Technology and application of long directional drilling hydraulic fracturing for preventing rock burst in thick and hard roof
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摘要:
随着陕蒙地区煤炭资源的大量开发，冲击地压逐渐成为影响煤矿安全生产的重要问题，针对冲击地压煤层硬厚顶板卸压防冲难题，以某矿23301工作面为工程背景，采用ABAQUS数值模拟软件对定向长钻孔水力压裂工艺进行模拟研究。模拟结果表明：裂缝主要朝射孔方向拓展，在压裂层周围产生密集缝网且随拓展半径的增大有生成单一主裂缝的趋势，证明了压裂作业能有效实现顶板卸压目的。于该矿23301工作面进行了定向长钻孔分段压裂防冲应用，依据关键层理论确定目标层位并设计了顶板高−低位布孔方案，聚焦于2-1孔结果探讨了压裂效果。应用结果表明：裂缝以水平缝为主且缝网形态复杂的特点，压裂期间注液压力曲线在裂缝拓展区间呈锯齿状波动且拓展充分持续，压裂作业显著降低回采期间的巷道变形量，实现了工作面的安全高效回采。
Abstract:With the extensive development of coal resources in Shaanxi and Mongolia, rock burst phenomenon has gradually become an important problem affecting the safety production of coal mines. Aiming at the problem of uniform pressure relief of hard thick roof of rock burst coal seam, taking 23301 working face of a mine as the engineering background, ABAQUS numerical simulation software is used to simulate the hydraulic fracturing process of directional long drilling. The numerical simulation results show that the fractures mainly expand in the direction of perforation, and there is a dense fracture network around the fractured layer, and a single main fracture tends to form with the increase of the expansion radius, which proves that the fracturing operation can effectively achieve the purpose of roof pressure relief. The target strata were determined according to the theory of key strata and a high-low layout scheme was designed for the roof. The fracturing effect was discussed by focusing on the results of holes 2-1. The application results show that the fractures are mainly horizontal and the fracture network is complex. During fracturing, the injection pressure curve fluctuates zigzag in the fracture expansion zone and the expansion is fully and continuously. Fracturing operation significantly reduces the roadway deformation during mining, realizes the safe and efficient mining of the working face.
