0 引 言
随着我国煤炭开采强度和开采深度不断增大，采场空间围岩应力分布日趋复杂，冲击地压灾害发生日趋严重[1-2]。对于冲击地压的防治主要分为区域性防范措施和局部性的解危措施[3]，其中局部性的解危措施主要包括煤层卸载爆破、钻孔卸压、断顶爆破等[4]。由于具有施工简单、对地质条件适应性强等特点，钻孔卸压在冲击地压防治中得到了广泛应用。许多学者对钻孔卸压机制及其布置参数对卸压效果的影响进行了大量研究。刘红岗等[5]采用数值模拟方法，分析了合理钻孔布置对巷帮围岩结构的破坏和高应力的转移；贾传洋等[6]分析了钻孔间距、直径及深度对卸压效果的影响，研究了不同钻孔间距对裂纹扩展形态的影响，提出了钻孔周围裂纹扩展贯通是钻孔卸压的根本原因；朱斯陶等[7]提出了评价煤层卸压效果的能量耗散指数，推导了基于能量耗散指数的防冲钻孔参数定量计算方法；陈学华等[8]研究了钻孔钻进产生的钻屑量与试件百分比压降之间的关系，揭示了钻孔卸压方法的基本原理；王书文等[9]分析了钻孔围岩破坏机理，得出了钻孔最终成孔直径的计算公式。
综上所述，目前针对钻孔卸压对煤体应力的影响已有较多研究，然而针对其与冲击地压之间的关系，即钻孔卸压防治冲击地压的机理研究较少。大量研究已经表明[10-12]，孔边应力集中形成的钻孔周围卸压区是钻孔卸压防治冲击地压的基础，目前针对钻孔卸压区分布规律及影响因素的研究成果较少，因此笔者基于冲击地压应力控制理论，理论分析钻孔卸压防治冲击地压机理，推导煤体中钻孔周围卸压区的边界方程并分析其影响因素，为钻孔卸压防治冲击地压实践提供理论基础。
1 钻孔卸压防冲机理分析
1.1 巷道煤体冲击地压发生机制
齐庆新等[13]提出的冲击地压应力控制理论认为，高应力水平是煤岩体发生冲击地压的必要条件，其在动力扰动作用下极易发生非稳定性失稳，从而诱发冲击地压[13-16]。
巷道开挖或者工作面煤体采出后，引起煤岩体应力重新分布，巷帮表面煤体发生破坏，并扩展至弹性应力边界，形成一定程度的应力集中。若煤体性质坚硬或顶板悬露面积过大，则应力集中区域离巷帮表面较近且应力集中程度较大，当煤体中应力大于其极限强度时，煤体发生破坏，储存在煤体及顶底板中的弹性能突然释放，由于弹性能释放区域距离巷帮表面较近，其形成的应力波对巷帮煤体的破坏程度很大，甚至使煤体大量涌出，呈现冲击地压显现[17]。
1.2 应力极限平衡区理论分析
应力重新分布后，巷帮表面至弹性应力边界的煤体处于极限平衡状态，建立图1所示的力学模型。
图1 巷帮煤体力学模型
Fig.1 Mechanical calculation model of roadway coal
l—应力极限平衡宽度；σy—该处垂直应力平均值；σx—该处煤体水平应力平均值;τxy—煤体挤出时顶板岩层作用在煤层界面上的切应力
通过力学分析[18]，得出应力极限平衡区宽度l的计算公式为
式中：σmax为应力极限区与深部弹性区交界处的应力;F为支护阻力;A为煤体侧压系数;M为煤层厚度;C、φ分别为顶板岩层与煤层界面的黏聚力及内摩擦角。
由式(1)可知，煤层上下边界与顶底板岩层间的界面内摩擦角和黏聚力对应力极限平衡区范围影响很大。界面内摩擦角越小、黏聚力越小，应力极限平衡区范围越大，应力峰值大小减小且位置向煤体深部转移，冲击危险程度大幅降低。因此，采取一定措施改变界面力学性质，引起煤体应力重新分布，从而防治冲击地压。
1.3 钻孔卸压防冲机理
由于孔边应力集中的作用，钻孔周围一定范围内的煤体应力大幅降低形成卸压区，当在煤体中合理布置卸压钻孔，使各钻孔卸压区之间相互连接、贯通，形成一条弱化带，如图2所示，其破坏了煤体的承载结构，使煤体在顶底板岩层夹持作用下发生相对滑动，煤体与岩层的界面内摩擦角及黏聚力随之大幅下降，煤体中应力平衡区范围显著增大，应力峰值位置与巷道表面距离由卸压前的l增大为卸压后
图2 钻孔卸压原理
Fig.2 Schematic of boreholes pressure relief
的l′，峰值大小由卸压前的σmax增大为卸压后
极限平衡区煤体应力大幅降低，破坏了其发生冲击地压的应力条件，降低了煤岩体的冲击危险性，同时卸压后的煤体对深部煤体和巷道顶底板中发生的动力显现起到吸能保护作用，降低了深部煤岩体失稳对巷道空间的影响，从而防治冲击地压的发生。
