Mining response and dynamic reinforcement for narrow coal pillar next to goaf in working face 1402 of Xin’an coal mine
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摘要: 随着我国煤炭资源去产能整合煤矿的增多，复采工作面临空窄煤柱采动失稳问题日益凸显，已严重制约矿井安全高效生产。为此，针对辛安煤矿复采1402工作面辅运巷道5号钻场临空窄煤柱稳定性控制的工程难题，运用数值模拟与理论分析相结合的方法，探究5号钻场临空窄煤柱稳定性采掘扰动响应特征，提出5号钻场临空窄煤柱动态注浆加固技术方案并开展现场应用和效果检验。研究结果表明：1402工作面辅运巷道掘进对5号钻场临空窄煤柱稳定性影响较小；在1402工作面回采期间，距5号钻场18~6 m范围，临空窄煤柱集中垂直应力由非对称马鞍形分布逐渐过渡为拱形分布；距5号钻场6 m时，临空窄煤柱承载叠加垂直应力超过煤体强度，塑性区完全贯通，极易破坏失稳；现场采用MP364型注浆材料及专用注浆设备对5号钻场临空窄煤柱前后5 m区域进行加固，动态注浆始终超前工作面10 m，通过深孔窥视和气体监测手段验证临空窄煤柱良好的封堵固化效果，保障了工作面安全回采，为我国整合矿井类似条件下煤柱稳定性控制提供借鉴和参考。移动阅读Abstract: With the increase of integrating coal mines under national coal de-capacity policy, the mining instability phenomenon of narrow coal pillar next to goaf is increasingly prominent, which has seriously restricted the safety and efficient production in coal mines. Therefore, stability control engineering problem of narrow coal pillar next to goaf, near No.5 drilling field on air return roadway of repeated mining face 1402 in Xin'an coal mine was as study object, a method of combining numerical simulation and theoretical analysis was used to explore the mining disturbance response characteristics of narrow coal pillar stability next to goaf, near No.5 drilling field, then dynamic grouting reinforcement technical scheme for narrow coal pillar next to goaf, near No.5 drilling field was put forward and field application and effect test were carried out. The study results showed that: the stability of narrow coal pillar next to goaf, near No.5 drilling field was slightly affected by air return roadway excavating in working face 1402. While in the mining period of working face 1402, within the range of 18-6 m from No.5 drilling field, the concentrated vertical stress in narrow coal pillar next to goaf gradually transformed from asymmetrical saddle-shaped distribution into arched distribution. When working face was 6 m away from No.5 drilling field, the superimposing vertical stress in narrow coal pillar next to goaf exceeded coal strength, and the plastic zone was completely connected, which was extremely easy to failure and even destabilization. In the field, MP364 type grouting material and special grouting equipment were applied to conduct dynamic grouting reinforcement 5 m of front area and rear area in narrow coal pillar near No.5 drilling field, which was always 10 m ahead working face. Good grouting curing effect of coal pillar next to goaf was verified through the deep hole peeping and gas monitoring, and ensured the working face mined safely, provided a significant reference for similar condition of coal pillar stability control in integrating coal mines of our country.
