Numerical simulation of coal seam gas emission zone at the bottom of sampling borehole
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摘要:
针对煤矿井下密闭取样无心钻进长度难以确定这一难题，分析钻孔孔底煤层瓦斯涌出规律，建立流−固耦合模型，模拟分析煤层初始渗透率、煤层初始瓦斯压力、钻孔直径、煤壁暴露时间对钻孔孔底 煤层瓦斯排放带长度的影响；拟合得出钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度预测方程。结果表明：在不同的排放时间段内，钻孔孔底煤层瓦斯排放带内煤层瓦斯压力均为先快速增长、后趋于稳定；在同一煤层条件下，煤壁暴露时间越长，形成钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度越长；煤层初始瓦斯压力是影响钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度的重要因素；钻孔直径的增大能够使更远处的瓦斯进行排放，使钻孔孔底煤层瓦斯排放带的长度增加；煤层初始渗透率增大能够影响钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度增长，但煤层内的瓦斯量为定值，因此钻孔孔底煤层瓦斯排放带的长度有极限值；采用偏最小二乘法分析得出的对钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度影响程度从强到弱依次为煤层初始瓦斯压力、煤壁暴露时间、煤层初始渗透率、钻孔直径。
Abstract:Aiming at the problem that it is difficult to determine the length of coreless drilling in underground coal mine, in order to explore the length of gas emission zone in coal seam at the bottom of borehole, the gas emission law of coal seam at the bottom of borehole is analyzed, and the fluid-solid coupling model is established. The influence of initial permeability of coal seam, initial gas pressure of coal seam, borehole diameter and exposure time of coal wall on the length of gas emission zone in coal seam at the bottom of borehole is simulated and analyzed; the prediction equation of the length of the gas emission zone at the bottom of the borehole is obtained by fitting. The results show that in different emission time periods, the coal seam gas pressure in the coal seam gas emission zone at the bottom of the borehole increases rapidly at first and then tends to be stable. Under the condition of the same coal seam, the longer the exposure time of the coal wall, the longer the length of the coal seam gas emission zone formed at the bottom of the borehole; the initial gas pressure of coal seam is an important factor affecting the length of gas discharge zone at the bottom of borehole. The increase of the diameter of the borehole can make the gas discharge farther away, and increase the length of the coal seam gas discharge zone at the bottom of the borehole. The