Mechanism of reverse fault activation when mining under the condition of thick and hard roof
-
摘要:
为了研究厚硬顶板条件下工作面逆断层的失稳力学机制，通过断层边界煤柱尺寸、断层倾角及岩层移动角三者关系，确立了采场覆岩移动区与断层面之间的空间关系模型。通过采场覆岩各岩层移动角建立了覆岩岩层移动线方程，结合断层倾角得出了不同层位岩层移动线与断层面之间的距离函数公式，精确划定了断层面与岩层移动线的边界过渡区范围。基于岩层抗拉强度建立了断层边界岩块的极限平衡方程，给出了断层倾角小于岩层移动角情况下，边界岩块力学失稳判据，并通过力矩平衡方程建立边界岩块的偏转失稳判据。以现场案例为基础，采用双判据确定了断层倾角小于岩层移动角情况下的逆断层的活化岩层区域，确定了断层面的活化规律与离层空间分布情况。理论分析了逆断层边界条件的围岩变形破坏机理，试验模拟了断层区域采场岩层的整体运移规律，全面计算探究了厚硬顶板条件下逆断层区域采场围岩的力学与位移变化模式。结果表明：逆断层在厚硬顶板破断前发生活化；断层小于岩层倾角情况下，断层面离层空间主要分布在厚硬顶板区域的弯曲下沉带；与断层面产生离层空间的岩层竖向裂隙空间显著减少；与断层面产生离层空间的岩层对采空区空间的向上传递效率显著提高；可以通过优化断层保护煤柱尺寸来维持断层围岩的稳定；双判据模型从理论层面给出了断层边界保护煤柱的尺寸取值依据，为现场的保护煤柱宽度提供最优解。
Abstract:In order to study the mechanical mechanism of the instability of the reverse fault in the working face under the condition of thick and hard roof, the spatial relationship model between the overburden movement area and the fault plane was established through the relationship among the size of the coal pillar at the fault boundary, the fault dip angle and the angle of rock strata movement. The equation for the movement line of overlying strata was established based on the movement angle of each rock layer in the mining area. The distance function formula between the movement line of different layers of overlying strata and the fault plane was obtained by combining the fault dip angle, and the boundary transition area between the fault plane and the rock layer movement line was accurately delineated. A limit equilibrium equation for boundary rock blocks was established based on the tensile strength of rock layers, and a mechanical instability criterion for boundary rock blocks was given when the fault dip angle was less than the rock layer movement angle. Based on on-site cases, the activation rock zone of reverse faults with a dip angle less than the rock movement angle was determined using dual criteria, and the activation law of fault planes and the spatial distribution of separation layers were determined. The deformation and failure mechanism of sur-rounding rock under the boundary condition of reverse fault is theoretically analyzed. The overall migration law of rock strata in the fault area is simulated by experiments. The mechanical and displacement variation modes of surrounding rock in the reverse fault area under the condition of thick and hard roof are comprehensively calculated and explored. The results show that the reverse fault is activated before the breaking of the thick and hard roof. When the fault is less than the dip angle of the rock stratum, the separation space of the fault surface is mainly distributed in the bending subsidence zone of the thick and hard roof area. The vertical fracture space of the rock stratum which is separated from the fault plane is significantly reduced. the upward transfer efficiency of the rock layer that generates the separation space with the fault surface to the goaf space is significantly improved. The stability of fault surrounding rock can be maintained by optimizing the size of fault protection coal pillar. The double criterion model gives the size value basis of the fault boundary protection coal pillar from the theoretical level, and the optimal solution of the field protection coal pillar width is provided.
