基于鋼錐沖擊的煤層卸壓方法研究

任智敏，呂夢蛟,*，王 飛，王 禹，張廣太

(1.山西工程職業(yè)學院 礦業(yè)工程系，山西 太原 030009；2.太原理工大學 應急管理學院，山西 太原 030024；3.潞安集團左權五里堠煤業(yè)有限公司，山西 晉中 032600)

由于堅硬頂板運動、地質構造等因素，煤層沖擊地壓廣泛存在于煤礦生產中，會給井下工作人員帶來安全隱患[1]。有關沖擊地壓的防治技術主要有：一是工作面煤層預注水。通過回采巷道向工作面煤層內打注水鉆孔，工作面回采前進行高壓持續(xù)注水，以軟化煤層，降低煤層強度、剛度和沖擊傾向性指標，并改善煤層支承壓力的分布狀況[2]。但由于預注水被煤體吸收且不可回收，導致耗水量較大[3-4]。有時水中可能含有放射性化學物質，對煤質造成影響，必須有效處理后才能使用[5]。另外，注水設備與耗材成本相對較高。二是煤層鉆孔卸壓。將鉆孔打至煤層高支承應力區(qū)，通過鉆孔周圍新產生的集中應力擾動處于極限平衡狀態(tài)的支承壓力帶[6]，從而降低該區(qū)域煤層剛度和支承能力，使得支承壓力峰值向煤壁深部轉移，同時形成新的變形和彈性能的釋放，以消除或減弱煤層的沖擊危險性[7-8]。此方法在德國等歐美國家得到良好應用，工程經(jīng)驗表明采面鉆孔深度以3 倍采高、巷幫鉆孔深度以4 倍巷高為宜[9]。三是煤層松動爆破卸壓。利用松動爆破在煤層內產生大量裂隙，以改變煤層力學性能，緩減煤壁變形或破壞時能量釋放的速率和量級，弱化煤層沖擊傾向性[10]。但爆轟產物容易污染煤層。與該卸壓機理類似的技術還包括預裂爆破卸壓、高能氣體壓裂卸壓、水力沖孔卸壓、密集鉆孔群卸壓、高壓電脈沖卸壓、高壓磨料射流卸壓、復合射孔卸壓、可控沖擊波卸壓、多層協(xié)同逐級卸壓等[11-13]。四是煤層誘發(fā)爆破。當煤層存在嚴重沖擊危險，且其他方法無效或無法實施時，通過大藥量爆破，人為誘發(fā)沖擊地壓，以控制沖擊地壓發(fā)生的時間和地點，從而避免更多損害的一種控制措施[14]。該方法只能作為輔助手段，必須謹慎選用。五是軟化或爆破煤層硬厚頂板。硬厚頂板懸露、斷裂及回轉下沉均會造成煤層支承壓力的增高，從而誘發(fā)沖擊地壓[15]。目前常用的方法是對頂板進行注水和爆破。通過回采巷道向頂板打孔注水，在確保頂板完整不漏水的前提下軟化其強度[16]；或是由回采巷道向頂板預打爆破鉆孔，在爆破鉆孔位于工作面支架后方時，對頂板實施爆破，以減小其垮落步距[17]。該方法主要通過定向造縫預裂頂板。綜上，無論采用何種方法，煤層卸壓離不開煤體破裂，即在應力作用下，煤體首先部分出現(xiàn)微裂隙并摩擦滑動，開始不穩(wěn)定破裂；之后裂隙大量出現(xiàn)、擴展、轉化聯(lián)結，密集的新裂隙生成，煤體擴容，裂隙再擴展；最后出現(xiàn)宏觀破裂[18]。

沖擊力以高能、聚焦、穿透性強等優(yōu)勢已成為增加煤層裂隙的首選施載方式[19]。筆者將針對沖擊傾向性煤層卸壓現(xiàn)狀，通過理論分析，研究鉆孔內電磁斥力驅動鋼錐撞擊煤層時制造沖擊荷載的過程及其影響參數(shù)，結合具體工程背景，分析受沖擊煤層的應力場分布、裂隙發(fā)育范圍及程度，進而確定沖擊卸壓參數(shù)，預測卸壓效果，為系統(tǒng)研究鋼錐沖擊煤層卸壓技術進行初步理論探索。