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在当前中国的煤炭产业格局中，华东、华南和东北地区的煤炭产量正逐步减少，而西部地区则成为煤炭资源开发的新兴焦点。特别是陕蒙地区煤炭储量丰富，预计在未来相当长的时期内将成为中国煤炭开采的中心区域[1]。陕蒙地区矿井采深每年以5~10 m的速度向深部发展，随着开采强度和深度地不断加大，冲击地压现象已成为影响煤炭资源安全高效开采的主要灾害之一[2]。2021年10月11日，陕西彬长胡家河煤矿发生了1起严重的冲击地压事故，导致4人不幸遇难、6人重伤，以及65人送医观察治疗[3]。“如何实现冲击地压煤层智能安全高效开采”已成为2023年中国科协十大产业技术问题[4]。
经过大量学者的多年研究，我国在冲击地压防治措施方面已形成了一整套行之有效的体系[5]。随着爆破切顶[6]和短孔水力压裂[7]等技术的成熟，业内将更多目光投向区域冲击地压防治手段，包括地面井压裂技术[8]、地面长钻孔爆破技术[9]、井下长钻孔水力压裂技术[10]等。长钻孔水力压裂是切断悬顶、缓解工作面及巷道顶板矿压作用的重要手段。该方法由于能处理煤层上覆高层位的目标岩层，对调控矿山压力起重要的作用，同时该技术不同于爆破卸压被国家火药政策及使用的风险管控所制，从经济效益和可行性角度来说更加贴合现场，预计未来将有越来越多的矿井将其作为主要的区域卸压手段。
许多学者和专家针对定向长钻孔分段水力压裂技术及应用进行了研究。郑凯歌等[11]针对复合坚硬顶板联动效应的冲击地压灾害，提出了井下定向长钻孔裸眼分段水力压裂“高－低”位协同超前区域防治冲击地压技术模式，并通过错步分段压裂有效实现了灾害区域弱化；钟坤等[12]针对坚硬顶板悬顶问题提出了定向长钻孔分段水力压裂区域治理技术，成功将空间平均释能由低频高能转变为高频低能形式，并利用光纤光栅三维应力、SOS微震系统和超前支承压力等多角度综合评价压裂效果；王东攀等[13]为解决高瓦斯厚煤层综放工作沿空留巷围岩变形严重的问题，采用高强度锚索梁、高强度新型混凝土支护、短孔水力压裂和定向长钻孔区域压裂相结合的“支－卸”协同沿空留巷控制技术，有效控制了厚煤层沿空留巷变形和改善了围岩应力环境；吴学明等[14]针对深部冲击地压矿井多层坚硬顶板治理难题，提出了“井上下”立体防冲模式，将断顶弱化、深孔爆破、定向长钻孔水力压裂和地面水平井压裂等技术进行融合，实现高、中、低位顶板裂缝贯通，并综合多监测手段证明了该技术的可行性。
上述研究成果侧重于定向长钻孔水力压裂实践，进行方案设计时更多参照经验参数，研究依托特定煤岩覆存条件下的钻孔布置及压裂设计方案进行深入探讨。为此，着眼于永陇矿区某矿强冲击危险工作面顶板定向长钻孔分段水力压裂现场应用，采用Abaqus数值模拟软件重建了工作面覆岩结构及应力环境，通过设置岩层初始损伤实现定向射孔；按照施工采取的后退推动分段式压裂工艺一次完成6个压裂段的顺序压裂模拟，真实全面地复现压裂工艺和预测卸压效果；同时开展现场施工实践，利用注液压力曲线、钻孔窥视等多种方法进行压裂效果评价。
1. 工程背景
某矿设计生产能力4.0 Mt/a，核定生产能力3.6 Mt/a，剩余服务年限55年。可采煤层为2−3煤和3煤，其中2−3煤局部可采，3煤主要可采，平均埋深500 m。直接顶砂质泥岩呈互层状产出，属稳定性较差的岩层。矿井采用立井开拓，单一长臂综合机械化采煤，全部垮落法管理顶板，综采放顶煤开采工艺。经西安科技大学大学鉴定，3煤弱冲击倾向性、顶板弱冲击倾向性、底板无冲击倾向性；经评价，该矿属于冲击地压矿井。
该矿地质环境及诱冲过程相当复杂，矿井内褶曲、断层结构发育，存在沿褶曲轴部、横穿过褶曲轴部、横穿过断层、沿断层布置等单一或者复合特征，同时受到煤柱、采空区、大巷层位、底煤留设等因素影响导致各影响因素交织叠加，难以通过常规手段实现灾害防治。近几年该矿冲击地压事故统计见表1。
表 1 冲击地压事件统计Table 1. Statistics of rock burst events时间 发生地点 发生原因 现象 2015−07 21306工作面运输巷中部 掘进期间受
厚底煤影响巷道底鼓明显，底板鼓起0.3 m 2015−11 21306工作面运输巷 回采期间受
采空区影响巷道两帮煤体破碎，煤柱侧锚杆、锚索崩断，底板鼓起 2019−03 22盘区北翼辅运大巷 刷帮期间受褶曲构造影响 最大底鼓1.5 m，
轨道鼓起2019−05 22306工作面回风巷 回采期间受
采空区影响巷道顶板下沉0.4 m，顶板破碎 2019−09 22盘区北辅六联巷口 掘进期间受煤柱和底煤影响 顶板锚索崩断，部分区域底鼓0.4 m 23301工作面为23盘区首采面，主采煤层为3煤，不存在掘进及回采相互扰动问题，工作面风巷与机巷平行布置，走向长度约
1300 m，切眼长度200 m；工作面位于北翼3条大巷东翼，南部靠近21DF10断层；北部为未开采区域；西部靠近北翼回风大巷，东部邻近3DF9断层；工作面掘进期间揭露3DF6断层、X12、X13、B11、B12褶曲构造；初步设计预留约200 m大巷保护煤柱。工作面冲击危险区域划分情况如图1所示，煤层上覆80 m岩层柱状图如图2所示，柱状图对应煤岩力学参数见表2。![]()