-
0. 引 言
贾敏伤害指天然气气泡在地层水中运移经过狭窄喉道时，气泡弧面两端毛细管力大小不同引起气泡通过喉道阻力增大，导致储层采出率下降的现象[1-5]。贾敏伤害易发生于孔裂隙结构中的死端、盲角、环状通道等复杂结构[5-6]。大规模气泡堵死气流渠道，会形成储层气锁[7-8]。为便于理解，将贾敏伤害定义为由聚集的天然气气泡堵塞储层喉道造成渗透率下降并导致气−水两相流流动与采出率下降的现象（包括储层贾敏一般定义和储层气锁定义）。
前人多关注于裂隙发育的砂岩储层[4]和缝洞结构的碳酸盐岩储层[5]等常规天然气储层贾敏伤害。纪佑军等[9]发现贾敏伤害泡沫通过孔道时所受压力与其表面张力成正比，泡沫具有优先通过大孔道的微观运移特征；张宇等[10]通过采用水平集方法追踪界面变化，研究了贾敏伤害气泡运移规律，发现贾敏伤害程度与驱动压差、液相黏度、表面张力等因素正相关，低渗透率岩心贾敏伤害更大。
气−水两相流是煤层气开发过程中重要的物理过程。因排采措施不当导致气井停抽或煤储层产气通道出现断流，煤储层中集聚大量气泡，当气泡变大后造成煤储层产气通道堵塞，在喉道处发生贾敏伤害[11]，致使气体不能顺利通过喉道，阻止煤层气继续向井筒运移，造成供气能力不足，产气量下降（图1）。沁水盆地成庄区块煤储层中伊利石的存在切割了大量孔隙喉道，使喉道口变窄，孔隙喉道变窄导致多相流动时贾敏伤害更易发生[12]。频繁或较长时间停抽，使井内液面升高，近井地带煤层气解吸暂停，而远端煤层气并未停止解吸，气体会逐渐增大成气泡，堵塞住孔隙喉道，贾敏伤害形成（图2）。产气高峰期煤层气大量解吸、运移，含气饱和度突变增大， 产气量与产水量剧烈波动导致贾敏产生，将影响煤层气井高产产量与高产时间[13]；张聪等[8]认为利用二次压裂、电脉冲、径向水力喷射等方法解堵，可有效降低由贾敏效应导致的储层伤害。
![]()
尽管前人剖析了煤储层贾敏伤害的现场表现并定性分析了贾敏伤害的微观机理，但尚未系统开展煤储层贾敏伤害物理模拟研究，其伤害实质并未系统揭示，特别是尚未揭示贾敏伤害过程气体阻塞两相流发生的孔裂隙空间尺度。近年来，新疆高挥发分烟煤储层逐渐成为我国煤层气勘探开发新的重要领域[14-15]，本文以新疆高挥发分烟煤储层为研究对象，基于实际排采过程中贾敏伤害形成过程，在实验室条件下利用在线低场核磁共振技术对贾敏伤害进行了物理模拟，分析贾敏伤害后气相占据的孔裂隙空间；在实验研究基础上，提出缓减储层贾敏伤害的应对措施建议，以期为高挥发分烟煤储层煤层气生产提供帮助。
1. 物理模拟方案
1.1 煤 样
在新疆准噶尔盆地南缘中段某煤层气开发目标区煤矿井下工作面采集大块煤样。煤样采集前清理煤岩壁面，使表面新鲜、平整；在井下迅速用厚样品袋包好并用宽胶带将煤样扎紧密封，升井后迅速装箱并在煤样四周用塑料泡沫充填。煤样运回实验室后处理为以下规格（表1）。
表 1 实验项目、制样规格及实验目的Table 1. Experimental project, samples’ specification, and experimental target编号 实验项目 制样规格 S-1 镜质组反射率 25 mm×25 mm×5 mm粉煤光片 S-2 工业分析 <0.2 mm粉末 S-3 煤岩组分 25 mm×25 mm×5 mm粉煤光片 S-4 贾敏伤害物理模拟 直径25 mm，长约45 mm圆柱样 根据国家标准GB/T 6948—2008《煤的镜质体反射率显微镜测定方法》、GB/T 30732—2014《煤的工业分析方法》、GB/T 8899—2013《煤的显微组分组和矿物测定方法》分别对S-1、S-2、S-3煤样开展镜质组反射率、工业分析和煤岩组分测试，煤样规格见表1。测得实验煤样镜质组最大反射率为0.67%，空气干燥基水分0.80%，干燥基灰分产率10.89%，干燥无灰基挥发分产率34.41%；镜质组含量35.22%，惰质组含量63.53%，壳质组含量1.25%。依据美国材料与试验协会标准（ASTM D388—2015），并基于实验煤样干燥无灰基挥发分产率大于31%的事实，认为实验煤样为高挥发分烟煤。
开展贾敏伤害物理模拟的柱塞样煤心，分为平行层理钻取煤心（S18）和垂直层理钻取煤心（C9）各1个；贾敏伤害物理模拟前都需要测量长、宽、质量、气测渗透率等参数（表2），其中气测渗透率测试按照标准SY/T 5336—2006《岩心分析方法》执行，采用岩心柱塞稳态法进行气体渗透率测试。
