任智敏，呂夢(mèng)蛟,*，王 飛，王 禹，張廣太

(1.山西工程職業(yè)學(xué)院 礦業(yè)工程系，山西 太原 030009；2.太原理工大學(xué) 應(yīng)急管理學(xué)院，山西 太原 030024；3.潞安集團(tuán)左權(quán)五里堠煤業(yè)有限公司，山西 晉中 032600)

由于堅(jiān)硬頂板運(yùn)動(dòng)、地質(zhì)構(gòu)造等因素，煤層沖擊地壓廣泛存在于煤礦生產(chǎn)中，會(huì)給井下工作人員帶來(lái)安全隱患[1]。有關(guān)沖擊地壓的防治技術(shù)主要有：一是工作面煤層預(yù)注水。通過(guò)回采巷道向工作面煤層內(nèi)打注水鉆孔，工作面回采前進(jìn)行高壓持續(xù)注水，以軟化煤層，降低煤層強(qiáng)度、剛度和沖擊傾向性指標(biāo)，并改善煤層支承壓力的分布狀況[2]。但由于預(yù)注水被煤體吸收且不可回收，導(dǎo)致耗水量較大[3-4]。有時(shí)水中可能含有放射性化學(xué)物質(zhì)，對(duì)煤質(zhì)造成影響，必須有效處理后才能使用[5]。另外，注水設(shè)備與耗材成本相對(duì)較高。二是煤層鉆孔卸壓。將鉆孔打至煤層高支承應(yīng)力區(qū)，通過(guò)鉆孔周?chē)庐a(chǎn)生的集中應(yīng)力擾動(dòng)處于極限平衡狀態(tài)的支承壓力帶[6]，從而降低該區(qū)域煤層剛度和支承能力，使得支承壓力峰值向煤壁深部轉(zhuǎn)移，同時(shí)形成新的變形和彈性能的釋放，以消除或減弱煤層的沖擊危險(xiǎn)性[7-8]。此方法在德國(guó)等歐美國(guó)家得到良好應(yīng)用，工程經(jīng)驗(yàn)表明采面鉆孔深度以3 倍采高、巷幫鉆孔深度以4 倍巷高為宜[9]。三是煤層松動(dòng)爆破卸壓。利用松動(dòng)爆破在煤層內(nèi)產(chǎn)生大量裂隙，以改變煤層力學(xué)性能，緩減煤壁變形或破壞時(shí)能量釋放的速率和量級(jí)，弱化煤層沖擊傾向性[10]。但爆轟產(chǎn)物容易污染煤層。與該卸壓機(jī)理類(lèi)似的技術(shù)還包括預(yù)裂爆破卸壓、高能氣體壓裂卸壓、水力沖孔卸壓、密集鉆孔群卸壓、高壓電脈沖卸壓、高壓磨料射流卸壓、復(fù)合射孔卸壓、可控沖擊波卸壓、多層協(xié)同逐級(jí)卸壓等[11-13]。四是煤層誘發(fā)爆破。當(dāng)煤層存在嚴(yán)重沖擊危險(xiǎn)，且其他方法無(wú)效或無(wú)法實(shí)施時(shí)，通過(guò)大藥量爆破，人為誘發(fā)沖擊地壓，以控制沖擊地壓發(fā)生的時(shí)間和地點(diǎn)，從而避免更多損害的一種控制措施[14]。該方法只能作為輔助手段，必須謹(jǐn)慎選用。五是軟化或爆破煤層硬厚頂板。硬厚頂板懸露、斷裂及回轉(zhuǎn)下沉均會(huì)造成煤層支承壓力的增高，從而誘發(fā)沖擊地壓[15]。目前常用的方法是對(duì)頂板進(jìn)行注水和爆破。通過(guò)回采巷道向頂板打孔注水，在確保頂板完整不漏水的前提下軟化其強(qiáng)度[16]；或是由回采巷道向頂板預(yù)打爆破鉆孔，在爆破鉆孔位于工作面支架后方時(shí)，對(duì)頂板實(shí)施爆破，以減小其垮落步距[17]。該方法主要通過(guò)定向造縫預(yù)裂頂板。綜上，無(wú)論采用何種方法，煤層卸壓離不開(kāi)煤體破裂，即在應(yīng)力作用下，煤體首先部分出現(xiàn)微裂隙并摩擦滑動(dòng)，開(kāi)始不穩(wěn)定破裂；之后裂隙大量出現(xiàn)、擴(kuò)展、轉(zhuǎn)化聯(lián)結(jié)，密集的新裂隙生成，煤體擴(kuò)容，裂隙再擴(kuò)展；最后出現(xiàn)宏觀(guān)破裂[18]。