increase of the initial permeability of the coal seam can affect the growth of the length of the coal seam gas emission zone at the bottom of the borehole, but the amount of gas in the coal seam is a fixed value, so the length of the coal seam gas emission zone at the bottom of the borehole has a limit value. Analyze the influence degree by the partial least squares method of the length of the coal seam gas discharge zone at the bottom of the borehole from strong to weak is the initial gas pressure of the coal seam, the exposure time of the coal wall, the initial permeability of the coal seam and the diameter of the borehole.
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近些年来，两淮矿区煤炭生产矿井浅部资源渐趋枯竭，为确保矿井安全、高效、可持续发展，多数矿井迫切需要实施安全改建工程，在工业广场内新建深立井井筒[1]。该类工程具有井筒直径大和深度近千米等特点。由井筒检查孔勘察资料可知，这些深立井在下部基岩段施工过程中需穿过突出煤层群[2]，根据相关规范规定，需要采用钻孔群进行瓦斯抽排防突，这将导致井筒揭煤抽采工程量大，特别是要在井筒围岩中施工大量瓦斯抽排钻孔，对本身就软弱的煤岩体产生强烈扰动、破损严重，不利于井筒围岩稳定和支护工作，极易造成施工的井壁结构失稳破坏[3-5]。原潘一矿二副井和望峰岗矿一副井都在井筒穿过突出煤层群揭煤抽采处出现井壁破裂事故，严重影响着井筒建设工期和矿井安全生产。因此，开展深立井过突出煤层群新型井壁结构与工程应用研究具有十分重要的工程意义。
在深立井过突出煤层群研究方面学者们进行诸多研究。王满[6]针对淮南矿区深部揭煤过程存在安全隐患难题，对潘一东矿二副井近距离揭强突出煤层群进行优化设计，通过增加2圈减压孔和多煤层联合抽采消突措施，实现了安全的井筒揭煤施工；雷文杰等[7]为防止千米深特厚煤层立井井壁混凝土初凝期间壁后瓦斯释放对井壁的致密性和完整性产生影响，提出沿井筒四周布置钻孔并通过双抗管将其引至浇筑段以外预留排放，以确保井壁混凝土质量和强度。孙仕元等[8]针对淮南矿区深立井井筒揭露多煤层突出危险性大等问题，提出采用地面预注浆加固井筒揭煤段的煤岩体；范晓刚[9]以东大煤矿回风立井为背景，提出了在立井揭穿突出厚煤层时采用锚网喷+槽钢井圈联合支护形式通过3#煤层。由上可知，在深立井过突出煤层群时，目前对揭煤处的井壁损伤加固主要采取注浆和架设井圈等措施，并没有从根本上解决井壁强度不足难题，从而导致该处井壁破损时有发生。
通过井壁受力分析和破坏机理研究表明，在井筒穿过突出煤层群揭煤抽采处，围岩破损严重，且易于片帮失稳，井壁结构受到不均匀地压作用明显，混凝土不但承受压应力，局部还要受到拉应力和剪应力作用[10]。在这种复杂应力作用下，井壁结构中混凝土极易产生破损，严重危及井筒安全运营[11-13]。因此，为了确保突出煤层群揭煤抽采处井壁结构免遭破坏，1个有效技术途径就是寻求新型支护材料及结构。
高性能钢纤维混凝土是指在混凝土基体中掺入一定量的钢纤维后而形成的1种复合材料[14-15]。与普通混凝土相比，其抗拉、抗折强度都有很大程度的提高，并且可改善混凝土脆性和韧性差的特征，特别适用于复杂受力条件下煤矿井筒支护工程[16-18]。虽然高性能钢纤维混凝土在矿山井壁结构中已得到应用，但还少有用于瓦斯突出煤层群揭煤抽采处的井筒支护工程中。综上，为了经济合理地解决突出煤层群揭煤抽采处井筒的支护难题，开展了深立井过突出煤层群高性能钢纤维混凝土井壁与工程应用研究。
1. 高性能钢纤维混凝土配制试验
根据井壁结构设计理论，煤矿深立井过瓦斯突出煤层群揭煤抽采处井壁宜采用强度等级为CF60的混凝土。为此，基于就地取材原则，首先进行配合比试验研究。
1.1 试验原材料及配合比
选用凤台海螺水泥厂生产的P. O 42.5普通硅酸盐水泥。细骨料选用天然河砂，其细度模数为2.9；粗骨料选用玄武岩碎石，其粒径为10~25 mm。
复合掺合料选用安徽美亚高新材料股份有限公司生产的NF-F，其主要成分有高效减水剂、磨细矿渣粉、粉煤灰等。
选用致泰钢纤维制造有限公司生产的成排型钢纤维，钢纤维技术参数见表1。
