Hydraulic fracturing effect of CBM vertical well and its impact on productivity: a case study of Yaojie Mining Area
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摘要:
煤层气藏作为典型缝控气藏，压裂造缝规模及裂缝充填效果对气井产能具有决定性控制。为探究煤层气直井水力压裂效果对气井产能效果的影响机制，以甘肃窑街海石湾矿区为例，重点报道直井开发形式下煤储层压裂改造效果及其对产能制约方面认识，结果表明：①煤层气井破裂压力主要反馈井筒固井水泥环特征而非煤储层力学性能，从该井压裂曲线看破裂压力不明显，表明井筒环空固井水泥环厚度适中，水力压裂期间固井水泥环破裂相对容易，能量消耗低，注入压裂液能量主要用于撑开煤岩裂缝；②从压裂曲线看出，该井压裂裂缝延伸压力较高，表明地下煤储层结构较为破碎且发育煤粉源集合体，煤粉对压裂裂缝的延展具有关键制约作用。而且在压裂曲线裂缝延展阶段出现多个波动形态特征，指示多条次级裂缝撑开，整体上该井压裂裂缝形态较为复杂，推测为主干压裂裂缝两侧发育枝状次级裂缝形式；③该井注砂后发生严重砂堵，主要原因是煤储层压裂液滤失造成近井地带压裂裂缝内支撑剂脱砂形成楔体，导致后续支撑剂注入困难，同时也与煤储层原生裂缝煤粉源及少量构造煤粉源集合体发育有关；④压裂微震监测数据显示该井煤储层主干压裂裂缝走向为NE 50°，其中在北东方向上煤岩微震事件更活跃，指示该方向上煤储层天然裂隙系统更发育；结合煤储层压裂裂缝矿井观测结果，提出压裂裂缝有效支撑区、实际破裂区及岩体扰动区的划分方案，认为微震监测得出的压裂裂缝半长实际为岩体扰动范围，难以准确反映储层实际改造效果。综合该井后期产能规律及晋城矿区煤储层压裂裂缝矿井观测结果，认为该井煤储层实际压裂裂缝半长在20 m以内，有效支撑压裂裂缝半长不足5 m，压裂液注入液量少、压裂液滤失诱导支撑剂脱砂形成楔体以及煤粉聚集造成砂堵等是该井煤储层压裂裂缝较短的主要因素；⑤结合煤层气产能规律，认为该井气藏管控和排采制度较为合理，但煤储层有效支撑压裂裂缝过短，煤储层内煤粉运移导致近井压裂裂缝导流能力快速衰减是气井产能低下的关键制约机制，建议后期煤储层水力压裂加大压裂液注入液量，适当增大压裂液排量，降低支撑剂砂比，重点防控压裂液滤失、防止脱砂楔体形成。该区煤储层埋深大、应力高，实现裂缝大范围加砂是煤储层压裂改造的关键。同时考虑储层干燥，压裂液滤失严重的实际情况，有条件可开展CO2前置压裂试验。
Abstract:CBM reservoir is a typical fracture-controlled gas reservoir, and the scale of fracturing and fracture-filling effect have decisive control on gas well productivity. In order to reveal the influence mechanism of the hydraulic fracturing effect of CBM vertical wells on the productivity effect of gas wells, taking the Haishiwan Mining Area of Yaojie, Gansu as an example, this paper focuses on reporting the fracturing effect of coal reservoirs under the form of vertical well development and its understanding of the constraints on productivity. the result shows: ① The fracture pressure of CBM well mainly feeds back the characteristics of the wellbore cement sheath rather than the mechanical properties of the coal reservoir. From the fracturing curve of this well, the fracture pressure is not obvious, indicating that the thickness of the cement sheath in the wellbore annulus is moderate, and the cement sheath is relatively easy to rupture during hydraulic fracturing. The energy of the injected fracturing fluid is mainly used to prop up the coal cracks; ② It can be seen from the fracturing curve that the propagation pressure of the hydraulic fractures(HF) in this well is relatively high, indicating that the structure of coal reservoir is relatively fragmented and coal fines are developed. In addition, there are multiple wave morphological features in the fracture propagation stage of the fracturing curve, indicating that multiple secondary fractures are propped up. On the whole, the HF in this well are relatively complex, and it is speculated that branched secondary fractures develop on both sides of the main HF. ③ Serious sand plugging occurred after sand injection in this well. The main reason was that the fracturing fluid in the coal reservoir was lost due to the loss of the fracturing fluid in the near-wellbore area, resulting in the formation of wedges by proppant de-sanding in the HF, which made subsequent proppant injection difficult. It is related to the coal fines of primary fractures and the development of a small amount of tectonic coal fines; ④ The fracturing microseismic monitoring data show that the main HF of the coal reservoir in this well are NE 50°, and the coal rock microseismic events are more active in the northeast direction, indicating that the natural fracture (NF) of the coal reservoir is more developed in this direction; Based on the observation results of fracturing and mineback, this paper proposes a division plan for the effective propped area, the actual fracture area and the rock mass disturbance area of HF. It is believed that the actual half-length of the HF in the coal reservoir of this well is less than 20 m, the half-length of the effectively propped HF is less than 5 m, and The small amount of fracturing fluid injected, the formation of wedges by proppant de-sanding induced by fracturing fluid-loss, and the sand plugging caused by coal fines accumulation are the main factors for the short fractures in the coal reservoir of this well; ⑤ Combined with the law of coalbed methane productivity, it is considered that the gas reservoir management and drainage system in this well is reasonable,However, the effective propped HF in the coal reservoir are too short, and the coal fines migration in the coal reservoir leads to the rapid decline of the conductivity of the near-well HF, which is the key restricting mechanism for the productivity of gas wells.It is recommended to increase the injection volume of fracturing fluid, appropriately increase the flow rate of fracturing fluid, reduce the proppant-sand ratio, and focus on controlling fracturing fluid leak-off and the formation of screenout wedges in the hydraulic fracturing of coal reservoirs in the later stage.The coal seam in this area has a large burial depth and high stress, and the realization of large-scale fracture propped is the key to coal reservoir fracturing. Meanwhile, the reservoir is dry and the fracturing fluid is seriously leak-off, the CO2 pre-fracturing test can be carried out.
