張永將,黃振飛， 季 飛

(1.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400037；2.瓦斯災害監(jiān)控與應急技術國家重點實驗室，重慶 400037)

0 引 言

高地應力、高瓦斯壓力環(huán)境下，煤礦瓦斯災害與沖擊地壓災害日益凸顯。針對沖擊地壓問題，國內外學者進行大量研究，先后提出強度理論[1-3]、剛度理論[4]和能量理論[5-6]從不同角度揭示沖擊地壓發(fā)生機制。竇林名等[7]提出動靜載疊加防沖技術，通過消除應力集中并釋放采掘空間積聚的彈性應變能實現(xiàn)沖擊地壓的有效防治。章夢濤等[8]、陸菜平[9]等提出強度弱化減沖理論，提出通過技術手段降低頂?shù)装寮懊簩訌姸?，弱化煤巖沖擊傾向性。齊慶新等[10]通過試驗分析煤巖體摩擦滑動性及其滑動穩(wěn)定性，提出沖擊地壓是煤巖體結構摩擦滑動失穩(wěn)的表現(xiàn)形式，由摩擦突變導致。

針對瓦斯災害問題我國采取“先抽后采”的基本原則[11]，理論分析及現(xiàn)場實踐均表明保護層開采是最有效瓦斯治理手段[12-13]，保護層開采后被保護層頂?shù)装鍘r層產(chǎn)生變形卸壓，伴隨生成的大量裂隙使被保護層瓦斯抽采效率大幅提高[14]。在不具備保護層開采條件地區(qū)，區(qū)域或局部增透手段也被廣泛研究及推廣應用。在射流沖擊及地應力影響下煤體內部形成大量裂紋[15]，水力割縫技術將高壓管路內壓力勢能轉化為動能[16]，水力壓裂技術利用液體壓力在煤層中形成人工裂縫增加煤層滲透率[17-18]，深孔聚能爆破產(chǎn)生的爆炸應力波在孔壁生成大量徑向及環(huán)向裂隙，相互交織形成裂隙網(wǎng)絡增加煤層滲透率[19]。新裂紋的形成及次生裂紋的導通使煤層滲透率得到增加[20-21]。上述技術手段均取得一定效果。

隨著開采深度逐漸增加，煤巖動力現(xiàn)象及瓦斯災害更趨復雜、致災共性化，不能用傳統(tǒng)煤與瓦斯突出機理或沖擊地壓理論進行解釋，逐漸呈現(xiàn)相互耦合態(tài)勢，相應煤巖與瓦斯動力災害防治亟需采取采掘空間地應力及煤層瓦斯壓力雙重卸壓手段進行綜合治理。

針對復合型災害特點，姜福興等[22]將災害發(fā)生前兆進行劃分并確定臨場預警、中期預警以及遠期預警并構建相應監(jiān)測指標。袁亮等[23]提出典型動力災害風險判識、監(jiān)控預警理念以及相應關鍵技術。竇林名等[24]建立沖擊破壞多參量預警模型，將沖擊危險劃分為“無、弱、中等與強”4個等級。技術層面，水力割縫技術最早應用于強化煤層瓦斯抽采，其技術原理為使煤層局部卸壓進而增加煤層滲透率。隨著技術進步，射流壓力100 MPa的水射流割縫設備能夠實現(xiàn)對堅硬煤層的有效切割[25]，超高壓水力割縫由于其技術原理因而被引入復合型災害防治。楊增強等[26]提出射流割縫卸壓的強弱強治災機制，基于煤體強度弱化減沖理論認為射流割縫在煤體內形成的弱結構區(qū)是防止災害發(fā)生關鍵因素。張嘯等[27]分析了割縫卸壓半徑，通過實驗室試驗了不同射流參數(shù)切割效果；李超等[28]、池明波[29]通過現(xiàn)場考察，分析割縫煤層的電磁輻射、圍巖應力及微震監(jiān)測數(shù)據(jù)，認為割縫使煤層應力重新分布，高應力區(qū)向深部煤巖體轉移，毛瑞彪等[30]、尹亮亮[31-32]通過數(shù)值模擬試驗得出切割縫槽改變割縫區(qū)域內煤體的應力狀態(tài)，相鄰未割縫區(qū)域應力升高而割縫區(qū)域產(chǎn)生卸壓效應。

