Dynamic load response law and limit of pressure relief drilling for coal seam prevention and control of rock burst
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摘要:
冲击危险性巷道围岩遭受外界动载荷扰动，常导致冲击地压发生。为了探索煤层大直径预卸压钻孔在动载扰动条件下的防冲卸压作用，综合采用理论分析、实验室试验以及数值模拟等方法，开展煤层防冲卸压钻孔动载响应规律及其极限性研究。结果表明：大直径钻孔卸压区内的煤体形成弱结构，增大了衰减动载的能力，降低了冲击发生的可能性。低动载扰动下，孔洞裂隙扩展，声发射累计事件随着扰动周期增加呈上升趋势；较高动载扰动下，钻孔煤样损伤破裂程度加剧，声发射事件以高能量为主。随着动载能级和扰动周期增加，应力集中区、弹性高能区与钻孔之间的距离缩短，影响范围增大，围岩运动趋势增强，弹性能集聚程度增加；在低动载能级扰动下，钻孔发挥耗能卸压防冲的作用，能够维护围岩的稳定性，在高能级动载扰动驱动下，大直径钻孔防冲失效，钻孔孔壁易发生动力失稳破坏，造成围岩失稳。总体上大直径卸压钻孔存在弱化结构，能够耗能减冲，降低动载扰动程度，但在高能、高频动载扰动下，卸压钻孔围岩运动趋势增强，破裂响应程度剧烈，防冲效能存在极限性。
Abstract:The surrounding rock of the impact hazard roadway is often disturbed by external dynamic loads, which often leads to the occurrence of impact ground pressure. In order to explore the anti impact and pressure relief effects of large-diameter pre relief boreholes in coal seams under dynamic load disturbance conditions, a comprehensive method including theoretical analysis, laboratory experiments, and numerical simulations was used to study the dynamic load response law and limit of coal seam anti impact and pressure relief boreholes. The results indicate that the coal body in the pressure relief zone of large-diameter drilling forms a weak structure, increases the ability to attenuate dynamic loads, and reduces the possibility of impact. Under low dynamic load disturbance, the expansion of pores and cracks, and the cumulative acoustic emission events show an upward trend with the increase of disturbance period; Under higher dynamic load disturbances, the degree of damage and rupture of coal samples in boreholes intensifies, and acoustic emission events are mainly high-energy. As the dynamic load level and disturbance period increase, the distance between the stress concentration zone, elastic high-energy zone and the borehole shortens, the influence range increases, the rock movement trend strengthens, and the degree of elastic energy accumulation increases. Under low dynamic load level disturbances, drilling plays a role in energy dissipation, pressure relief, and anti-collision, which can maintain the stability of the surrounding rock. However, under high-energy dynamic load disturbances, the anti-collision of large-diameter