采矿与岩层控制工程学报

文献来源	巷道工况	钻孔直径/m	钻孔深度/m	钻孔间排距/m	卸压效果
马斌文等^[52]	工作面回风巷, 埋深约660 m, L(σ_peak)较近	0.15	15	1.5 m×0.6 m, 2排三花眼布置	巷帮峰值应力下降23.7%, 应力集中向深部转移
夏宏根^[85]	工作面辅运巷, 埋深约530 m, L(σ_peak)为3 m	0.15	25	排距3 m, 两帮和底板各1个	巷道两帮、底板及工作面的垂直应力明显下降
王志康^[97]	煤层上山猴车机道, 埋深约1000 m, L(σ_peak)为2~3 m	0.125	15	排距1.3 m, 两帮各1个	卸压区煤粉量减少且应力处于较低水平
王猛等^[70]	岩巷, 埋深约1030 m, L(σ_peak)为6.5 m	0.115	10	1 m×0.8 m, 两帮各2个	巷道变形速率和变形量骤降
卢全体^[91]	高应力软岩巷道, 埋深约750 m	0.12	6	1 m×0.8 m, 两帮各3个	巷道变形较小, 顶板离层减弱, 锚杆锚索寿命大幅增加
丁可^[40]	工作面轨道巷, 埋深约905 m, 锚固层3 m, L(σ_peak)为7.6 m	D₁=0.09 D₂=0.24	L₁=5L₂=15	排距1.6 m, 两帮各1个	微震事件释放能量及煤粉量均降低, 两帮变形量减少51%~73%
胡寅^[48]	工作面辅运巷, 埋深约300 m, 锚固层2.4 m, L(σ_peak煤壁)为5.3 m, L(σ_peak煤柱)为4.8 m	D₁=0.1D₂=0.25	L₁=4L₂=12(煤壁)L₂=8(煤柱)	排距2 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少45.1%和31.4%
吴锋锋等^[49]	泥岩巷道, 埋深约800 m, L(σ_peak)为5 m, 锚固层2.6 m	D₁不明D₂=0.6	L₁=5L₂=3	排距3 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少58.7%、23.7%及27.4%, 锚杆锚索最终受力减小
XIE^[66]	硐室, 埋深约660 m, 锚固层6.5 m, L(σ_peak)为9 m	D₁=0.13D₂=1	L₁=10 L₂=5	排距4 m, 两帮各1个	两帮变形量仅115 mm, 锚索最终受力减小
张季平^[84]	工作面回风巷, 埋深约680 m, 锚固层4.3 m, L(σ_peak)为6 m	D₁=0.15D₂=0.35	L₁=7 L₂=13	排距2 m, 两帮各1个	巷帮垂直应力下降, 微震事件释放能量降低

文献来源	巷道工况	钻孔直径/m	钻孔深度/m	钻孔间排距/m	卸压效果
马斌文等^[52]	工作面回风巷, 埋深约660 m, L(σ_peak)较近	0.15	15	1.5 m×0.6 m, 2排三花眼布置	巷帮峰值应力下降23.7%, 应力集中向深部转移
夏宏根^[85]	工作面辅运巷, 埋深约530 m, L(σ_peak)为3 m	0.15	25	排距3 m, 两帮和底板各1个	巷道两帮、底板及工作面的垂直应力明显下降
王志康^[97]	煤层上山猴车机道, 埋深约1000 m, L(σ_peak)为2~3 m	0.125	15	排距1.3 m, 两帮各1个	卸压区煤粉量减少且应力处于较低水平
王猛等^[70]	岩巷, 埋深约1030 m, L(σ_peak)为6.5 m	0.115	10	1 m×0.8 m, 两帮各2个	巷道变形速率和变形量骤降
卢全体^[91]	高应力软岩巷道, 埋深约750 m	0.12	6	1 m×0.8 m, 两帮各3个	巷道变形较小, 顶板离层减弱, 锚杆锚索寿命大幅增加
丁可^[40]	工作面轨道巷, 埋深约905 m, 锚固层3 m, L(σ_peak)为7.6 m	D₁=0.09 D₂=0.24	L₁=5L₂=15	排距1.6 m, 两帮各1个	微震事件释放能量及煤粉量均降低, 两帮变形量减少51%~73%
胡寅^[48]	工作面辅运巷, 埋深约300 m, 锚固层2.4 m, L(σ_peak煤壁)为5.3 m, L(σ_peak煤柱)为4.8 m	D₁=0.1D₂=0.25	L₁=4L₂=12(煤壁)L₂=8(煤柱)	排距2 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少45.1%和31.4%
吴锋锋等^[49]	泥岩巷道, 埋深约800 m, L(σ_peak)为5 m, 锚固层2.6 m	D₁不明D₂=0.6	L₁=5L₂=3	排距3 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少58.7%、23.7%及27.4%, 锚杆锚索最终受力减小
XIE^[66]	硐室, 埋深约660 m, 锚固层6.5 m, L(σ_peak)为9 m	D₁=0.13D₂=1	L₁=10 L₂=5	排距4 m, 两帮各1个	两帮变形量仅115 mm, 锚索最终受力减小
张季平^[84]	工作面回风巷, 埋深约680 m, 锚固层4.3 m, L(σ_peak)为6 m	D₁=0.15D₂=0.35	L₁=7 L₂=13	排距2 m, 两帮各1个	巷帮垂直应力下降, 微震事件释放能量降低

煤矿深部软岩巷道钻孔卸压技术研究进展综述

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康永水 ¹ , 黄友琦 ² , 李翔 ³ , 刘滨 ¹ , 李寅玉 ¹^,⁴ , 张海骄 ³ , 张桂民 ² , 刘海明 ⁴

采矿与岩层控制工程学报 | 综述 2026,8(2): 023541-1-023541-23

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煤矿深部软岩巷道钻孔卸压技术研究进展综述

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康永水¹, 黄友琦², 李翔³, 刘滨¹, 李寅玉¹^,⁴, 张海骄³, 张桂民², 刘海明⁴

作者信息

¹中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室, 湖北武汉　430071

²中国矿业大学深地工程智能建造与健康运维全国重点实验室, 江苏徐州　221116

³淮南矿业(集团)有限责任公司, 安徽淮南　232131

⁴昆明理工大学国土资源工程学院, 云南昆明　650093

康永水(1985—), 男, 山东聊城人, 博士, 研究员, 主要从事煤矿深部高应力软弱围岩大变形稳定控制理论与技术方面的研究工作。E-mail: yskang@whrsm.ac.cn

通讯作者:

黄友琦(1999—), 男, 博士研究生, 主要从事深部岩石力学方面的研究。E-mail: huang09172021@163.com

A review on the research progress of borehole pressure relief technology in deep soft rock roadways in coal mines

Yongshui KANG¹, Youqi HUANG², Xiang LI³, Bin LIU¹, Yinyu LI¹^,⁴, Haijiao ZHANG³, Guimin ZHANG², Haiming LIU⁴

Affiliations

¹State Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering, Institute of Rock and Soil Mechanics, Chinese Academy of Sciences, Wuhan 430071, China

²State Key Laboratory of Intelligent Construction and Healthy Operation and Maintenance in Deep Underground Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China

³Huainan Mining (Group) Co., Ltd., Huainan 232131, China

⁴Faculty of Land Resources Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, China

出版时间: 2026-04-25 doi: 10.13532/j.jmsce.cn10-1638/td.2025-1335

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摘要

收起

煤矿深部软弱围岩高应力与低强度的矛盾突出, 易诱发巷道大变形灾害, 严重威胁安全生产。钻孔卸压技术通过应力释放与空间补偿机制提升围岩强度应力比, 近年来在理论与工程实践中取得显著进展。本文系统梳理了国内外钻孔卸压技术研究动态, 重点从作用机理、参数设计、模型试验及效果评价等方面展开分析, 得出以下关键结论: ①卸压钻孔通过诱导裂隙扩展实现三向应力协同调控及剪胀变形补偿, 形成“浅部卸压−深部承载”的应力分布格局, 并与高强支护协同构成“卸−支协同”体系; ②钻孔直径、间距与深度等关键参数对卸压效果影响显著, 现有研究已初步建立多因素耦合设计准则, 但其在复杂地质条件下的适用性仍需进一步验证; ③当前技术仍面临卸压效果定量评价体系不完善、能量演化机制不明确、卸压−支护动态耦合理论欠缺等瓶颈。展望未来, 应重点构建“多场耦合−动静协同”的卸压机制分析框架, 发展融合热−水−力−损伤效应的动态本构理论; 研发基于随钻感知与智能决策的精准卸压装备; 优化差异化支护与注浆补强办法, 构建卸压−支护−加固一体化控制体系, 推动钻孔卸压技术向智能化、精准化、规模化方向发展。

