動壓影響下原相煤礦外開切眼注漿加固技術研究

劉超林，孫 波，張偉峰，張厚明

(1.黑龍江科技大學，黑龍江省哈爾濱市，150027；2.應急管理部信息研究院，北京市朝陽區，100029；3.太原華潤煤業有限公司，山西省太原市，030299)

隨著礦井開采深度的增加，礦壓隨之增大，巷道圍巖在高應力下表現出明顯的軟巖特征。同時，在采動影響下巷道周邊巖體出現了明顯的塑性變形和破壞，原有的錨桿(索)無法起到整體的支護效果。國內外眾多學者經過研究，提出由點支護向面支護的全斷面注漿加固技術，可對巷道較大變形進行有效治理。李樹剛等[1]采用UDEC模擬分析認為巷道幫部控制對巷道整體穩定性具有關鍵作用，提出了基于補強錨索+全斷面噴注漿加固的支護方案；朱家銳等[2]采用UDEC數值模擬分析了水灰比、注漿壓力對漿液擴散的影響，并設計了高壓注漿加高強錨桿、錨索的綜合加固方案；王帥帥[3]采用動壓復用巷道注漿加固方案，并得出注漿后巷道變形速度與注漿后天數呈反比的研究結果。

在注漿材料方面，張帥[4]在巷道過斷層、相鄰工作面運輸巷等支護困難區域采取預注化學漿液提前加固圍巖；趙磊等[5]通過預注馬麗散加固工作面二次開切眼，證明了其對提高巖體整體強度的有效作用；陳東偉[6]使用普通硅酸鹽水泥、高效早強減水劑加水制成漿液對工作面頂板預注水泥漿膠結加固頂板巖層，相對于預注馬麗散化學漿液方案成本大大減少。針對動壓巷道破碎圍巖漿液滲透機理的分區特征，李任[7]采用圍巖淺層低壓注入速凝無機注漿材料、深層高壓注入低粘易擴散材料的層次注漿加固方法實現了對岳城煤礦工作面回風巷的一次性加固；原海鵬[8]針對巷道頂板下沉、煤柱幫收斂的變形，采用高水充填漿液為主、馬麗散為輔，頂板淺孔深孔結合、煤柱幫深孔注漿的加固施工方案；張德志[9]通過向圍巖塑性區注入摻加高水速凝材料的水泥漿以實現漿液和破碎圍巖快速凝固膠結，提升了圍巖整體強度和承載力。

在注漿工藝方面，楊文暉[10]采用新型聯邦加固材料和注漿錨桿，并用鐵絲、棉紗封孔，較好地解決了動壓巷道表面未噴漿、圍巖破碎時漏漿跑漿問題；任海強等[11]將采動影響后巷道煤壁由外向內形成完全滲流區、定向滲流區、滲流屏蔽區和原巖滲流區，提出淺孔和深孔注漿的層次注漿法；黃鑫[12]進行了淺部注漿研究，發現超前工作面一定距離內進行深部注漿的分階段注漿加固效果更佳；陳帥[13]提出淺孔注漿封堵圍巖表面裂隙、深孔注漿加固圍巖深部的深、淺孔交替注漿方案；李昱輝[14]采用高水速凝材料對下山巷道進行注漿加固，鉆孔窺視結果顯示漿液將破碎巖體膠結，增強了頂板、巷幫的穩定性；趙志超[15]對強動壓軟巖巷道注漿加固技術的注漿孔布置、輔助管道安置、注漿壓力、注漿材料的選擇及配比、注漿加固技術具體方法及技術要點等問題進行了分析。

原相煤礦10208工作面外開切眼作為最主要的回風線路，由于巷道處于松軟破碎的圍巖中，并且承受10208工作面回采后的采空區殘余支承壓力及鄰近工作面采掘活動的影響，巷道產生大變形失穩破壞。鑒于此，筆者從新型注漿材料應用入手，分析了裸壁注漿的可行性，并結合現場工程實際情況，提出了合理的注漿工程施工設計，保證了外開切眼的長期穩定性，為10208工作面的安全生產提供了較為有利的保障。