图 1 工作面冲击危险区域划分情况Figure 1. Classification of rock burst dangerous area of working face23301工作面地质力学原位测试结果显示，煤层强度主要集中在12~22 MPa，泥岩强度在20~40 MPa左右，细粒砂岩强度在55~68 MPa左右，岩层强度较低且顶板裂隙发育；利用水力压裂法在23301工作面风巷与北翼辅运大巷联通处进行地应力测试，地应力计算公式[15]：
$$ \begin{array}{c}{\sigma }_{{\mathrm{h}}}={p}_{{\mathrm{s}}}-{\rho }_{{\mathrm{w}}}gh\end{array} $$ (1) $$ \begin{array}{c}{\sigma }_{{\mathrm{v}}}=H\rho g \end{array} $$ (2) $$ \begin{array}{c}{\sigma }_{{\mathrm{H}}}=3{p}_{{\mathrm{s}}}-{p}_{{\mathrm{r}}}-2{\rho }_{{\mathrm{w}}}g h\end{array} $$ (3) 式中：$ {p}_{{\mathrm{s}}} $、$ {p}_{{\mathrm{r}}} $为读数仪上的重张压力、封闭压力，MPa；$ {\rho }_{{\mathrm{w}}} $为水的密度，t/m3；h为测点到读数仪的垂直距离，m；$ \rho $为岩层密度，t/m3；H为埋深，m；$ {\sigma }_{{\mathrm{H}}} $为最大水平主应力，MPa；$ {\sigma }_{{\mathrm{h}}} $为最小水平主应力，MPa；$ {\sigma }_{{\mathrm{v}}} $为垂直主应力，MPa。
表 2 柱状图对应煤岩力学参数Table 2. The histogram corresponds to the mechanical parameters of coal and rock煤岩名称 密度/
（kg·cm−3）抗压强度/
MPa抗拉强度/
MPa弹性模量/
GPa泊松比 砾岩 2640 71.10 3.455 4.64 0.31 泥岩 2633 47.50 2.375 3.47 0.25 中粒砂岩 2494 67.70 3.385 2.68 0.32 泥质砂岩 2499 59.10 2.955 2.52 0.23 砾岩 2640 51.10 2.555 3.65 0.28 粉砂岩 2589 45.60 2.280 2.10 0.28 粗粒砂岩 2591 41.90 2.095 3.68 0.27 泥岩 2538 36.30 1.815 1.63 0.26 细粒砂岩 2643 61.38 3.269 4.14 0.34 泥岩 2597 35.40 1.770 1.64 0.24 中粒砂岩 2764 46.30 2.315 2.49 0.29 泥岩 2519 26.20 1.310 1.96 0.21 煤层 1353 16.60 0.840 0.46 0.25 测点水力压裂曲线经水压致裂数据处理软件分析计算得出破裂压力$ {p}_{{\mathrm{b}}} $、重张压力$ {p}_{{\mathrm{r}}} $、瞬时关闭压力$ {{{p}}}_{{\mathrm{s}}} $。采用式（1）~式（3）可以计算得出：最大水平主应力$ 12.23\;\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a} $；最小水平主应力$ 6.25\;\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a} $，垂直主应力$ 16.32\;\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a} $。
2. 定向射孔分段压裂技术原理
为实现工作面安全高效开采，设计对工作面上部顶板进行井下定向长钻孔分段水力压裂施工，定向分段压裂工艺示意图如图3所示。
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图 3 定向分段压裂工艺示意图Figure 3. Diagram of directional segmented hydraulic fracturing process定向射孔技术原理：当完成定向钻孔施工和射孔工具串推送至设计位置后，通过水射流切割器将高压流体以某一设计角度喷射至孔内，高压高速的流体作用于孔壁岩石上使得岩层破碎产生孔洞，而后拖动射孔工具串实现孔洞密集定向排列，从而控制后续压裂裂缝扩展方向。
双封多点拖动式顶板分段水力压裂技术工作原理：当完成定向钻孔和射孔工具串运送指定位置并完成射孔后，向孔内送入压裂工具串，左右封隔器在设计位置坐封，利用封隔器中涉及的卸压装置实现封隔器压力和压裂液的平衡传递，实现坐封压裂，卸压解封。
