高應力動壓巷道圍巖沖擊破壞機理與防治技術研究

楊增強，金珠鵬，劉國棟，任長樂，王琛艷

(1.江蘇建筑職業(yè)技術學院 交通工程學院，江蘇 徐州 221116； 2.黑龍江科技大學 礦業(yè)工程學院，黑龍江 哈爾濱 150027;3.中國煤炭科工集團開采研究院有限公司，北京 100013; 4.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013)

隨著煤礦井工開采深度的逐年遞增，越來越多的回采巷道要經受工作面采動引起的強動載及超前支承高靜載影響，這將進一步惡化巷道圍巖應力環(huán)境，造成強礦壓動力顯現(xiàn)頻發(fā)[1-3]。

針對高應力動壓巷道圍巖破壞及控制方面的研究，袁越等[4]發(fā)現(xiàn)高應力動壓巷道隨著動壓的增大，圍巖中塑性區(qū)范圍將進一步擴大，進而誘發(fā)嚴重圍巖變形失穩(wěn)事故；勾攀峰等[5]指出強水平構造應力影響下巷道底板深部變形量增加，此時巷道圍巖的控制重點要側重考慮底板方面；汪良海等[6]根據(jù)動壓影響巷道圍巖變形規(guī)律，提出了棚—索協(xié)調控制支護體系；何富連等[7]基于高水平構造應力影響下巷道圍巖失穩(wěn)機理，提出了高強度錨桿索支護聯(lián)合壁后注漿加固的綜合防控方法。針對高應力動壓巷道圍巖卸壓方面的研究，目前多采用如深孔爆破[8]、煤層高壓注水[9]和大直徑鉆孔卸壓[10]等技術，但由于受限于井下作業(yè)環(huán)境及煤巖體自身性質，卸壓效果并不顯著。

水射流鉆割沖孔技術以往多用于煤層防突方面[11]，其具有鉆頭無磨損、粉塵量小、無火花鉆割等優(yōu)點，因此采用該技術對高應力動壓巷道巷幫煤體進行卸讓壓增透治理，研究成果可為類似動壓巷道防治沖擊地壓提供理論基礎和指導。

1 工程概況

1.1 工作面地質概況

甘肅靖遠煤業(yè)寶積山煤礦七采區(qū)內主采1#煤層，其平均厚度9.6 m，采用綜放開采工藝，工作面采高為3.5 m，放頂煤厚度為6.1 m，采放比為1∶1.74。705工作面內煤層平均傾角為12°，平均埋深為 600 m。705工作面采掘平面位置關系如圖1所示。

圖1 705工作面采掘平面位置關系圖

1.2 礦壓顯現(xiàn)情況

在705工作面回采推進距離與工作面寬度相等時，采空區(qū)頂板覆巖易破斷而形成較大的動載擾動，此時鄰近F10斷層構造極易受強動載擾動而活化。在雙重動載疊加擾動下，于705回風平巷內發(fā)生了強沖擊地壓動力災害?！?·18”沖擊地壓事故發(fā)生后，局部最大底鼓量達1.4 m，實體煤幫局部最大內鼓量為1.3 m，超前支護單體支柱部分折斷失效，嚴重影響705回風平巷行人、通風需求。

2 水射流鉆割沖孔防沖機理

2.1 沖孔前后煤體增透機理分析

沖孔前由于預先施工的順層鉆孔半徑r較小，其周圍煤體未發(fā)生塑性變形破壞前任意一點的切向應力σte的理論表達式如下:

(1)

式中:rx為鉆孔周圍煤體內任一點與鉆孔中心點的距離，m；γ為鉆孔位置上覆巖層平均重度，取值 2.5 kN/m3；H為鉆孔位置煤層平均埋深，m。

基于極限平衡理論，可以推導確定距離鉆孔中心點的平面距離r1處為彈性區(qū)和塑性區(qū)的分界面，其理論表達式如下:

(2)

式中:C為鉆孔周圍煤體的黏聚力，MPa；φ為鉆孔周圍煤體的內摩擦角，(°)。

而當鉆孔周圍煤體發(fā)生塑性變形破壞后，塑性區(qū)范圍內(r≤rx

(3)

根據(jù)在實驗室內測試的1#煤層物理力學參數(shù)，得知煤體的黏聚力C為3.62 MPa，內摩擦角φ為24°。由于煤層平均埋深H為600 m，則上覆巖層自重應力為15.0 MPa(工程上定義切向應力σte高于1.1倍γH時為影響邊界，取值16.5 MPa)[12-13]。預打順層鉆孔半徑r近似取值為0.05 m，沖孔后半徑R依次取值為0.10、0.15、0.20、0.25 m時，聯(lián)立公式(1)～(3)可計算出不同半徑鉆孔周圍煤體內任意一點的切向應力σt，其變化規(guī)律如圖2(a) 所示。