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0. 引 言
冲击地压是威胁煤矿安全高效生产的主要动力灾害之一。随着矿井开采规模、开采深度和开采强度的进一步增大，冲击地压灾害呈现更加严重的发展态势[1-3]。如何科学有效地对冲击地压进行分类、通过冲击地压显现分析其内在机理、提出针对性的防控措施成为煤炭行业科技和现场管理人员亟需解决的科学难题。
我国学者对冲击地压机理和防控进行了大量的研究工作，取得了丰硕的研究成果。李振雷等[4]从围岩体结构和应力状态分析了孤岛煤柱冲击机制，认为高静载应力与动载应力叠加超过冲击临界应力诱发冲击；王春秋等[5]运用微地震和电磁辐射实测孤岛综放工作面动压显现事件，获得了冲击前后能量积聚与释放特征及相应监测数据变化规律，提炼了冲击地压微震和电磁辐射监测的前兆信息；何江等[6]分析了急倾斜特厚煤层覆岩运动和煤层应力分布的内在关联，认为覆岩运动施加的冲击动载与工作面底煤集中静载叠加是诱发夹持型冲击地压的力源；魏全德等[7]建立下山煤柱区覆岩空间结构模型和走向支承压力估算模型，认为支承压力动态前移是诱发下山煤柱区巷道冲击的主要原因；杜学领[8]研究了厚硬坚硬地层冲击地压发生机理，提出了利用上巷取代工艺巷+充填采空区的冲击地压防治方法；翟明华等[9]分析了巨厚坚硬岩层下冲击地压的发生规律，指出此类矿井冲击地压存在“关键工作面效应”“震动诱冲效应”“冲击震动效应”，提出了基于覆岩空间结构理论、地表沉陷观测、微震和应力监测数据的辨识关键工作面的方法，阐述了巨厚坚硬岩层冲击地压矿井综合防冲方法；朱斯陶等[10]分析了整体失稳型冲击地压的工程特征和冲击显现特征，提出了整体失稳型冲击危险的评估方法和防治对策；张俊文等[11]提出了冲击地压灾害防治的结构调控理念，指出灾害防治应从调控煤岩体结构出发，采用水力压裂或深孔预裂爆破防治煤柱型及工作面冲击；赵善坤等[12]分析了底板型冲击危险巷道底板受力特征，提出了深孔断底爆破防冲方案；夏永学等[13]开发了扩槽孔和排渣孔分离的双孔布置掏槽技术，有效提高了煤层水力扩孔掏槽效果。
以上研究成果提出了针对性的防控措施，但没有围绕冲击地压孕灾和能量释放的主体——煤柱（区域煤体）开展针对性研究：冲击地压发生机理方面，尚未系统开展特定地层和开采技术条件下施加在煤柱上的基础静应力、动载应力和煤柱自身物性特征对煤柱冲击危险的影响机制研究工作，缺乏煤柱冲击危险定量化评价方法；冲击地压防控方面，尚未建立涵盖煤柱留设、监测预警、预卸压和解危卸压等方面的防冲技术体系。
1. 煤柱型冲击地压的定义
冲击地压的发生是地质因素和开采技术因素综合作用的结果。实际生产中存在以下情形：①同一矿区煤层赋存条件相似的邻近矿井，有的发生多起严重冲击地压事故，有的却从来没有发生过；②同一矿井自投产后十几年甚至几十年来，地质条件基本不变，突然发生冲击地压事故。究其原因，采掘活动引起的覆岩空间结构演化及应力场重新分布是诱发冲击地压的主控因素。
随着采深不断增加和开采条件日益复杂，煤矿开采期间冲击地压多集中在巷道切割、采空区隔离或断层夹持等形成煤柱区域（笔者定义为“煤柱型冲击地压”）。与常见的冲击地压分类方法强调特定生产技术因素（超强度组织生产、生产过度集中、采掘布局不合理、生产造成的地质构造活化、孤岛采煤和防冲措施不合理等）诱发冲击地压机理不同，煤柱型冲击地压侧重分析自重应力、构造应力和采动应力等叠加后的总应力和煤柱支撑能力与煤柱冲击危险的内在联系，从应力场角度出发，探索冲击地压发生的共性问题。煤柱型冲击地压是指受巷道切割、采空区隔离或断层夹持形成的煤柱在高应力作用下的冲击失稳。
笔者在分析多起煤柱型冲击地压事故案例的基础上，采用理论分析、现场调研和现场监测等方法，根据工程特征和冲击地压显现特点，对煤柱型冲击地压进行分类，研究各类煤柱型冲击地压的发生机制，并提出防控措施，为煤矿煤柱型冲击地压防控提供理论指导和经验借鉴。
2. 煤矿煤柱型冲击地压事故案例
2.1 应力叠加型冲击地压事故概况
新巨龙煤矿2305S工作面为−810 m水平二采区南翼第5个工作面，东为待采区，南为−980 m边界下山保护煤柱，西为2304S采空区，北为−980 m延伸下山保护煤柱，煤厚9.2 m，平均采深1 004 m。经鉴定，−980 m水平3煤层及其顶底板具有弱冲击倾向性，3煤层单轴抗压强度17.4 MPa。2305S工作面倾斜长度263.5 m，走向长度1 904 m，采用走向长壁后退式综采放顶煤采煤法。
2020年2月22日6时17分，2305S工作面推进至253 m，上平巷发生一起冲击地压事故，造成4人死亡，破坏巷道约486 m，直接经济损失1 853万元。事故区域自上平巷上端头10 m处开始至420 m处止，巷道明显变形，部分单元支架损坏，帮部部分锚索梁断裂，其中上平巷超前100～218 m段，巷道破坏严重，巷道堵塞，人员无法通行；3号联络巷自交叉口向内66 m范围内巷道破坏严重，其中3号联络巷上口24～40 m段巷道破坏最为严重，两帮内缩移近量大，顶板锚索梁断裂下沉，底板底鼓，巷道断面最小处仅剩1 m2空间，冲击破坏如图1所示。
应力叠加型冲击地压主要特征：煤柱受采空区转移应力、构造应力等多种应力叠加影响，煤体载荷超过其极限承载能力而诱发冲击破坏，破坏部位集中在煤柱形状突出部位或叠加应力峰值区域，周边采空面积大、采掘活动扰动强、构造发育、巷道或断层密集切割是这类型冲击地压的常见影响要素。
2.2 整体失稳型冲击地压事故概况
赵楼煤矿1305工作面位于矿井一采区，北靠宽215 m的1304采空区，南邻宽410 m的1306—1307采空区，属于典型的孤岛工作面。1305工作面采深871～1 006 m，平均988 m；工作面设计倾向长137 m，推进长度574 m，采用走向长壁后退式综采放顶煤采煤法。开采煤层厚度2.8～9.0 m，平均6.1 m；煤层倾角1°～11°，平均8°。煤层分叉线穿过开切眼和轨道巷交叉口附近，分岔区内3上煤层厚0.7～1.2 m，平均0.9 m；3下煤层厚2.7～6.4 m，平均4.8 m；分岔间距0.7～14.6 m，平均6.8 m。直接顶为粉砂岩，厚度1.2~8.4 m，平均2.8 m；基本顶为中砂岩，厚度4.6～20.4 m，平均厚度8.3 m。经煤岩冲击倾向性鉴定，煤层具有强冲击倾向性，顶板具有弱冲击倾向性，底板冲击倾向性未鉴定[14]。