关键词

深部软岩 / 钻孔卸压 / 高应力 / 能量演化 / 参数优化

Abstract

收起

In deep coal mines, the prominent conflict between the high in-situ stress and the low strength of soft surrounding rock frequently induces large-scale deformation disasters that pose a severe threat to safe production. Borehole pressure relief technology, which improves the strength-to-stress ratio of surrounding rock through stress release and space compensation mechanisms, has achieved remarkable advancements in both theoretical development and engineering practice in recent years. This paper systematically reviewed the research dynamics of borehole pressure relief technology both domestically and internationally, focusing on four aspects, i.e., operational mechanisms, parameter design, model testing, and effect evaluation. The following key conclusions were drawn: ① Pressure relief boreholes facilitate the coordinated regulation of triaxial stresses and compensate for shear dilation by inducing fracture propagation, resulting in a stress distribution pattern characterized by “shallow-pressure relief and deep-bearing capacity” and forming a “pressure relief-support” synergic system when combined with high-strength support. ② Key parameters such as borehole diameter, spacing, and depth significantly influence the pressure relief effectiveness. Although multi-factor coupled design criteria have been preliminarily established, their applicability under complex geological conditions requires further validation. ③ Current technical bottlenecks include an incomplete quantitative evaluation framework for pressure relief effectiveness, unclear energy evolution mechanisms, and underdeveloped theories for dynamic pressure relief-support coupling. Looking forward, research should focus on constructing a “multi-field coupling and static/dynamic synergy” analytical framework and developing dynamic constitutive theories integrating thermal-hydraulic-mechanical-damage (THMD) effects. Innovations in precise pressure relief equipment enabled by while-drilling sensing and intelligent decision-making are also needed. Furthermore, optimizing differentiated support and grouting reinforcement and building an integrated “pressure relief-support-reinforcement” control system will drive borehole pressure relief technology toward intelligent, precise, and large-scale applications.

Key words

deep soft rock / borehole pressure relief / high in-situ stress / energy evolution / parameter optimization

引用本文

康永水, 黄友琦, 李翔, 刘滨, 李寅玉, 张海骄, 张桂民, 刘海明. 煤矿深部软岩巷道钻孔卸压技术研究进展综述. 采矿与岩层控制工程学报, 2026 , 8 (2) : 023541-1 -023541-23 . DOI: 10.13532/j.jmsce.cn10-1638/td.2025-1335

Yongshui KANG, Youqi HUANG, Xiang LI, Bin LIU, Yinyu LI, Haijiao ZHANG, Guimin ZHANG, Haiming LIU. A review on the research progress of borehole pressure relief technology in deep soft rock roadways in coal mines[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering, 2026 , 8 (2) : 023541-1 -023541-23 . DOI: 10.13532/j.jmsce.cn10-1638/td.2025-1335

正文

收起

随着浅部煤炭资源枯竭, 我国中东部矿井已全面进入深部开采阶段^[1−2], 深部地层受长期构造运动影响, 普遍存在岩体破碎、高构造应力、地下水富集等复杂环境, 导致软岩巷道大变形灾害频发, 实测位移常超米级、收敛率高达80%以上^[3−4], “高应力−低强度”矛盾凸显。传统高强度支护体系, 如加密锚杆/锚索、钢架耦合支护、注浆加固等, 虽能暂时抑制变形, 但难以阻断能量积聚−释放的灾变链, 致使深部软岩大变形灾害依然频繁发生, 不仅大幅增加了返修成本, 更带来严重安全隐患^[5−6]。针对这一技术困局, “主动卸压−协同支护”的围岩调控思路逐步形成, 通过应力重分布与变形空间补偿提升强度应力比成为研究核心。当前卸压技术涵盖爆破卸压、掘进卸压巷、导硐卸压、钻孔卸压等^[7−13], 其中钻孔卸压技术因其施工简便、成本低廉而备受关注。

钻孔卸压技术是通过钻孔诱导孔周围裂隙扩展, 削弱应力集中区, 吸收弹性应变能, 并诱导应力峰值向深部迁移, 形成“浅部卸压−深部承载”的梯度应力场^[14−16], 工程实践已证实其可有效消除深部围岩高应力, 为煤炭安全高效开采提供新路径^[10−13]。目前, 学者通过数值模拟与现场试验, 已初步建立钻孔孔径、深度、间距等参数的设计体系。然而, 当前研究仍存在以下几方面问题: 首先, 在数值建模方面, 数值建模多未充分反映真实地应力、温度及水文条件, 与工程实际偏差较大; 其次, 研究过度聚焦于应力场分布的变化, 对能量场的演化规律关注不足, 导致卸压阈值的判定缺乏充分依据, 且在追求卸压效果的同时, 易忽视过度卸压对围岩整体结构稳定性的负面影响; 最后, 钻孔设备与精细化模拟技术滞后, 难以适配深部复杂地质条件。未来应积极发展基于模型试验的高应力实时钻孔卸压模拟方法, 实现对钻孔钻进过程中的多参量监测, 为揭示卸压机制与优化工程设计提供更为全面的依据。

鉴于此, 本文系统梳理了国内外钻孔卸压理论与技术的研究进展。首先, 在理论研究层面, 深入阐述了钻孔卸压的作用机理、钻孔布置参数设计及卸压效果评价等方面的研究现状; 其次, 对国内外学者在钻孔卸压模型试验、数值模拟等领域所取得的进展进行了总结分析; 最后, 通过探讨现有模型试验和数值模拟在具体应用场景中的结合, 进一步明确了未来需重点突破“多场耦合−动静协同”卸压机制、智能钻孔装备研发、卸压−支护协同技术三大方向。通过揭示当前研究的不足与突破方向, 为深部软弱围岩变形控制提供理论支撑与技术路径。

1　钻孔卸压机理及能量耗散机制

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1.1　钻孔卸压原理

钻孔卸压技术最早由德国学者提出, 旨在释放高应力煤层的封闭弹性能, 后在苏联、日本等国发展。我国引入后先用于冲击地压防治, 21世纪以来, 该技术逐渐被应用到水利工程和隧道工程中, 并在岩爆的防治方面发挥了重要作用^[17−21]。因此, 钻孔卸压可被定义为通过钻孔实现卸压目的的一种工程技术, 其施工位置包括煤层和岩层, 且不仅是针对冲击危险区, 在处理具有复杂地质条件的高应力围岩和变形膨胀较大的软弱围岩时, 钻孔卸压技术同样显示出良好的效果^[22−25]。

钻孔卸压技术通过在深部高应力岩体中施工钻孔, 诱导钻孔周围岩体在高应力驱动下发生塑性损伤和裂隙扩展, 形成卸压区。该过程有效降低了应力集中程度, 并释放围岩积聚的高弹性能量。同时, 形成的破碎岩体带能显著衰减矿震(冲击地压)产生的震动波能量, 即使深部发生冲击事件, 该破碎带也能形成能量缓冲屏障, 保护巷道安全。具体地说, 卸压钻孔在巷道帮部的作用主要是诱导应力重分布, 促进应力峰值向围岩深处转移, 从而降低浅部围岩应力集中(图1)^[26−29]。易恩兵等^[30]研究表明煤岩体的强度对卸压效果有显著影响, 相同卸压参数时软煤卸压效果比硬煤好, 对于同一卸压区域, 卸压效果主要与孔深、孔径、间排距有关。

底板和帮部处于完全不同的应力环境中, 这导致两者卸压设计存在差异, 底板被周围岩体牢牢挤压, 尤其是受到来自上覆岩层的垂直应力作用。底板的破坏模式主要是挤压流动、褶皱隆起(底臌)^[1]。因此, 钻孔在巷道底板的作用主要是在巷道底板形成“梯形”结构(图2, 其中σ_h为原岩应力), 阻止来自巷道底板两侧的水平应力向自由面传递^[31−32], 从而优化底板的受力情况, 卸压效果主要与钻孔角度、孔径、间排距有关。