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在日趋严峻的环保形势下，干热岩型地热作为一种大储量的清洁能源，正在逐渐影响着世界能源格局，并成为学术界、政府和企业关注的焦点[1]。据统计，我国埋深在3~10 km的干热岩资源量约为2.5×1025 J(折合856万亿t标准煤)[2]。可见，大力推进干热岩资源的开发利用，对实现“双碳”目标，优化我国能源结构意义重大[3]。干热岩是温度大于180 ℃，埋深数千米，内部不存在流体或仅有少量地下流体，其热能在当前技术经济条件下可以利用的高温岩体，通常为花岗岩、花岗闪长岩等结晶类岩体[4]。2010年以来，我国分别在青海、西藏、四川、福建、广东、湖南、海南等省(区)，以及松辽盆地等高热流区域进行了干热岩资源调查，并在青海贵德和共和、山东利津、广东惠州、四川康定等地相继开展干热岩钻探[5]。结合我国地质构造背景(图1a)，参考图1b的干热岩资源分布可知，中国干热岩资源可以分为高放射性产热型、沉积盆地型、近代火山型和强烈构造活动带型4种成因类型[6]，大部分岩体硬度大、超致密、各向异性明显[7]，使得开发难度大大增加。因此，储层改造和高温、复杂地应力条件下的钻完井技术依然是我国下一阶段干热岩开发的核心问题。
开发干热岩需要构建增强型地热系统(enhanced geothermal systems，EGS)，其核心是向储层钻井并压裂形成一定规模的裂缝网络，构建注入井和生产井的循环回路来提取热能发电[8]。原位干热岩处于高温高地应力状态，在钻井和压裂过程中，岩石与低温钻井液、压裂液、循环工质相接触，温度快速降低，局部应力场发生改变，力学性质产生劣化。对此，很多学者已开展了大量研究[9]，然而，相关研究成果缺乏必要的梳理，实验数据的深度挖掘是开展进一步研究的基础[10]。鉴于此，笔者通过统计不同冷却条件下干热花岗岩力学响应的相关研究成果并分析其内在机理，同时对高温花岗岩岩石力学研究的未来发展趋势进行展望，以期为干热岩开发的设计、计算和数值模拟提供一定的理论支撑。
1 EGS建造过程中花岗岩力学响应过程及力学参数统计
1.1 力学响应过程
EGS建造过程中，储层花岗岩力学性质发生劣化的主要阶段在于钻井、水力压裂、循环采热。图2a、图2b展示了EGS系统及现场照片。钻井过程中，高温井壁围岩首先在钻头的切削、冲击，以及与钻井液接触过程中遭受径向卸荷和遇水冷却作用。此后，随着井筒内钻井液的循环，井壁围岩会经历长时间的循环冷却。上述过程使干热岩温度和受力状态迅速变化，引起力学性质劣化，甚至发生缩径、变形失稳、井壁坍塌等[11]。储层干热岩岩心如图2c所示。压裂造储过程中，随着压裂液的不断泵注，储层花岗岩经历遇水冷却和张−剪破坏[12]。循环采热阶段，利用水(目前最可行的循环工质)进行长期热量提取过程中，水力裂缝由于温度降低可能发生多次热破裂，形成裂缝网络[13]，干热岩在上述过程中会遭遇循环冷却作用。
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图 2 EGS系统、现场照片及干热岩岩心Figure 2. Schematic diagram of the EGS system and images of the site and HDR cores of an EGS project1.2 不同冷却条件下力学参数统计
针对上述过程开展的高温岩石力学实验，主要集中在高温自然冷却、高温遇水冷却、循环冷却条件下的力学参数响应特征方面。本文基于大量学者开展的力学实验数据，研究不同冷却条件下高温花岗岩力学响应特征。为更好地对比不同类型花岗岩力学特性，引入归一化值，即不同高温处理后的力学参数值与初始值(室温条件下取未经高温处置岩石的力学参数平均值)的比值。归一化值法被国内外学者广泛用于分析高温对岩石力学性质的影响[14-17]。不同冷却条件下高温花岗岩力学参数见表1，这些数据是开展力学参数响应特征分析的基础。
表 1 不同冷却条件下高温花岗岩力学参数Table 1. Mechanical parameters of high-temperature granites under different cooling conditions序号 试样产地 σc0/MPa E0/GPa σt0/MPa 加热速率/
(℃·min−1)恒温
时长/h试样
个数冷却
方式尺寸/
(mm×mm)试样形状 参考文献 1 河南焦作 162.0 27.7 10/3 3 2 自然 50×100 圆柱 杜守继等[17] 2 河南焦作 152.3 34.7 10/3 3 5 自然 50×100 圆柱 邱一平等[18] 3 山东平邑 130.5 16.7 17.90 4 3 遇水 50×100 &
50×25圆柱 郤保平等[19] 4 浙江宁波 85.5 14.8 10 6 3 自然 40×80 圆柱 陈有亮等[20] 5 陕西秦岭 8.89 10 2 3 自然 50×25 圆柱 支乐鹏等[21] 6 山东潍坊 120.4 14.2 2 1 自然 50×100 圆柱 徐小丽等[22] 7 陕西秦岭 90.4 8.94 10 3 3 自然 50×25 圆柱 Liu Shi等[23] 8 华北燕山 63.7 23.4 2 1 自然 50×100 圆柱 Wang Yu等[24] 9 福建晋江 123.0 29.1 10 4 1 自然 25×50 圆柱 蔡燕燕等[25] 10 陕西秦岭 90.4 39.3 10 2 1 自然 50×100 圆柱 Liu Shi等[26] 11 陕西秦岭 8.96 10 3 3 自然 50×25 圆柱 方新宇等[27] 12 甘肃北山 155.7 39.5 5 4 1 自然 50×100 圆柱 胡少华等[28] 13 北京房山 83.3 26.6 5 4 3 自然 25×50 圆柱 田红等[29] 14 福建泉州 165.2 51.6 5 4 1 自然 30×80×160 立方柱 Huang Yanhua等[30] 15 山东日照 80.1 37.4 5 2 1 自然 50×100 圆柱 Yang Shengqi等[31] 16 湖北大别山 150.0 33.9 5 4 3 遇水 50×100 圆柱 操旺进[32] 17 山东日照 130.1 12.8 7.93 2 2 3 遇水 50×100 &
