Research on gas drainage borehole sealing material based on microcapsule technology
-
摘要:
煤矿瓦斯抽采钻孔密封材料的性能在改善钻孔密封质量、提高瓦斯抽采效率等方面起着至关重要的作用。为了改变传统水泥基钻孔密封材料在水化初期发生无效膨胀的问题，采用理论研究、物理试验与测试相结合的方式，提出了利用微胶囊技术延缓密封材料膨胀时间的方法。实验确定了以乙基纤维素(EC)作为囊壁材料、蒙脱石(MMT)为囊芯材料，以相分离法制备延迟膨胀微胶囊，并通过单因素实验与响应曲面分析法(RSM)得出各关键参数之间的交互作用，结果表明各关键参数对包封率的影响程度大小排序为：搅拌速率>芯壁比>聚乙烯(PE)用量。此外，根据Design-Expert软件得出微胶囊制备的最优参数为：芯壁比为0.8，PE用量为1.5%、搅拌速率为400 r/min。最后，通过自主设计的模拟钻孔密封性能实验表明：延迟膨胀密封材料相较于普通膨胀材料具有更好的密封性能，其有效密封时间可提高60%左右。
Abstract:The performance of coal-mine gas extraction borehole sealing material plays an important role in improving the quality of sealing in gas extraction boreholes and the efficiency of gas extraction. To address the issue of the ineffective expansion of traditional cement-based sealing materials in the initial stage of hydration, microcapsule technology was proposed to delay the expansion time of sealing materials by combining theoretical research, physical experiment. The experiment determined that delayed-expansion microcapsules were prepared by phase separation with ethyl cellulose (EC) as the capsule wall material and montmorillonite (MMT) as the core material. Moreover, according to the single factor experiment and response surface method (RSM), the interactions of various factors were determined. Experiment results showed that the significance order of the influencing factors was: stirring speed> ratio of core to wall> dosage of polyethylene (PE). Then, the optimal parameters for the preparation of microcapsules based on design-expert software were acquired: the ratio of core to wall was 0.8, the dosage of PE was 1.5%, the stirring rate was 400 r/min. Finally, the results of self-designed simulation experiment on the borehole sealing showed that delayed expansion sealing material has better sealing performance than ordinary expansion material, and its effective sealing time can be increased by about 60%.
-
Keywords:
- gas drainage /
- drilling seal /
- sealing material /
- microcapsules /
- response surface experiment
-
0. 引 言
矿震是一种诱发地震[1]，是深部煤层采掘活动必然出现的动力现象。强矿震弹性波扰动作用下可能引发井下冲击地压灾害、引起地表晃动[2]，甚至造成地表塌陷、建构筑物损毁等次生灾害，威胁矿井安全生产、影响矿区居民正常生活[3]。鄂尔多斯矿区深部矿井白垩系地层巨厚覆岩以厚砂岩层为主，随着采空范围增大，强矿震频发。2021年以来，仅鄂尔多斯矿区就先后发生6起2.0级及以上强矿震[4]，严重制约了矿井正常接续，加深了矿区居民对矿震现象的恐慌，矿震问题由矿山安全问题演变为公共安全问题[5]。目前，鄂尔多斯矿区强矿震难以有效防控，亟待深入研究强矿震孕育发生机理。
巨厚覆岩下深部煤层开采条件不同，强矿震孕育发生机理相当复杂。窦林名等[2]综合分析了矿震波形特征、震动波速及井下矿压显现等海量矿震信息特征，对煤矿矿震进行了分类，定义了巨厚覆岩型矿震。曹安业等[6]研究发现非对称“T”型厚硬覆岩结构长臂侧主关键层易出现大尺度分层破断，是强矿震活动的主要动力源。白贤栖等[7]研究了高位巨厚覆岩运移规律，揭示了巨厚覆岩结构破断触发矿震机制。朱斯陶等[8]基于“关键层运动模式”建立了顶板运动型矿震的能量预测模型，提出了顶板运动型矿震能量计算方法。王树立等[9]分析了超厚高位红层砂岩破断运动与矿震活动规律，验证了巨厚红层损伤与频发强矿震的关联性。XU等[10]认为厚硬岩层破断运动是诱发强矿震的主要原因，探讨了厚硬岩层破断运动过程的应力、能量演化特征。赵科等[11]发现巨厚坚硬砂岩破断诱发强矿震后，破断失稳岩层高速下沉产生强烈震动。
巨厚覆岩破断运动诱发强矿震是覆岩结构演化、应力调整的结果，强矿震快速发生，但其孕育过程是较为缓慢的。王桂峰等[12]分析了采场空间矿震孕育的微震前兆信息，将矿震孕育过程分为能量释放期与能量突变期。李铁等[13]通过反演矿震弹性波的传播速度比与质点振动振幅比，阐述了强矿震孕育过程中弹性波场的变异特征。张月征等[14]基于钻孔应变观测系统量化分析了区域应力的演变趋势，发现强矿震孕育过程总是伴随区域应力场的动态调整。XUE等[15]分析了强矿震震动信号S波与P波能量比值的变化特征，认为强矿震孕育过程中煤岩体经历了不同损伤模式的转变。上述研究表明巨厚覆岩破断运动是深部煤层开采频发强矿震的主要原因，采用波速反演、应变观测等方法系统研究了强矿震孕育过程中能量场、应力场及煤岩损伤模式的演变特征。但要揭示深井巨厚覆岩下煤层开采强矿震孕育发生机理，本质上应探明岩层破断运移特征，则极大依赖于对采动下岩层破断运移的实时观测以及对岩层内在破裂模式的演化分析。
