高压水射流钻割一体化防冲机理分析及其数值模拟研究

2021-03-08杨增强王琛艳任长乐李常浩

矿业安全与环保 2021年1期

杨增强，王琛艳，朱栋，任长乐，李常浩

(1.江苏建筑职业技术学院交通工程学院，江苏徐州 221116； 2.中国矿业大学深部煤炭资源开采教育部重点实验室，江苏徐州 221116; 3.潞安集团余吾煤业有限公司，山西长治 046103)

煤层巷道开挖将会在其围岩中形成高集中静载荷，受本工作面或邻近工作面回采扰动影响极易发生巷道冲击事故。煤巷冲击地压的发生还会引起瓦斯异常涌出甚至引发瓦斯爆炸等其他重大灾害事故[1-3]。相关文献[4-5]研究指出，绝大多数冲击显现位置均位于煤巷内，这也表明针对煤巷冲击地压防治的研究意义重大。

关于高压水射流钻割一体化技术在瓦斯突出治理方面的研究，目前已有较为成熟的研究成果和工程应用[6-8]。由于高压水射流钻割煤体对钻头损耗小，钻割期间无粉尘和火花，因此其具有较好的经济应用价值[9-10]。

1 高压水射流钻割一体化技术可行性分析

1.1 高压水射流钻割机理分析

对巷道煤帮预先施工1个顺层钻孔，再利用喷嘴喷射出的高压水射流对钻孔煤壁进行高速旋转切割，并通过返水将切割下来的破碎煤渣携带排出钻孔，进而在钻孔内形成一直径较大的柱形空间，这一技术被称为高压水射流钻割一体化技术[11-12]，其工艺流程如图1所示。

图1 高压水射流钻割一体化工艺流程示意图

由图1可知，从喷嘴口喷射出的高压水射流可划分为初始段、过渡段和基本段3个区段[13-14]，其中以水射流基本段对钻孔壁进行高效切割为主。在水射流的基本段内，其任一横截面中心位置的水压可表达为：

(1)

式中：ps表示水射流基本段任一横截面中心位置的水压，MPa；xc表示水射流初始段长度，cm；ρ表示水射流的密度，kg/m3；v0表示喷嘴出口处水射流速度，m/s；x表示基本段任一横截面与喷嘴口的距离，cm；pw表示泵站供给的水压，MPa。

由式(1)可知，在其他参数不变的情况下，随着x增大，ps相应地减小，这意味着水射流从喷嘴口喷射出去后，随着喷射距离的增加，其对煤体的冲击作用力逐渐减小。当水射流的冲击作用力小于煤体破碎所需的最小压力pmin时，将无法进一步对煤体进行切割，这即是特定泵站供给水压条件下高压水射流的最大有效切割半径xmax，其可用式(2)表示：

(2)

1.2 高压水射流钻割方法分析

钻杆带动ZJN94/3型水射流钻头进行轴向和径向相结合运动，进而在顺层钻孔中形成不同的钻割空间：当水射流钻头进行间断式轴向运动时，形成如图2(a)所示的钻割空间；当水射流钻头进行连续式轴向运动时，形成如图2(b)所示的钻割空间。

(a)后退间断式(b)后退连续式

图2(a)所示的钻割方式能够在原本透气性较差的煤层里产生较多的缝槽，进而改善煤层透气性，有利于煤层内积聚瓦斯的释放和抽采，从而有效预防煤与瓦斯突出动力灾害的发生。图2(b)所示的钻割方式能够在煤体内形成较大范围的卸压空间，有利于巷道煤帮内高集中应力的转移和释放，从而有效预防冲击地压动力灾害的发生。

1.3 高压水射流卸压增透机理分析

基于图2(b)所示冲孔方式，冲孔周围煤体内的应力及裂隙分布规律如图3所示[15-16]。

图3 冲孔周围煤体内应力及裂隙分布规律示意图

由图3可知，高压水射流冲孔半径r远大于原顺层钻孔的半径，这将会导致冲孔周围煤体在较高的集中应力作用下发生破坏。其中环向应力σθ由近及远先增大后减小，径向应力σr逐渐增大，其冲孔周围煤体在较大的支承应力(σθ-σr)作用下，将会沿着径向方向形成塑性区和弹性区。从冲孔周围煤体渗透率曲线变化规律也可以看出，在冲孔周围煤体塑性区范围内，渗透率k值要远高于初始径向渗透率k0值，并且在R点位置裂隙闭合度最高，对应的渗透率k值也最小，之后沿着径向方向渗透率k值逐渐增大并趋于稳定，但小于初始径向渗透率k0值。综上分析可知，冲孔周围煤体塑性区范围内裂隙发育程度较高，整体松散性强，能够对瓦斯的流动和渗透提供良好的通道，同时实现巷帮煤体内高集中应力的转移和释放。

