摘 要：針對巨厚煤層煤巷掘進期間的卸壓防沖合理調(diào)控問題，以準東二礦1101工作面巨厚煤層巷道掘進為背景，采用理論分析與數(shù)值模擬方法，開展超前定向長鉆孔高壓注水卸壓研究，通過揭示巷道掘進期間沖擊地壓發(fā)生機制，提出定向長鉆孔高壓注水超前卸壓調(diào)控模式，基于煤體裂縫擴展規(guī)律數(shù)值分析和濕潤半徑的計算，確定了巨厚煤層巷道圍巖定向長鉆孔卸壓參數(shù)，掌握了不同卸壓參數(shù)下圍巖能量及塑性區(qū)演化規(guī)律，并優(yōu)化鉆孔合理布置參數(shù)。結(jié)果表明：圍巖隨著距巷幫深度增加，受力狀態(tài)逐漸由一維向三維受力狀態(tài)轉(zhuǎn)變，局部形成高能量差造成沖擊顯現(xiàn)；當(dāng)鉆孔距巷幫寬7 m時，巷幫能量峰值為17.31×10⁴ J·m^-3，相比未卸壓狀態(tài)超前區(qū)域，能量峰值下降幅度達10.03%；鉆孔距底板6 m時，單位能量峰值梯度為1.17×10⁴ J·m^-3，比未卸壓狀態(tài)超前區(qū)域能量峰值下降幅度達11.95%；不同卸壓參數(shù)下，能量轉(zhuǎn)移深度和梯度均呈現(xiàn)負相關(guān)關(guān)系，塑性區(qū)延伸深度和面積呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，鉆孔距巷幫寬7 m，距底板深6 m時，塑性區(qū)深度和面積達到峰值，圍巖的卸壓效果較優(yōu)；注水區(qū)域視電阻率降低幅度達到42%，注水后應(yīng)力降低幅度約為12.73%，注水后圍巖整體的卸壓效果較好。研究結(jié)果為巨厚煤層巷道掘進期間卸壓防沖提供了科學(xué)指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：巨厚煤層；超前卸壓；定向長鉆孔；注水卸壓；參數(shù)確定

中圖分類號：TD 32""" 文獻標志碼：A

文章編號：1672-9315（2025）01-0035-14

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2025.0104

Research on high pressure water injection and pressure relief in advance directional long borehole of coal roadway in extremely thick coal seam

CUI Feng GAO Yuanjiang⁴，LI Yifei¹，TAN Li⁴，PENG Baoshan⁴，SHI Weizhan⁴，HU Yanbo⁴

（1.College of Energy Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China；

2.Key Laboratory of Western Mine Exploitation and Hazard Prevention，Ministry of Education，

Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China；

3.Key Laboratory of Coal Resources Exploration and Comprehensive Utilization，Ministry of Natural Resources，Xi’an 710021，China；

4.State Grid Energy Xinjiang Zhundong Coal Power Co.，Ltd.，Changji 831800，China）

Abstract：In order to ensure reasonable regulation and control of pressure relief and anti-impact during the excavation of coal roadway in extremely-thick coal seam，the roadway excavation of extremely-thick coal seam in 1101 working face of Zhundong No.2 Coal Mine was taken as an reserach object，a study of" high pressure water injection and pressure relief of advanced directional long borehole was made by means of" theoretical analysis and numerical simulation methods.By revealing the mechanism of rock burst during roadway excavation，the advanced pressure relief control mode of high-pressure water injection in directional long borehole was proposed，and from the numerical analysis of coal fracture propagation law and the calculation of wetting radius，the theoretical formula was used to determine the pressure relief parameters of directional long borehole in surrounding rock of extremely-thick coal seam roadway.The evolution law of surrounding rock energy and plastic zone under different pressure relief parameters was established，and the reasonable layout parameters of borehole are optimized.The results show that the stress state of the surrounding rock gradually changes from one-dimensional to three-dimensional with the increase of the depth from the roadway side，and the high energy difference is formed locally to cause the impact.When the borehole is 7 m away from the roadway side，the peak energy of the roadway side is 17.31×10⁴ J·m^-3，and the peak energy of the leading area decreases by 10.03% over the unrelieved state.The energy peak gradient is 1.17×10⁴ J·m^-3 when the borehole is 6m away from the floor，and the energy peak in the leading area decreases by 11.95%.Under different pressure relief parameters，the depth and gradient of energy transfer are negatively correlated，and the depth and area of plastic zone extension are positively correlated，the depth and area of plastic zone reach the peak，when the borehole is 7 m wide from the roadway side and 6 m deep from the floor，and the pressure relief effect of surrounding rock is better.The apparent resistivity of the water injection area is reduced by 42%，and the stress reduction after water injection is about 12.73%，the overall pressure relief effect of the surrounding rock after water injection is better.The research provide scientific guidance for pressure relief and rock burst prevention during roadway excavation in extremely-thick coal seam.

Key words：extremely-thick coal seam；pressure relief in advance；directional long borehole；water injection pressure relief；parameter determination

0 引 言

煤礦巷道掘進或回采期間受應(yīng)力場和掘進擾動造成煤巖體聚集大量能量，局部釋放造成動力事件顯現(xiàn)^[1-3]，制定合理的圍巖卸壓措施能夠有效降低沖擊地壓等動力現(xiàn)象發(fā)生。