因此，以鄂尔多斯矿区某矿1208综放工作面巨厚覆岩邻空采动强矿震为研究背景，采用地面离层探测、地表岩移监测等技术，结合厚板理论与相对矩张量反演方法，分析工作面邻空采动下岩层破断运移特征及其逐级破断诱发矿震震源破裂模式的演化规律，揭示深部矿井巨厚覆岩邻空采动强矿震的孕育发生机理，以期为鄂尔多斯矿区类似地层开采条件煤层开采强矿震防控提供参考。
1. 工程概况
1.1 地层开采条件
鄂尔多斯某矿1208工作面为沿空综放工作面，位于矿井12盘区南翼，主采2-2煤，厚度8.51～9.51 m，平均9.08 m，煤层地质条件简单，开采深度为640～711 m。如图1所示，1208工作面西邻1206A工作面，两工作面终采线对齐布置，倾斜长均为290 m，留设5 m窄煤柱，其中1206A工作面走向长1120 m，2019年10月回采完毕；2021年5月，1208工作面进入邻空回采，截至2021年8月20日，1208工作面推进长度为2391.25 m，位于1206A工作面开切眼前方289.9 m。
![]()
图 1 1208综放工作面平面示意Figure 1. Layout of No.1208 fully-mechanized top-coal caving working face1208工作面地层结构如图2所示，白垩系下统志丹群由多层厚砂岩组成，侏罗系中统安定、直罗组为砂岩、砂质泥岩及泥岩互层；侏罗系中统延安组为含煤地层，煤层以上至直罗组部分岩层以砂质泥岩、泥岩为主。白垩系覆岩整体厚度在300 m左右，白垩系巨厚覆岩破断运动可能导致工作面回采期间发生强矿震、冲击等动力灾害。另外，由于1208工作面开采范围表土厚度薄，白垩系巨厚覆岩破断运动诱发强矿震后，震动波衰减慢，易引起地表出现震感[16]。
1.2 矿震显现特征
2021年8月20日下午17时41分51秒，1208工作面发生强矿震，能量为5.56×105 J，经内蒙古地震局核实震级约为2.4级。矿震震源位于工作面后方227 m、邻空巷道以里180 m。矿震发生时地面有轻微震感，震源平面定位如图1所示。
图3为1208工作面邻空回采前后微震活动定位分布情况。区域Ⅰ：2020年9月至12月，工作面实体煤回采，推进进尺586.6 m，并未发生大于105 J的较大能量事件；区域Ⅱ：2021年1月至4月，工作面不断向侧向采空区推进，推进进尺254.9 m，监测到能量超过104 J的微震事件71次，占总能量的65.62%，其中46次发生在煤壁前方靠1206A采空区侧；区域Ⅲ：2021年5月至8月中下旬，工作面进入邻空回采，推进进尺238.8 m，各能量区间微震事件频次均有增长，总频次较邻空回采前增长1.35倍，微震事件沿走向、倾向的分布范围更广。
结合图3b可知，1208工作面邻空回采时，微震事件增多、分布范围增大。采空范围增大后，引起侧向采空区顶板岩层垮落范围增大，导致面后顶板松软岩层迅速垮落。微震事件在工作面实体煤向邻空回采过渡区域聚集，反映了工作面实体煤回采与邻空回采的过渡区域顶板岩层运动活跃，岩层逐级向上产生新的破断，频繁诱发矿震事件。
邻空采动下，工作面实体煤向邻空回采的过渡区域，各能量区间微震频次升高，尤其高能量区间微震频发、能量等级升高，最终孕育诱发强矿震。因此需对深部矿井巨厚覆岩工作面邻空采动岩层破断运移特征及强矿震孕育发生机理进行深入研究，为强矿震防控提供理论支撑。
2. 巨厚覆岩邻空采动地层破断运移特征
2.1 邻空采动地层破断观测
矿井在1208工作面开采范围沿走向布置了3个地面离层探测孔，用于观测工作面回采后岩层破断情况，探测孔平面布置如图1所示。探测孔A、B位于工作面实体煤回采范围，走向上超前1208开切眼分别为305、750 m，终孔位置分别位于煤层上方105.6、93.8 m；探测孔C位于工作面邻空回采范围，位于1206A开切眼前方260 m，终孔位置位于煤层上方84.9 m。3个离层探测孔覆盖地层自地表而下为Q4系至J2z系，如图4所示。
![]()
图 4 1208工作面地面离层探测孔观测结果Figure 4. Ground detection holes observation results of No.1208 working face由图4可知，工作面实体煤回采阶段，顶板裂隙发育高度最大达到煤层上方320.5 m，岩层间裂缝宽度小，呈环状分布，而白垩系巨厚覆岩孔壁完好无裂隙，表明白垩系巨厚覆岩未形成破断，结合图3可知，工作面实体煤回采阶段并未发生强矿震；工作面邻空回采阶段，根据观测点C3窥视结果，强矿震发生前，白垩系下岩层出现裂缝，形成较小离层，工作面继续向前推进，白垩系巨厚覆岩下岩层破碎、塌孔严重，表明巨厚覆岩下岩层已完全破断。由观测点C2窥视结果，岩层裂隙不断向上发育扩展至白垩系巨厚覆岩后，巨厚覆岩出现多条环状裂缝，发育宽度较大。
综上，工作面进入邻空回采后，裂隙发育高度增大，扩展至白垩系巨厚覆岩后裂隙宽度进一步发育，初步推测强矿震与白垩系巨厚覆岩破断运动有一定联系。
2.2 邻空采动地表岩移监测
深部矿井开采引起地表下沉，甚至造成塌陷等次生灾害。因此矿井在12盘区布置多条地表岩移监测线，定期对工作面开采后地表岩移进行监测，测线平面布置情况如图1所示。对1208工作面实体煤回采与邻空回采阶段进行地表沉降监测，结果如图5所示。
由图5可知，工作面实体煤回采阶段，地表最大沉降量约为0.23 m，随着工作面继续推进地表沉降无明显变化，表明地层活动已经趋于稳定；工作面邻空回采阶段，在实体煤回采向邻空回采过渡区地表总是最先沉降，且沉降量最大，工作面进入邻空回采约2个月(进尺约为180 m)，地表最大沉降量就超过实体煤回采期间最大稳定沉降量，同时在强矿震发生前后1个月，地表沉降量显著增大，表明邻空采动下，地层结构不稳定，岩层运动易诱发强矿震，而强矿震的发生将导致地层结构再次失稳，引起地表迅速沉降。
图6为走向线H岩移监测情况，由图6可知，邻空采动下，1208工作面实体煤回采向邻空回采过渡区域地表总是达到最大沉降，随工作面推进地表沉降速率逐渐增大。2021-07-31—2021-08-19期间，地表最大沉降量由0.23 m增加至0.38 m，表明邻空段白垩系巨厚覆岩结构处于弯曲下沉阶段，巨厚覆岩结构大量弹性能快速积聚；2021-08-19—2021-09-08期间，“8•20”强矿震发生后，工作面停产，但地表最大沉降量仍增大至0.49 m，结合地面探测孔观测结果可推知，邻空采动下，白垩系巨厚覆岩发生破断诱发强矿震，伴随大量弹性能瞬间释放，而在强矿震弹性波扰动作用下，白垩系巨厚覆岩失稳，引起地表再次迅速沉降。