沖擊力以高能、聚焦、穿透性強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)已成為增加煤層裂隙的首選施載方式[19]。筆者將針對(duì)沖擊傾向性煤層卸壓現(xiàn)狀，通過(guò)理論分析，研究鉆孔內(nèi)電磁斥力驅(qū)動(dòng)鋼錐撞擊煤層時(shí)制造沖擊荷載的過(guò)程及其影響參數(shù)，結(jié)合具體工程背景，分析受沖擊煤層的應(yīng)力場(chǎng)分布、裂隙發(fā)育范圍及程度，進(jìn)而確定沖擊卸壓參數(shù)，預(yù)測(cè)卸壓效果，為系統(tǒng)研究鋼錐沖擊煤層卸壓技術(shù)進(jìn)行初步理論探索。

1 鋼錐沖擊力產(chǎn)生原理

在煤層鉆孔內(nèi)布設(shè)沖擊裝置。裝置布設(shè)的橫、縱斷面如圖1a 和圖1b 所示，布設(shè)位置與數(shù)量可視增透需要而定。沖擊裝置的工作原理如圖1c 所示：當(dāng)纏有線(xiàn)圈的鋼錐穿過(guò)通有脈沖電流的線(xiàn)圈(即加速線(xiàn)圈，又名螺線(xiàn)管)時(shí)，在鋼錐線(xiàn)圈中會(huì)產(chǎn)生感應(yīng)電流，其與加速線(xiàn)圈的電流相位相反，故鋼錐受到一個(gè)斥力被推向前運(yùn)動(dòng)。每當(dāng)鋼錐離開(kāi)前一個(gè)加速線(xiàn)圈而進(jìn)入下一個(gè)加速線(xiàn)圈時(shí)，被穿線(xiàn)圈通電，余下線(xiàn)圈不通電，于是鋼錐再次受到互感斥力而被加速[20]。在歷經(jīng)若干個(gè)加速線(xiàn)圈后，鋼錐將以高速撞向煤體，從而對(duì)煤體產(chǎn)生沖擊力。

圖1 沖擊裝置布置及工作原理Fig.1 Layout and principle diagrams of impact devices

通電瞬間施加于加速線(xiàn)圈的電動(dòng)勢(shì) ε=ε0sinωt，則有：

考慮到ωL1＞＞R1，ωL2＞＞R2，求式(1)、式(2)的特解時(shí)可略去R1i1和R2i2項(xiàng)，再結(jié)合初始條件i1(0)=i2(0)=0，聯(lián)立式(1)、式(2)得：

在所通交變電流頻率很(高的前)提下，鋼錐通過(guò)整個(gè)加速線(xiàn)圈的時(shí)間極短，故，這樣式(3)、式(4)可簡(jiǎn)化為：

因此，鋼錐線(xiàn)圈與加速線(xiàn)圈間的斥力F為：

在交流電的一個(gè)周期內(nèi)，斥力F的平均值為：

鋼錐從進(jìn)入加速線(xiàn)圈起至其離開(kāi)的過(guò)程中，兩線(xiàn)圈間互感從M0逐漸減至零，則斥力對(duì)鋼錐所做的功W為：

式(9)表示鋼錐通過(guò)一個(gè)加速線(xiàn)圈后的動(dòng)能增量，當(dāng)有N級(jí)加速線(xiàn)圈，鋼錐質(zhì)量為m時(shí)，則其被加速后的速度v滿(mǎn)足：

鋼錐為一端錐形的圓柱體，當(dāng)其質(zhì)量取0.01 kg 時(shí)，其長(zhǎng)度只有1 cm，直徑1.28 cm。相應(yīng)地，可將單個(gè)加速線(xiàn)圈長(zhǎng)度和直徑設(shè)計(jì)成1 cm 和2 cm。因此沖擊裝置體積將非常小，能實(shí)現(xiàn)在中、小直徑鉆孔中安裝。在上述參數(shù)確定后，由式(11)知，決定沖擊力的主要參數(shù)還包括交流電電壓與頻率、加速線(xiàn)圈每米線(xiàn)圈匝數(shù)與級(jí)數(shù)。通過(guò)正交試驗(yàn)優(yōu)選這些參數(shù)，試驗(yàn)結(jié)果由式(11)計(jì)算獲得，其中取=10-4s，μ=4π×10-7H/m。試驗(yàn)因素與水平見(jiàn)表1，試驗(yàn)方案及結(jié)果見(jiàn)表2-表3，沖擊力隨主要參數(shù)的變化規(guī)律如圖2 所示。