沖擊地壓的研究認為，采掘過程中較大的地應(yīng)力夾持加上擾動應(yīng)力的動載疊加，使得動靜載荷疊加誘導(dǎo)沖擊地壓顯現(xiàn)，為此提出沖擊地壓動靜載荷疊加理論^[4]。齊慶新等認為開采過程受應(yīng)力場和采掘活動影響，工作面等區(qū)域應(yīng)力失調(diào)不穩(wěn)，局部區(qū)域應(yīng)力集中能量不斷積累，造成明顯的動力現(xiàn)象^[5]；趙同彬等研究了地質(zhì)構(gòu)造區(qū)域煤厚變化下能量和支承壓力的分布特征，揭示了煤厚變異區(qū)沖擊地壓發(fā)生機制^[6]；夏永學(xué)等利用多種監(jiān)測手段揭示了特厚煤層是在特定的地質(zhì)環(huán)境下以靜載為絕對主導(dǎo)的自發(fā)型沖擊^[7]；魏宏超等在巷道卸壓研究方面，結(jié)合沖擊礦井的煤巖體應(yīng)力特征、鉆孔孔壁失穩(wěn)特征及施工特征，提出大直徑卸壓孔快速成孔的關(guān)鍵技術(shù)^[8]；鄧廣哲等深入探究了圓孔孔壁裂縫水壓擴張規(guī)律，揭示了水力致裂歷經(jīng)的3個階段以及各階段對應(yīng)的臨界壓力，為煤體水力弱化這一卸壓手段提供了理論依據(jù)^[9]；華明國等運用多物理場耦合數(shù)值模擬，研究水力沖孔卸壓有效影響半徑并優(yōu)化注水卸壓工藝參數(shù)，以此指導(dǎo)鉆孔準確布置，為相關(guān)實踐提供有力參考^[10]；郭相斌等利用定向水力壓裂對煤層高應(yīng)力區(qū)域卸壓，有效改變了煤層內(nèi)部的應(yīng)力分布狀態(tài)，從而達到防治礦井動力災(zāi)害的目的^[11]。實踐表明，礦井運用定向水力壓裂技術(shù)可提高煤層的滲透性，同時可以達到巷道圍巖卸壓效果，降低潛在危險性^[12-13]。

大量學(xué)者此前圍繞沖擊地壓機制和卸壓措施開展了深入且具有重要價值的研究工作，涵蓋了沖擊地壓發(fā)生原理的詳細剖析，以及多種常規(guī)卸壓手段有效性的驗證。然而，面對巨厚強沖擊傾向性煤層這一復(fù)雜的地質(zhì)條件，巷道圍巖卸壓技術(shù)的研究仍需進一步深入?；诖?，筆者將定向長鉆孔卸壓技術(shù)應(yīng)用于巨厚強沖擊傾向性煤層巷道圍巖卸壓，以達到針對巨厚煤層的超前區(qū)域卸壓效果。采用理論分析、數(shù)值模擬等方法，詳細探討了該技術(shù)的卸壓機制和參數(shù)優(yōu)化，旨在為巨厚煤層巷道掘進期間卸壓防沖提供理論依據(jù)與技術(shù)指導(dǎo)。

1 工程背景

準東二礦位于準格爾盆地東部邊緣，該礦南北長12.3～13.5 km，東西寬約12 km，面積約150.85 km²。主采B1煤層，傾角約1°～3°，局部最大6°，埋深518～544 m，平均厚度53.16 m。1101工作面所屬B1煤層，工作面長度240 m，走向長度2 570 m，工作面分層平均為18 m，分層綜放開采，采放比為1∶3。1101工作面的輔運順槽5.5 m×3.6 m（寬×高），設(shè)計全長2 679 m。掘進方向為最大主應(yīng)力21.09 MPa。

準東二礦1101工作面順槽掘進過程中伴有震動和煤炮聲響等沖擊現(xiàn)象。通過地音監(jiān)測系統(tǒng)發(fā)現(xiàn)，2022年8月30日總能量達到1.3×10⁴ J，頻次達到110，單個事件的能量約為118 J，監(jiān)測到明顯的低能高頻地音活動。現(xiàn)場產(chǎn)生巨大的煤炮聲和迎頭區(qū)域小煤塊震落現(xiàn)象，井下無人員傷亡或設(shè)備損壞。巷道布置如圖1所示。

2 巨厚煤層巷道沖擊地壓發(fā)生機制

2.1 應(yīng)力重新分布與動源響應(yīng)分析

巨厚煤層煤巷開挖后應(yīng)力場重新分布，應(yīng)力不斷轉(zhuǎn)移并疊加易誘發(fā)沖擊地壓如圖2所示。

巨厚煤層巷道掘進受覆巖運動或垮落影響較小，動源響應(yīng)主要來自2個方面：一方面是煤層埋深和煤層厚度大，上覆巖層和煤層自重導(dǎo)致垂直應(yīng)力較高，使得巷道周圍的應(yīng)力集中現(xiàn)象更加顯著，整個巷道掘進期間始終受高地應(yīng)力夾持^[4]；另一方面由于巨厚煤層厚度大，煤巖體內(nèi)部能量累計更多，當(dāng)采掘活動引起煤巖體結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，巷道圍巖淺部應(yīng)力不斷釋放，圍巖深部煤體應(yīng)力集中，應(yīng)力在煤體中不斷疊加，并經(jīng)過二次調(diào)整，導(dǎo)致局部應(yīng)力狀態(tài)異常，不斷聚集的能量超過圍巖承載極限便在煤體中突然釋放，造成煤炮和沖擊現(xiàn)象。掘進面受最大主應(yīng)力夾持形成危險區(qū)域，在擾動應(yīng)力下能量聚集造成動源響應(yīng)。

2.2 極限破壞能量判據(jù)及其計算

巷道開挖后圍巖受力狀態(tài)發(fā)生改變，三維受力狀態(tài)下煤巖體的應(yīng)變能密度EU為^[14]

EU=12E［σ21+σ22+σ23－2μ（σ1σ2+σ2σ3+σ3σ1）］

（1）

式中 σ1，σ2，σ3為三向應(yīng)力，MPa；μ為泊松比；E為彈性模量，GPa。

煤體達到單向應(yīng)力狀態(tài)的破壞能量時，煤體

發(fā)生破壞，即最小能量原理^[14]，最小破壞能量Efmin為

Efmin=σ2c/2E

（2）

式中 σc為單軸抗壓強度，取17.56 MPa。

最小破壞能量差Wc為

Wc=EU－Efmin

（3）

圖3為一維受力狀態(tài)下巷道呈現(xiàn)單面卸荷狀態(tài)，圍巖應(yīng)力和強度增大，能量驅(qū)動下煤體達到破壞所需的最小能量Efmin，超過圍巖承載極限煤體發(fā)生破壞。