1 工程概況

原相煤礦目前批準開采02、2、4、6、8、9號煤層，礦井生產能力為0.9 Mt/a。10208工作面主采02號煤層，02號煤層平均厚度1.35 m，夾矸平均厚度0.8 m，煤厚較不穩定，其下方為2號煤層，與02號煤層間距1.8 m。10208工作面采用“兩進一回”通風方式，即運輸巷和軌道巷進風，沿空留巷段、外開切眼及瓦斯治理巷回風。外開切眼與內開切眼間煤柱寬度為40 m，外開切眼設計長度184.4 m，其中先沿02號煤層施工154.4 m，后沿2號煤層施工穿層巷道30 m與瓦斯治理巷貫通，外開切眼臨近瓦斯治理巷區域受W13陷落柱影響，伴生有構造揭露。10208工作面外開切眼巷道布置如圖1所示。

圖1 10208工作面外開切眼巷道布置

由于02號煤層煤質松軟破碎，加之外開切眼為穿層巷道，造成在承受一定礦山壓力后，發生嚴重變形，在增加重復巷道修復、臥底等工作量的同時，給礦井安全生產帶來很大隱患。外開切眼巷道為矩形斷面，尺寸4 000 mm×2 600 mm(寬×高)。外開切眼巷道斷面支護設計如圖2所示。

圖2 10208外開切眼巷道斷面支護

2 外開切眼注漿加固設計

2.1 注漿加固分區理論

煤礦采掘活動破壞了原有應力平衡狀態，使煤體中的應力重新分布，形成卸壓區、應力集中區和原始應力區。在這3個區域中，煤體所受應力和變形性質各有差異。根據巷道周邊煤巖體破碎程度、加固后煤巖體所起的作用，可分為充填加固區、滲透加固區和劈裂加固區。注漿加固分區如圖3所示。

圖3 注漿加固分區示意

由圖3可以看出，充填加固區與卸壓區重合，在此區域內注漿是為了使煤壁形成整體，對防止巷道注漿升壓后的跑漿、漏漿發揮重要作用；滲透加固區與塑性變形區重合，此區域是注漿加固的重點，在此區域內的裂隙以原生和次生裂隙面與結構面為主，具有很強的方向性。在注漿過程中，漿液的流動以定向滲流為主，最終取得滲透注漿和充填注漿兩種效果。劈裂加固區在注漿壓力作用下，通過劈裂方式克服巖體的初始應力和抗拉強度，引起巖層中原有裂隙和孔隙張開，產生劈裂孔隙，漿液的可注性和擴散距離增大，從而達到注漿加固的要求。

2.2 注漿材料的選取

為了克服水泥漿液注漿引起的一次灌注漿液不能保證質量、注漿周期過長等缺陷，保證水泥注漿材料具有稠漿粘度小、零收縮、微膨脹、固化強度高、漿液穩定性好，具備合理的液態、塑態維持時間等性質，研制出一種水泥漿復合添加劑，該水泥漿復合添加劑加入到水泥類漿液中，能夠調整和改變水泥漿液的物理力學性質，明顯提高水泥類漿液圍巖加固截水堵漏、地質構造治理工程等效果。

水泥漿中復合添加劑的添加量為水泥質量的8%～9%，注漿料的水灰比為0.4～0.5，注漿材料在該水灰比條件下達到的效果最優。

2.3 外開切眼注漿方案

由于外開切眼為回采巷道，并且巷道內敷設2趟Ф426 mm抽采管路及2趟Φ108 mm風水管路，因此現場不具備施工噴漿層的條件，在裸壁的基礎條件下提出了“淺孔低壓充填+深孔高壓滲透劈裂”的分層次耦合注漿加固方案。

(1)對外開切眼巷道布置淺層注漿孔進行圍巖淺部注漿，控制注漿壓力，增大注漿密度。目的是通過注漿封堵前部圍巖內部裂隙、孔隙、各類通道，將淺部圍巖膠結成一個整體，提高淺部圍巖的自穩能力，為后續深孔注漿打好基礎。

(2)布置深孔進行圍巖深孔注漿，提高注漿壓力，使漿液充分注入深部圍巖的裂隙，提高圍巖的內聚力及內摩擦角等參數，從而提高深部圍巖強度，使其達到充分的自穩能力及承載能力，從而保持圍巖的穩定性，實現巷道的有效加固支護。