2 高压水射流钻割防冲机理

2.1 巷道帮部防冲机理

由于巷道沿掘进方向长度较大，因此可截取某一横截面将其视作平面应变问题进行分析，所建巷帮冲击破坏力学简化模型如图4所示。

图4 巷帮冲击破坏力学简化模型

由图4可知，开挖巷道后会在其巷帮浅部煤岩系统中形成一定程度的高集中应力，当受到邻近或本工作面回采扰动影响叠加作用时，巷帮煤岩系统将会瞬间失稳发生冲击动力显现。用数学方式可表示如下[17-18]：

(3)

式中：Es表示巷帮煤体中积聚的弹性应变能，kJ；Er表示巷帮煤体上下方岩体中积聚的弹性应变能，kJ；Ed表示覆岩破断形成的强动载扰动传递至巷帮煤岩系统附近时的动载能量，kJ；Eb表示巷帮煤岩系统破坏所需的最小临界能量，kJ。

同理由图4可知，当对巷帮浅部煤体采用图2(b)所示的钻割方式进行卸压处理后，使得浅部煤岩系统中形成的高集中应力的峰值强度σmax减小，并且高集中应力会向深部煤岩系统中转移，此时将会在深部煤岩系统中形成峰值强度为σ′max的高集中应力，深部煤体中积聚的弹性应变能为E′s，且满足E′s

(4)

2.2 巷道底板防冲机理

当对巷帮煤体采取高压水射流冲孔措施后，峰值强度值由原来的σmax减小为σmin，这意味着在巷帮浅部宽度为b的煤柱体上，相对应的高集中应力平均值由pmax(即σmax/b)减小为pmin(即σmin/b)。巷道底板极限平衡力学模型如图5所示。

图5 巷道底板极限平衡力学模型

根据太沙基理论[19]可知，当底板中OCDF范围内的煤岩体处于极限平衡的塑性状态时，所对应的宽度为b的煤柱体下方的底板极限承载载荷为：

(5)

式中：pu表示宽度为b的煤柱体下方的底板极限承载载荷，MPa；γ表示煤体的平均重度，kN/m3；Nγ、Nq和Nc均表示承载力系数；q表示巷道底板的支护反作用力，MPa；C表示底板煤岩体的黏聚力，MPa。

由式(5)可知，当pmax>pu时，底板中OCDF范围内的煤岩体处于完全塑性状态，在强动载扰动及底板水平构造应力N的作用下瞬间涌入巷道自由空间而诱发底板冲击；当pmax

3 高压水射流钻割防冲数值模拟

3.1 三维数值模型的建立

以华亭砚北煤矿2502采区250203工作面为地质背景，选取250203运输平巷掘进端头位置建立三维数值模型。所建三维数值模型尺寸为长×宽×高=100 m×85 m×60 m，其中巷道断面尺寸为宽×高=5.0 m×3.8 m，250203运输平巷掘进位置位于煤层上侧1/3位置处。所建三维模型顶部距离地表平均埋深为360 m，计算得知在模型上表面施加等效均布载荷9.0 MPa。对于三维模型四周采取水平方向约束，底部采取水平和垂直方向约束。所建三维数值模型选用Mohr-Coulomb本构模型，其中煤岩层的物理力学参数如表1所示，所建三维数值模型如图6所示。

表1 煤岩层物理力学参数

图6 FLAC3D三维数值模型

选取冲孔直径为300 mm、孔间距为3 m的最优卸压参数来进行数值模拟。其中预打顺层钻孔直径取100 mm，钻孔总长度为25 m(钻孔段长为5 m，水射流冲孔段长为20 m)[20]。