表 2 平行层理煤心和垂直层理煤心基本信息Table 2. Basic information of parallel stratification sample and perpendicular stratification sample编号 直径/mm 高/mm 干燥样质量/g 气测渗透率/（10−3 μm2） 饱水样质量/g S18 24.44 49.58 29.05 26.658 1 30.12 C9 24.46 49.19 30.52 2.672 4 31.72 1.2 实验仪器
近年来核磁共振技术被广泛运用于煤储层物性研究[16-17]。本次贾敏伤害物理模拟联合了CMPG（Carr-Purcell-Meiboom-Gill）序列T2谱测试技术和核磁共振成像技术（MRI）。CMPG序列测试T2谱参数为：回波时间0.15 ms，等待时间1 500 ms，回波串数为6 000 个。利用射频信号对岩心施加选层梯度磁场，进行频率编码和相位编码，并将得到岩心各点驰豫信息进行数学处理，可得到水相在岩心分布的核磁共振图像[18-19]。以Xoдот孔径分类方案为基础，T2信号分布与孔径分布的临界值为T2<2.5 ms表征微孔—过渡孔段（T2分布图中P1峰），2.5 ms <T2<100 ms表征中孔段（T2分布图中P2峰），T2>100 ms表征大孔及裂隙段（T2分布图中P3峰）[20-21]。
核磁共振驱替系统由氮气（N2）注入系统、水注入系统、围压及温度控制系统、岩心加持系统、射频及信号处理系统、驱替出口控制系统组成（图4）。实验开始前打开真空阀，将管线系统抽真空；储气罐和中间容器中分别存放物理模拟所需的地层水和高纯N2；实验采用驱替专用无磁加持器；通过围压及温度控制系统控制夹持器内氟油压力，以此控制岩心围压；实验温度30 ℃；通过驱替出口控制系统控制回压。采用苏州纽迈公司研发的MacroMR12-150H-I核磁共振仪（图5）开展驱替过程核磁共振及成像实验，磁场强度0.15 T，工作频率12.798 MHz。
![]()
图 4 核磁共振驱替系统逻辑结构示意图Figure 4. Schematic Diagram of the Logical Structure of the Nuclear Magnetic Resonance (NMR) Displacement System1.3 物理模拟步骤
本次物理模拟思路是模拟近井地带储层岩心经历气−水两相流阶段到达稳定产气后，井筒故障导致长期修井停抽，此时地层水停止产出，近井煤层气继续解吸发生聚集；修井完成后重新开井，储层压力恢复重新排水采气而聚集的煤层气导致产水及排水降压受阻的过程。具体步骤如下。
阶段1：单相水流阶段模拟。干燥煤心抽真空、饱和模拟地层水（矿化度10 000 mg/L的KCl溶液），以7 MPa注入压力、3 MPa 出口压力、10 MPa围压进行水相渗透率测试（使用上述地层水），每隔30 min记录一次T2和MRI（不停泵），待核磁共振T2谱稳定且出口流量不变后，记录T2和MRI图，记录出一定时间出水总质量。
阶段2：气−水两相流产气阶段模拟。阶段一完成后岩心不卸载，7 MPa注入压力，3 MPa出口压力，10 MPa围压进行N2驱水测试，每隔0.5 h入口端和出口端降低0.5 MPa压力（模拟单相气开采阶段流压下降过程），每隔30 min记录一次T2和MRI （不停泵），至入口压力为5 MPa、出口压力为1 MPa时，停止驱替，记录T2和MRI。
阶段3：修井停抽过程煤层气聚集模拟。阶段二完成后岩心不卸载，入口端打开，出口端封闭，以5 MPa注入压力向岩心中注入N2，模拟煤层气井停抽后近井储层煤层气聚集过程；观察出口端与入口端压力值，待入口端与出口端压力均在5 MPa时停止，每隔30 min记录驱替过程T2和MRI （不停泵）。
阶段4：重新开井地层水产出模拟。阶段三完成后岩心不卸载，出、入口端打开，以7 MPa压力注入配置的地层水，围压10 MPa，出口压力3 MPa，物理模拟远井储层地层水驱近井聚集煤层气、形成贾敏伤害的过程，每隔30 min记录一次T2和MRI （不停泵），稳定后记录T2并计算相对渗透率。
因重新开井后贾敏伤害将导致地层水产出受阻，进而导致重新开井后排水降压受阻抑制降压漏斗扩展，故以单相水流渗透率与气锁伤害后水相渗透率的差异大小来刻画气锁伤害程度。实际储层岩心尺度下压差较小，为便于观察实验现象本次压力设置适当放大了岩心两端压差。
1.4 渗透率计算
由于在贾敏伤害前后实验条件均为7 MPa入口压力、10 MPa围压及3 MPa出口压力，故贾敏伤害前后水相渗透率测试时有效应力一致，入口及出口端压差一致，再加上为同一煤心（流动横截面积及煤心长度一致）和两次采用相同矿化度地层水测试（黏滞系数一致）。根据达西定律，流量决定了贾敏伤害前后煤心的渗透率大小。煤心贾敏伤害前后水相渗透率可分别表示为