從圖3可以看出，二維、三維受力狀態(tài)煤體表現(xiàn)為邊加載邊卸載，圍巖應(yīng)力不斷調(diào)整，側(cè)向支承壓力達到峰值，圍巖強度受夾持作用不斷硬化；三維受力狀態(tài)下圍巖應(yīng)力逐漸下降到原巖應(yīng)力水平，圍巖強度呈現(xiàn)硬化現(xiàn)象^[15]。利用數(shù)值模擬計算未卸壓下應(yīng)力峰值，經(jīng)式（1）計算得出能量達到18.82×10⁴ J·m^-3，單軸抗壓強度取17.56 MPa，經(jīng)式（2）計算煤體達到破壞消耗的最小能量為8.92×10⁴ J·m^-3。圍巖淺部和深部產(chǎn)生較大的能量差見式（3），能量突然釋放造成沖擊地壓顯現(xiàn)。

3 定向長鉆孔注水卸壓參數(shù)

3.1 巷道定向長鉆孔高壓注水調(diào)控模式

目前礦上采用大直徑鉆孔卸壓調(diào)控模式，以達到卸壓防沖擊地壓的目的。

從圖4（a）和圖4（b）可以看出，大直徑鉆孔卸壓受工藝和設(shè)備影響，在掘進面后方局部形成弱卸壓區(qū)，施工隨掘進而循環(huán)作業(yè)，工序較為繁瑣且造成人員聚集，不利于人員安全。為打破常規(guī)大直徑鉆孔卸壓的局限性，結(jié)合巨厚煤層典型性以及節(jié)理裂隙發(fā)育條件，提出定向長鉆孔高壓注水對巷道開展超前區(qū)域卸壓調(diào)控模式。從圖4（c）和圖4（d）可以看出，通過在掘進面后方約30 m的鉆場，沿掘進方向超前施工數(shù)百米的定向長鉆孔后進行高壓注水，保證在煤層中實現(xiàn)短時間內(nèi)精準定向且一次成孔^[16-18]，保證穿煤速度和長度，同時施工高壓注水不耽誤掘進作業(yè)，降低鉆孔附近圍巖在不同受力狀態(tài)下高能量差及弱化應(yīng)力傳遞，實現(xiàn)巷道的超前區(qū)域卸壓，達到預(yù)注水弱化煤體降低沖擊地壓顯現(xiàn)危險，始終確保巷道、人員和設(shè)備在全局卸壓區(qū)域內(nèi)作業(yè)。

3.2 定向長鉆孔高壓注水卸壓機制

巷道掘進導(dǎo)致圍巖能量不斷調(diào)整疊加，局部煤體產(chǎn)生較高的能量差突然釋放，使得煤巖體發(fā)生震動和沖擊地壓等現(xiàn)象^[19-21]。定向長鉆孔高壓注水卸壓能量轉(zhuǎn)移及釋放，如圖5所示。以鉆孔為中心形成注水弱化區(qū)域，滲流作用下塑性區(qū)不斷向外部拓展^[22]，弱化煤體儲存能量的能力。通過定向長鉆孔高壓注水措施，使巷道掘進方向沿著超前數(shù)百米范圍內(nèi)超前區(qū)域，緩解受掘進擾動影響下能量在圍巖深部積累和空間上調(diào)整不均等問題，降低超前區(qū)域?qū)嶓w煤的高能量差，阻斷能量連續(xù)傳遞路徑弱化能量積聚^[23-24]，達到超前卸壓的效果，降低巷道圍巖發(fā)生沖擊的先決條件，保障巷道安全穩(wěn)定。

3.3 卸壓參數(shù)的分析與確定

3.3.1 煤體裂縫擴展規(guī)律

根據(jù)現(xiàn)場施工的煤層地質(zhì)條件，巷道完成注水后，壓裂裂縫主要在巷道破壞影響范圍內(nèi)，因此，利用PFC2D數(shù)值模擬分析二維平面中高壓注水后鉆孔周圍煤體的裂縫擴展形態(tài)，如圖6所示。

建立3 m×3 m的平面模型，模型中間位置取直徑75 mm的鉆孔，鉆孔為南北方向布置，模型左右兩邊施加?xùn)|西方向13.46 MPa的應(yīng)力，上下邊界施加14.38 MPa的應(yīng)力進行約束。根據(jù)現(xiàn)場參數(shù)，模型選取線性接觸模型，阻尼系數(shù)為0.7，kn法向剛度系數(shù)取2×10⁶，ks切向剛度系數(shù)取1.2×10⁸，流體模量取2.0 GPa，煤體密度取1 400 kg/m3，注水壓力為10 MPa。

煤體受不同力學(xué)性質(zhì)和地應(yīng)力的影響，孔壁內(nèi)壓力超過開裂所需應(yīng)力時，裂縫向不同方向擴展。高壓注水對煤體產(chǎn)生劈裂和貫通作用，導(dǎo)致煤體裂隙擴展與通道發(fā)生變化，改變原生和次生裂隙發(fā)展方向。從圖6可以看出，應(yīng)力夾持下和煤體中本身存在天然裂隙影響，導(dǎo)致注水后裂隙從鉆孔中心向四周拓展，孔壁附近裂縫基本呈現(xiàn)放射狀，形成導(dǎo)向裂縫不斷發(fā)育擴展，造成內(nèi)部結(jié)構(gòu)改變且在圍巖應(yīng)力與注水共同作用下引導(dǎo)煤層弱化破壞^[25-26]，達到卸壓防沖擊地壓的效果。

3.3.2 煤體注水濕潤半徑

由于鉆孔遠小于濕潤半徑，故煤層中注水簡化為平面徑向滲流^[27]，如圖7所示。

達西定律可寫成

Q=vs=－2πrhkμdpdr

（4）

式中 v為滲流速度，cm/s；Q為注水流量，cm³/s；s為橫截面積，m²；k為煤層的滲透率，D；μ為流體黏度，cp；h為鉆孔長度，m；r為外邊界半徑，m。

滲流的平均速度

=－k（pr－pw）μ（r－rw）

（5）

式中 pr為距鉆孔r處壓力，Pa；pw為內(nèi)邊界壓力，Pa；rw為內(nèi)邊界半徑，m。

實際工作中為減小煤層注水對掘進影響，注水時間t固定，則單位時間內(nèi)濕潤半徑為R=×t。

R=k（pr－pw）μ（r－rw）t

（6）

根據(jù)式（6），rw取0.037 5 m，pw取10 MPa，k取0.000 752，μ取0.865cp，注水時間t取72 h，計算得到煤體濕潤范圍為2.71 m。