2015年7月29日2时49分，1305工作面初采时发生了一起严重的冲击地压事故，如图2所示，具体破坏特征：①轨道巷侧自工作面煤壁向外15 m范围顶板出现网兜，并有部分漏冒，部分单体支柱歪斜；向外15～60 m范围两帮移近量开始增大，最大移近量3 m，单体支柱部分弯曲歪斜，底鼓0.5～1.0 m；60 m向外，存在底鼓现象；其中30～70 m范围受冲击挤压影响严重，十字梁棚支设单体液压支柱全部歪斜，折断14棵；②运输巷侧自工作面煤壁向外40 m范围内13架钢棚掉落、38棵单体液压支柱弯曲折断、崩断锚杆（索）12根、部分让压环挤压变形损坏、卸压钻孔多数塌孔；③工作面前部刮板输送机受冲击翻向支架侧，损坏支架前梁和护帮板千斤顶32个，刮板输送机及支架内积煤严重，冲击后煤尘逆风扬起糊到支架立柱上形成厚2 mm煤尘，造成工作面支架栽头、后立柱压力普遍超30 MPa，60～80号支架向后位移，最大1.0 m左右，煤壁煤块大量抛入架内，整个工作面支架全部被埋，至今无法回收，损失惨重[15]；④事故造成3人受伤，24人涉险，直接经济损失93.87万元。
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图 2 1305工作面整体失稳冲击示意Figure 2. Overall destabilization impact diagram of No.1305 working face整体失稳型冲击地压主要特征：煤柱承载能力和能量集聚能力随煤柱尺寸增大而增加，处于极限平衡状态的煤柱煤体受外界扰动时，极易发生冲击破坏，破坏面积大、冲击显现强烈、冲击前静载荷水平高是整体失稳型冲击地压显著的特点。
2.3 切割蠕变型冲击地压事故概况
梁宝寺煤矿35000回风集中巷、35000运输集中巷和35000轨道集中巷均布置在煤层中，3条巷道分别与35000轨回集中一联巷交汇将煤体切割成多个井字形煤柱，埋深1 027 m，煤厚6.5 m。经冲击倾向性鉴定，煤层具有强冲击倾向性，顶板具有弱冲击倾向性，煤体单轴抗压强度18 MPa。
2016年8月15日0时33分，35000采区发生一起冲击地压事故，造成2人死亡，破坏巷道约300 m，直接经济损失324万元。微震监测系统分析震源位于35000采区集中轨道上山和集中运输上山之间，震源位置与最近的35000工作面距离为379 m，人员伤亡地点与35001工作面相距324 m，事故位置如图3所示。
切割蠕变型冲击地压主要特征：煤柱在高静载应力的长期作用下，发生塑性破坏的煤体范围自边缘塑性区开始向内部扩展，煤柱的实际支撑能力逐渐降低，在轻微扰动或无明显扰动条件下，处于极限平衡状态的煤体突然发生冲击破坏，冲击前静载荷水平高、煤柱形成时间长、前兆信息敏感性差是切割蠕变型冲击地压的典型特点，大巷煤柱是发生切割蠕变型冲击地压的重点管控区域。
根据上述3起典型煤柱型冲击地压的工程特征和冲击显现特征，可将当前我国煤柱型冲击地压分为应力叠加型冲击地压、整体失稳型冲击地压和切割蠕变型冲击地压3类。
3. 三类煤柱型冲击地压发生机理
3.1 应力叠加型冲击地压发生机理
3.1.1 应力叠加型冲击地压危险性评估
应力叠加型冲击地压发生的主要原因是覆岩空间结构转移到煤柱上的叠加应力超过了煤柱发生冲击失稳的临界应力。根据“载荷三带”理论[16-17]，地层结构和顶板离层高度是决定采空区覆岩转移应力分布特征的主要影响因素，建立顺序开采条件下采空区转移的静应力估算模型[18]，如图4所示。
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图 4 采空区转移静应力估算模型HILZ—即时加载带高度；MDLZ—延时加载带厚度；q—静载带岩层自重Figure 4. Estimation model for transfer static stress in mining area由图4可知，采空区覆岩将1/4即时加载带载荷以及1/2延时加载带载荷传递到周边煤岩体，其中延时加载带载荷不仅包含自重，还包括上覆静载带岩层的重力。
建立采空区转移静应力估算模型：
$$ {\sigma _{\rm{J}}} = \left\{ \begin{array}{*{20}{l}} \dfrac{{L\gamma {{\tan }^2}\alpha }}{{10h}}x + \dfrac{{2\gamma \tan \alpha \left[ {L\tan \alpha \left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} - 10h + {M_{SLZ}}} \right){\rm{ + }}H_{{\rm{DLZ}}}^2 - 100{h^2} + 2{H_{{\rm{DLZ}}}}{M_{SLZ}}} \right]}}{{{{\left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h} \right)}^2}}}x &\left( {0,\dfrac{{5h}}{{\tan \alpha }}} \right)\\ L\gamma \tan \alpha - \dfrac{{L\gamma {{\tan }^2}\alpha }}{{10h}}x + \dfrac{{2\gamma \tan \alpha \left[ {L\tan \alpha \left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} - 10h + {M_{SLZ}}} \right) + H_{{\rm{DLZ}}}^2 - 100{h^2} + 2{H_{{\rm{DLZ}}}}{M_{SLZ}}} \right]}}{{{{\left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h} \right)}^2}}}x &\left( {\dfrac{{5h}}{{\tan \alpha }},\dfrac{{10h}}{{\tan \alpha }}} \right)\\ \dfrac{{2\gamma \tan \alpha \left[ {L\tan \alpha \left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} - 10h + {M_{SLZ}}} \right){\rm{ + }}H_{{\rm{DLZ}}}^2 - 100{h^2} + 2{H_{{\rm{DLZ}}}}{M_{SLZ}}} \right]}}{{{{\left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h} \right)}^2}}}x &\left( {\dfrac{{10h}}{{\tan \alpha }},\dfrac{{{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h}}{{2\tan \alpha }}} \right)\\ \dfrac{{2\gamma \left( {LH\tan \alpha + H_{{\rm{DLZ}}}^2 + 2{H_{{\rm{DLZ}}}}{M_{SLZ}} - 100{h^2} - 10Lh\tan \alpha } \right)}}{{{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h}} -\\ \qquad\dfrac{{2\gamma \tan \alpha \left[ {L\tan \alpha \left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} - 10h + {M_{SLZ}}} \right){\rm{ + }}H_{{\rm{DLZ}}}^2 - 100{h^2} + 2{H_{{\rm{DLZ}}}}{M_{SLZ}}} \right]}}{{{{\left( {{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h} \right)}^2}}}x &\left( {\dfrac{{{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h}}{{2\tan \alpha }},\dfrac{{{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h}}{{\tan \alpha }}} \right)\\ \gamma H &\left( {\dfrac{{{H_{{\rm{DLZ}}}} + 10h}}{{\tan \alpha }},\infty } \right) \end{array} \right.$$ (1) 式中：σJ为采空区转移的静应力；L为采空区短边长度；γ为顶板岩石容重；α为采空区顶板岩层移动角；h为煤层开采高度；HDLZ为延时加载带高度；MSLZ为静载带厚度；H为煤层开采深度。
$$ {\sigma }_{{\rm{z}}}={\sigma }_{0}\text+{\displaystyle \sum _{i\text=1}^{n}{\sigma }_{\text{J}i}}+{\displaystyle \sum _{i\text=1}^{n}{\sigma }_{\text{D}i}}+{\displaystyle \sum _{i\text=1}^{n}{\sigma }_{\text{F}i}} $$ (2) 式中：
${\sigma }_{{\rm{z}}}$ 为煤柱上的总应力；$ {\sigma _0} $ 为自重应力；$ \displaystyle\sum\limits_{i{\text{ = }}1}^n {{\sigma _{{\text{J}}i}}} $ 为周边采空区转移的静应力之和；$ \displaystyle\sum\limits_{i{\text{ = }}1}^n {{\sigma _{{\text{D}}i}}} $ 为煤柱周边顶板断裂或回转施加的动应力之和；$ \displaystyle\sum\limits_{i{\text{ = }}1}^n {{\sigma _{{\text{F}}i}}} $ 为煤柱周边地质构造转移的构造应力之和。3.1.2 新巨龙煤矿2305S工作面应力叠加型冲击危险性分析
根据新巨龙煤矿2305S工作面实际条件，取HILZ=127 m，HDLZ=411 m，MDLZ=284 m，MSLZ=593 m，H=1 004 m，q=7.95 MPa，L=263.5 m，γ=25 kN/m3，α=76°，h=9.2 m，将上述参数代入式（1）中，计算得到2305S采空区超前静态支承压力
$ {\sigma _{{\text{J - 2305S}}}} $ ：$$ \sigma_{\mathrm{J}-2305 \mathrm{S}}=\left\{\begin{array}{l} 0.68 x\quad\quad\quad\quad(0,32) \\ 16+0.18 x \quad\quad(32,64) \\ 0.43 x \quad\quad\quad\quad(64,67) \\ 57.54-0.43 x \quad(67,134) \end{array}\right.$$ 同理，可得2304S采空区侧向静态支承压力
${\sigma _{{\text{J - 2304S}}}} $ ：$$ \sigma_{\mathrm{J}-2304 \mathrm{S}}= \begin{cases}0.966 x & (0,25) \\ 22.8+0.054 x & (25,50) \\ 51-0.51 x & (50,100)\end{cases} $$ 巷道开挖转移的支承压力、断层两侧应力分布和覆岩结构运动施加的动载荷受地质和开采技术条件影响，在工程尺度上，可用应力转移系数k来近似表达。
