｖｅ ｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅ ｑｕａｎｔｉｔｙꎬｔｈｅ ｐａｐｅｒ ａｎａｌｙｚｅｄ ｔｈｅ ｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎｄ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｃｈａｎｇｅ ａｈｅａｄ ｏｆ ｍｉｎｉｎｇ ｆａｃｅ.Ｉｎ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｚｏｎｅ ａｈｅａｄ ｏｆ ｍｉｎｉｎｇ ｆａｃｅꎬｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｓｌｉｐ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｃｃｕｒｒｅｄꎬｗｈｉｃｈ ｈａｄ ｍａｒｋｅｄ ｅｘｐａｎｓｉｏｎ ａｎｄ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｅｆｆｅｃｔ.Ｔｈｅ ａｕｔｈｏｒｓ ｔｅｓｔｅｄ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅ ｌａｗｓ ｏｆ ｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｓｔｒｅｓｓ ａｈｅａｄ ｏｆ ｗｏｒｋｉｎｇ ｆａｃｅ ａｎｄ ｂｏｒｅｈｏｌｅｓ ｇａｓ ｆｌｏｗ ｗｉｔｈ ａｄｖａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆａｃｅ ｉｎ ｓｉｔｅꎬｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｓｃｏｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ａｂｕｔｍｅｎｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｚｏｎｅ ａｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｚｏｎｅ ｗｅｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ.Ｉｎ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｚｏｎｅꎬｂｅｃａｕｓｅ ｃｏａｌ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｉｎｃｒｅａｓｅｄꎬ ｔｈｅ ａｖｅｒａｇｅ ｂｏｒｅｈｏｌｅ ｇａｓ ｆｌｏｗ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ２３ ｔｉｍｅｓ.Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏａｌ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｂｙ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ａｈｅａｄ ｏｆ ｃｏａｌ ｆａｃｅꎬｐｒｅ －ｄｒａｉｎａｇｅ ｂｏｒｅｈｏｌｅｓ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅ ｑｕａｎｔｉｔｙ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒｍｕｌａ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｎｇｌｅｓ ｗｅｒｅ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｂａｓｉｓ ｏｆ ｖａｒｉｅｄ ｂｏｒｅｈｏｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｄｉｓｔａｎｃｅ ａｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｚｏｎｅ ｗｉｄｔｈ.Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｌａｒｇｅｒ ｔｈｅ ｂｏｒｅｈｏｌｅ ａｎｇｌｅ ｗａｓꎬｔｈｅ ｂｉｇｇｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅ ｑｕａｎｔｉｔｙ ｗａｓ.Ｉｎ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ｇｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ Ｎｏ.Ｎ２０１５ ｃｏａｌ ｆａｃｅ ｉｎ ｓｏｍｅ ｍｉｎｅ ｔｏ ｃａｌｃｕｌａｔｅꎬｂｏｒｅｈｏｌｅ ａｎｇｌｅ ｃｏｕｌｄ ｒｅａｃｈ ｔｈｅ ｍａｘ ｖａｌｕｅ ２１.４ꎬｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｏｒｉｇｉｎａｌ ｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｂｏｒｅｈｏｌｅｓꎬｓｉｎｇｌｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆ ｂｏｒｅｈｏｌｅ ｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅ ｃｏｕｌｄ ｉｍｐｒｏｖｅ ９７８.５ ｍ３ꎬｗｈｉｃｈ ｃｏｕｌｄ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｃｏａｌ ｓｅａｍ ｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅ ｒａｔｅ. Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓｇａｓ ｄｒａｉｎａｇｅꎻｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｂｙ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｒｅｌｉｅｆꎻｍｉｎｉｎｇ－ｉｎｄｕｃｅｄ ｃｏａｌ ｂｏｄｙꎻｂｏｒｅｈｏｌｅｓ ｌａｙｏｕｔꎻｃｏａｌ ｂｏｄｙ ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ 收稿日期２０１４－０１－０５ꎻ责任编辑代艳玲 ＤＯＩ１０.１３１９９/ ｊ.ｃｎｋｉ.ｃｓｔ.２０１４.０６.０１４ 基金项目国家自然科学基金资助项目５１１７４２１２ꎬ５１３０４２１３ꎻ高等学校博士学科点专项科研基金博导类课题资助项目２０１２００２３１１０００６ꎻ河南 省瓦斯地质与瓦斯治理重点实验室 省部共建国家重点实验室培育基地开放课题资助项目ＷＳ２０１２Ａ０１ꎬＷＳ２０１３Ａ０３ꎻ中国矿业大学煤炭资 源与安全开采国家重点实验室开放基金资助项目ＳＫＬＣＲＳＭ１３ＫＦＢ０８ꎻ中央高校基本科研业务费专项基金资助项目２０１０ＱＺ０５ꎬ２０１３ＱＺ０１ 作者简介王 凯１９７２ꎬ男ꎬ河南遂平人ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎮ Ｔｅｌ０１０－６２３３９０３６ꎬＥ－ｍａｉｌｗｋｃｕｍｔ＠ １２６􀆱 ｃｏｍ 引用格式王 凯ꎬ郑吉玉ꎬ夏 威ꎬ等.工作面采动煤体卸压增透效应研究与应用[Ｊ].煤炭科学技术ꎬ２０１４ꎬ４２６６５－７０. ＷＡＮＧ ＫａｉꎬＺＨＥＮＧ Ｊｉ￣ｙｕꎬＸＩＡ Ｗｅｉꎬｅｔ ａｌ.Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｔｕｄｙ ｏｎ Ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ Ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ Ｅｆｆｅｃｔ ｂｙ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｒｅｌｉｅｆ ｉｎ Ｍｉｎｉｎｇ－ｉｎｄｕｃｅｄ Ｃｏａｌ Ｂｏｄｙ[Ｊ].Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１４ꎬ４２６６５－７０. ０ 引 言 经过长期的地质演化ꎬ煤体及煤层瓦斯在地 层中处于平衡状态ꎬ受采动影响ꎬ工作面前方煤体 的水平应力表现为卸压过程ꎬ而在垂直方向上煤 体则依次经历了原始应力阶段、支承压力阶段和 ５６ ２０１４ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４２ 卷 卸压阶段[１]ꎮ 原始应力阶段ꎬ煤体渗透率处于未 