顶板爆破与水力压裂末采防冲技术效果对比分析

白俊杰

（乌审旗蒙大矿业有限责任公司，内蒙古 鄂尔多斯 017300）

目前国内煤炭企业优先采用顶板水力压裂技术[1]，取得了显著成效。冲击地压工作面末采阶段顶板水力压裂无法有效对覆岩应力分布、应力传递路径[2]等重要冲击要素进行有效干预、消除，更无法避免不同冲击要素的叠加。国内已有对切眼顶板爆破与水力压裂技术的对比成果[3-4]，但至今未见冲击地压工作面末采阶段中两项技术的对比。通过对比分析，证实传统的顶板爆破手段具有明显的“两大功能”，能有效弥补顶板水力压裂技术不足。

1 工程概况

纳林河二号矿井31103-2 和31121 工作面均为双回撤通道布置的大采高综采工作面，埋深大约600 m，煤层厚度6 m，煤层和顶板岩层均具有强冲击倾向性，末采阶段具有强冲击危险等级。

根据顶板取芯柱状图，设计两种不同顶板处置方案的技术参数，如图1。

图1 末采阶段顶板处置方案

2 顶板处理方案

2.1 水力压裂

31121 主回撤通道顶板水力压裂相关参数见表1，注水泵型号为BZW123/40，注水泵压不小于30 MPa，单次压裂时间不小于50 min。

表1 顶板水力压裂施工参数

2.2 顶板爆破

31103-2 主回撤通道爆破技术参数见表2，同组内高、低位孔间距控制在1～1.5 m 之内，爆破孔直径89 mm。

表2 31103-2 工作面主回撤通道顶板爆破孔施工参数

3 顶板处置技术分析及检验

3.1 理论分析

（1）水力预裂裂缝扩展的基本条件

裂缝扩展力学模型[5]如图2，根据弹性力学理论[6]，裂隙要继续扩展，必须要克服表面粘结力。根据Darcy 定律，裂缝扩展的注水压力P，即：

图2 切槽裂缝扩展力学模型

式中：σα为水压力，MPa；σv为垂直地应力，MPa；σh为水平地应力，MPa；Rt为岩石抗拉强度，MPa；l为扩展长度，m；v为流速，m/s；k为水在岩体中的渗透率，md。

结论：根据公式（1）和（2）计算得，31121工作面顶板水力压裂的注水压力P=18.5 MPa，注水泵为BZW123/40，输出压力能满足压裂要求。经带压注水检测，相邻压裂孔出水，说明10 m 间距水力压裂孔裂隙半径相互重叠，达到设计要求。

（2）爆破裂隙发育分析

根据现有爆破理论[7]，炸药爆破后，从爆破源向外依次形成压碎区、破裂区和震动区。由于爆破无自由面情况下进行的，不耦合装药时，可以按爆炸应力波计算单孔爆破的破裂区范围，装药爆破后作用于孔壁上径向应力峰值，即初始冲击压力Pr为：

式中：ρe为爆破筒装药密度，0.77×103kg/m³；D为 爆 速，3710 m/s；dc为 炸 药 直 径，Φ70mm 爆破筒，双排药卷；db为炮孔直径，89 mm；n为爆生气体碰撞岩壁时产生的应力增大倍数，介于8～11，取n=10。采用煤矿二级许用乳化炸药（Φ35 mm×300 mm×300 mm），药卷密度1.1×103kg/m³。

将以上相关参数代入公式（3）进行计算，Pr=3473 MPa。

式中：σt为煤岩体的抗拉强度，2 MPa；b为波速比，b=μ/（1-μ）=0.25；α为应力波衰减系数，α=2-b=1.75；rc为炮孔直径，89 mm。将以上参数代入由公式（4）计算得出：R=4.38 m。考虑综合预裂增大系数K=1.3，则单孔爆破岩体的最远裂隙发育范围R'=k×R=5.69 m。

结论：间距按10 m 布置，爆破后相邻爆破孔之间裂隙贯通。

3.2 实施效果现场检验

采用CXK12（A）矿用本安型钻孔成像仪进行窥视检验，如图3、图4。

图3 顶板分段定向水力压裂后钻孔窥视结果

图4 爆破模型及窥视结果（3.3 m 平行孔）

3.3 末采阶段覆岩应力分布模拟

根据已有的顶板岩层应力观测资料，利用surfer 对末采期间煤层上方60 m 范围顶板岩层内应力分布情况和应力等值线分布进行模拟。

（1）顶板分段水力压裂后，压裂处理段附近区域的应力分布规律和传递路径均未见明显变化，压裂所产生的裂缝在停压后，在围岩应力的挤压下，基本呈闭合状态，如图5（a）、图6（a）所示。顶板水力压裂可形成预制裂隙，缩小采空区顶板垮落步距，降低来压强度，但无法有效对末采贯通阶段超前范围覆岩应力分布、巷道群上方高集中应力传递路径等重要冲击要素进行有效干预、消除，更无法有效避免不同冲击要素的叠加。

（2）顶板“高+低”位爆破后，装药爆破段附近区域的应力水平明显降低，与破碎区范围相对应，爆破破碎区域的应力等值线水平大幅度降低，爆破后破碎区范围岩石内裂缝呈现块状、局部粉碎状态，出现阻断应力传递路径的现象，如图5（b）、图6（b）所示。顶板爆破可形成大范围裂隙，并形成爆破压碎区，对工作面采动压力的传递路径形成有效阻隔，对主回撤通道形成保护作用，避免了不同冲击要素的叠加，消除了冲击力源的复杂性。

图5 回撤通道末采阶段覆岩应力分布矢量图

图6 回撤通道末采阶段覆岩应力等值线图

4 末采阶段防冲监测结果

4.1 回撤通道煤体应力变化情况

（1）主回撤通道

实施顶板爆破后，主回撤通道煤体应力值平稳，最大值7.2 MPa；实施顶板水力压裂后，主回撤通道3#、4#煤体应力计呈现红色预警，如图7（a）。

（2）辅回撤通道

实施顶板爆破后，应力计监测值基本平稳，189#应力计监测值最大值14.0 MPa，通道内其余应力计均无预警；实施顶板水力压裂后，末采阶段主回撤通道5#、6#煤体应力计呈现红色预警，如图7（b）。

图7 回撤通道末采阶段应力计变化图

小结：两种不同顶板处理手段技术条件下应力变化差异明显，爆破具有更强的预制裂隙，并阻断采动应力传递路径的功能，爆破形成的破碎区对主回撤通道形成保护作用。

4.2 微震监测结果对比

31121 末采阶段（距离回采贯通40 m 范围），微震事件总频次539 个，单日频次日均77 个，释放总能量8.0×105J，104及以上事件5 个，末采阶段强动载效应明显，冲击风险极高。

31103-2 较之于31121 末采阶段，微震事件频次降低78%，释放总能量降低81.1%，未出现104及以上事件，末采阶段未出现强动载效应，微震事件呈现“低频、低能”的特征，冲击风险消除。末采阶段微震监测对比见表3。

表3 末采阶段微震监测对比（KJ551）

5 结论

（1）爆破较之于顶板水力压裂具有更强的切顶、预制裂隙功能，爆破形成的压碎区和裂隙区不会出现再次闭合现象，改善了末采阶段覆岩应力分布情况。

（2）爆破后形成的压碎区和裂隙区，相较于周围岩体呈松散状态，起到阻断采动压力传递路径的功能,并对主要巷道形成卸压保护的作用。

（3）较大的爆破能量提前消除了顶板岩层弹性能量聚积的条件，末采阶段始终处于“低频、低能”的状态。