drilling fails, and the drilling wall is prone to dynamic instability and damage, causing instability of the surrounding rock. Overall, large-diameter pressure relief boreholes have weakened structures that can dissipate energy, reduce impact, and lower the degree of dynamic load disturbance. However, under high-energy and high-frequency dynamic load disturbances, the movement trend of the surrounding rock of the pressure relief borehole increases, the degree of fracture response is severe, and the anti impact effectiveness is limited.
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0. 引 言
冲击地压是煤矿典型动力灾害[1-2]，当煤岩体的耗能能力小于蓄能能力，煤岩体破坏后剩余的弹性能量就会以动能形式在巷道瞬时释放[3]。因为其发生过程短、影响因素多、释放能量大以及影响程度剧烈，一直是矿井生产面临的难题，严重制约煤矿安全高效发展。大直径卸压钻孔通过改变煤体结构，弱化其物理力学性质，降低基础静载荷孕育水平，使卸压区域内的煤体处于较低的应力水平，实现卸压，延长冲击启动路径，降低冲击灾害发生的可能性，该技术使用率接近100%，也是研究的热点。在机理研究方面：贾传洋等[4-5]认为钻孔产生卸压作用的根本原因是裂纹扩展贯通导致应力释放，为应力转移提供路径。GAO等[6]分析了大直径钻孔卸压防治冲击地压机理及设计参数设置，阐明了钻孔围岩应力和塑性区分布及其影响参数。王猛等[7]提出了以应力转移效果及围岩变形控制效果作为卸压效果的直接评价指标。刘红岗等[8]分析了巷道围岩动态损伤发展和应力重分布过程，提出合理布置卸压钻孔可使巷帮围岩产生结构预裂破坏。王书文等[9]通过分析钻孔卸压机理，推导了钻孔最终成孔半径的计算公式， LIN等[10]研究了钻孔区域内煤体应力变化以及围压对煤体物理性质的影响。在钻孔参数研究方面：吴鑫等[11]对卸压孔在不同孔径下的围岩变形情况进行了分析。李云鹏等[12]确定了不同孔径卸压钻孔的卸压半径范围，并利用光学传感技术进行原位测试。马斌文等[13]推导了钻孔卸压区的边界方程，并分析了煤体性质、钻孔直径以及超前应力对卸压区的影响。 ZHANG等[14]研究了不同钻孔布置参数对卸压效果的影响。李金奎等[15]采用数值模拟分析了孔周围位移与应力分布变化规律。宋卫华等[16]分析了不同煤层强度、不同煤层压力、不同孔径对卸压钻孔破坏半径影响，得出了钻孔破坏半径的变化规律。GU等[17]分析了冲击发生前电磁发射信号的特征，模拟研究了不同孔径、孔深、孔间距的钻孔卸压效果，发现电磁辐射强度和脉冲信号持续增强可预测冲击危险，钻孔深度应超过应力集中区才能达到卸压效果。齐燕军等[18]分析了不同卸压孔直径下煤柱破坏特征、强度特征及声发射特性。兰永伟等[19]分析了煤层强度、煤层压力、孔径等对钻孔破坏半径的影响。在防冲效能研究方面：潘俊锋等[20]开发了一次成孔300 mm直径钻进技术装备，对比分析了2种孔径下的大直径钻孔卸压防冲效果。ZHANG等[21]提出了一种随钻孔监测的新型测量方法，根据监测数据反馈钻孔深度，孔内应力集中程度以及钻孔工作状态，进而评价卸压效果。盖德成等[22]建立了钻孔卸压原理的能量耗散分析模型，研究了高应力条件下钻孔卸压煤体的位移场、应力场、塑性区、弹性能密度及局部能量释放率变化规律。王爱文等[23-24]研究了钻孔对试样冲击倾向性、变形破坏及能量积聚与释放的影响规律。朱斯陶等[25]研究了工作面冲击危险区的卸压指标，提出了能量耗散指数的概念。刘华博等[26]认为卸压钻孔周边裂纹扩展相互贯通形成宏观裂隙，降低了煤岩体弹性模量、破坏强度、残余强度等力学性质，弱化了煤岩体动力灾害风险性。史庆稳等[27]提出了煤层卸压钻孔的“喇叭”状塑性区防冲机理。
上述研究对煤层大直径钻孔防冲卸压原理研究，从不同侧面起到了积极作用，但基本都是从静力学角度开展研究，实际上煤炭开采过程中，煤岩体不仅受到静载荷影响，还会由于地层空间结构发生变化，受到开采扰动影响，上覆岩层运移、回转以及垮落产生动载荷，地质构造附近处的断层活化、人工爆破等都会释放动载荷，对煤体产生扰动作用，发生冲击地压。煤层大直径钻孔如何对外界动载荷做出防冲响应，以及是否存在极限性，鲜有报道。笔者为了探索煤层大直径卸压钻孔在动载扰动条件下的防冲卸压效应，综合采用理论分析、实验室试验以及数值模拟等方法，开展了煤层防冲卸压钻孔动载响应规律及其极限性研究。
1. 大直径卸压钻孔动载响应理论模型
图1为大直径钻孔动载扰动响应变化力学模型。当无大直径卸压钻孔时，在基础静载和动载扰动下，集中作用在A点的单位体积弹性能为$ E_{\text{j}} + E_{\text{zd}} $，如式（1）：