表1 試驗(yàn)因素與水平Table 1 Test factors and levels

表2 試驗(yàn)方案及沖擊力Table 2 Test schemes and impact force

表3 各水平?jīng)_擊力均值與極差Table 3 Mean and range of impact forces at various levels

圖2 沖擊力與主要參數(shù)的關(guān)系Fig.2 Relationships between impact force and major parameters

結(jié)果顯示，主要參數(shù)對(duì)沖擊力的影響程度依次為：電源電壓＞電源頻率＞線(xiàn)圈級(jí)數(shù)＞每米線(xiàn)圈匝數(shù)，電壓的影響程度分別是后者的1.70、2.51 和2.04 倍，說(shuō)明調(diào)控沖擊力大小的關(guān)鍵在于電源電壓的選擇。電壓大于1 000 V后，沖擊力顯著增大，但沖擊力并非越大越好，過(guò)大沖擊力會(huì)導(dǎo)致煤體演變?yōu)槊永饨Y(jié)構(gòu)，煤體被壓得過(guò)于密實(shí)，孔裂隙閉合，煤體彈性變形能反倒得不到有效釋放。因此考慮煤礦安全用電以及煤巖體強(qiáng)度，在其他參數(shù)適合的前提下，認(rèn)為電壓取660 V 為宜。由圖2 可知，沖擊力與電頻率、線(xiàn)圈匝數(shù)和級(jí)數(shù)的增加分別呈線(xiàn)性減小、先減后增、先快速增加后緩慢減小的關(guān)系，結(jié)合鉆孔直徑及沖擊裝置微型化需要，確定電源頻率100 Hz、每米線(xiàn)圈匝數(shù)500、線(xiàn)圈級(jí)數(shù)2。由上述參數(shù)計(jì)算得到?jīng)_擊力為2.59×103kN。

2 工程背景

晉中左權(quán)五里堠煤礦3 號(hào)煤層埋深400 m，目前首采區(qū)平均煤厚2 m，煤層厚度變化不大，結(jié)構(gòu)大部為單層結(jié)構(gòu)，僅局部存在1 層0.3～0.4 m 夾矸。煤層直接頂為泥巖、砂質(zhì)泥巖，厚度2～5 m?；卷敒橹屑?xì)砂巖，厚3～8 m，有時(shí)中細(xì)砂巖直覆于煤層之上。底板為泥巖、砂質(zhì)泥巖或粉砂巖，厚度1～5 m。據(jù)鉆孔采樣試驗(yàn)，頂?shù)装鍘r石抗壓強(qiáng)度為43.20～47.35 MPa。采用機(jī)械化綜采，采煤機(jī)型號(hào)為MG132/310-W 型，工作面支護(hù)采用ZY3200/9/19 型支架支護(hù)，采用SGZ630/150 刮板機(jī)運(yùn)煤?；夭上锏罏榫匦螖嗝妫阆飳?.5 m、高2.2 m，采用“錨網(wǎng)索鋼帶”聯(lián)合支護(hù)。選用?20 mm×2 400 mm的500 號(hào)高強(qiáng)錨桿，間排距800 mm×800 mm，W 型鋼帶，菱形金屬網(wǎng)，網(wǎng)間搭接長(zhǎng)度100 mm。每根錨桿使用2 個(gè)CK2340 樹(shù)脂錨固劑。錨索選用?17.8 mm×5 000 mm，布置于頂板中部，排距1 900 mm，錨固劑選用2 個(gè)CK2340、1 個(gè)Z2388。

3 號(hào)煤層屬于沖擊傾向性煤層。沖擊地壓大部分發(fā)生在上部巷道，表現(xiàn)為煤體突出，即重力型沖擊。發(fā)生的位置恰位于超前支承壓力集中的位置，即距工作面4～20 m 范圍。經(jīng)測(cè)定，該范圍煤層的大粒徑(大于3 mm)鉆屑質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于30%，應(yīng)力集中系數(shù)1.4，因此，將其確定為煤層卸壓帶，如圖3 所示。卸壓方法為沿采煤工作面上部巷道煤體幫打一排?50 mm×5 000 mm 的鉆孔，之后在鉆孔內(nèi)距巷幫表面2.5 m 和4.5 m 處分別設(shè)置沖擊裝置，通過(guò)沖擊力破裂煤體，使高應(yīng)力向煤體深部轉(zhuǎn)移，達(dá)到巷幫降壓防沖目的。鉆孔間距將根據(jù)煤體應(yīng)力分布及損傷特征予以確定。