受到采动影响的正常水平ꎻ支承压力阶段ꎬ煤体中 的原生裂隙闭合ꎬ渗透率降低ꎻ卸压阶段ꎬ煤体发 生卸压破坏ꎬ裂隙发育ꎬ煤体渗透率增大ꎮ 尤其在 卸压阶段后期ꎬ因水平应力降低发生明显的扩容 现象ꎬ煤体渗透率显著增加ꎬ表现为卸压增透效 应[２－５]ꎮ 采动过程中ꎬ工作面前方应力表现为垂直 应力的先加载后卸载与水平应力的卸载ꎮ 有关煤 体增压与卸压现象ꎬ很多学者在实验室进行了大 量的研究[６－９]在煤体加卸载过程中ꎬ煤体卸载破 坏所需要的应力比连续加载破坏时小ꎬ且卸载破 坏时的变形比连续加载时大ꎬ即在卸载过程中煤 体更易破坏ꎮ 在卸围压试验中ꎬ卸围压使煤体出 现明显的扩容现象ꎬ径向发生明显膨胀应变ꎬ且卸 围压速度越快ꎬ煤体越容易发生失稳破坏ꎻ在煤试 样应力－应变下的渗透特性研究中ꎬ渗透率在煤体 破坏后的应变软化阶段出现急剧增加现象ꎮ 在卸 围压过程中ꎬ卸围压速度越大ꎬ渗透率增大得越 快ꎮ 现场应用情况也表明[１０]ꎬ工作面前方煤体卸 压破坏后有明显的卸压增透效应ꎮ 在目前的瓦斯 抽采设计中ꎬ针对采空区上覆采动裂隙带及被保 护层卸压抽采研究较多[１１－１２]ꎬ而关于采煤工作面 前方煤体卸压瓦斯抽采技术研究较少ꎬ主要原因 在于工作面前方煤体卸压范围较小ꎬ作用时间短ꎮ 笔者拟在实测分析工作面前方采动煤体卸压增透 效应的基础上ꎬ提出合适的卸压瓦斯抽采技术ꎬ延 长卸压区的瓦斯抽采时间ꎬ以期提高本煤层瓦斯 抽采率ꎮ １ 采动煤体卸压与增透相关性分析 １􀆱 １ 工作面前方煤体应力分布 受采动影响ꎬ工作面前方煤体原始应力平衡状 态被打破ꎬ出现增压与卸压现象[１３]ꎬ可划分为原始 应力区、支承压力区和卸压区ꎬ如图 １ 所示ꎮ 图 １ 工作面前方应力分布 工作面前方煤体在垂直方向最大主应力 σ１为 σ１＝ ＫγＨ１ 式中Ｋ 为应力集中系数ꎻγ 为容重ꎻＨ 为开采深度ꎮ 支承压力峰值点的水平应力可表示为 σ２ ＝ σ ３ ＝ σ １/ ５β ２ 其中σ２、σ３分别为水平应力中间主应力和最 小主应力ꎻβ 为不同开采方式下无煤柱开采、放顶 煤开采和保护层开采的相关应力集中系数ꎮ 在卸 压区ꎬ垂直应力降至残余强度 Ｒ′ｃꎬ水平应力降为 ０ꎮ 目前针对工作面前方煤体水平应力的测试及研究相 对较少ꎬ垂直应力的加卸载与水平应力卸载之间的 对应关系尚不明确ꎮ １􀆱 ２ 采动煤体变形破坏与渗透率变化过程 １压缩变形阶段ꎮ 初始阶段主要表现为弹性 变形ꎬ随着应力的增加ꎬ煤体开始承载和产生变形ꎬ 主要产生明显的纵向变形ꎬ变形增长率逐渐减少ꎮ 随着应力的继续增大ꎬ煤体发生塑性变形ꎬ同时伴随 有径向变形ꎮ 在压实阶段前期由于原生裂隙处于原 始平衡状态ꎬ次生裂隙极不发育ꎬ这些裂隙特点为随 机分布、互不相干ꎮ 透气性系数是有效体积应力与 孔隙压力的函数[１４]ꎬ随着支承压力的增大ꎬ原生裂 隙闭合ꎬ次生裂隙发育较慢ꎬ表现为煤层透气性系数 降低ꎮ 煤体处于弹性变形阶段时ꎬ遵守广义胡克定律 σｉｊ＝ λδｉｊｅ ＋ ２ηεｉｊ ｉ、ｊ ＝ １ꎬ２ꎬ３３ 式中σｉｊ为应力张量ꎻλ、η 为拉梅常数ꎻδｉｊ为 Ｋｒｏｎｅ￣ ｃｋｅｒ 函数ꎻｅ 为体积变形ꎻεｉｊ为应变张量ꎮ 