在实施压裂作业时，首先将压裂液注入孔内，液压力升至3 MPa封隔器随即启动，继续注入液体以增加压力。一旦压力升至5 MPa，压裂单元随即展开并开始压裂过程。随着压力的持续上升，岩层在达到临界点后其内部弹性势能转化为动能，引发岩石的破裂和压裂效应，形成人工裂缝并降低岩层强度。完成一段压裂后停止压裂泵的注液操作并对井口进行排水处理。随着压力的下降，封隔器自动恢复到原始状态。随后，使用定向钻机将压裂设备移至下1个压裂点，按照既定顺序继续施工。通过这样的连续作业使目标层位中形成连续的三维裂缝网络，实现顶板整体均匀卸压。
为达到以上目的，采用ZDY20000LD型定向钻机进行定向钻作业，BYW80/450型泵站进行压裂作业。压裂工具串是水力压裂成功与否的关键。为了保证压裂效果，通过对石油领域工艺技术进行调研并综合考虑煤矿井下工况条件，研发了成套射孔及压裂工具串；该组合具有快速稳定封孔，作业后卸压取出重复使用等特点。定向射孔工具串示意图如图4所示，压裂工具串示意图如图5所示。
射孔工具串采用ϕ105 mm引鞋+ϕ85 mm球座+ϕ89 mm推杆+ϕ105 mm扶正器+ϕ105 mm射流切割器+ϕ105 mm扶正器+ϕ89 mm推杆组合。
压裂工具串采用ϕ105 mm引鞋+ϕ89 mm单向阀+ϕ89 mm推杆+ϕ105 mm封隔器+ϕ89 mm推杆+ϕ89 mm压裂单元+ϕ105 mm封隔器+ϕ89 mm安全丢手+ϕ89 mm推杆组合。
3. 定向分段压裂数值模拟分析
3.1 数值模拟方案
以23301工作面为工程背景，模拟定向长钻孔分段水力压裂，探讨定向长钻孔分段水力压裂裂缝拓展形态及压裂作业对区域的影响结果。根据工程实际情况从右至左进行压裂，钻孔水平段设计6个压裂段，每个压裂段由5个射孔组成，射孔间距1 m，压裂段间距30 m，涉及水平长度约250 m，在ABAQUS中通过设置0.02 m的局部初始损伤达到压裂控向的目的。6个压裂段依次起裂且无时间间隔，为避免边界效应的影响，数值模拟模型尺寸设置为99.05 m×600.00 m，模型地层从上至下各组成部分如图6所示，其中压裂钻孔设置在第7层，即泥岩层。
根据摩尔库伦准则确定地层抗剪强度参数，各地层强度参数见表3。为简化处理，地层岩石力学参数主要以单轴抗压强度数据为依据，利用Abaqus软件进行强化处理，渗透属性设置相同，渗透系数为1×10−7 m/s，初始孔隙比为0.08，滤失系数为1×10−14 m/Pa·s，压裂液黏性为0.001 Pa·s，水平地应力为12.23 MPa，竖直地应力为16.32 MPa。
表 3 数值模拟地层参数Table 3. Rock formation parameters地层 弹性模量/
GPa泊松比 抗拉强度/
MPa抗剪强度/
MPa断裂能/
（N·m−1）含砾砂岩 13.30 0.17 1.94 11.60 970 砂质泥岩 8.00 0.20 0.82 10.32 410 粉砂岩 10.50 0.16 1.29 11.27 645 泥岩 8.00 0.20 0.82 10.32 410 细粒砂岩 13.30 0.17 1.94 11.60 970 中粒砂岩 5.06 0.29 1.68 10.37 840 由于模型尺度过大，为缩短计算时间，采用过渡网格对模型进行网格划分，在压裂层进行网格加密，远离压裂层网格粗化处理，同时便于进行多簇顺序压裂的有效进行将最大排量设置为0.3 m2/s，压裂时间设置为20 s[16]。
为了实现复杂水力裂缝的扩展模拟，采用全局嵌入cohesive单元方法进行裂缝扩展模拟，即在两两实体单元间嵌入0厚度的cohesive单元，cohesive单元类型采用COH2D4P，实体单元采用CPE4P。建立完成的网络模型包含
26303 个实体单元，52500 个含孔压cohesive单元。3.2 裂缝路径及形态
裂缝拓展路径图如图7所示。
由图7可以看出，水力裂缝主要沿着射孔方向扩展，在压裂层产出较为复杂的网格结构，同时在主裂缝拓展过程中会不断在周围产生微小裂缝，这些小型裂缝转向、交叉和合并最终形成分布式块状小缝网，越远离压裂层水力裂缝趋于单一化，有生成单一主裂缝的趋势。
第1压裂段受到射孔角度、地应力条件等限制导致起裂困难，水平方向拓展7 m，竖直方向拓展15 m，且远端裂缝方向仍大致沿射孔方向拓展；第2压裂段由于较少受到第1段压裂影响导致起裂仍较为困难，水平方向拓展15 m，竖直方向拓展30 m；第3压裂段在受到了前一裂缝的诱导后使得拓展半径变宽，水平方向拓展20 m，竖直方向拓展40 m；第4压裂段同理，水平方向拓展20 m，竖直方向拓展45 m；第5、第6压裂段在此基础上又受到第3、第4段的诱导而使裂缝朝四周继续发育，其水平方向拓展25 m，竖直方向拓展50 m。
值得注意的是，无论实验室试验还是现场实践中都有关于双段压裂缝间干扰强烈导致后一压裂裂缝拓展不完全的报道[17]。模型为讨论23301工作面分段顺序压裂整体效果，对采用的模型、算法、岩石力学参数和工况条件等都进行了简化处理，故所得结论可能与现实结果有所出入，但仍能为指导工作面压裂方案设计提供可靠数据支撑。
