年 軍，李潤芝，劉 浩，回春偉

(1.遼寧工程技術大學 安全與工程學院，遼寧 阜新 123000；2.煤科集團沈陽研究院有限公司，遼寧 沈陽 110000；3.煤礦安全技術國家重點實驗室，遼寧 撫順 113000)

0 引言

隨著煤礦開采強度的不斷增大及開采深度的不斷加深，采空區(qū)瓦斯逐漸成為制約礦井安全生產(chǎn)的主要因素[1-2]。尤其在放頂煤采煤工藝下，工作面受開采強度大、采空區(qū)遺煤多等因素的影響，使得放頂煤工作面同比其他采煤工藝下的生產(chǎn)工作面存有采空區(qū)瓦斯治理范圍大、治理難度高等問題[3-5]。

目前，采空區(qū)的瓦斯治理措施主要有高、低位裂隙鉆孔、高抽巷、采空區(qū)埋管等方法[6-9]，上述方法雖然在一定程度上起到了治理采空區(qū)瓦斯的效果，但仍留有一些弊端。高位鉆孔施工期間普遍面臨鉆孔有效長度短、鉆孔工程量大等問題；高抽巷施工過程中主要面臨掘進工程量大、施工工期長、人工及支護成本高等問題；采空區(qū)埋管主要用于治理采空區(qū)上隅角瓦斯，因此一般僅作為輔助治理手段而使用。

頂板超長定向鉆孔作為一種新興的采空區(qū)瓦斯治理技術，不僅取替了傳統(tǒng)的綜合抽放方式，節(jié)省了巷道掘進造成的人工、材料成本；而且工程施工工期短、抽采瓦斯?jié)舛雀撸瑵M足采空區(qū)瓦斯的治理需求。本文以先進的鉆探技術和鉆機設備為依托，基于采動裂隙橢拋帶理論提出采空區(qū)頂板超長定向鉆孔的層位布置原理，通過經(jīng)驗公式與數(shù)值模擬相結合的手段，確定頂板超長定向鉆孔的合理層位，旨在提高采空區(qū)瓦斯的抽采效率，解決高瓦斯礦井存在的瓦斯治理難題。

1 騰暉煤業(yè)采空區(qū)頂板超長定向鉆孔瓦斯抽采技術

1.1 工作面概況

騰暉煤業(yè)隸屬于山西省河津市，井田面積為6.53 km2。2-100工作面位于井田中南部，為礦井一采區(qū)的第六個工作面，2-100工作面設計巷道長度600 m，開切眼200 m，工作面主采2號煤層，平均煤層厚度為5.5 m。2-100工作面通風方式為一進一回“U”型通風，工作面原始噸煤瓦斯含量9 m3/t，2-100回采工作面預計絕對涌出量24 m3/min，相對瓦斯涌出量7 m3/t。

1.2 頂板超長定向鉆孔的抽采原理

采空區(qū)頂板超長定向鉆孔瓦斯抽采技術是依據(jù)高位鉆孔的抽采原理，以先進的鉆探技術和鉆機設備為基礎，對采空區(qū)的瓦斯進行治理的新方法。煤層開采后將引起上覆巖層的移動與破斷，從而在覆巖中形成采動裂隙。當采空區(qū)頂板充分垮落后，采動裂隙中的離層和破斷裂隙之間相互貫通，采空區(qū)上覆巖層裂隙區(qū)域產(chǎn)生形似橢球體表面的曲面邊界，稱外橢拋面；位于采空區(qū)頂板裂隙中部的壓實區(qū)域產(chǎn)生曲面邊界，稱內(nèi)橢拋面[10-12]。在整個采空區(qū)覆巖中，內(nèi)外橢拋面之間形成了類似帽狀的采動裂隙區(qū)間，稱其為橢圓拋物帶，如圖1所示。在采空區(qū)頂板裂隙周圍，受頂板覆巖不完全垮落的影響，形成鉸接結構，離層裂隙之間的離層量較大；而中部壓實區(qū)中離層裂隙被壓實，裂隙處于相對閉合的狀態(tài)，離層量較小。利用頂板超長定向鉆孔治理采空區(qū)瓦斯時，頂板超長定向鉆孔的終孔層位以及頂板超長定向鉆孔的內(nèi)錯距離對采空區(qū)瓦斯抽采效果有直接影響。如果布置層位過低，在回采過程中，工作面前方煤巖體經(jīng)應力集中和卸壓之后產(chǎn)生的裂隙會與鉆孔相互貫通，導致抽采效果欠佳；若布置層位過高，則不能有效解決上隅角瓦斯超限等問題。同時，鉆孔終孔位置與回風巷內(nèi)錯距離較大，布置在壓實區(qū)時，也會產(chǎn)生抽采濃度較低的問題，因此，鉆孔終孔位置應布置在壓實區(qū)輪廓線之外，采動裂隙輪廓線以內(nèi)。