煤体骨架的有效应力遵循修正的太沙基有效应 力规律 σｉｊ＝ σ′ｉｊ＋ αδｉｊ α ＝ ａ１ － ａ ２Θ ＋ ａ３ｐ － ａ４Θｐ ４ 式中σ′ｉｊ为有效应力张量ꎻΘ 为体积应力ꎻｐ 为孔隙 压力ꎻａ１、ａ２、ａ３、ａ４为相关系数ꎮ ２压剪破坏阶段ꎮ 随着支承压力的增大ꎬ煤岩 体在支承压力峰值附近表现为压剪破坏ꎬ此时应力 集中系数达到最大值ꎬ超过采动煤岩体的屈服极限 而导致发生压剪破坏ꎬ破坏力学准则[１]为 τ ＝ ｃ ＋ σｔａｎ φ５ 其中τ 为煤岩体抗剪强度ꎻｃ 为煤岩体黏聚力ꎻ σ 为剪切破坏面上正应力ꎻφ 为煤岩体内摩擦角ꎮ 煤岩体压剪破坏后裂隙扩展ꎬ形成贯通的裂隙网络ꎬ 发展为网络通道ꎮ 水平裂隙依然发育缓慢ꎬ原有主 裂隙之间有新的次一级采动裂隙产生ꎬ并形成局部 或区域细观网络裂隙ꎬ区域内导通状态良好ꎬ但 ６６ 王 凯等工作面采动煤体卸压增透效应研究与应用２０１４ 年第 ６ 期 区域之间导通不畅ꎬ难以形成瓦斯运移通道ꎮ ３卸载破坏阶段ꎮ 在加卸载的试验中ꎬ卸载过 程更易于煤体的破坏ꎮ 支承压力峰值后ꎬ处于降压 阶段ꎬ煤体发生卸载破坏ꎮ 在轴压卸载至围压过程ꎬ 微裂隙破坏主要为滑移破坏ꎬ发生滑移的临界应力 为[１５－１６] σ１＝ {σ２ｓｉｎ２θ/２ － μ[σ３－ ８Ｇ０ｒ/ ｋ ＋ １]ｃｏｓ２ θ － ２ｃ ＋ μσｍｓｉｎ２θ} / ｃｏｓ θｓｉｎ θ ＋ μｃｏｓ２θ ６ 式中θ 为裂隙与主应力方向的夹角ꎻμ 为煤岩摩擦 因数ꎻＧ０为煤岩的剪切模量ꎻｒ ＝ ｂ/ ａꎬａ、ｂ 分别为椭 圆形裂隙的半长轴和半短轴代表开度ꎻｋ 为辅助 参数ꎻσｍ为卸载起始轴向应力ꎮ 相关卸围压试验表明ꎬ卸压作用对煤岩体破坏 的影响很大ꎮ 实际上ꎬ卸围压相当于煤体在水平应 力 σ２ ＝σ ３方向叠加了一个反向拉应力ꎬ现场实际情 况还伴随着垂直应力的卸载ꎬ共同导致了煤体的扩 容破坏ꎮ 在采煤过程当中ꎬ回采工作面前方垂直应 力逐渐降至较小水平ꎬ而水平应力降为 ０ꎮ 轴压卸载至拉应力过程ꎬ微裂隙发生失稳扩展ꎬ 水平应力 σ３为 σ３＝ { ３Ｋｒｓｅｃ θ１ ＋ ２ πａ[ｃｓｅｃ θ１ ＋ σ １ｓｉｎ θ１ μｔａｎ θ１－ １]} / [２πａμｃｏｓ θ１＋ ｓｉｎ θ１] ７ 式中Ｋｒ为断裂韧ꎻθ１为初始发生失稳扩展的方 位角ꎮ 卸载状态下采动裂隙扩展迅速ꎬ煤岩体通常呈 现破碎状态ꎬ甚至宏观失稳ꎬ细观的采动裂隙网络发 展成宏观裂隙网络ꎮ 在回采过程中ꎬ工作面前方煤 体失稳破坏形成卸压区ꎬ该区域采动裂隙贯通良好ꎬ 形成瓦斯流动通道ꎬ瓦斯涌出量呈现快速增大趋势ꎮ 相关试验也证实ꎬ卸轴压和围压的过程中ꎬ渗透率不 断增大ꎬ卸压到一定程度出现突跳现象[１７]ꎬ渗透率 急剧增大ꎮ ２ 煤体应力及卸压瓦斯流量测试 ２􀆱 １ 现场测试方案 某矿 Ｎ２１０５ 采煤工作面走向长约 ２ ４００ ｍꎬ倾 斜长 ２８３ ｍꎬ煤层平均厚度为 ６􀆱 ３１ ｍ、埋藏深度为 ５０７５９７ ｍꎮ 煤层瓦斯含量约 １０ ｍ３/ ｔꎬ煤层透气性 低ꎻ工作面日产约 １３ ０００ ｔ 煤ꎬ最大瓦斯涌出量为 ８９􀆱 ６ ｍ３/ ｍｉｎꎮ 工作面前方煤体应力采用 