$$ {K_0} = \frac{{{\text{u}}L{Q_0}}}{{\Delta {\text{p}}A}} \times {10^2} $$ (1) $$ {K_1} = \frac{{{\text{u}}L{Q_1}}}{{\Delta {\text{p}}A}} \times {10^2} $$ (2) 式中：K0、K1分别为贾敏伤害前、后的水相渗透率，10−3 μm2；u为地层水黏滞系数，mPa·s；L为煤岩心长度，cm；Q0、Q1分别为贾敏伤害前、后地层水单位时间内通过煤心的体积，cm3/s；Δp为煤岩心两端压差，MPa；A为岩心横截面积，cm2。贾敏伤害前后水相渗透率伤害率（PDR）计算公式可表达为
$$ {{\mathrm{PDR}}} = \frac{{{K_0} - {K_1}}}{{{K_0}}} \times 100\% $$ (3) 2. 单相水渗流特征
单相水流阶段平行层理S18煤心水相渗透率介于（0.872～1.066）× 10−3 μm2（图6a）；随时间增大，S18煤心渗透率逐渐减小，至180 min后趋于稳定。T2谱图显示，在60～120 min内，P3峰信号量有一定程度的下降，表明大孔渗流空间减小；而在120 min后，T2谱趋于稳定（图7a）。
![]()
图 6 煤心单相水渗透率：Figure 6. Permeability of single-phase water in coal: (a) Sample S18; (b) Sample C9C9煤心水相渗透率明显小于S18煤心，介于（0.064～0.112）× 10−3 μm2（图6b），反映垂直层理煤心单相水渗透率小于平行层理煤心；随时间增大，C9煤心渗透率逐渐减小，至240 min后趋于稳定。T2谱图显示，在60～120 min内，P3峰信号量有一定程度的下降，表明大孔渗流空间减小；而在120 min后，T2谱趋于稳定（图7b）。
S18、C9煤心的单相水渗透率分别在180、300 min趋于稳定（图6）。渗透率随时间先下降，主要是由于单相水流动过程颗粒在孔隙中运移堵塞部分渗流通道。随着水相渗流通道逐渐保持稳定，渗透率趋于稳定。因此，将单相水流动阶段稳定后的最后一次渗透率测试点定义为贾敏伤害前的水相渗透率K0。此外，两煤心单相流动过程T2谱P2和P3峰信号量明显大于饱和水煤心，可见驱替过程中煤心大孔渗吸作用明显。
MRI图能够反映多孔介质渗流孔裂隙内流体运移情况。在单相水流阶段，S18、C9煤心的MRI信号量随时间逐步降低至趋于稳定。具体表现为：S18煤心在120 min时，煤心中部信号量明显弱于60 min，而240 min时信号量与120 min接近；120 min信号亮点相对于60 min变得不连续，渗流范围变小；C9煤心在120 min时信号量也明显弱于60 min，240 min时信号量进一步缩小。这些现象表明，从单相水流动启动到稳定过程中，渗流空间逐渐减小。其原因可能是单相水流动过程中，颗粒在孔隙中运并移堵塞了部分渗流通道。此外，对比S18煤心与C9煤心的MRI图发现，煤心渗流空间主要沿层理方向展布（图8），这可能是S18煤心在单相水流阶段渗透率是C9煤心的9.3～10.9倍的重要原因。
![]()
图 8 单相水阶段S18、C9煤心核磁共振成像图Figure 8. NMR imaging of S18 and C9 samples during the single-phase water flow stage3. 气−水两相渗流特征
气驱水压力逐渐下降过程模拟近井地带煤层气采出过程气−水两相流过程，可见气驱30 min后，S18煤心和C9煤心T2谱P2和P3峰信号量显著低于水驱稳定状态T2谱（图9），P1峰信号量略低于水驱稳定状态T2谱，说明气驱过程中孔、大孔及裂隙中的水能够被部分驱替出岩心，而微孔和过渡孔中的水很难被驱替。随气驱压力下降过程中，30～60 min时，T2谱P2峰信号量略下降，60 min后T2谱总体趋于稳定，说明随气驱压力减小，有效应力增大，实验煤心中水很难被驱替出，逐步形成束缚水状态（图10）。
![]()
图 9 气驱水结束阶段（单相气产气阶段）T2谱Figure 9. T2 spectrum at the end of water displacement by gas (single-phase gas production stage)![]()
图 10 气驱水过程S18煤心和C9煤心核磁共振成像图Figure 10. 10 NMR imaging diagrams of Sample S18 and Sample C9 during gas displacing water4. 贾敏伤害特征