1 鋼錐沖擊力產生原理

在煤層鉆孔內布設沖擊裝置。裝置布設的橫、縱斷面如圖1a 和圖1b 所示，布設位置與數(shù)量可視增透需要而定。沖擊裝置的工作原理如圖1c 所示：當纏有線圈的鋼錐穿過通有脈沖電流的線圈(即加速線圈，又名螺線管)時，在鋼錐線圈中會產生感應電流，其與加速線圈的電流相位相反，故鋼錐受到一個斥力被推向前運動。每當鋼錐離開前一個加速線圈而進入下一個加速線圈時，被穿線圈通電，余下線圈不通電，于是鋼錐再次受到互感斥力而被加速[20]。在歷經(jīng)若干個加速線圈后，鋼錐將以高速撞向煤體，從而對煤體產生沖擊力。

圖1 沖擊裝置布置及工作原理Fig.1 Layout and principle diagrams of impact devices

通電瞬間施加于加速線圈的電動勢 ε=ε0sinωt，則有：

考慮到ωL1＞＞R1，ωL2＞＞R2，求式(1)、式(2)的特解時可略去R1i1和R2i2項，再結合初始條件i1(0)=i2(0)=0，聯(lián)立式(1)、式(2)得：

在所通交變電流頻率很(高的前)提下，鋼錐通過整個加速線圈的時間極短，故，這樣式(3)、式(4)可簡化為：

因此，鋼錐線圈與加速線圈間的斥力F為：

在交流電的一個周期內，斥力F的平均值為：

鋼錐從進入加速線圈起至其離開的過程中，兩線圈間互感從M0逐漸減至零，則斥力對鋼錐所做的功W為：

式(9)表示鋼錐通過一個加速線圈后的動能增量，當有N級加速線圈，鋼錐質量為m時，則其被加速后的速度v滿足：

鋼錐為一端錐形的圓柱體，當其質量取0.01 kg 時，其長度只有1 cm，直徑1.28 cm。相應地，可將單個加速線圈長度和直徑設計成1 cm 和2 cm。因此沖擊裝置體積將非常小，能實現(xiàn)在中、小直徑鉆孔中安裝。在上述參數(shù)確定后，由式(11)知，決定沖擊力的主要參數(shù)還包括交流電電壓與頻率、加速線圈每米線圈匝數(shù)與級數(shù)。通過正交試驗優(yōu)選這些參數(shù)，試驗結果由式(11)計算獲得，其中取=10-4s，μ=4π×10-7H/m。試驗因素與水平見表1，試驗方案及結果見表2-表3，沖擊力隨主要參數(shù)的變化規(guī)律如圖2 所示。

表1 試驗因素與水平Table 1 Test factors and levels

表2 試驗方案及沖擊力Table 2 Test schemes and impact force

表3 各水平?jīng)_擊力均值與極差Table 3 Mean and range of impact forces at various levels

圖2 沖擊力與主要參數(shù)的關系Fig.2 Relationships between impact force and major parameters

結果顯示，主要參數(shù)對沖擊力的影響程度依次為：電源電壓＞電源頻率＞線圈級數(shù)＞每米線圈匝數(shù)，電壓的影響程度分別是后者的1.70、2.51 和2.04 倍，說明調控沖擊力大小的關鍵在于電源電壓的選擇。電壓大于1 000 V后，沖擊力顯著增大，但沖擊力并非越大越好，過大沖擊力會導致煤體演變?yōu)槊永饨Y構，煤體被壓得過于密實，孔裂隙閉合，煤體彈性變形能反倒得不到有效釋放。因此考慮煤礦安全用電以及煤巖體強度，在其他參數(shù)適合的前提下，認為電壓取660 V 為宜。由圖2 可知，沖擊力與電頻率、線圈匝數(shù)和級數(shù)的增加分別呈線性減小、先減后增、先快速增加后緩慢減小的關系，結合鉆孔直徑及沖擊裝置微型化需要，確定電源頻率100 Hz、每米線圈匝數(shù)500、線圈級數(shù)2。由上述參數(shù)計算得到?jīng)_擊力為2.59×103kN。