ＧＹＷ 钻孔 应力传感器测试ꎬ钻孔应力测试方案为在工作面前 方约８０ ｍ 处ꎬ用风钻施工 ４２ ｍｍ 水平钻孔２ 个ꎬ间 距 ４ ｍꎬ孔深分别为 ５、７ ｍꎬ将传感器的受力面朝上ꎬ 采用配套输送杆将传感器推入ꎮ 钻孔瓦斯流量观测 方案如下在应力测试钻孔附近布置顺层钻孔ꎬ测试 钻孔瓦斯流量ꎮ ２􀆱 ２ 测试结果分析 钻孔应力变化及瓦斯流量随工作面推进过程的 变化如图 ２ 所示ꎮ 应力传感器安装初期ꎬ１ 号和 ２ 号钻孔应力读数稳定在 ０􀆱 ７、０􀆱 ６ ＭＰａꎮ 随着工作面 的推进ꎬ应力读数开始不断增大ꎬ分别在距工作面 ４４􀆱 ２４８􀆱 ５ ｍ、４１􀆱 ５４５􀆱 ８ ｍ平均 ４５􀆱 ０ ｍ时由原 始应力区进入支承压力区ꎮ 距工作面越近ꎬ煤体垂 直应力越大ꎬ分别在距工作面 ９􀆱 ８、７􀆱 ０ ｍ 时达到峰 值ꎮ 随着工作面继续推进ꎬ应力开始持续减小ꎬ分别 在距工作面 ３􀆱 ０５􀆱 ０ ｍ、４􀆱 ２５􀆱 ８ ｍ平均 ４􀆱 ５ ｍ 时出现卸压现象ꎬ由支承压力区进入卸压区ꎮ 工作面前方钻孔瓦斯流量随垂直应力和水平应 力的变化而变化ꎬ在采动影响范围以外ꎬ瓦斯涌出处 于正常水平ꎮ 在距工作面前方 ４􀆱 ５４５􀆱 ０ ｍ 的支承 压力区内ꎬ煤层原生裂隙闭合ꎬ渗透率降低ꎬ钻孔瓦 斯流量下降ꎮ 在距工作面前方 ０４􀆱 ５ ｍ 的卸压区 内ꎬ垂直应力和水平应力同时降低ꎬ此区域内裂隙发 育ꎬ渗透率增大ꎬ产生卸压增透效应ꎮ 图 ２ 钻孔应力变化值及瓦斯流量随工作面推进变化曲线 钻孔应力变化及瓦斯流量现场实测证实ꎬ采煤 工作面前方支承压力在峰值应力后逐渐减小ꎬ同时 水平应力消除ꎬ出现卸压现象ꎬ形成瓦斯运移宏观通 道ꎬ钻孔瓦斯流量大幅增加ꎮ 分析表明 Ｎ２１０５ 工作 面本煤层钻孔卸压瓦斯流量平均约为 ０􀆱 ９ ｍ３/ ｍｉｎꎬ 是原始应力区钻孔瓦斯流量的 ２３ 倍ꎮ ７６ ２０１４ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４２ 卷 ３ 采动煤体卸压增透效应瓦斯抽采量确定 由以上分析可知ꎬ在采煤工作面前方煤体卸压 后钻孔瓦斯流量可大幅增加ꎬ但在实际情况中ꎬ随着 采煤工作面的推进ꎬ为了不影响采煤作业ꎬ钻孔抽采 管路通常被提前移除或钻孔因塌孔而失效ꎮ 由于工 作面前方卸压区范围较小ꎬ本煤层顺层钻孔通常没 有起到卸压瓦斯抽采作用或作用时间较短尤其是 垂直煤壁钻孔ꎮ 因此有必要根据工作面前方卸压 区宽度大小对本煤层抽采钻孔偏角进行合理设计ꎬ 保证钻孔尽可能多地抽采卸压区瓦斯ꎮ ３􀆱 １ 有效钻孔长度确定 工作面前方卸压瓦斯抽采量与有效钻孔长度及 有效钻孔的作用时间有关ꎮ 为了使钻孔在失效前尽 可能多地抽采卸压区瓦斯ꎬ须增大有效钻孔作用范 围ꎬ延长钻孔卸压瓦斯抽采时间ꎮ 有效钻孔长度是 指作用在卸压区内的钻孔长度ꎬ如图 ３ 所示ꎮ Ｌ钻孔长度ꎻＬｅ有效钻孔长度ꎻＡｅ有效钻孔宽度ꎻα钻孔 与垂直煤壁方向夹角ꎬ简称偏角ꎻＡ钻孔沿巷道方向投影长度ꎻ Ｂ卸压区宽度ꎻＳ采煤工作面长度的 １/２钻孔控制到工作面 中部 图 ３ 有效钻孔长度示意 有效钻孔长度计算式为 Ｌｅ ＝ Ａ ｅ/ ｓｉｎ α ｓｉｎ α ＝ Ａ/Ａ２ ＋ Ｓ ２ ８ 随着工作面的推进ꎬ有效钻孔长度处于动态变 化过程ꎬ不同偏角下的钻孔卸压瓦斯抽采动态过程 不尽相同ꎬ需要根据有效钻孔长度的变化对卸压瓦 斯抽采量进行定量分析ꎮ ３􀆱 ２ 不同偏角钻孔卸压瓦斯抽采量分析 设 Ｖ 为卸压瓦斯抽采量、Ｃ 为失效距离钻孔失 效时孔口至工作面距离、Ｑｍ为单位有效钻孔长度 瓦斯抽采流量、Ｎ 为回采进度ꎬｔ 为回采时间ꎮ １当失效距离小于卸压区宽度时ＣＢꎬ卸压 瓦斯抽采量计算分以下 ４ 种情况ꎮ 若 Ａ＝０α＝０ꎬ即钻孔与煤壁垂直ꎬ当孔口距 工作面距离为 Ｂ 时ꎬ整个钻孔同时进入卸压区ꎬ有 效钻孔长度等于钻孔长度ꎬ工作面继续推进距离为 Ｂ－Ｃ 时ꎬ钻孔失效ꎬ卸压瓦斯抽采量按式９ 计算 Ｖ ＝ ＬＱｍＢ － Ｃ / Ｎ９ 若 ０Ａ≤Ｃ 时ꎬ即钻孔偏角 α 较小ꎬ当钻孔孔底 与工作面距离为 Ｂ 时ꎬ开始逐渐进入卸压区ꎻ工作 面继续推进距离为 Ａ 时ꎬ钻孔完全进入卸压区ꎬ有 效钻孔长度等于钻孔长度ꎬ至工作面推进距离为 Ｂ－Ｃ时ꎬ钻孔失效ꎮ 卸压瓦斯抽采量为 Ｖ ＝ ∫ Ａ/ Ｎ ０ Ｎｔ ｓｉｎ αＱｍ ｄｔ ＋ Ｂ － Ｃ Ｎ Ａ ｓｉｎ αＱｍ １０ 若 ＣＢꎬ钻孔孔底与工作面距离为 Ｂ 时ꎬ开始 逐渐进入卸压区ꎻ工作面继续推进距离为 Ｂ 时ꎬ钻 孔长度开始随回采而减小ꎬ直至工作面推进距离为 Ａ－Ｂ时ꎬ处于卸压区内的有效钻孔长度保持不变ꎻ 此后工作面再推进Ｂ－Ｃ时ꎬ钻孔失效ꎮ 卸压瓦斯 抽采量为 Ｖ ＝ ∫ Ｂ/ Ｎ ０ Ｎｔ ｓｉｎ αＱｍ ｄｔ ＋ Ａ － Ｂ Ｎ Ｂ ｓｉｎ αＱｍ ＋ ∫ Ｂ－Ｃ / Ｎ ０ Ｂ － Ｎｔ ｓｉｎ α Ｑｍｄｔ１２ 通过计算ꎬＣＢ 时卸压瓦斯抽采 量有相同的表达式ꎬ综合式９式１２ꎬ可以得到 失效距离 Ｃ 小于卸压区宽度 Ｂ 时的卸压瓦斯抽采 量计算式 Ｖ ＝ Ｂ － Ｃ Ｎ ＬＱｍ Ａ ＝ ０ Ｖ ＝ Ａ ＋ ２Ｂ － Ｃ ２Ｎ Ａ２ ＋ Ｓ ２ Ｑｍ ０ Ｃ １３ ８６ 王 凯等工作面采动煤体卸压增透效应研究与应用２０１４ 年第 ６ 期 从式１３可以看出ꎬ抽采量 Ｖ 在 Ａ≥０ 时为增 函数ꎮ 因此ꎬ从理论上说ꎬ单孔卸压瓦斯抽采量随偏 角的增大而增大ꎬ在实践中应考虑工程技术等因素 进行具体分析ꎮ ２当失效距离 Ｃ 等于卸压区宽度 Ｂ 时ꎬ同样按 不同情况分析ꎬ可得到卸压瓦斯抽采量计算式如下 Ｖ ＝ ０ Ａ ＝ ０ Ｖ ＝ ∫ Ａ/ Ｎ ０ Ｎｔ ｓｉｎ αＱｍｄｔ ０ Ｂ １４ 当失效距离 Ｃ 等于卸压区宽度 Ｂ 时ꎬ随 Ａ 值的 变化ꎬ钻孔卸压瓦斯抽采量发生变化ꎮ Ａ ＝ ０ 时ꎬ钻 孔未起到卸压瓦斯抽采作用ꎬＶ＝０ꎻ０Ｂ 时ꎬ随着采煤工作面的推进ꎬ有效钻孔宽度逐渐增大 至卸压区宽度ꎬ继续回采距离为Ａ－Ｂ后ꎬ钻孔失 效ꎮ ３当失效距离 Ｃ 大于卸压区宽度 Ｂ 时ꎬ卸压瓦 斯抽采量按式１５计算 Ｖ ＝ ０ Ａ ≤ Ｃ － Ｂ Ｖ ＝ ∫ Ａ－Ｃ＋Ｂ / Ｎ ０ Ｎｔ ｓｉｎ αＱｍｄｔ Ｃ － Ｂ Ｃ １５ Ａ≤Ｃ－Ｂ 时ꎬ钻孔未起到卸压瓦斯抽采作用ꎬＶ＝ ０ꎻＣ－ＢＣ 