50×25圆柱 靳佩桦等[33] 18 福建晋江 5.20 5 2 1 自然&遇水 50×25 圆柱 梁铭等[34] 19 未明采样地 196.6 10.59 5 2 4 自然 50×25 圆柱 吴顺川等[35] 20 湖北随州 189.1 21.2 5 2 3 遇水 50×100 圆柱 朱振南等[36] 21 山东日照 125.0 10 1 1 遇水&循环 50×100 圆柱 Ge Zhenlong等[37] 22 福建晋江 168.7 39.8 10 4 3 自然&循环 50×100 圆柱 Rong Guan等[38] 23 山东兖州 120.4 31.3 10 2 1 自然 50×100 圆柱 Xu Xiaoliang等[39] 24 湖北大别山 168.0 11.3 5 1 1 自然 50×100 圆柱 Zhang Fan等[40] 25 北京房山 79.9 16.0 3 2 3 遇水 25×50 圆柱 陈宇等[41] 26 辽宁松辽盆地 164.7 44.6 14.30 30 4 3 自然&遇水 50×100 &
50×25圆柱 崔翰博等[42] 27 北京房山 153.6 33.7 9.89 5 12 3 自然&液氮 25×50 &
50×25圆柱 黄中伟等 [43] 28 山东某地 130.1 12.8 7.93 2 2 3 自然&遇水 50×25 圆柱 Jin Peihua等[44] 29 山东某地 154.2 33.2 9.91 5 10 3 自然&遇水 50×25 圆柱 Wu Xiaoguang等[45] 30 湖北汝城 107.3 30.3 8.78 6 3 自然&遇水 50×25 圆柱 Wu Qiuhong等[46] 31 山东某地 147.8 33.8 5 10 2 液氮 25×50 圆柱 Wu Xiaoguang等[47] 32 未明采样地 14.00 8 2 1 自然&遇水 50×25 圆柱 邓龙传等[48] 33 青海共和 115.2 37.6 5 2 1 自然 25×50 圆柱 卢运虎等[49] 34 青海共和 152.7 8.2 2 2 3 自然 50×100 圆柱 罗生银等[50] 35 甘肃北山 9.59 5 2 1 自然 50×25 圆柱 闵明等[51] 36 青海共和 132.2 14.8 3 3 3 自然 50×100 圆柱 吴阳春等[52] 37 青海共和 173.4 5 3 1 自然&遇水 50×100 圆柱 郤保平等[53] 38 福建漳州 123.1 69.3 4.76 10 2 2 遇水 50×100 &
50×25圆柱 朱栋等[54] 39 山东潍坊 120.7 36.4 2 3 自然 50×100 圆柱 Guo Hongjun等 [55] 40 未指明采样地 144.0 7.2 4 8 4 自然&遇水 50×100 圆柱 Li Chun等 [56] 41 北京房山 84.8 14.0 3 2 1 自然 25×50 圆柱 Qin Yan等[57] 42 湖南汪罗 174.0 23.0 5 4 3 液氮 25×50 圆柱 Shao Zuliang等[58] 43 甘肃北山 158.6 5 2 5 自然 80×80×80 立方体 Tang Zhicheng等[59] 44 山东日照 97.0 22.3 5 2 1 自然 50×100 圆柱 Yang Shengqi等[60] 45 湖南某地 195.0 37.7 9.43 5 2 3 遇水 50×100 圆柱 Yang Fujian等[61] 46 甘肃北山 134.2 34.0 3 2 3 自然&循环 50×100 圆柱 Yu Peiyang等[62] 47 湖北大别山 151.4 33.0 5 3 3 自然&遇水 37×74 圆柱 Zhang Fan等[63] 48 湖北麻城 161.4 40.9 3 4 1 自然 50×100 圆柱 Zhang Zhenyu等[64] 49 湖北随州 118.6 18.4 5 2 3 遇水&循环 50×100 圆柱 Zhu Zhennan等 [65] 50 辽宁锦州 238.9 20.2 2 4 3 遇水 50×100 圆柱 贾蓬等[66] 51 河南泌阳 7.27 5 2 2 自然 50×25 圆柱 杨圣奇等[67] 52 山东汶上 5.86 5 2 2 自然 50×25 圆柱 杨圣奇等[67] 53 广东珠江 116.1 12.1 5 2 3 自然 50×100 圆柱 Ding Qile等 [68] 54 江西铅山 10.59 5 2 3 自然 50×25 圆柱 Guo Pei等[69] 55 山东某地 242.3 42.7 9.31 5 2 1 遇水 50×100 &
50×25圆柱 Kang Fangchao等[70] 56 山东某地 115.4 32.6 9.24 5 2 3 自然&遇水&液氮 50×100 &
50×25圆柱 Kang Fangchao等[71] 57 湖北罗田 148.0 20.8 20 4 2 自然 50×100 圆柱 Ma Tianshou等[72] 58 甘肃北山 115.7 34.4 5 4 2 自然 100×50×30 长方体 Miao Shuting等[73] 59 山东济宁 157.6 16.6 5 2 3 遇水 50×100 圆柱 Ning Pei等[74] 60 湖北麻城 160.4 70.1 5.42 5 4 1 自然&液氮 50×100 &
50×25圆柱 Rong Guan等 [75] 61 湖南某地 185.3 20.4 2 2 1 液氮 50×100 圆柱 Wang Tianzuo等[76] 62 甘肃玉门 114.0 8 4 1 自然 50×100 圆柱 Wu Yun等[77] 63 甘肃北山 151.0 6.20 8 2 1 自然 50×100 &
50×25圆柱 Wu Yun等[78] 64 江苏徐州 101.7 8.1 6.13 5 2 3 自然&遇水 50×100 圆柱 Xiao Pei等[79] 65 湖南船山坪 138.0 25.9 10.20 5 2 3 遇水 50×100 &
50×25圆柱 Zhang Fan等[80] 66 福建南安 163.7 24.0 5 2 3 自然&遇水 50×100 圆柱 Zhu Zhennan等[81] 67 湖北麻城 178.5 68.8 5.42 5 4 1 自然&液氮 50×100 圆柱 Chen Zhiheng等[82] 68 广东东莞 110.1 11.4 1.00 5 2 3 自然 50×100 圆柱 Ding Qile等[83] 69 河南驻马店 180.6 16.7 6.52 2 2 1 自然 50×25 圆柱 Hu Yuefei等[84] 70 湖北某地 178.7 20.1 2 2 1 自然 50×100 圆柱 Zhang Xiaowu等[85] 71 山东临沂 190.8 48.9 10 1 1 自然&遇水 30×80×160 立方体 Zhao Fei等[86] 注：σc0、E0和σt0分别表示岩石初始单轴抗压强度、初始弹性模量和初始抗拉强度。 2 高温花岗岩冷却条件下力学参数的响应特征