贾敏伤害过程后S18煤心水相渗透率介于（0.517～0.662）× 10−3 μm2（图11a），随时间增大，可见S18煤心渗透率逐渐减小，至120 min后趋于稳定；S18煤心单相水驱稳定水相渗透率K1=0.872 × 10−3 μm2，据此计算得S18煤心贾敏伤害水相渗透率伤害率为40.60%。尽管贾敏伤害发生后S18煤心水驱水相渗透率逐步下降，但其T2谱总体趋于稳定，意味着岩心部分水不可流动且该部分体积随时间增大而增大，导致岩心含水量不变但渗透率递减现象（图12a）。
![]()
图 11 煤心单相水渗透率（K0）与贾敏伤害后水相渗透率Figure 11. Water permeability of single-phase (K0) and post-ja-min water-phase permeability in coal cores![]()
图 12 单相水驱稳定状态、气驱稳定状态和气锁过程T2谱Figure 12. T2 spectrum during the steady state of single-phase water flooding, steady state of gas flooding, and gas-locking process贾敏伤害后C9煤心水相渗透率明显小于S18煤心，稳定在0.032 × 10−3 μm2（图11b）；C9煤心单相水驱稳定水相渗透率为0.064× 10−3 μm2，据此计算得C9煤心贾敏伤害水相渗透率伤害率为50.00%。贾敏伤害后C9煤心水驱水相渗透率总体保持稳定，T2谱呈总体稳定局部略微波动态势，说明岩心中渗流空间总体保持稳定、局部略微波动。
结合各阶段T2谱来看（图13），尽管贾敏伤害发生后，S18、C9煤心重新水驱P2和P3峰信号量显著增大，但仍然不及单相水驱稳定状态的P2和P3峰信号量，说明修井停抽期间，煤层气在岩心中聚集。重新打开排采后，这些气体无法被地层水完全驱替出岩心，而是聚集成团，占据中孔、大孔及裂隙中的渗流孔隙空间。这导致水相渗透率减小，进而抑制了煤层气井重新打开排采后的排水降压。
![]()
图 13 单相水驱稳定状态、气驱稳定状态、贾敏伤害后和重新排采后T2谱Figure 13. T2 spectrum of steady-state single-phase water flooding, steady-state gas flooding, post-ja-min effect Damage, and after re-production对比S18、C9煤心贾敏伤害后重新水驱稳定与单相水驱稳定T2谱，可以发现，P1、P2和P3峰信号量均较低（图14），说明因停抽聚集的气体在微孔、过渡孔、中孔、大孔及裂隙中均有存在。由于P2和P3峰信号量主要反映水渗流空间变化，发现聚集气体的主要位于P3峰信号量最高位置附近反映的渗流空间，而P2和P3峰连接部位和P2峰部位反映的渗流空间聚集气量较少，说明气体聚集后主要占据大孔及裂隙水渗流空间，进而导致水相渗透率较低（图14）；平行于层理煤心S18（图14a）气体聚集占据大孔及裂隙水渗流空间的程度大于垂直于层理煤心C9（图14b）。
![]()
图 14 单相水驱稳定状态和重新排采后T2谱Figure 14. T2 spectrum of steady-state single-phase water flooding and after re-production: (a) Sample S18; (b) Sample C9对比S18、C9煤心贾敏伤害重新水驱稳定MRI图与单相水驱稳定MRI图，可以发现，重新水驱稳定后S18煤心渗流通道范围变小且变得相对分散（图15）；尽管C9煤心局部水信号增大明显（因气泡聚集导致该部分水不可流动），但总体渗流范围变小（图15）。
![]()
图 15 单相水驱稳定状态和贾敏伤害重新水驱稳定S18、C9煤心核磁共振成像图Figure 15. NMR imaging of S18 and C9 samples during steady-states of water flooding before and after Jiamin effect5. 建 议
平行层理和垂直层理高挥发分烟煤心贾敏伤害前后水相渗透率演化及T2谱、MRI图显示，贾敏伤害后气相聚集占据了部分中孔、大孔及裂隙，水相渗流空间有较大程度减小，煤岩水相渗透率有较大幅度减小；而修井停抽过程地下水位逐渐恢复，修井结束后重新开井水相渗透率减小将导致排水降压受阻，抑制远井地带供气。据此对高挥发分烟煤储层排采提出以下3点建议.