3.3.3 巷幫卸壓參數(shù)確定

如圖8所示，定向長鉆孔布置在巷道幫部，結(jié)合錨桿長度，錨桿外側(cè)預(yù)留一定范圍的保護層。

考慮注水濕潤半徑，鉆孔距巷幫寬度D為

D=Lg+Bg+R

（7）

式中 Lg為錨桿長度，m；Bg為錨桿保護層，m；R為煤層中注水影響半徑，m。

Lg取2.4 m，Bg分別取0.5，1.5，2.5，3.5 m，考慮煤層夾矸等因素影響濕潤半徑R，根據(jù)式（7）計算得到，鉆孔距巷幫寬度D分別為5，6，7，8 m。

3.3.4 底板卸壓參數(shù)確定

如圖9所示，定向長鉆孔布置在巷道底板，考慮下分層厚度，下分層巷道高度，下分層錨索長度，錨索外側(cè)保護層，煤層中注水的濕潤半徑，鉆孔距底板深度D1為

D1=H－H1－Ls－Bs－R

（8）

式中 H為下分層厚度，m；H1為下分層巷道高度，m；Ls為錨索長度，m；Bs為錨索保護層，m；R為煤層注水影響半徑，m。

考慮下分層并未開采，H取22 m，H1取3.6 m，Ls為8 m，Bs分別取0.5，1.5，2.5，3.5 m，考慮濕潤半徑R，根據(jù)式（8）計算得到鉆孔距底板深度D1分別為4，5，6，7 m。

4 基于定向長鉆孔卸壓參數(shù)的數(shù)值模擬

4.1 模型的構(gòu)建及方案

利用FLAC^3D數(shù)值軟件對未卸壓模型及不同卸壓參數(shù)展開分析。卸壓模型尺寸為50 m×50 m，巷道尺寸為5.5 m×3.6 m，鉆孔孔徑為75 mm。模型上方為自由面且施加垂直載荷14.38 MPa和

重力加速度9.8 m/s2；x（東西）方向施加13.46 MPa；y（南北）方向施加21.09 MPa的應(yīng)力，四周及底部施加位移約束?？紤]高壓注水卸壓機理，結(jié)合裂縫擴展方向、注水濕潤半徑以及考慮巷道支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，通過式（7）、式（8）計算，并建立鉆孔距巷幫寬5，6，7，8 m，距底板深4，5，6，7 m模型。利用數(shù)值模擬的CONFIG fluid滲流模式，注水壓力為10 MPa對模型進行固液耦合運算。未卸壓模型與卸壓模型力學(xué)性質(zhì)及參數(shù)一致，但不設(shè)計定向長鉆孔。煤層物理力學(xué)參數(shù)見表1。卸壓模型設(shè)計如圖10所示。

4.2 幫部圍巖定向長鉆孔卸壓參數(shù)影響規(guī)律

4.2.1 能量和定向長鉆孔布置參數(shù)關(guān)系

巷道圍巖能量轉(zhuǎn)移規(guī)律與定向鉆孔卸壓參數(shù)的耦合規(guī)律如圖11～圖15所示。從圖11～圖12可以看出，長鉆孔導(dǎo)致巷幫出現(xiàn)雙峰值應(yīng)力，即巷幫淺部區(qū)域和巷幫深部鉆孔附近出現(xiàn)應(yīng)力集中，鉆孔距巷幫越寬其應(yīng)力雙峰值區(qū)域越明顯，高能量范圍越大。鉆孔距巷幫越近掘進面超前區(qū)域卸壓效果越明顯，能量釋放區(qū)域范圍越大，高能量積聚區(qū)域范圍越小。

從圖13可以看出，定向長鉆孔高壓注水對掘進面超前區(qū)域產(chǎn)生卸壓效果，降低能量峰值避免局部積聚。鉆孔分別距巷幫寬5，6，7，8 m時，超前區(qū)域能量峰值分別為16.45×10⁴，17.00×10⁴，16.87×10⁴，17.39×104 J·m^-3，未卸壓狀態(tài)時；超前能量峰值為18.75×10⁴ J·m^-3。鉆孔距巷幫寬7 m時，相比未卸壓狀態(tài)下能量降幅達10.03%，局部高能量差明顯降低，考慮避免布置位置過近破壞幫部煤壁穩(wěn)定，此時巷道超前區(qū)域卸壓效果較好。

從圖14、圖15可以看出，隨著鉆孔距巷幫寬度的增加，鉆孔周圍能量峰值分別為17.21×10⁴，17.85×10⁴，17.31×10⁴，18.62×10⁴ J·m^-3，未卸壓狀態(tài)下能量峰值為18.82×10⁴ J·m^-3。通過對不同卸壓參數(shù)下圍巖深部最大能量峰值和距離確定能量轉(zhuǎn)移深度和能量梯度。鉆孔距巷幫寬度增加，能量峰值轉(zhuǎn)移深度分別為3.3，3.7，4.0，3.2 m，未卸壓狀態(tài)下能量轉(zhuǎn)移深度為3 m，單位梯度達到6.27×10⁴ J·m^-3。鉆孔距巷幫7 m時，轉(zhuǎn)移深度最大，能量梯度最小，此時局部高能量區(qū)域不斷向深部轉(zhuǎn)移，沖擊危險性降低。鉆孔距巷幫寬8 m時，能量轉(zhuǎn)移深度最小，能量梯度達到峰值，巷道圍巖明顯卸壓不足，雙峰值應(yīng)力區(qū)域愈發(fā)明顯，此時能量轉(zhuǎn)移深度與能量梯度呈負相關(guān)。