![]()
图 6 1208工作面走向线H地表下沉情况Figure 6. Surface subsidence of strike line H of No.1208 working face3. 巨厚覆岩邻空采动结构破断特征
3.1 巨厚覆岩邻空采动力学模型
随邻空工作面开采范围增大，顶板岩层受支撑情况发生改变[17]：初次来压前，顶板边界条件为邻空侧简支，其余3边固支；周期来压时，边界条件变为2边简支、2边固支，如图7所示。
目前，主要采用“梁”理论和“板”理论研究工作面上覆岩层稳定性，但对于类似鄂尔多斯矿区深部矿井赋存条件的白垩系巨厚覆岩，梁理论已不适用[9]。借助“板”理论对巨厚覆岩的破断运动分析更有意义。
依据宽厚比将板分为薄板和厚板，薄板和厚板满足下式[18]：
$$ \left\{\begin{array}{l}\left(\dfrac{1}{100}\sim \dfrac{1}{80}\right)\leqslant \dfrac{{h}}{b}\leqslant \left(\dfrac{1}{8}\sim \dfrac{1}{5}\right)\text{},\quad 薄板\\ \left(\dfrac{1}{8}\sim \dfrac{1}{5}\right) < \dfrac{{h}}{b}\text{}\text{},\qquad \qquad \qquad \quad \,\,\, 厚板\end{array} \right.$$ (1) 根据1208工作面开采地层条件，邻空回采期间面长为585 m，白垩系巨厚覆岩整体厚度约为300 m，其宽厚比为300/585≈1/2，属于厚板范畴。因此，采用厚板相关理论对1208工作面白垩系巨厚覆岩破断运动问题进行求解。
3.2 巨厚覆岩邻空采动破断规律
将1208工作面开采范围白垩系巨厚覆岩简化为一正交各向异性长度为a、宽度为b、厚度为h的矩形厚板，沿弹性主方向建立坐标系，如图8所示。q为白垩系巨厚覆岩上覆载荷，X=0处为1206A开切眼，沿X正方向为工作面推进方向，沿Y轴正方向分别为1206A、1208工作面。
![]()
图 8 白垩系巨厚覆岩厚板理论模型Figure 8. Theoretical model of thick plate of Cretaceous extremely thick strata根据图8，基于截面变形几何相似假定[19]，得到白垩系巨厚覆岩厚板力学模型的基本方程：
$$ \left\{ \begin{gathered} D \Delta {{w}} = {{q}} - \frac{{2 - \mu }}{{10\left( {1 - \mu } \right)}}{h^2}\Delta q \\ \frac{{{h^2}}}{{10}}\Delta {Q_x} - {Q_x} = D\frac{\partial }{{\partial x}}\Delta {{w}} + \frac{{{h^2}}}{{10\left( {1 - \mu } \right)}} - \frac{{\partial q}}{{\partial x}} \\ \frac{{{h^2}}}{{10}}\Delta {Q_y} - {Q_y} = D\frac{\partial }{{\partial y}}\Delta {{w}} + \frac{{{h^2}}}{{10\left( {1 - \mu } \right)}} - \frac{{\partial q}}{{\partial y}} \\ \end{gathered} \right. $$ (2) 式中：$D$为弯曲刚度，$D{\text{ = }}\dfrac{{E{{\text{h}}^3}}}{{12\left( {1 - {\mu ^2}} \right)}}$；${{w}}$为垂直挠度；${{q}}$为巨厚覆岩上覆载荷；$\mu $为泊松比；h为巨厚覆岩厚度；${Q_{{x}}}$，${Q_{{y}}}$为剪力。
求解上式，得到厚板弯矩的一般解：
$${\begin{split} {{{M}}_{{y}}} =& - \dfrac{{q{b^4}}}{{{\lambda _{{\mathrm{c1}}}}^2}}\dfrac{{{G_1}{H_1}}}{{{R_1}{S_1}}}\left\{ {\mu \left( {{X_1}^{\prime \prime }Y{{ + }}\dfrac{{{{{b}}^2}}}{{{{{a}}^2}}}{X_1}{Y_1}^{\prime \prime }} \right)} \right. + {I_2}{h^2} \left[ {{X_1}{Y_1}{{^{\prime \prime }}^{\prime \prime }}} \right. + \\ & \left. {\left. {\left( {1 + u} \right)\left( {{X_1}^{\prime \prime }{Y_1}{{^{\prime \prime }}^{\prime \prime }} + \mu {X_1}^{\prime \prime }{Y_1}^{\prime \prime }} \right)} \right]} \right\}{\rm{ + }}q{{\rm{h}}^2}{I_4} \end{split}} $$ (3) 式中，${\lambda _{{{{\mathrm{c}}}}1}}$表示为
$$ {\lambda _{{\rm{c}}1}}{\text{ = }}\dfrac{{\dfrac{{{M_1}}}{{{R_1}}}{{\left( {\dfrac{{{b}}}{a}} \right)}^4}{\text{ + }}\dfrac{{2\mu {E_1}F{\text{ + }}2\left( {1 - \mu } \right){X_1}{L_1}}}{{{R_1}S}}{{\left( {\dfrac{{{b}}}{a}} \right)}^2} + \dfrac{{{N_1}}}{{{S_1}}}}}{{1 + {I_2}{{\left( {\dfrac{{{h}}}{{\text{a}}}} \right)}^2}\left( {\dfrac{{{K_1}}}{{{R_1}}}} \right){\text{ + }}\dfrac{{{L_1}}}{{{S_1}}}}} $$ (4) 其中，b为工作面面长；a为工作面进尺；${{{I}}_2}{{ = }}\dfrac{1}{{5\left( {1 - \mu } \right)}}$，${{{I}}_4}{{ = }}\dfrac{\mu }{{10\left( {1 - \mu } \right)}}$；${\lambda _{{\rm{c}}1}}$，${M_1}$，${N_1}$，${R_1}$，${S_1}$，${L_1}$，${K_1}$，${G_1}$，${H_1}$，$ {E_1} $，${F_1}$为深梁函数确定的函数，当XY平面厚板边界支承条件相同时有：${M_1}{\text{ = }}{N_1}$，${R_1}{\text{ = }}{S_1}$，${L_1}{\text{ = }}{K_1}$，$ {E_1}{\text{ = }}{F_1} $[20]。