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图 1 大直径钻孔动载扰动响应变化力学模型Figure 1. Mechanical model for dynamic load disturbance response of large diameter boreholes$$ \begin{gathered} E_{\text{j}} = \frac{{\sigma _1^2 + \sigma _2^2 + \sigma _3^2 - 2\mu ({\sigma _1}{\sigma _2} + {\sigma _1}{\sigma _3} + {\sigma _3}{\sigma _2})}}{{2E}} \\ E_{\text{zd}} = {E_{\text{d}}}L_{_{AF}}^{^{ - \eta }} \\ \end{gathered} $$ (1) 式中：$E_{\mathrm{j}} $为基础静载作用下A点的单位体积弹性能；$E$为弹性模量；$\mu $为泊松比；${\sigma _1},{\sigma _2},{\sigma _3}$ 均为主应力。Ed为顶板垮断释放的动载荷；$ E_{\text{zd}} $为动载源传递至A点处的能量；LAF为动载传递到A点处的距离；η为弹性波在原岩区和弹性区传播时的能量衰减指数。
大直径钻孔的存在改变了围岩结构，形成破裂区、塑性区以及弹性区，破裂区和塑性区形成弱结构，增大了动载波传递过程中的衰减程度，因此，在破裂区和塑性区内动载的衰减指数增大为${\eta _{\mathrm{p}}}$，则衰减后动载传递至A点处的能量如式（2）：
$$ {E_{A{\text{zd}}}} = {E_{\text{d}}}L_{{{DF}}}^{^{ - \eta }}{(L_{{{BD}}}^{} - {r_0})^{ - {\eta _{\mathrm{p}}}}} $$ (2) 式中：LDF为动载源至弹塑性交界面处的距离，m；LBD为大直径钻孔形成的塑性区和破裂区范围，m；${r_0}$为钻孔孔径，m。
由式（2）可以看出：当钻孔孔径不变时，塑性区和破裂区形成的卸压区范围越大，动载传递至钻孔中心A点的能量则越小，因为卸压区内的煤体形成弱结构，增大了衰减动载的能力，破碎煤岩介质吸收大量的动载能量，衰减和耗散的动载越多，转化为冲击破坏的驱动力就越少，降低了冲击发生的可能性，所以大直径钻孔动载扰动下响应变化的耗散能$E_{\text{h}}$为式（3）：
$$ {E_{\text{h}}} = {E_{\text{d}}}\left[ {L_{{{{AF}}}}^{{ - \eta }} - L_{{{DF}}}^{{ - \eta }}{{(L_{{{BD}}}^{} - {r_0})}^{ - {\eta _{\mathrm{p}}}}}} \right] $$ (3) 图2为大直径钻孔动载扰动响应工程模型示意，在自重应力以及侧向支承压力等基础静载荷影响下，巷帮围岩静载能分布如图中黑色虚线$E_{\text{j}}$所示，当坚硬顶板垮断时产生动载荷扰动煤体，动载在煤体内传递和$E_{\text{j}}$叠加，导致冲击危险性升高，巷帮围岩能量分布形式为$E_{\text{j}} + {E_{{\text{zd}}}}$，如图中蓝色曲线分布所示，但由于巷帮中大直径钻孔弱化了煤体结构，发生塑性变形，因此在动载扰动下，大直径钻孔围岩响应变化，形成的塑性区、破裂区衰减和耗散动波的传递，降低了动载驱动能力，进而降低冲击危险性，巷帮围岩能量分布形式为$E_{\text{j}} + {E_{{\text{zd}}}} - E_{\text{h}}$。
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2. 大直径卸压钻孔动载响应试验研究
冲击地压防治的核心一是降低静载荷积聚，二是削弱动载荷扰动，而大直径钻孔的卸压防冲作用是通过钻孔变形调控载荷分布，耗散弹性能。目前，针对钻孔卸压的研究主要针对如何调控转移静载荷积聚，而对动载荷扰动影响下，钻孔获得动载提供的弹性能如何调载耗能防冲还尚未研究，因此本试验对大直径卸压钻孔在动载影响下的响应变化规律开展研究。
2.1 试验方案
2.1.1 试验煤样选取与制备
为分析煤层防冲卸压钻孔动载响应变化规律，选取具有强冲击倾向性煤层的孟村煤矿401102工作面回风巷为实验煤样选取地点，根据并按照取样标准，将取出的煤块切割加工成100 mm×100 mm×100 mm的立方体煤样，并将煤样表面打磨平整，为更好实现卸压钻孔的模拟，以及加工设备的限制，采用10 mm的钻孔比拟现场150 mm大直径卸压钻孔，在立方体煤样的中心进行钻孔，钻孔位置示意如图3所示。
2.1.2 加载方案
矿井中卸压钻孔主要沿巷道帮部垂直布置，受力状态可以看作是双向受力状态，为尽可能还原卸压钻孔在井下状态，研究稳定卸压钻孔动载扰动响应规律，因此在实验室内首先对钻孔煤样采用预加双向静载方式，加载速率为0.5 kN/s，水平方向施加预静载至5 MPa，垂直方向施加预静载至15 MPa，加载至目标值后，保持静载加载不变，在垂直方向施加动载，动载施加频率5 Hz，循环扰动500次，如果钻孔煤样未破坏则停止，利用声发射监测系统对试样加载过程中AE累计计数、能量进行监测，分析在加载过程中试样的破坏情况以及积聚与释放能量的状态。具体加载方案见表1。