圖1 頂板采動裂隙發(fā)育形態(tài)示意Fig.1 Schematic diagram for development form of roof mining fissure

1.3 主要技術設備及工作原理

VLD-1000型定向鉆機設備主要包括千米履帶定向鉆機、專用定向鉆具、隨鉆導向裝置、配套鉆機工藝4部分，如圖2所示。其工作原理是利用其導向系統(tǒng)使近水平鉆孔軌跡按設計要求延伸鉆進至預定目標的一種鉆探方法，即有目的地將鉆孔軸線由彎變直或由直變彎。同時孔底導向裝置實時監(jiān)測鉆孔參數(shù)，進而確定孔底螺桿馬達的造斜方向。

圖2 VLD-1000型定向鉆機主要設備Fig.2 Main equipments of VLD-1000 directional drilling rig

2 頂板超長定向鉆孔終孔位置模擬研究

2.1 模型的建立

UDEC 3.0能夠較好地適應不同巖性和不同開挖狀態(tài)條件下的巖層運動的需要，是目前模擬巖層破斷后移動過程較為理想的數(shù)值模擬軟件。通過對2號煤層頂板80 m范圍內(nèi)不同層位巖性的物理力學參數(shù)進行測定，作為2-100工作面計算模型的參數(shù)設置依據(jù)。模擬騰暉煤業(yè)2-100工作面回采后，頂板巖層裂隙變化的分布情況。通過對2-100綜采工作面的現(xiàn)場狀況進行簡化，將計算模型設為水平模型(見圖3)，工作面垂直距離的考慮范圍為100 m。計算模型選取沿工作面方向為x軸，沿工作面垂直方向為y軸方向。其中，在x軸方向上，工作面巷道兩側實體煤側各取30 m，工作面切眼長度為200 m，共計260 m；在y軸方向上，按照地質綜合柱狀圖選定2號煤底板為y軸零點，往上取100 m，共計100 m；模型尺寸為260×100 m。圍巖本構關系采用摩爾-庫侖模型。本工作面煤層以及頂?shù)装鍘r層的參數(shù)如表1所示。

圖3 2-100工作面物理模型Fig.3 Physical model of 2-100 working face

表1 上覆煤巖層力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of overlying coal and rock seam

按照巖層的實際屬性和賦存狀態(tài)對模型進行相應的巖層布置及參數(shù)設計后，對模型四周添加邊界條件，運行至模型的平均不平衡力為最大不平衡力的1/10 000，使模型基本處于平衡狀態(tài)。沿既定邊界進行切眼開挖，一次成型，切眼長度為200 m。以原始的地質條件和巖層的實際屬性和賦存狀態(tài)為基礎，通過對頂板覆巖不同巖性的參數(shù)在模型中進行相應的布置，添加邊界條件，在選定計算模型范圍的基礎上，確定邊界條件。原始圍巖結構計算模型如圖3所示。

本計算模型的邊界條件如下：

上部邊界條件：基本頂上方載荷與上覆巖層的重力(q=∑γ·H)有關，將載荷的分布形式簡化為均布荷載，為更真實地模擬埋深400 m地下應力環(huán)境，在模型上部施加8 MPa 的均布載荷。