1）加强气井管理，延长修井检泵周期，保持排采连续、稳定
针对煤层气井抽油机的管理，通过数智化技术延长设备检修周期，减少修井作业的频次；精细化设计排采制度，预防煤粉大规模产出和支撑剂失效；通过在地面上采用安装旋转井口和在井下采用活络防脱器及扶正器的方式，抑制煤层气井偏磨；通过故障预诊断、精细化养护和人员培训等方式提高排采管理能力与设备稳定性，进而延长修井检泵周期；在产气量提升期，应控制流压与套压降幅小幅稳定下降，避免压力剧烈波动和短暂髙峰产气出现。
2）研制抑制贾敏的消泡剂
高挥发分烟煤因表面极性含氧基团较多因而具有较强界面张力和亲水性，水驱过程中易发生因渗吸导致分散气泡聚集占据较大渗流孔空间。本次实验揭示高挥发分烟煤贾敏本质上属于液多气少的“大气泡分散体”，建议研制低伤害、低密度、低成本、具有较强分散性的消泡剂，实现储层渗流孔裂隙气液状态由“大气泡分散体”转为可被采出的“小气泡分散体，从而抑制近井已解吸煤层气气泡聚集现象。
3）通过脉冲激励淘洗解除近井地带贾敏
脉冲激励淘洗通过“注气管注气→环空注水→脉冲精确快速放喷”方式，可在修井阶段和生产阶段实现增加近井地带煤储层裂缝、疏通煤储层通道、缓解贾敏伤害、提高低产井产量的目的。新疆某煤层气开发区块，针对因贾敏伤害和煤粉堵塞的低产井实施了脉冲激励淘洗工艺，工艺实施后低产井煤层气井产量较工艺实施前平均提升了364%。
6. 结 论
通过物理模拟实验研究了高挥发分烟煤储层排采过程贾敏伤害形成特征。得到如下主要结论。
1）贾敏伤害稳态后平行层理和垂直层理煤心贾敏水相渗透率伤害率分别达40.60%和50.00%；
2）贾敏伤害后煤心部分水不可流动且该部分体积随时间增大体积增大，导致贾敏伤害后水驱过程渗透率递减；
3）修井停抽聚集的气体后期重新开井排采无法通过地层水驱完全驱替出岩心，气体聚集成团位于中孔和大孔及裂隙中，占据渗流孔隙空间，导致水相渗透率减小，抑制煤层气井重新打开排采后排水降压；
4）为了提升贾敏伤害低产煤层气井产能，建议加强气井管理，延长修井检泵周期，保持排采稳定，研发针对贾敏伤害的消泡剂，实施脉冲激励淘洗技术。
-
![]()
![]()
![]()
图 5 逆断层区关键层支撑模块偏转失稳模型
Figure 5. Model of key stratum support module offset instability
![]()
图 8 采场断层区覆岩下沉曲线
Figure 8. Subsidence curve of overlying rock in fault area of mining area
![]()
图 9 F1断层距煤层顶板45 m和−7.5 m垂直高度处的断层带正应力
Figure 9. Normal stress of fault zone at a vertical height of 45 m and −7.5 m from the roof of the coal seam at the F1 fault
![]()
图 10 F1断层距煤层顶板20.5 m和43.5 m垂直高度处的断层带正应力
Figure 10. Normal stress of fault zone at a vertical height of 20.5 m and 43.5 m from the roof of the coal seam at F1 fault
![]()
图 11 F1边界岩体应力集中区上边界正应力与发育高度
Figure 11. Normal stress and development height at upper boundary of F1 boundary rock mass stress concentration area
![]()
图 12 断层区采场岩层垂直应力分布
Figure 12. Vertical stress distribution of rock strata in fault areas
![]()
图 13 断层区采场岩层塑性区分布
Figure 13. Distribution of plastic zones in rock layers of mining areas with faults
![]()
图 14 采场断层区覆岩分区示意
Figure 14. Diagram of overlying rock zoning in fault area of mining area
![]()
图 15 不同边界煤柱尺寸下采场竖向应力与塑性区分布
Figure 15. Distribution of vertical stress and plastic zone in mining area under different boundary coal pillar sizes
表 1 各岩层岩石力学参数
Table 1 Rock mechanics parameters of each rock stratum
岩性 厚度/m 体积模量/GPa 剪切模量/GPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 抗压强度/MPa 粉砂岩 26 9.94 6.5 3.2 35 43.0 细砂岩 5 9.82 6.7 2.2 32 40.2 砂质泥岩 4 8.16 5.8 1.7 26 30.5 粉砂岩 22 9.94 6.5 3.2 35 43.0 砂质泥岩 6 8.16 5.8 1.7 26 30.5 细砂岩 8 9.82 6.7 2.2 32 40.2 粉砂岩 3 9.94 6.5 3.2 35 43.0 粉砂质泥岩 4 8.16 5.8 1.7 26 30.5 煤层1 5 3.22 1.0 0.6 25 18.0 粉砂质泥岩 5 8.16 5.8 1.7 26 30.5 细砂岩 7 9.82 6.7 2.2 32 40.2 煤层2 3.2 3.22 1.0 0.6 25 18.0 砂质泥岩 4 8.16 5.8 1.7 26 30.5 粉砂岩 26 9.94 6.5 3.2 35 43.0 
下载: 导出CSV
-
[1] 曾佐勋,樊光明. 构造地质学[M]. 3版. 武汉:中国地质大学出版社,2008. [2] 张宁博,赵善坤,赵阳,等. 逆冲断层卸载失稳机理研究[J]. 煤炭学报,2020,45(5):1671−1680. ZHANG Ningbo,ZHAO Shankun,ZHAO Yang,et al. Mechanism of thrust fault rupture causing by unloading effect[J]. Journal of China Coal Society,2020,45(5):1671−1680.
