0.   引言

随着中国煤炭生产重心向深部转移，煤矿巷道冲击地压灾害风险日益增加^[1]，成为制约矿井安全高效生产的主要灾害之一^[2-3]。高压水射流割缝卸压技术降低巷道高应力已成为深部开采煤层防治冲击地压的重要研究方向^[4-5]。如何科学合理地确定高压水射流割缝卸压参数，对保证巷道整体稳定性及最大限度的降低巷道冲击地压风险等方面尤为重要。

高压水射流割缝卸压技术以高压水为动力在煤体内部进行冲击，在缝槽周围产生一定的卸压、弱化区域，对于煤体内部高应力释放有较好的应用效果^[6]。国内外众多学者采用试验及数值模拟的方法开展了对高压水射流割缝卸压技术不同参数条件下卸压效果的研究。潘俊锋等^[7]研究表明岩石缝槽的深度特征指数与喷嘴横移速度呈负相关关系；刘生龙等^[8]针对内含不同空间模式下割缝孔的煤体开展了单轴压缩数值模拟研究，确定了最优的水力割缝空间分布模式；张永将等^[9]建立了高压水射流环形割缝深度理论模型，分析了不同参数下水射流冲击破煤的应力变化规律；林柏泉等^[10]研究了割缝孔周围裂纹在不同侧压系数下的扩展模式，发现动能峰值随侧压系数的增大呈线性增加。然而高压水射流割缝过程较为复杂，上述研究侧重于水射流割缝过程破坏机制及卸压效果分析，较少涉及应用于现场的割缝参数优化预测模型，煤层割缝参数依靠经验判断，尚未形成定量分析。

鉴于以上问题，本文以某矿730采区集中巷为研究对象，针对巷道所实施的高压水射流割缝卸压技术，通过构建卸压参数优化理论模型，采用FLAC^3D数值模拟方法对不同理论参数值进行模拟分析，综合应力、能量、冲击危险指数及卸压成本等多项指标评估获得最优卸压参数，并经由现场工程实例验证了高压水射流割缝卸压参数优化理论计算模型的准确性。

1.   研究背景

1.1   工作面概况

某矿730采区主采煤层为3煤，为强冲击倾向性煤层，顶底板弱冲击倾向性。煤层厚度8.9~10.6 m，平均10.2 m，埋深930~1300 m，平均1115 m。730采区集中巷布置在煤层底板，两条集中巷之间间距60 m，以3条联络巷进行连通，巷道平均埋深约为1080 m。在经过断底施工、底煤置换及钻孔卸压等防冲措施后，对集中巷区域进行震动波CT反演分析，存在A、B、C三个明显高波速异常区，如图 1所示。

图  1  730采区集中巷布置图

Figure  1.  Layout of centralized roadway in mining area No. 730

下载: 全尺寸图片 幻灯片

1.2   采区集中巷冲击地压发生机理

（1）冲击地压危险性影响因素分析

在两翼工作面采掘扰动应力作用下采区集中巷多处区域出现了高应力集中现象，针对煤岩自重应力场、开采活动及地质构造等因素分析如下：①采区集中巷所属3煤抗压强度为21.1 MPa，直接顶、低岩层均为泥岩，平均抗压强度为28.6 MPa，强度应力比值较小，导致巷道开挖后极易发生破坏并向围岩深部发展；②采区集中巷自重应力约为27.0 MPa，已超过了煤体自身的抗压强度，煤体内集聚的弹性能随采深大幅增加；③7301、7302及7303等工作面已回采结束，集中巷保护煤柱不仅受顶板岩层的重力载荷，且受采空区悬露的关键层弯曲下沉所带来的部分岩层载荷作用，应力集中程度较高；④采区集中巷区域揭露了F_730-4、NF₁₅及NF₂₃三条断层落差均较大，断层对巷道失稳破坏的危险性较高。