漿液擴散半徑取決于注漿壓力、注漿時間、裂隙發育程度等，為簡化計算難度，采用溶液球狀滲透狀公式計算漿液擴散半徑：

(1)

式中：R——漿液擴散半徑，m；

r——漿液黏度的倒數，取1.43；

q——漿液注入流量，取0.014 m3/min；

t——漿液固化時間，取210 min；

n——孔隙率，取0.038 2%。

將相關數據代入式(1)得R=2.97 m。

2.4 注漿加固工藝參數設計及施工

從10208外開切眼與10208軌道巷沿空留巷段相交位置開始，沿10208外開切眼均勻布置注漿孔，注漿孔Ф42 mm，間排距為1 000 mm。注漿鉆孔分布如圖4所示。注漿孔分為淺孔、深孔，孔深分別為2 000 mm、4 000 mm，按一排淺孔、一排深孔交替布置。

圖4 10208外開切眼注漿鉆孔分布

淺孔排距2 000 mm，頂板每排布置4個，孔口間距1 000 mm，靠近兩幫側鉆孔與巷道水平方向成75°夾角；兩幫每排各布置淺孔3個，孔間距1 000 mm，靠近頂底板2個鉆孔與巷道垂直方向成75°夾角。

深孔排距2 000 mm，與淺孔間排距1 000 mm，頂板每排布置3個，孔間距1 800 mm，靠近兩幫側鉆孔角度與巷道水平方向成60°夾角；兩幫每排各布置深孔2個，孔間距1 000 mm，水平布置；底板每排布置深孔3個，鉆孔與巷道水平方向成45°夾角，兩側鉆孔再向幫部偏45°。

具體施工時，采用先幫后頂再底、先下后上的順序進行注漿，待淺孔注漿結束24 h后，對深孔進行注漿。低壓淺孔注漿時，主要依靠漿液本身滲透，當注漿壓力達到約0.5 MPa、流量1 L/min持續1 min以上，或巷道表層發生大量跑漿時，停止注漿；深孔注漿時，當注漿壓力達到約5 MPa、流量1 L/min持續1 min以上，或巷道表層發生大量跑漿時，停止注漿，至此完成耦合注漿工作。

3 外開切眼注漿加固數值模擬分析

3.1 外開切眼注漿加固數值模擬

為分析注漿加固后的效果，使用UDEC軟件建立模型，分析外開切眼巷道圍巖應力、變形和塑性區。UDEC數值模型如圖5所示。模型尺寸為40 m×30 m(長×高)，共涵蓋15層地層。采用摩爾-庫侖屈服準則(Mohr-Coulomb)，有關巖石的物理力學參數見表1和表2。

表1 UDEC模型各巖層物理力學參數

表2 結構面力學參數

圖5 UDEC數值模型

模型上邊界為自由邊界，下邊界為固定位移邊界，對模型兩側施加水平約束。在模型上邊界施加垂直應力代替上覆巖層自重，自重應力大小為17.54 MPa。施加沿Y軸正方向梯度為25 kPa/m、初始值σy|y=0=18.28 MPa的垂直應力，梯度為50 kPa/m、初始值σx|y=0=σz|y=0=36.56 MPa的水平應力，側壓系數λ為2。計算模型達到地應力平衡狀態。

在模型中部位置開挖，根據10208外開切眼斷面開挖尺寸為 4.0 m×2.6 m(X×Y)。運算模型至平衡，得到巷道周邊應力分布和塑性區發育特征，并分析圍巖變形。

3.2 外開切眼注漿加固前后數值模擬分析

3.2.1 注漿加固前后塑性區變化分析

注漿加固前后外開切眼圍巖塑性區分布如圖6所示。由圖6可以看出，由于原巖應力和巷道開挖的擾動影響，在未注漿加固時，外開切眼圍巖塑性區發育范圍較大，沿水平方向和豎直方向擴散到模型邊界處；而出現此異?，F象主要是由于原巖應力的側壓力系數λ取值較大，且該層位巖體強度較弱、巖塊劃分細密，同等條件下將λ取值為1，塑性區分布范圍明顯縮小，如圖6(c)所示，但仍明顯大于λ為2時圍巖注漿加固后的塑性區分布范圍。