1.2　钻孔破裂模式

当前针对钻孔破裂模式的研究, 聚焦单孔与多孔试样在不同加载条件下的裂纹演化规律。钻孔诱发孔周围应力集中, 促使煤体萌生裂隙并逐步破碎^[22]。静载和动载下的室内试验和PFC数值模拟均表明, 裂纹优先在孔端、孔壁萌生, 随荷载增加扩展贯通, 最终释放弹性能^[33−35]。钻孔窥视仪的长期探测显示, 钻孔内表面的破裂过程分为裂隙发育、极限平衡、塌孔及破碎煤体压实4个阶段^[36]。同时, 随着孔径增大, 次生裂纹与破碎块体数量也随之增多, 导致试样的峰值应力降低。在动载条件下, 试样峰值应变随孔径降低; 而在静载条件下, 试样峰值应变无明显差异。此外, 多孔试样抗压强度低于单孔, 孔间距越小, 试样强度降幅越明显。孔间距较小时, 试样破坏时主裂纹贯穿两孔; 而孔间距较大时, 则表现为单孔独立破坏^[37−39]。

真三轴试验与实时CT扫描进一步量化了孔径的影响^[40−41]。小孔径(如3 mm)试样初期仅孔端产生单一裂纹, 以塌孔为主; 孔径增至5~10 mm时, 孔壁径向裂纹显著发育, 塌孔范围扩大。变角度剪切试验表明^[42], 破坏模式受孔径与剪切角双重影响。固定孔径下, 随着剪切角增大(40°~55°), 试样裂纹数量减少, 且沿剪切方向分布; 固定剪切角时, 随着孔径增加, 峰值应力对应的变形量降低, 同时主裂纹沿剪切方向分布。

受限于实施条件和监测技术水平, 目前关于钻孔破裂机制的研究多采用室内模型试验和理论分析的方法, 缺乏现场试验的相关研究。室内试验环境与实际工程的围岩条件和应力场赋存环境存在较大差别, 因而室内模型试验的研究结论存在一定的弊端和适用局限性。

1.3　卸压钻孔塑性区半径解析方法

国内外学者围绕卸压钻孔塑性区半径与孔周围应力分布开展了大量研究。KIRSCH^[43]通过对弹性板中的圆孔进行分析, 提出了圆孔周围二维应力分布规律, JAEGER等^[44]进一步对这一成果进行了完善。基于上述研究, 卡斯特奈公式(亦称修正的芬纳公式)被提出^[45−46]。考虑到卸压孔无支护措施, 在省略公式中支护抗力项后, 该公式成为计算卸压孔周边塑性区半径的核心表达式。

$ {R}_{{\mathrm{p}}}={R}_{0}{\left[\frac{\left(P+C\cot \,\varphi \right)\left(1-\sin\, \varphi \right)}{C\cot\, \varphi }\right]}^{\tfrac{1-\sin \,\varphi }{2\sin \,\varphi }} $

(1)

式中, R_p为塑性区半径, m; R₀为卸压孔半径, m; P为垂直应力, MPa; C为岩体黏聚力, MPa; φ为内摩擦角, (°)。

该公式基于理想弹塑性材料平面应变条件, 通过联立静力平衡方程与Mohr-Coulomb屈服准则推导得出, 假设围岩为均质各向同性线弹性材料(无蠕变/黏性)、初始地应力各向等压(侧压系数为1)。

卡斯特奈公式假设围岩为均匀应力场(侧压系数为1), 从而得出卸压区边界呈圆形。然而, 实际工程中煤岩体受复杂地质扰动, 侧压系数往往不等于1, 导致该公式适用性受限。在高应力下施工大直径钻孔时, 孔周围岩体会破裂松动, 形成远大于初始孔径的破碎区, 对塑性区演化产生显著影响。岩体中钻孔受力状态如图3所示, 卸压钻孔处于双向应力状态, R_b是破碎区半径^[47−51]。

当侧压系数不为1时, 塑性区不再呈圆形分布。马斌文^[52]和祁林凡^[53]等基于弹性力学叠加原理, 将垂直与水平应力分解计算后叠加, 推导得出卸压区边界方程, 指出卸压区范围随岩体内摩擦角、黏聚力增大而减小, 随孔径增大而增大。马念杰等^[54]进一步研究表明, 当侧压系数小于1时, 水平方向的塑性区半径大于垂直方向, 整体形状近似为横蝶形; 当侧压系数大于1时, 水平方向的半径小于垂直方向, 形状近似为竖蝶形，如图4所示。

针对上述局限, 李云鹏等^{[36, 47]}考虑煤体塌落效应(仅增加裂隙、不扩大原破碎区范围), 基于煤体塌落前后体积不变的原则, 推导出破碎区半径公式为

$ {R}_{{\mathrm{b}}}=\sqrt{\frac{p}{p-1}}{R}_{0} $

(2)

式中, p为煤体碎胀系数, 取值1.2~1.5^[55]。

进一步提出塑性区半径R_p的计算式为

$ \begin{aligned}&{R}_{{\mathrm{p}}}={R}_{{\mathrm{b}}}{\left\{\frac{\left[P\left(1+\lambda \right)+2C\cot \,\varphi \right]\left(1-\sin\, \varphi \right)}{2C\cot\, \varphi }\right\}}^{\tfrac{1-\sin \,\varphi }{2\sin\, \varphi }}\\& \left\{1+\frac{P\left(1-\lambda \right)\left(1-\sin \,\varphi \right)\cos\, 2\theta }{\left[P\left(1+\lambda \right)+2C\cot\, \varphi \right]\sin\, \varphi }\right\}\end{aligned} $

(3)

式中, λ为侧压力系数; θ为极坐标对应的环向角度, (°)。

因煤体裂隙发育, 导致实际塑性区偏大, 需对R_p乘以1.5~2.5的放大系数。式(3)的可用性得到了FLAC^3D数值模拟试验及现场原位测试的验证。吴锋锋等^[49]采用该公式确定了分区卸压大直径钻孔的间距, 提出钻孔间距小于2倍塑性区半径时可形成连续卸压区。此外, 根据分布式光纤传感技术对塑性区范围的长期测量结果可知, 钻孔施工后卸压范围稳定需20 d左右, 但不同工况对上述时间有较大影响, 包括钻孔布置参数、岩体力学性质等^[36]。

胡寅^[48]从细观的裂纹发育规律入手, 推导不同侧压系数下破碎区半径公式为

$ \begin{cases} R_{\mathrm{b}}=R_0{\left(\dfrac{2A}{-B+\sqrt{{B}^{2}-4AC}}\right)}^{\tfrac{1}{2}},\lambda \neq 1\\R_{\mathrm{b}}=R_0{\left(-\dfrac{B}{C}\right)}^{\tfrac{1}{2}},\lambda =1\end{cases} $

(4)

式中, 系数A、B=f (λ, P, θ, χ, α), C= f (λ, P, θ, χ, α, K_IC, b)。其中, χ为裂隙面摩擦因数; α为裂隙与钻孔轴向的夹角, (°); K_IC为裂纹止裂韧度; b为裂纹长度, mm。

由于该公式参数取值方法未明确, 且形式复杂, 该公式并未在后续钻孔参数设计中推广应用。

此外, 潘俊锋^[56]和HAN^[57]等结合声发射监测与FLAC^3D模拟发现, 钻孔卸压能力受动载影响显著, 低能动载促进孔周围裂纹稳定扩展, 消耗弹性能; 高能高频动载加剧孔壁应力集中, 诱发失稳, 削弱卸压耗能作用。马宏源^[58]进一步指出, 大直径钻孔卸压存在局限性, 动载能级与扰动周期的增加会扩大孔周围应力集中区, 缩小弹性能高能区与钻孔的距离。静载的加载速度增加会减小塑性区范围, 提高弹性能储能率, 增量动/静载均会弱化钻孔防冲效果, 需及时优化钻孔布置。

综上所述, 国内外学者已建立钻孔周边破碎区、塑性区、弹性区的理论计算体系, 但当前研究仍存在短板。研究仅聚焦静载应力释放, 忽略能量演化规律与多因素耦合作用(如钻进摩擦热致岩体软化)。深部围岩卸压研究多停留在弹性力学模型阶段, 针对非均质各向异性岩体的卸压机制研究不足。

1.4　能量演化与耗散机制

根据热力学定律, 岩体变形破坏是能量驱动的失稳过程, 伴随着能量的积聚、耗散、转化与释放。完整岩体可积蓄高量级弹性能, 而塑性破坏显著降低其储能能力^[59−60]。钻孔卸压的本质是通过人为制造裂隙/破碎区等弱化结构, 诱导煤体塑性破坏, 促使弹性能转化为塑性能耗散, 实现能量再分布。室内试验与数值模拟均证实, 裂隙越发育, 应力转移越明显, 能量释放越多, 卸压效果越好^[47−53]。