2.1 抗压强度
为更加直观地对比不同冷却方式的影响，对表1中不同产地花岗岩的单轴抗压强度(σc)进行归一化处理，图3展示了高温自然冷却和遇水冷却后σc归一化值随温度的变化关系。从图3a可以得出，当温度低于300 ℃时，σc平均值随温度变化较平缓；当温度高于300 ℃时，σc平均值随温度升高而近线性降低。当温度低于300 ℃，σc平均值仅降低5.5%，当温度达到800 ℃时，σc平均值降低60.2%。可以看出，300 ℃是σc变化速率的临界点。以300 ℃为临界点，通过对高温自然冷却后σc归一化值均值进行分段拟合得到拟合曲线(表2)，其相关系数(R2)为
0.9772 ，表明温度大于300 ℃时，σc归一化值与温度呈近线性关系。当温度大于300 ℃，高温自然冷却条件下花岗岩强度迅速降低，承载力减弱。原因是高温使花岗岩内部矿物发生膨胀，不同矿物膨胀系数不同，岩石发生不均匀膨胀[87]。随着温度升高到一定程度(总结为300 ℃)，矿物膨胀超过岩石内部强度时，在矿物边界大量微裂纹起裂[31]，岩石强度迅速降低。![]()
图 3 高温后花岗岩σc归一化值随温度变化关系注：图例中的数字对应表1中的序号。Figure 3. Normalized σc values of granites after cooling vaying with temperature (numbers in the legend correspond to the S. N. in Table 1图3b显示为高温遇水冷却后花岗岩σc归一化值随温度的变化关系。通过线性拟合得出，高温遇水冷却后花岗岩σc归一化值随温度的升高呈近线性降低趋势，R2为
0.9716 。与高温自然冷却不同，高温遇水冷却后，σc和E在温度相对较低(≤300 ℃)时，呈降低的趋势。当温度达到800 ℃时，σc归一化值平均值为64.0%，表明高温遇水冷却后平均σc相比于常温状态下降了36.0%。由于高温岩石与水直接接触，热冲击作用造成岩石损伤，降低了岩石的承载能力[88]。同时，水可能会沿岩石裂隙和孔隙侵入岩石内部[36]，使花岗岩强度在温度较低时依旧呈现下降的趋势。2.2 弹性模量
对表1中不同产地花岗岩的弹性模量(E)进行归一化处理，高温自然冷却和遇水冷却后E归一化值随温度变化关系如图4所示。2种冷却方式下E平均值随温度变化的规律存在明显不同，当温度低于300 ℃时，经自然冷却的花岗岩E平均值随温度的升高略有降低，最大减小量约为7.2%；当温度大于300 ℃时，E平均值随温度的升高近线性减小，800 ℃时，降低约72.7%(图4a)。因此，同样以300 ℃为临界点，通过对高温自然冷却后E的归一化值均值进行分段拟合得到拟合曲线见表2，其相关系数(R2)为
0.9949 ，温度大于300 ℃时，E归一化值与温度呈近线性关系。![]()
图 4 花岗岩E归一化值随温度变化关系注：图例中的数字对应表1中的序号。Figure 4. Temperature-varying normalized E value of granites如图4b所示，经遇水冷却的花岗岩E平均值随温度的升高近线性减小，800 ℃时，降低约78.1%。说明温度较低(≤300 ℃)时，与自然冷却相比，遇水冷却使高温花岗岩遭受较大的损伤。遇水冷却后高温花岗岩E归一化值与温度的拟合关系见表2，相关系数等于
0.9692 ，遇水冷却条件下不同温度E归一化值与温度呈近线性关系。2.3 循环作用下抗压强度和弹性模量
基于表1中的数据，图5为高温循环冷却后花岗岩σc、E和抗拉强度σt归一化值与循环次数变化关系。由图可知，不同温度和不同冷却方式条件下，花岗岩σc、E和σt随循环次数的增大不断降低，但其降低幅度逐渐减小。当循环次数小于5，尤其是经历第1次循环冷却时， σc、E和σt迅速降低；当循环次数大于5时，σc和E逐渐趋于定值。由此可见，在循环次数较小时，循环冷却对花岗岩产生的损伤较大。通过数据对比发现：不同循环次数下，500 ℃遇水冷却花岗岩σc和E归一化值低于600 ℃自然冷却花岗岩σc和E归一化值。由此可知，高温循环条件下，相比于自然冷却，遇水冷却对花岗岩力学强度的影响更加明显。
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图 5 高温循环后花岗岩力学特性归一化值随循环次数变化关系注：图例中括号内数字对应表1中的序号。Figure 5. Normalized values of the mechanical properties of granites varying with the number of cycles of cooling (numbers in the legend correspond to the S. N. in Table 12.4 抗拉强度
造成井壁失稳的主要破坏形式为拉张破坏[46]，因而研究花岗岩抗拉强度具有重要意义。基于表1中的数据，高温花岗岩经2种冷却方式后抗拉强度(σt)归一化值随温度变化趋势如图6所示。高温自然冷却和遇水冷却后花岗岩σt归一化值与温度的拟合曲线见表2，其中相关系数等于
0.9759 。从图6a可以发现，200 ℃为高温自然冷却后花岗岩σt归一化值的转折温度，当温度小于200 ℃时，σt归一化值降低约10%，表明花岗岩平均σt是常温条件下的90%，强度降幅不明显。当温度大于200 ℃时，σt归一化值随温度升高快速降低。对比高温自然冷却，高温遇水冷却后花岗岩σt归一化值随温度的升高近线性减小(图6b)。因此，相比于常温冷却，高温遇水冷却对花岗岩造成的损伤更为明显。表 2 高温自然和遇水冷却后花岗岩力学参数归一化值与温度的拟合曲线方程Table 2. Fitted equations of temperature-varying normalized mechanical parameters of granites after natural cooling and water cooling力学参数 自然冷却 遇水冷却 液氮冷却 单轴抗压强度 ${ {\sigma } }_{ {\mathrm{c} } }/{ {\sigma } }_{ {\mathrm{c} }0}=\left\{\begin{aligned}& 1,\qquad\qquad\qquad\qquad\quad t\leqslant 300 \;{\text{℃} }\\& -0.001\;23t+1.361\;9\quad t > 300 \;{\text{℃} }\text{，}{ {R} }^{2}=0.977\;2\end{aligned}\right.$ ${ {\sigma } }_{{\rm{c}}}/{ {\sigma } }_{{\rm{c}}0}=-0.000\;9t+0.997\;6$