下部邊界條件：本模型的下部邊界為底板，簡化為位移邊界條件，在x方向上可以運動，y方向上固定的鉸支，即u=0。

左側和右側邊界條件：本模型的左側和右側邊界均為實體煤和巖體，簡化為位移邊界條件，在y方向上可以運動，x方向上固定的鉸支，即u=0。

2.2 模型監(jiān)測點的布置

模型監(jiān)測點的布置是確定頂板超長定向鉆孔合理終孔位置的基礎，通過理論計算確定模型監(jiān)測點的布置范圍，再根據(jù)模擬結果中模型監(jiān)測點的位移變化確定頂板超長定向鉆孔的合理終孔位置。

瓦斯密度相比于空氣密度較小，使得采空區(qū)內(nèi)的瓦斯有向上方運移的動力。頂板超長定向鉆孔終孔位置距煤層頂板的距離可參照煤層頂板上覆巖層冒落帶、裂隙帶發(fā)育高度的計算公式，2號煤層上覆巖層為泥巖、粉砂巖，細粒砂巖等組成，屬中硬類型。根據(jù)相關資料上覆中硬巖層冒落帶、裂隙帶的發(fā)育高度經(jīng)驗公式為：

式中：Hm為冒落帶的高度，m；HLi為裂隙帶的高度，m；∑M為累計煤厚，m。

受回采工作面進風巷與回風巷壓力差的影響，使得流經(jīng)工作面的瓦斯流有向回風隅角匯集的趨勢，因此頂板超長定向鉆孔、高位鉆孔、專用瓦斯抽放巷均布置在工作面的回風巷道側。頂板超長定向鉆孔終孔位置與回風巷水平距離的范圍可參照專用瓦斯抽放巷與回風巷的水平距離的計算公式，計算公式如下：

hB=HbM/h1

h=h1cosβ+hB

Sp=λ(L-Lb)/2

S=hcos(α-β)+Sp

式中：M為采高，m；h1為垮落帶高度；β煤層傾角，8°；hB為防止高抽巷破壞安全保險高度,m；α為回風巷側斷裂帶垮落角，考慮試驗工作面設計推進速度，取60°；Sp為與采動裂隙邊界水平距離，m；L為工作面推進距離,m；λ為系數(shù)，λ約為0.46倍回風巷側斷裂帶寬度，回風側斷裂帶寬度可近似看成0.5倍的推進距減壓實區(qū)寬度。

基于理論計算為選取數(shù)值模型的監(jiān)測區(qū)域提供科學依據(jù)，結果可得：冒落帶的高度范圍為17.9～30.9 m；裂隙帶的高度范圍為56.3～74.1 m；頂板超長定向鉆孔終孔位置與回風巷水平距離的范圍為50.2 m。模擬監(jiān)測點的范圍針對裂隙帶高度范圍、終孔位置與回風巷水平距離范圍所涵蓋的區(qū)域進行均勻布置。本次共設置豎直測線5條，監(jiān)測點40個。模擬結果僅觀測不同監(jiān)測點沿豎直方向的位移變化，不考慮不同巖性碎脹系數(shù)的不同對頂板裂隙的影響。監(jiān)測點坐標如表2所示。

表2 頂板覆巖位移監(jiān)測點布置Table 2 Arrangement of displacement monitoring points for roof overlying strata

2.3 模擬結果分析

頂板覆巖位移下沉量變化如圖4所示。

圖4 頂板覆巖位移下沉量變化Fig.4 Variation of displacement subsidence of roof overlying strata