忽略动力散失与热能时, 围岩系统总机械能守恒, 钻孔的核心作用是为能量提供转移与重分布路径, 孔周围岩体需经历三阶段能量转换: ①在卸压瞬间, 孔壁岩体在经历弹性变形后迅速进入塑性屈服状态, 此时岩体内部积聚的局部弹性能被快速释放, 并通过微观损伤与宏观裂隙扩展转化为不可逆的塑性耗散能, 形成低强度破碎区(图3); ②破碎区释放的能量驱动应力向远场转移, 促使深部岩体二次积聚弹性能, 部分弹性能转化为塑性耗散, 以延缓破裂扩展; ③低应力区持续向钻孔外扩展, 直至应力平衡, 未参与卸压的岩体(如孔间岩体)保持高应力弹性状态^[22]。盖德成等^[61]基于FLAC^3D获得了孔间弹性能密度演化云图, 直观呈现了这一过程(图5)。

弹性能密度(式(5))因纳入三向主应力(σ₁、σ₂、σ₃), 更贴合围岩复杂应力环境, 是判断能量演化的核心指标。

$ {U}_{\varepsilon }=\frac{1}{2E}\left[\sigma _{1}^{2}+\sigma _{2}^{2}+\sigma _{3}^{2}-2\mu \left({\sigma }_{1}{\sigma }_{2}+{\sigma }_{2}{\sigma }_{3}+{\sigma }_{1}{\sigma }_{3}\right)\right] $

(5)

式中, E为弹性模量, MPa; μ为泊松比。

吴锋锋等^[49]通过FLAC^3D模拟验证了卸压对能量积聚的抑制作用, 卸压后能量降低区面积增加80.7%, 顶底板能量升高区面积缩减34.6%, 同时巷道肩角和底角的应力集中点能量峰值均从70 kJ/m³降低至50 kJ/m³，如图6所示。

钻孔几何参数对弹性能密度演化存在显著影响, 增大孔径可扩大破碎区, 加速弹塑性转化, 提升应力转移效果与能量耗散率; 增加孔深能将塑性区延伸至深部高应力带, 增大能量降低区范围; 增大间排距则会削弱钻孔协同效应, 导致应力转移不充分, 塑性区贯通受阻, 能量耗散程度下降。此外, 锚杆与钻孔存在不同耗能机制, 锚杆通过与岩体共同变形, 抑制大裂隙, 促进微裂隙发育以增加耗散能; 钻孔通过提供变形补偿空间, 延长破坏阶段并催生更多裂隙^{[38, 62]}。因此, 支护方案若能较好地将锚杆和钻孔结合, 二者协同可显著提升巷道围岩抗冲击能力。

2　钻孔布置参数设计

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2.1　常规卸压钻孔参数

钻孔卸压技术的关键是合理设计钻孔参数, 包括钻孔直径、间距和深度。总体而言, 增大钻孔直径可以扩大孔塑性区的范围; 减小钻孔间距有助于形成连续的卸压弱化带; 钻孔深度与应力转移距离呈正相关关系。

2.1.1　钻孔直径

部分研究通过室内试验与数值模拟, 明确了孔径对钻孔试样力学性质的影响。袁红辉^[42]基于应变软化模型, 采用FLAC^3D对含不同孔径的单钻孔围岩模型进行单轴压缩试验, 得到的应力−应变曲线如图7所示。随孔径增大, 试样峰值应力和峰值应变均减小。在三轴加载条件下, 试样峰值应力和弹性模量也随孔径增大而明显降低^[40]。

从能量角度分析, 单轴加载时试样总能量U、弹性应变能U^e与耗散能U^d的计算公式见式(6), 其中总能量通过式(7)计算, 弹性应变能通过式(8)计算。

$ U={U}^{{\mathrm{e}}}+{U}^{{\mathrm{d}}} $

(6)

$ U=\int\nolimits_{0}^{{\varepsilon }_{1}}{\sigma }_{1}{\mathrm{d}}{\varepsilon }_{1} $

(7)

$ {U}^{{\mathrm{e}}}=\frac{1}{2{E}_{0}}\sigma _{1}^{2} $

(8)

式中, σ₁为主应力, MPa; ε₁为主应变; E₀为初始弹性模量, MPa。

结合试验与理论计算可知, 随孔径增大, 试样总输入能与弹性能降低, 破坏所需能量及其释放剧烈程度也随之下降^[37]。能量耗散比(U ^d/U)曲线(图8)可以看出, 大孔径试样耗散比陡增对应的应变更小, 更不易积聚能量引发冲击破坏。YIN等^[63]提出的能量预释放指数、能量耗散增加指数及岩爆能力弱化指数, 也与钻孔直径、数量呈正相关关系。

结合1.3节分析可知, 钻孔周围的卸压区范围与垂直应力、侧压力系数、钻孔直径及孔周围任意点的极坐标有关。其中孔径由施工决定, 单孔卸压区范围随孔径增大而增大(图9), 但需要注意的是, 由于岩体裂隙发育导致的材料异质性, 实际卸压半径并不与孔径成正比, 如高永格等^[64]在现场观测孔径为75和110 mm的钻孔周围塑性区分布, 发现后者对应的塑性区半径约为前者的2倍。

需要注意的是, 孔径并非越大越好, 过大孔径不仅可能诱发孔内冲击, 还会造成围岩表面过度破碎而致使锚杆出现非协调受力, 降低围岩和支护结构的承载能力^{[40, 48, 65−66]}。李云鹏等^[47]发现, 孔径过大的钻孔对岩体能量扰动大, 导致孔边的能量密度较高, 容易诱发冲击地压; 陈涛^[32]指出底板卸压时, 过大孔径可能导致底板弹性能突然释放, 诱发冲击显现。同时, 当孔径超过与锚固位置间距相关的临界值后, 锚杆的最大抗拔力和最大抗拔位移随孔径的增大而减小, 支护效果骤降^[67]。而当钻孔直径过小时, 不仅起不到卸压作用, 反而会在孔周围积聚大量弹性能, 可能会诱发更强烈的冲击地压, 齐燕军等^[68]提出单孔条件下孔径与煤柱高度比的合理取值范围为0.05~0.10。

综上所述, 大直径卸压钻孔设计需兼顾防冲击与围岩稳定, 现场孔径多选取100~300 mm, 具体需结合地质条件、支护方案及钻机情况综合确定。

2.1.2　钻孔间排距

钻孔间排距需在确定孔径后, 结合孔周围卸压区范围设计。研究^[69]表明, 巷帮单侧施工2个钻孔的卸压效果优于单孔。间距与排距确定方法相似, 但受巷道断面尺寸限制, 间距通常不宜过大, 总体需遵循“沿巷道走向持续卸压、控制巷道收缩”的原则。

室内试验和数值模拟^{[37, 42, 49]}表明, 试样钻孔密度越大, 能量释放越多, 抗压强度越小, 但工程中过大或过小的间排距均不利于卸压。对于巷帮的卸压, 若孔间距过大, 各钻孔形成独立的卸压区和承载区, 孔间未扰动岩体仍保持高应力, 易向巷道传递荷载, 导致卸压不充分; 若排距过小, 各个钻孔的卸压区会完全重叠, 形成大范围连续破碎区, 虽然卸压彻底, 但过度破坏了岩体的整体性和承载结构, 导致原本由围岩自身承担的一部分荷载现在完全需要由更深部的岩体或巷道的支护结构来承担, 加速了巷道的收敛和破坏。因此, 仅当间排距适中, 单个钻孔卸压圈恰好重叠贯通时, 孔间岩体既能发挥必要的承载作用, 其应力水平又被控制在安全范围内^{[40, 48, 69]}。

王猛等^[70]采用数值模拟给出了具体的优化依据, 如图10所示。排距介于0.6~1.8 m时, 原应力峰值位置的孔间应力呈单峰分布, 表明巷道充分卸压; 而孔径与排距之比过大时, 孔间应力峰值骤降至远小于原岩应力, 说明卸压过度导致岩体结构遭到破坏, 不利于巷道稳定。确定最佳排距后用同样的方法确定间距, 当间距小于1.2 m时, 孔间应力峰值小于原岩应力, 巷道处于过度卸压状态; 间距在1.2~1.8 m范围内为最佳区间, 该方案可将应力峰值向深部转移。

因底板与帮部力学环境存在差异, 二者间排距设计方法不同。陈涛^[32]从数值模拟结果中提取了不同钻孔排距方案下的水平应力, 具体位置为底板以下1.5 m深度处、沿巷道走向一侧的相邻两孔之间, 如图11所示。当排距介于1.2~1.8 m时, 应力均低于未卸压时, 这说明卸压有效。当两孔对称于巷道中心线布置时, 随着间距从5 m减小至2 m, 底板中央的水平应力集中区逐渐减弱直至基本消失。然而, 当间距进一步减小至1 m时, 两底角出现明显应力集中, 易导致岩体破碎。

