穿層鉆孔封孔深度與封孔工藝優化研究

李 凱

(鶴壁職業技術學院，河南 鶴壁 458030)

瓦斯是煤礦安全生產的重大隱患，瓦斯抽采是煤礦治理瓦斯的根本性措施，目前區域瓦斯治理主要采用本煤層井下鉆孔預抽瓦斯，通過底板抽放巷向臨近煤層施工穿層鉆孔預抽煤層瓦斯，是區域性防突的一項重要措施[1-2]。然而，當前我國很多煤礦穿層鉆孔瓦斯抽采濃度普遍較低，除自身地質條件復雜外，還與封孔工藝有關。特別是鉆孔封孔深度對于穿層抽采鉆孔尤為重要，若長度小于巷道塑性區范圍，則巷道內空氣會通過圍巖松動圈流入鉆孔，形成孔外漏氣[3]；當密封長度過長時，封孔材料自身的重力將造成鉆孔前端堵頭被擠出，導致封孔失效而無法抽采瓦斯，同時也造成材料浪費和封孔成本的增加[4]。因此，選擇合理的鉆孔封孔深度和良好的封孔工藝是實現瓦斯高效抽采的關鍵所在[5-6]。本文以鶴煤中泰礦4201底抽巷穿層抽采鉆孔為背景，對其進行研究。

1 試驗地點概況

鶴煤中泰礦業位于鶴壁礦區北部，所采二1煤層是井田范圍內唯一可采煤層，屬煤與瓦斯突出煤層。試驗地點選在鶴煤中泰礦4201底板抽放巷，4201底抽巷服務于該礦四二采區綜采工作面，四二采區煤層較為穩定，局部有增厚變薄現象，平均煤厚5 m.4201底抽巷地面標高+198.8～+189.9 m，底板標高-343～-272.5 m，平均埋藏深度502.1 m，巷道總長202 m，巷道頂板法距二1煤層底板15～20 m.該礦通過4201底抽巷向四二采區煤層實施上向穿層抽采鉆孔，以達到區域性防突的目的。

2 穿層鉆孔封孔深度的理論分析

巷道開挖后其周圍巖體應力狀態發生改變，圍巖應力的大小和方向重新分布，形成破壞區、塑性軟化區和彈性區，本文采用考慮巖體塑性軟化和擴容特性的力學模型[7]對巷道圍巖應力分布進行分析，并對力學模型進行如下假設：巷道圍巖為均質、各項同性、線彈性、無蠕變或黏性行為；因巷道埋深遠大于巷道尺寸，巷道可視為處于雙向等壓的靜水壓力狀態，原巖應力設為P0；巷道斷面內的水平和垂直應力沿鉆孔長度方向無變化；巷道斷面近似看做圓形，半徑設為R0；巷道長度一般較大，且圍巖性質保持一致，因此可以采用平面應變問題的方法；巷道開挖后其圍巖應力場經重新分布后形成半徑為Rb的破壞區、Rp的塑性軟化區和Re的彈性區，塑性軟化區存在應變軟化現象，內摩擦角在三個區保持不變，塑性軟化區和破壞區的煤巖體破壞服從線性摩爾-庫倫屈服準則[7]。巷道在巖體中開挖后的力學模型如圖1所示(σθ為圍巖的切向應力；σr為圍巖的徑向應力)。

根據巖體塑性軟化和擴容特性的力學模型，巷道圍巖破壞區及塑性軟化區半徑有如下計算公式[7]：

1) 巷道圍巖破壞區半徑計算公式：

(1)

2) 巷道圍巖塑性軟化區半徑計算公式：

(2)

式中：P0為原巖應力，MPa；R0為巷道半徑,m；σc為巖體的峰值強度，MPa；σc為巖體的殘余強度，MPa；Mc為軟化模量；η1為塑性軟化區擴容系數，η1=(1+sinφ)/(1-sinφ)，其中,φ為巖體的膨脹角,°；Kp=(1+sinφ)/(1-sinφ)，其中，φ為巖體的內摩擦角，°；A=(1+ν)(σRp-P0)/E，其中，ν為巖體泊松比，E為彈性模量，MPa.