2 卸压区分布规律及影响因素分析
2.1 钻孔周围卸压区分布半径计算
煤体中钻孔受力如图3所示，P为煤体所受垂直应力，k为侧压系数，ρ、φ分别为钻孔周围任意一点用径向坐标和环向坐标。
图3 钻孔受力示意
Fig.3 Force diagram of borehole in coal
根据弹性力学[19]，得出钻孔周围煤体一点处的应力分布，将钻孔周围煤体一点处应力代入摩尔-库仑屈服条件，可得钻孔周边煤体中卸压区的边界线方程：
b=9(1-k)2
h=6(1-k2)cos 2φ-12(1-k)2
d=(1+k)2+10(1-k)2cos22φ-
2(1-k)2sin22φ-4(1-k2)cos 2φ-
4(1-k)2cos22φsin2ø
e=4(1-k)2(sin22φ-cos22φ)-2k2cos 2φ-
2cos 2φ
式中：a为钻孔孔径；b—f为无量纲参数；
从式(2)可得出，钻孔周围卸压区半径大小与煤体所受垂直应力P、侧压系数k、钻孔孔径a及煤体的黏聚力C和内摩擦角ø有关。将某冲击地压矿井相关参数代入式(2)，改变不同参数大小，分析钻孔卸压区半径在各因素影响下的变化情况。
2.2 煤体性质对卸压区分布的影响
钻孔卸压区分布随煤体内摩擦角的变化如图4所示，当煤体内摩擦角为21°时，卸压区最大半径大小为0.19 m，最大半径所在方向位于水平方向；随着煤体内摩擦角的减小，卸压区最大半径增大，最大半径所在方向与水平方向的夹角增大，当煤体内摩擦角减小为6°时，卸压区最大半径大小为0.29 m，最大半径所在方向与水平方向的夹角为36°；由图4可知，随着煤体内摩擦角的减小，卸压区边界形状由“椭圆”形变为“X”形。
图4 钻孔卸压区分布随煤体内摩擦角的变化
Fig.4 Distribution of pressure relief zone changes with coal friction angle
钻孔卸压区分布随煤体黏聚力的变化如图5所示，当煤体黏聚力为18 MPa时，卸压区最大半径大小为0.19 m，最大半径所在方向位于水平方向；随着煤体黏聚力的减小，卸压区最大半径增大，最大半径所在方向与水平方向的夹角增大，当煤体黏聚力减小为3 MPa时，卸压区最大半径大小为0.64 m，最大半径所在方向与水平方向的夹角为39.6°；由图5可知，随着煤体黏聚力的减小，卸压区边界形状由“椭圆”形变为“X”形。
图5 钻孔卸压区分布随煤体黏聚力的变化
Fig.5 Distribution of pressure relief zone changes with coal cohesion
通过以上分析解释了坚硬煤体钻孔卸压效果不佳的现象；主要原因是坚硬煤体黏聚力与内摩擦角较大，处于其中的钻孔卸压区发育较小，不利于弱化带的形成。
2.3 钻孔直径对卸压区分布的影响
钻孔卸压区分布随钻孔直径的变化如图6所示，当钻孔直径为0.15 m时，卸压区最大半径大小为0.19 m，最大半径所在方向与水平方向的夹角为18°；当钻孔直径为0.30 m时，卸压区最大半径大小为0.39 m，最大半径所在方向与水平方向的夹角为18°；由图6可知，随着钻孔直径的增大，卸压区最大半径增大，但其所在方向与水平方向的夹角保持不变，卸压区边界形状同样保持不变。
图6 钻孔卸压区分布随钻孔直径的变化
Fig.6 Distribution of pressure relief zone changes with borehole diameter
钻孔直径越大，卸压区半径越大，越有利于煤体中弱化带的形成，这也解释了钻孔直径越大，卸压效果越好的现象。
2.4 工作面超前应力对卸压区分布的影响
卸压区分布随钻孔与工作面之间距离的变化如图7所示，当钻孔位置距工作面45 m左右时，最大半径方向位于水平方向，卸压区最大半径大小为0.16 m；此后，随着钻孔距工作面越来越近，卸压区最大半径越来越大，当钻孔接近支承压力峰值位置时，卸压区范围达到最大，最大半径方向与水平方向呈43.2°，卸压区最大半径大小为0.35 m。随着钻孔与工作面之间距离越来越近，卸压边界形状呈现明显的“X”形。
图7 钻孔卸压区分布随钻孔与工作面距离的变化