除数值模拟外, 朱斯陶等^[71]基于理论分析与室内试验, 在新巨龙矿提出用能量耗散指数X_E作为设计钻孔参数的指标。

$ {X}_{{\mathrm{E}}}=\Delta S/\left(\Delta S+{S}_{1}\right) $

(9)

式中, ∆S为煤体卸压过程中耗损变形能, J; S₁为卸压后的残余变形能, J; ∆S + S₁为峰值前积聚的变形能, J。

设定了针对不同危险等级区域的X_E目标值及对应的有效卸压应变率Δε, 并提出用于计算钻孔排距的公式。

$ d=\pi \beta R_{0}^{2}/4h\Delta \varepsilon $

(10)

式中, d为钻孔排距, m; β为现场测定的塌孔系数; h为巷道高度, m。

该方法突破了以往单纯依赖经验或数值模拟确定参数的局限, 但作者同时指出, 该方法在极软和极硬煤层中的应用效果仍不理想。

综上所述, 间排距设计需通过力学计算, 在“卸压充分性”与“围岩完整性”之间寻求平衡。具体而言, 需结合现场工况, 经FLAC^3D、UDEC等数值模拟反复优化, 再辅以应力计、微震监测等现场实测进行验证, 最终确定合理参数, 而非单纯追求密集布置。

2.1.3　钻孔深度

贾传洋^[72]和王守光^[73]等通过室内试验与数值模拟证实, 钻孔深度对卸压效果影响显著。随着孔深增加, 试样的破坏峰值强度显著降低, 抗变形能力减弱, 促使试样应变能充分释放, 卸压幅度相应增大, 不同孔深的应力−应变曲线(图12)直观体现了这一力学行为差异。

钻孔深度的核心设计目标是将巷帮高应力峰值转移至深部围岩, 孔深增加会促使应力集中区向钻孔端部迁移。若深度不足, 卸压仅作用于浅部, 深部高应力区未受扰动, 巷帮仍存失稳风险, 因此多数研究认为钻孔需穿透帮部深部应力集中区^[74−75]。在实践过程中, 形成了多项经验准则。ORTLEPP等^[76]建议采煤工作面卸压孔深取3倍采高, 工作面两侧巷道钻孔深度取4倍采高; 朱斯陶等^[71]依据山东省煤矿冲击地压防治规定, 提出孔深宜取3.5倍巷道高度; 陈涛^[32]提出底板卸压需遵循“钻透煤层至底板岩层”原则, 以解除底板应力集中。

王猛等^[70]采用数值模拟进一步明确了孔深的优化原则, 如图13所示。当孔深较浅(2 m和4 m)时, 卸压作用仅限于浅部围岩, 对原应力峰值位置及更深部的岩体影响甚微; 随孔深增加, 原峰值应力显著降低, 且位置向深部迁移, 卸压效果增强; 当孔深超过12 m后, 巷道顶板与帮部的位移反而增大。这一现象与汪学清等^[69]得出的结论一致, 即过度增加孔深将延长巷道围岩应力调整时间, 扰动范围的扩大反而不利于围岩稳定性的控制。

因此, 为兼顾卸压效果与围岩稳定, 部分学者^{[25, 77−78]}提出卸压孔深应控制在原峰值应力位置至其2倍距离之间, 既可覆盖高应力区实现能量释放, 又能避免扰动原岩诱发大范围变形。此外, 孔深还需针对不同工况进行差异化设计。胡寅^[48]针对工作面保护煤柱(宽20 m)条件, 为保证煤柱侧留设不少于5 m保护带, 将钻孔深度分为煤壁侧16 m、煤柱侧12 m; TAI等^[79]设计的变径钻孔卸压方案同样区分了煤壁与煤柱侧; 杜学领^[21]强调, 煤柱帮钻孔须考虑采空区侧向应力, 避免穿透煤柱, 可配合较小孔径实现有效耗能并控制应力集中。

2.2　变径分区卸压钻孔参数

由上述可知, 大直径卸压孔易导致浅部围岩破碎, 削弱巷道承载结构, 不利于围岩稳定。为此提出两类优化方案: 一是采用水泥浆液囊袋对卸压孔浅部进行封孔^[80]; 二是应用变径分区卸压技术, 其核心理念为“浅部保强度, 深部促卸压”, 通过差异化设计钻孔参数, 在维持浅部围岩完整性的同时, 实现深部高能量释放^[81−83]。该技术由浅部小孔径段L₁和深部大孔径段L₂组成(图14), 核心参数包括浅部小孔孔径D₁、小孔长度L₁、深部大孔孔径D₂、大孔长度L₂及排距d。设计需满足两个基本条件: ①L₁超出锚杆(索)锚固范围, 避免卸压影响支护; ②L₂穿透卸压前巷帮应力集中峰值区, 确保应力有效转移。

基于现有研究, 变径分区卸压参数确定需遵循系统优化流程:

(1)确定总钻孔深度L。L应控制在原岩应力峰值位置与其2倍距离之间, 具体确定方法参见2.1.3节。此外, 吴锋锋等^[49]提出, 可将巷道开挖后的应力扰动区范围R_r(式(11))作为L的实际上限。在实际工程中, 总孔深还需考虑保护煤柱宽度等因素的约束。

$ R_{\mathrm{r}}=4.47a $

(11)

式中, a为巷道等效半径, m。

(2)确定L₁与L₂。L₁取决于巷帮锚杆(索)的锚固长度, 需超出锚固范围, 如锚杆长4.3 m时, L₁取7 m^[84]; L₂须穿透应力峰值区, 如原峰值应力位置与巷帮的间距为7.6 m时, L₁取5 m, L₂取15 m^[40]。XIE等^[66]的研究则指出, 当大孔孔径D₂足够大时, 孔周卸压区可覆盖原峰值应力位置, 因此可将变径位置设于原峰值应力之后1 m处。此外, L₂不宜过长, 还需兼顾施工效率与经济性。

(3)确定浅部小孔孔径D₁。在钻机条件允许的前提下应尽可能取小值, TAI等^[79]通过数值模拟发现, 当D₁超过临界值(如120 mm)时, 巷道表面位移明显增大, 同时帮部锚杆的有效约束力显著下降。基于这一认识, LYU^[81]和GU等^[50]在实践应用中分别选用了100和90 mm的小孔径。

(4)确定深部大孔孔径D₂。作为控制深部卸压效果的关键参数, 其增大对卸压效果增益存在阈值, 过大易导致浅部裂隙发育、锚固区失稳及围岩变形增加^{[49, 66]}。在工程实践中, 张季平^[84]和丁可^[40]采用目标巷道以往大直径钻孔卸压参数中的孔径作为D₂。

(5)确定钻孔排距d。d与D₂紧密相关, 其确定原则与常规大直径钻孔类似(2.1.2节), 需确保相邻钻孔深部卸压区重叠贯通。具体可通过孔间围岩的弹性应变能密度曲线或垂直应力分布曲线进行验证, 合理的排距应避免曲线出现“双峰”现象, 且其峰值应低于未卸压前的初始值(图15)。

变径分区钻孔的实施依赖专用装备与工艺。张季平^[84]采用“前进式”钻进至L后, 钻头展开为大孔径进行“返回式”钻削的机械扩孔法; 丁可^[40]、胡寅^[48]等采用液压或水压控制的可变径钻头, 在正常钻进小孔段时, 钻头处于收缩状态, 到达预定变径位置后, 通过增加液压/水压驱动内部机构使扩孔刀片张开, 继而钻进形成大孔径段。

优化后的分区变径卸压可实现理想围岩应力分布(图16)。在浅部小孔区域及锚固区内, 应力基本保持稳定; 在深部大孔区域, 初始应力峰值(A点)转变为前峰值(B点)和后峰值(C点), 此时B点相较于A点垂直应力大幅下降, 而C点相较于A点向远离巷帮的方向转移, 从而在锚固区与深部原岩区之间形成一个有效的应力降低缓冲带。

此外, XIE等^[66]研究不同动载系数(k=1.0~ 1.3)对变径钻孔卸压的影响。k值增大不会导致卸压孔端部至巷帮的应力发生变化, 相邻孔间的应力值变化不大, 只会导致峰值应力位置向外转移及峰值应力增大, 且峰值应力增大的梯度比峰值应力位置转移的梯度大; LYU等^[51]研究了变径卸压参数对动荷载应力波传播的影响, 随着深部大孔直径变大、深孔长度增加、孔间距减小, 钻孔对动载荷应力波的吸收和消散的影响越来越显著。

