高壓水射流鉆割一體化防沖機理分析及其數值模擬研究

楊增強，王琛艷，朱 棟，任長樂，李常浩

(1.江蘇建筑職業技術學院 交通工程學院，江蘇 徐州 221116； 2.中國礦業大學 深部煤炭資源開采教育部重點實驗室，江蘇 徐州 221116; 3.潞安集團余吾煤業有限公司，山西 長治 046103)

煤層巷道開挖將會在其圍巖中形成高集中靜載荷，受本工作面或鄰近工作面回采擾動影響極易發生巷道沖擊事故。煤巷沖擊地壓的發生還會引起瓦斯異常涌出甚至引發瓦斯爆炸等其他重大災害事故[1-3]。相關文獻[4-5]研究指出，絕大多數沖擊顯現位置均位于煤巷內，這也表明針對煤巷沖擊地壓防治的研究意義重大。

關于高壓水射流鉆割一體化技術在瓦斯突出治理方面的研究，目前已有較為成熟的研究成果和工程應用[6-8]。由于高壓水射流鉆割煤體對鉆頭損耗小，鉆割期間無粉塵和火花，因此其具有較好的經濟應用價值[9-10]。

1 高壓水射流鉆割一體化技術可行性分析

1.1 高壓水射流鉆割機理分析

對巷道煤幫預先施工1個順層鉆孔，再利用噴嘴噴射出的高壓水射流對鉆孔煤壁進行高速旋轉切割，并通過返水將切割下來的破碎煤渣攜帶排出鉆孔，進而在鉆孔內形成一直徑較大的柱形空間，這一技術被稱為高壓水射流鉆割一體化技術[11-12]，其工藝流程如圖1所示。

圖1 高壓水射流鉆割一體化工藝流程示意圖

由圖1可知，從噴嘴口噴射出的高壓水射流可劃分為初始段、過渡段和基本段3個區段[13-14]，其中以水射流基本段對鉆孔壁進行高效切割為主。在水射流的基本段內，其任一橫截面中心位置的水壓可表達為：

(1)

式中：ps表示水射流基本段任一橫截面中心位置的水壓，MPa；xc表示水射流初始段長度，cm；ρ表示水射流的密度，kg/m3；v0表示噴嘴出口處水射流速度，m/s；x表示基本段任一橫截面與噴嘴口的距離，cm；pw表示泵站供給的水壓，MPa。

由式(1)可知，在其他參數不變的情況下，隨著x增大，ps相應地減小，這意味著水射流從噴嘴口噴射出去后，隨著噴射距離的增加，其對煤體的沖擊作用力逐漸減小。當水射流的沖擊作用力小于煤體破碎所需的最小壓力pmin時，將無法進一步對煤體進行切割，這即是特定泵站供給水壓條件下高壓水射流的最大有效切割半徑xmax，其可用式(2)表示：

(2)

1.2 高壓水射流鉆割方法分析

鉆桿帶動ZJN94/3型水射流鉆頭進行軸向和徑向相結合運動，進而在順層鉆孔中形成不同的鉆割空間：當水射流鉆頭進行間斷式軸向運動時，形成如圖2(a)所示的鉆割空間；當水射流鉆頭進行連續式軸向運動時，形成如圖2(b)所示的鉆割空間。

(a)后退間斷式(b)后退連續式

圖2(a)所示的鉆割方式能夠在原本透氣性較差的煤層里產生較多的縫槽，進而改善煤層透氣性，有利于煤層內積聚瓦斯的釋放和抽采，從而有效預防煤與瓦斯突出動力災害的發生。圖2(b)所示的鉆割方式能夠在煤體內形成較大范圍的卸壓空間，有利于巷道煤幫內高集中應力的轉移和釋放，從而有效預防沖擊地壓動力災害的發生。

1.3 高壓水射流卸壓增透機理分析

基于圖2(b)所示沖孔方式，沖孔周圍煤體內的應力及裂隙分布規律如圖3所示[15-16]。

圖3 沖孔周圍煤體內應力及裂隙分布規律示意圖

由圖3可知，高壓水射流沖孔半徑r遠大于原順層鉆孔的半徑，這將會導致沖孔周圍煤體在較高的集中應力作用下發生破壞。其中環向應力σθ由近及遠先增大后減小，徑向應力σr逐漸增大，其沖孔周圍煤體在較大的支承應力(σθ-σr)作用下，將會沿著徑向方向形成塑性區和彈性區。從沖孔周圍煤體滲透率曲線變化規律也可以看出，在沖孔周圍煤體塑性區范圍內，滲透率k值要遠高于初始徑向滲透率k0值，并且在R點位置裂隙閉合度最高，對應的滲透率k值也最小，之后沿著徑向方向滲透率k值逐漸增大并趨于穩定，但小于初始徑向滲透率k0值。綜上分析可知，沖孔周圍煤體塑性區范圍內裂隙發育程度較高，整體松散性強，能夠對瓦斯的流動和滲透提供良好的通道，同時實現巷幫煤體內高集中應力的轉移和釋放。