${X_1}$，${Y_1}$为深梁振型函数：
$$ \left\{ \begin{gathered} {X_1}{\text{ = }}\left( {{\text{ch}}\;{\alpha _1}x - \cos\; {\alpha _1}x} \right) - {\alpha _1}\left( {{\rm{sh}}\;{\alpha _1}x - \sin \;{\alpha _1}x} \right) \\ {Y_1}{\text{ = }}\left( {{\text{ch}}\;{\alpha _1}y - \cos\; {\alpha _1}y} \right) - {\alpha _1}\left( {{\rm{sh}}\;{\alpha _1}x - \sin \;{\alpha _1}x} \right) \\ \end{gathered} \right. $$ (5) 式中，${\alpha _1}$，${\alpha _1}{{x}}$分别为深梁振型函数系数和梁频系数；${{{\rm{sh}}\;x}}$，${\text{ch}\;x}$分别为双曲正弦、余弦函数。
将式(5)代入式(4)求解得到${M_1}{\text{ = ch}}\left( {2{\alpha _1}{{a}}} \right)$，${R_1} = {\rm{sh}} \left( {2{\alpha _1}{{a}}} \right)$，${L_1}{\text{ = sh}}\left( {{\alpha _1}{{a}}} \right)$，${E_1}{\text{ = ch}}\left( {{\alpha _1}{{a}}} \right)$，${{{G}}_1}{\text{ = sin}}\left( {{\alpha _1}{{a}}} \right)$，${H_1}{\text{ = cos}}\left( {{\alpha _1}{{a}}} \right)$，厚板弯矩表达式可进一步写为
$$ \begin{split} & {{{M}}_{{y}}}= - \frac{{0.96q{b^4}}}{{{\lambda _{c1}}^2}}\left\{ {\left[ {\mu \left( {{X_1}^{\prime \prime }{Y_1} + \frac{{{{{b}}^2}}}{{{{{a}}^2}}}{X_1}{Y_1}^{\prime \prime }} \right)} \right]} \right. + {I_2}{h^2}\times \\&\;\; \left. {\left[ {{X_1}{Y_1}{{^{\prime \prime }}^{\prime \prime }}{\text{ + }}\left( {1 + \mu } \right){X_1}^{\prime \prime }{Y_1}{{^{\prime \prime }}^{\prime \prime }} + \mu {X_1}{{^{\prime \prime }}^{\prime \prime }}Y} \right]} \right\}{{ + }}q{h^2}{I_4} \\ \end{split} $$ (6) 根据白垩系巨厚覆岩边界条件[20]，可知砂岩层在$ x = a/2 $，$ {{y}} = b/2 $处弯矩取得最大值$ {M_{\max }} $。
$$ \begin{split} & {{{M}}_{{\text{max}}}} =\frac{{0.96q{b^4}}}{{{\lambda _{c1}}^2}}\left( {7.84\mu + 2.55{I_2}{h^2}} \right. + \\&\quad 3.49\mu {I_2}{h^2}\left. { + 1.43\frac{{\mu {b^2}}}{{{a^2}}}} \right){\text{ + }}q{h^2}{I_4} \end{split} $$ (7) 巨厚覆岩下表面存在最大拉应力$ {\sigma _{\max }} $[9]：
$$ {\sigma _{{\text{max}}}}{\text{ = }}\frac{{12{M_{\max }}}}{{{h^2}}}Z = \frac{{12{M_{\max }}}}{{{h^2}}}\frac{{{h}}}{2} = \frac{{6{M_{\max }}}}{{{h^2}}} $$ (8) 当白垩系巨厚覆岩极限抗拉强度与最大拉应力存在关系$ {\sigma _{\text{s}}}{\text{ = }}{\sigma _{{\text{max}}}}{\text{ = }}6{M_{\max }}/{h^2} $时，白垩系砂岩厚层发生初始破坏[21]，联立上式可得：
$$ \begin{split} &{\sigma _{\text{s}}} = \frac{{4.14q{b^4}}}{{{\lambda _{c1}}^2}}\left( {\frac{{7.84\mu }}{{{h^2}}} + 2.55{I_2}} \right.+ \\&\;\; \left. { 3.49\mu {I_2} + 1.43\mu \frac{{{b^2}}}{{{a^2}{h^2}}}} \right) + 6q{I_4} \\ \end{split} $$ (9) 由上式可知，影响1208工作面上方白垩系巨厚覆岩初次破断的因素有：覆岩破断厚度h、工作面面长b、上覆载荷q、岩层抗拉强度σs。
根据1208工作面实际地层开采情况，结合地面离层探测结果，巨厚覆岩并未发生整层破断，巨厚覆岩破断厚度为h ≈110 m；考虑到巨厚覆岩下岩层破断角为77°[7]，取b =447 m；取表土层厚50 m，则上覆载荷q =1.25 MPa；σs =2.62 MPa，代入式(9)求解可得白垩系巨厚覆岩初次破断步距约为307.7 m，此时工作面推进过1206A开切眼289.9 m，理论计算结果与实际开采条件及探测结果基本吻合，佐证了“8•20”强矿震由白垩系巨厚覆岩初次破断诱发。
定义工作面面长与岩层初次破断步距比值为采空区几何形状系数，即$\chi {{ = b / a}}$，进一步计算得白垩系巨厚覆岩破断厚度与其初次破断步距关系如图9所示。
![]()
图 9 巨厚覆岩破断厚度与其初次破断步距关系Figure 9. Relationship between fracture thickness of extremely strata and its initial fracturing step由图9可知，白垩系巨厚覆岩初次破断步距与其破断厚度正相关，受工作面尺寸效应影响，巨厚覆岩初次破断步距增幅明显变缓。
保持其他参数不变，工作面面长变化时，代入式(9)，求解可得工作面面长与白垩系巨厚覆岩初次破断步距的关系，如图10所示。由图可知，邻空回采工作面面长进一步增大，白垩系巨厚覆岩初次破断步距与采空区几何形状系数$ \chi $均呈线性增长，邻空采动下白垩系巨厚覆岩初次破断形式由横“O-X”形转变为竖“O-X”形。
![]()
图 10 工作面面长与白垩系巨厚覆岩初次破断步距关系Figure 10. Relationship between length of working face and initial fracturing step of extremely thick strata4. 巨厚覆岩邻空采动强矿震孕育发生机理
4.1 矿震震源破裂类型判识
采用相对矩张量反演方法[22]解析得到煤矿采动诱发矿震事件矩张量，将矩张量分解为各向同性分量(ISO)、补偿线性矢量偶极子分量(CLVD)及双力偶分量(DC)，分别对应煤岩体的体积变形、轴向拉伸及剪切位移，根据各分量在矩张量中占比可判断矿震震源破裂类型。OHTSU M[23]提出以双力偶分量在矩张量中占比$ {M_{DC}} $判识煤岩体破裂类型，但未考虑研究对象的压缩状态。而基于位错夹角判识准则[24]，震源位置煤岩物理力学性质不明极大影响震源破裂类型的准确判识。为进一步提高煤岩破裂类型判识的准确性，ZHAO[25]基于OHTSU M的研究提出新的煤岩破裂判据，如图11所示。
![]()
图 11 震源机制判据n，v分别为破裂面的法向量及滑移向量；T、B、P分别为最大、中间、最小主应力轴，T、B、P相互正交Figure 11. Criterion of focal mechanisms of mining seismicity将矩张量分解得到ISO、CLVD及DC 3个分量：
$$ \left\{ \begin{gathered} {M_{{\mathrm{ISO}}}} = \frac{1}{3}\left( {{M_1} + {M_2} + {M_3}} \right) \\ {M_{{\mathrm{CLVD}}}} = \frac{2}{3}\left( {{M_1} + {M_3} - 2{M_2}} \right) \\ {M_{{\mathrm{DC}}}} = \frac{1}{2}\left( {{M_1} - {M_3} - \left| {{M_1} + {M_3} - 2{M_2}} \right|} \right) \\ \end{gathered} \right. $$ (10) 式中，M1、M2、M3分别为矩张量的特征值，其中$ {M_1} \geqslant {M_2} \geqslant {M_3} $。
进一步求得ISO、CLVD及DC 3个分量在矩张量中的占比为：
$$ \left\{ \begin{gathered} {P_{{\rm{ISO}}}} = \frac{{{M_{\rm{{ISO}}}}}}{{\left| M \right|}} \times 100{\text{ \% }} \\ {P_{{\rm{CLVD}}}} = \frac{{{M_{{\rm{CLVD}}}}}}{{\left| M \right|}} \times 100{\text{ \% }} \\ {P_{{\rm{DC}}}} = \frac{{{M_{{\rm{DC}}}}}}{{\left| M \right|}} \times 100{\text{ \% }} \\ \end{gathered} \right. $$ (11) 综上，煤岩破裂的判识准则可表示为
$$ \left\{ \begin{array}{l}{P}_{{\rm{DC}}}\geqslant 60\text{% }，纯剪切破裂\\ {P}_{{\rm{DC}}}\leqslant 40\text{% }且\text{ }{P}_{{\rm{ISO}}} > 0\text{ }，纯张拉破裂\\ {P}_{{\rm{DC}}}\leqslant 40\text{% }且\text{ }{P}_{{\rm{ISO}}} < 0\text{ }，纯压缩破裂\\ 40\text{%} < {P}_{{\rm{DC}}} < 60\text{% }且\text{ }{P}_{{\rm{ISO}}} > 0\text{ }，剪切 - 张拉破裂\\ 40\text{%} < {P}_{{\rm{DC}}} < 60\text{% }且\text{ }{P}_{{\rm{ISO}}} < 0\text{ }，剪切 - 压缩破裂\end{array} \right.$$ 式中，PISO、PCLVD及PDC分别表示矩张量的3个分量占矩张量的百分比。
4.2 强矿震孕育发生机理
图12为1208工作面实体煤向邻空回采过渡区微震定位：2021年5月，实体煤与邻空过渡区域能量超过104 J的微震事件37起。2021年6月，微震事件5起(图12b中用洋红色填充)；2021年7月，微震事件仅3起(图12b中用绿色填充)，截止 “8•20”强矿震发生，微震事件增多至16起。
![]()
图 12 实体煤进入邻空回采过渡区微震分布Figure 12. Microseismic distribution of transition zone at solid coal entering goaf显然，工作面进入邻空回采初期，煤层上方低位岩层顶板形成破断，及时垮落；工作面继续推进，由于较高层位的顶板整体性强，承载能力较大，不易破断；采空范围进一步增大，煤层上方顶板开始新一轮破断，并最终诱发“8•20”强矿震。“8•20”强矿震的发生是岩层自下而上逐级破断、垮落形成的结果，是岩层破断高度不断扩展、孕育的过程。
图13为SOS微震监测系统接收到的“8•20”强矿震震动波形及震源机制反演结果。强矿震横波与纵波能量比值为ES/EP ≈10，表明震源破裂模式以张拉破裂为主[26]，强矿震活动与采空区顶板张拉破断、冒落有关。由震源机制反演结果可知，强矿震的ISO、CLVD及DC分量在矩张量中占比分别为PISO=6.37 %，PCLVD=74.02%，PDC=19.61%，强矿震震源破裂类型为纯张拉破裂，因此认为“8•20”强矿震是工作面邻空采动下白垩系巨厚覆岩张拉破断诱发。
![]()