（2）冲击地压发生理论模型

基于以上730采区集中巷冲击地压危险性影响因素的分析，730采区集中巷高应力区冲击地压发生机理可阐述为，集中巷煤柱区在超千米埋深下形成的高自重应力场、断层与褶曲所形成的构造应力场及两翼工作面回采后形成的支承压力场影响下处于应力、能量动态稳定状态，此时两翼采空区悬露的关键层破断下沉后突然释放的大量弹性能，导致巷道围岩系统应力、能量的增加，若其超过巷道围岩系统动力失稳的临界值，则易诱发冲击地压。

2.   高压水射流割缝卸压防冲原理分析

2.1   高压水射流割缝对煤体应力分布的影响

为探究高压水射流割缝卸压前后巷道围岩的应力演化规律，对某一参数下的高压水射流割缝卸压后应力分布情况进行数值模拟分析。

卸压前后的垂直应力变化规律如图 2所示，巷道帮部煤体垂直应力曲线由卸压前“单峰型”转变为卸压后的外低内高“双峰型”，卸压前后的应力峰值关系为：$\sigma_{\mathrm{a}}>\sigma_{\mathrm{c}}>\sigma_{\mathrm{b}}$，可分为3个区域：区域Ⅰ-Ⅰ为未割缝区域，为维护巷帮支护结构的稳定性不对支护区域割缝，在确保支护体稳定的情况下最大限度的对巷帮煤体进行卸压工作，未割缝长度H-L应小于巷道煤壁至煤体内应力峰值距离。区域Ⅱ-Ⅱ为割缝区域，缝槽的形成使巷帮煤体松动形成较大的破坏区域，该区域煤体内无法形成永久的屈服变形，使得卸压区域煤体应力集中程度大大降低；区域Ⅲ-Ⅲ为割缝影响区域，受钻孔底部缝槽影响，应力升高后恢复至原岩应力值，应力峰值${\sigma _{\text{c}}}$分布于距离钻孔孔底3 m左右的区域。

图  2  卸压前后应力变化规律图

Figure  2.  Variation of stress before and after pressure relief

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.2   高压水射流割缝对煤体能量释放的影响

在进行高压水射流割缝卸压后，钻孔周围的集中应力值大于煤体本身固有的强度值时，钻孔周围煤体将会产生塑性变形，从而在钻孔周边煤体中形成一定范围的塑性变形区。其塑性变形区的煤体仍可看为处于弹性状态^[11]，当煤岩体所受应力和应变满足线性关系时，可将单位体积弹性应变能密度表示为

式中：$\sigma _{{\text{s1}}}^{}$，$\sigma _{{\text{s2}}}^{}$，$\sigma _{{\text{s3}}}^{}$为塑性破坏区应力场主导下单元体最大、中间及最小主应力；${\mu _{\text{s}}}$为塑性破坏区煤体泊松比；${E_{\text{s}}}$为塑性破坏区煤体的弹性模量。

卸压前后巷帮煤体能量变化规律如图 3所示。考虑到巷道顶板未进行割缝卸压，存在能量集聚区域，呈“环形”分布。巷帮煤体在进行割缝卸压后，能量释放效果明显，大幅降低了巷帮煤体的能量集聚程度。

图  3  卸压前后能量变化规律图

Figure  3.  Variation of energy before and after pressure relief

下载: 全尺寸图片 幻灯片

3.   高压水射流割缝卸压参数理论模型

3.1   钻孔间距-割缝半径参数优化理论模型

高压水射流割缝卸压技术所形成的缝槽由内向外可分为破碎区、塑性区及弹性区3类^[12]，相邻钻孔的缝槽分区如图 4所示。

图  4  钻孔间距-割缝半径理论模型图

Figure  4.  Theoretical model for drilling spacing and slot radius

下载: 全尺寸图片 幻灯片

在计算割缝半径$R_{\text{c}}^{}$时，根据缝槽坍塌前后煤体体积不变原则，可得到缝槽破碎区半径$R_{\text{p}}^{}$、最终破碎区半径$R_{{\text{p1}}}^{}$与割缝半径$R_{\text{c}}^{}$的关系为^[13]