2 工程背景

晉中左權五里堠煤礦3 號煤層埋深400 m，目前首采區(qū)平均煤厚2 m，煤層厚度變化不大，結構大部為單層結構，僅局部存在1 層0.3～0.4 m 夾矸。煤層直接頂為泥巖、砂質泥巖，厚度2～5 m?；卷敒橹屑毶皫r，厚3～8 m，有時中細砂巖直覆于煤層之上。底板為泥巖、砂質泥巖或粉砂巖，厚度1～5 m。據(jù)鉆孔采樣試驗，頂?shù)装鍘r石抗壓強度為43.20～47.35 MPa。采用機械化綜采，采煤機型號為MG132/310-W 型，工作面支護采用ZY3200/9/19 型支架支護，采用SGZ630/150 刮板機運煤?；夭上锏罏榫匦螖嗝?，裸巷寬4.5 m、高2.2 m，采用“錨網(wǎng)索鋼帶”聯(lián)合支護。選用?20 mm×2 400 mm的500 號高強錨桿，間排距800 mm×800 mm，W 型鋼帶，菱形金屬網(wǎng)，網(wǎng)間搭接長度100 mm。每根錨桿使用2 個CK2340 樹脂錨固劑。錨索選用?17.8 mm×5 000 mm，布置于頂板中部，排距1 900 mm，錨固劑選用2 個CK2340、1 個Z2388。

3 號煤層屬于沖擊傾向性煤層。沖擊地壓大部分發(fā)生在上部巷道，表現(xiàn)為煤體突出，即重力型沖擊。發(fā)生的位置恰位于超前支承壓力集中的位置，即距工作面4～20 m 范圍。經(jīng)測定，該范圍煤層的大粒徑(大于3 mm)鉆屑質量分數(shù)高于30%，應力集中系數(shù)1.4，因此，將其確定為煤層卸壓帶，如圖3 所示。卸壓方法為沿采煤工作面上部巷道煤體幫打一排?50 mm×5 000 mm 的鉆孔，之后在鉆孔內距巷幫表面2.5 m 和4.5 m 處分別設置沖擊裝置，通過沖擊力破裂煤體，使高應力向煤體深部轉移，達到巷幫降壓防沖目的。鉆孔間距將根據(jù)煤體應力分布及損傷特征予以確定。

圖3 煤層卸壓孔布置Fig.3 Layout of boreholes for coal seam pressure relief

3 沖擊力下鉆孔橫截面圍巖應力場

設鉆孔橫截面?zhèn)葔毫ο禂?shù)λ1=1.5，垂直地應力σV=10 MPa，水平地應力 σH1=λ1σV，鉆孔壓力，沖擊力F*=2.59×103kN，鉆孔橫截面圍巖受力模型如圖4 所示。

圖4 鉆孔橫截面圍巖受力模型Fig.4 Models of forces acting on the surrounding rocks along a borehole cross section