測線1各監(jiān)測點頂板下沉量最大可達4.85 m，位于裂隙帶下部測點的頂板下沉量大于裂隙帶上部測點的頂板下沉量；工作面采高為5.2 m，距工作面豎直距離56 m監(jiān)測點的頂板下沉量為4.85 m，其余監(jiān)測點下沉量隨著距工作面豎直距離的增大呈減小趨勢，但整體而言，測線1各監(jiān)測點頂板下沉量相差較小，由此可知測線1各監(jiān)測點層間裂隙較??；分析其原因為測線1位于壓實區(qū)，其頂板巖層全部垮落，因此，各監(jiān)測點下沉量基本相同，受巖石碎脹的影響，頂板監(jiān)測點的下沉量隨頂板距工作面豎直距離的增大呈減小趨勢。測線2、測線3、測線4監(jiān)測點下沉量隨著距工作面豎直距離的增大均呈減小趨勢，3條測線各監(jiān)測點頂板下沉量均小于測線1監(jiān)測點，3條測線監(jiān)測點下沉量沿豎直距離降低的幅度相比測線1較大且同一層位監(jiān)測點頂板下沉量基本相同，由此可判斷該區(qū)域層間裂隙發(fā)育情況較好且測線沿橫向距離互相連通，此區(qū)域裂隙發(fā)育最好。測線5監(jiān)測點下沉量較小，這主要是由于該測點位于切眼的兩端，而切眼兩端頭的頂板在一邊有煤柱支撐，沒有完全垮落下來，所以頂板下沉量會小于中部測點。

總體而言，位于同一層位的監(jiān)測點距離巷道兩幫的越近，頂板下沉量越??；位于同一測線的監(jiān)測點隨著距工作面豎直距離的增大呈減小趨勢。通過對測線2、測線3、測線4各監(jiān)測點的層間間隙進行分析，測線2中7號監(jiān)測點與12號監(jiān)測點(終孔層位為60 m)、測線3中8號監(jiān)測點與13號監(jiān)測點(終孔層位為60 m)、測點4中14號監(jiān)測點與19號監(jiān)測點(終孔層位為63 m)層間間隙較大，其與水平方向的監(jiān)測點頂板下沉量也基本相同，由此可判斷該點的裂隙發(fā)育較好。

3 頂板超長定向鉆孔抽采方案與抽采效果分析

3.1 頂板超長定向鉆孔抽采方案

定向鉆孔的施工地點位于2-100工作面回風巷。為了方便鉆孔抽采期間的管理，鉆孔設計長度不宜過長，2-100工作面回風巷設計長度為600 m，因此，在該回風巷共布置2個鉆場用于施工定向鉆孔，1號鉆場位于回風巷工作面?zhèn)染嗲醒?00 m處，2號鉆場位于工作面回風聯(lián)巷處。騰暉煤業(yè)2-100工作面絕對瓦斯涌出量為24 m3/min，頂板超長定向鉆孔需要抽采的瓦斯量為12 m3/min。根據(jù)鉆孔的預計單孔抽采能力，平均單孔瓦斯抽采純量為2.88 m3/min，因此滿足抽采需要至少要布置5個鉆孔。根據(jù)模擬結果可知：騰暉煤業(yè)頂板超長定向鉆孔距回風巷的距離為20～40 m，相鄰定向鉆孔的終孔間距為5 m；1號、3號、5號鉆孔位于監(jiān)測線上，其終孔層位距煤層頂板距離取測線監(jiān)測點間層間裂隙較大的點，依次為60，60，63 m；2號、4號鉆孔位于監(jiān)測線之間，其終孔層位距煤層頂板距離取相鄰兩測線監(jiān)測點間層間裂隙最大點間連線與相鄰兩測線中線的交點，依次為60 ，61 m。定向鉆孔的目標方位角均為180°，定向鉆孔的鉆孔直徑為153 mm。鉆孔施工參數(shù)見表3。

表3 鉆孔施工參數(shù)Table 3 Borehole construction parameters

3.2 抽采效果分析

頂板超長定向鉆孔應用后，通過對1～5號頂板超長定向鉆孔的抽采情況進行連續(xù)觀測，觀測結果表明：5個頂板超長定向鉆孔的抽采負壓分別為8,7,8,8,9 kPa；抽采期間流量達到的最大值分別為46.48, 44.88, 45.39, 48.45, 47.68 m3/min；抽采濃度變化范圍為20.36～30.52%；抽采純量達到的最大值分別為13.88, 13.92, 13.96, 14.24, 14.32 m3/min。