煤样 煤样编号 试件数量/个 静载${\sigma _{\text{z}}}$/MPa 静载${\sigma _x}$/MPa 动载${\sigma _{\text{d}}}$幅值/MPa 动载频率/Hz 钻孔煤样 DD-1/2/3 3 15 5 1 5 钻孔煤样 DZ-1/2/3 3 15 5 3 5 钻孔煤样 DG-1/2/3 3 15 5 5 5 2.2 结果分析
2.2.1 动载扰动声发射计数响应分析
利用声发射对动载扰动下的钻孔煤样响应变化情况进行监测，图4为不同幅值动载作用下，试样应力和声发射计数随时间的响应变化规律。图4a为1 MPa幅值动载扰动变化情况，在0～300 s期间为预加静载阶段，该阶段内钻孔煤样声发射计数变化程度缓和，在190 s处声发射计数达到11×103个，当静载加载至目标值时，施加1 MPa动载，此时由于动载循环扰动，钻孔煤样响应调整，在310 s左右，声发射计数出现激增，达到37×103个，而随着继续循环扰动，声发射计数开始降低，并趋于平缓，直至扰动结束，煤样未发生较大破坏，保持一定的稳定性。图4b为3 MPa幅值动载扰动变化情况，在预加静载阶段，声发射计数变化情况和1 MPa动载扰动下的变化大体一致，当进入到动载扰动阶段，同样在扰动初期320 s处，声发射计数骤增，达到29×103个，主要是因为动载扰动下，钻孔的微观裂隙扩展，释放大量声发射信号，在320～350 s时，声发射计数降低并趋于稳定，当扰动至360 s处时，钻孔再次大幅度破裂响应调整，声发射计数增加至33×103个，在360～400 s扰动阶段，钻孔渐进破裂，释放少量声发射信号，直至扰动结束。图4c为5 MPa幅值动载扰动变化情况，从图中可以看出，从300 s处施加扰动载荷起至340 s扰动结束，在高动载扰动下，钻孔煤样声发射计数持续增高，声发射计数峰值达49×103个，而后煤样发生破坏。
图5为不同动载幅值扰动下，钻孔煤样声发射累计计数变化情况.从图中可知，在0～300 s静载加载阶段，声发射累计计数变化趋势大体一致，声发射累计计数缓慢增加，300 s开始进入动载扰动阶段幅值为1 MPa和3 MPa的动载在300～350 s，声发射累计计数均出现大幅增加，而后增幅变化平缓，表明在动载扰动初期，钻孔响应变化，破裂程度增大，转移扰动载荷，在350 s之后响应调整逐渐稳定。但幅值为5 MPa的动载自300 s扰动开始，声发射累计计数开始急剧上升，到340 s时，钻孔煤样发生失稳破坏，因此在高动载扰动下，钻孔煤样由渐进式稳定破坏转变为急剧式破坏，释放大量的声信号。
2.2.2 动载扰动声发射能量响应分析
动载对钻孔煤样输入能量，钻孔通过破裂消耗释放能量来维护自身的稳定，通过分析声发射能量变化情况来反映煤样的破坏情况。图6为不同幅值动载扰动下，煤样应力与声发射能量随时间的变化，在0～300 s静载加载阶段钻孔煤样声发射能量变化平稳，煤样破裂释放低能量声发射事件，在动载扰动阶段，随着动载扰动周期数增加，煤样损伤破裂程度增加，在1 MPa动载扰动下，声发射峰值能量为14.7×104 mV·μs，出现在动载扰动370 s位置处，随着动载幅值增加，声发射峰值能量为66.3×104 mV·μs，相比1 MPa动载扰动增加35.1×104 mV·μs，高能量声发射事件增多，且从图中可以看出，在较低动载扰动下，钻孔煤样裂隙扩展以低能量声发射事件为主，裂纹可以充分扩展释放和消耗能量，但在较高动载扰动下，钻孔煤样损伤加剧，以集中高能量声发射事件为主。
通过分析动载扰动下钻孔煤样的声发射响应特征可知，在较低的1 MPa和3 MPa动载扰动下，声发射事件在扰动初期阶段，钻孔裂隙扩展释放大量信号，声发射事件增多，而后趋于稳定，声发射累计事件随着动载扰动周期的增加而增加，钻孔通过破裂来维护煤样的稳定性，声发射以低能量事件为主，当扰动载荷较高时，导致煤样损伤程度加剧，随着扰动周期增加，钻孔煤样声发射事件持续增高，且声发射累计事件急剧上升，直至煤样破坏失稳，声发射以高能量事件为主。
3. 大直径卸压钻孔动载响应数值模拟
煤层回采由于矿山压力的作用，会导致顶板瞬时垮断，产生动载震动波传递至煤层，其本质是在较短时间内动载荷频繁扰动煤体，并对煤体输入能量，因为顶板垮断引起震动产生的能级不同，所以煤层中卸压钻孔的响应程度也随之变化，为明确卸压钻孔在不同能级动载扰动下的响应变化规律，本节利用FLAC3D模拟软件进行动载扰动下钻孔响应规律数值模拟研究。
3.1 模拟方案
以孟村煤矿401102工作面实体煤帮建立数值模型，根据地质报告表明工作面埋深664～746 m，煤层厚度13.5 m，直接顶以砂质泥岩为主，厚度平均为3.5 m，基本顶以细砂岩、粉砂岩为主，厚度平均为10.3 m，底板以炭质泥岩、铝质泥岩为主，平均厚度为4 m。因此模型自上到下依次模拟基本顶、直接顶、煤层、底板，各煤岩层物理力学参数性质见表2。根据现场实际条件，在煤层中布置钻孔，孔径150 mm，间距1 m，距离模型底部7 m，布置示意如图7所示，模型采用莫尔−库伦本构模型，在模型上边界施加17 MPa，模拟上覆岩层重量，并固定模型左右边界和下边界，开挖钻孔进行静力学计算，模拟原岩应力状态下钻孔卸压调整。