${{R} }^{2}=0.971\;6$${ {\sigma } }_{{\rm{c}}}/{ {\sigma } }_{{\rm{c}}0}=-0.000\;9t+1.074\;3$
${{R} }^{2}=0.931\;8$弹性模量 $E/{E}_{0}=\left\{\begin{aligned}& 1,\qquad\qquad\qquad\qquad\;\; t\leqslant 300 \;{\text{℃} }\\&-0.001\;48t+1.444\quad t > 300 \;{\text{℃} }\text{，}{ {R} }^{2}=0.994\;9\end{aligned}\right.$ $E/{E}_{0}=-0.001t+0.967\;6$
${{R} }^{2}=0.969\;2$$E/{E}_{0}=-0.001\;1t+1.163\;3$
${ {R} }^{2}=0.878\;0$抗拉强度 ${ {\sigma } }_{ {\rm{t} } }/{ {\sigma } }_{ {\rm{t} }0}=\left\{\begin{aligned}& 1,\qquad\qquad\qquad\qquad\;\; t\leqslant 200 \;{\text{℃} }\\& -0.001\;31t+1.262\;7\quad t > 200 \;{\text{℃} }\text{，}{{R} }^{2}=0.975\;9\end{aligned}\right.$ ${ {\sigma } }_{ {\rm{t} } }/{ {\sigma } }_{ {\rm{t} }0}=-0.001\;16t+1.007\;6$
${ {R} }^{2}=0.988\;2$![]()
图 6 花岗岩σt归一化值随温度变化关系注：图例中的数字对应表1中的序号。Figure 6. Normalized σt values of granites varying with temperature2.5 泊松比
泊松比(ν)是岩石受外部作用影响下横向正应变与轴向正应变比值的绝对值。基于表1中的数据，如图7所示，自然冷却和遇水冷却2种方式下花岗岩泊松比归一化值皆随温度的升高而降低，主要由于高温使岩石内部矿物非均匀膨胀，内部产生微裂纹[87]，进而使岩石轴向和侧向应变增大，且泊松比归一化值皆小于1，说明高温处理后花岗岩轴向正应变增长速率大于横向正应变。高温遇水冷却后花岗岩泊松比归一化值大于自然冷却，800 ℃时，高温自然冷却后花岗岩泊松比归一化值平均为0.48，而遇水冷却下泊松比归一化值平均为0.78。这是由于相比于自然冷却，高温遇水冷却后花岗岩的横向变形更为明显，表明遇水冷却对花岗岩造成的损伤更为剧烈。
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图 7 花岗岩泊松比归一化值随温度变化关系注：图例中的数字对应表1中的序号。Figure 7. Normalized Poisson’s ratio of granites varying with temperature (numbers in the legend correspond to the S. N. in Table 12.6 其他情况
钻井过程中，高温井壁围岩遭受沿井眼径向的卸荷作用，其本质是岩体卸荷过程[89]。卸荷条件下岩石破坏的主要特征是明显的侧向扩容。同时为了增强钻井液性能，往往会在其中添加化学试剂，故钻井液会对井壁围岩产生一定的化学溶蚀作用。
近年来，有学者提出了利用其他流体如液氮(LN2)代替水作为压裂液和EGS系统工作液[90]。与水相比，LN2在降低岩石强度、提高储层渗透率和产生更密集裂缝等方面更有效[10]。一些学者已经进行了高温液氮冷却后花岗岩力学性质的研究[43,47,58]。如图8所示，高温液氮冷却后花岗岩σc和E归一化值平均值随温度升高整体呈近线性降低的趋势，拟合曲线相关系数分别为
0.9318 和0.8780 ，由此可知液氮冷却对花岗岩造成的损伤更为明显。![]()
图 8 高温液氮冷却后花岗岩单轴抗压强度和弹性模量归一化值随温度变化关系注：图例中的数字对应表1中的序号。Figure 8. Normalized σc and E values of granites after liquid nitrogen cooling varying with temperature为了进一步对比不同冷却工况下花岗岩力学变化规律，图9给出了不同冷却方式下花岗岩单轴抗压强度和弹性模量归一化值平均值随温度变化关系，从图中可以看出，液氮冷却下花岗岩σc和E归一化值平均值低于自然冷却下平均值，液氮冷却相比于自然冷却对花岗岩造成的损伤更大。已有研究[43,58,71]对同一花岗岩试样进行不同冷却工况对比试验研究发现，与水相比，LN2具有更低的温度，LN2冷却下σc和E归一化值更低，使岩石强度降低幅度更为明显，当温度达到800 ℃时，σc和E归一化值平均值分别降低88.5%和95.8%，降幅大于高温遇水冷却σc的降幅(64.0%)和E的降幅(78.1%)。
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图 9 不同冷却方式下花岗岩单轴抗压强度和弹性模量归一化值平均值随温度变化关系Figure 9. Average normalized σc and E values of granites varying with temperature (t) under varying cooling modes3 讨 论
3.1 温度对干热花岗岩冷却条件下的力学响应影响机制
温度对高温花岗岩力学性质的影响主要体现在2个方面。首先，结合前文统计，高温自然冷却后花岗岩力学参数平均值整体上随温度的升高而降低(图3a、图4a和图6a)。随着温度升高岩石内部的水(吸附水、结晶水、结合水)在不同温度下逸出[91]，导致岩石部分内部结构出现空隙甚至矿物组分发生变化，进而影响花岗岩力学性质。