[3] 张科学,何满潮,姜耀东. 断层滑移活化诱发巷道冲击地压机理研究[J]. 煤炭科学技术,2017,45(2):12−20,64. ZHANG Kexue,HE Manchao,JIANG Yaodong. Mechanism research of roadway pressure bump induced by fault slip and activation[J]. Coal Science and Technology,2017,45(2):12−20,64.
[4] 王晓卿,高富强,李建忠,等. 开挖诱导锁固断层滑移的实现方式及影响因素[J]. 煤炭学报,2021,46(S2):692−700. WANG Xiaoqing,GAO Fuqiang,LI Jianzhong,et al. Realization mode and influencing factors of excavation-induced locking fault slip[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(S2):692−700.
[5] 李振雷,窦林名,蔡武,等. 深部厚煤层断层煤柱型冲击矿压机制研究[J]. 岩石力学与工程学报,2013,32(2):333−342. LI Zhenlei,DOU Linming,CAI Wu,et al. Fault-pillar induced rock burst mechanism of thick coal seam in deep mining[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2013,32(2):333−342.
[6] 刘玉春,荆刚,赵扬锋等. 加载速率与断层倾角对断层矿震失稳影响的试验研究[J]. 岩土力学,2022,43(S1):35−45. LIU Yuchun,JIN Gang,ZHAO Yangfeng. Experimental study on fault rockburst instability by loading rate and fault dip[J]. Rock and Soil Mechanics,2022,43(S1):35−45.
[7] 潘一山,李忠华,章梦涛. 我国冲击地压分布、类型、机理及防治研究[J]. 岩石力学与工程学报,2003,22(11):1844−1851. PAN Yishan,LI Zhonghua,ZHANG Mengtao. Distribution,type,mechanism and prevention of rockbrust in China[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(11):1844−1851.
[8] 蒋金泉,武泉林,曲华. 硬厚覆岩正断层附近采动应力演化特征[J]. 采矿与安全工程学报,2014,31(6):881−887. JIANG Jinquan,WU Quanlin,QU Hua. Evolutionary characteristics of mining stress near the hard-thick overburden normal faults[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2014,31(6):881−887.
[9] 潘立友,张立俊,刘先贵. 冲击地压预测与防治实用技术[M]. 徐州:中国矿业大学出版社,2006. [10] 李志华,窦林名,陆振裕,等. 采动诱发断层滑移失稳的研究[J]. 采矿与安全工程学报,2010,27(4):499−504. LI Zhihua,DOU Linming,LU Zhenyu,et al. Study of the fault slide destabilization induced by coal mining[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2010,27(4):499−504.
[11] 焦振华,赵毅鑫,姜耀东,等. 采动诱发断层损伤滑移及其影响因素敏感性分析[J]. 煤炭学报,2017,42(S1):36−42. JIAO Zhenhua,ZHAO Yixin,JIANG Yaodong,et al. Sensitivity analysis of mining-induced fault damage slip and its influencing factors[J]. Journal of China Coal Society,2017,42(S1):36−42.
[12] 黄福明. 断层力学概论[M]. 北京:地震出版社,2013. [13] GUO H,YU W,LIU Y,et al. Mechanism of overlying crack-stress evolution when mining on the dual fault zone[J]. Geotechnical and Geological Engineering,2021,39:3729−3740. doi: 10.1007/s10706-021-01720-3
[14] GUO H,YU W,LIU Y,et al. Study on the Dynamic Instability Mechanism of the Rock Formation in the Multifault Structure Zone of the Stope[J]. Geofluids,2022,2022(1):8382493.