Fig.7 Distribution of pressure relief zone changes with the distance of borehole with working face
3 工程应用分析
3.1 工程概况
某冲击地压矿井首采盘区103工作面埋深660 m，采高5.6 m，煤层倾角平均为1.5°，采用综采一次采全高采煤工艺。该工作面回风巷临近102工作面采空区，煤柱宽度为30 m。该工作面开采过程中，回风巷先后发生了多次较严重的冲击地压，显现情况如图8所示，回风巷严重变形，出现底鼓、两帮移近、煤体涌出、支护体失效等现象。
图8 回风巷冲击地压显现情况
Fig.8 The scene of rockburst in return air roadway
对该工作面煤层及其顶板岩层的冲击倾向性进行测试，顶板岩层及煤体具有强冲击倾向性，煤体单轴抗压强度高达38 MPa，由于煤体埋深大、强度高，使得工作面回采巷道两帮支承压力峰值较大，且峰值位置距离巷帮较近。在回采扰动作用下，处于高应力状态的煤体发生非稳定态破坏时，由于其距离巷帮较近，易造成巷道突然变形、煤体涌出等现象，呈现冲击地压显现。因此，需要采取钻孔卸压措施，破坏煤体承载结构，使得巷帮高应力向煤体深部转移并降低应力峰值大小，改善巷道围岩应力环境，从而防治冲击地压的发生。
3.2 钻孔布置参数设计
1)钻孔直径及卸压区半径计算。为了防止孔内冲击，应尽可能选用较小的钻孔直径，但考虑到钻孔卸压效率，最终钻孔直径选择为150 mm；通过钻孔周围卸压区边界方程，计算结果如图9所示。卸压区最大半径约为0.4 m，考虑到煤体内随机分布众多的节理裂隙，因此钻孔周围实际的卸压区要比理论计算大一些，取修正系数为1.3，即103工作面煤体中钻孔周围形成的卸压区最大半径为0.52 m。
图9 钻孔卸压区分布
Fig.9 Distribution of borehole pressure relief zone
2)钻孔布置方式及间排距。由于冲击地压显现强烈，且处于冲击危险煤体中的钻孔卸压区分布形状为“X”形，因此钻孔布置方式选择两排三花眼布置，为保证各钻孔周围卸压区相互贯通形成弱化带，最终确定钻孔间排距为1.5 m×0.6 m；钻孔的平面布置如图10所示。
图10 钻孔布置平面
Fig.10 Layout of boreholes in coal
3)钻孔深度。根据冲击地压震源理论[20]，应力集中区域煤体发生非稳定性失稳应不影响巷帮煤体的稳定性，最终确定钻孔深度为15 m。
3.3 卸压效果分析
该工作面回采巷道非生产帮煤柱一侧每间隔30 m安装一组钻孔应力计，安装深度10 m，以实现对煤柱应力的实时监测。
对巷道未卸压区域和已卸压区域的钻孔应力计数据进行统计分析，得出工作面未卸压区域和已卸压区域的超前应力分布规律的变化，如图11所示。卸压后，工作面支承压力超前影响距离由127 m扩大为148 m；工作面在未卸压区域推进过程中，超前支承压力峰值大小为12.65 MPa，峰值位置距工作面15 m，而卸压后，超前支承压力应力峰值大小为9.65 MPa，为未受超前应力影响时的1.2倍，为表现出明显的应力集中。
图11 至工作面不同距离煤柱体超前应力变化曲线
Fig.11 Vertical stress distribution of coal wall with the distance from working face
通过煤柱应力监测分析可知，在工作面回采影响下，煤柱浅部区域出现明显的应力下降，使得应力集中区域向煤柱深部转移，破坏了浅部煤体发生冲击地压的应力条件，并对深部煤体发生非稳定性失稳起到了吸能保护作用，防止了冲击地压的发生。
4 结 论
1)通过已建立的极限应力平衡区力学计算模型，揭示了钻孔卸压防治冲击地压的机理：在煤体中合理布置卸压钻孔形成弱化带，破坏煤体的承载结构，引起煤岩体发生相对滑动，使煤体中应力平衡区范围显著增大，极限平衡区煤体应力大幅降低，破坏了其发生冲击地压的应力条件，同时卸压后的煤体对深部煤体和巷道顶底板中发生的动力显现起到吸能保护作用，降低了深部煤岩体失稳对巷道表面煤岩体的影响，从而防治冲击地压的发生。