圖3 煤層卸壓孔布置Fig.3 Layout of boreholes for coal seam pressure relief

3 沖擊力下鉆孔橫截面圍巖應(yīng)力場(chǎng)

設(shè)鉆孔橫截面?zhèn)葔毫ο禂?shù)λ1=1.5，垂直地應(yīng)力σV=10 MPa，水平地應(yīng)力 σH1=λ1σV，鉆孔壓力，沖擊力F*=2.59×103kN，鉆孔橫截面圍巖受力模型如圖4 所示。

圖4 鉆孔橫截面圍巖受力模型Fig.4 Models of forces acting on the surrounding rocks along a borehole cross section

鉆孔圍巖應(yīng)力可視為情況1 和情況2 的應(yīng)力疊加。對(duì)于情況1，圍巖等效為受內(nèi)壓力Fp和外壓力的圓筒，則其應(yīng)力：

由邊界條件：

并結(jié)合位移單值條件知B=0 可求得待定系數(shù)A、C，并將其代入式(12)，再根據(jù)r*→∞，得：

A-D為待定系數(shù)。從而得應(yīng)力分量：

將待定系數(shù)代入式(15)，得應(yīng)力分量的最終表達(dá)式：

通過(guò)Matlab 軟件繪制由式(13)、式(16)疊加的應(yīng)力場(chǎng)，如圖5 所示。其中，正應(yīng)力以壓為負(fù)、拉為正；剪應(yīng)力以逆時(shí)針作用為正、順時(shí)針作用為負(fù)。可以看出，(1)沖擊力作用點(diǎn)處的徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力呈顯著放射性“葉狀”分布，剪應(yīng)力則表現(xiàn)為鉆孔壁無(wú)壓力時(shí)的分布狀態(tài)。說(shuō)明徑向沖擊力在橫截面上只對(duì)圍巖正應(yīng)力產(chǎn)生影響，而對(duì)剪應(yīng)力不構(gòu)成影響。(2)徑向應(yīng)力整體呈壓應(yīng)力。其中，葉狀區(qū)為極高應(yīng)力區(qū)，在圍巖中的延展長(zhǎng)度約為鉆孔半徑的1.1 倍，區(qū)內(nèi)應(yīng)力從孔邊向圍巖深部逐漸由250 MPa 降至100 MPa，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)從16.7 減至6.7。葉狀區(qū)以外為高應(yīng)力區(qū)，區(qū)內(nèi)應(yīng)力整體升高至50 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)達(dá)到3.3，此應(yīng)力值已超過(guò)我國(guó)所有煤種的抗壓強(qiáng)度。研究發(fā)現(xiàn)，徑向應(yīng)力即便在范圍為100 倍鉆孔半徑的區(qū)域內(nèi)仍能保持50 MPa，充分說(shuō)明沖擊力可大范圍大程度地提高徑向應(yīng)力值。(3)切向應(yīng)力的葉狀區(qū)為拉應(yīng)力增高區(qū)，其應(yīng)力自孔邊向圍巖深部逐漸降低，區(qū)內(nèi)距孔邊0.8 倍孔半徑范圍的應(yīng)力為60～200 MPa，相應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)為4.0～13.3，其余拉應(yīng)力為20 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)1.3。葉狀區(qū)之外是分布均勻的切向壓應(yīng)力，其值25 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)1.7。由于目前國(guó)內(nèi)煤體抗拉強(qiáng)度在0.2～1.4 MPa，故葉狀區(qū)圍巖必然會(huì)出現(xiàn)切向拉張破壞。對(duì)比可知，切向應(yīng)力葉狀區(qū)長(zhǎng)度是徑向應(yīng)力葉狀區(qū)長(zhǎng)度的2 倍，表明沖擊力近場(chǎng)的切向拉應(yīng)力將主導(dǎo)定向沖擊裂隙的發(fā)育。另外，圖中顯示沖擊力與水平地應(yīng)力平行時(shí)，葉狀區(qū)最長(zhǎng)，長(zhǎng)度為5 倍鉆孔半徑；與垂直地應(yīng)力平行時(shí)，葉狀區(qū)最短，長(zhǎng)度為4 倍鉆孔半徑。據(jù)此可知，沖擊力方向介于水平和垂直之間時(shí)，葉狀區(qū)長(zhǎng)度為4～5倍鉆孔半徑。(4)剪應(yīng)力以鉆孔中心為原點(diǎn)呈中心對(duì)稱(chēng)分布。以極角0～90°區(qū)間為例，極角45°處的剪應(yīng)力最大，并向兩側(cè)逐漸減小。相較于徑向、切向應(yīng)力，剪應(yīng)力非常小，最大只有3 MPa，顯示其對(duì)應(yīng)力場(chǎng)分布的影響有限，可忽略不計(jì)。