图 13 “8•20”强矿震波形及其震源机制Figure 13. Seismic waves and its focal mechanism of “8•20” strong mining tremor进一步求解工作面实体煤向采空区回采过渡区域不同时间段各微震事件震源机制解。如图14a所示，2021年5月，纯张拉、纯剪切、纯压缩、剪切−张拉及剪切−压缩破裂事件数比为7∶7∶15∶5∶3，纯张拉、纯剪切及纯压缩破裂是微震震源主要破裂类型。其中，纯张拉破裂事件分布在回采工作面邻空侧及侧向采空区，这是由于采空区形成后，煤层上方低位顶板岩层破断、垮落压实，与高位岩层形成离层破断空间，工作面邻空采动下高位岩层跨度增大，直接造成高位岩层破断。与之相反，纯压缩破裂事件的分布主要集中在回采工作面实体煤侧，由于工作面上方软弱岩层垮落充填了采空范围，使得岩层活动空间受限，因此岩层活动以破断挤压为主。岩层张拉、压缩破断后总是伴随一系列的纯剪切破裂事件，而邻空侧剪切破裂事件数明显多于实体煤侧。
![]()
图 14 邻空采动下微震震源机制解及其分布Figure 14. Horizontal distribution and CLVD-ISO proportion diagram of focal mechanism of mining tremor induced under mining near goaf图14b为2021年6月至8月(截止“8•20”强矿震发生时)，1208工作面发生的多起微震事件的震源机制解及其分布。可知，2021年6月至7月的微震事件以纯剪切、剪切−张拉破裂为主，主要分布在工作面后方采空区实体煤及煤柱区域，震动能量最大不超过3×104 J。这是由于侧向煤体及区段煤柱的承载作用使得部分岩块并未及时垮落，而工作面继续向前推进，煤层上方未破断的岩层悬露面积逐渐增大，导致其承受载荷增大并作用于下方未垮落岩块，岩块间相互错动滑移从而诱发了多起纯剪切、剪切−张拉破裂事件，2021年6月至7月采空范围的低位岩层垮落充分。2021年8月，工作面继续推进，低位岩层及时垮落后，后方采空区高位顶板悬顶范围进一步增大，顶板承受载荷增大超过其承载极限后，顶板岩层开始新一轮破断，破裂类型以纯张拉、纯压缩破裂为主，工作面实体煤进入邻空回采的过渡区域微震事件集中，反映了岩层破断层位不断向上扩展，并最终延伸至白垩系巨厚覆岩，巨厚覆岩开始弯曲下沉，随变形量增大快速积聚弹性能。采空范围进一步增大，白垩系巨厚覆岩以张拉破裂模式初次破断，弹性能迅速释放最终诱发“8•20”强矿震。
图15为1208工作面邻空回采期间煤层上方顶板岩层逐级破断、垮落，最终诱发强矿震的全过程示意图。由图15a可知，工作面回采后，侏罗系延安组岩层及时垮落，充填采空区，而侏罗系安定直罗组岩层破断后形成不稳定岩块，块体间相互错动诱发剪切破裂型矿震事件。白垩系巨厚覆岩下岩层逐级向上破断、垮落后，裂隙延伸至白垩系巨厚覆岩，采空范围逐渐增大，白垩系巨厚覆岩处于弯曲下沉状态，弹性能快速积聚；由图15b可知，白垩系巨厚覆岩下岩层破断、垮落错动后，与白垩系巨厚覆岩之间形成离层空间，白垩系巨厚覆岩裂隙不断发育，不稳定巨厚覆岩张拉破断诱发了“8•20”强矿震。
![]()
图 15 1208工作面邻空采动强矿震孕育发生机理示意Figure 15. Schematic of occurrence mechanism of strong mining tremors under mining near goaf in No.1208 working face5. 结 论
1）白垩系巨厚覆岩破断运动为强矿震动力源。邻空采动下，强矿震发生前裂隙扩展至煤层上方444.8 m处白垩系巨厚覆岩，强矿震震源处地表最先达到最大沉降，较近期监测最大沉降量增长超60%，巨厚覆岩快速积聚弹性能；巨厚覆岩破断诱发强矿震，强矿震扰动作用下，巨厚覆岩失稳，引起地表再次快速沉降。
2）理论求解得到白垩系巨厚覆岩初次破断步距为307.7 m，与工作面实际推进度基本吻合，佐证了强矿震由白垩系巨厚覆岩初次破断诱发；工作面尺寸效应影响下，巨厚覆岩初次破断步距增幅随其破断厚度增大逐渐变缓；工作面面长增大，巨厚覆岩初次破断步距呈线性增长，巨厚覆岩初次破断形式由横“O-X”形转变为竖“O-X”形。
3）邻空采动下，工作面实体煤向邻空回采过渡区岩层逐级向上破断，岩层活动诱发矿震震源主导破裂类型由压缩、剪切破裂向压缩、张拉破裂转变；采空范围增大，裂隙扩展至白垩系巨厚覆岩后，不稳定巨厚覆岩张拉破断最终诱发了“8•20”强矿震。
4）通过分析邻空采动下岩层破断运移特征及其逐级破断诱发矿震震源破裂模式的演化规律，初步探索了巨厚覆岩邻空采动强矿震孕育发生机理，研究结果与现场实际情况基本吻合，对类似地层开采条件下强矿震防控有一定参考价值。
-
![]()
图 2 不同芯壁比条件下的包封率
Figure 2. Encapsulation efficiency under different core-wall ratio conditions
![]()
图 5 芯壁比与PE用量的响应面与等高线
Figure 5. Response surface and contour line of core-wall ratio and PE dosage
![]()
图 6 芯壁比与搅拌速率的响应面与等高线
Figure 6. Response surface and contour line of core-wall ratio and stirring rate
![]()
图 7 PE用量与搅拌速率的响应面与等高线
Figure 7. Response surface and contour line of PE dosage and stirring rate
表 1 中心组合实验设计方案中的参数
Table 1 Factors and levels in design of central composite experiment
水平 1 2 3 芯壁比 0.6 0.8 1.0 PE用量/% 0.5 1.5 2.5 搅拌速率/(r•min−1) 200 400 600 
下载: 导出CSV
表 2 实验方案与结果
Table 2 Experimental protocol and results
序号 芯壁比 PE用量/% 搅拌速率/(r·min−1) 包封率/% 1 0.6 1.50 200 77 2 0.6 2.50 400 82 3 0.6 0.50 400 79 4 0.8 1.50 400 91 5 0.8 1.50 400 91 6 0.8 1.50 400 91 7 0.8 2.50 200 81 8 0.8 1.50 400 91 9 1.0 0.50 400 84 10 1.0 1.50 200 82 11 1.0 1.50 600 86 12 0.6 1.50 600 82 13 0.8 0.50 600 83 14 0.8 1.50 400 91 15 1.0 2.50 400 85 16 0.8 0.50 200 78 17 0.8 2.50 600 87