2)理论分析得到了钻孔卸压区的边界方程，分析了煤体性质、钻孔直径及应力环境对钻孔卸压区的影响，得出随着煤体黏聚力及内摩擦角的减小、钻孔与工作面距离的减小，钻孔卸压区增大且边界由“椭圆”形变为“X”形；随着钻孔直径的增大，卸压区增大但其边界形状不变
3)在某矿103工作面回风巷进行钻孔卸压防治冲击地压实践，基于以上研究成果设计卸压钻孔布置参数，通过煤柱应力监测可知，钻孔卸压使煤柱浅部煤体应力大幅下降，且应力峰值区域向煤柱深部转移，破坏了煤体发生冲击地压的应力条件，从而防治煤体冲击地压的发生。
[1] 齐庆新,李一哲，赵善坤，等. 我国煤矿冲击地压发展70年：理论与技术体系的建立与思考[J].煤炭科学技术, 2019, 47(9): 1-40.
QI Qingxin，LI Yizhe，ZHAO Shankun,et al.Seventy years development of coal mine rockburst in China:establishment and consideration of theory and technology system[J]. Coal Science and Technology,2019, 47(9): 1-40.
[2] 姜耀东,赵毅鑫.我国煤矿冲击地压的研究现状:机制、预警与控制[J].岩石力学与工程学报,2015,34(11):2188-2204.
JIANG Yaodong，ZHAO Yixin.State of the art：investigation on mechanism，forecastand control of coal bumps in China[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2015，34(11):2188-2204.
[3] 姜耀东,潘一山,姜福兴,等.我国煤炭开采中的冲击地压机理和防治[J].煤炭学报,2014,39(2):205-213.
JIANG Yaodong，PAN Yishan，JIANG Fuxing，et al.State of the art review on mechanism and prevention of coal bumps in China[J].Journal of China Coal Society，2014，39(2):205-213.
[4] 马斌文,邓志刚,赵善坤,等.“两硬”条件下回采巷道强矿压显现防治技术[J].煤矿安全,2017,48(12):139-141.
MA Binwen，DENG Zhigang，ZHAO Shankun，et al.Prevention technology of strong strata behaviors of mining roadway with hard roof and hard coal[J].Safety in Coal Mines，2017，48(12):139-141.
[5] 刘红岗,贺永年,徐金海,等.深井煤巷钻孔卸压技术的数值模拟与工业试验[J].煤炭学报,2007,32(1):33-37.
LIU Honggang，HE Yongnian，XU Jinhai，et al.Numerical simulation and industrial test of boreholes distressing technology in deep coal tunnel[J].Journal of China Coal Society，2007，32(1):33-37.
[6] 贾传洋,蒋宇静,张学朋,等.大直径钻孔卸压机理室内及数值试验研究[J].岩土工程学报,2017,39(6):1115-1122.
JIA Chuanyang，JIANG Yujing，ZHANG Xuepeng，et al.Laboratory and numerical experiments on pressure relief mechanism of large-diameter boreholes[J].Rock and Soil Mechanics，2017，39(6):1115-1122.
[7] 朱斯陶,姜福兴,史先锋,等.防冲钻孔参数确定的能量耗散指数法[J].岩土力学,2015,36(8):2270-2276.