式中，P为缝槽塌落区的煤体碎涨系数，通常取值为1.2~1.5。

在计算中，认为原裂隙区半径不随缝槽塌孔区煤体裂隙的增大而增大，即$R_{\text{p}}^{} = R_{{\text{p1}}}^{}$，由式（2）可得

假设缝槽区域的煤体破坏遵循斜直线型库仑准则，且煤体中含有大量随机裂隙使实际塑性区半径要更大，修正后的缝槽塑性区半径$R_{\text{c}}^{}$为^[14]

式中：${R_{\text{s}}}$为缝槽塑性区半径（m）；${\sigma _y}$为煤层水平的垂直应力（MPa）；$\lambda$为侧压系数；c为煤体内聚力（MPa）；$\varphi$为煤体内摩擦角（°）；$\theta$为环向角度（°）；n为修正系数，通常为1.1~1.3。

综上，高压水射流割缝卸压技术钻孔间距S小于或等于2倍的缝槽塑性区半径${R_{\text{s}}}$时卸压效果更佳，考虑到钻孔间距S小于2倍的割缝半径${R_{\text{c}}}$时，会产生切割覆盖区，为避免此种情况，高压水射流割缝卸压技术钻孔间距S应满足

3.2   钻孔深度-割缝长度参数优化理论模型

假设本文所研究的地层均为各向同性且均质，在煤层矩形巷道（m，n分别为巷道宽度及高度）中进行高压水射流割缝卸压，巷道处于平面应变状态时，其受力模型如图 5所示。

图  5  钻孔深度-割缝长度理论模型图

Figure  5.  Theoretical model for drilling depth and slot length

下载: 全尺寸图片 幻灯片

巷道在开挖后应力重新分布，巷道周围形成了应力扰动区，高压水射流割缝技术钻孔深度H应覆盖扰动区范围${R_{\text{r}}}$。考虑到实际情况下各种应力集中的影响，应力扰动区范围应比按原岩应力计算的值要大，取系数为1.2，则巷道应力扰动范围为^[15]

式中：${R_{\text{r}}}$为应力扰动区半径；a为巷道等效半径，$a = {\text{(}}m + n{\text{)}}/{\text{π }}$，m，n分别为矩形巷道的宽度和高度；$\varpi$为应力扰动区计算修正系数，此处取值为1.2。

高压水射流割缝卸压技术从钻孔底部开始割缝，割缝长度L应覆盖至巷道帮部煤体极限强度区域（即支承应力峰值区域）。其中，巷帮到煤体极限强度区域的距离X₀可用下式进行计算^[16]：

式中：M为开采煤层厚度（m）；$\lambda$为侧压系数；$\alpha$为煤层倾角（°）；$\phi$为煤层与顶底板界面处的摩擦角（°）；c为煤体内聚力（MPa）；${\gamma _{\text{0}}}$为煤体平均体积力（MPa）。$\eta$为煤岩流变系数，${\sigma _{\text{c}}}$为煤岩体的单轴抗压强度（MPa）。

综上，高压水射流割缝卸压技术割缝长度L大于或等于H-X₀时卸压效果更佳，考虑到维护巷帮支护结构稳定性不对支护区域L_Z进行割缝，故高压水射流割缝技术钻孔深度H及割缝长度L可表示为

3.3   高压水射流割缝卸压参数理论计算值

730采区3煤内聚力c为1.0 MPa，内摩擦角$\varphi$为32°，煤层倾角$\alpha$为8°，煤体抗压强度${\sigma _{\text{c}}}$为21.10 MPa，流变系数$\eta$为0.5，侧压系数$\lambda$取0.47，环向角度$\theta$为45°，碎胀系数P取值1.35，修正系数n为1.2，巷帮锚杆长度为2.4 m，平均体积力${\gamma _{\text{0}}}$为0.014 MPa。将以上煤体参数代入高压水射流割缝卸压参数优化理论模型中，分别计算出各卸压参数理论计算值为：①割缝半径${R_{\text{c}}}$为0.5，1.0，1.5，2.0 m时，钻孔间距理论计算值S分别为1.0~3.0，2.0~7.0，3.0~10.0，4.0~14.0；②钻孔深度理论计算值H≥14.16 m，割缝长度L理论计算值H-5.58≤L≤H-2.4。