觀測工作面推進200 m期間，鉆孔抽采瓦斯純量隨工作面推進距離的變化規(guī)律，如圖5所示。

圖5 瓦斯抽采純量隨工作面推進距離的變化Fig.5 Variation of pure drainage quantity of gas with advancement distance of working face

由圖5可知，工作面回采初期，鉆孔內(nèi)的瓦斯純量隨工作面的推進呈逐漸增高的趨勢；當工作面推進30 m左右時，頂板初次垮落，此時鉆孔的瓦斯抽采純量急劇增大，單孔的瓦斯抽采純量基本保持在8 m3/min以上；頂板初次垮落后，單孔的瓦斯抽采純量隨著工作面推進開始呈周期性變化，當頂板巖層發(fā)生周期性垮落時，鉆孔瓦斯抽采純量開始急劇升高。分析其原因為頂板垮落后，頂板裂隙此時發(fā)育最充分，鉆孔的抽采流量最大；同時積聚在采空區(qū)深處區(qū)域的瓦斯受頂板瞬間垮落的影響，部分采空區(qū)氣體急劇涌向采空區(qū)頂板，造成此時的瓦斯?jié)舛容^高。研究結果表明：距離巷幫較遠的鉆孔抽采效果要略好于距離巷幫較近的鉆孔，該研究結果進一步驗證了頂板下沉量受巷幫支撐的影響。鉆孔抽采影響下上隅角、回風流瓦斯?jié)舛茸兓鐖D6所示。

圖6 鉆孔抽采影響下上隅角、回風流瓦斯?jié)舛茸兓疐ig.6 Variation of gas concentration at upper corner and gas concentration of return air flow influenced by borehole drainage

工作面回采初期，上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛入S工作面的推進呈緩慢上升的趨勢；當工作面推進30 m左右時，頂板初次垮落，此時上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛扔忻黠@的上升趨勢，隨后在鉆孔抽采影響下，上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛乳_始下降；頂板超長定向鉆孔抽采期間，上隅角瓦斯?jié)舛瘸手芷谛宰兓厔?，但整個過程中上隅角瓦斯?jié)舛染诳煽胤秶鷥?nèi)，上隅角瓦斯?jié)舛仍?.32%～0.8%；回風流瓦斯?jié)舛扰c上隅角瓦斯?jié)舛瘸释瑯拥淖兓厔荩敯鍋韷阂查g接導致回風流的瓦斯?jié)舛扔兴?；頂板超長定向鉆孔有效地解決了2-100工作面面臨的瓦斯難題。

4 結論

1)同一層位的監(jiān)測點距離巷道兩幫越近，頂板下沉量越小；同一測線的監(jiān)測點隨著距工作面豎直距離的增大呈減小趨勢。測線2、測線3、測線4監(jiān)測點的層間間隙較大，是頂板超長定向鉆孔的合理內(nèi)錯范圍。通過數(shù)值模擬進一步確定1～5號頂板超長定向鉆孔的終孔層位依次為60，60，60，61，63 m。

2)當工作面推進30 m左右時，頂板初次垮落后，頂板超長定向鉆孔開始發(fā)揮作用，單孔的瓦斯抽采純量隨著工作面推進開始呈周期性變化，當頂板巖層發(fā)生周期性垮落時，鉆孔瓦斯抽采純量開始急劇升高。距離巷幫較遠的鉆孔抽采效果要略好于距離巷幫較近的鉆孔，頂板下沉量受巷幫支撐的影響。

3)頂板超長定向鉆孔抽采期間，上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛瘸手芷谛宰兓厔?，受頂板垮落影響，上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛扔忻黠@的上升趨勢，隨后在鉆孔抽采影響下，上隅角瓦斯?jié)舛扰c回風流瓦斯?jié)舛乳_始下降；但整個過程中上隅角瓦斯?jié)舛染诳煽胤秶鷥?nèi)，上隅角瓦斯?jié)舛仍?.32%～0.8%。