表 2 模型力学参数Table 2. Model mechanical parameters岩层 密度/（kg·m−3） 弹性模量/GPa 泊松比 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 基本顶 2 500 8.51 0.26 7.7 38 1.96 直接顶 2 500 9.02 0.25 6.6 38 1.53 煤层 1 295 2.60 0.33 5.0 36 1.33 底板 2 500 6.71 0.27 1.7 35 2.7 待钻孔卸压调整稳定后，进行动载扰动分析，在距钻孔垂直距离14 m位置施加动载源，模拟顶板垮断产生动载，改变模型边界条件为黏性边界，用来吸收动载波在边界上的反射，动载扰动模型示意图如图8所示。
根据弹性波理论，震动波在煤岩体中产生的动载可以按照式（4）进行计算,当煤岩介质密度一定时,改变不同峰值震动速度可以得到不同等级的动载。
$$ {\sigma _{{n}}} = 2\rho {C_{\mathrm{P}}}{v_n} $$ (4) 式中：${\sigma _n}$为P波产生的动载；$\rho $为煤岩介质密度；${C_{\mathrm{P}}}$为P波的波速；${v_n}$为质点处P波通过时的峰值速度。
根据生产期间，微震监测系统对微震事件能量的分析与统计，释放的能量主要集中在102～105 J，P波的波速一般在
2000 m/s左右，分别设置峰值强度为5、10、30 MPa动载源，动载参数及方案见表3。动载震动频率为50 Hz，动载作用2个周期，动载作用时间一共40 ms，计算时间60 ms，分析在不同能级动载作用下，卸压钻孔响应变化规律。方案 能量/J 密度/（kg·m−3） 波速/（m·s−1） 峰值速度/（m·s−1） 动载/MPa ① 102～103 2 500 2 000 0.5 5 ② 103～104 2 500 2 000 1.0 10 ③ 104～105 2 500 2 000 3.0 30 3.2 增量动载扰动响应分析
3.2.1 应力响应变化规律
顶板垮断释放的动载荷对大直径钻孔产生扰动作用，不同能级的动载对钻孔扰动程度有差异，因此影响钻孔的卸压调整。图9、图10分别为卸压钻孔在动载作用20、40 ms水平应力云图。从图中可以看出顶板垮断产生的动载从顶部传递至煤层，钻孔对传递的动载响应变化，利用孔洞变形空间和钻孔之间的塑性卸压区，阻断转移动载扰动产生的水平应力传递，应力重新分布，在钻孔卸压区的上方和下方产生蓝色区域应力集中。从动载扰动的周期来看，随着动载对钻孔的频繁扰动，导致钻孔卸压区上方和下方的蓝色区域应力集中程度升高，同等能量级扰动下，随着扰动周期增加，围岩水平应力增加1 MPa；从动载扰动能级来看，随着动载释放能量越高，围岩蓝色水平应力集中区距离钻孔越近，从距离钻孔顶部2.3 m减小至1.3 m。钻孔卸压作用能够减弱动载的影响程度，阻断应力的传递，但是从云图可以得知，钻孔随着动载扰动程度的增加，响应卸压转移围岩应力的能力逐渐降低，且蓝色的水平应力集中区对钻孔卸压区影响程度不断增大。
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图 9 动载扰动20 ms钻孔水平应力云图Figure 9. Horizontal stress cloud map of 20 ms borehole under dynamic load disturbance![]()
图 10 动载扰动40 ms钻孔水平应力云图Figure 10. Horizontal stress nephogram of borehole under dynamic load disturbance of 40 ms沿钻孔中心水平方向提取应力分布情况，如图11所示。在钻孔中心水平线上，水平应力在动载作用下分布趋势整体较一致，在距钻孔中心1.5 m左右，水平应力降低，随着动载释放能级增加，104～105 J能量扰动比102～103 J能量扰动，钻孔之间的峰值水平应力升高1.6 MPa，在钻孔卸压区内由于钻孔围岩塑性破坏作用，动载对该区域内水平应力影响程度不大，但从云图可以看出，动载扰动在卸压区上方和下方区域出现水平应力集中，对卸压区以外的围岩扰动程度较大，并且随着释放动载能级越大，扰动程度越剧烈。
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图 11 动载扰动钻孔水平应力分布曲线Figure 11. Horizontal stress distribution curve of borehole disturbed by dynamic load图12、图13为动载扰动20 ms和40 ms钻孔垂直应力分布云图。从图中可以看出，在钻孔之间出现蓝色垂直应力集中区，一方面是由于钻孔转移应力在孔间出现叠加作用，另一方面主要是由于动载作用扰动导致垂直应力升高。动载作用一个周期扰动20 ms时，随着动载释放能级增加，蓝色垂直应力集中区的集中程度增大，因为高能量动载释放对卸压钻孔扰动较剧烈，钻孔无法及时充分发挥卸压效果转移瞬时扰动应力，因此卸压能力随着释放动载释放能级越大而降低。对比动载扰动20 ms和40 ms时卸压钻孔的垂直应力分布云图，102～103 J动载能量的释放随着扰动周期增加，垂直应力集中区升高0.05 MPa，103～104 J动载能量释放导致垂直应力升高0.1 MPa，104～105 J动载能量释放导致垂直应力升高0.3 MPa，卸压钻孔随着扰动周期的增加，垂直应力均呈现增高的趋势，且动载能级越高，卸压钻孔间垂直应力升高幅度越大，钻孔对高能量动载越敏感，卸压能力越弱。