4.2.2 塑性區(qū)和定向長鉆孔布置參數(shù)關(guān)系

巷道圍巖塑性區(qū)范圍與定向鉆孔卸壓參數(shù)耦合關(guān)系如圖16～圖17所示。巷道開挖圍巖出現(xiàn)塑性區(qū)，幫角附近煤體彈性能不斷向外釋放，煤巖逐漸轉(zhuǎn)變成塑性狀態(tài)，注水后巷道塑性區(qū)拓展范圍明顯增大。定向鉆孔距巷幫寬8 m時，由于注水弱化能力有限，鉆孔注水范圍與巷幫并未形成相連的塑性區(qū)。

如圖17所示，隨定向長鉆孔布置寬度增加，塑性區(qū)面積和最大深度呈現(xiàn)先增大后降低趨勢，鉆孔距幫7 m時達到峰值，塑性區(qū)延伸范圍達到峰值9.42 m，圍巖破壞塑性區(qū)面積達到峰值186.59 m²，相比未卸壓狀態(tài)下面積增大35.69%。注水與掘進擾動導(dǎo)致能量向巷道空間及幫角處轉(zhuǎn)移，弱化區(qū)域明顯較大，塑性區(qū)最大深度與塑性區(qū)面積變化趨勢一致。

4.3 底板圍巖定向長鉆孔卸壓參數(shù)影響規(guī)律

4.3.1 能量和定向長鉆孔布置參數(shù)關(guān)系

能量轉(zhuǎn)移規(guī)律與底板定向長鉆孔卸壓參數(shù)耦合規(guī)律如圖18～圖22所示。從圖18～圖19可以看出，巷道底板下方施工定向長鉆孔高壓注水能夠明顯阻斷底板淺部區(qū)域能量聚集，迫使底板能量峰值向深部轉(zhuǎn)移，鉆孔附近形成弱化區(qū)域。鉆孔距巷道底板越近，能量釋放效果越好，鉆孔與底板連接形成大范圍的藍色低能量區(qū)域。掘進面前方16～18×10⁴ J·m^-3紅色高能量區(qū)域，隨鉆孔距底板深度增加范圍逐漸增大，預(yù)示著超前實體煤中危險程度逐漸增加，卸壓效果明顯降低。

如圖20所示，鉆孔越靠近底板，掘進面前方能量下降幅度越大，注水使得能量峰值向深部轉(zhuǎn)移。掘進面超前區(qū)域能量峰值分別為15.97×10⁴，16.51×10⁴，17.03×10⁴，18.02×10⁴ J·m^-3，鉆孔底板6 m時相比未卸壓狀態(tài)下能量峰值降幅達11.95%。能量峰值隨鉆孔距底板深度增加峰值呈現(xiàn)線性遞增趨勢，掘進面超前區(qū)域?qū)嶓w煤弱化效果不斷減弱，預(yù)示掘進面超前區(qū)域危險程度逐漸增加。

如圖21所示，不同卸壓參數(shù)下，能量均逐漸增大達到峰值，在鉆孔附近以較快的速度下降，最后能量增大在圍巖深部趨近穩(wěn)定。定向長鉆孔分別距巷道底板下方4，5，6，7 m時，底板的能量峰值為4.41×10⁴，5.25×10⁴，5.82×10⁴，6.54×10⁴ J·m^-3。由于鉆孔存在使鉆孔周圍某點聚集能量高于未卸壓狀態(tài)下能量，但整體注水后底板下方存在明顯卸壓弱化區(qū)域。鉆孔距巷道底板4 m時，能量峰值最小，相比7 m位置能量峰值降幅達32.56%。說明鉆孔距底板越近，注水能有效降低底板能量聚集狀態(tài)。

通過對不同卸壓參數(shù)下底板下方能量峰值和距離確定能量轉(zhuǎn)移深度和能量梯度。從圖22可以看出，不同卸壓參數(shù)下能量峰值轉(zhuǎn)移深度分別為3.0，3.5，5.0，6.0 m。轉(zhuǎn)移深度隨鉆孔布置深度增加逐漸增大，能量傳遞路徑上單位能量梯度逐漸降低，能量狀態(tài)趨近穩(wěn)定，但卸壓效果同樣降低。轉(zhuǎn)移深度和能量梯度變化趨勢呈現(xiàn)負相關(guān)性。底板定向鉆孔高壓注水可以降低能量峰值，減弱底板能量蓄能的能力，保障巷道穩(wěn)定。

4.3.2 塑性區(qū)和定向長鉆孔布置參數(shù)關(guān)系

底板布置定向長鉆孔與塑性區(qū)范圍的耦合關(guān)系如圖23～圖24所示。應(yīng)力不斷向底板方向釋放和轉(zhuǎn)移，煤體塑性區(qū)范圍不斷延伸與擴張。從塑性區(qū)云圖看出，鉆孔布置距底板越近，底板附近煤巖體的剪切-拉伸破壞形式愈明顯。定向鉆孔高壓注水對幫角處塑性延伸有明顯影響，開挖導(dǎo)致幫角彈性區(qū)逐漸轉(zhuǎn)為塑性區(qū)，隨定向鉆孔距底板深度增加，幫角的塑性從向外擴展延伸狀態(tài)到幫角塑性區(qū)收縮狀態(tài)轉(zhuǎn)變。

如圖24所示，底板塑性區(qū)不斷向下方延伸，不同卸壓參數(shù)下底板塑性區(qū)最大范圍達到7.69，8.78，9.99，3.93 m。定向長鉆孔距底板深度增加，塑性區(qū)面積先減小后增大，鉆孔距底板6 m達峰值207.1 m²，相比未卸壓狀態(tài)下塑性區(qū)面積增幅達72.58%，隨后幫角處塑性區(qū)不斷收縮。塑性區(qū)面積和塑性最大深度呈現(xiàn)正相關(guān)性，鉆孔距底板越近，底板受注水影響破壞越大，越不利于底板的穩(wěn)定。