圖5 鉆孔橫截面圍巖應(yīng)力場(chǎng)Fig.5 Stress field in the surrounding rocks along a borehole cross section

4 沖擊力下鉆孔縱截面圍巖應(yīng)力場(chǎng)

取鉆孔縱向上半部圍巖為研究對(duì)象，其力學(xué)分析模型如圖6 所示。研究段圍巖邊界上的垂直與水平地應(yīng)力分別為 σV和 σH2=λ2σV，其中λ2=λ1。研究段下邊界受力為：

圖6 鉆孔縱截面圍巖受力模型Fig.6 Model of forces acting on the surrounding rocks along a borehole longitudinal section

按主要邊界y=0、y=h的受力設(shè)y方向的應(yīng)力分量σy為：

相容方程：

聯(lián)立式(17)、式(18)得應(yīng)力函數(shù)：

A1-A13為待定系數(shù)，從而有應(yīng)力分量：

由式(21)得應(yīng)力場(chǎng)，如圖7 所示。(1)從圍巖縱斷面看，在沖擊力作用方向上，垂直、水平及剪切應(yīng)力場(chǎng)均出現(xiàn)“針狀”極高應(yīng)力區(qū)。該區(qū)形狀及延伸范圍均不同于橫截面葉狀區(qū)，這顯然是由地應(yīng)力、研究段尺寸、沖擊力大小及間距共同影響所致。本文重點(diǎn)考察縱向相鄰兩沖擊力對(duì)圍巖應(yīng)力場(chǎng)的影響，結(jié)合工程背景，取鉆孔縱向研究段長(zhǎng)度5 m、高度2.5 m，相鄰沖擊力間距2 m。(2)由于縱、橫截面圍巖的垂直地應(yīng)力相同，且沖擊力遠(yuǎn)大于該地應(yīng)力，從而主導(dǎo)了垂直應(yīng)力場(chǎng)的分布，故縱截面圍巖垂直應(yīng)力性質(zhì)、數(shù)值以及變化規(guī)律與橫截面徑向應(yīng)力類(lèi)似均為壓應(yīng)力，在針狀區(qū)由孔壁向圍巖深部從250 MPa 逐漸降至100 MPa，在非針狀區(qū)均為50 MPa。表明沖擊力達(dá)到一定值后，在相當(dāng)范圍內(nèi)，垂直應(yīng)力場(chǎng)的分布將趨于均勻，即僅出現(xiàn)極高應(yīng)力區(qū)和均勻分布的高應(yīng)力區(qū)；而沖擊力間距等參數(shù)對(duì)垂直應(yīng)力場(chǎng)的影響顯著降低。關(guān)于沖擊力間距的優(yōu)化選擇，涉及到?jīng)_擊力大小與其影響范圍間的變化關(guān)系，這有待后續(xù)研究。(3)水平應(yīng)力沿研究段高度大致分為3 個(gè)部分：下部針狀區(qū)壓應(yīng)力60～200 MPa，中部非針狀區(qū)均布?jí)簯?yīng)力50 MPa，上部針狀區(qū)拉應(yīng)力60～200 MPa?？梢?jiàn)，由于側(cè)邊界水平地應(yīng)力(壓應(yīng)力)作用，圍巖水平拉、壓應(yīng)力交界上移，使得圍巖中、下部分布?jí)簯?yīng)力，上部分布拉應(yīng)力。同時(shí)，沖擊力將水平應(yīng)力整體提高，并導(dǎo)致圍巖上邊界出現(xiàn)與孔壁針狀區(qū)呈“鏡像”的針狀拉應(yīng)力區(qū)，表明鉆孔縱截面圍巖水平應(yīng)力沿沖擊力方向具有對(duì)稱(chēng)分布特征。(4)通常在沒(méi)有沖擊力作用時(shí)，圍巖側(cè)邊界處剪應(yīng)力最大，并呈弧形狀向圍巖中部遞減式擴(kuò)展；但施加沖擊力后，剪應(yīng)力主要集中于針狀區(qū)，且區(qū)內(nèi)中部最大、向上下兩邊遞減。剪應(yīng)力針狀區(qū)貫穿整個(gè)圍巖高度，其周?chē)鷳?yīng)力均勻分布。剪應(yīng)力最大、最小值為150、30 MPa，分別是無(wú)沖擊力時(shí)最大、最小值的10 倍和6 倍，顯示沖擊力對(duì)鉆孔縱截面圍巖剪應(yīng)力的分布影響極為明顯。