鉆孔圍巖應力可視為情況1 和情況2 的應力疊加。對于情況1，圍巖等效為受內壓力Fp和外壓力的圓筒，則其應力：

由邊界條件：

并結合位移單值條件知B=0 可求得待定系數(shù)A、C，并將其代入式(12)，再根據(jù)r*→∞，得：

A-D為待定系數(shù)。從而得應力分量：

將待定系數(shù)代入式(15)，得應力分量的最終表達式：

通過Matlab 軟件繪制由式(13)、式(16)疊加的應力場，如圖5 所示。其中，正應力以壓為負、拉為正；剪應力以逆時針作用為正、順時針作用為負。可以看出，(1)沖擊力作用點處的徑向應力和切向應力呈顯著放射性“葉狀”分布，剪應力則表現(xiàn)為鉆孔壁無壓力時的分布狀態(tài)。說明徑向沖擊力在橫截面上只對圍巖正應力產生影響，而對剪應力不構成影響。(2)徑向應力整體呈壓應力。其中，葉狀區(qū)為極高應力區(qū)，在圍巖中的延展長度約為鉆孔半徑的1.1 倍，區(qū)內應力從孔邊向圍巖深部逐漸由250 MPa 降至100 MPa，對應的應力集中系數(shù)從16.7 減至6.7。葉狀區(qū)以外為高應力區(qū)，區(qū)內應力整體升高至50 MPa，應力集中系數(shù)達到3.3，此應力值已超過我國所有煤種的抗壓強度。研究發(fā)現(xiàn)，徑向應力即便在范圍為100 倍鉆孔半徑的區(qū)域內仍能保持50 MPa，充分說明沖擊力可大范圍大程度地提高徑向應力值。(3)切向應力的葉狀區(qū)為拉應力增高區(qū)，其應力自孔邊向圍巖深部逐漸降低，區(qū)內距孔邊0.8 倍孔半徑范圍的應力為60～200 MPa，相應的應力集中系數(shù)為4.0～13.3，其余拉應力為20 MPa，應力集中系數(shù)1.3。葉狀區(qū)之外是分布均勻的切向壓應力，其值25 MPa，應力集中系數(shù)1.7。由于目前國內煤體抗拉強度在0.2～1.4 MPa，故葉狀區(qū)圍巖必然會出現(xiàn)切向拉張破壞。對比可知，切向應力葉狀區(qū)長度是徑向應力葉狀區(qū)長度的2 倍，表明沖擊力近場的切向拉應力將主導定向沖擊裂隙的發(fā)育。另外，圖中顯示沖擊力與水平地應力平行時，葉狀區(qū)最長，長度為5 倍鉆孔半徑；與垂直地應力平行時，葉狀區(qū)最短，長度為4 倍鉆孔半徑。據(jù)此可知，沖擊力方向介于水平和垂直之間時，葉狀區(qū)長度為4～5倍鉆孔半徑。(4)剪應力以鉆孔中心為原點呈中心對稱分布。以極角0～90°區(qū)間為例，極角45°處的剪應力最大，并向兩側逐漸減小。相較于徑向、切向應力，剪應力非常小，最大只有3 MPa，顯示其對應力場分布的影響有限，可忽略不計。

圖5 鉆孔橫截面圍巖應力場Fig.5 Stress field in the surrounding rocks along a borehole cross section

4 沖擊力下鉆孔縱截面圍巖應力場

取鉆孔縱向上半部圍巖為研究對象，其力學分析模型如圖6 所示。研究段圍巖邊界上的垂直與水平地應力分別為 σV和 σH2=λ2σV，其中λ2=λ1。研究段下邊界受力為：

圖6 鉆孔縱截面圍巖受力模型Fig.6 Model of forces acting on the surrounding rocks along a borehole longitudinal section