筆者提出應用超高壓水力割縫技術防治煤巖與瓦斯動力災害，首先介紹超高壓水力割縫技術原理及割縫裝備，然后分析割縫煤體雙重卸壓特征，最后在胡家河煤礦進行超高壓水力割縫卸壓技術現(xiàn)場應用。

1 超高壓水射流割縫雙重卸壓機制

1.1 超高壓水射流割縫技術

1.1.1 技術原理

超高壓水射流出口速度較高，射流自割縫器噴出后有效靶距內自身慣性遠大于空氣阻力及重力，因此各截面內射流動量通量守恒為

(1)

式中：ρ為水的密度；n為截面法向矢量；v為射流速度向量；A為截面面積。

根據(jù)大量試驗數(shù)據(jù)，射流速度分布存在自模擬性，即不同斷面內無量綱軸向速度分布規(guī)律相同。即

u/um=(1-ξ1.5)2

(2)

式中：u為射流速度，m/s；um為軸心速度，m/s；ξ為無量綱徑向坐標。

水射流半徑同射流噴射距離線性相關，因此可得出射流的軸向速度分布式為

(3)

式中：Pe為壓力，MPa；b0為噴嘴直徑，m；h為噴距，m；k為徑向與軸心距離，m。

由沖量定理，高壓射流對煤體的持續(xù)沖擊力同煤體的流量、速度相關，射流沖擊范圍內煤體表面任一點受到的射流沖擊力為

dPw=ρudQ

(4)

式中：Pw為射流沖擊壓力，Pa；Q為射流流量，m2/s。

射流沖擊除在表面產(chǎn)生沖擊壓力以外，由于煤體內部的裂隙、孔隙等微觀結構，射流同時在內部產(chǎn)生孔隙壓力。即得

P/P0=V/V0

(5)

式中：P為射流沖擊下的煤體孔隙壓力，MPa；P0為初始孔隙壓力，MPa；V為射流沖擊下的煤體孔隙體積，m3；V0為初始孔隙體積，m3。

在射流的持續(xù)沖擊下，煤體裂紋尖端在射流沖擊、孔隙壓力作用下產(chǎn)生拉伸破壞，煤體原有裂紋繼續(xù)擴展從而使小塊煤體從表面整體脫離。裂紋繼續(xù)擴展所需要的最小應力為

(6)

Pw+P≤σc

(7)

式中：σc為煤體微裂紋擴展監(jiān)界應力，Pa；α0為微裂紋半徑，m；KIC為煤體斷裂因子。

高壓水射流持續(xù)沖擊下，煤體由于沖擊力與孔隙壓力不斷從基體中剝蝕，當射流速度衰減至煤體強度以下時達到最大切割深度，此時沖擊力與孔隙壓力不足以使煤體繼續(xù)剝離，射流切割效果如圖1所示。

圖1 高壓射流割縫效果示意Fig.1 Schematic of high pressure water jetslotting effect

1.1.2 煤層超高壓水力割縫裝置

超高壓水力割縫裝置由淺螺旋鉆桿、超高壓旋轉水尾、高壓清水泵、遠程操作臺、高低壓轉換割縫器、超高壓軟管、金剛石復合片鉆頭等組成。割縫裝置具備鉆割一體化功能，實現(xiàn)100 MPa超高壓水力割縫，能夠在堅硬煤體內部切割1.0～1.5 m縫槽，有效弱化煤體整體結構、消除局部煤巖體應力集中、增加煤層滲透率，成套設備如圖2所示。

圖2 超高壓水力割縫裝置Fig.2 Ultra-high pressure water jet slotting device

1.2 煤體割縫對地應力卸壓原理

采掘空間形成后隨著工作面不斷推進，采煤工作面前方產(chǎn)生應力集中，此時工作面近場載荷包括采動壓力產(chǎn)生應力載荷以及煤層瓦斯壓力，如圖3所示。

圖3 采煤工作面載荷分布Fig.3 Load distribution of stope

為消除采掘工作面前方的應力集中現(xiàn)象，可采用超高壓水力割縫技術切割破壞煤巖的完整性，當大量煤體被射流切割并運移出煤層后，煤層頂板部分失去支承壓力，在礦壓作用下產(chǎn)生沉降，此時工作面受力狀態(tài)為支架支撐壓力Fw、割縫區(qū)支承壓力Fs、以及原始煤巖支承壓力Fc，如圖4所示。