巷道切割煤体后，原先由巷道开挖煤体支撑的载荷向巷道两侧转移形成围岩支承应力场
${\sigma }_{\text{J-}{\rm{sc}}} $ ，可用下式表示：$$ {\sigma }_{\text{J-}{\rm{sc}}}=\left\{\begin{array}{l}\dfrac{2{k}_{1}\gamma H}{{l}_{1}}x \quad\quad\quad\quad\;\; \left(0,0.5{l}_{1}\right)\\ 2{k}_{1}\gamma H-\dfrac{2{k}_{1}\gamma H}{{l}_{1}}x \quad \left(0.5{l}_{1},{l}_{1}\right)\end{array} \right.$$ 式中：k1为巷道开挖引起的静态支承压力峰值与原岩应力的比值；l1为巷道开挖引起的静态支承压力峰值距巷帮的距离。
断层附近煤岩体集聚了大量能量，构造应力分布形态跟断层的落差成正相关关系，将断层两侧应力分布形态近似为等腰三角形，可得断层两侧应力分布表达式：
$$ {\sigma _{{\text{G - FD8}}}} = \left\{ {\begin{array}{l} {\dfrac{{2{k_2}\gamma H}}{{{l_2}}}x}\quad\quad\quad\quad\;\;{\left(0,0.5{l_2} \right)} \\ {2{k_2}\gamma H - \dfrac{{2{k_2}\gamma H}}{{{l_2}}}x}\quad{\left(0.5{l_2},{l_2}\right)} \end{array}} \right. $$ 式中：k2为断层单侧构造应力峰值；l2为断层单侧构造应力峰值距断层面的距离。
采空区覆岩结构运移对工作面煤体施加的动载荷受发生破断或回转岩层的岩性、厚度、层位和距煤壁的距离等因素影响，为便于定量化计算，可在采空区覆岩转移的静态支承压力影响范围内按照渐变载荷进行简化处理：
$$ {\sigma _{\text{D}}} = \begin{array}{*{20}{c}} {{k_3}\gamma H{{ - }}\dfrac{{{k_3}\gamma H}}{{{l_3}}}x}&{}&{\left( {0,{l_3}} \right)} \end{array} $$ 式中：k3为覆岩运移对煤体施加的动应力峰值；l3为覆岩运移对煤体施加的动应力峰值距工作面煤壁的距离。
根据2305S工作面实际条件，取k1=1.1，l1=15 m，k2=1.4，l2=80 m，k3=1.2，l3=134 m，新巨龙煤矿2305S工作面支承压力叠加，如图5所示，图中曲线1代表2305S工作面超前静态支承压力，曲线2代表2303S-2304S采空区侧向静态支承压力，曲线3代表两巷开挖转移的静态支承压力，曲线4代表联络巷开挖转移的静态支承压力，曲线5代表断层构造转移的构造应力。
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图 5 2305S工作面支承压力叠加示意Figure 5. No.2305S Working Face support pressure superimposed diagram由图5可知，受采空区超前支承压力、采空区侧向支承压力、巷道开挖转移支承压力、断层构造应力等叠加影响，2305S工作面上平巷侧应力集中程度较高，尤其是上平巷与联络巷、FD8断层夹持形成的孤立煤体区域，如图5中红色虚线方框所示，叠加后的支承压力最大值达到69.36 MPa，达到工作面煤体单轴抗压强度（17.4 MPa）4.0倍。
3.1.3 应力叠加型冲击地压发生机理
根据上述分析可知，煤体在自重应力、采空区和巷道转移应力、构造应力等叠加作用下应力高度集中，当叠加应力超过煤体发生冲击失稳的临界值时，煤体将在细微扰动或无扰动条件下发生冲击失稳。
3.2 整体失稳型冲击地压发生机理
3.2.1 孤立煤体覆岩结构特征
整体失稳型冲击地压是指覆岩空间结构转移的载荷超过了孤立煤体的极限承载能力，导致孤立煤体发生整体冲击失稳。周边采空区覆岩空间结构类型决定了向孤立煤体传递的载荷大小，根据采动情况，将覆岩空间结构划分为两侧非充分采动、一侧非充分采动一侧充分采动、两侧充分采动3类，如图6所示。
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图 6 孤立煤体覆岩结构类型示意L1，L2—孤立煤体两侧采空区宽度；L0—孤立煤体宽度；H—采深；H1—表土层厚度；α1，α2—采空区岩层移动角；θ1，θ2—两侧采空区岩层触矸角Figure 6. Schematic diagram of the overburden structure type of isolated coal body开采前，孤立煤体承担两侧采空区覆岩转移过来的静态载荷，如图6中红色虚线方框所示，其中非充分采动侧地层中部分关键层保持完整并仍承担自身及上覆岩层的载荷，孤立煤体承担这部分载荷的一半。对于充分采动侧地层中所有关键层均发生破断，为便于估算，设立2个假设：①达到充分采动条件，岩层裂隙和离层刚发育到基岩顶端；②上覆岩层厚度和强度相差不大，没有赋存巨厚岩层，孤立煤体仅承担采空区边缘侧悬臂端岩梁结构自重及其上覆岩层载荷的一半。
3.2.2 孤立煤体支承压力估算
孤立煤体承担的载荷Q由煤层至地表的自重Q0和两侧采空区转移载荷Q1、Q2三部分组成，即
$$ Q = {Q_0} + {Q_1} + {Q_2} $$ (3) 当孤立煤体两侧均为非充分采动时，顶板裂隙发育高度为约为采空区短边长度的一半，孤立煤体承担载荷可用下式进行估算：
$$ {Q_1} = \gamma \left( {\dfrac{{{L_1}}}{{2\tan\; {\alpha _1}}} + \dfrac{{{L_1}}}{{2\tan\; {\theta _1}}}} \right)\left( {H - \dfrac{{3{L_1}}}{4}} \right) $$ (4) $$ {Q_2} = \gamma \left( {\dfrac{{{L_2}}}{{2\tan\; {\alpha _2}}} + \dfrac{{{L_2}}}{{2\tan\; {\theta _2}}}} \right)\left( {H - \dfrac{{3{L_2}}}{4}} \right) $$ (5) 孤立煤体自重受两侧采空区覆岩结构类型影响，可用下式表示