表 1 钢纤维技术参数Table 1. Technical parameters of steel fiber长度/mm 等效直径/mm 长径比 密度/（kg·m−3） 抗拉强度/MPa 50 0.75 67 7800 ≥ 1100 首先，通过前期正交试验，获得了C60的基准配合比（HPC-0组），然后，在此基础上掺加3种比例的钢纤维，钢纤维掺量（体积分数）分别为0.2%、0.4%、0.6%，其对应掺入质量约为15、30、45 kg/m3。各组试件编号及配合比用料结果见表2。
表 2 试验混凝土配合比Table 2. Test concrete mix ratioskg/m3 试验组号 水泥 复合掺合料 砂 石子 水 钢纤维 HPC-0 410 120 656.5 1105.4 145.8 0 HPC-0.2 410 120 656.5 1105.4 145.8 15 HPC-0.4 410 120 656.5 1105.4 145.8 30 HPC-0.6 410 120 656.5 1105.4 145.8 45 1.2 试件制备与试验方法
根据以上配合比，针对不同的试验内容分别制作混凝土试件。试验采用对比方法进行，其中1组为基准配合比试件（HPC-0），其它3组分别为3个不同体积掺量的钢纤维混凝土试件组。其中：进行抗压强度和抗拉强度试验的试件尺寸为100 mm$ \times $100 mm$ \times $100 mm，抗弯强度试验的试件尺寸为100 mm $ \times $100 mm$ \times $515 mm，它们均为非标准尺寸试件，试验结果需要按照规程换算成标准尺寸值。
试件浇筑成型后，立即用不透水的薄膜覆盖试件表面，然后在标准养护环境（温度(20±2) ℃，湿度95%以上）中放置24 h，再脱模放入YH-40标准养护箱中养护。待试件养护达到28 d龄期后，将其从养护箱取出，先用干布擦拭干净，再按照试验规程要求放置于压力试验机中。
1）抗压强度试验。抗压强度试验控制加载速率0.2~0.3 MPa/s，当试件接近破坏并开始急剧变形时，停止调整试验机油门，直至试件破坏。抗压强度试验加载示意图及破坏形态如图1所示。
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图 1 抗压强度试验加载示意图及破坏形态Figure 1. Schematic loading diagram and damage pattern of compressive strength test2）劈裂抗拉强度试验。劈裂抗拉强度试验控制加载速率为0.08~0.10 MPa/s，在试件的上、下端面处使用半圆形钢垫条，将试件中心线与垫块轴心对准后，开始试验。劈裂抗拉强度试验加载示意图及破坏形态如图2所示。
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图 2 劈裂抗拉强度试验加载示意图及破坏形态Figure 2. Split tensile strength test loading schematic and damage pattern3）抗折强度试验。抗折强度试验控制加载速率0.08~0.10 MPa/s，使用抗折试验装置，可使2个相等荷载同时作用在试件跨度3分点处。抗折强度试验加载示意图及破坏形态如图3所示。
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图 3 抗折强度试验加载示意图及破坏形态Figure 3. Flexural strength test loading schematic and damage pattern1.3 力学性能试验结果及其分析
对试件进行抗压、抗拉、抗折强度试验。抗压强度试验结果见表3，抗拉强度试验结果见表4，抗折强度试验结果见表5，抗折试验加载曲线如图4所示。
表 3 抗压强度试验结果Table 3. Compressive strength test results试件 HPC-0 HPC-0.2 HPC-0.4 HPC-0.6 抗压强度/MPa 69.9 72.1 73.6 73.9 提升幅度/% 0 3.1 5.3 5.7 表 4 抗拉强度试验结果Table 4. Tensile strength test results试件 HPC-0 HPC-0.2 HPC-0.4 HPC-0.6 抗拉强度/MPa 4.8 5.9 6.6 6.7 提升幅度/% 0 22.9 37.5 39.6 表 5 抗折强度试验结果Table 5. Flexural strength test results试件 HPC-0 HPC-0.2 HPC-0.4 HPC-0.6 抗折强度/MPa 6.1 7.9 9.3 9.8 提升幅度/% 0 29.5 52.5 60.7 由表3可见：3种钢纤维掺量下高性能钢纤维混凝土抗压强度值相差不大，相比基准混凝土虽然有一定程度提高，但最大幅度仅为5.7%。由此可见，增加钢纤维含量对井壁混凝土抗压强度的提升效果并不明显，尤其是在钢纤维掺量达到0.4%以后。