按主要邊界y=0、y=h的受力設y方向的應力分量σy為：

相容方程：

聯(lián)立式(17)、式(18)得應力函數(shù)：

A1-A13為待定系數(shù)，從而有應力分量：

由式(21)得應力場，如圖7 所示。(1)從圍巖縱斷面看，在沖擊力作用方向上，垂直、水平及剪切應力場均出現(xiàn)“針狀”極高應力區(qū)。該區(qū)形狀及延伸范圍均不同于橫截面葉狀區(qū)，這顯然是由地應力、研究段尺寸、沖擊力大小及間距共同影響所致。本文重點考察縱向相鄰兩沖擊力對圍巖應力場的影響，結合工程背景，取鉆孔縱向研究段長度5 m、高度2.5 m，相鄰沖擊力間距2 m。(2)由于縱、橫截面圍巖的垂直地應力相同，且沖擊力遠大于該地應力，從而主導了垂直應力場的分布，故縱截面圍巖垂直應力性質、數(shù)值以及變化規(guī)律與橫截面徑向應力類似均為壓應力，在針狀區(qū)由孔壁向圍巖深部從250 MPa 逐漸降至100 MPa，在非針狀區(qū)均為50 MPa。表明沖擊力達到一定值后，在相當范圍內，垂直應力場的分布將趨于均勻，即僅出現(xiàn)極高應力區(qū)和均勻分布的高應力區(qū)；而沖擊力間距等參數(shù)對垂直應力場的影響顯著降低。關于沖擊力間距的優(yōu)化選擇，涉及到?jīng)_擊力大小與其影響范圍間的變化關系，這有待后續(xù)研究。(3)水平應力沿研究段高度大致分為3 個部分：下部針狀區(qū)壓應力60～200 MPa，中部非針狀區(qū)均布壓應力50 MPa，上部針狀區(qū)拉應力60～200 MPa?？梢?，由于側邊界水平地應力(壓應力)作用，圍巖水平拉、壓應力交界上移，使得圍巖中、下部分布壓應力，上部分布拉應力。同時，沖擊力將水平應力整體提高，并導致圍巖上邊界出現(xiàn)與孔壁針狀區(qū)呈“鏡像”的針狀拉應力區(qū)，表明鉆孔縱截面圍巖水平應力沿沖擊力方向具有對稱分布特征。(4)通常在沒有沖擊力作用時，圍巖側邊界處剪應力最大，并呈弧形狀向圍巖中部遞減式擴展；但施加沖擊力后，剪應力主要集中于針狀區(qū)，且區(qū)內中部最大、向上下兩邊遞減。剪應力針狀區(qū)貫穿整個圍巖高度，其周圍應力均勻分布。剪應力最大、最小值為150、30 MPa，分別是無沖擊力時最大、最小值的10 倍和6 倍，顯示沖擊力對鉆孔縱截面圍巖剪應力的分布影響極為明顯。

圖7 鉆孔縱截面圍巖應力場Fig.7 Stress field in the surrounding rocks along a borehole longitudinal section

5 沖擊力下鉆孔圍巖破裂分析

分別求出鉆孔橫、縱圍巖的最大、最小主應力σ1和 σ3，根據(jù)莫爾強度準則，可得到使煤體發(fā)生破裂的臨界最大主應力：

圍巖破裂機理如圖8 所示，假設 σ3恒定，令δ=σ1-，當δ≥0，即實際最大主應力與臨界最大主應力之差等于大于零時，莫爾應力圓與莫爾強度曲線相切或相交，表明圍巖出現(xiàn)破裂，且δ越大，破裂程度越高。

圖8 圍巖破裂機理Fig.8 Fracturing mechanism of surrounding rocks

取煤層黏聚力c=0.7 MPa，內摩擦角?′=20°，其余參數(shù)同上。依據(jù)最大主應力和δ含義，分析沖擊力下鉆孔圍巖破裂類型和程度，如圖9 所示。(1)由圖9a 可知，鉆孔橫向圍巖葉狀區(qū)最大主應力為拉應力，分布拉張裂隙，裂隙越接近孔邊發(fā)育程度越高；而非葉狀區(qū)最大主應力為壓應力，分布壓剪裂隙，裂隙均勻發(fā)育。葉狀區(qū)裂隙發(fā)育程度明顯高于非葉狀區(qū)。沖擊力與地層最大主應力平行時，圍巖葉狀區(qū)裂隙延伸長度最大，這與煤層水壓致裂裂隙向煤層最大主應力方向擴展的特征相同。圖9b 顯示50 倍鉆孔半徑范圍圍巖的δ＞0，說明沖擊力使得該范圍內的圍巖處于破裂狀態(tài)，據(jù)此結合25 mm 鉆孔半徑，可確定沖擊卸壓鉆孔間距為2.5 m。(2)根據(jù)鉆孔縱向圍巖最大主應力，如圖9c 所示，可知鉆孔壁邊緣的針狀區(qū)分布壓剪裂隙，圍巖上邊界的針狀區(qū)分布張拉裂隙，兩類裂隙向圍巖中部延伸，且發(fā)育程度漸降，但基本貫穿整個圍巖。對于非針狀區(qū)，沿單側孔壁分布有發(fā)育均勻的拱形壓剪裂隙區(qū)。圖9d 表明，鉆孔單側1 m 范圍內煤體充分破裂，1～2.5 m 范圍煤體臨界破裂，因此，煤厚×卸壓帶=2 m×2 m 范圍的煤體能夠完全充分破裂，達到破煤卸壓的目的。