$$ {Q_0} = {L_0}H\gamma - \dfrac{{{L_1}\gamma \left( {4H - {L_1}} \right)}}{{8\tan\; {\alpha _1}}} - \dfrac{{{L_2}\gamma \left( {4H - {L_2}} \right)}}{{8\tan\; {\alpha _2}}} $$ (6) 两侧均为非充分采动时，孤立煤体承担的载荷：
$$ \begin{gathered} Q = \gamma \left( {{L_0}H - \dfrac{{L_1^2}}{{4\tan\; {\alpha _1}}} - \dfrac{{L_2^2}}{{4\tan\; {\alpha _2}}} + } \right. \\ \left. {\dfrac{{4{L_1}H - 3L_1^2}}{{8\tan\; {\theta _1}}} + \dfrac{{4{L_2}H - 3L_2^2}}{{8\tan\; {\theta _2}}}} \right) \\ \end{gathered} $$ (7) 当孤立煤体为一侧非充分采动、一侧充分采动顶板结构时，充分采动侧主关键层发生破断，顶板裂隙发育高度达到最大值并保持不变，孤立煤体承担的自重为
$$ {Q'_0} = {L_0}H\gamma - \dfrac{{{L_1}\gamma \left( {4H - {L_1}} \right)}}{{8\tan\; {\alpha _1}}} - \dfrac{{{H_1}\gamma \left( {H - {H_1}} \right)}}{{2\tan \;{\alpha _2}}} $$ (8) 非充分采动侧覆岩转移载荷与式（4）相同，充分采动侧覆岩空间结构传递载荷Q2为
$$ {Q'_2} = \dfrac{{\gamma \left( {H + 3{H_1}} \right)}}{4}\left( {\dfrac{{H - {H_1}}}{{2\tan\; {\alpha _2}}} + \dfrac{{H - {H_1}}}{{2\tan\; {\theta _2}}}} \right) $$ (9) 一侧非充分采动、一侧充分采动顶板结构的孤立煤体承担的载荷为
$$ \begin{gathered} Q' = {L_0}H\gamma - \dfrac{{\gamma L_1^2}}{{4\tan\; {\alpha _1}}} + \dfrac{{4\gamma {{\left( {H - {H_1}} \right)}^2}}}{{8\tan\; {\alpha _2}}} + \\ \dfrac{{\gamma {L_1}{{\left( {4H - 3{L_1}} \right)}^2}}}{{8\tan\; {\theta _1}}} + \dfrac{{\gamma \left( {{H^2} + 2H{H_1} - 3H_1^2} \right)}}{{8\tan\; {\theta _2}}} \\ \end{gathered} $$ (10) 当两侧均为充分采动覆岩结构时，孤立煤体承担的载荷为
$$\begin{gathered} Q''=L_0 H \gamma+\frac{\gamma\left(H-H_1\right)^2}{8 \tan \alpha_1}+\frac{\gamma\left(H-H_1\right)^2}{8 \tan \alpha_2}+ \\ \frac{\gamma\left(H^2+2 H H_1-3 H_1^2\right)}{8 \tan \theta_1}+\frac{\gamma\left(H^2+2 H H_1-3 H_1^2\right)}{8 \tan \theta_2} \end{gathered} $$ (11) 3.2.3 孤立煤体整体冲击失稳危险性评估
孤立煤体承受的载荷超过自身承载能力极限时，孤立煤体整体具备发生冲击失稳的可能，建立孤立煤体应力分布简化模型，如图7所示。
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图 7 孤立煤体应力分布简化模型σp—区段煤柱煤体承载能力；σd—卸压区煤体承载能力；σe—弹性承载区煤体承载能力；lp—区段煤柱宽度；lr—巷道宽度；ld—卸压区宽度；le—弹性承载区宽度；Figure 7. Simplified model of stress distribution in isolated coal bodies巷道掘进和工作面回采前实施大直径钻孔卸压工程，破坏了煤柱的整体性和完整性，降低了工作面煤体边缘区域的有效承载能力，导致应力向工作面煤体深处转移，建立孤立煤体应力冲击系数λ判别式：
$$ \lambda = \dfrac{Q}{{2{l_{\text{d}}}{\sigma _{\text{d}}} + \eta {l_{\text{e}}}\left[ {{\sigma _{\text{c}}}} \right]}} $$ (12) 式中：[σc]为煤体单轴抗压强度；η为弹性承载区煤体承载能力跟煤体单轴抗压强度的比值，一般取3~5[19]。
当作用在孤立煤体上的应力总和大于工作面煤体的整体承载能力时，孤立煤体具有发生整体冲击地压危险的可能性。当作用孤立煤体上的应力总和介于0.6～0.8倍孤立煤体的承载能力之间时，具有弱整体冲击危险；当作用在孤立煤体上的应力总和介于0.8～1.0倍孤立煤体的整体承载能力之间时，具有中等整体冲击危险；当作用在孤立煤体上的应力总和大于1.0倍工作面煤体的整体承载能力时，具有强整体冲击危险。孤立煤体整体冲击失稳危险等级划分见表1。