由表4可见：与未添加钢纤维的基准组相比，钢纤维对混凝土基体的抗拉性能提升效果十分显著；当钢纤维掺量为0.4%时，提高幅度达到37.5%；而当钢纤维掺量达到0.6%时，提高幅度为39.6%，抗拉强度增加有限，但工程成本明显增加。同时，钢纤维掺量大时，也会导致混凝土内部纤维分散均匀性变差，影响混凝土整体浇注质量[19]。
由表5可见：不同钢纤维掺量下的钢纤维混凝土抗折强度较基准混凝土提高效果显著，当掺量为0.4%时提高幅度达到52.5%；而当掺量为0.6%时，其抗折强度进一步提高但幅度有限。
由图4可见：基准组混凝土在达到峰值后，应力下降迅速，在短时间内完全破坏，脆性破坏现象非常明显；掺加钢纤维后的高性能混凝土峰值应力明显高于未掺加纤维基准混凝土，而且承受荷载的时间更长；在应力降低至约2 MPa时，抗折应力趋于平缓，表现出良好的塑性特征。从破坏试件的断口处也可明显观察到，一部分钢纤维被拔出，一部分被拉断，表明钢纤维在混凝土开裂后，开始抵抗裂缝的扩展。随着钢纤维掺量的增加，抗折曲线随时间的延伸长度也随之增加，但当钢纤维掺量达到0.4%以后，曲线延伸有限。
综合对比4组混凝土的抗压、抗拉、抗折强度试验结果可以看出：在考虑增强效果和工程造价后，当钢纤维体积掺量为0.4%时，即HPC-0.4组的综合性能指标要优于其他试验组。因此，试验最终确定每立方米高性能钢纤维混凝土的最优配合比为水泥∶复合掺合料∶砂∶石子∶水∶钢纤维= 410∶120∶656.5∶
1105.4 ∶145.8∶30，材料用量单位为kg。2. 井壁结构模拟试验
2.1 工程概况
丁集煤矿第二回风井筒设计净直径7.5 m，上部冲积层和风化基岩段采用冻结法凿井，冻结深度574 m，下部基岩段449 m采用地面预注浆止水、钻爆法施工。该井筒在下部基岩段施工时将要穿过10多层突出煤层，根据相关规范要求，需进行揭煤防突。煤层赋存分布见表6。
表 6 煤层赋存分布Table 6. Coal seam distribution table煤层 厚度/m 顶板 底板 备注 4-2 2.1 细粒砂岩 细粒砂岩 无 4-1 5.1 细粒砂岩 砂质泥岩 与4-2煤间距4.1 m 煤线5 1.1 泥岩 砂质泥岩 与4-1煤间距4.0 m 勘探资料显示，4-2煤上部以块状为主，下部为碎片状、粉末状；4-1煤为碎块状、粉末状，夹矸为泥岩；煤线5为碎片状、粉末状为主，少许块状，并且在揭煤段井筒附近发育有逆断层F151-4-2（高H=3.0 m），对掘进和围岩稳定有一定影响。由此可见，该处煤岩软弱，自身稳定性差。
当井筒工作面掘砌至距4-2煤顶板10 m位置停头，首先施工4个前探孔，然后施工4个测压孔；根据相关探测和测压结果，再对4-2煤、4-1煤、煤线5施工区域防突措施钻孔。根据有关规定设计布置12圈、共计412个抽采孔，钻孔量为13 592.6 m。钻孔控制到揭煤处井筒荒径轮廓线外不小于15 m，且钻孔控制范围的外边缘到井筒荒径轮廓线的最小距离不小于7 m。钻孔按照有效抽采半径不大于1.5 m设计，开孔间距0.5 m，1-9圈孔穿过4-2煤、4-1煤、煤线5并进入煤线5底板不小于5 m，第10圈孔穿过4-2煤、4-1煤并进入4-1煤底板不小于5 m，第11、第12圈孔穿过4-2煤并进入4-2煤底板不小于5 m。根据原设计，揭煤段采用700 mm厚素混凝土井壁，混凝土强度等级为C60。
由于该井筒揭煤处施工了400多个瓦斯抽采防突钻孔，大量密集的钻孔造成井筒周边原本破碎、软弱的煤岩体更加破碎，不但井筒掘进时易发生围岩失稳，而且还极易造成井壁破坏，影响井筒的运营安全。因此，需开展井筒揭煤处CF60新型井壁结构研究。
2.2 井壁结构模型设计和加工
井壁结构模拟试验以丁集煤矿第二回风井筒揭4-2煤、4-1煤、煤线5区域防突处井筒支护为工程原型，开展试验研究。由于原型混凝土井壁结构几何尺寸大，不易进行室内破坏性试验，本试验采用缩尺井壁结构模型。
本次模型试验不仅要获得加载过程中井壁截面上的应力分布情况，而且还要测量井壁模型的破坏荷载。所以，井壁模型设计不但要满足应力、变形相似条件，而且还要满足强度相似条件。
根据模型试验相似理论[20]，为了易于满足相似准则、确保模型井壁的受力状态与原型井壁一致，模型试验井壁试件宜采用原井壁结构材料，即采用CF60高性能钢纤维混凝土，则有：
$$\begin{split}& \begin{gathered} {C_{{r}}} = {C_{{u}}} \\ {C_{{E}}} = {C_\sigma } = {C_{{X}}} = {C_{{R}}} = {C_{\varepsilon}} = {C_{\xi}} = 1 \end{gathered}\\[-16pt]& \end{split} $$ (1) 式中：${C_{\varepsilon}}$为应变相似常数；${C_{{r}}}$为几何相似常数；${C_{{u}}}$为位移相似常数；${C_{{X}}}$为荷载（面力）相似常数；${C_\sigma }$为应力相似常数；${C_{{E}}}$为弹性模量相似常数；$ {C_{{R}}} $为强度相似常数；$ {C_{\xi}} $为钢纤维体积率相似常数。