4.4 基于數(shù)值模擬卸壓參數(shù)優(yōu)化

4.4.1 幫部卸壓效果及參數(shù)優(yōu)化

定向長鉆孔高壓注水卸壓改變能量聚集狀態(tài)降低高能量差形成弱化區(qū)域。巷幫不同卸壓參數(shù)下卸壓影響統(tǒng)計見表2，鉆孔距巷幫寬5，7 m時能量峰值較小，形成的高能量差明顯降低。鉆孔距巷幫寬8 m時，能量梯度最大為5.81×10⁴ J·m^-3，能量梯度隨鉆孔距幫部寬度增大先逐漸降低后升高。鉆孔距巷幫寬5，6 m時能量相互疊加，不利于圍巖穩(wěn)定，導(dǎo)致能量梯度大，轉(zhuǎn)移能量的能力差，且對支護結(jié)構(gòu)造成一定程度破壞。

鉆孔距巷幫寬度增大，塑性區(qū)面積和延伸范圍先逐漸增大，達到峰值后下降。鉆孔距巷幫寬8 m時，塑性區(qū)并未與鉆孔高壓注水的塑性區(qū)域相連接，巷幫塑性區(qū)向深部延伸4.52 m。鉆孔距幫部7 m時，塑性區(qū)面積和最大延伸深度均達到峰值，巷道卸壓弱化范圍較大，能夠達到超前區(qū)域卸壓防沖擊地壓的效果。

礦井采用22 mm×2 400 mm的錨桿支護巷道，保障錨桿的錨固效果，避免注水后破壞支護結(jié)構(gòu)，考慮煤層節(jié)理裂隙等對現(xiàn)場注水影響，結(jié)合數(shù)值模擬分析結(jié)果，綜合考慮將定向長鉆孔布置在距巷幫寬7 m處，對避免能量積聚和降低高能量差的效果較好，超前區(qū)域?qū)嶓w煤弱化范圍較明顯。

4.4.2 底部卸壓效果及參數(shù)優(yōu)化分析

底板下方定向長鉆孔的合理布置，應(yīng)避免對底板造成不必要的破壞，且對下分層達到提前弱化卸壓作用，利于下分層的及時有效垮落。

底板不同卸壓參數(shù)下影響統(tǒng)計見表3，定向鉆孔距底板深度不斷增加，能量峰值呈現(xiàn)線性增大，不斷向深部轉(zhuǎn)移，能量梯度呈非線性降低趨勢，能量轉(zhuǎn)移路徑上能量愈發(fā)穩(wěn)定，但卸壓效果明顯降低。鉆孔距底板深4 m時能量峰值最小，底板淺部圍巖塑性破壞區(qū)域貫通較大，對底板破壞較為明顯。相比未卸壓狀態(tài)下隨鉆孔距底板深度增加塑性區(qū)深度和面積呈現(xiàn)先逐漸增大達到峰值9.99 m和207.10 m²后降低趨勢。

考慮鉆孔距底板較近造成淺部煤體破壞，較遠對底板卸壓不足，結(jié)合數(shù)值分析確定鉆孔布置距底板下方6 m時利于達到巷道的全局卸壓，減小迎頭在掘進擾動下能量積聚狀態(tài)，達到超前區(qū)域卸壓效果。

通過對比分析在巷幫和底板布置定向長鉆孔高壓注水模擬，分別優(yōu)化確定鉆孔距巷幫寬度及距底板深度，巷道掘進期間在巷幫和底板施工定向長鉆孔高壓注水對圍巖全局的卸壓效果較好。

5 現(xiàn)場注水驗證

根據(jù)數(shù)值模擬試驗結(jié)果，現(xiàn)場利用能夠?qū)崿F(xiàn)多種鉆孔角度的ZDY4500LQ型煤礦用履帶式全液壓坑道鉆機完成鉆孔施工，注漿泵完成注水作業(yè)。實體煤區(qū)域施工150 m定向長鉆孔進行高壓注水，鉆孔孔徑為75 mm，注水穩(wěn)壓在10 MPa，封孔長度為21 m。注水前期觀察圍巖淋水及滲水情況，靈活調(diào)整注水時間，運用礦用瞬變電磁儀及應(yīng)力監(jiān)測開展注水前后卸壓效果評估，如圖25所示。注水前超前區(qū)域煤體視電阻率按一定梯度均勻過渡，無明顯裂隙水及低視電阻率封閉圈區(qū)域，無明顯褶曲躍變。注水影響區(qū)域縱向方向上20～50 m范圍內(nèi)出現(xiàn)明顯的視電阻率褶曲現(xiàn)象，水分子不斷滲入及擴散，在65～80 m范圍內(nèi)，孔附近圍巖存在35 Ω·m的極小值低視電阻率封閉圈，封閉圈外注水區(qū)域呈現(xiàn)60～65 Ω·m視電阻率的區(qū)域，視電阻率下降幅度約42%。煤層中以鉆孔為中心形成約3 m注水影響區(qū)域，與理論推導(dǎo)相符。

基于應(yīng)力傳感器監(jiān)測，旨在完成該卸壓調(diào)控模式下注水效果驗證，礦上采用大直徑鉆孔卸壓方式下應(yīng)力傳感器應(yīng)力值為4.32 MPa，定向長鉆孔高壓注水卸壓后應(yīng)力值為3.77 MPa，應(yīng)力降幅為12.73%，注水后應(yīng)力降幅與數(shù)值模擬趨勢較為吻合，并說明較好控制了圍巖變形。2種評估手段從注水影響區(qū)域和應(yīng)力降幅兩方面驗證該模式對巨厚煤層實體煤超前區(qū)域產(chǎn)生弱化效果的工程意義，證明了通過構(gòu)建的公式與數(shù)值模擬分析確定的卸壓參數(shù)具有合理性，在保護圍巖支護結(jié)構(gòu)下降低巷幫和底板形成的擾動應(yīng)力與高能量差，可達到超前區(qū)域卸壓防沖擊地壓目的。

6 結(jié) 論

1）巨厚煤層巷道掘進過程中，圍巖的受力狀態(tài)隨著距離巷幫深度增加，由一維受力轉(zhuǎn)變?yōu)槿S受力，局部區(qū)域的能量差顯著積聚，進而誘發(fā)沖擊地壓等動力現(xiàn)象。