3.3 区域压裂效果评价
3.3.1 压裂损伤区
提取6段压裂完成后的地层损伤结果，得到地层损伤区分布情况。由此可知：在压裂地层（泥岩层）产生了较为充分的地层损伤，岩体产生密集破碎，而越远离压裂层的损伤程度越小，呈从中心到四周的辐射状发展。同时受到射孔角度的影响，6个压裂段的裂缝都沿上下方向拓展发育，有效实现了控向目的。
第1压裂段并没有产生较为复杂的损伤，且未与后续的压裂段产生交汇影响；第3~第6压裂段产生的损伤区范围较广，相互影响相互交汇产生较为复杂的破损，压裂效果更明显；第2压裂段周围损伤区范围介于前两者之间。一种可能的解释是初次压裂起裂困难，而已有裂缝的存在会改变地层原地应力条件进而诱导后续压裂起裂拓展，这也解释了第1、第2压裂段与第3~第6压裂段损伤区范围大小区别的原因。
现有常规水力压裂起裂压力计算理论往往立足于地层参数、原生裂缝和地应力条件进行推导，而此模拟结果说明存在人为裂缝诱导下的工况条件可能导致后续压裂起裂压力的改变从而不适用于上述常规公式，后续可对此方向进行深入探讨。
3.3.2 地层位移情况
提取并得到地层水平方向位移数据，水平方向位移云图如图8所示。
由图8可知：当第1段进行压裂时，水压迫使周围岩层向左右2个方向分别延展，右侧岩层位移大致遵循椭圆形发展，主要影响范围较小；且由于第1段所在岩层区域与水平方向存在夹角，使得压裂段左侧岩层位移向夹角方向延展直至模型左下和中下侧边界；以此为基础进行第2段压裂时，发现其右侧岩层位移影响范围实现覆盖第1段左侧位移大部分区域，这说明双段连续压裂时第一压裂段裂缝先拓展发育后部分程度闭合，此外可知第1段左侧位移区域更广，这说明了第2段压裂会同时使得第1段裂缝沿原有路径继续拓展。通过分析第3、第4、第5、第6压裂段位移云图都可得出相似结论。
随着分段压裂的连续进行，由于第1段射孔角度给模型左下侧岩层位移造成的影响也会不断加深。在实际三维工况中，射孔方向和岩层倾角的分布也是影响裂缝发育的重要变量，而顶板覆岩内部结构复杂且现阶段探测手段不足，后续可对此方向进行深入探讨。
3.3.3 水平应力云图
提取并得到地层水平方向应力数据，水平方向应力云图如图9所示。
由于压裂段内5个射孔同时注水压裂，射孔间相互干涉相互影响导致水力压裂在水平方向应力场的卸压范围主要呈“Ｘ”状拓展；随着压裂进行，注意到第1、第2、第3压裂段水平应力卸压范围各自独立，从第4压裂段开始，卸压范围实现导通并最终形成大尺寸复杂结构，这一结论与地层损伤区的结果相吻合；在水区域力压裂施工后以压裂层为主，压裂层及其上下多层位实现整体均匀卸压。
同时在第2压裂段及后续中均观察到压裂段水平两侧出现局部水平应力升高的现象，这可能是由于模型未考虑原有裂缝存在，射孔控向导致压裂过分向射孔方向发展导致压裂段两侧局部“憋压”，这与裂缝拓展路径结果相吻合，说明了现场施工方案中射孔方案必须综合卸压需求、数值模拟结果和地应力数据等进行设计。
4. 现场应用及效果分析
4.1 压裂施工方案
23301工作面冲击危险性评价为具有强冲击危险，回采过程防冲风险大，在掘进期间多次监测到顶板发生高能微震事件，井下微震定位显示高能微震事件很多发生在褶曲结构附近。为了响应冲击地压矿井引入防冲新工艺的要求，保证工作面安全回采，缩短上覆岩层垮落步距，于是23301工作面引入顶板定向长钻孔分段水力压裂措施，同时为实现压裂卸压范围完整覆盖工作面大部分回采区域，压裂方案设计2个钻场。22301工作面压裂设计布置图如图10所示，定向钻孔参数设计见表4。
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图 10 23301工作面顶板长钻孔压裂平面图Figure 10. Fracturing plan of long borehole in roof of 23301 working face表 4 23301工作面设计顶板长钻孔参数表Table 4. Long drilling parameters table for design roof of 23301 working face施工钻场 钻孔编号 倾角/（º） 方位角/（º） 孔径/mm 套管直径/mm 距煤层顶板垂高/m 注水量/m3 钻孔长/m 1# 1-1 20 70 120 178 17～22 360 680 1-2 30 63 120 178 67～71 360 685 1-3 30 6 120 178 67～71 360 710 1-4 20 20 120 178 17～22 360 660 2# 2-1 20 19 120 178 16～20 450 670 2-2 30 33 120 178 67～71 450 730 2-3 30 51 120 178 67～71 390 750 2-4 20 61 120 178 16～20 420 680 当煤层开采或岩层垮落后，顶板上覆岩层会由于失去支撑而发生下沉和回转变形，而顶板中任一岩层除了自身质量外一般还承受其上覆邻近岩层相互作用所产生的载荷。采动覆岩的载荷一般是非均匀分布的，但为了下面分析问题的方便，假设岩层载荷为均匀分布，计算每一层岩层的自重以及上层对关键层的载荷，根据材料力学“梁”的同步协调方程，第1（n）层硬岩层载荷可表示为[18]：