(a)不同沖孔半徑鉆孔周圍煤體內切向應力

由圖2(a)可知，在鉆孔周圍煤體發(fā)生塑性破壞前，切向應力最大值高達30.0 MPa，沿徑向方向呈指數(shù)遞減分布規(guī)律。在較高的切向應力作用下，鉆孔周圍一定范圍內的煤體由彈性狀態(tài)向塑性狀態(tài)過渡，其所受到的切向應力也因此發(fā)生改變，最終形成沿徑向方向呈先遞增后遞減的分布規(guī)律，即先從10.12 MPa遞增至22.04 MPa，再遞減至16.5 MPa。由圖2(b)可知，隨著鉆孔半徑的遞增，鉆孔周圍的彈性區(qū)和塑性區(qū)影響范圍也呈近似線性的遞增趨勢，可見較大的鉆孔半徑對周圍煤體的影響范圍將更大。

鉆孔周圍煤體的滲透率變化規(guī)律與煤體內的彈、塑性區(qū)緊密相關[14-15]，而較大的鉆孔半徑將會在周圍煤體內形成更大范圍的塑性區(qū)，有利于進一步提升煤體的增透性。

2.2 沖孔前后卸壓防沖機理分析

2.2.1 巷幫防沖機理分析

水射流卸壓作業(yè)后，巷幫煤體內原有的“單峰值”高應力集中將會重新形成“雙峰值”應力集中。重新形成的“雙峰值”應力曲線峰值呈“內低外高”的分布形態(tài)，即σbmax<σcmax。沖孔前后幫部煤體沖擊顯現(xiàn)力學模型如圖3所示。

圖3 沖孔前后巷幫煤體沖擊顯現(xiàn)力學模型

由圖3可知，當巷道上覆巖層中產生劇烈動載荷σd時，基于動靜載疊加理論[16-17]可知沖孔前后煤巖系統(tǒng)內積聚的最大彈性應變能滿足下式:

(4)

式中:Ea為沖孔前煤巖系統(tǒng)內積聚的彈性應變能，kJ；Ec為沖孔后外峰值位置處煤巖系統(tǒng)內積聚的彈性應變能，kJ；E為煤巖系統(tǒng)的彈性模量，MPa。

由式(4)可知，若發(fā)生沖擊啟動所需的最小能量值均為Emin，則沖擊啟動區(qū)Ⅲ需要更大的動載荷σd擾動下才能滿足要求。沖擊啟動區(qū)Ⅰ啟動后，在Soa區(qū)域內消耗了一定的能量值Eoa，殘余能量ΔEa會以煤幫處煤體為載體瞬間涌入巷道，造成沖擊顯現(xiàn)的發(fā)生；沖擊啟動區(qū)Ⅲ啟動后，在Sbc區(qū)域內消耗了一定的能量值Ebc，由于Sbc區(qū)煤體松散破碎且裂隙十分發(fā)育，消耗的能量值Ebc遠大于Eoa，殘余能量ΔEc與內峰值位置處煤巖系統(tǒng)內積聚的彈性應變能Eb疊加后，若疊加能量值大于Emin，則沖擊啟動區(qū)Ⅱ將會發(fā)生二次啟動，并在Sob區(qū)域內消耗了一定的能量值Eob，最終殘余能量ΔEb會以煤幫處煤體為載體瞬間涌入巷道，造成沖擊顯現(xiàn)的發(fā)生。

2.2.2 底板防沖機理分析

以大于原巖應力σ0的某一臨界高應力指標σy為判據(jù)，假設對巷幫煤體進行沖孔作業(yè)前底板承載支承應力大于σy的范圍為a，而當對巷幫煤體進行沖孔作業(yè)后底板承載支承應力大于σy的范圍為b和c，且存在|b|+|c|<|a|，如圖4所示。

由圖4可知，沖孔作業(yè)導致煤體內裂隙十分發(fā)育，進而致使煤體內積聚的瓦斯壓力值滿足|pyb|+|pyc|?|pya|。這表明對巷幫煤體進行沖孔作業(yè)后，煤體內大于σy的支承應力對底板的施載范圍將減小，同時受到積聚瓦斯壓力的疊加影響也十分微弱。此時受動壓擾動影響時巷道底板將不易滑移失穩(wěn)而發(fā)生底板沖擊顯現(xiàn)。

3 數(shù)值模擬研究

3.1 三維模型的建立

基于705工作面工程地質條件，采用FLAC3D軟件建立三維數(shù)值模擬模型，其長×寬×高=80.0 m×63.8 m×40.0 m，巷道長×寬=3.8 m×3.5 m，巷道兩幫鉆孔保護段長度為5 m，水射流沖孔段長度可變，如圖5所示。

圖5 三維數(shù)值模型

對所建三維模型上表面施加覆巖重力的等效載荷，取值為14.5 MPa。模型底面水平和垂直位移約束，四周邊界水平位移約束。所建三維模型采用Mohr-Coulomb本構模型，其煤巖層賦值參數(shù)根據(jù)實驗室測試結果確定[18]，煤巖物理力學參數(shù)如表1 所示。

表1 煤巖物理力學參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬結果分析

考慮到1#煤的單軸抗壓強度為13.5 MPa，泵站給水壓力為25.0 MPa，實驗室測得水射流所能鉆割的最大距離為210 mm，即最大有效沖孔直徑為 420 mm。當最大有效沖孔直徑為420 mm時，數(shù)值模擬得到煤體內垂直應力分布情況，如圖6所示。