下载: 导出CSV
表 3 多种模型拟合度R2分析
Table 3 R2 analysis table of multiple model fit
来源 R2校正值 R2预测值 是否建议采用 线性模型 0.096 3 −0.045 1 — 2FI模型 −0.168 6 −0.707 3 — 二次模型 0.989 5 0.926 5 建议采用 三次模型 1.000 0 —
下载: 导出CSV
表 4 2次模型实验结果方差分析
Table 4 Analysis of variance table of quadratic model experiment results
来源 平方和 自由度 均方 F值 显著性水平 模型 379.31 9 42.15 168.58 <0.000 1 A 36.13 1 36.13 144.50 <0.000 1 B 15.13 1 15.13 60.50 <0.000 1 C 50.00 1 50.00 200.00 <0.000 1 AB 1.00 1 1.00 4.00 0.085 6 AC 0.25 1 0.25 1.00 0.350 6 BC 0.25 1 0.25 1.00 0.350 6 A2 85.26 1 85.26 341.05 <0.000 1 B2 67.37 1 67.37 269.47 <0.000 1 C2 95.00 1 95.00 380.00 <0.000 1 残差 1.75 7 0.25 失拟项 1.75 3 0.58 净误差 0 4 0 总离差 381.06 16
下载: 导出CSV
表 5 优化配比与结果验证
Table 5 Optimization results and results verification
序号 芯壁比 PE用量/% 搅拌速率/(r•min−1) 包封率/% 误差 预测 试验 1 0.8 1.5 400 91 92 −0.01 2 0.7 1.6 418 88 89 −0.01 3 0.9 1.6 376 89 87 0.02
下载: 导出CSV
-
[1] 缪协兴,钱鸣高. 中国煤炭资源绿色开采研究现状与展望[J]. 采矿与安全工程学报,2009,26(1):1−14. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2009.01.001 MIAO Xiexing,QIAN Minggao. Research on green mining of coal resources in China: current status and future prospects[J]. Journal of Mining & SAFETY Engineering,2009,26(1):1−14. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2009.01.001
[2] 谢和平,王金华,申宝宏,等. 煤炭开采新理念: 科学开采与科学产能[J]. 煤炭学报,2012,37(7):1069−1079. XIE Heping,WANG Jinhua,SHEN Baohong,et al. New idea of coal mining: scientific mining and sustainable mining capacity[J]. Journal of China Coal Society,2012,37(7):1069−1079.
[3] 孙庆刚. 中国煤矿瓦斯灾害现状与防治对策研究[J]. 中国煤炭,2014,40(3):116−119. doi: 10.19880/j.cnki.ccm.2014.03.027 SUN Qinggang. Research on status quo and prevention countermeasures of coal mine gas disaster in China[J]. China Coal,2014,40(3):116−119. doi: 10.19880/j.cnki.ccm.2014.03.027
[4] 袁 亮. 我国深部煤与瓦斯共采战略思考[J]. 煤炭学报,2016,41(1):1−6. YUAN Liang. Strategic thinking of simultaneous exploitation of coal and gas in deep mining[J]. Journal of China Coal Society,2016,41(1):1−6.
[5] 付建华,程远平. 中国煤矿煤与瓦斯突出现状及防治对策[J]. 采矿与安全工程学报,2007(3):253−259. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2007.03.001 FU Jianhua,CHENG Yuanping. Situation of coal and gas outburst in China and control countermeasures[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2007(3):253−259. doi: 10.3969/j.issn.1673-3363.2007.03.001
[6] 程健维,赵 刚,刘雨涛,汤红枪. 瓦斯抽采钻孔非凝固材料性能与智能封孔装置研究[J]. 煤炭科学技术,2020,48(2):131−135. CHENG Jianwei,ZHAO Gang,LIU Yutao,TANG Hongqiang. Study on the properties of non-solidified materials and intelligent hole sealing device for gas drainage drilling[J]. Coal Science and Technology,2020,48(2):131−135.
[7] 王兆丰,席 杰,陈金生,等. 底板岩巷穿层钻孔一孔多用瓦斯抽采时效性研究[J]. 煤炭科学技术,2021,49(1):248−256. WANG Zhaofeng,XI Jie,CHEN Jinsheng,et al. Study on time effectiveness of gas drainage by crossing layer drilling in floor rock roadway with one hole and multi-purpose[J]. Coal Science and Technology,2021,49(1):248−256.