2）基于定向長鉆孔高壓注水卸壓技術(shù)，優(yōu)化了卸壓參數(shù)，揭示了不同卸壓參數(shù)下圍巖能量和塑性區(qū)的演化規(guī)律。數(shù)值模擬表明，特定卸壓參數(shù)下，距巷幫7 m和距底板6 m時，相比未卸壓狀態(tài)圍巖的能量峰值分別下降10.03%和11.95%，達到超前卸壓效果。

3）在現(xiàn)場定向長鉆孔高壓注水后，視電阻率降幅最高達到42%，應(yīng)力降低幅度為12.73%，證明定向長鉆孔高壓注水技術(shù)在實際應(yīng)用中能有效減緩圍巖能量局部積聚和高應(yīng)力差，達到巷道掘進期間全局卸壓的效果。

參考文獻（References）：

[1] 何滿潮，謝和平，彭蘇萍，等．深部開采巖體力學(xué)研究[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2005，24（16）：2803-2813．

HE Manchao，XIE Heping，PENG Suping，et al．Study on rock mechanics in deep mining engineering[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24（16）：2803-2813．

[2]康紅普．我國煤礦巷道圍巖控制技術(shù)發(fā)展70年及展望[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2021，40（1）：1-30．

KANG Hongpu．Seventy years development and prospects of strata control technologies for coal mine roadways in China[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2021，40（1）：1-30．

[3]鄭凱歌，袁亮，楊森，等．基于分區(qū)弱化的復(fù)合堅硬頂板沖擊地壓分段壓裂區(qū)域防治研究[J]．采礦與安全工程學(xué)報，2023，40（2）：322-333．

ZHEGN Kaige，YUAN Liang，YANG Sen，et al．Study on prevention and control of rock burst staged fracturing area of composite hard roof based on zoning weakening[J]．Journal of Mining amp; Safety Engineering，2023，40（2）：322-333．

[4]竇林名，何江，曹安業(yè)，等．煤礦沖擊礦壓動靜載疊加原理及其防治[J]．煤炭學(xué)報，2015，40（7）：1469-1476．

DOU Linming，HE Jiang，CAO Anye，et al．Rock burst prevention methods based on theory of dynamic and sta-tic combined load induced in coal mine[J]．Journal of China Coal Society，2015，40（7）：1469-1476．

[5]齊慶新，陳尚本，王懷新，等．沖擊礦壓、巖爆、礦震的關(guān)系及其數(shù)值模擬研究[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003，22（11）：1852-1858．

QI Qingxin，CHEN Shangben，WANG Huaixin，et al．Study on the relations among coal bump，rock burst and mining tremor with numerical simulation[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003，22（11）：1852-1858．

[6]趙同彬，郭偉耀，譚云亮，等．煤厚變異區(qū)開采沖擊地壓發(fā)生的力學(xué)機制[J]．煤炭學(xué)報，2016，41（7）：1659-1666．

ZHAO Tongbin，GUO Weiyao，TAN Yunliang，et al．Mechanics mechanism of rock burst caused by mining in the variable region of coal thickness[J]．Journal of China Coal Society，2016，41（7）：1659-1666．

[7]夏永學(xué)，潘俊鋒，謝非，等．特厚煤層大巷復(fù)合構(gòu)造區(qū)重復(fù)沖擊致災(zāi)機制及控制技術(shù)[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2022，41（11）：2199-2209．

XIA Yongxue，PAN Junfeng，XIE fei，et al．Disaster mechanism and control technology of large roadway group with repeated impact in extra-thick coal seam[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2022，41（11）：2199-2209．

[8]魏宏超，王毅，王博.沖擊地壓煤層大直徑卸壓孔快速成孔關(guān)鍵技術(shù)[J].煤田地質(zhì)與勘探，2020，48（2）：20-24.

WEI Hongchao，WANG Yi，WANG Bo.Key technology for rapidly drilling large diameter distressing-drillhole in rock burst coal seam[J].Coal Geology amp; Exploration，2020，48（2）：20-24.

[9]鄧廣哲，黃炳香，王廣地，等．圓孔孔壁裂縫水壓擴張的壓力參數(shù)理論分析[J]．西安科技學(xué)院學(xué)報，2003，23（4）：361-364．

DENG Guangzhe，HUANG Bingxiang，WANG Guangdi，et al．Theoretical analysis of crack expanding under pore hydraulic pressure[J]． Journal of Xi’an University of Science and Technology，2003，23（4）：361-364．

[10]華明國，姚邦華，李建偉．傾斜煤層水力沖孔有效影響半徑數(shù)值模擬研究[J]．工礦自動化，2020，46（2）：88-93．

HUA Mingguo，YAO Banghua，LI Jianwei．Numerical simulation research on effective influence radius of hydraulic punching in inclined coal seam[J].Industry and Mine Automation，2020，46（2）：88-93.

[11]郭相斌．煤層定向水力壓裂防治沖擊地壓的試驗研究[J]．煤炭科學(xué)技術(shù)，2011，39（6）：12-14，74．

GUO Xiangbin． Experiment study on mine pressure bumping prevention and control with directional hydraulic fracturing in seam[J]．Coal Science and Technology，2011，39（6）：12-14，74．

[12]劉震，王文迪，許文彪，等．煤層注水滲透率模型及水力耦合影響因素數(shù)值模擬研究[J]．采礦與安全工程學(xué)報，2021，38（6）：1250-1258．

LIU Zhen，WANG Wendi，XU Wenbiao，et al．Permeability model of coal seam water injection and numerical simulation study of hydraulic coupling influencing factors[J]．Journal of Mining amp; Safety Engineering，2021，38（6）：1250-1258．

[13]張小軍．低透氣性煤層水射流瓦斯增透關(guān)鍵技術(shù)研究[J]．西安科技大學(xué)學(xué)報，2021，41（3）：410-416．

ZHANG Xiaojun．Key technologies of hydraulic flushing gas permeability-enhancement in low-permeability coal seams[J].Journal of Xi’an University of Science and Technology，2021，41（3）：410-416．