由公式(1)、公式(2)可以看出，巷道的塑性軟化區范圍與原巖應力P0，巷道半徑R0，巖體的內摩擦角φ、峰值強度σc和軟化模量Mc等參數有關。隨著原巖應力增大，也就是巷道所處的埋深越深，塑性軟化區范圍就越大；巖體的內摩擦角φ和峰值強度σc的減少，也就是隨著巖體的強度降低，塑性軟化區范圍將會增大[7]。當巷道周邊的巖體強度承載不了集中應力而發生破壞后，切向應力的最大值開始向深部巖體轉移，直到巷道圍巖應力場穩定后，切向應力最大值處于塑性軟化區和彈性區交界處。巷道周圍巖體彈塑性應力分布規律如圖1所示。

圖1 巷道圍巖力學模型

根據鶴煤中泰礦4201底板抽放巷現場情況可知，底抽巷平均埋藏深度502.1 m，按平均體積力27 kN/m3計算出的上覆巖層重量約為12.5 MPa.底抽巷為寬3 m、高4 m的拱形巷道，可簡化半徑為1.5 m的圓形巷道。將地應力場近似看做準靜水壓力狀態，可使用考慮塑性軟化和擴容特性的力學模型。由試驗區的地層綜合柱狀圖可知，4201底抽巷處于巖性為中粒砂巖的巖層中，將鶴煤中泰礦勘探期間獲取的巖石力學參數代入公式(1)、公式(2)可求出4201底抽巷的巷道圍巖塑性軟化區范圍。巖石力學參數與計算結果見表1.

表1 巷道圍巖塑性軟化區半徑

由以上計算結果可知，4201底抽巷處于中粒砂巖巖層的塑性軟化區半徑為6.758 m，考慮到底抽巷上覆巖層巖石力學參數較低，且巷道周圍卸壓區域的大小主要受巷道施工的影響[8]，4201底抽巷塑性軟化區的范圍應比以上結果要大。根據不同封孔深度的瓦斯抽采對比實驗表明，以圍巖壁應力集中邊界做為穿層抽采鉆孔封孔深度可取得更好的實踐效果[9]。因此，4201底抽巷穿層鉆孔理論封孔深度應不低于6.758 m.

3 穿層鉆孔封孔深度數值模擬研究

考慮巖體塑性軟化和擴容特性的力學模型，是基于巖體為均質、各向同性的假設，而實際巷道圍巖是非均勻巖體在地應力場的作用下逐步破壞的非線性過程，下面將使用考慮巖體介質非均勻性和蠕變效應影響的RFPA2D數值模擬軟件，動態模擬分析巷道掘進過程中圍巖應力變化及塑性區的范圍和過程。

3.1 數值模型的建立

根據4201底抽巷圍巖賦存特征建立平面模型。由該礦煤巖層綜合柱狀圖可知，4201底抽巷圍巖自下而上依次為中粒砂巖、泥巖、砂質泥巖、煤層、砂質泥巖，高度分別為9 m、10 m、8 m、5 m和3 m，共35 m.

為防止模型邊界受巷道開挖影響產生誤差，設定模型尺寸為35 m×100 m，共劃分56 000個基元，每個基元尺寸為0.25 m×0.25 m。模型兩側和底部采用位移約束，豎直方向上施加均布載荷12.5 MPa，模擬上覆巖層重量。設定模型最初為完整圍巖，在應力平衡下開挖巷道(在底抽巷位置開挖一個寬3 m，高4 m的拱形巷道)，模型共設置10步的加載步數，以體現巖體在長時間的應力載荷下，受蠕變作用而產生的破壞，第一步僅對模型加載原巖應力場，待模型中的巖體趨于穩定后再開挖巷道，以符合實際施工情況。底抽巷上覆巖層的力學參數來源于煤礦地質數據以及巖土常用數據參數，數值模型力學邊界及力學參數如圖2和表2所示。

圖2 力學邊界幾何模型

表2 數值模型力學參數

3.2 數值模擬結果分析

巷道開挖穩定后，圍巖的切向應力、最大主應力、最小主應力和聲發射分布情況分別如圖3、圖4、圖5和圖6所示。由模擬結果可以發現，巷道開挖后圍巖的原始應力平衡遭到破壞，巷道周圍各項應力發生轉移并形成集中應力(圖3、圖4、圖5亮度越高區域代表承載的應力越大)，當集中應力超過巖體的極限強度后發生破壞(圖3、圖4、圖5基元變黑部分代表巖體發生破壞)，形成發育的裂隙。由圖6可以看出，巷道四周一定范圍內圍巖發生破壞，形成圍巖松動圈，沿巷道徑向依次出現了破壞區、塑性區、應力集中區和原始應力區。

圖3 巷道圍巖切向應力分布圖

圖4 巷道圍巖最大主應力分布圖

圖5 巷道圍巖最小主應力分布圖

圖6 巷道圍巖聲發射分布圖

為研究巷道開挖后圍巖應力分布情況和塑性區范圍，沿直線A-A'方向提取圍巖應力數值，以模擬在4201底抽巷向上部煤層施工傾角為60°的穿層鉆孔，幾何模型如圖2所示。經數據提取擬合后得到距巷幫不同深度的應力分布曲線，如圖7所示。

圖7 A-A'切面應力分布圖

由圖7可以看出，沿A-A' 方向切向應力和最大主應力呈現先增大再減小最后趨于平衡的分布規律，最小主應力逐步增大后趨于平衡，符合圖1巷道圍巖力學模型，由模擬結果數據可以得出，切向應力和最大主應力峰值均在8.25 m處，屬于塑性軟化區和彈性區交界點，因此，4201底抽巷穿層鉆孔數值模擬封孔深度應不低于8.25 m.