圖4 割縫區(qū)域煤體受力模型Fig.4 Stress model of coal in water jet slotting area

在采煤工作面超前壓力前方提前采取割縫卸壓措施，割縫后由于射流沖擊大量煤體被切割剝離，頂板此時沉降量為Δh，假設工作面綜采支架支撐高度不變，且忽略未割縫煤體在頂板壓力下垂直方向上微小變形，此時約束條件為

(8)

式中：ΔHw為工作面頂板下沉量，m；ΔHc為未擾動區(qū)域頂板下沉量，m；ΔHs為割縫區(qū)域頂板下沉量，m；Δθc為未擾動區(qū)頂板轉角，(°)。

由上述約束條件，在工作面綜采支架、割縫卸壓區(qū)、煤體支承區(qū)形成的系統(tǒng)中，可得

(9)

式中：Fw為綜采支架支撐力，N；Fs為割縫區(qū)域煤體支承壓力，N；Fc為未割縫區(qū)域煤體支承壓力，N；Mc為未割縫區(qū)域直接頂轉矩，N·m；l為割縫區(qū)域長度，m；q為頂板壓力，Pa；E為直接頂剛度，Pa；L為鉆孔割縫段長度，m；H為直接頂高度，m。

因此可得出割縫措施后頂板沉降高度Δh同割縫區(qū)域煤體支承壓力Fs對應關系為

(10)

由式(10)，實施割縫后由于割縫區(qū)域沉降，上覆巖層壓力轉為主要由未被割縫破壞區(qū)域的煤體承擔，并且割縫卸壓區(qū)沉降高度越大，割縫區(qū)域煤體支承壓力越低。因此超高壓水力割縫技術能有效使超前壓力區(qū)煤體應力卸壓，改善煤體應力狀態(tài)。

1.3 煤體割縫對瓦斯壓力卸壓原理

高壓射流切割煤體同時改變鉆孔瓦斯抽采模式，為瓦斯提供新的滲流路徑。未割縫時，解吸瓦斯由煤層向鉆孔內運移，未割縫鉆孔瓦斯抽采符合徑向流動模式，瓦斯抽采流量為

(11)

式中：Q1為未割縫鉆孔單位長度瓦斯涌出量，m3/d；R1為鉆孔半徑，m；R0為煤層半厚度，m；p0為煤層瓦斯壓力，MPa；p1為鉆孔抽采負壓，MPa；λ1為未割縫煤層透氣性系數(shù)，m2/(MPa2·d)。

鉆孔割縫形成新的自由面，使解吸瓦斯既可以沿鉆孔徑向流動也可以沿軸向向縫槽內流動，產(chǎn)生徑向流動及軸向流動2種模式，如圖5所示。此時割縫鉆孔瓦斯抽采流量[33]為

(12)

式中：Q2為割縫鉆孔單位長度瓦斯涌出量，m3/d；λ2為割縫煤層透氣性系數(shù)，m2/(MPa2·d)；L0為相鄰縫槽間距，m；r為割縫半徑，m。

圖5 割縫鉆孔瓦斯流動模式Fig.5 Gas flow pattern of slotting drilling

被切割煤體在上覆巖層壓力下產(chǎn)生彈塑性變形，煤層地應力得到釋放，煤體滲透率因而同步大幅增加。當游離瓦斯不斷抽出，煤體原有吸附-解吸平衡被打破，隨著瓦斯含量迅速減小，煤層瓦斯壓力大幅降低，在煤巖與瓦斯動力災害危險區(qū)域執(zhí)行割縫措施，能有效實現(xiàn)瓦斯壓力快速卸壓。

煤巖與瓦斯動力災害致災動力來源包括由超前壓力、采動壓力形成的應力載荷σs以及煤層內游離瓦斯形成的瓦斯壓力σg。根據(jù)理論分析，復合型災害發(fā)生臨界條件[34]為上述合力超過與臨界壓力σb,min

σs+σg≥σb,min

(13)

式中：σs為煤巖體承受的應力；σg為煤層瓦斯壓力；σb,min為復合災害發(fā)生臨界應力。

超高壓水力割縫技術在鉆孔附近切割縫槽，一方面破壞煤體的完整性并削弱煤體的強度，縫槽附近煤體向著縫槽空間內產(chǎn)生蠕變現(xiàn)象，使得煤體原始積聚的壓力勢能轉化為彈塑性變形，從而緩解采掘空間附近的應力集中現(xiàn)象，降低煤層的應力載荷。