圖6 注漿加固前后外開切眼圍巖塑性區分布

拉應力破壞范圍在底板和兩幫的擴散范圍大致相等，拉破壞區邊界距離巷道原始輪廓線約1.7 m，兩幫的屈服范圍深度約5.1 m，底板屈服范圍深度約2.5 m。

注漿加固后圍巖塑性區主要分布在巷道四周。拉破壞區主要分布于兩幫和底板，在兩幫厚度分別為0.8 m和0.7 m時，在底板呈左右對稱的帶狀分布，最大深度為2 m。相較于注漿加固前，加固后圍巖塑性區范圍明顯縮小，兩幫拉應力破壞區厚度減半，底板拉應力破壞區深度減小了0.4 m，且分布面積明顯縮小，表明注漿加固技術能有效抑制塑性區擴大，提升巷道及圍巖穩定性，從而保證巷道正常使用。

3.2.2 注漿加固前后圍巖垂直應力變化分析

注漿加固前后外開切眼圍巖垂直應力分布如圖7所示。巷道開挖后，圍巖應力重新分布，應力向兩幫圍巖轉移，頂底板應力減小。巷幫至圍巖深度1.8 m為減壓區，圍巖進入塑性狀態，承載力減弱，應力減??；深度1.8～9.2 m圍巖承擔著大部分集中應力，為增壓區，其中深度2.7～4.8 m應力集中程度最高，應力30～35 MPa，應力增高系數約為2；深度9.2 m之外為穩壓區或原巖應力區。

圖7 注漿加固前后外開切眼圍巖垂直應力分布云圖

根據10208外開切眼注漿孔布置方式，結合復合添加劑水泥混合漿液的流動擴散特性，假定漿液在圍巖中均勻擴散，固結后將提高圍巖完整性和強度。對注漿范圍內的圍巖進行調參改性后，開挖巷道并計算至平衡。注漿加固后，10208外開切眼圍巖垂直應力分布：巷幫至深度約1.1 m處為減壓區；巷幫至深度1.1～6.0 m范圍內為增壓區，其中距離巷幫2.3 m處為應力峰值，應力大小為40～45 MPa，應力集中系數約為2.5。由圖7中增壓區范圍可知，注漿加固后，圍巖支承壓力影響范圍減小。

注漿前后外開切眼支承壓力分布曲線如圖8所示。以模型左下角為坐標原點，可用坐標(X，Y)表示模型任意位置，沿巷道幫部中線位置(即Y=19 m)設置一條水平測線，記錄注漿前后沿X方向不同位置處該測線上垂直應力分布情況。由圖8可以看出，注漿加固后支承壓力峰值由37.05 MPa增加到49.65 MPa，應力增高系數由2.07增至2.77；同時，應力峰值位置向圍巖淺部移動，距離巷幫(即X=18 m)的距離由4.0 m減小至2.4 m，表明加固后圍巖由于漿液的膠結作用強度得到加強，強度明顯高于原始圍巖，承載了大部分支承壓力，使應力峰值點前移。深部圍巖僅受原巖應力影響，而較淺部圍巖由于強度增加不易屈服，使巷道整體變形量減小、穩定性提高。

圖8 注漿前后外開切眼支承壓力分布曲線

3.3 工作面采動對外開切眼注漿加固影響分析

為了更好地分析注漿加固效果，使用UDEC數值模擬軟件沿10208工作面走向對工作面及外開切眼進行建模，分析開采過程中工作面超前和開切眼后支承壓力分布，以及注漿加固后外開切眼的應力、變形的變化規律，驗證注漿加固對外開切眼巷道在回采過程中變形的有效控制。模型尺寸為220 m×50 m(X×Y)，其中工作面推進方向為150 m，工作面內開切眼后方為70 m，在巷道開挖區域加密細化網格。對模型四周邊界施加水平位移約束，模型底部邊界施加水平、垂直位移約束，模型上部邊界為自由邊界。對模型的上部邊界施加17.15 MPa的垂直應力，沿Y軸施加梯度為24.2 kPa/m、初始值為18.36 MPa的垂直應力，梯度為48.5 kPa/m、初始值為36.72 MPa的水平應力，側壓系數λ為2。模擬工作面推進120 m時，各巷道圍巖應力大小和工作面四周支承壓力分布情況。