圖7 鉆孔縱截面圍巖應(yīng)力場(chǎng)Fig.7 Stress field in the surrounding rocks along a borehole longitudinal section

5 沖擊力下鉆孔圍巖破裂分析

分別求出鉆孔橫、縱圍巖的最大、最小主應(yīng)力σ1和 σ3，根據(jù)莫爾強(qiáng)度準(zhǔn)則，可得到使煤體發(fā)生破裂的臨界最大主應(yīng)力：

圍巖破裂機(jī)理如圖8 所示，假設(shè) σ3恒定，令δ=σ1-，當(dāng)δ≥0，即實(shí)際最大主應(yīng)力與臨界最大主應(yīng)力之差等于大于零時(shí)，莫爾應(yīng)力圓與莫爾強(qiáng)度曲線(xiàn)相切或相交，表明圍巖出現(xiàn)破裂，且δ越大，破裂程度越高。

圖8 圍巖破裂機(jī)理Fig.8 Fracturing mechanism of surrounding rocks

取煤層黏聚力c=0.7 MPa，內(nèi)摩擦角?′=20°，其余參數(shù)同上。依據(jù)最大主應(yīng)力和δ含義，分析沖擊力下鉆孔圍巖破裂類(lèi)型和程度，如圖9 所示。(1)由圖9a 可知，鉆孔橫向圍巖葉狀區(qū)最大主應(yīng)力為拉應(yīng)力，分布拉張裂隙，裂隙越接近孔邊發(fā)育程度越高；而非葉狀區(qū)最大主應(yīng)力為壓應(yīng)力，分布?jí)杭袅严?，裂隙均勻發(fā)育。葉狀區(qū)裂隙發(fā)育程度明顯高于非葉狀區(qū)。沖擊力與地層最大主應(yīng)力平行時(shí)，圍巖葉狀區(qū)裂隙延伸長(zhǎng)度最大，這與煤層水壓致裂裂隙向煤層最大主應(yīng)力方向擴(kuò)展的特征相同。圖9b 顯示50 倍鉆孔半徑范圍圍巖的δ＞0，說(shuō)明沖擊力使得該范圍內(nèi)的圍巖處于破裂狀態(tài)，據(jù)此結(jié)合25 mm 鉆孔半徑，可確定沖擊卸壓鉆孔間距為2.5 m。(2)根據(jù)鉆孔縱向圍巖最大主應(yīng)力，如圖9c 所示，可知鉆孔壁邊緣的針狀區(qū)分布?jí)杭袅严?，圍巖上邊界的針狀區(qū)分布張拉裂隙，兩類(lèi)裂隙向圍巖中部延伸，且發(fā)育程度漸降，但基本貫穿整個(gè)圍巖。對(duì)于非針狀區(qū)，沿單側(cè)孔壁分布有發(fā)育均勻的拱形壓剪裂隙區(qū)。圖9d 表明，鉆孔單側(cè)1 m 范圍內(nèi)煤體充分破裂，1～2.5 m 范圍煤體臨界破裂，因此，煤厚×卸壓帶=2 m×2 m 范圍的煤體能夠完全充分破裂，達(dá)到破煤卸壓的目的。

圖9 鉆孔圍巖破裂類(lèi)型與程度Fig.9 Fracturing types and degrees of borehole surrounding rocks

6 數(shù)值模擬驗(yàn)證

為了驗(yàn)證鋼錐沖擊煤層卸壓理論的有效性，構(gòu)建工程背景煤巷圍巖的FLAC3D數(shù)值模型。卸壓孔延伸方向?yàn)閤軸(取30 m)，巷道軸向?yàn)閥軸(取1 m)，豎直方向?yàn)閦軸(取15 m)。頂邊界應(yīng)力約束，左右邊界x方向和前后邊界y方向的速度為0，底邊界x、y、z方向速度均為0，側(cè)壓力系數(shù)為1.5。采用M-C模型作為煤巷圍巖變形破壞的本構(gòu)模型，巖層力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 巖層力學(xué)參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of rock layers