查阅丁集煤矿第二回风井筒的工程概况，原型井壁设计参数为：井壁外径8.9 m，井壁内径7.5 m，壁厚700 mm，混凝土设计强度CF60。
由于第二回风立井揭煤段井筒附近发育有逆断层，又施工大量瓦斯抽采钻孔，井壁受力条件十分复杂。为此，试验采用不均匀荷载模式。首先，基于配制试验和力学性能测试结果，以钢纤维体积掺量为0.4%的配合比进行井壁模型的浇筑，对CF60钢纤维混凝土井壁进行加载试验，以获得其主要力学特性。同时，为了对比试验结果，又对原设计C60素混凝土井壁进行试验。每种井壁结构制作2个模型试件，共进行4次模型试验，模型几何相似比为2.966。各井壁模型参数见表7。
表 7 井壁模型设计参数Table 7. Design parameters of shaft lining model模型
编号外直径/
mm内直径/
mm壁厚/
mm高度/
mm钢纤维掺量/
（kg·m−3）混凝土
设计强度CF1 3 000 2528 236 210 30 CF60 CF2 3 000 2528 236 210 30 CF60 C1 3 000 2528 236 210 0 C60 C2 3 000 2528 236 210 0 C60 模型试件的浇注采用专门加工的模具，立好模板后进行混凝土浇筑，待试件养护到龄期前，对上端面进行打磨，以确保端面平整。浇筑完成的井壁模型试件如图5所示。
2.3 试验和测试方法
模型加载试验在大型井壁结构试验台座内进行，采用16台2 000 kN高压油缸来模拟井壁承受的水平荷载，竖向通过地脚螺栓和拉杆约束，使井壁试件处于平面受力状态，与实际工程中采用短段掘砌的井壁结构基本一致。
根据GB 50384—2016《煤矿立井井筒及硐室设计规范》 ，通常井壁荷载的不均匀压力系数按1.1~1.2计算，即大荷载方向与小荷载方向的荷载值之比为1.1~1.2倍。结合本次试验的16台2 000 kN高压油缸布置方式设计了加载方法：东、西方向8个油缸施加大荷载，南、北方向8个油缸施工小荷载，大、小荷载比值为1.18倍。通过井壁截面受力分析及等效原理可知，对井壁结构来说，这种加载方式比正弦分布的不均匀荷载作用更为不利。因此，试验施加的不均匀压力系数1.18相当于正弦函数分布形式的1.2。
为获得井壁模型在整个试验加载过程中的变形和应力变化情况，分析井壁的受力特性，在井壁模型表面粘贴了48个电阻应变计。同时，在模型内侧布置4个位移计，以观测井壁在不均匀荷载作用下的径向位移。
为获得井壁模型的受力过程和极限承载力，试验采用逐级加载法，每级荷载增加0.5 MPa，直到井壁发生破坏。在每级荷载作用下待其变形稳定后，再采集测量数据。
2.4 试验结果及分析
2.4.1 井壁截面应变特征
通过粘贴在井壁内侧表面的应变计可测得混凝土的环向应变和竖向应变，以全面分析井壁模型在不同荷载作用下的变形特性。CF1模型试件施加大、小荷载方向井壁截面应变变化情况如图6所示。
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图 6 CF1模型在大、小荷载方向截面应变变化曲线Figure 6. Variation curves of cross-section strain of CF1 model in large and small load directions由图6可见：在大荷载作用方向，井壁截面内缘环向应变处于受拉状态；而在小荷载作用方向，则正好相反，其内缘的环向应变处于受压状态。特别是在大荷载作用方向的内缘，在加载初期就开始出现了拉应变，极易造成对比组的素混凝土井壁开裂和破坏。所以说，在复杂工程地质条件下，由于井壁受力复杂，采用钢纤维混凝土对防止井壁受拉、受剪破坏、提高井壁承载能力是十分有利的。
2.4.2 井壁结构的应力分布
模型试验中井壁结构处于平面应力状态，在弹性变形阶段，井壁的内、外缘应力分布符合弹性厚壁圆筒理论。当井壁变形由弹性进入塑性阶段后，井壁内混凝土的本构关系已不符合虎克定律。为此，引入单一曲线假设，采用计算机迭代运算，求出变形模量和泊松比，再求对应的应力值。CF1井壁模型主要部位在荷载作用级下的应力变化曲线如图7所示。
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图 7 CF1模型在大、小荷载方向混凝土环向应力曲线Figure 7. Concrete circumferential stress curves of CF1 model in large and small load directions由图7可见：在大荷载作用方向，井壁截面内侧出现拉应力；在小荷载作用方向，截面内侧处于受压应力状态。特别是在大荷载作用方向，井壁内缘开始出现了拉应力，这对原设计的素混凝土井壁受力是极为不利的，导致混凝土过早开裂，降低了井壁承载能力。而采用钢纤维混凝土则可大大提高材料的抗拉和抗折强度，避免井壁过早开裂破坏，可显著提高井壁的承载力，这就是不均匀荷载作用下，高性能钢纤维混凝土井壁可提高井壁强度的机理。