3.2 静载数值模拟结果分析

以250203运输平巷某一高压水射流冲孔位置做横截剖面，以及未冲孔位置的横截剖面，关于两处的垂直应力分布云图如图7所示。

(a)未冲孔段巷道

(b)冲孔段巷道

由图7(a)可知，未冲孔段巷道两帮浅部煤体内均存在一定范围的应力增高区；当对两帮煤体实施高压水射流冲孔措施后，两帮浅部煤体内的应力得到了转移和释放。由图7(b)可知，在巷道两帮煤体中形成了一定范围的“弱结构”区，而钻孔段能够起到对帮部支护结构体的保护作用，以及对冲孔作业期间返水携渣的防护效果，可视其为“小强结构”区。综合考虑“弱结构”区外的“大强结构”区，三者共同构成了防治冲击地压的“强—弱—强”的防冲结构。

3.3 动静载叠加数值模拟结果分析

通过在图6所示三维模型上表面施加动载应力波的形式来模拟动载荷。所施加的动载应力波由现场实际动载应力波经校正和简化处理后得到，并由Table命令导入模型中，该波形形态如图8所示。

图8 校正和简化后的动载应力波波形图

在进行动静载叠加数值模拟时，FLAC3D软件模拟运算方式为非线性动力运算，此时三维模型底部设置为静态边界，四周设置为自由场边界[21]。模型系统采用瑞利阻尼，其最小中心频率使用模型固有的自振频率(取值50 Hz)，而其最小临界阻尼比则根据煤岩层材料选取确定(取值0.5)。分别在未冲孔段和冲孔段的帮部和底板0.1 m深位置设置监测点，对应力和位移进行监测，监测结果如图9所示。

(a)帮部应力监测

(b)底板应力监测

(c)帮部位移监测

(d)底板位移监测

由图9(a)可知，动静载叠加作用下未冲孔段帮部煤体首先发生响应，响应期间未冲孔段帮部煤体应力峰值高达11.8 MPa，冲孔段帮部煤体应力峰值为8.9 MPa，两者相差2.9 MPa，说明高压水射流冲孔能够在一定程度上弱化动静载叠加对巷帮煤体的扰动作用。由图9(b)可知，响应期间未冲孔段底板煤体应力峰值为1.88 MPa，冲孔段底板煤体应力峰值为1.64 MPa，两者相差0.24 MPa，说明巷帮冲孔对底板受动静载叠加扰动作用也有一定的弱化效果。

由图9(c)可知，未冲孔段帮部位移由初始的0.150 m增大至0.340 m，增加量高达0.190 m，冲孔段帮部位移由初始的0.075 m增大至0.150 m，增加量为0.075 m；冲孔段较未冲孔段帮部位移增加量小0.115 m，说明高压水射流冲孔能够较好地控制巷帮受动静载叠加扰动影响的位移增加量。由图9(d)可知，未冲孔段底板位移由初始的0.095 m增大至0.116 m，增加量为0.021 m，冲孔段底板位移由初始的0.068 m增大至0.078 m，增加量为0.010 m；冲孔段较未冲孔段底板位移增加量小0.011 m，说明巷帮冲孔的存在对于底板受动静载叠加扰动作用发生底鼓也有一定的弱化效果。

4 现场应用效果检验

以砚北煤矿2502采区内250203运输平巷为工业性试验地点，当在掘进端头后方30～80 m内对巷帮煤体实施高压水射流冲孔措施后，通过矿方已安装的SOS微震监测系统对其两帮及底板内的大能量微震事件(E≥103J)进行监测定位，结果如图10 所示。

(a)巷帮未冲孔

(b)巷帮已冲孔(Ⅰ)

(c)巷帮已冲孔(Ⅱ)

由图10(a)可知，在对250203运输平巷两帮煤体实施高压水射流冲孔措施前，受邻近250204工作面回采扰动影响，250203运输平巷两帮及底板内大能量微震事件(E≥103J)较多，容易引起冲击地压显现。由图10(b)和(c)可知，当对250203运输平巷两帮煤体实施高压水射流冲孔措施后，受邻近250204工作面不同回采阶段(阶段I和II)扰动影响，冲孔应力降低区(卸压区)内均没有大能量微震事件(E≥103J)发生。这表明巷帮冲孔的存在能够有效防止动静载叠加作用下250203运输平巷两帮及底板内煤体的失稳破坏，现场工业性试验结果与前述理论分析、数值模拟结果一致性较好。