圖10 為煤巷卸壓前垂直應(yīng)力云圖，可以看出高應(yīng)力集中在巷幫深部2.0～5.0 m 范圍，應(yīng)力集中系數(shù)1.2～2.0，與現(xiàn)場(chǎng)情況基本吻合，因此，確定該范圍為煤層的卸壓深度，并在距巷幫2.5 m 和4.5 m 的位置施加與前文相同的沖擊荷載。煤巷沖擊卸壓前后圍巖塑性區(qū)對(duì)比如圖11 所示，卸壓前煤幫在圍巖應(yīng)力作用下0.2 m以淺范圍呈拉剪破壞、0.2～2.0 m 范圍為剪切破壞。沖擊力作用后，煤幫淺部的拉剪破壞深度擴(kuò)大至0.4 m，剪切破壞深度擴(kuò)大至5.0 m。兩個(gè)沖擊施載點(diǎn)之間圍巖的損傷破壞連成一片且上下貫通整個(gè)煤層，這與理論分析的結(jié)果相一致，表明煤幫5.0 m 以淺范圍全部實(shí)現(xiàn)應(yīng)力卸載，高應(yīng)力已從距煤幫2.0 m 處轉(zhuǎn)移至距煤幫5.0 m 之外。

圖10 煤巷卸壓前垂直應(yīng)力分布Fig.10 Vertical stress distribution in a coal roadway before pressure relief

圖11 煤巷卸壓前后塑性區(qū)對(duì)比Fig.11 Comparison of plastic zones in a coal roadway before and after pressure relief

綜上分析表明，通過(guò)調(diào)控磁力鋼錐沖擊裝置的電源電壓、電源頻率以及線(xiàn)圈級(jí)數(shù)等參數(shù)，使得鋼錐僅在2 cm 長(zhǎng)的線(xiàn)圈內(nèi)加速，即可獲得威力可觀(guān)的沖擊力，在其作用下鉆孔圍巖產(chǎn)生顯著力學(xué)效應(yīng)，主要體現(xiàn)為：沖擊力作用方向上呈現(xiàn)極高的應(yīng)力集中，集中系數(shù)平均高達(dá)10.2，促使煤體深度破裂，出現(xiàn)定向割裂裂縫，并大范圍提高了圍巖應(yīng)力值，使得卸壓帶煤體裂隙充分發(fā)育。同時(shí)，沖擊裝置微型化，有利于在中、小直徑鉆孔中安裝，可節(jié)約鉆進(jìn)成本。

考慮到高速撞擊的鋼錐與煤體之間，或沖擊后留在煤層中的鋼錐與采煤機(jī)滾筒之間可能出現(xiàn)摩擦火花，可以在鋼錐表面涂一層苯乙烯醇酸以防止火花產(chǎn)生。鋼錐沖擊卸壓方法相較于水力壓裂無(wú)需占用大型設(shè)備，動(dòng)力電源來(lái)源方便，施工速度快，成本低；較爆破卸壓安全性高，對(duì)煤層不構(gòu)成污染，屬綠色卸壓，故具有較高研究與應(yīng)用價(jià)值。

7 結(jié)論

a.提出一種基于鋼錐沖擊的煤層卸壓方法。該方法利用通電線(xiàn)圈間產(chǎn)生的互感斥力對(duì)繞線(xiàn)鋼錐進(jìn)行加速，使其以高速撞擊煤體，由此形成作用于煤體的高強(qiáng)度沖擊力，以增強(qiáng)破煤效果。理論分析表明，沖擊力主要受控于電源電壓與頻率、線(xiàn)圈級(jí)數(shù)以及每米線(xiàn)圈匝數(shù)。其中，電源電壓是決定沖擊力數(shù)值的第一因素。

b.以左權(quán)五里堠煤礦3 號(hào)沖擊傾向性煤層開(kāi)采地質(zhì)條件為工程背景，建立沖擊力下鉆孔橫、縱截面圍巖力學(xué)模型，獲得圍巖應(yīng)力場(chǎng)。結(jié)果顯示，沿沖擊力作用方向，鉆孔橫、縱圍巖分別出現(xiàn)葉狀和針狀極高應(yīng)力區(qū)。沿鉆孔橫向、徑向壓應(yīng)力在100 倍鉆孔半徑區(qū)域內(nèi)保持50 MPa；切向拉應(yīng)力最長(zhǎng)延伸距離達(dá)到5 倍鉆孔半徑，其平均應(yīng)力集中系數(shù)6.2。沿鉆孔縱向，距孔邊緣0～1.5 m 為壓剪高應(yīng)力區(qū)；1.5～2.5 m 為壓拉剪高應(yīng)力區(qū)。