[15] 吴振华,潘鹏志,潘俊锋,等. 地堑构造区冲击地压发生机制及矿震活动规律[J]. 岩土力学,2021,42(8):2225−2238. WU Zhenhua,PAN Pengzhi,PAN Junfeng,et al. Analysis of mechanism of rock burst and law of mining induced events in graben structural area[J]. Rock and Soil Mechanics,2021,42(8):2225−2238.
[16] 宋彦琦,李向上,郝亮钧,等. 双断层构造段围岩体的力学行为研究[J]. 采矿与安全工程学报,2020,37(5):1061−1066. SONG Yanqi,LI Xiangshang,HAO Liangjun,et al. The mechanical behavior of surrounding rock mass in double fault area[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2020,37(5):1061−1066.
[17] 王宏伟,姜耀东,江灿,等. 动压影响下双断层区域覆岩运移特征研究[J]. 采矿与安全工程学报,2019,36(3):513−518. WANG Hongwei,JIANG Yaodong,JIANG Can,et al. Characteristics of overlying strata movement in double fault area under the dynamic pressure[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2019,36(3):513−518.
[18] 韩科明,于秋鸽,张华兴,等. 上下盘开采影响下断层滑移失稳力学机制[J]. 煤炭学报,2020,45(4):1327−1335. HAN Keming,YU Qiuge,ZHANG Huaxing,et al. Mechanism of fault activation when mining on hanging-wall and foot-wall[J]. Journal of China Coal Society,2020,45(4):1327−1335.
[19] 于秋鸽,张华兴,白志辉,等. 采动影响下断层面应力与滑移特征研究[J]. 煤炭科学技术,2019,47(4):63−68. YU Qiuge,ZHANG Huaxing,BAI Zhihui,et al. Study on stress and slip characteristics of fault plane under mining influence[J]. Coal Science and Technology,2019,47(4):63−68.
[20] 郭文兵,柴华彬. 煤矿开采损害与保护[M]. 北京:煤炭工业出版社,2008. [21] 杨耀,曹安业,白贤栖,等. 深井巨厚覆岩邻空采动强矿震孕育发生机理[J]. 煤炭科学技术,2023,51(12):220−231. YANG Yao,CAO Anye,BAI Xianxi,et al. Occurrence mechanism of strong mining tremors under mining near goaf in deep mine with extremely thick strata[J]. Coal Science and Technology,2023,51(12):220−231
[22] 史卫平,李照迎,柳昌涛,等. 倾斜煤层厚硬顶板切顶留巷关键参数优化研究[J]. 煤炭科学技术,2024,52(5):11−24. SHI Weiping,LI Zhaoying,LIU Changtao,et al. Study on optimization of key parameters of thick hard roof cutting and retaining roadway in inclined coal seam[J]. Coal Science and Technology,2024,52(5):11−24.
[23] 王书文,智宝岩,杜涛涛,等. 厚硬顶板潜在矿震风险地面压裂预控技术[J]. 煤炭科学技术,2023,51(11):1−11. WANG Shuwen,ZHI Baoyan,DU Taotao,et al. Ground fracturing pre-control technology for potential mine seismic risk of thick and hard roof[J]. Coal Science and Technology,2023,51(11):1−11.
[24] 左建平,孙运江,钱鸣高. 厚松散层覆岩移动机理及“类双曲线” 模型[J]. 煤炭学报,2017,42(6):1372−1379. ZUO Jianping,SUN Yunjiang,QIAN Minggao. Movement mechanism and analogous hyperbola model of overlying strata with thick alluvium[J]. Journal of China Coal Society,2017,42(6):1372−1379.
[25] 左建平,孙运江,王金涛,等. 充分采动覆岩“类双曲线” 破坏移动机理及模拟分析[J]. 采矿与安全工程学报,2018,35(1):71−77. ZUO Jianping,SUN Yunjiang,WANG Jintao,et al. Mechanical and numerical analysis of “analogous hyperbola” movement of overlying strata after full mining extraction[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2018,35(1):71−77.
[26] 左建平,吴根水,孙运江,等. 岩层移动内外“类双曲线” 整体模型研究[J]. 煤炭学报,2021,46(2):333−343. ZUO Jianping,WU Genshui,SUN Yunjiang,et al. Investigation on the inner and outer analogous hyperbola model (AHM) of strata movement[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(2):333−343.
[27] GUO H,YU W,Wu G,et al. Mechanism of stratum instability and dynamic deformation under discontinuous boundary conditions[J]. Applied Sciences,2024,14(4):1441.
[28] 于秋鸽,张华兴,邓伟男,等. 不同倾角断层保护煤柱留设方法研究[C]//第十一届全国煤炭工业生产一线青年技术创新文集. 2018:1−5.
计量
- 文章访问数: 100
- HTML全文浏览量: 12
- PDF下载量: 97