從圖6中可知，當兩相鄰鉆孔之間中心距取值 3 m 時，鉆孔之間應力集中并未充分疊加，煤體承載較高的支承應力；當兩相鄰鉆孔之間中心距取值 8 m 時，鉆孔之間應力集中基本不存在疊加情況；當兩相鄰鉆孔之間中心距取值 5 m 時，鉆孔之間應力集中充分疊加，煤體因承載較高的支承應力而發(fā)生塑性破壞，能夠實現(xiàn)對煤體的卸讓壓增透效果，因此兩相鄰鉆孔之間中心距取值5 m最優(yōu)。

圖6 相鄰鉆孔不同中心距數(shù)值模擬結果

當兩相鄰鉆孔之間中心距取值5 m、沖孔直徑取值420 mm時，隨著水射流沖孔段長度取值為7、10、15 m時，其對巷幫煤體的支承應力轉移和釋放效果如圖7所示。

圖7 不同沖孔段長度數(shù)值模擬結果

從圖7中可知，隨著水射流沖孔段長度的增加，巷幫煤體內卸壓區(qū)間也依次遞增，且“雙峰值”應力曲線中外峰值σcmax在遠離巷幫煤壁的同時峰值也在減小。相比之下，采用大直徑鉆孔對巷幫煤體高應力集中卸壓效果甚微?？紤]到現(xiàn)場沖孔作業(yè)期間隨著沖孔段長度的增加，單孔作業(yè)工作量也將更大，因此沖孔段長度取值10 m較為適宜。

4 現(xiàn)場工業(yè)性試驗

現(xiàn)場工業(yè)性試驗期間，在705回風平巷超前工作面50 m內對實體煤幫間隔5 m實施沖孔作業(yè)，并對沖孔前后鉆孔周圍煤體進行取樣，且采用電鏡掃描儀進行放大觀測，結果如圖8所示。對比圖8(a)和(b)可知，沖孔前煤體內裂隙較為不發(fā)育，而沖孔后煤體內孔隙十分發(fā)育，裂隙將整個煤樣樣本貫通?？梢姡瑢τ陬A打順層鉆孔實施沖孔后，鉆孔周圍塑性區(qū)內煤體裂隙得到充分發(fā)育，進而提高了單一鉆孔的增透效果。

圖8 煤樣樣本放大20 000倍觀測結果

采用電磁輻射監(jiān)測儀對實施沖孔作業(yè)后的實體煤幫進行監(jiān)測(測點間隔5 m)，同時對沖孔前后鉆孔的瓦斯流量衰減情況進行監(jiān)測(選取1#、3#、5#、7#和9#鉆孔)，監(jiān)測結果如圖9所示。

(a)電磁輻射強度監(jiān)測數(shù)據(jù)

電磁輻射信號強弱與煤體內的應力狀態(tài)呈正相關性[19-20]，結合圖9(a)可知實體煤幫沖孔前所監(jiān)測的電磁輻射強度平均值為42.8 mV，而沖孔后所監(jiān)測的電磁輻射強度平均值為17.2 mV，降幅高達59.8%，說明煤體內的高應力集中實現(xiàn)了轉移和釋放，卸壓效果顯著；圖9(b)中對沖孔前后鉆孔的瓦斯流量衰減情況進行了監(jiān)測和數(shù)據(jù)擬合，從中可知沖孔前的擬合公式為y=0.062 6e-0.005x(瓦斯流量衰減系數(shù)為0.005 d-1)，沖孔后的擬合公式為y=0.032 5e-0.022x(瓦斯流量衰減系數(shù)為0.022 d-1)，沖孔后的瓦斯流量衰減系數(shù)為沖孔前的4.4倍，這表明沖孔作業(yè)有助于提高煤層的增透性。

5 結論

1)孔壁周圍煤體內彈性區(qū)和塑性區(qū)影響范圍與鉆孔直徑呈正相關關系，且塑性區(qū)內由大量裂隙生成向新生微裂隙狀態(tài)過渡，因此水射流沖孔所形成的柱體狀空間能夠實現(xiàn)對煤體的卸讓壓增透效果。

2)巷幫煤體采取卸壓作業(yè)后，煤體內原有的“單峰值”高應力集中重新形成“內低外高”的“雙峰值”應力曲線，進而達到巷幫和底板防沖目的。

3)通過理論計算和FLAC3D數(shù)值模擬可知，當沖孔直徑為420 mm、兩相鄰鉆孔之間中心距為5 m時，卸讓壓增透效果最佳。隨著沖孔段長度的增加，對應巷幫煤體內卸壓區(qū)間也依次遞增，但單孔作業(yè)工作量也將更大，綜合考慮沖孔段長度宜取10 m。

4)采用電鏡掃描、電磁輻射和瓦斯流量衰減等多種監(jiān)測手段，驗證了水射流鉆割沖孔防沖技術的有效可行性。