另一方面则是高温对岩石内部孔隙裂隙的影响。结合上述分析，温度低于300 ℃时，σc、E和σt平均值变化较平缓，变化趋势有一定波动。Zhu Zhennan等[92]研究表明，随着温度的升高，矿物膨胀使岩石内部微缺陷(微裂隙和微空隙等)闭合，整体表现为岩石内部结构被压密，从而使岩石强度经高温作用后降幅较小，甚至略微增强。当温度高于300 ℃时，岩石内部矿物膨胀剧烈，萌生新的微裂纹，岩石强度随温度的升高而近线性降低。作为花岗岩主要矿物成分之一，石英在573 ℃左右时发生相变，由α相向β相转变[93]，产生体积膨胀，导致石英内部微裂纹增加，进而使花岗岩强度劣化。
3.2 采热介质对干热花岗岩冷却条件下的力学响应影响机制
根据表1统计结果分析发现，高温遇水冷却后花岗岩力学参数平均值随温度的升高呈近线性降低趋势(图3b、图4b和图6b)。这是由于高温岩石与冷水直接接触产生热冲击，引发损伤[88]。由于急剧冷却在岩体内所产生的温度梯度比供给稳定热流所产生的温度梯度要大得多，因而由热冲击产生的热应力比一般情况下产生的热应力要大，破坏性更强。同时，水可能会沿岩石裂隙和孔隙侵入岩石内部，从而进一步扩展微缺陷，导致花岗岩力学特性的降低[36]。
通过对裂纹定量分析可知，循环遇水冷却后花岗岩裂纹密度随温度升高而逐渐增大，加剧了花岗岩力学特性的劣化(图10)。但随着循环次数的增大，不同高温条件下花岗岩遇水冷却后微裂纹密度的增幅逐渐放缓(图11)，与宏观力学特性随着循环次数变化趋势相一致(图5)。
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图 10 不同循环水冷却条件下花岗岩温度与微裂纹密度(ρf)的关系Figure 10. Relationship between temperature (t) and the microcrack density (ρf) of granites under varying numbers of water cooling cycles![]()
图 11 不同高温条件下花岗岩循环次数与微裂纹密度(ρf)的关系Figure 11. Relationship between the number of water cooling cycles and the microcrack density (ρf) of granites under varying high temperature conditions相比于冷水，LN2具有更低的温度(−195.8 ℃)，在岩石温度一定的条件下，可在岩石内部形成更高的热应力[43]。超低温LN2冷却使岩石微裂纹进一步发育和扩展，从而大幅降低岩石的抗拉、抗压强度[47]。岩石卸载相当于在径向施加拉应力，产生平行于轴向的裂隙，随着拉应力的增强，裂隙逐步向岩样内部延伸，最终导致岩石被破坏。钻井液和压裂液等包含多种易与岩石发生反应的物质在与花岗岩接触后，改变了岩石内部结构，产生微缺陷，进而影响岩石力学强度。
3.3 干热花岗岩冷却条件下的力学响应微观机理
如前所述，不同温度及采热介质等不同条件下，岩石发生宏观破坏本质上是岩石在外力作用下由微观裂纹逐渐萌生、扩展和交汇最终形成宏观裂纹的过程[94]。在EGS构建过程中，高温干热岩与低温采热介质直接接触，巨大的温差产生热冲击[88]，因而导致干热岩微观结构变化，进而影响干热花岗岩的力学参数。
许多微观手段如显微电子计算机断层扫描技术(CT)、光学电子显微镜、扫描电子显微镜(SEM)等用来观测干热花岗岩内部微裂纹随温度的演化过程。赵阳升等[13]利用高精度显微CT试验系统开展常温至500 ℃的三维细观破裂显微观测，揭示出花岗岩晶体颗粒尺寸为100~300 µm的不规则空间结构体。如图12所示，朱振南等[95]通过CT观测发现自然冷却和遇水冷却下花岗岩试样的二维微裂纹密度和平均宽度、三维孔隙率均随温度的升高而不断增加，且遇水冷却条件下微裂纹密度、平均宽度和孔隙率的值均大于自然冷却条件下的值。L. F. Fan等[96]利用X-ray CT研究了循环冷却作用对花岗岩内部微裂纹分布的影响，分析了不同热循环后花岗岩的孔隙率、非均质性和各向异性特征，得出花岗岩的孔隙率随着循环次数的增加而呈增加趋势。
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Jin Peihua等[44]利用光学电子显微镜进行高温后花岗岩微观结构的观测，光学电子显微镜可以清楚地观察到晶间裂纹和穿晶裂纹随温度的演化过程(图13)。古启雄等[97]进一步发现循环作用造成花岗岩疲劳损伤，高温循环产生的交变热应力促进了微裂纹数量的增加和尺寸上的扩展。Chen Shiwan等[98]利用SEM在300 ℃及以上的温度下观察到花岗岩矿物颗粒之间由高温引起的微裂纹，而在573 ℃以上的试样中观察到更多裂纹，包括颗粒内裂纹，完全改变了裂纹网络(图14)。Xi Yan等[99]利用核磁共振技术对自然冷却、遇水冷却和LN2冷却后的花岗岩试样孔隙结构进行分析，发现经过热处理和冷却处理后，花岗岩的孔隙分布具有良好的统计分形特征，分形维数随着热处理温度的升高而降低，其中液氮冷却岩石的分形维数最高，其次是水冷却和自然冷却。
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4 研究展望
4.1 工程尺度上干热花岗岩冷却条件下的力学响应问题
2017年，我国在青海共和盆地钻获了高品质干热岩(
3705 m/236 ℃)，经过多年探索于2022年首次实现了并网发电。近年来，河北、江苏、山东等省也陆续开展了干热岩的试验性开发工作。然而，我国干热岩的开发工作仍然处于起步阶段，尚未形成商业化的开发模式[3]。EGS是一个技术密集型系统，由于地下储层工况的复杂性，文中所有数据统计与分析都是基于实验室尺度进行的，与实际的工程问题存在一定差异。例如，在钻井过程中，钻头的旋转与冲击对于井壁围岩来说并非是简单的卸荷过程，钻井液的侵入与井壁储层伤害等问题加剧了井壁失稳风险，这一问题在干热岩钻井过程中尤为严重。如图1b所示，采出井钻井过程中，为了增加连通性，要将靶点设置在注入井压裂的水力裂缝范围内[6]。在钻进至水力裂缝带后，井壁围岩将遭受钻头冲击、钻井液侵入、遇水冷却−卸荷、循环冷却等诸多作用影响，难以用单一的实验还原上述过程。在水力压裂过程中，破裂压力随温度的升高而近线性下降。高温花岗岩经遇水冷却后强度和弹性模量降低，有利于形成EGS储层钻井和人工裂缝网络。在宏观破坏出现之前，水冷却会引发岩石内部微裂纹的扩展。多次循环作用后，花岗岩力学特性趋于定值，有利于干热岩开采过程中井壁长期稳定。因此，高温后花岗岩力学特性变化对EGS工程不同方面表现出不同的影响。由于液氮和超临界CO2的特性，许多学者已经考虑将其代替水作为压裂液和冷却液，并进行了相关的研究，取得了一定的成果[43,45,47,92,93]。综上所述，关于工程尺度上干热花岗岩冷却条件下力学响应的模型试验、数值模拟及现场试验研究将是未来研究的重要方向。4.2 高温花岗岩岩石力学的发展方向