[8] 孙海涛,付军辉,张志刚,等. 煤矿采动影响下地面井群瓦斯抽采范围研究[J]. 煤炭科学技术,2021,49(2):109−114. SUN Haitao,FU Junhui,ZHANG Zhigang,et al. Study on gas drainage scope in surface well group under the influence of coal mining area[J]. Coal Science and Technology,2021,49(2):109−114.
[9] 倪冠华,林柏泉,翟 成,等. 钻孔密封材料的微观特性及其对密封性能的影响[J]. 北京科技大学学报,2013,35(5):572−579. NI Guanhua,LIN Boquan,ZHAI Cheng,et al. Microscopic properties of drilling sealing materials and their influence on the sealing performance of boreholes[J]. Journal of University of Science and Technology. Beijing,2013,35(5):572−579.
[10] 李时宜,张青松,刘标懿,等. 瓦斯抽采钻孔密封用天固封孔材料及工艺应用研究[J]. 矿业安全与环保,2019,46(3):44−47. doi: 10.3969/j.issn.1008-4495.2019.03.009 LI Shiyi,ZHANG Qingsong,LIU Biaoyi,et al. Research on tiangu sealing material and sealing technique for gas extraction borehole[J]. Mining Safety & Environmental Protection,2019,46(3):44−47. doi: 10.3969/j.issn.1008-4495.2019.03.009
[11] 孙文标,郭兵兵,张瑞林. 氢氧化钠对瓦斯抽采钻孔新型封孔材料性能的影响[J]. 中国安全科学学报,2016,26(3):98−102. SUN Wenbiao,GUO Bingbing,ZHANG Ruiling. Effect of sodium hydroxide on properties of new material for sealing gas drainage boreholes[J]. China Safety Science. Journal,2016,26(3):98−102.
[12] 石海涛. 瓦斯抽采钻孔稠化膨胀浆体封堵技术研究及应用[D]. 徐州: 中国矿业大学, 2017. SHI Haitao. Research and application of thickened expansion slurry sealing technology for gas extraction borehole [D]. Xuzhou: China University of Mining And Technology, 2017.
[13] 张 超,李树刚,张天军,等. 钻孔CF新型密封材料的孔隙结构特性研究[J]. 西安科技大学学报,2016,36(1):70−74. doi: 10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2016.0112 ZHANG Chao,LI Shugang,ZHANG Tianjun,et al. Pore structure characteristics of CF new type of sealing material for borehole[J]. Journal of Xi’an University of Science and Technology,2016,36(1):70−74. doi: 10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2016.0112
[14] 向贤伟,翟 成,李 敏,等. 瓦斯抽采钻孔新型柔性膏体封孔材料研究[J]. 煤矿安全,2014,45(8):23−26. XIANG Xianwei,ZHAI Cheng,LI Ming,et al. Research on new flexible paste borehole sealing material for gas drainage drilling[J]. Safety in Coal Mines,2014,45(8):23−26.
[15] 任青山,郁钟铭,赵立朋. 复合瓦斯抽采钻孔密封材料的性能及膨胀机理研究[J]. 煤炭工程,2016,48(5):88−90. doi: 10.11799/ce201605028 REN Qingshan,YU Zhongming,ZHAO Lipeng. Performance and expansion mechanism research on composite sealing material for gas drainage hole[J]. Coal Engineering,2016,48(5):88−90. doi: 10.11799/ce201605028
[16] 林柏泉,李博洋,郝志勇. 新型复合封孔材料的密封性能[J]. 黑龙江科技大学学报,2017,27(1):22−25. LI Boquan,LI Boyang,HAO Zhiyong. Sealing performance of new typed composite sealing material[J]. Journal of Heilongjiang University of Science and Technology,2017,27(1):22−25.
[17] 高亚斌,杨 威,李 贺,等. 岩石钻粉制备注浆材料特性研究[J]. 煤炭学报,2015,40(4):816−822. GAO Yabin,YANG Wei,LI He,et al. Property research of grouting material produced by rock cutting[J]. Journal of China Coal Society,2015,40(4):816−822.
[18] 王小婷. 延迟膨胀型钻孔密封材料的实验研究[D]. 淮南: 安徽理工大学, 2015. WANG Xiaoting. Experimental study of delayed inflating hole sealing materials[D]. Huainan: Anhui University of Science and Technology, 2015.
[19] 张光帆,李青阳,张 良,等. 响应面法优化三唑酮微胶囊的制备工艺[J]. 农药,2019,58(10):722−726. ZHANG Guangfan,LI Qingyang,ZHANG Liang,et al. Optimization of preparation process of triadimefon microcapsules by using response surface analysis[J]. Agrochemicals,2019,58(10):722−726.
[20] 唐丽娟,王 建,曹志凌,等. 响应面法优化锐孔法制备甜菜红素微胶囊工艺研究[J]. 中国食品添加剂,2017(7):108−116. doi: 10.3969/j.issn.1006-2513.2017.07.011 TANG Lijuan,WANG Jianguo,CAO Zhiling,et al. Optimization of piercing method for the preparation process for Betalain microcapsules using response surface analysis[J]. China Food Additives,2017(7):108−116. doi: 10.3969/j.issn.1006-2513.2017.07.011
-
期刊类型引用(2)
1. 窦林名，马小涛，边戈，刘涛，王洪涛，宋金波，刘彦强，周坤友. 深部厚顶煤巷道矿震诱发冒顶复合灾害机理及其控制. 采矿与安全工程学报. 2025(01): 85-96 . 
百度学术
2. 窦林名，曹安业，杨耀，贺虎，杨垚鑫，白贤栖，顾倩悦，李松徽，付相超，顾颖诗，吴震，张帝. 巨厚覆岩矿震孕育破裂特征与应力触发机制. 煤田地质与勘探. 2024(10): 1-13 . 百度学术
其他类型引用(1)
计量
- 文章访问数: 161
- HTML全文浏览量: 44
- PDF下载量: 48
- 被引次数: 3