时ꎬ随着工作面的推进ꎬ有效钻孔宽度增大 至卸压区宽度ꎬ继续回采距离Ａ－Ｃ后ꎬ钻孔失效ꎮ 在失效距离大于卸压区宽度时ꎬ垂直煤壁钻孔或钻 孔偏角较小时ꎬ完全未起到卸压瓦斯抽采作用ꎮ ３􀆱 ３ 实例分析及预期效果 根据 Ｎ２１０５ 工作面现场实际情况ꎬ本煤层钻孔 失效距离约 ３ ｍꎬ工作面前方煤体卸压区宽度为 ４􀆱 ５ ｍꎬ钻孔在卸压区内实际作用宽度仅为 １􀆱 ５ ｍꎬ并没 有完全起到抽采工作面前方煤体卸压瓦斯的作用ꎮ 根据统计分析ꎬＮ２１０５ 工作面本煤层钻孔卸压瓦斯 流量约为 ０􀆱 ９ ｍ３/ ｍｉｎꎬＱｍ＝ ０􀆱 ９/ Ｓꎬ采煤工作面长 ２８３ ｍꎬ本煤层钻孔在进风巷和回风巷同时施工ꎬ钻 孔控制到中部区域ꎬＳ 为 １４１􀆱 ５ ｍꎬ回采进度 Ｎ 为 ４􀆱 ３ ｍ/ ｄꎮ 不同偏角下的钻孔卸压瓦斯抽采量变化 如图 ４ 所示ꎮ 图 ４ 不同偏角时钻孔卸压瓦斯抽采量变化曲线 由图 ４ 可以看出ꎬ随着偏角 α 增大ꎬ钻孔卸压瓦 斯抽采量增大ꎬ具体表现为初始阶段瓦斯抽采量增 加较快ꎬ随着偏角增大ꎬ瓦斯抽采量增加趋于缓慢ꎮ 虽然卸压瓦斯抽采量随着偏角增大而增大ꎬ但最大 偏角还受实际条件限制ꎮ Ｎ２１０５ 工作面本煤层透气性低ꎬ煤质较松软ꎬ钻 孔越深ꎬ卡钻、塌孔现象越严重ꎮ 根据打钻记录ꎬ工 作面所在采区本煤层钻孔最深为 １５２ ｍꎮ 按最大孔 深为 １５２ ｍꎬ通过式１３ 计算得ꎬＡ ＝ ５５􀆱 ５ ｍꎬα ＝ ２１􀆱 ４ꎮ 若钻孔偏角为 ２１􀆱 ４ꎬ单孔卸压瓦斯抽采量 为 １ ４３０􀆱 ６ ｍ３ꎬ相比原垂直煤壁钻孔α＝０单孔卸 压瓦斯抽采量４５２􀆱 １ ｍ３增加 ９７８􀆱 ５ ｍ３ꎬ约为原来 的 ３􀆱 ２ 倍ꎬ由此预期可大幅提高卸压区瓦斯抽采量ꎮ ４ 结 论 １采煤工作面前方煤体的应力变化是垂直应 力与水平应力动态变化的过程ꎬ伴随着垂直的应力 的先增加后下降以及水平应力的降低ꎮ 理论分析和 试验研究结果表明ꎬ卸压更易于煤体的破坏ꎬ证实了 在采煤工作面前方煤体存在卸压区ꎬ形成了瓦斯运 移宏观通道ꎬ为工作面前方煤体卸压瓦斯抽采提供 了依据ꎮ ２采用钻孔应力传感器现场实测了某矿 Ｎ２１０５ 工作面前方煤体应力分布ꎬ并考察了瓦斯流量随工 作面推进变化过程ꎬ得到了卸压区和支承压力区范 围ꎬ距采煤工作面分别为 ０４􀆱 ５、４􀆱 ５４５􀆱 ０ ｍꎮ 卸 压区煤体渗透率增加ꎬ单孔瓦斯流量是原始应力区 的 ２３ 倍ꎬ平均为 ０􀆱 ９ ｍ３/ ｍｉｎꎬ与相关理论和试验 的卸压增透效应相一致ꎮ ３根据本煤层钻孔失效距离及卸压区宽度ꎬ给 出了不同偏角下的钻孔卸压瓦斯抽采量计算公式ꎮ 结合 Ｎ２１０５ 工作面现场实际条件ꎬ计算得出钻孔偏 ９６ ２０１４ 年第 ６ 期煤 炭 科 学 技 术第 ４２ 卷 角最大为 ２１􀆱 ４ꎮ 相比原垂直煤壁钻孔ꎬ单孔卸压 瓦斯抽采量预期可增加 ９７８􀆱 ５ ｍ３ꎬ延长了钻孔在卸 压区内的服务时间ꎬ提高了本煤层瓦斯抽采率ꎮ 参考文献 [１] 钱鸣高ꎬ石平五.矿山压力与岩层控制[Ｍ].徐州中国矿业大 学出版社ꎬ２００３. 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