1)干热岩开采与CO2地质封存结合
为了更有效地降低岩石强度、提高储层渗透率、产生更密集裂隙及增强采热效率，LN2、超临界CO2等流体已经被用来作为EGS采热介质进行研究。其中，超临界CO2作为压裂液用于储层改造和EGS采热工作液的概念已然成为当前热点，主要表现为：(1)由于超临界CO2流动性和注入能力更强，泵送所需的外部功率显著降低；(2)超临界CO2作为采热工作液时具有更高的质量流量，进而增大了采热效率；(3)具有渗透到岩石基质扩展裂缝的能力，有助于形成复杂的裂缝网络；(4)可消除热交换器等设备发生的SiO2溶解和沉淀问题；(5)将地热能提取与CO2地质封存相结合，助力“双碳”目标的实现。
2)多场−多相−多过程耦合作用下干热岩力学响应问题
由于长期处于高温状态，干热岩力学性质相比于常温发生了显著变化，影响井壁围岩稳定性；同时，受高地应力状态的影响，在钻井过程中，井壁围岩遭受沿井眼径向的卸荷作用；井壁围岩与常温钻井液和泥浆接触时，低温流体循环流经井壁围岩和储层岩石；工作液中的化学试剂，会对井壁围岩产生化学溶蚀作用。由此可见，干热岩开采涉及多场(温度、应力、位移/应变)、多相(气、液、固)、多过程(渗流、热传导、应力演化、水岩反应等)耦合，气液运移、热传导和化学反应都会影响岩体强度特征，取热过程受控于其在多场−多过程耦合作用下跨尺度的物理/力学/化学机制。因此，需要考虑多场耦合共同作用下高温干热花岗岩力学响应特征，“多孔介质多场耦合作用岩体力学及其应用”也是岩体力学发展过程中无任何争议的难题。多场−多相耦合问题也是向地球深部进军必须解决的战略性问题，是未来岩体力学长期发展的方向。依据深部岩体赋存环境，进一步研究岩层不同热物性(相变温度、强度突变值、换热量)的相变力学特性与深部地热温度的高效匹配关系，揭示热交换机制，为深部资源、能源开发提供科学指导。
5 结 论
(1)温度低于200或300 ℃时，高温自然冷却后花岗岩σc、E和σt略有降低；温度高于200或300 ℃时，σc、E和σt随温度升高近线性减小。遇水冷却后花岗岩σc、E和σt随温度的升高近线性减小。循环冷却下，在经历第1次循环后，花岗岩σc、E和σt迅速降低，当循环次数大于5时，σc、E和σt逐渐趋于定值。高温自然冷却下ν随温度升高而降低，其降低幅度大于高温遇水冷却。
(2) 储层花岗岩处于高温和复杂的工况，不同的冷却条件引起花岗岩内部微缺陷的进一步发育，这在压裂造储阶段有利于复杂裂缝网络的形成，但井壁稳定会受到一定程度的影响。多次循环条件下花岗岩力学特性趋于定值，一定程度上有助于井壁和换热通道的长期稳定。
(3)为进一步深入研究干热岩开采过程中的高温岩石力学响应机理，结合青海共和盆地干热岩试验性开发工程中存在的问题，提出多场−多相−多过程耦合作用下及干热岩开采与CO2地质封存结合条件下的重点研究思路。
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[1] 张炜,张东升,陈建本,等. 孤岛工作面窄煤柱沿空掘巷围岩变形控制[J]. 中国矿业大学学报,2014,43(1):36-42. ZHANG Wei,ZHANG Dongsheng,CHEN Jianben,et al. Control of surrounding rock deformation for gob-side entry driving in narrow coal pillar of island coalface[J]. Journal of China University of Mining & Technology,2014,43(1):36-42.
[2] 荆升国,谢文兵,赵晨光. 孤岛综放工作面沿空掘巷围岩变形因素研究[J]. 煤炭科学技术,2008,35(5):68-72. JING Shengguo,XIE Wenbing,ZHAO Chenguang. Research on surrounding rock deformation factors in gob-side entry driving of fully mechanized longwall top coal caving mining face in island seam[J]. Coal Science and Technology,2008,35(5):68-72.
[3] 陈新忠,王猛. 深部倾斜煤层沿空掘巷围岩变形特征与控制技术研究[J]. 采矿与安全工程学报,2015,32(3):485-490. CHEN Xinzhong,WANG Meng. Research on surrounding rock deformation characteristics of gob-side entry driving in deep inclined coal seam and its control technology[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2015,32(3):485-490.
[4] 王猛,柏建彪,王襄禹,等. 深部倾斜煤层沿空掘巷上覆结构稳定与控制研究[J]. 采矿与安全工程学报,2015,32(3):426-432. WANG Meng,BAI Jianbiao,WANG Xiangyu,et al. Stability and control technology of overlying structure in gob-side entry driving roadways of deep inclined coal seam[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2015,32(3):426-432.