圖9 鉆孔圍巖破裂類型與程度Fig.9 Fracturing types and degrees of borehole surrounding rocks

6 數(shù)值模擬驗證

為了驗證鋼錐沖擊煤層卸壓理論的有效性，構建工程背景煤巷圍巖的FLAC3D數(shù)值模型。卸壓孔延伸方向為x軸(取30 m)，巷道軸向為y軸(取1 m)，豎直方向為z軸(取15 m)。頂邊界應力約束，左右邊界x方向和前后邊界y方向的速度為0，底邊界x、y、z方向速度均為0，側壓力系數(shù)為1.5。采用M-C模型作為煤巷圍巖變形破壞的本構模型，巖層力學參數(shù)見表4。

表4 巖層力學參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of rock layers

圖10 為煤巷卸壓前垂直應力云圖，可以看出高應力集中在巷幫深部2.0～5.0 m 范圍，應力集中系數(shù)1.2～2.0，與現(xiàn)場情況基本吻合，因此，確定該范圍為煤層的卸壓深度，并在距巷幫2.5 m 和4.5 m 的位置施加與前文相同的沖擊荷載。煤巷沖擊卸壓前后圍巖塑性區(qū)對比如圖11 所示，卸壓前煤幫在圍巖應力作用下0.2 m以淺范圍呈拉剪破壞、0.2～2.0 m 范圍為剪切破壞。沖擊力作用后，煤幫淺部的拉剪破壞深度擴大至0.4 m，剪切破壞深度擴大至5.0 m。兩個沖擊施載點之間圍巖的損傷破壞連成一片且上下貫通整個煤層，這與理論分析的結果相一致，表明煤幫5.0 m 以淺范圍全部實現(xiàn)應力卸載，高應力已從距煤幫2.0 m 處轉移至距煤幫5.0 m 之外。

圖10 煤巷卸壓前垂直應力分布Fig.10 Vertical stress distribution in a coal roadway before pressure relief

圖11 煤巷卸壓前后塑性區(qū)對比Fig.11 Comparison of plastic zones in a coal roadway before and after pressure relief

綜上分析表明，通過調控磁力鋼錐沖擊裝置的電源電壓、電源頻率以及線圈級數(shù)等參數(shù)，使得鋼錐僅在2 cm 長的線圈內加速，即可獲得威力可觀的沖擊力，在其作用下鉆孔圍巖產生顯著力學效應，主要體現(xiàn)為：沖擊力作用方向上呈現(xiàn)極高的應力集中，集中系數(shù)平均高達10.2，促使煤體深度破裂，出現(xiàn)定向割裂裂縫，并大范圍提高了圍巖應力值，使得卸壓帶煤體裂隙充分發(fā)育。同時，沖擊裝置微型化，有利于在中、小直徑鉆孔中安裝，可節(jié)約鉆進成本。

考慮到高速撞擊的鋼錐與煤體之間，或沖擊后留在煤層中的鋼錐與采煤機滾筒之間可能出現(xiàn)摩擦火花，可以在鋼錐表面涂一層苯乙烯醇酸以防止火花產生。鋼錐沖擊卸壓方法相較于水力壓裂無需占用大型設備，動力電源來源方便，施工速度快，成本低；較爆破卸壓安全性高，對煤層不構成污染，屬綠色卸壓，故具有較高研究與應用價值。

7 結論

a.提出一種基于鋼錐沖擊的煤層卸壓方法。該方法利用通電線圈間產生的互感斥力對繞線鋼錐進行加速，使其以高速撞擊煤體，由此形成作用于煤體的高強度沖擊力，以增強破煤效果。理論分析表明，沖擊力主要受控于電源電壓與頻率、線圈級數(shù)以及每米線圈匝數(shù)。其中，電源電壓是決定沖擊力數(shù)值的第一因素。