[14]趙陽升，馮增朝，萬志軍．巖體動力破壞的最小能量原理[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003，22（11）：1781-1783．

ZHAO Yangsheng，F(xiàn)ENG Zengchao，WAN Zhijun．Least energy principle of dynamic failure of rock mass[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003，22（11）：1781-1783．

[15]楊光宇，姜福興，李琳，等．煤礦沖擊地壓危險性的工程判據(jù)研究[J]．采礦與安全工程學(xué)報，2018，35（6）：1200-1207，1216．

YANG Guangyu，JIANG Fuxing，LI lin，et al．Engineering criterion study on coal mining rock burst hazard[J]．Journal of Mining amp; Safety Engineering，2018，35（6）：1200-1207，1216．

[16]姚寧平，王毅，姚亞峰，等．我國煤礦井下復(fù)雜地質(zhì)條件下鉆探技術(shù)與裝備進展[J]．煤田地質(zhì)與勘探，2020，48（2）：1-7．

YAO Ningping，WANG Yi，YAO Yafeng，et al.Progress of drilling technologies and equipments for complicated geological conditions in underground coal mines in China[J]．Coal Geology amp; Exploration，2020，48（2）：1-7．

[17]方鵬，姚克，王龍鵬，等．ZDY25000LDK智能化定向鉆進裝備關(guān)鍵技術(shù)研究[J]．煤田地質(zhì)與勘探，2022，50（1）：72-79.

FANG Peng，YAO Ke，WANG Longpeng，et al.Research on key technologies of the ZDY25000LDK intelligent directional drilling equipment[J].Coal Geology amp; Exploration，2022，50（1）：72-79.

[18]王蔚鳴，任杰．近距離煤層鉆孔耦合破壞特性[J].西安科技大學(xué)學(xué)報，2023，43（2）：284-291.

WANG Weiming，REN Jie.Coupling damage characteristics of dense gas drainage boreholes[J].Journal of Xi’an University of Science and Technology，2023，43（2）：284-291.

[19]李海濤，劉軍，趙善坤，等．考慮頂?shù)装鍔A持作用的沖擊地壓孕災(zāi)機制試驗研究[J]．煤炭學(xué)報，2018，43（11）：2951-2958．

LI Haitao，LIU Jun，ZHAO Shankun，et al．Experimental study on the development mechanism of coal bump considering the clam-ping effect of roof and floor[J]．Journal of China Coal Society，2018，43（11）：2951-2958．

[20]崔峰，賈沖，來興平，等．近距離強沖擊傾向性煤層上行開采覆巖結(jié)構(gòu)演化特征及其穩(wěn)定性研究[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2020，39（3）：2803-2813．

CUI Feng，JIA Chong，LAI Xingping，et al．Study on the evolution characteristics and stability of overburden structure in upward mining of short distance coal seams with strong burst tendency[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2020，39（3）：2803-2813．

[21]劉應(yīng)科，龍昭熹，鄧淇，等．煤體受載損傷過程能量演化規(guī)律與破壞特征試驗[J]．西安科技大學(xué)學(xué)報，2023，43（1）：65-72.

LIU Yingke，LONG Zhaoxi，DENG Qi，et al.Energy evolution law and failure characteristics during coal loading and damaging process[J].Journal of Xi’an University of Science and Technology，2023，43（1）：65-72.

[22]胡千庭，劉繼川，李全貴，等．煤層分段水力壓裂滲流誘導(dǎo)應(yīng)力場的數(shù)值模擬[J]．采礦與安全工程學(xué)報，2022，39（4）：761-769．

HU Qianting，LIU Jichuan，LI Quangui，et al．Numerical simulation research on effective influence radius of hydraulic punching in inclined coal seam[J]．Journal of Mining and Safety Engineering，2022，39（4）：761-769．

[23]崔峰，賈沖，來興平，等．基于加卸載響應(yīng)比的沖擊地壓礦井急傾斜巨厚煤層推進速度研究[J]．煤炭學(xué)報，2022，47（2）：745-761．

CUI Feng，JIA Chong，LAI Xingping，et al．Study on advancing rate of steeply inclined extra-thick coal seam in rock burst mine based on loading-unloading response ratio[J]．Journal of China Coal Society，2022，47（2）：745-761．

[24]史新帥，靖洪文，趙振龍，等．大尺度三維巷道沖擊地壓災(zāi)變演化與失穩(wěn)模擬試驗系統(tǒng)研制與應(yīng)用[J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2021，40（3）：556-565．

SHI Xinshuai，JING Hongwen，ZHAO Zhenlong，et al．Development and application of large scale 3D roadway rock burst disaster evolution and instability simulation test system[J]．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2021，40（3）：556-565.

[25]趙春虎，王世東，姬中奎，等．蒙陜礦區(qū)深部煤層開采頂板含水層失水特征與鉆孔注水帷幕保護分析[J]．煤田地質(zhì)與勘探，2023，51（5）：88-98．

ZHAO Chunhu，WAGN Shidong，JI Zhongkui，et al．Analysis on water loss characteristics of roof aquifer and borehole hydraulic curtain protection in deep coal mining in Inner Mongolia-Shaanxi mining area[J]．Coal Geology amp; Exploration，2023，51（5）：88-98．

[26]鄧廣哲，王斌輝．煤巖介質(zhì)對水壓裂隙擴展的影響機理[J]．西安科技大學(xué)學(xué)報，2024，44（1）：12-22.

DENG Guangzhe，WANG Binhui.Influence mechanism of coal and rock medium on hydraulic fracture propagation[J].Journal of Xi’an University of Science and Technology，2024，44（1）：12-22.

[27]郭艷培．流固耦合作用下煤巖滲流演化與濕潤分布規(guī)律研究[D]．青島：山東科技大學(xué)，2012．

GUO Yanpei．Research on seepage evolution and wetting distribution of coal under fluid-solid coupling[D]．Qingdao：University of Science and Technology，2012．

（責(zé)任編輯：劉潔）