圖6 復合型災害發(fā)生機制Fig.6 Mechanism of composite disaster

另一方面切割縫槽形成瓦斯運移通道，改善鉆孔瓦斯抽采模式，煤體變形卸壓增加煤層滲透率，煤層瓦斯的快速抽采打破原有吸附平衡，迅速降低煤層的瓦斯壓力，從地應力及瓦斯壓力兩個方面實現(xiàn)煤層雙重卸壓，從而實現(xiàn)對煤巖與瓦斯動力災害的有效防治，如圖7所示。

圖7 復合型災害治理效果示意 Fig.7 Schematic of composite disaster management effect

2 割縫卸壓效應的分析

2.1 割縫煤層內應力卸壓效果的模擬

通過受力分析初步得出，超高壓水力割縫技術能實現(xiàn)煤層內卸壓，利用FLAC3D軟件對采煤工作面在射流割縫后應力演化過程進一步分析。

2.1.1 割縫煤體應力卸壓模型

割縫鉆孔圍巖應力場模擬采用Mohr-Coulomb模型，模型網(wǎng)格從上到下為頂板巖層、煤層和底板巖層，模型尺寸10 m×15 m×10 m，網(wǎng)格數(shù)量222 600。參數(shù)：質量分數(shù)1 329 kg/m3、體積模量2.25 GPa、剪切模量1.50 GPa、黏聚力0.975 MPa、內摩擦角40°、抗拉強度0.825 MPa、最大主應力20 MPa。

圖8 采面割縫模型Fig.8 Water jet slotting model

2.1.2 割縫煤體應力卸壓特征

割縫后煤體內最大主應力、塑性區(qū)分布如圖9—圖11，射流切割形成縫槽破壞煤體內部應力平衡，產(chǎn)生局部卸壓現(xiàn)象，縫槽附近產(chǎn)生一定程度的拉伸應力區(qū)，近縫槽處以拉伸破壞為主，遠離縫槽處以剪切破壞為主，上覆巖層的壓力勢能以彈塑性應變的形式得到釋放，從而改善工作面煤層的應力環(huán)境，降低煤巖與瓦斯動力災害發(fā)生危險。

圖9 割縫煤體最大主應力云圖Fig.9 Cloud chart of maximum principal stress of slotting coal

圖10 割縫煤體最大主應力Fig.10 Maximum principal stress of slotting coal

模擬完成后提取割縫煤體最大主應力分析，當割縫間距為2.0 m時，割縫影響范圍內最大主應力降低至0，并且割縫后應力卸壓范圍及塑性破壞區(qū)相互貫通，但是增加割縫措施執(zhí)行期間埋鉆風險，同時易導致鉆孔后期塌孔。當割縫間距為3.0 m時，煤體塑性破壞區(qū)面積有所減小利于鉆孔維護，同時割縫影響范圍內最大主應力降低至2.49 MPa，煤體卸壓率87%。當割縫間距為4.0 m時，相鄰切割縫槽間存在未充分卸壓區(qū)域，因從應力角度割縫間距應為3.0 m。

圖11 割縫煤體塑性區(qū)分布云圖Fig.11 Distribution of plastic zone of slotting coal

2.2 割縫后瓦斯壓力卸壓的模擬分析

2.2.1 割縫煤體瓦斯?jié)B流模型

基于雙重孔隙介質假設建立氣-固耦合模型，模型尺寸10 m×15 m×10 m，基質孔隙率0.06、裂隙孔隙率0.012、極限吸附體變形量0.04、絕對滲透率1×10-17m2、煤基質彈性模量8 139 MPa、煤骨架體積模量10 335 MPa。鉆孔位于中心，割縫寬度30 mm。

2.2.2 割縫煤體瓦斯壓力卸壓特征

鉆孔割縫后煤層瓦斯流動模式發(fā)生明顯變化，由割縫前徑向流動轉變?yōu)橄蜚@孔的徑向流動以及向縫槽的水平流動結合的復合流動如圖12所示。

圖12 割縫鉆孔瓦斯流動方向Fig.12 Gas flow direction of slotting drilling

割縫鉆孔附近煤體瓦斯壓力迅速降低，割縫影響范圍以外，鉆孔抽采對瓦斯壓力下降幅度影響明顯衰減。同應力卸壓特征類似，切割縫槽間煤體瓦斯壓力卸壓速度最快，隨著切割縫槽間距增大，煤體瓦斯壓力逐漸增加。