综上所述, 分区变径卸压技术解决了高强度卸压与浅部围岩稳定的矛盾, 其参数确定需结合数值模拟、理论分析及现场监测, 以围岩应力分布、弹性能密度云图、锚杆(索)有效约束力、巷道表面位移等为评价指标。该技术已成为防治冲击地压、控制巷道大变形的重要手段。

2.3　钻孔方位与施工时机

卸压钻孔的施工时机与空间方位需结合巷道工况(掘进、开采、修复)进行差异化设计, 三者因巷道形成时序与工程目标不同, 其技术方案亦存在差异。

掘进巷道卸压的核心在于应对开挖后围岩的剧烈应力调整与早期流变。王猛等^{[59, 65, 70, 78]}提出 “一次让压支护−钻孔卸压−二次高强锚注支护”协调技术, 具体流程为: 先通过一次让压支护允许围岩可控变形, 避免钻孔施工引发的应力重分布影响支护系统; 支护完成后尽快排矸, 紧跟掘进工作面(滞后30~40 m)施工巷帮卸压孔; 待应力稳定后实施二次锚注, 控制卸压区破碎岩体后期流变。卸压孔滞后开挖时间越短, 控制效果越好, 夏宏根^[85]提出帮部卸压孔滞后掘进工作面不超过20 m。

回采巷道的卸压服务于工作面开采期间, 核心目标是预防工作面推进诱发的冲击地压。李云鹏等^[36]通过分布式光纤传感揭示了卸压效果的时间效应, 钻孔需402 h (约17 d)才能发育至破碎煤体压实阶段, 达到最佳卸压效果。因此, 卸压钻孔需超前开采施工。结合工作面日推进度计算, 超前距离约110 m, 可确保工作面采至该位置时, 钻孔卸压效果恰好达到峰值, 实现弹性能释放与深部高应力转移。

修复巷道(包括扩修与翻修)卸压是在已受掘进扰动围岩基础上的二次施工, 其工况更为复杂。刘天啸^[25]提出了卸压时机前置的原则: 即在巷道修复施工之前, 先完成巷帮水平卸压钻孔的施工。其目的在于使修复前围岩内部的应力得以充分调整和释放, 待其进入相对稳定状态后, 再进行扩断面或修复支护作业。若顺序颠倒, 在修复后施工钻孔, 将对已趋于稳定的围岩造成二次扰动, 反而延长应力调整时间, 不利于围岩控制。

为均衡卸压并利于施工, 钻孔多布置在距巷道底板1.2 ~1.5 m处。汪学清等^[69]建议将其置于巷帮中部, 以实现最佳的应力拦截效果。为有效解除底板应力、抑制底臌, 陈涛^[32]指出钻孔需穿透煤层进入底板岩层, 且在施工条件允许时, 倾角控制在60°~75°能取得较好效果。方位设计的基本原则是垂直于巷道围岩最大主应力方向^[86], 该布置可使钻孔在最大主应力方向上的投影长度最大化, 从而最有效地削弱应力集中。XIE等^[66]研究表明: 当钻孔垂直巷帮或向下倾斜10°时能形成连贯的低应力区; 而倾角过大(向上10°或向下20°)则可能在孔间形成新的应力集中。因此, 垂直巷帮施工被视为最优角度, 尽管向下倾斜一定角度有时效果相近, 但需考虑煤粉排出的实操困难。

2.4　钻孔卸压效果评价方法

当前钻孔卸压效果评价技术主要包括直接监测、地球物理探测、钻屑法及电磁波CT等^[87−90]。

直接监测法通过在钻孔间布设深浅部应力计, 实时反馈岩体应力转移状态; 同时结合位移传感器量化巷道变形控制效果, 其中顶板离层观测可直接反映卸压有效性^[91]。基于监测数据, 王猛等^[70]根据卸压前后围岩应力与变形的变化, 将卸压效果分为非充分卸压、充分卸压和过度卸压; 李云鹏等^{[36, 47]}采用分布式光纤传感技术测量卸压区半径, 实测结果与理论计算、数值模拟结果相吻合。

微震监测技术通过高灵敏度传感器网络捕获岩体破裂信号, 结合定位算法反演震源位置与能量释放强度, 追踪岩体破裂的演化过程。卸压有效时, 微震事件从孔周密集分布转为向深部迁移, 且能量释放率显著下降^{[40, 84, 92]}; 震动波 CT技术通过对比卸压前后波速场变化定量评价效果。卸压前高波速高应力区占比高, 卸压后该区域缩小且波速梯度平缓, 结合CT反演残余高应力区可指导补打卸压孔^[93]。二者分别提供实时预警与静态应力分布信息, 形成动静互补的监测体系。

钻屑法作为现场核心手段, 依据排粉量及动力现象(吸钻、卡钻、煤爆)判定应力状态。高排粉量区对应高应力集中, 低排粉量区表征卸压有效。GENG^[94]、朱广安^[95]和丁传宏^[96]等研究了不同采深、煤厚、煤体力学参数、富水条件等因素下的钻屑量修正系数, 为不同工况下的钻孔钻粉率指数及临界煤粉量等预警指标的确定提供了依据, 显著提高了钻屑法检测的准确性。为提高煤粉的采集和称量精度, 卢方庆等^[90]研发了带有负压装置的内排式钻屑法; 赵同彬等^[89]将大直径钻孔卸压与钻屑法结合, 提出了考虑大孔径和卸压后应力降低程度的钻粉率指数和临界煤粉量的确定方法, 并研发了具有煤粉自动称量、远程监控和图表预警功能的智能监测装置, 在唐口矿3号煤工作面实现了“卸压−检测”同步进行。

电磁波CT技术通过探测围岩裂隙发育间接反映卸压效果^[87−88], 其核心指标为吸收系数β与吸收系数异常指数BI, 计算公式为

$ \beta =\omega \sqrt{\mu \varepsilon }\sqrt{\frac{1}{2}\left[\sqrt{1+{\left(\frac{\sigma }{\omega \varepsilon }\right)}^{2}}-1\right]} $

(12)

$ {\mathrm{BI}}=\frac{\beta -{\beta }_{0}}{\alpha {\beta }_{\max }-{\beta }_{0}} $

(13)

式中, ω为天线圆频率; µ为磁导率; ε为介电常数; σ为电导率; β_max为吸收系数最大值; β₀为吸收系数均值; α为动压显现特征参数。

当电磁波在岩体内部传递时, 发育的裂隙和弱面会使电磁波衰减。因此, 岩体破碎程度越高, 对电磁波的吸收系数就越高(即β与BI值越高), 说明卸压效果越好, 煤岩体的弹性应变能释放越充分。

目前卸压效果评价体系因地质条件差异存在适用性局限, 需结合多种监测手段, 从钻孔参数、支护受力等方面开展直接评价, 并通过效果反演优化参数设计。

2.5　钻孔卸压典型案例

钻孔卸压技术作为较为成熟的冲击地压防治手段, 其有效性已在多种地质条件和工程场景下得到验证。为系统展示钻孔卸压技术的工程实践效果, 遴选了国内外典型研究案例, 从地质条件、技术参数与适用工况等维度进行对比(表1)。通过对常规钻孔卸压与变径分区卸压典型案例的梳理, 旨在为工程技术人员针对特定场景选择最优卸压方案提供切实的参考和借鉴。

笔者研究团队提出了大孔径扇形密集钻孔群卸压技术, 通过在围岩中形成定向卸压区, 实现了围岩高应力的卸压。该技术应用于淮南矿区顾桥煤矿近千米深部软岩巷道, 取得了理想效果。现场施工卸压钻孔96个, 分3组在巷道两帮肩窝至帮角范围内施工, 钻孔共分4排, 每排4个钻孔, 钻孔间距1.5 m, 并以一定的角度进行扇形布置, 钻孔孔深20~25 m, 孔径113~130 mm, 具体布置如图17和18所示。

试验巷道表面位移监测结果表明: 扇形卸压钻孔设计方案可有效减缓巷道围岩的大变形速率及降低变形量。与邻近巷道对比分析显示, 钻孔卸压巷道试验段围岩表面位移平均降低30%以上。工程实践证实, 合理的钻孔卸压利于巷道稳定控制和大变形灾害的防控, 为钻孔卸压技术提供了新的方案参考。

国内外学者关于钻孔卸压数值模拟的研究普遍进行了不同程度的简化。随着钻孔卸压理论与模型试验的发展, 钻孔卸压数值模拟将向更贴合现场工程实际条件的方向发展。这一趋势要求科研人员深入探究深部复杂地质条件, 建立更符合实际的三维钻孔卸压数值模型。同时, 多参数耦合作用的算法实现与程序开发也是未来的重要研究方向。