$$ \left.q_1(x)\right|_n=\frac{E_1 h_1^3 \displaystyle\sum_{i=1}^n h_i \rho_i g}{\displaystyle\sum_{i=1}^n E_i h_i^3} $$ (4) 式中：$ {q}_{1}\left(x\right){|}_{n} $为上覆第$ n $层岩体产生的载荷，MPa；$ {h}_{i} $为第$ i $岩层的厚度，m；$ {E}_{i} $为第$ i $层的弹性模量，MPa；$ {\rho }_{i} $为第$ i $层密度，t/m3；$ i $=1，2，···，n。
同理，第2个坚硬岩层（$ n+1 $）层对第1个坚硬岩层产生的载荷可表示为[18]：
$$ \left.q_1(x)\right|_{n+1}=\frac{E_1 h_1^3 \displaystyle\sum_{i=1}^{n+1} h_i \rho_i g}{\displaystyle\sum_{i=1}^{n+1} E_i h_i^3}$$ (5) 由于第$ n+1 $层是坚硬岩层，其挠度小于下部岩层的挠度，第$ n+1 $层以上岩层已不再需要下部岩层承担它所承担的载荷，则必然有[18]：
$$ \begin{array}{c}{E}_{n+1}{h}_{n+1}^{2}\displaystyle\sum _{i=1}^{n}{h}_{i}{\rho }_{i} g > {\rho }_{n+1} g\displaystyle\sum _{i=1}^{n}{E}_{i}{h}_{i}^{3}\end{array} $$ (6) 基于X5-1钻孔柱状图信息，通过关键层计算可知，煤层上覆100 m范围内存在厚度较大的主控岩层分别是：8.78 m细粒砂岩与煤层间垂直距离17.25 m；10.58 m砂质泥岩与煤层间垂直距离42.34 m；17.45 m砂岩与煤层间垂直距离63.55 m。工作面回采阶段，考虑采空区破碎带、裂隙带发育比较高的情况下，8.78 m细粒砂岩层是重点治理岩层。从工作面顶板应力环境优化的角度出发，应从低位开始切断近场围岩的应力传输路径。此外，8.78 m细粒砂岩之上存在的3.88 m泥岩和0.54 m粗粒砂岩可以作为1个整体考虑。结合长钻孔压裂技术特点，计划将钻孔布置在8.78 m细粒砂岩层中向上射孔压裂，完成8.78 m细粒砂岩、3.88 m泥岩和0.54 m粗粒砂岩的压裂作业。
同时，煤矿开采过程中当工作面逐渐接近向斜轴部或翼部时容易观察到冲击地压、煤炮等现象的发生[19]。这些现象与围岩褶曲构造及其应力分布密切相关。煤矿中的褶曲通常是通过纵弯作用形成的。在长期的水平挤压载荷作用下岩层会发生缓慢变形并最终形成褶曲。褶曲形成后其不同部位的受力状态会存在显著差异。具体来说，向斜和背斜的内弧波谷和波峰部位由于岩层受到挤压作用会呈现水平压应力集中的现象，这种压应力集中可能导致岩层变得更加坚硬和稳定，但也可能在达到一定程度后突然释放，形成冲击地压等动力现象；与此同时，向斜和背斜的外弧波谷和波峰部位则呈现拉应力集中，拉应力可能导致岩层发生拉伸变形或破裂进一步影响岩层的稳定性和完整性。褶曲的翼部由于岩层受到挤压和拉伸的复合作用，会出现压应力集中，这种复杂的应力状态使得翼部岩层更容易发生变形和破坏。因此，在工作面回采接近向斜轴部或翼部时，需要特别关注这些区域的应力状态变化。
考虑到23301工作面为23盘区首采工作面及区域内存有多条南北向褶曲，为充分实现顶板均匀卸压的目的，针对17.45 m砂岩设计高位钻孔压裂计划，通过“高−低”位长钻孔分段压裂联动达到整体均匀卸压的目的。最终确定开设2个钻场，每个钻场施工2个低位钻孔、2个高位钻孔，全长范围内合计8个钻孔，实现工作面的全长处理。其中1号钻场开设于23301风巷中部距切眼620 m附近，尺寸（长$ \times $宽$ \times $高）为8.0 m$ \times $5.0 m$ \times $3.5 m；2号钻场开设于北翼回风大巷附近，尺寸（长$ \times $宽$ \times $高）约8.0 m$ \times $5.0 m$ \times $3.5 m。
已有研究成果显示，在不考虑岩层原生裂隙的情况下，岩层的起裂压裂计算公式为[20]：
$$ \begin{array}{c}{p}_{1}=1.3（{\sigma }_{{\mathrm{H}}}+{R}_{{\mathrm{t}}}）\end{array} $$ (7) 式中：$ {p}_{1} $为岩层起裂压力，MPa；$ {\sigma }_{{\mathrm{H}}} $为最大主应力，MPa；$ {R}_{{\mathrm{t}}} $为岩层抗拉强度，MPa。