不同割縫間距下瓦斯壓力分布如圖13所示，割縫間距為2～4 m時，割縫鉆孔抽采30 d后煤層瓦斯壓力大部分降低至0.1 MPa，割縫間距2 m時，部分卸壓區(qū)域重合；割縫間距4 m時存在未充分卸壓區(qū)域，因此由瓦斯治理角度考慮，煤層超高壓水力割縫間距應為3 m。

圖13 不同割縫間距鉆孔抽采30 d瓦斯壓力云圖Fig.13 Gas pressure nephogram of drilling with different slotting spacings in 30 days of drainage age

3 水力化防治措施現(xiàn)場應用

3.1 試驗地點概況

水力割縫卸壓試驗地點為胡家河煤礦402102綜采工作面，煤層平均厚度20 m。煤層底板埋深570～670 m，密度為1.36 g/cm3，普氏系數(shù)1.8～2.4。試驗煤層動態(tài)破壞時間39.80 ms、沖擊能量指數(shù)7.73、彈性能指數(shù)6.49、單軸抗壓強度24.27 MPa，工作面沖擊地壓危險性評估具有動力災害發(fā)生危險。

工作面采用綜合機械化放頂煤開采，開采高度3.5 m，放頂高度10.5 m，日產(chǎn)量11 600 t，煤層瓦斯壓力0.40 MPa，瓦斯含量平均4.38 m3/t，瓦斯流量衰減系數(shù)0.034 d-1，開采瓦斯涌出量按式(14)計算。即

q1=k1k2k3Kf(x0-x1)

(14)

式中：q1為工作面相對瓦斯涌出量，m3/t；k1為圍巖瓦斯涌出系數(shù)；k2為丟煤瓦斯涌出系數(shù)；k3為準備巷道預排影響系數(shù)；Kf為分層開采瓦斯涌出系數(shù)；x0為煤層原始瓦斯含量，m3/t；x1為殘存瓦斯含量，m3/t。

由式(14)計算得工作面相對瓦斯涌出量為2.74 m3/t，絕對瓦斯涌出量為28.6 m3/min，因此依靠通風措施無法解決綜采工作面高強度開采時的瓦斯治理問題。

3.2 割縫區(qū)域地應力卸壓試驗

3.2.1 割縫卸壓試驗設計

1)試驗鉆孔設計。超前工作面300～500 m地質條件穩(wěn)定區(qū)域作為試驗地點，在巷道兩幫分別向采煤工作面方向及煤柱方向施工超前卸壓鉆孔。鉆孔深度20 m、傾角10°、孔間距3 m，回采側、煤柱側各布置34個割縫卸壓鉆孔，如圖14所示。

圖14 割縫卸壓試驗鉆孔示意Fig.14 schematic of slotting pressure relief test drilling

2)割縫工藝。試驗鉆孔割縫間距3 m，由孔底開始切割，至孔口距離5 m位置，割縫壓力100 MPa、割縫時間20 min。

3.2.2 區(qū)域監(jiān)測系統(tǒng)布置

402102工作面采用微震、地音監(jiān)測系統(tǒng)進行割縫卸壓措施效果評價，微震系統(tǒng)布置2個微震探頭和2個拾震器，地音系統(tǒng)布置4個地音探頭，傳感器安設位置如圖15所示。

圖15 監(jiān)測傳感器安裝位置Fig.15 Installation position of monitoring sensor

3.2.3 割縫卸壓試驗微震考察

1)考察指標。402102采煤工作面采用綜合機械化放頂煤開采，回采過程中頂板活動劇烈，因此通過對比割縫前后能量為1 000 J以上微震事件以考察割縫卸壓對綜采放頂煤工作面超前支護段卸壓效果。

2)效果考察。根據(jù)試驗期間微震系統(tǒng)監(jiān)測數(shù)據(jù)，試驗對比區(qū)域平均微震事件能量2 850 J、單位進尺微震事件能量5 585 J/m；割縫措施執(zhí)行區(qū)域平均微震事件能量2 325 J，單位進尺微震能量3 535 J/m，分別下降18%、37%，如圖16所示。