ZHU Sitao，JIANG Fuxing，SHI Xianfeng，et al.Energy dissipation index method for determining rockburst prevention drilling parameters[J].Rock and Soil Mechanics，2015，36(8):2270-2276.
[8] 陈学华.构造应力型冲击地压发生条件研究[D].阜新：辽宁工程技术大学,2004.
[9] 王书文,潘俊锋,刘少虹,等.基于能量耗散率的钻孔防冲效果评价方法[J].煤炭学报,2016,41(S2):297-304.
WANG Shuwen，PAN Junfeng，LIU Shaohong，et al.Evaluation method for rockburst-preventing effects by drilling based on energy-dissipating rate[J].Journal of China Coal Society，2016，41(S2):297-304.
[10] 王健达,秦 凯,邓志刚,等.基于光纤光栅采动应力测试的冲击地压预警技术研究[J].煤炭科学技术,2019,47(6)：126-132.
WANG Jianda,QIN Kai, DENG Zhigang，et al.Study on early warning technology of rock burst based on mining stress monitoring by fiber grating[J].Coal Science and Technology，2019，47(6)：126-132.
[11] 林柏泉,张其智,沈春明,等.钻孔割缝网络化增透机制及其在底板穿层钻孔瓦斯抽采中的应用[J].煤炭学报,2012,37(9):1425-1430.
LIN Baiquan，ZHANG Qizhi，SHEN Chunming，et al.Permeability-increasing mechanism of network slotting boreholes and application in crossing borehole gas drainage[J].Journal of China Coal Society，2012，37(9):1425-1430.
[12] 张建国,林柏泉,翟 成.穿层钻孔高压旋转水射流割缝增透防突技术研究与应用[J].采矿与安全工程学报,2012,29(3):411-415.
ZHANG Jianguo，LIN Baiquan，ZHAI Cheng，et al.Numerical analysis of the pressure relief effect on slot at different initial stresses[J].Journal of Mining and Safety Engineering，2012，29(3):411-415.
[13] 齐庆新,李晓璐,赵善坤.煤矿冲击地压应力控制理论与实践[J].煤炭科学技术,2013,41(6):1-5.
QI Qingxin，LI Xiaolu，ZHAO Shankun.Theory and practices on stress control of mine pressure bumping[J].Coal Science and Technology，2013，41(6):1-5.
[14] 李宏艳，莫云龙，孙中学,等.煤矿冲击地压灾害防控技术研究现状及展望[J].煤炭科学技术,2019,47(1)：62-68.
LI Hongyan,MO Yunlong,SUN Zhongxue,et al.Research status and prospect of coal bumps prevention and control technology[J].Coal Science and Technology，2019，47(1)：62-68.
[15] 齐庆新,李宏艳,潘俊锋,等.冲击矿压防治的应力控制理论与实践[J].煤矿开采,2011,16(3):114-118.
QI Qingxin，LI Hongyan，PAN Junfeng，et al.Stress control theory and practice of rock-burst prevention[J].Coal Mining Technology，2011，16(3):114-118.
[16] 邓志刚.冲击倾向性煤体强度尺寸效应的影响因素研究[J].煤炭科学技术,2019,47(8)：59-63.
DENG Zhigang.Study on influencing factors of strength size effect based on bump-prone coal[J].Coal Science and Technology，2019，47(8)：59-63.
[17] 赵善坤,黎立云,吴宝杨,等.底板型冲击危险巷道深孔断底爆破防冲原理及实践研究[J].采矿与安全工程学报,2016,33(4):636-642.
ZHAO Shankun，LI Liyun，WU Baoyang，et al.Theory and application of deep hole floor-break blasting in floor rock burst coal mine[J].Journal of Mining and Safety Engineering，2016，33(4):636-642.
[18] 马念杰,侯朝炯.采准巷道矿压理论及应用[M].北京：煤炭工业出版社,1995.
[19] 陈明祥.弹塑性力学[M].北京：科学出版社,2007.
[20] 闫永敢,朱 涛,张百胜,等.冲击地压震源机理研究[J].太原理工大学学报,2010,41(3):227-230.
YAN Yonggan，ZHU Tao，ZHANG Baisheng，et al.Research on epicentre mechanisms of rock burst[J].Journal of Taiyuan University of Technology，2010，41(3):227-230