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图 12 动载扰动20 ms钻孔垂直应力云图Figure 12. Dynamic load disturbance 20 ms borehole vertical stress nephogram![]()
图 13 动载扰动40 ms钻孔垂直应力云图Figure 13. Dynamic load disturbance 40 ms borehole vertical stress nephogram图14所示为动载扰动钻孔垂直应力的分布曲线。102～103 J动载扰动下钻孔间的垂直应力峰值为23.6 MPa，103～104 J动载作用下钻孔间垂直应力峰值为24.48 MPa，104～105 J动载作用下钻孔间垂直应力峰值升高至29.8 MPa，钻孔在较低能量动载扰动下，垂直应力响应变化的增幅不大，但在104～105 J高能量动载作用下，垂直应力升高6.2 MPa。钻孔在静载作用下已经弱化了煤体强度降低了应力水平，对于低能量动载102～104 J扰动下，仍然能够发挥卸压作用，但高能量动载作用下，卸压钻孔削弱动载能力降低，垂直应力增幅较大，易造成钻孔孔内冲击失稳，无法有效发挥卸压防冲效果。
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图 14 动载扰动钻孔垂直应力分布曲线Figure 14. Vertical stress distribution curve of borehole disturbed by dynamic load3.2.2 能量响应变化规律
顶板垮断时积聚在岩层内的弯曲弹性能在瞬间释放，通过煤岩固体介质传递，在传递过程中如果弹性能能够被充分耗散衰减，则围岩能够保持较高的安全性，如果消耗不充分，则弹性能会驱动围岩在弱面处发生动力失稳破坏。提取不同能级动载扰动钻孔后的弹性能分布云图，图15、图16所示分别为动载扰动20、40 ms钻孔稳定后的弹性能分布云图，图中深红色区域为高弹性能量区，蓝色为低弹性能量区。由于动载扰动作用，在钻孔上方和下方出现不同程度的高能量区，但钻孔0.4 m左右范围内处于较低弹性能分布状态，主要是钻孔塑性变形耗能作用，弹性能在孔洞间转移消耗了部分弹性能，因此该区域内储存在煤体内的弹性能就较少，表明钻孔能够阻碍弹性能量的传递，降低动力灾害发生的驱动力。
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图 15 动载扰动20 ms钻孔弹性能云图Figure 15. Dynamic load disturbance 20 ms borehole elastic energy nephogram![]()
图 16 动载扰动40 ms钻孔弹性能云图Figure 16. Dynamic load disturbance 40 ms borehole elastic energy nephogram对比分析图15、图16弹性能分布形式，从图中可以看出，虽然钻孔能够耗散转移弹性能，但对于不同能级动载扰动下，钻孔的响应耗能存在差别，在动载扰动20 ms后，随着动载能级增加，钻孔上方红色的高能量区由0.12 MJ/m3升高至0.14 MJ/m3，且在104～105 J动载作用下，在钻孔之间出现小范围弹性能集中区，并且随着动载扰动越剧烈，红色高能量区距离钻孔越近，由2.11 m减小至1.17 m。动载扰动周期增加，在同种能量级动载作用下，也会导致弹性能增大，对比104～105 J动载扰动下，扰动20 ms和40 ms钻孔上方高弹性能区由0.14 MJ/m3升高至0.15 MJ/m3，弹性能峰值距钻孔顶部由1.17 m缩短至0.81 m。在高能量动载扰动下，钻孔响应耗能的能力减弱，且高能量区峰值距离钻孔缩短，极易驱动钻孔孔洞弱面发生冲击破坏，导致钻孔耗能防冲失效。
3.2.3 速度和加速度响应变化规律
监测中心钻孔孔底质点的运动速度和加速度，分析在动载作用下，钻孔围岩运动趋势以及响应程度。图17、图18所示分别为质点在动载扰动过程中的速度和加速度的变化曲线。钻孔质点速度和加速度对低能量102～103 J动载扰动响应变化较平缓，动载作用时间0.05～0.10 s期间出现波动，动载波传递至钻孔孔底，而后速度和加速度减小趋于0，主要是由于钻孔响应耗能衰减掉一部分震动波。能量103～104 J的动载作用下，钻孔在扰动初期0～0.02 s速度和加速度变化不大，说明钻孔在该时期能够继续吸收波的反射，但在动载持续扰动下，吸收衰减震动波的能力减弱，在0.02～0.45 s期间，孔底质点速度和加速度反复震荡，受到动载拉伸压缩交替作用，但钻孔仍保持一定的衰减滤波能力，在0.45～0.06 s期间，逐渐趋于平缓。当钻孔受到高能量104～105 J动载扰动时，速度和加速度波动程度剧烈，速度最大达到4.75×10−3 m/s，加速度最大达到58 m/s2，尤其是在0.01～0.05 s期间，钻孔受到动载扰动程度剧烈，运动趋势明显增强，钻孔吸收动载波的能力大幅减弱，无法有效阻碍动载的传递，易造成钻孔失稳破坏，导致围岩瞬间抛出。