3　钻孔卸压模型试验研究进展

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室内模型试验是连接钻孔卸压理论与现场实践的核心桥梁, 既能弥补理论分析缺乏实证的不足, 又可规避现场试验成本高、参数难测的局限, 是揭示卸压机制的关键途径。开展此类试验需重点解决三方面问题: ①合理设计模型尺寸、钻孔布置及模拟方式, 确保与工程实际物理过程一致; ②根据试验目标预设传感器, 精准获取待测物理量; ③保证试验结论具备工程转化性, 可指导实际问题解决。

3.1　预制卸压钻孔模型试验

该类试验多采用预制钻孔方式, 通过单轴、三轴或动态加载模拟卸压机制。如LYU等^[51]采用相似材料构建巷道模型(图19), 在预设钻孔位置埋设尼龙绳(深部大孔段多次折叠防缠绕), 结合应力传感器, 证实变径钻孔控制巷帮垂直应力的效果优于常规钻孔。

贾传洋等^[72]通过单轴压缩试验发现, 试样峰值抗压强度随孔径增大、孔深增加、间距减小而显著降低(图20)。在此基础上, 丁可^[40]通过真三轴加载试验进一步验证了该规律; 焦振华等^[98]利用ϕ50 mm分离式霍普金森压杆(SHPB)装置, 开展含钻孔煤样的动态力学试验, 分析了不同钻孔直径对应力−应变响应、裂纹扩展行为及损伤演化规律的影响(图21)。

鲁俊等^[99]开展了更具工程针对性的真三轴试验, 模拟煤体“五面受力、单面临空”状态, 并在不同中间主应力(σ₂=10、20、30 MPa)条件下, 对比了卸压孔分别平行于X和Y方向时的效果。结果表明, 卸压孔平行于中间主应力时, 煤样塑性区更广、呈阶梯状层裂(图22), 且抛射质量与弹射动能显著降低(图23), 卸压防冲效果最优。

3.2　高应力实时钻孔卸压模型试验

“先钻孔后加载”的预制方式无法模拟高应力下现实施工的钻孔卸荷过程, 存在理论局限, 因此“先加载后钻孔”的实时试验成为研究前沿。HE^[100]和GONG ^[101]等自主研发了SG4500钻机试验系统(图24), 可在高应力条件下开展实时钻进试验。HE等^[100]通过不同钻进速度和钻孔直径下的红砂岩单轴压缩试验, 发现降低钻速与增大孔径均会显著削弱岩石的峰值强度、弹性模量、岩爆倾向及峰值弹性应变能储量。裂纹演化分析进一步揭示小孔径与高钻速促进远场裂纹扩展, 而大孔径与低钻速则易在孔周围产生局部破裂。

GONG等^[101]对比了无钻孔(ND)、预制钻孔(PD)与实时钻孔(RD)红砂岩试件的力学响应。结果表明, PD与RD均能有效弱化岩石力学性能、降低储能能力, 但RD更贴合高地压下钻孔的能量演化过程。与ND相比, PD、RD的储能系数分别降低1.01%、5.16%, 岩爆倾向指数分别下降5.15%、19.32%。值得注意的是, RD较PD进一步使储能系数降低3.8%、岩爆倾向指数降低14.9%(图25), 凸显了实时钻孔模拟方法在揭示高应力卸压机理方面的优势。

高应力实时钻孔试验代表了当前钻孔卸压室内研究的前沿方向, 该技术不仅能实现卸压过程的可视化与参数化, 还通过布设多元传感器系统, 为研究卸压过程中的应力场与能量场演化提供了丰富数据。然而, 当前试验仍存在明显不足。试验系统难以复现真实地质构造、复杂应力边界及岩体非均质性, 工程适用性受限。未来需重点突破两大方向: 一是发展真三轴下“实时钻进−卸压”同步试验技术, 实现钻孔全过程应力与能量响应的精准监测; 二是开展渗流−应力−损伤多场耦合下的卸压机制研究, 结合地质条件、地应力与支护协同作用, 通过“物理模拟+数字分析”深度揭示卸压机理, 为工程设计提供科学依据。

4　钻孔卸压技术未来发展方向构想

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目前关于高应力围岩钻孔卸压理论与技术的研究已取得一系列重要进展, 为深部高应力软弱围岩的大变形灾害防控提供了坚实的理论与技术基础。然而, 鉴于实际工程中地质条件、技术装备与施工环境的显著差异, 不同卸压方法与参数的适应性及最终效果仍存在较大不确定性。为突破现有瓶颈, 推动该技术向精准化、智能化方向发展, 未来研究应重点关注以下三个层面:

(1) 构建多场耦合−动静协同的卸压机制分析框架, 深化深部环境下应力演化与能量耗散机制研究。当前研究存在两大理论短板: 其一, 多基于理想化的应力−损伤二元模型, 未能充分耦合深部特有的高地温−高渗压−强应力环境, 忽视了地下水流体对裂纹扩展的楔裂作用、温度变化对岩体力学特性的影响及渗流−应力场交互反馈, 导致对卸压区演化规律的理论预测与工程实践存在显著偏差; 其二, 现有能量分析主要针对静态或准静态加载, 对采矿扰动(如矿震、采动应力波)这一关键外因考虑不足, 缺乏对动载能量瞬时输入−钻孔裂隙动态响应−能量耗散这一全过程的理论描述, 无法揭示动静载叠加条件下卸压系统的能量调控机制。未来研究应该致力于发展融合热−水−力−损伤(THMD)耦合效应的动态本构模型, 并借助能实现瞬时能量加载的物理模拟试验与高精度数值计算, 揭示多场耦合环境中能量驱动裂隙萌生、扩展直至贯通的时空演化规律, 最终建立适用于深部复杂地质动力学环境的卸压理论体系与能量设计准则。

(2) 发展精准可控的智能钻进与卸压方法, 推动工艺装备革新。当前井下卸压仍以等径直孔为主, 该方法虽施工简便, 但存在卸压范围固定、无法动态调控的固有局限, 易导致浅部围岩过度损伤而深部应力集中区卸压不充分的矛盾。尽管定向变径与深层造穴技术(图26)已见初步探索, 但其发展仍面临关键挑战: 现有变径钻具多缺乏“随钻感知−智能决策”的闭环控制能力, 难以根据实时岩体条件动态调整孔径; 而造穴技术则多聚焦于单一穴位的成穴机理, 其空间布设方案、工艺参数与宏观卸压效果间的系统关联尚不明确。未来应重点攻关: ①研发集成地质感知功能的智能变径钻机, 实现卸压范围的精准控制与“浅部保强、深部增卸”的主动调控; ②深化旋冲造穴技术的破岩机理与能量耗散规律研究, 建立造穴参数−卸压空间−应力场演化的定量设计方法, 通过创造离散化的大容量卸压空间, 高效释放深层封闭应力。

(3) 建立动态差异化的支护设计准则, 优化卸压−支护协同体系。钻孔卸压在释放高应力的同时, 必然导致周边岩体产生不同程度损伤, 因此支护方案必须依据卸压技术特征进行动态、差异化设计。具体而言: ①对于常规等径钻孔卸压, 因卸压后裂隙发育集中于钻孔周边有限范围, 锚索可采用“加深减密”原则, 即增加锚索长度(需确保锚固段位于应力转移后的深部弹性承载区)、增大间排距, 平衡支护强度与经济性; ②对于变径分区卸压或钻孔造穴卸压, 若深部裂隙发育, 但仍保持Ⅲ级及以上岩体, 依然可采用加长锚索并增大间排距的方法; 若深部岩体已劣化为Ⅳ级及以下, 则应缩短锚索长度, 将锚固段置于完整界面以内, 并加密布置或采用端头让压锚索+注浆加固联合方案, 避免锚固段位于高裂隙区造成失效。若需控制L₂段裂隙扩展, 应采取深孔注浆措施对其周围的破碎岩体进行固结, 再施作长锚索, 可引入预埋大直径长锚索分段自锁锚定方法(图27), 通过分段自锁锚定装置将大直径长锚索L₁段安全区、L₂段注浆加固带实现多点锚固, 既适配深部高应力环境, 又避免单一锚固段落入L₂段破碎区。此外, 需根据围岩稳定监测情况及时开展局部补强加固, 通过微震监测、分布式光纤传感等手段量化不同卸压技术下的裂隙发育范围与应力峰值位置, 为支护参数优化提供精准依据, 切实提升卸压−支护协同控制效果。