代入测试数据并计算，得到低位细粒砂岩起裂压裂为20.1 MPa。
在2-1钻孔施工过程中，由于23301工作面顶板导通裂隙较多，自风巷2#钻场1号孔爬坡段施工过程中塌孔情况较为严重，顶板异常状况较多。结合严格的施工流程管理，微调了钻孔轨迹设计并指导钻孔作业。为了更加清晰地了解孔壁形态，探明爬坡段塌孔原因，在钻孔施工完成后适用孔内窥视仪器对钻孔0~100 m范围进行探测。钻孔窥视结果显示0~100 m范围内岩层存在局部破碎区，裂缝较为发育，以钻孔径向裂缝发育为主。
同时，2-1孔深31~36 m处孔壁呈空洞状，存在卡钻风险。为了降低工具串推送过程中卡钻、磨碎等情况，采用普通钻进方法进行洗孔作业，最终实现了强冲击危险工作面复杂地质条件下的定向钻孔施工。根据定向钻钻进情况并结合钻孔窥视结果，合理布置压裂段位置。截至2024年5月22日，完成2-1钻孔压裂施工共计压裂9段，累计压裂529 min，累计注水431 m3。
4.2 钻孔窥视结果
为了检验分段水力压裂效果，在23301工作面机巷施工顶板窥视孔并进行窥视，观察孔内裂缝发育情况。选取2-1钻孔窥视结果中具有代表性结果进行展示，部分孔内窥视结果如图11所示。
图11（a）~图11（c）为完成时的钻孔窥视结果，可见部分区域存在少量原生裂隙；图11（d）~图11（i）为压裂完成后的窥视结果，在钻孔不同深度情况下裂隙主要形态以径向裂隙为主，局部出现少量垂向裂隙，个别地点发生径向裂隙与垂向裂隙同时存在的现象，反映出水力压裂裂缝以水平缝为主，兼有少量垂直缝，缝网形态复杂的特点。两者对比证明了分段压裂的成功起裂并完成裂缝拓展。
4.3 压力−时间曲线分析
压裂压力曲线主要描述施工过程中注水压力与时间的动态变化，反映了压裂液与岩层的相互作用及裂缝发育和延展情况[21]。第3、第6段水力压裂压力变化曲线如图12、图13所示。
在2-1钻孔压裂过程中，23301工作面机巷对应压裂位置能够听到岩层破裂引起的声响，并伴有不同程度的巷道出水现象。
由图12可知：对2-1孔第3段进行水力压裂施工时，随着泵组注水流量增加，大量压裂液聚集在初始裂缝端，泵组出口压力出现峰值显现，随后快速下落至稳定波动区间。压力呈锯齿状发展阶段证明微小裂隙发育良好，期间经历2次大的压降，可能的原因是第3压裂段附近原生裂缝较多，水力压裂裂缝拓展过程中与大的原生裂隙合并使压裂液快速补充导致的压力下降。持续高压注入直至达到水力压裂设计要求后结束压裂。开始压裂后，压裂段对应位置伴有顶板活动声音，随着压裂的持续进行，机巷压裂段对应位置超前孔有出水现象且水量逐渐增大。
由图13可知：对2-1号孔第6段进行水力压裂施工时，封隔器膨胀后随着注水流量增加，泵组出口压力同第3段一致迅速拉升至高点后略有回落，随即进入长时间保压压裂区间，此区间整体压力略低于第3段，可能的原因是压裂段B12褶曲构造附近，改变了附近岩层所需起裂压力；进行到第31 min时压力突然经历小幅爬升后回归正常，第39 min时压裂压力整体小幅回落直至作业结束，压力不断呈锯齿状波动，说明随着高压水的持续注入，裂缝扩展范围持续增加。持续高压注入直至达到水力压裂设计要求后结束压裂。水力压裂过程中，巷道巡查正常，压裂段对应巷道位置顶板活动声音明显，压裂后期孔内持续返水。
4.4 巷道变形量
在完成23301工作面2-1钻孔的压裂作业一段时间后对风巷巷道变形量进行了监测，其中顶板位移量对比图如图14所示。
以切眼为零点，自切眼沿工作面走向长度不同距离处分别设置观测点并对数据进行了统计分析，由于2-1钻孔在水平投影上与风巷仅相距30 m，因此比较压裂后风巷顶板位移量结果能较好地说明压裂卸压效果，结果表明相比于未压裂段相比，风巷压裂段顶板位移量平均降低31%，表明水力压裂施工的成功实施减小了巷道变形程度，削弱了顶板的应力传递通道。
5. 结 语
1）利用ABAQUS数值模拟软件分析了定向长钻孔水力压裂的裂缝拓展路径及卸压效果。结果显示：在不考虑原生裂缝下裂缝主要沿射孔方向拓展，少部分形成垂直于射孔方向的裂缝并与前者形成复杂缝网，且越远离压裂层就越有生成单一主裂缝的趋势；区域应力及位移结果显示压裂作业对地层产生明显影响，能够达到卸压的目的。
2）在23301工作面进行了坚硬厚硬顶板定向长钻孔分段压裂防冲应用，基于关键层理论计算结果并综合考虑工作面回采过程防冲需要，设计2个钻场共计8个钻孔的“高−低”位布孔方案，实现了工作面卸压区域全覆盖。
3）利用钻孔窥视、注液压力曲线和巷道变形量进行压裂效果评价。结果显示：孔内径向裂缝与垂向裂缝同时存在，注液成功起裂并向深部发展；2-1钻孔的压裂施工显著降低了回采期间巷道变形量，实现了针对工作面超前区域应力场分布状态的优化和工作面的安全高效回采。
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图 1 工作面冲击危险区域划分情况