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图 17 卸压钻孔底部质点速度Figure 17. Particle velocity diagram at bottom of pressure relief bore hole![]()
图 18 卸压钻孔底部质点加速度Figure 18. Particle acceleration diagram at bottom of pressure relief drilling hole图19为动载扰动下钻孔的弹性能分布和速度矢量。从图中可知，动载扰动使围岩均有向钻孔变形补偿空间运动的趋势，表明动载扰动使钻孔围岩发生塑性流动，从钻孔围岩上方孔壁向下传递。在低能量动载扰动下，围岩运动趋势平缓，卸压钻孔能够耗散能量，阻碍动载波的传递，削弱动载的影响程度，并保证采掘空间的稳定性。但高能量扰动导致钻孔难以发挥卸压耗能防冲效果，并且弹性能集中区距离钻孔较近，极易为钻孔围岩运动提供驱动力，这就表明高能动载易造成钻孔在弱面处发生孔内冲击破坏。
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3.3 增量动载扰动响应极限性
卸压钻孔对动载响应程度不同，防冲耗能效果也不相同，因此，提取动载扰动过程中钻孔围岩运动的峰值速度、峰值加速度和弹性能变化情况，通过分析钻孔围岩的运动趋势以及能量分布，来评价卸压钻孔在动载扰动下的响应极限性。
图20所示为大直径钻孔在102～105 J动载扰动下，钻孔围岩的峰值速度和峰值加速度变化情况，从图中可以看出，在102～103 J动载作用下，峰值速度为9.06×10−3 m/s，峰值加速度为19.52 m/s，随着动载增加至103～104 J，围岩的峰值速度和加速度略有增加，但当高能量104～105 J动载释放时，钻孔峰值速度和加速度显著增加，分别增加了425.3%和200.8%，增幅巨大，高能动载影响下，围岩运动趋势明显，易造成围岩动力失稳破坏。
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图 20 动载扰动峰值速度和加速度分布Figure 20. Dynamic load disturbance peak velocity and acceleration distribution curve图21为动载扰动下弹性能变化情况。红色曲线代表动载扰动20、40 ms时弹性能峰值距钻孔的距离变化，蓝色曲线代表动载扰动20、40 ms时弹性能的峰值变化，随着动载能级增加，峰值弹性能逐渐增大，20 ms扰动时弹性能增幅达19.23%，距钻孔距离减小0.94 m，40 ms扰动时增幅达18.23%，距钻孔距离减小1.12 m，以上分析充分表明钻孔对动载扰动响应卸压耗能存在极限性，在低能量102～104 J动载扰动下能够及时响应，削减动载的影响程度，发挥卸压效果，但是在高能量104～105 J动载扰动下，大直径钻孔很难有效及时吸收衰减动载波的作用，且在高能量驱动下易导致钻孔孔壁发生动力冲击抛出，造成围岩失稳。
4. 结 论
1）大直径防冲卸压钻孔动载扰动响应力学模型分析表明，大直径钻孔卸压区内的煤体形成弱结构，增大了衰减动载的能力，破碎煤岩介质吸收大量的动载能量，衰减和耗散的动载越多，转化为冲击破坏的驱动力就越少，降低了冲击发生的可能性。
2）卸压钻孔动载响应规律实验室研究表明，低动载扰动下，在扰动初期，钻孔为维护自身稳定性，孔洞裂隙扩展，释放大量声发射信号，声发射事件增多，待调整稳定后，声发射事件变化趋于平缓，声发射累计事件随着扰动周期增加呈上升趋势。较高动载扰动下，钻孔煤样损伤破裂程度加剧，声发射事件随着扰动周期增加持续升高，直至失稳破坏，且声发射事件以高能量为主。
3）卸压钻孔动载响应规律数值模拟研究表明，在应力响应方面，钻孔上方形成水平应力集中区，随着动载能级和扰动周期的增加，水平应力集中区距离钻孔越近，集中程度升高；钻孔之间形成的垂直应力集中区，随着动载能级增加，应力集中区范围增大，钻孔削弱动载扰动能力降低。在能量响应变化方面，钻孔消耗和转移了部分动载释放的弹性能，在钻孔上方形成弹性能集中区，但随着动载能级增大，弹性高能区距离钻孔距离减小，钻孔耗能能力减弱。
4）动载扰动下钻孔的应力、能量以及围岩运动破裂等响应规律研究表明，随着动载能级和扰动周期增加，钻孔围岩运动趋势增强，弹性能集聚程度增加，大直径钻孔卸压存在极限性，在低动载能级扰动下，发挥耗能卸压防冲的作用，能够维护围岩的稳定性，在高能级动载扰动驱动下，大直径钻孔防冲失效，钻孔孔壁易发生动力失稳破坏，造成围岩失稳。
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图 1 大直径钻孔动载扰动响应变化力学模型
Figure 1. Mechanical model for dynamic load disturbance response of large diameter boreholes