2.4.3 井壁承载力
通过对模型试件逐级加载直至破坏，得到的井壁模型试件的极限承载力见表8。
表 8 不均匀荷载作用下井壁模型试验承载力Table 8. Bearing capacity of shaft lining model test under uneven loads模型编号 混凝土抗压强度/MPa 承载力/MPa 小荷载 大荷载 CF1 70.3 5.2 6.1 CF2 69.8 5.1 6.0 C1 70.2 4.5 5.3 C2 71.6 4.6 5.4 由表8可见：在不均匀荷载作用下，高性能钢纤维混凝土井壁承载力比原设计的素混凝土井壁提高了约13.2%~15.6%，这主要是在不均匀荷载作用下，模型在大荷载方向，外侧压应力集中程度加大；而在小荷载方向，则是内侧压应力集中程度加大。特别是在大荷载作用方向，井壁内缘开始出现了拉应力，导致井壁承载能力降低。而采用高性能钢纤维混凝土可大大提高材料的抗拉强度和抗折强度，显著地提高了井壁的承载能力。
2.4.4 井壁破坏形态
井壁模型破坏形态如图8所示。
由加载试验可知，井壁模型在不均匀荷载作用下，破坏位置主要位于大荷载内缘，此处混凝土受偏心压力和弯矩的作用，出现了较大拉应力。由于原设计的素混凝土井壁抗拉强度低、延性较差，破坏前没有明显的预兆，具有突然性，破坏时发出较大的响声，局部混凝土呈断裂状（图8（a））。而钢纤维混凝土井壁由于加入了钢纤维，显著提高了混凝土的抗拉和抗剪强度，改善了混凝土的脆性，使其延性大大提高，因而井壁在破坏时首先出现斜向微裂纹，并慢慢扩大，在井壁丧失极限承载能力时，破裂面仍通过钢纤维连接在一起（图8（b））。所以，在复杂条件下的井筒支护工程中，采用高性能钢纤维混凝土井壁可大大改善井壁的变形特征，提高工程结构的安全性。
3. 工程应用
通过以上力学特性及其井壁结构模型试验研究表明，高性能钢纤维混凝土由于其抗拉强度、抗折强度和抗裂性能显著提高，使得井壁结构在不均匀荷载作用下承载能力得到显著提高。为此，在丁集煤矿第二回风井筒下部揭煤处采用了该种新型井壁结构代替原先设计的素混凝土井壁结构，钢纤维体积掺量为0.4%。
当井筒掘进到4-1煤段，采用700 mm厚、CF60高性能钢纤维混凝土井壁代替原设计的C60素混凝土井壁，为研究分析该种新型井壁结构的实际工程受力特性，及时进行井壁结构的安全性评价，确保井筒施工和使用安全，沿井壁圆周分4个方向埋设了环向和竖向混凝土应变计。通过现场观测，得到的高性能钢纤维混凝土井壁环向应变随时间变化曲线如图9所示。
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图 9 高性能钢纤维混凝土井壁环向应变变化曲线Figure 9. Circumferential strain variation curves of high performance steel fiber concrete shaft lining由图9可见：高性能钢纤维混凝土井壁在埋设测试元件的4个方向所受应变极不均匀，这主要是所处位置附近存在小断层和施工了大量瓦斯抽排钻孔引起的，虽然井壁混凝土产生了较大的应变，但由于采用了钢纤维混凝土提高了井壁的承载力，所以，目前井壁结构受力稳定。实测环向应变为（−202~−591）×10−6，过小于钢纤维混凝土极限应变值，井壁结构是安全可靠的，可确保井筒安全运营。
4. 结 语
1）力学性能试验结果表明：钢纤维掺量为0.4%的高性能钢纤维混凝土抗压强度比基准混凝土高5.3%；而抗拉强度和抗折强度比基准混凝土分别高37.5%和52.5%，提升幅度相比抗压强度更加显著。
2）井壁结构模拟试验结果表明：在不均匀荷载作用下，钢纤维掺量为0.4%的高性能钢纤维混凝土井壁承载力比原设计的素混凝土井壁提高了约13.2%~15.6%；且在井壁结构中加入钢纤维后，改善了混凝土的脆性、使得延性大大提高，在井壁丧失极限承载能力时，破裂面仍通过钢纤维连接在一起，提高井壁的安全性。
3）通过新型井壁结构的工程应用和现场实测结果表明：目前井壁结构受力稳定，实测环向应变为（−230.0~−587.2）×10−6，远小于钢纤维混凝土极限应变值，井壁结构是安全可靠的，可确保井筒安全运营，可在类似条件下推广应用。
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图 1 钻孔孔底待取煤样瓦斯排放带示意图
Figure 1. Schematic diagram of gas emission zone of coal sample to be taken at the bottom of borehole
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图 2 钻孔孔底煤层瓦斯排放带数值模拟模型（单位：m）
Figure 2. Numerical simulation model of coal seam gas emission zone at the bottom of drilling hole