b.以左權五里堠煤礦3 號沖擊傾向性煤層開采地質條件為工程背景，建立沖擊力下鉆孔橫、縱截面圍巖力學模型，獲得圍巖應力場。結果顯示，沿沖擊力作用方向，鉆孔橫、縱圍巖分別出現(xiàn)葉狀和針狀極高應力區(qū)。沿鉆孔橫向、徑向壓應力在100 倍鉆孔半徑區(qū)域內保持50 MPa；切向拉應力最長延伸距離達到5 倍鉆孔半徑，其平均應力集中系數(shù)6.2。沿鉆孔縱向，距孔邊緣0～1.5 m 為壓剪高應力區(qū)；1.5～2.5 m 為壓拉剪高應力區(qū)。

c.依據(jù)圍巖最大主應力分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)鉆孔橫向圍巖葉狀區(qū)和非葉狀區(qū)分別分布拉張裂隙和壓剪裂隙；鉆孔縱向圍巖主要出現(xiàn)壓剪裂隙。按照實際最大主應力與臨界最大主應力差值評估圍巖破裂范圍與程度，確定卸壓鉆孔間距為2.5 m，顯示2 m 卸壓帶內整層煤體裂隙發(fā)育充分，并通過數(shù)值模擬驗證了該結論，證明鋼錐沖擊破煤卸壓理論的可行性。

d.鋼錐沖擊破煤效果明顯，可調可控，實施方便，成本低廉，在煤巖體卸壓、煤層增透等領域有較好推廣前景。未來需進一步完善沖擊力與煤巖體物理力學參數(shù)的變化關系，為建立鋼錐沖擊卸壓應用與評價體系提供理論基礎。

符號注釋：

c為黏聚力，MPa；f為交流電電源頻率，Hz；F為鋼錐線圈與加速線圈間的斥力，N；Fp為鉆孔內壓力，N；Fs為鉆孔縱截面圍巖側邊界上的剪力，N；為交流電一個周期內斥力的平均值，N；F*為鋼錐對煤體的沖擊力，N；h為鉆孔縱向研究段高度，m；i1、i2分別為加速線圈和鋼錐線圈電流，A；k為感應線圈耦合系數(shù)，取1；l為鉆孔縱向研究段長度，m；l0為鉆孔縱向相鄰兩沖擊力的間距，m；l*為單個加速線圈長度，m；L1、L2分別為加速線圈和鋼錐線圈電感，H；m為鋼錐質量，kg；M為加速線圈與鋼錐線圈間的互感，H；M0為鋼錐進入加速線圈時鋼錐線圈與加速線圈間的互感，H；M′為彎矩，N·m；n、N分別為每米線圈匝數(shù)和加速線圈級數(shù)；r為鉆孔半徑，m，取2.5 cm；r*為鉆孔橫截面圍巖無窮遠處的極半徑，m；R1、R2分別為加速線圈和鋼錐線圈電阻，Ω；s為線圈面積，m2；t、分別為交流電時間和鋼錐沖擊煤體的時間，s；U為交流電源電壓，V；v為鋼錐被加速后的速度，m/s；X為加速線圈與鋼錐線圈中心之間的距離，m；δ為實際最大主應力與臨界最大主應力之差，MPa；ε0為交流電電動勢振幅，V；θ、θ′分別為鉆孔橫截面圍巖任一點極角和沖擊力作用點在鉆孔橫截面上的極角，rad；λ1、λ2分別為鉆孔橫、縱向側壓力系數(shù)；μ為介質磁導率，H/m；ρ為鉆孔橫截面圍巖任一點的極半徑，m；σ1、σ3、分別為最大、最小主應力和最大臨界主應力，MPa；σH1、σH2分別為鉆孔橫、縱截面圍巖邊界的水平地應力，MPa；σx為鉆孔縱截面圍巖水平應力，MPa；σy為鉆孔縱截面圍巖垂直應力，MPa；σV為鉆孔橫、縱截面圍巖邊界的垂直地應力，MPa；σθ、σρ分別為鉆孔橫截面圍巖的切向應力和徑向應力，MPa；τxy為鉆孔縱截面圍巖剪應力，MPa；τρθ為鉆孔橫截面圍巖剪應力，MPa；φ′為內摩擦角，(°)；Φ、φ分別為鉆孔橫、縱截面圍巖的應力函數(shù)；?為沖擊力作用點在鉆孔橫截面上的極角集合，取值0、π/2、π、3π/2、2π；ω為交流電角頻率，rad/s。