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图 9 动载扰动20 ms钻孔水平应力云图
Figure 9. Horizontal stress cloud map of 20 ms borehole under dynamic load disturbance
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图 10 动载扰动40 ms钻孔水平应力云图
Figure 10. Horizontal stress nephogram of borehole under dynamic load disturbance of 40 ms
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图 11 动载扰动钻孔水平应力分布曲线
Figure 11. Horizontal stress distribution curve of borehole disturbed by dynamic load
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图 12 动载扰动20 ms钻孔垂直应力云图
Figure 12. Dynamic load disturbance 20 ms borehole vertical stress nephogram
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图 13 动载扰动40 ms钻孔垂直应力云图
Figure 13. Dynamic load disturbance 40 ms borehole vertical stress nephogram
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图 14 动载扰动钻孔垂直应力分布曲线
Figure 14. Vertical stress distribution curve of borehole disturbed by dynamic load
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图 15 动载扰动20 ms钻孔弹性能云图
Figure 15. Dynamic load disturbance 20 ms borehole elastic energy nephogram
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图 16 动载扰动40 ms钻孔弹性能云图
Figure 16. Dynamic load disturbance 40 ms borehole elastic energy nephogram
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图 17 卸压钻孔底部质点速度
Figure 17. Particle velocity diagram at bottom of pressure relief bore hole
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图 18 卸压钻孔底部质点加速度
Figure 18. Particle acceleration diagram at bottom of pressure relief drilling hole
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图 20 动载扰动峰值速度和加速度分布
Figure 20. Dynamic load disturbance peak velocity and acceleration distribution curve
煤样 煤样编号 试件数量/个 静载${\sigma _{\text{z}}}$/MPa 静载${\sigma _x}$/MPa 动载${\sigma _{\text{d}}}$幅值/MPa 动载频率/Hz 钻孔煤样 DD-1/2/3 3 15 5 1 5 钻孔煤样 DZ-1/2/3 3 15 5 3 5 钻孔煤样 DG-1/2/3 3 15 5 5 5 
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表 2 模型力学参数
Table 2 Model mechanical parameters
岩层 密度/（kg·m−3） 弹性模量/GPa 泊松比 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 抗拉强度/MPa 基本顶 2 500 8.51 0.26 7.7 38 1.96 直接顶 2 500 9.02 0.25 6.6 38 1.53 煤层 1 295 2.60 0.33 5.0 36 1.33 底板 2 500 6.71 0.27 1.7 35 2.7
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