不同推進距離時工作面前后支撐壓力及外開切眼圍巖應力分布如圖9所示。由圖9可以看出，隨著工作面向前推進，工作面前后分別出現超前支承壓力和開切眼后支承壓力。當回采15 m時，兩者的影響范圍相差不大，且峰值應力為40～45 MPa，應力增高系數為2.2～2.5；當回采30 m時，工作面前后支承壓力影響范圍均有一定程度的擴大，超前支承壓力影響范圍為24 m，外開切眼后支承壓力影響范圍為24 m，峰值應力范圍為43～49 MPa，超前支承壓力峰值甚至在50 MPa以上，應力增高系數為2.38～3.00；當工作面推進45 m時，超前支承壓力影響范圍減小至21 m，外開切眼后支承壓力影響范圍減小至20 m，而峰值應力大小范圍上升至53～59 MPa，應力增高系數為2.91～3.25；工作面繼續推進，工作面前后支承壓力峰值應力范圍不再增加，支承壓力影響范圍略有減小，但總體上超前支承壓力影響范圍大于外開切眼后支承壓力影響范圍。

圖9 不同推進距離時工作面前后支撐壓力及外開切眼圍巖應力分布

根據監測所得的巷道變形結果，得到工作面推進過程中外開切眼頂底板及兩幫移近量的變化曲線如圖10所示。

圖10 工作面推進中外開切眼巷道兩幫及頂底板移近量變化曲線

由圖10可以看出，當工作面推進至45 m后，巷道兩幫移近量基本保持為42 mm；當工作面推進至60 m后，頂底板移近量基本保持為44 mm。因此，預計當推進距離大于120 m乃至工作面回采結束時，頂底板及兩幫移近量仍約為44、42 mm。

4 外開切眼注漿加固效果驗證分析

注漿工程開始前采用“十字布點法”，選取巷道兩幫中點、頂底板中點位置，沿10208外開切眼巷道共布置18組觀測基點，分別測量巷道凈寬、凈高，沿10208外開切眼觀測基點布置位置如圖11所示。2021年6月7日，選取10208外開切眼注漿前巷道尺寸為初始數值，取最近一次觀測(2022年8月30日)巷道尺寸為控制基準數值，圍巖變形量觀測記錄見表3。

圖11 沿10208外開切眼觀測基點布置位置

表3 圍巖變形觀測結果統計

注漿工程結束后，在10208工作面向前方推進過程中，外開切眼巷道未發生片幫、冒頂現象。變形觀測期內，相對控制基準數值，巷道兩幫平均移近量為18～88 mm，平均移近量為41.6 mm；頂底板移近量為15～90 mm，平均值為48.6 mm。包括安全出口、變坡點等區域在內，巷道變形量始終在可控范圍內，巷道固化效果明顯，外開切眼巷道的注漿加固措施對控制動壓影響下巷道形變發揮了積極的作用。

5 結論

(1)通過數值模擬，分析了外開切眼注漿加固前后的變形和應力分布特征，表明采用注漿加固的外開切眼巷道兩幫移近量減小了81.6%，頂底板移近量減小了88%，兩側支承壓力影響距離減小，峰值應力增高并向圍巖淺部轉移；工作面推進過程中，注漿加固后的外開切眼變形趨于穩定，表明注漿加固技術對控制圍巖變形的突出作用。

(2)注漿結束后，經圍巖變形觀測，巷道兩幫平均移近量為41.6 mm，頂底板平均移近量為48.6 mm，與數值模擬結果相近，表明外開切眼巷道注漿固化效果明顯。

(3)采用復合添加劑水泥漿加固的方式，外開切眼巷道圍巖改善明顯，提高了圍巖的整體性、穩定性和自承力，改變了發生圍巖變形和冒頂后再去處理的工作思路，對頂板安全風險進行了有效的管控，大大減少了發生冒頂事故的概率和人工處理的風險，降低了勞動強度，經濟效益顯著。