5　结　论

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系统梳理了国内外煤矿深部软岩巷道钻孔卸压技术的理论研究、模型试验与工程实践成果, 从作用机理、参数设计、效果评价及未来方向4个维度, 明确了当前技术的进展与瓶颈, 得出以下结论:

(1) 钻孔卸压通过诱导孔周围裂隙扩展与塑性区形成, 实现“浅部卸压−深部承载”应力重分布, 配合高强支护构建“卸−支协同”体系, 可有效释放围岩弹性能, 提升强度应力比, 是深部软岩大变形防控的核心辅助手段。当前研究已厘清常规参数(孔径、间排距、深度)的影响规律, 建立了理论计算与模拟验证方法, 但对大直径钻孔围岩弱化特征、卸压与支护动态耦合机制的研究不足, 难以完全适配复杂地质条件。

(2) 常规钻孔参数形成“理论−模拟−验证”基础流程, 主流工程取值为: 孔径100~300 mm, 帮部间排距1.2~1.8 m, 孔深覆盖应力集中区。变径分区卸压通过“浅部保支护−深部促卸压”的设计, 解决了卸压与围岩稳定矛盾。然而, 现有体系在复杂地质下适配性不足, 且对卸压时间效应(施工后约20 d稳定)考虑不充分。因此, 需结合地质条件动态调整参数, 必要时采用二次卸压或锚注措施, 以实现长期稳定。

(3) 模型试验已从“预制静态加载”升级为“高应力实时钻进”, 结合CT、声发射等手段揭示了应力−能量演化规律; 效果评价形成多维度体系(直接监测、地球物理探测、钻屑法), 可定量表征卸压效果。但当前存在小尺度模型与工程脱节、多场耦合模拟不足、评价标准不统一等问题, 亟需通过大尺度试验与工业性验证, 推动从试验结论向工程应用转化。

(4) 为突破上述瓶颈, 未来研究应聚焦三大方向: 一是构建 “热−水−力−损伤多场耦合−动静协同”分析框架, 完善动态本构模型; 二是研发集成随钻感知的智能钻孔装备; 三是建立差异化支护准则, 构建“卸压−支护−加固”一体化体系, 推动钻孔卸压技术向精准化、智能化发展。

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2026年第8卷第2期

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doi: 10.13532/j.jmsce.cn10-1638/td.2025-1335

接收时间：2025-08-30
首发时间：2026-05-28
出版时间：2026-04-25

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收稿日期：2025-08-30
修回日期：2025-10-22

基金

作者信息

¹中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室, 湖北武汉　430071

²中国矿业大学深地工程智能建造与健康运维全国重点实验室, 江苏徐州　221116

³淮南矿业(集团)有限责任公司, 安徽淮南　232131

⁴昆明理工大学国土资源工程学院, 云南昆明　650093

通讯作者:

黄友琦(1999—), 男, 博士研究生, 主要从事深部岩石力学方面的研究。E-mail: huang09172021@163.com

参考文献

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https://castjournals.cast.org.cn/joweb/ckyyckz/CN/10.13532/j.jmsce.cn10-1638/td.2025-1335

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

文献来源	巷道工况	钻孔直径/m	钻孔深度/m	钻孔间排距/m	卸压效果
马斌文等^[52]	工作面回风巷, 埋深约660 m, L(σ_peak)较近	0.15	15	1.5 m×0.6 m, 2排三花眼布置	巷帮峰值应力下降23.7%, 应力集中向深部转移
夏宏根^[85]	工作面辅运巷, 埋深约530 m, L(σ_peak)为3 m	0.15	25	排距3 m, 两帮和底板各1个	巷道两帮、底板及工作面的垂直应力明显下降
王志康^[97]	煤层上山猴车机道, 埋深约1000 m, L(σ_peak)为2~3 m	0.125	15	排距1.3 m, 两帮各1个	卸压区煤粉量减少且应力处于较低水平
王猛等^[70]	岩巷, 埋深约1030 m, L(σ_peak)为6.5 m	0.115	10	1 m×0.8 m, 两帮各2个	巷道变形速率和变形量骤降
卢全体^[91]	高应力软岩巷道, 埋深约750 m	0.12	6	1 m×0.8 m, 两帮各3个	巷道变形较小, 顶板离层减弱, 锚杆锚索寿命大幅增加
丁可^[40]	工作面轨道巷, 埋深约905 m, 锚固层3 m, L(σ_peak)为7.6 m	D₁=0.09 D₂=0.24	L₁=5L₂=15	排距1.6 m, 两帮各1个	微震事件释放能量及煤粉量均降低, 两帮变形量减少51%~73%
胡寅^[48]	工作面辅运巷, 埋深约300 m, 锚固层2.4 m, L(σ_peak煤壁)为5.3 m, L(σ_peak煤柱)为4.8 m	D₁=0.1D₂=0.25	L₁=4L₂=12(煤壁)L₂=8(煤柱)	排距2 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少45.1%和31.4%
吴锋锋等^[49]	泥岩巷道, 埋深约800 m, L(σ_peak)为5 m, 锚固层2.6 m	D₁不明D₂=0.6	L₁=5L₂=3	排距3 m, 两帮各1个	两帮及顶底板变形量分别减少58.7%、23.7%及27.4%, 锚杆锚索最终受力减小
XIE^[66]	硐室, 埋深约660 m, 锚固层6.5 m, L(σ_peak)为9 m	D₁=0.13D₂=1	L₁=10 L₂=5	排距4 m, 两帮各1个	两帮变形量仅115 mm, 锚索最终受力减小
张季平^[84]	工作面回风巷, 埋深约680 m, 锚固层4.3 m, L(σ_peak)为6 m	D₁=0.15D₂=0.35	L₁=7 L₂=13	排距2 m, 两帮各1个	巷帮垂直应力下降, 微震事件释放能量降低

文献来源

巷道工况

钻孔直径/m

钻孔深度/m

钻孔间排距/m

卸压效果

马斌文等^[52]

工作面回风巷, 埋深约660 m, L(σ_peak)较近

0.15

1.5 m×0.6 m, 2排三花眼布置

巷帮峰值应力下降23.7%, 应力集中向深部转移

夏宏根^[85]

工作面辅运巷, 埋深约530 m, L(σ_peak)为3 m

0.15

排距3 m, 两帮和底板各1个

巷道两帮、底板及工作面的垂直应力明显下降

王志康^[97]

煤层上山猴车机道, 埋深约1000 m, L(σ_peak)为2~3 m

0.125

排距1.3 m, 两帮各1个

卸压区煤粉量减少且应力处于较低水平

王猛等^[70]

岩巷, 埋深约1030 m, L(σ_peak)为6.5 m

0.115

1 m×0.8 m, 两帮各2个

巷道变形速率和变形量骤降

卢全体^[91]

高应力软岩巷道, 埋深约750 m

0.12

1 m×0.8 m, 两帮各3个

巷道变形较小, 顶板离层减弱, 锚杆锚索寿命大幅增加

丁可^[40]

工作面轨道巷, 埋深约905 m, 锚固层3 m, L(σ_peak)为7.6 m

D₁=0.09 D₂=0.24

L₁=5L₂=15

排距1.6 m, 两帮各1个

微震事件释放能量及煤粉量均降低, 两帮变形量减少51%~73%

胡寅^[48]

工作面辅运巷, 埋深约300 m, 锚固层2.4 m, L(σ_peak煤壁)为5.3 m, L(σ_peak煤柱)为4.8 m

D₁=0.1D₂=0.25

L₁=4L₂=12(煤壁)L₂=8(煤柱)

排距2 m, 两帮各1个

两帮及顶底板变形量分别减少45.1%和31.4%

吴锋锋等^[49]

泥岩巷道, 埋深约800 m, L(σ_peak)为5 m, 锚固层2.6 m

D₁不明D₂=0.6

L₁=5L₂=3

排距3 m, 两帮各1个

两帮及顶底板变形量分别减少58.7%、23.7%及27.4%, 锚杆锚索最终受力减小

XIE^[66]

硐室, 埋深约660 m, 锚固层6.5 m, L(σ_peak)为9 m

D₁=0.13D₂=1

L₁=10 L₂=5

排距4 m, 两帮各1个

两帮变形量仅115 mm, 锚索最终受力减小

张季平^[84]

工作面回风巷, 埋深约680 m, 锚固层4.3 m, L(σ_peak)为6 m

D₁=0.15D₂=0.35

L₁=7 L₂=13

排距2 m, 两帮各1个

巷帮垂直应力下降, 微震事件释放能量降低