表 1 孤立煤体整体冲击危险判别方法Table 1. Isolated coal body overall impact hazard discrimination method整体冲击危险等级 孤立煤体应力冲击系数$\lambda $ 无冲击危险 [0,0.6) 弱冲击危险 [0.6,0.8) 中等冲击危险 [0.8,1.0) 强冲击危险 [1.0,+∞) 3.2.4 赵楼1305整体冲击失稳危险性分析
根据地表沉降观测情况，1305工作面两侧采空区均处于非充分采动阶段[10]，即1305工作面覆岩结构类型与图6a一致，根据工作面地质和开采技术条件，取H=988 m，L0=137 m，L1=215 m，L2=410 m，lp=5 m，lr=4 m，ld=20 m，le=79 m，[σc]=22 MPa，η=4，α1=83°，θ1=83°，γ=25 kN/m3，将上述数据代入式（7）和式（12），计算得到1305工作面应力冲击系数λ=1.14，由表1可知，1305工作面发生整体冲击失稳危险指数φ=1，即1305工作面回采前已经具备发生整体冲击失稳的应力条件。
3.2.5 孤立煤体整体失稳型冲击地压发生机理
根据上述分析，孤立煤体整体失稳型冲击地压发生机理为：两侧采空区覆岩结构向孤立煤体转移的载荷加上孤立煤体煤层至地表地层自重的总和超过了孤立煤体的实际承载能力，掘进巷道和施工大直径钻孔卸压工程进一步减弱了孤立煤体的有效支撑面积，导致工作面弹性承载区煤体集聚了大量的弹性变形能，在遇到采掘活动或顶板运动等轻微扰动时，极易诱发孤立煤体整体冲击失稳，一旦发生冲击，将造成工作面煤壁及两巷煤体大范围、高强度的冲击破坏。
3.3 切割蠕变型冲击地压发生机理
3.3.1 切割蠕变型冲击危险性评估
切割蠕变型冲击地压发生的主要原因是外部高静态应力作用下的煤岩体发生“应力腐蚀”导致煤体有效承载能力降低，促使巷道局部区域应力集中程度进一步增加，此时应力水平已接近冲击临界载荷，当受到采掘活动施加的微小扰动应力增量或煤体“应力腐蚀”持续进行时，煤岩体载荷超过了发生冲击失稳的临界应力，如图8所示。
由图8可知，巷道开挖前，三条大巷间煤体的总应力Q3可用下式表示：
$$ {Q_3} = \left( {2{L_0} + {l_{\rm{r}}}} \right)k\gamma H $$ (13) 式中：k为大巷间开挖前煤柱的应力集中程度。
巷道开挖并实施大直径钻孔卸压工程后，3条大巷间煤体的总应力Q4可用下式表示：
$$ {Q_4} = 2\left( {{L_0} - {l_{\rm{d}}}} \right)\xi \gamma H $$ (14) 式中：ξ为大巷间弹性承载区煤体的应力冲击系数。
根据总载荷不变的原则，联立式（13）、（14）可得
$$ \xi = \dfrac{{\left( {2{L_0} + {l_{\text{r}}}} \right)k}}{{2\left( {{L_0} - {l_{\text{d}}}} \right)}} $$ (15) 建立煤柱发生切割蠕变型冲击失稳可能性的判别公式
$$ \omega = \dfrac{{\xi \gamma H}}{{\mu \eta \left[ {{\sigma _{\text{c}}}} \right]}} = \dfrac{{\left( {2{L_0} + {l_{\text{r}}}} \right)k\gamma H}}{{2\left( {{L_0} - {l_{\text{d}}}} \right)\mu \eta \left[ {{\sigma _{\text{c}}}} \right]}} $$ (16) 式中：ω为煤柱发生切割蠕变型冲击失稳危险系数；μ为煤柱强度衰减系数，跟煤柱强度、尺寸、周边扰动和时间有关，取值0~1。
根据工程实践[14]，当ω小于0.5时，煤柱具有无切割蠕变型冲击失稳风险；当0.5≤ω＜1.0时，煤柱具有弱切割蠕变型冲击失稳风险；当1.0≤ω＜1.5时，煤柱具有中等切割蠕变型冲击失稳风险；当ω≥1.5煤柱具有强切割蠕变型冲击失稳风险，煤柱发生切割蠕变型冲击危险等级划分见表2。
表 2 煤柱发生切割蠕变型冲击危险判别方法Table 2. Method for identifying the risk of cutting creep type impact in coal pillars切割蠕变冲击危险等级 切割蠕变型冲击失稳危险系数ω 无冲击危险 [0,0.5) 弱冲击危险 [0.5,1.0) 中等冲击危险 [1.0,1.5) 强冲击危险 [1.5,+∞) 3.3.2 梁宝寺煤矿35000采区大巷切割蠕变冲击危险性分析
根据梁宝寺35000采区工况，取H=1 027 m，[σc]=18 MPa，γ=25 kN/m3，L0=50 m，lr=4.5 m，ld=15 m，η=4，考虑到埋深、褶曲构造、大巷服役年限等因素，取k=2.0，μ=0.7。上述参数代入到式（16），计算得到煤柱发生切割蠕变型冲击失稳危险系数ω=1.72。
3.3.3 切割蠕变型冲击地压发生机理
高静态应力为切割蠕变型冲击地压发生提供了基础应力条件，巷道不合理切割、褶曲构造发育或断层夹持导致煤体有效支撑能力降低从而进一步增大了应力集中程度，当集中应力超过弹性承载区煤体极限承载能力时，煤柱将发生切割蠕变型冲击失稳。大埋深、远离采掘工作面、巷道或断层密集分布是发生切割蠕变型冲击地压的典型特征。
4. 三类煤柱型冲击地压防治对策
4.1 应力叠加型冲击地压防治对策
根据应力叠加型冲击地压发生机理可知，将施加在煤柱上的动静应力之和降低到诱发冲击失稳的临界应力之下，是防治应力叠加型冲击地压的根本原则。
4.1.1 优化煤柱留设宽度
在采空区覆岩达到稳沉状态后，采空区支承压力分布范围及峰值位置基本确定，区段煤柱留设宽度决定了沿空巷道的支承压力水平；另一方面，巷道侧向压力影响范围一般为巷高的3.5倍，巷道布置间距过小，巷道侧向支承压力将发生叠加，巷间煤体发生冲击失稳的可能性进一步增大。为保障沿空巷道的防冲安全，煤柱留设应遵循以下原则：采空区应不留或少留煤柱；隔离煤柱留设尺寸尽量小；保护煤柱尺寸尽量大。