2 高壓水射流鉆割防沖機理

2.1 巷道幫部防沖機理

由于巷道沿掘進方向長度較大，因此可截取某一橫截面將其視作平面應變問題進行分析，所建巷幫沖擊破壞力學簡化模型如圖4所示。

圖4 巷幫沖擊破壞力學簡化模型

由圖4可知，開挖巷道后會在其巷幫淺部煤巖系統中形成一定程度的高集中應力，當受到鄰近或本工作面回采擾動影響疊加作用時，巷幫煤巖系統將會瞬間失穩發生沖擊動力顯現。用數學方式可表示如下[17-18]：

(3)

式中：Es表示巷幫煤體中積聚的彈性應變能，kJ；Er表示巷幫煤體上下方巖體中積聚的彈性應變能，kJ；Ed表示覆巖破斷形成的強動載擾動傳遞至巷幫煤巖系統附近時的動載能量，kJ；Eb表示巷幫煤巖系統破壞所需的最小臨界能量，kJ。

同理由圖4可知，當對巷幫淺部煤體采用圖2(b)所示的鉆割方式進行卸壓處理后，使得淺部煤巖系統中形成的高集中應力的峰值強度σmax減小，并且高集中應力會向深部煤巖系統中轉移，此時將會在深部煤巖系統中形成峰值強度為σ′max的高集中應力，深部煤體中積聚的彈性應變能為E′s，且滿足E′s

(4)

2.2 巷道底板防沖機理

當對巷幫煤體采取高壓水射流沖孔措施后，峰值強度值由原來的σmax減小為σmin，這意味著在巷幫淺部寬度為b的煤柱體上，相對應的高集中應力平均值由pmax(即σmax/b)減小為pmin(即σmin/b)。巷道底板極限平衡力學模型如圖5所示。

圖5 巷道底板極限平衡力學模型

根據太沙基理論[19]可知，當底板中OCDF范圍內的煤巖體處于極限平衡的塑性狀態時，所對應的寬度為b的煤柱體下方的底板極限承載載荷為：

(5)

式中：pu表示寬度為b的煤柱體下方的底板極限承載載荷，MPa；γ表示煤體的平均重度，kN/m3；Nγ、Nq和Nc均表示承載力系數；q表示巷道底板的支護反作用力，MPa；C表示底板煤巖體的黏聚力，MPa。

由式(5)可知，當pmax>pu時，底板中OCDF范圍內的煤巖體處于完全塑性狀態，在強動載擾動及底板水平構造應力N的作用下瞬間涌入巷道自由空間而誘發底板沖擊；當pmax

3 高壓水射流鉆割防沖數值模擬

3.1 三維數值模型的建立

以華亭硯北煤礦2502采區250203工作面為地質背景，選取250203運輸平巷掘進端頭位置建立三維數值模型。所建三維數值模型尺寸為長×寬×高=100 m×85 m×60 m，其中巷道斷面尺寸為寬×高=5.0 m×3.8 m，250203運輸平巷掘進位置位于煤層上側1/3位置處。所建三維模型頂部距離地表平均埋深為360 m，計算得知在模型上表面施加等效均布載荷9.0 MPa。對于三維模型四周采取水平方向約束，底部采取水平和垂直方向約束。所建三維數值模型選用Mohr-Coulomb本構模型，其中煤巖層的物理力學參數如表1所示，所建三維數值模型如圖6所示。

表1 煤巖層物理力學參數

圖6 FLAC3D三維數值模型

選取沖孔直徑為300 mm、孔間距為3 m的最優卸壓參數來進行數值模擬。其中預打順層鉆孔直徑取100 mm，鉆孔總長度為25 m(鉆孔段長為5 m，水射流沖孔段長為20 m)[20]。

3.2 靜載數值模擬結果分析

以250203運輸平巷某一高壓水射流沖孔位置做橫截剖面，以及未沖孔位置的橫截剖面，關于兩處的垂直應力分布云圖如圖7所示。

(a)未沖孔段巷道

(b)沖孔段巷道

由圖7(a)可知，未沖孔段巷道兩幫淺部煤體內均存在一定范圍的應力增高區；當對兩幫煤體實施高壓水射流沖孔措施后，兩幫淺部煤體內的應力得到了轉移和釋放。由圖7(b)可知，在巷道兩幫煤體中形成了一定范圍的“弱結構”區，而鉆孔段能夠起到對幫部支護結構體的保護作用，以及對沖孔作業期間返水攜渣的防護效果，可視其為“小強結構”區。綜合考慮“弱結構”區外的“大強結構”區，三者共同構成了防治沖擊地壓的“強—弱—強”的防沖結構。