前面根據考慮塑性軟化和擴容特性的力學模型計算出的穿層鉆孔理論封孔深度為6.758 m，數值模擬封孔深度為8.25 m，考慮到實際巖體受介質非均勻性和蠕變效應影響，4201底抽巷穿層鉆孔合理封孔深度應為8.25 m.

4 工程試驗

4.1 穿層鉆孔封孔工藝優化方案

針對徑向強力膨脹法封孔工藝[8]，當上向穿層鉆孔封孔長度較長或鉆孔傾角較大時，封孔材料會因自身的重力造成鉆孔前端堵頭被擠出，導致封孔效果降低。因此，為防止此類情況發生，在原徑向強力膨脹法封孔工藝基礎上進行了部分優化改進。具體方法為：在瓦斯抽采管前端聚氨酯封孔材料下方200 mm處套上2寸膠墊兩個，每個膠墊厚度2 mm，膠墊兩端各捆綁封孔棍4根對膠墊進行固定，形成2寸的卡箍，隨后用編織袋纏繞瓦斯抽采管塞入鉆孔內，使封孔材料下方形成一道障礙，這樣封孔材料膨脹后在膠墊的固定作用下不會向下流動，而在聚氨酯封孔段進行充分膨脹。待聚氨酯封孔材料完全凝固后再從注漿管向水泥砂漿封孔段進行注漿，當預埋返漿管有漿液流出時，鉆孔內漿液已滿，此時關閉返漿管繼續注漿，由于兩端聚氨酯封孔材料的密封，水泥砂漿在壓力作用下會不斷向鉆孔周圍裂隙進行滲透，從而充填鉆孔周圍裂隙。繼續保持注漿2 min后，待注漿泵壓力達到2 MPa后，停止注漿并關閉注漿管球閥，待注漿材料完全凝固完成封孔工作。封孔方法如圖8所示。

圖8 封孔工藝示意

對封孔工藝的此項改進，使聚氨酯封孔材料在瓦斯抽采管兩端起到了很好的密封作用，給帶壓注漿充填鉆孔周圍裂隙創造了條件，大大增強了鉆孔密封質量。

4.2 現場試驗及結果分析

試驗地點選在鶴煤中泰礦4201底抽巷，由該礦抽放隊在4201底抽巷的27號和28號鉆場各實施3個穿層鉆孔，其中27號鉆場3個鉆孔按照原徑向強力膨脹法封孔工藝實施，28號鉆場3個鉆孔按照改進優化封孔工藝完成，以方便兩種封孔工藝的效果對比。封孔深度均取8.25 m，封孔試驗持續觀測時間為30 d，觀測參數為瓦斯抽采濃度。為方便對比，選擇兩組鉆場的平均瓦斯抽采濃度作為評價指標。經過一個月的帶抽，28號鉆場3個鉆孔平均瓦斯抽采濃度達到68.8%左右，27號鉆場3個鉆孔平均瓦斯抽采濃度為40.9%，兩組瓦斯抽采濃度變化曲線如圖9所示。

圖9 兩種封孔工藝的平均瓦斯抽采濃度變化曲線圖

由現場試驗結果表明，采用改進優化后的封孔工藝比原封孔工藝的平均瓦斯抽采濃度提高了0.68倍，說明工藝改進后鉆孔密封質量得到了顯著提升，鉆孔周圍的裂隙得到了有效封堵充填，并且鉆孔的封孔段長度覆蓋了巷道塑性軟化區范圍，從而減少了孔外漏氣，在較長時間內維持了較高的抽采水平。

5 結 語

1) 利用考慮巖體塑性軟化和擴容特性的力學模型和考慮巖體介質非均勻性和蠕變效應的RFPA2D數值模擬軟件，以鶴煤中泰礦4201底抽巷實際圍巖參數為基礎，通過理論分析和數值模擬相結合的方法，對底抽巷圍巖的應力變化規律及塑性軟化區分布特征進行了分析研究，確定4201底抽巷穿層抽采鉆孔合理封孔深度為8.25 m.

2) 對原徑向強力膨脹法封孔工藝進行了優化改進，在鶴煤中泰礦4201底抽巷進行現場試驗。結果表明，優化后封孔工藝比原封孔工藝平均瓦斯抽采濃度提高0.68倍，取得較好的封孔效果，確定了穿層鉆孔封孔深度的合理性。