圖16 割縫卸壓效果的微震評估Fig.16 Microseismic evaluation of slotting pressure relief effect

3.2.4 地音系統(tǒng)監(jiān)測數(shù)據(jù)考察

1)考察指標。綜放工作面割縫卸壓試驗效果地音數(shù)據(jù)考察采用趨勢評估法，通過歸一化處理評估采掘空間危險狀態(tài)，采掘工作面危險程度[35]ud為

(15)

(16)

式中：t為偏差持續(xù)小時數(shù)；DEV為地音能量偏差值。

2)效果考察。通過考察試驗區(qū)域以及對比區(qū)域地音數(shù)據(jù)，由地音趨勢法評估工作面需采取措施次數(shù)、存在危險次數(shù)均得到顯著降低，地音趨勢法評估礦壓顯現(xiàn)強烈次數(shù)下降17%、存在危險次數(shù)下降89%，如圖17所示。

圖17 割縫卸壓效果的地音評估Fig.17 Geo-acoustic evaluation of slotting pressure relief effect

3.3 割縫區(qū)域瓦斯治理效果

3.3.1 試驗鉆孔設計

試驗鉆孔設計2組、每組3個，孔間距5 m，組間距15 m，孔深80 m、傾角2°～3°。一組執(zhí)行割縫措施，由孔底每3 m切割一刀，至距煤壁20 m，對比組不割縫。割縫鉆孔外4 m間距施工2個測量鉆孔，用于測量割縫后10 、30 d時的煤層瓦斯壓力，測壓鉆孔長度60 m、傾角2°～3°，如圖18所示。

圖18 割縫增透試驗鉆孔示意Fig.18 Schematic of slotting antireflection test drilling

3.3.2 割縫抽采效果

1)瓦斯抽采。割縫鉆孔及對比鉆孔單孔平均瓦斯抽采純量累計如圖19所示。采用超高壓水力割縫鉆孔組、常規(guī)非割縫鉆孔組單孔瓦斯抽采量分別為435.6 、106.1 m3，割縫鉆孔單孔平均抽采量提升為常規(guī)非割縫鉆孔單孔抽采量的4.1倍。

圖19 割縫孔及對比孔瓦斯抽采純量Fig.19 Gas drainage pure quantity of slotted drilling and contrast drilling

2)瓦斯壓力。試驗前測量區(qū)域內原始瓦斯壓力0.40 MPa，割縫抽采10 d后測量試驗區(qū)域內瓦斯壓力0.34 MPa，割縫30 d后測量試驗區(qū)域內瓦斯壓力讀數(shù)0.22 MPa。

3)瓦斯含量。試驗前割縫區(qū)域內原始瓦斯含量4.38 m3/t，割縫30 d后實測瓦斯含量2.8 m3/t，且工作面試驗區(qū)域回采過程中未發(fā)生瓦斯超限現(xiàn)象。

4 結 論

1)通過材料力學理論建立了割縫區(qū)域煤體受力模型，獲得頂板沉降高度與煤體支承壓力對應關系，工作面超前應力集中區(qū)向深部轉移；割縫后煤體產(chǎn)生彈塑性變形，滲透率提高，呈現(xiàn)出徑向-軸向復合流動規(guī)律，煤層瓦斯含量、瓦斯壓力快速降低；水力割縫可實現(xiàn)煤層應力、瓦斯雙重卸壓，降低煤巖動力災害發(fā)生風險。

2)利用FLAC3D、COMSOL軟件模擬了割縫縫槽間距2、3、4 m時應力、瓦斯壓力雙重卸壓效應，縫槽合理間距為3 m，最大主應力降低至2.49 MPa、煤體塑性區(qū)面積較小利于鉆孔維護，抽采30 d后縫槽間煤體瓦斯壓力降至0.1 MPa以下。

3)胡家河礦402102工作面應用水力割縫技術后試驗區(qū)平均微震事件能量下降18%、單位進尺微震能量降低37%，采用地音趨勢法評估的礦壓顯現(xiàn)強烈次數(shù)下降17%，瓦斯抽采量提高4.1倍；應用表明割縫卸壓技術能有效治理工作面煤巖與瓦斯動力災害，豐富了深部煤礦高強度開采災害治理技術手段。