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图 3 煤壁暴露各时间段瓦斯压力分布云图
Figure 3. Gas pressure distribution cloud chart of coal wall exposure in each time period
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图 4 不同煤壁暴露时间钻孔孔底瓦斯压力随煤壁距离变化曲线
Figure 4. Curves of gas pressure at the bottom of borehole with the distance of coal wall at different exposure time of coal wall
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图 5 不同煤层初始瓦斯压力钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度变化规律
Figure 5. Length of coal seam gas discharge zone at the bottom of different coal seam initial gas pressure boreholes
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图 6 不同钻孔直径钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度变化规律
Figure 6. Length of coal seam gas emission zone at the bottom of boreholes with different borehole diameters
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图 7 不同煤层初始渗透率钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度变化规律
Figure 7. Length of coal seam gas emission zone at the bottom of borehole with different initial permeability of coal seam
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图 8 钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度预测图
Figure 8. Prediction of the length of coal seam gas discharge zone at the bottom of the borehole
表 1 模拟参数
Table 1 Simulation parameters
参数 取值 初始孔隙率 0.037 初始渗透率/m2 5.14×10−16 甲烷摩尔质量/（g·mol−1） 16 摩尔气体常数/（J·mol−1·K−1） 8.4135 煤层温度/K 293 瓦斯动力黏度/（Pa·s） 1.08×10−5 煤层初始瓦斯压力/MPa 0.63 Langmuir 体积常数/（m3·kg−1） 0.02 Langmuir 压力常数/（MPa·m） 3.03 标况下甲烷的摩尔体积/（L·mol−1） 22.4 煤的视密度/（kg·m−3） 1 350 煤的弹性模量/MPa 2 800 孔底压力/MPa 0.098 6 煤基质的弹性模量/MPa 8 400 煤的泊松比 0.3 
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表 2 钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度随煤层瓦斯初始压力变化的预测方程
Table 2 Prediction equation of the length of coal seam gas discharge zone at the bottom of borehole with the change of initial pressure of coal seam gas
时间/h 预测方程 R2 2 y=2.57x1−0.32 0.9944 4 y=3.61x1−0.06 0.9913 6 y=4.58x1−0.26 0.9917 8 y=5.12x1+0.12 0.9938 10 y=5.72x1+0.26 0.9941 注：y为钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度，m；x1为煤层瓦斯初始压力，MPa。