4.   高压水射流割缝参数数值模拟分析

4.1   数值模型构建及模拟方案设计

（1）数值模型构建

本次数值模拟以730采区集中巷地质条件为基础，以^#3联络巷为研究对象，巷道埋深约1080 m，巷宽及巷高分别为5.0，4.0 m。为了较为真实地反映现场巷道“掘进-支护-卸压”全过程，以便于更加准确地得到卸压后巷帮垂直应力、弹性能密度、冲击危险指数等指标的演化特征，在采用FLAC^3D软件进行数值模拟时，对巷道进行锚杆锚索支护，且考虑到现场实际施工中巷道围岩的稳定，在^#3联络巷两端留设15 m的保护煤柱。根据730采区地质钻孔图岩性特点及实验室测定结果，数值模型及卸压区域如图 6所示，煤层及顶底板岩体物理力学性质如表 1所示。

图  6  三维数值模型及卸压区域示意图

Figure  6.  3D numerical model and schematic diagram of pressure-relief area

下载: 全尺寸图片 幻灯片

表  1  煤岩层物理力学参数

Table  1.  Physical and mechanical parameters of coal strata

煤岩名称	体积模 量/GPa	剪切模 量/GPa	密度/ (kg·m-3)	内摩 擦角/ (°)	内聚力/ MPa
#3煤	2.41	0.98	1400	32	1.0
泥岩	3.55	1.82	2380	38	2.2
粉砂岩	5.22	3.38	2446	38	8.0
细粒砂岩	6.44	3.35	2600	36	8.5

下载: 导出CSV 

| 显示表格

（2）数值模拟方案

结合3.3节分析结果，分别针对钻孔间距-割缝半径及钻孔深度-割缝长度4种因素对巷道卸压效果展开研究，模拟方案如下：

钻孔间距-割缝半径因素：构建钻孔间距-割缝半径为0.5-1.0 m~0.5-3.0 m，1.0-2.0 m~1.0-7.0 m，1.5-3.0 m~1.5-10.0 m及2.0-4.0 m~2.0-14.0 m共28种数值模型。

钻孔深度-割缝长度因素：构建钻孔深度-割缝长度为15-10 m，17-12 m，19-14 m，…，27-22 m及15-12 m，17-14 m，19-16 m，…，27-24 m共14种数值模型。

本文采用卸压后垂直应力、弹性能密度、冲击危险指数及卸压成本作为评估高压水射流割缝卸压效果优劣的指标。根据岩体动力破坏的最小能量原理^[17]，煤岩体破坏真正消耗的能量总是单向应力状态的能量，即

式中，3煤抗压强度$\sigma _{\text{c}}^{}$=21.1 MPa，弹性模量E=3490 MPa，故${U_{\min }}$约为0.0638MJ。

定义卸压后的弹性能大小与发生动力破坏所需最小能量的比值为冲击危险指数K值：

4.2   钻孔间距-割缝半径参数数值模拟分析

以割缝半径-钻孔间距2.0-4.0~6.0 m为例，对卸压后煤体应力场、塑性区及能量场变化规律进行分析。

（1）应力场变化规律

卸压后巷帮煤体应力场变化规律如图 7，8所示，割缝区域Ⅱ、Ⅲ及Ⅳ阶段有效卸压区域范围较大，随钻孔间距的增大，范围明显减小。钻孔间距4.0~6.0 m时卸压区域平均垂直应力分别为9，13，16.8 MPa，应力集中系数分别为0.33，0.48，0.62，随钻孔间距的增大，卸压效果逐渐降低。