[5] 魏臻,何富连,张广超,等. 大断面综放沿空煤巷顶板破坏机制与锚索桁架控制[J]. 采矿与安全工程学报,2017,34(1):1-8. WEI Zhen,HE Fulian,ZHANG Guangchao,et al. Failure mechanism and cable truss control of large-scale section gob-side entry roof with fully-mechanized caving[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2017,34(1):1-8.
[6] 王德超,王琦,李术才,等. 深井综放沿空掘巷围岩变形破坏机制及控制对策[J]. 采矿与安全工程学报,2014,31(5):665-673. WANG Dechao,WANG Qi,LI Shucai,et al. Mechanism of rock deformation and failure and its control technology of roadway driving along next goaf in fully mechanized top coal caving face of deep mines[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2014,31(5):665-673.
[7] 王卫军,侯朝炯. 沿空巷道底鼓力学原理及控制技术的研究[J]. 岩石力学与工程学报,2004,23(1):69-74. WANG Weijun,HOU Chaojiong. Study on mechanical principle and control technique of floor heave in roadway driven along next goaf[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(1):69-74.
[8] 王卫军,侯朝炯,柏建彪,等. 综放沿空巷道底板受力变形分析及底鼓力学原理[J]. 岩土力学,2001,22(3):319-322. WANG Weijun,HOU Chaojiong,BAI Jianbiao,et al. Mechanical deformation analysis and principle of floor heave of roadway driving gob in fully mechanized sub-level caving face[J]. Rock and Soil Mechanics,2001,22(3):319-322.
[9] 马振乾,姜耀东,宋红华,等. 构造破碎区沿空掘巷偏应力分布特征与控制技术[J]. 采矿与安全工程学报,2017,34(1):24-31. MA Zhenqian,JIANG Yaodong,SONG Honghua,et al. Distribution characteristics of deviatoric stress and control technology of gob-side entry driving in structure fracture zone[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2017,34(1):24-31.
[10] 李学华,梁顺,姚强岭,等. 冲击倾向性围岩沿空掘巷防冲控制原理及应用[J]. 采矿与安全工程学报,2012,29(6):751-756. LI Xuehua,LIANG Shun,YAO Qiangling,et al. Control principle and its application of rock burst in roadway driving along goaf with outburst-proneness surrounding rocks[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2012,29(6):751-756.
[11] 马元,靖洪文,陈玉桦. 动压巷道围岩破坏机理及支护的数值模拟[J]. 采矿与安全工程学报,2007,24(1):109-113. MA Yuan,JING Hongwen,CHEN Yuhua. Numerical simulation of failure mechanism of surrounding rocks in mining induced roadway and its support[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2007,24(1):109-113.
[12] 张农,李学华,高明仕. 迎采动工作面沿空掘巷预拉力支护及工程应用[J]. 岩石力学与工程学报,2004,23(12):2100-2105. ZHANG Nong,LI Xuehua,GAO Mingshi. Pretensioned support of roadway driven along next gob and heading adjacent advancing coal face and its application[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(12):2100-2105.
[13] 陈育民,徐鼎平. FLAC/FLAC3D基础与工程实例[M]. 北京:中国水利水电出版社,2009. CHEN Yumin,XU Dingping. FLAC/FLAC3D foundation and engineering examples[M]. Beijing:China Water & Power Press,2009.
[14] 孙四清,郑凯歌. 井下高压水射流切割煤层增透效果数值模拟[J]. 煤田地质与勘探,2017,45(2):45-49. SUN Siqing,ZHENG Kaige. Numerical simulation study on permeability enhancement effect of high pressure water cutting coal seam[J]. Coal Geology & Exploration,2017,45(2):45-49.
[15] 夏龙. 窄煤柱注浆加固可行性研究[J]. 煤炭技术,2016,35(4):27-28. XIA Long. Study on feasibility of grouting reinforcement in narrow coal pillar[J]. Coal Technology,2016,35(4):27-28.
[16] 郭盛彬,杨高峰,李俊杰,等. 马兰煤矿主斜井底水仓底板加固防治水方法[J]. 煤田地质与勘探,2017,45(1):90-94. GUO Shengbin,YANG Gaofeng,LI Junjie,et al. The main slope bottom water warehouse floor reinforcement methods research of Malan coal mine[J]. Coal Geology & Exploration,2017,45(1):90-94.
[17] 王汉鹏,高延法,李术才. 岩石峰后注浆加固前后力学特性单轴试验研究[J]. 地下空间与工程学报,2007,3(1):27-31. WANG Hanpeng,GAO Yanfa,LI Shucai. Uniaxial experiment study on mechanical properties of reinforced broken rocks pre-and-post grouting[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2007,3(1):27-31.
[18] 钱鸣高,石平五,许家林. 矿山压力与岩层控制[M]. 徐州:中国矿业大学出版社,2010. QIAN Minggao,SHI Pingwu,XU Jialin. Mining pressure and strata control[M]. Xuzhou:China University of Mining and Technology Press,2010.
[19] 冯志强. 破碎煤岩体化学注浆加固材料研制及渗透扩散特性研究[D]. 北京:煤炭科学研究总院,2007. FENG Zhiqiang. Material development and research of osmosis and diffusion on chemical grouting for extraordinary cracked coal and rockmass[D]. Beijing:China Coal Research Institute,2007.
[20] 康红普,王金华. 煤巷锚杆支护理论与成套技术[M]. 北京:煤炭工业出版社,2007. KANG Hongpu,WANG Jinhua. Rock bolting theory and complete technology for coal roadways[M]. Beijing:China Coal Industry Publishing House,2007.
[21] 中安华邦(北京)安全生产技术研究院. 煤矿安全规程解读与实施(地下矿)[M]. 徐州:中国矿业大学出版社,2016. Zhong'an Huabang(Beijing) Safety Production Technology Research Institute. Interpretation and implementation for safety regulations of coal mine(underground mining)[M]. Xuzhou:China University of Mining and Technology Press,2016.
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