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表 3 钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度随钻孔直径变化的预测方程
Table 3 Prediction equation of the length of coal seam gas emission zone at the bottom of borehole with the change of borehole diameter
时间/h 预测方程 R2 2 y=0.001 3x2+1.40 0.9780 4 y=0.001 1x2+2.07 0.9565 6 y=0.001 6x2−2.66 0.9656 8 y=0.001 0x2+3.23 0.9235 10 y=0.001 8x2+3.53 0.9527 注：x2为钻孔直径，mm。
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表 4 钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度随煤层初始渗透率变化的预测方程
Table 4 Prediction equation of the length of coal seam gas emission zone at the bottom of borehole with the change of initial permeability of coal seam
时间/h 预测方程 R2 2 y=69 602 130.32x30.501 0.992 3 4 y=254 875 143.00x30.527 0.998 7 6 y=194 096 272.10x30.513 0.995 7 8 y=263 617 880.40x30.517 0.997 4 10 y=405 066 988.30x30.526 0.998 0 注：x3为煤层初始渗透率，m2。
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表 5 数值模拟结果
Table 5 Numerical simulation results
煤壁暴露
时间/h煤层初始瓦斯
压力/MPa煤层初始
渗透率/m2钻孔
直径/mm钻孔孔底瓦斯
排放带长度/m2 0.63 5.14×10−16 100 1.42 4 0.63 5.14×10−17 100 0.62 2 0.63 5.14×10−16 50 1.47 6 0.63 5.14×10−16 150 2.94 10 2.23 5.14×10−16 100 12.67 6 1.43 5.14×10−16 100 6.54 8 0.63 5.14×10−16 100 3.37 10 0.63 5.14×10−16 250 3.99 8 1.83 5.14×10−16 100 9.78 2 0.63 1.14×10−17 100 0.22 10 0.63 1.14×10−15 100 5.85 8 0.63 5.14×10−16 200 3.43 6 0.63 1.14×10−16 100 1.21 4 0.63 5.14×10−16 100 2.24 4 1.03 5.14×10−16 100 3.45
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表 6 标准化变量系数
Table 6 Normalized variable coefficients
x0 x1 x2 x3 0.3506 0.7455 0.0088 0.1739 注：x0为煤壁暴露时间，h。
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表 7 不同初始瓦斯压力煤层在不同取样深度的钻孔孔底煤层瓦斯排放带长度
Table 7 Length of coal seam gas emission zone at the bottom of borehole with different initial gas pressures at different sampling depths
取样
深度/m煤壁暴露
时间/h瓦斯排放带长度/m 0.5~2 MPa 2~4 MPa 4~6 MPa 100 2 0.96~4.82 4.82~9.96 9.96~15.09 200 4 1.74~7.16 7.16~14.39 14.39~21.62 300 6 2.01~8.89 8.89~18.05 18.05~27.21 400 8 2.68~10.35 10.35~20.58 20.58~30.81
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