图  7  巷帮煤体有效卸压区域图

Figure  7.  Effective pressure-relief areas of roadway coal

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  8  巷帮煤体应力场变化规律图

Figure  8.  Variation of stress field of roadway coal

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（2）塑性区变化规律

塑性区变化规律如图 9所示，缝槽周围煤体为剪切破坏，x方向宽度约为1.5 m，z方向宽度约为0.5 m，巷帮以里约为0.6 m及顶板以里约1.2 m范围内为张拉及剪切破坏共存。随着钻孔间距的增大，卸压区域塑性区范围逐渐降低。

（3）巷道冲击危险指数评定

冲击危险指数云图如图 10所示，钻孔间距为4.0~6.0 m时卸压区平均弹性能密度分别降低至0.048，0.063，0.084 MJ，相较于卸压前平均弹性能密度0.132 MJ，降低率分别为63.6%，52.3%，36.4%，平均冲击危险性指数K值分别为0.75，0.98，1.32，随钻孔间距的增大而增大。

图  9  塑性区变化规律图

Figure  9.  Variation of plastic zone

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  10  冲击危险指数K值变化规律图

Figure  10.  Variation ofK value of shock risk index

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（4）最优钻孔间距-割缝半径

综上分析可得，不同的钻孔间距-割缝半径参数对卸压效果的高低影响较大，总体上，割缝半径越大卸压效果越高，钻孔间距越大卸压效果越低。其中，方案10、18及19，即钻孔间距-割缝半径分别为3.0-1.5，4.0-2.0，5.0-2.0 m时卸压效果较好。以上3种方案卸压效果评估如表 2所示，在综合考虑巷道卸压后煤体平均垂直应力、弹性能密度、冲击危险指数K值及卸压成本预估（每20 m长度巷道）4个指标后，确定钻孔间距-割缝半径为5.0~2.0 m时卸压效果最佳。

表  2  钻孔间距-割缝半径参数条件下卸压效果数据表

Table  2.  Data of pressure-relief effects under drilling spacing and slot radius

钻孔 间距 S/m	割缝 半径 Rc/m	平均垂 直应力 /MPa	平均弹 性能密 度/MJ	巷道冲 击危险 指数	卸压成 本预估
3.0	1.5	11	0.053	0.82	70个割缝槽
4.0	2.0	9	0.048	0.75	50个割缝槽
5.0	2.0	13	0.063	0.98	40个割缝槽

下载: 导出CSV 

| 显示表格

4.3   钻孔深度-割缝长度因素模拟结果分析

以钻孔深度-割缝长度23.0-18.0，25.0-20.0，27.0-22.0 m为例，对卸压后煤体应力场、塑性区及能量场变化规律进行分析。

（1）应力场变化规律

应力场变化规律如图 11，各钻孔深度条件下，巷道卸压后卸压区域内垂直应力均降低至巷道层位原岩应力27 MPa以下，平均垂直应力为15 MPa，应力集中系数为0.56。仅在距巷帮5.0 m附近区域存在应力集中现象，平均垂直应力为16.5 MPa。

图  11  应力场变化规律图

Figure  11.  Variation of stress field

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（2）塑性区变化规律

塑性区变化规律如图 12，缝槽周围煤体为剪切破坏，X方向宽度约为1.5 m，Z方向宽度约为0.3 m，巷帮以里约为0.6 m范围内为张拉破坏及剪切破坏共存。随钻孔深度的增大，卸压区域塑性区范围逐渐增大。

图  12  塑性区变化规律图

Figure  12.  Variation of plastic zone

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（3）巷道冲击危险指数评定

冲击危险指数云图为图 13所示，钻孔深度23.0，25.0，27.0 m时卸压区平均弹性能密度分别降低至0.069，0.070，0.072 MJ，相较于卸压前平均弹性能密度0.132 MJ，降低率分别为47.7%，47.0%，45.5%。冲击危险性指数K平均值分别为1.08，1.10，1.12，随着钻孔深度的增大而增大。