3.3 動靜載疊加數值模擬結果分析

通過在圖6所示三維模型上表面施加動載應力波的形式來模擬動載荷。所施加的動載應力波由現場實際動載應力波經校正和簡化處理后得到，并由Table命令導入模型中，該波形形態如圖8所示。

圖8 校正和簡化后的動載應力波波形圖

在進行動靜載疊加數值模擬時，FLAC3D軟件模擬運算方式為非線性動力運算，此時三維模型底部設置為靜態邊界，四周設置為自由場邊界[21]。模型系統采用瑞利阻尼，其最小中心頻率使用模型固有的自振頻率(取值50 Hz)，而其最小臨界阻尼比則根據煤巖層材料選取確定(取值0.5)。分別在未沖孔段和沖孔段的幫部和底板0.1 m深位置設置監測點，對應力和位移進行監測，監測結果如圖9所示。

(a)幫部應力監測

(b)底板應力監測

(c)幫部位移監測

(d)底板位移監測

由圖9(a)可知，動靜載疊加作用下未沖孔段幫部煤體首先發生響應，響應期間未沖孔段幫部煤體應力峰值高達11.8 MPa，沖孔段幫部煤體應力峰值為8.9 MPa，兩者相差2.9 MPa，說明高壓水射流沖孔能夠在一定程度上弱化動靜載疊加對巷幫煤體的擾動作用。由圖9(b)可知，響應期間未沖孔段底板煤體應力峰值為1.88 MPa，沖孔段底板煤體應力峰值為1.64 MPa，兩者相差0.24 MPa，說明巷幫沖孔對底板受動靜載疊加擾動作用也有一定的弱化效果。

由圖9(c)可知，未沖孔段幫部位移由初始的0.150 m增大至0.340 m，增加量高達0.190 m，沖孔段幫部位移由初始的0.075 m增大至0.150 m，增加量為0.075 m；沖孔段較未沖孔段幫部位移增加量小0.115 m，說明高壓水射流沖孔能夠較好地控制巷幫受動靜載疊加擾動影響的位移增加量。由圖9(d)可知，未沖孔段底板位移由初始的0.095 m增大至0.116 m，增加量為0.021 m，沖孔段底板位移由初始的0.068 m增大至0.078 m，增加量為0.010 m；沖孔段較未沖孔段底板位移增加量小0.011 m，說明巷幫沖孔的存在對于底板受動靜載疊加擾動作用發生底鼓也有一定的弱化效果。

4 現場應用效果檢驗

以硯北煤礦2502采區內250203運輸平巷為工業性試驗地點，當在掘進端頭后方30～80 m內對巷幫煤體實施高壓水射流沖孔措施后，通過礦方已安裝的SOS微震監測系統對其兩幫及底板內的大能量微震事件(E≥103J)進行監測定位，結果如圖10 所示。

(a)巷幫未沖孔

(b)巷幫已沖孔(Ⅰ)

(c)巷幫已沖孔(Ⅱ)

由圖10(a)可知，在對250203運輸平巷兩幫煤體實施高壓水射流沖孔措施前，受鄰近250204工作面回采擾動影響，250203運輸平巷兩幫及底板內大能量微震事件(E≥103J)較多，容易引起沖擊地壓顯現。由圖10(b)和(c)可知，當對250203運輸平巷兩幫煤體實施高壓水射流沖孔措施后，受鄰近250204工作面不同回采階段(階段I和II)擾動影響，沖孔應力降低區(卸壓區)內均沒有大能量微震事件(E≥103J)發生。這表明巷幫沖孔的存在能夠有效防止動靜載疊加作用下250203運輸平巷兩幫及底板內煤體的失穩破壞，現場工業性試驗結果與前述理論分析、數值模擬結果一致性較好。

5 結論

1)通過對高壓水射流鉆割一體化技術的鉆割機理、鉆割方法及卸壓增透機理進行分析，指出采用后退連續式沖孔方式有利于巷道煤幫內高集中應力的轉移和釋放，同時實現為瓦斯的流動和滲透提供良好的通道環境。

2)通過建立巷道幫部和底板的力學簡化模型，分析了對巷幫淺部煤體采用高壓水射流沖孔措施后，能夠有效弱化兩幫及底板內煤體發生沖擊動力顯現的可能性。

3)通過建立三維數值模型，模擬計算得知對巷道兩幫采取高壓水射流沖孔措施后，巷幫煤體內的高集中靜載將會轉移和釋放；動靜載疊加作用下沖孔段巷道發生應力和位移的響應時間要滯后于未沖孔段巷道，且沖孔對于巷幫煤體的應力和位移減小作用顯著。

4)現場通過SOS微震系統對250203運輸平巷兩幫及底板內的大能量微震事件(E≥103J)進行監測定位，結果表明巷幫沖孔的存在能夠有效預防動靜載疊加作用下250203運輸平巷兩幫及底板的沖擊破壞。