c.依據(jù)圍巖最大主應(yīng)力分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)鉆孔橫向圍巖葉狀區(qū)和非葉狀區(qū)分別分布拉張裂隙和壓剪裂隙；鉆孔縱向圍巖主要出現(xiàn)壓剪裂隙。按照實(shí)際最大主應(yīng)力與臨界最大主應(yīng)力差值評(píng)估圍巖破裂范圍與程度，確定卸壓鉆孔間距為2.5 m，顯示2 m 卸壓帶內(nèi)整層煤體裂隙發(fā)育充分，并通過(guò)數(shù)值模擬驗(yàn)證了該結(jié)論，證明鋼錐沖擊破煤卸壓理論的可行性。

d.鋼錐沖擊破煤效果明顯，可調(diào)可控，實(shí)施方便，成本低廉，在煤巖體卸壓、煤層增透等領(lǐng)域有較好推廣前景。未來(lái)需進(jìn)一步完善沖擊力與煤巖體物理力學(xué)參數(shù)的變化關(guān)系，為建立鋼錐沖擊卸壓應(yīng)用與評(píng)價(jià)體系提供理論基礎(chǔ)。

符號(hào)注釋?zhuān)?/p>

c為黏聚力，MPa；f為交流電電源頻率，Hz；F為鋼錐線(xiàn)圈與加速線(xiàn)圈間的斥力，N；Fp為鉆孔內(nèi)壓力，N；Fs為鉆孔縱截面圍巖側(cè)邊界上的剪力，N；為交流電一個(gè)周期內(nèi)斥力的平均值，N；F*為鋼錐對(duì)煤體的沖擊力，N；h為鉆孔縱向研究段高度，m；i1、i2分別為加速線(xiàn)圈和鋼錐線(xiàn)圈電流，A；k為感應(yīng)線(xiàn)圈耦合系數(shù)，取1；l為鉆孔縱向研究段長(zhǎng)度，m；l0為鉆孔縱向相鄰兩沖擊力的間距，m；l*為單個(gè)加速線(xiàn)圈長(zhǎng)度，m；L1、L2分別為加速線(xiàn)圈和鋼錐線(xiàn)圈電感，H；m為鋼錐質(zhì)量，kg；M為加速線(xiàn)圈與鋼錐線(xiàn)圈間的互感，H；M0為鋼錐進(jìn)入加速線(xiàn)圈時(shí)鋼錐線(xiàn)圈與加速線(xiàn)圈間的互感，H；M′為彎矩，N·m；n、N分別為每米線(xiàn)圈匝數(shù)和加速線(xiàn)圈級(jí)數(shù)；r為鉆孔半徑，m，取2.5 cm；r*為鉆孔橫截面圍巖無(wú)窮遠(yuǎn)處的極半徑，m；R1、R2分別為加速線(xiàn)圈和鋼錐線(xiàn)圈電阻，Ω；s為線(xiàn)圈面積，m2；t、分別為交流電時(shí)間和鋼錐沖擊煤體的時(shí)間，s；U為交流電源電壓，V；v為鋼錐被加速后的速度，m/s；X為加速線(xiàn)圈與鋼錐線(xiàn)圈中心之間的距離，m；δ為實(shí)際最大主應(yīng)力與臨界最大主應(yīng)力之差，MPa；ε0為交流電電動(dòng)勢(shì)振幅，V；θ、θ′分別為鉆孔橫截面圍巖任一點(diǎn)極角和沖擊力作用點(diǎn)在鉆孔橫截面上的極角，rad；λ1、λ2分別為鉆孔橫、縱向側(cè)壓力系數(shù)；μ為介質(zhì)磁導(dǎo)率，H/m；ρ為鉆孔橫截面圍巖任一點(diǎn)的極半徑，m；σ1、σ3、分別為最大、最小主應(yīng)力和最大臨界主應(yīng)力，MPa；σH1、σH2分別為鉆孔橫、縱截面圍巖邊界的水平地應(yīng)力，MPa；σx為鉆孔縱截面圍巖水平應(yīng)力，MPa；σy為鉆孔縱截面圍巖垂直應(yīng)力，MPa；σV為鉆孔橫、縱截面圍巖邊界的垂直地應(yīng)力，MPa；σθ、σρ分別為鉆孔橫截面圍巖的切向應(yīng)力和徑向應(yīng)力，MPa；τxy為鉆孔縱截面圍巖剪應(yīng)力，MPa；τρθ為鉆孔橫截面圍巖剪應(yīng)力，MPa；φ′為內(nèi)摩擦角，(°)；Φ、φ分別為鉆孔橫、縱截面圍巖的應(yīng)力函數(shù)；?為沖擊力作用點(diǎn)在鉆孔橫截面上的極角集合，取值0、π/2、π、3π/2、2π；ω為交流電角頻率，rad/s。