（4）最优钻孔深度-割缝长度

综上分析可得，不同钻孔深度-割缝长度参数对卸压效果的高低影响较大，总体上，钻孔深度越大，所形成的卸压带就越大，卸压效果越高，但钻孔深度不可能无限长，当H=25 m时已能够使巷帮以里20 m范围内煤体垂直应力降低到原岩应力以下，应力集中系数为0.56。就割缝长度而言，当未割缝长度为3.0及5.0 m条件下卸压区域的垂直应力均可降至原岩应力以下，卸压效果均显著。考虑到卸压效果最大化且保证巷道整体的稳定性，确定钻孔深度-割缝长度为25.0-20.0 m时卸压效果最佳。

图  13  冲击危险指数K值变化规律图

Figure  13.  Variation of K value of shock risk index

下载: 全尺寸图片 幻灯片

5.   工程实例验证

5.1   卸压方案设计

在^#3联络巷帮部煤体实施高压水射流割缝卸压措施，共实施割缝钻孔6对，钻孔位置距离巷道底板1.5 m，钻孔直径113 mm，钻孔垂直于巷道帮部，与煤层倾角一致。具体的试验方案如图 14所示。

图  14  水射流割缝卸压布置图

Figure  14.  Layout of pressure relief by water jet slotting

下载: 全尺寸图片 幻灯片

5.2   卸压效果检验

鉴于730采区集中巷使用期间无10⁴ J以上的能量，故分别将能量E≥10³ J，E＜10³ J的微震事件定义为高能级、低能级事件。对730采区^#3联络巷帮部煤体高压水射流割缝卸压前后微震情况进行统计。在卸压前一周内采区集中巷区域共发生28次微震事件，总能量为2.49×10⁴ J，微震日频次为4次/d，高能级微震发生频率较低，占比25.0%；6月20日在3#联络巷两帮进行了高压水射流割缝卸压后，接下来的第一、二周时间内，分别发生了19次、13次微震事件，微震频次大幅度下降，总能量分别为1.52×10⁴，9.88×10³ J，相较于卸压前降低了38.96%，60.32%；微震日频次分别为2.71，1.86 d，相较于卸压前下降了32.25%，53.50%；高能级微震事件占比明显下降，为15.79%，23.08%，卸压效果明显。

对采区集中巷不同区域卸压前后的高、低能级微震空间集中度进行统计分析，如图 15所示。对比^#3联络巷高压水射流割缝卸压前后A、B及C区域的高、低能级的微震空间集中度，卸压前06-14—06-20时间段内高能级的微震空间集中度最高在B区域为0.01，卸压后06-21—06-27时间段内B区域的微震空间集中度降低了40%，06-28—07-04时间段内B区域的微震空间集中度为0。卸压前06-14—06-20时间段内低能级的微震空间集中度最高在A区域为0.027，卸压后06-21—06-27、06-28—07-04时间段内A区域的微震空间集中度分别降低了44.4%，66.7%。对比C区域，卸压后06-21—06-27、06-28—07-04时间段内的高能级的微震空间集中度较卸压前06-14—06-20时间段均降低了57.1%；C区域卸压后低能级的微震空间集合度较卸压前分别降低了21.7%，34.8%。

图  15  微震空间集中度统计图

Figure  15.  Statistical map of spatial concentration of microseism

下载: 全尺寸图片 幻灯片

6.   结论

（1）研究揭示了730采区集中巷冲击地压发生机理，基于应力分布影响及能量释放特征揭示了高压水射流割缝卸压防冲原理，构建了钻孔间距-割缝半径及钻孔深度-割缝长度参数优化理论模型。

（2）研究揭示了不同理论参数下应力场、塑性区、弹性变形能及冲击危险指数的变化规律，综合了卸压后垂直应力等四项指标后，获得了最优卸压参数为：钻孔间距-割缝半径为5.0 m-2.0 m，钻孔深度-割缝长度为25 m-20 m。

（3）现场工程实例表明，采用最优参数卸压后采区集中巷高、低能级的微震频次、总能量及空间集中度均有明显下降，卸压效果明显，验证了参数优化理论模型的可靠性，本文研究可为深部冲击地压煤层高压水射流割缝技术卸压参数的设计提供借鉴。