Figure 1. Classification of rock burst dangerous area of working face
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图 3 定向分段压裂工艺示意图
Figure 3. Diagram of directional segmented hydraulic fracturing process
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图 10 23301工作面顶板长钻孔压裂平面图
Figure 10. Fracturing plan of long borehole in roof of 23301 working face
表 1 冲击地压事件统计
Table 1 Statistics of rock burst events
时间 发生地点 发生原因 现象 2015−07 21306工作面运输巷中部 掘进期间受
厚底煤影响巷道底鼓明显，底板鼓起0.3 m 2015−11 21306工作面运输巷 回采期间受
采空区影响巷道两帮煤体破碎，煤柱侧锚杆、锚索崩断，底板鼓起 2019−03 22盘区北翼辅运大巷 刷帮期间受褶曲构造影响 最大底鼓1.5 m，
轨道鼓起2019−05 22306工作面回风巷 回采期间受
采空区影响巷道顶板下沉0.4 m，顶板破碎 2019−09 22盘区北辅六联巷口 掘进期间受煤柱和底煤影响 顶板锚索崩断，部分区域底鼓0.4 m 
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表 2 柱状图对应煤岩力学参数
Table 2 The histogram corresponds to the mechanical parameters of coal and rock
煤岩名称 密度/
（kg·cm−3）抗压强度/
MPa抗拉强度/
MPa弹性模量/
GPa泊松比 砾岩 2640 71.10 3.455 4.64 0.31 泥岩 2633 47.50 2.375 3.47 0.25 中粒砂岩 2494 67.70 3.385 2.68 0.32 泥质砂岩 2499 59.10 2.955 2.52 0.23 砾岩 2640 51.10 2.555 3.65 0.28 粉砂岩 2589 45.60 2.280 2.10 0.28 粗粒砂岩 2591 41.90 2.095 3.68 0.27 泥岩 2538 36.30 1.815 1.63 0.26 细粒砂岩 2643 61.38 3.269 4.14 0.34 泥岩 2597 35.40 1.770 1.64 0.24 中粒砂岩 2764 46.30 2.315 2.49 0.29 泥岩 2519 26.20 1.310 1.96 0.21 煤层 1353 16.60 0.840 0.46 0.25
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表 3 数值模拟地层参数
Table 3 Rock formation parameters
地层 弹性模量/
GPa泊松比 抗拉强度/
MPa抗剪强度/
MPa断裂能/
（N·m−1）含砾砂岩 13.30 0.17 1.94 11.60 970 砂质泥岩 8.00 0.20 0.82 10.32 410 粉砂岩 10.50 0.16 1.29 11.27 645 泥岩 8.00 0.20 0.82 10.32 410 细粒砂岩 13.30 0.17 1.94 11.60 970 中粒砂岩 5.06 0.29 1.68 10.37 840
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表 4 23301工作面设计顶板长钻孔参数表
Table 4 Long drilling parameters table for design roof of 23301 working face
施工钻场 钻孔编号 倾角/（º） 方位角/（º） 孔径/mm 套管直径/mm 距煤层顶板垂高/m 注水量/m3 钻孔长/m 1# 1-1 20 70 120 178 17～22 360 680 1-2 30 63 120 178 67～71 360 685 1-3 30 6 120 178 67～71 360 710 1-4 20 20 120 178 17～22 360 660 2# 2-1 20 19 120 178 16～20 450 670 2-2 30 33 120 178 67～71 450 730 2-3 30 51 120 178 67～71 390 750 2-4 20 61 120 178 16～20 420 680
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