一般情况下，薄及中厚煤层隔离煤柱0～4 m，保护煤柱100～150 m；在具备采用“负煤柱”巷道布置条件的矿井，可以将沿空巷道布置到上区段采空区内，此时厚及特厚煤层隔离煤柱−3～6 m；保护煤柱200～300 m。
4.1.2 控制工作面推采速度
按照能量守恒理论，回采前煤层储存的弹性变形能和顶板势能相等；回采后，顶板势能一部分通过顶板破断、回转和震动等形式释放，另一部分转化为弹性变形能储存于临近煤层。工作面匀速推采时，顶板达到其极限跨距后发生初次破断，随后顶板将产生周期性破断，此时工作面推采速度和顶板周期破断步距之间成正相关关系。
从能量角度分析，当工作面快速推采时，顶板周期性破断步距随之增大，顶板因不能及时垮落导致释放的顶板势能比重减小，相应地，转化成弹性变形能储存于煤层的顶板势能增大，发生冲击失稳的风险随之增加。当工作面非匀速推采时，煤层中弹性变形能集中释放，而顶板运动表现出断裂步距离散性大的特点，通过顶板运动释放顶板势能的速率不均衡，导致工作面前方煤层中集聚的弹性变形能急剧增加，发生冲击失稳的风险增大。
从应力角度分析，当回采工作面快速推进时，低位岩梁悬臂端长度增加、应力峰值增量增大，嵌入端长度减小、应力峰值位置距煤壁距离减小、增压载荷影响范围减小[20]，低位岩梁运动向煤体施加的动载跟推采速度呈正相关。根据“载荷三带”理论[15-16]可知，工作面推采过“见方”位置后，采空区覆岩裂隙发育高度（即时加载带岩层厚度）达到最大，覆岩空间结构向煤体施加的静载基本不变。综上所述，在覆岩空间结构不变的情况下，保持工作面低速、匀速推进，可减小低位岩梁运动对煤体施加的动载降低，覆岩空间结构施加到煤体的叠加应力，有利于降低工作面煤体尤其是开采扰动区域煤体的冲击危险性。
4.1.3 对工作面顶板进行预裂爆破
顶板不能及时垮落时，顶板与煤层或矸石间存在离层空间，隔断了载荷垂直顶板向下传递的路径，导致载荷向顶板岩梁嵌固端或触矸端转移，这为煤层集聚弹性变形能提供了力源。对工作面顶板进行预裂爆破，人为降低顶板破断步距和悬顶长度，降低了顶板运动施加给煤层的动载荷，增加了顶板运动释放顶板势能的频率和比重，转移到煤层中的弹性变形能比重随之减小，降低了煤层的静载应力水平。
4.2 整体失稳型冲击地压防治对策
整体失稳型冲击地压的本质是弹性承载区煤体承载的载荷超出了其极限承载能力，防治此类冲击地压围绕降低煤柱承载的载荷和提高其极限承载能力两方面开展工作。
4.2.1 施工大直径卸压钻孔
对于宽度较小的孤立煤体，可在工作面煤壁或两巷回采帮实施深孔大直径钻孔，消除弹性承载区或促使弹性承载区往远离采掘作业地点的方向转移。对于宽度较大的孤立煤体，可在工作面煤壁或两巷回采帮实施“密浅孔+稀深孔”的大直径钻孔施工方案，在消除孤立煤体弹性承载区的基础上保留其一定的承载能力。
4.2.2 优化工作面宽度设计
在进行开采设计时，应考虑采空区宽度对覆岩稳沉的影响，尽量避免留设孤岛煤柱。当必须留设孤立煤体时，应根据周边采空区地表沉降观测结果研究是否达到充分采动，并计算开采孤立煤体能否导致主关键层发生破断，辨识诱发冲击危险性发生突变的防冲关键工作面。在兼顾其他灾害防控和矿井生产条件的前提下，若采空区地表未达到充分沉降，应尽可能增大接续工作面的宽度。
4.3 切割蠕变型冲击地压防治对策
4.3.1 优化巷道层位布置
加强切割蠕变型冲击地压主要与巷间宽度和煤岩体的承载能力有关。为了采掘接续，将大巷布置在煤层中并增大煤巷间距虽有利于防冲，但将造成大量煤炭资源浪费。通过掘岩巷或半煤岩巷来变相增加巷道煤柱宽度或尽可能保留其完整性，可有效降低巷间煤体发生蠕变的程度和范围，尽可能降低应力集中程度，减小发生切割蠕变型冲击失稳的风险。
4.3.2 煤柱监测预警
巷间煤体在长期服役期间存在“应力腐蚀”效应，这种现象随周边采掘条件变化和断层构造活化等情况发生缓慢地、隐蔽性的变化。在具有冲击危险的巷间煤柱布设应力在线监测或开展CT反演等监测预警措施，可有效掌握巷间煤体的应力状态，当发现应力集中现象时，及时采取卸压解危措施。
5. 结论与探讨
1）通过3起典型煤柱型冲击地压工程案例分析，将当前我国煤柱型冲击地压分为应力叠加型冲击地压、整体失稳型冲击地压和切割蠕变型冲击地压3类。
2）分别建立了3类煤柱型冲击地压发生机理的力学模型，揭示了3类煤柱型冲击地压的发生机理，提出了3类煤柱型冲击危险的评估方法和防治对策。
3）由于我国矿井开采深度和规模愈来愈大，实际生产中还会遇到很多具有隐蔽性的煤柱型冲击地压类型，在现场生产中需要加强对这些隐蔽性煤柱型冲击风险的判识和防治工作。
笔者以3类煤柱型冲击地压案例为背景，揭示了3类煤柱型冲击地压的发生机理和防治对策。实际生产条件十分复杂，煤柱可简化定义为对顶板具有一定支撑能力的、部分区域产生应力叠加的煤体，这样定义可将很多隐蔽性的冲击地压囊括进来，目的是重点研究上覆岩层载荷和煤柱自身特性对煤柱冲击危险的影响。实际生产中，应因地制宜地运用现有研究手段，注重对隐蔽性冲击地压风险的排查、判别和防治。
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图 1 窑街矿区煤层气直井近井特征
Figure 1. Near wellbore characteristics of coalbed methane well in Yaojie Mining Area
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图 2 窑街矿区煤层气直井压裂曲线
Figure 2. Fracturing curves of coalbed methane well in Yaojie Mining Area
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图 4 窑街矿区煤层气井压裂微震监测与裂缝解释结果
Figure 4. Results of microseismic monitoring and fracture interpretation of CBM well fracturing in Yaojie Mining Area
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