松软厚煤层异型开切眼新型预应力锚注支护研究与应用

张进鹏，刘立民，刘传孝，文光才，李青海，孙东玲，邵 军，张 杰，孙立庆，邸广强

(1.山东农业大学 水利土木工程学院，山东 泰安 271018；2.山东科技大学 能源与矿业工程学院，山东 青岛 266590；3.中煤科工集团重庆研究院有限公司，重庆 400037；4.韩城矿业公司桑树坪二号井，陕西 渭南 715400)

随着煤矿开采逐渐由浅部向深部转移，深部软岩巷道越来越多，而软岩巷道支护是煤矿开采过程中的一个难题[1-6]。破碎松软煤体属于典型的软岩，陕西韩城桑树坪2号井3308综放工作面开切眼顶部存在松软悬臂梁煤体结构，松软煤体加固困难，造成大采高开切眼围岩控制难度大大提高。目前对于松软煤体多采用以锚网索为基础的复合加固方式。唐建新等[7]针对高应力“三软”煤层回采巷道，提出了以新型全长黏结锚固、全封闭护面、顶板多拱有序承载和围岩协同加固技术；荆升国等[8]针对深部“三软”煤巷，提出了棚-索强化控制理念，实现了支架-锚索-围岩协同承载。上述研究虽对软煤巷道加固取得了一定的效果，但是普通高强锚网支护在软煤加固中常因为加固体太软而导致锚杆索局部载荷难以扩散至全部煤体，造成锚杆索受力不大而煤体局部变形较大的特点[9-10]。通过锚杆索加固仅对松软煤体进行挤压而实现其加固效果，对其内部结构未产生根本性改善。

注浆加固是改善软煤裂隙结构的有效方法，注浆加固后浆脉贯通松软破碎煤体的裂隙而形成框架结构，相当于煤体加入筋脉，其整体强度将被大大提高[11-12]。注浆加固后锚杆索的局部载荷能够扩散至大范围煤体，随着加固煤体发生整体位移，锚杆索受力增加，加固煤体变形均匀且不大。目前，锚注支护在软煤巷道中常有应用。孟庆彬等[13]针对大断面软弱破碎煤巷，提出了全断面“三锚”联合支护技术；周波等[14]针对断层带破碎煤巷，提出了以锚杆基础支护+注浆加固为主的预强化控制技术；柏建彪等[15]提出了复合顶板极软煤层巷道注浆与锚杆复合支护技术；王琦等[16]针对三软煤层沿空巷道，对比研究了U型棚+注浆锚杆+注浆锚索和注浆锚杆+注浆锚索2种锚注联合支护效果，发现U型棚对围岩的控制作用不明显；姚强岭等[17]针对高地应力松软煤巷，通过高预应力让压锚杆索支护并配合注浆改善顶板结构，有效提高了围岩强度，控制了围岩变形。

锚注支护中多采用水泥基注浆材料，而普通水泥基浆液的流动性和扩散性较差[18-19]，难以完全充满岩体裂隙，大大降低了注浆加固效果。针对该问题，可以通过减小水泥颗粒粒径以改善其性能。另外，普通水泥基注浆材料由于水化反应而具有自收缩性，导致浆液结石体与岩体之间产生缝隙，使裂隙的抗剪强度大幅度下降，所以注浆加固效果大大降低。在土木和结构领域虽然已经存在通过膨胀剂改善水泥基材料自收缩性的应用[20-23]，但在煤岩体注浆加固领域应用较为罕见。由于深部煤岩体所处的高应力约束状态具有特殊性，当膨胀剂掺量超过补偿水泥自收缩的临界掺量时，浆液结石体体积膨胀除补偿水泥基材料自收缩外，在裂隙岩体的约束空间内能够对裂隙壁产生一定的挤压作用，浆煤界面的挤压应力被增大，煤体的抗剪强度则被提高。另外，通过浆液结石体膨胀应力和锚杆轴向约束应力共同作用于岩体，对岩体的加固作用更会大大提高。

基于此，笔者以陕西桑树坪2号井综放工作面开切眼为工程背景，针对破碎松软煤体加固困难的问题，提出采用基于预应力锚和自应力注的锚注加固方法对其进行加固。通过普通硅酸盐水泥和超细硅酸盐水泥性能对比试验为自应力浆液选取流动性和扩散性较好的水泥材料，通过不同膨胀剂掺量浆液的纵向自由膨胀率试验获得自应力浆液的最佳膨胀剂掺量。然后，通过预制裂隙煤体浆液加固试验研究了自应力浆液加固煤体力学性能优势和破坏特征。最后，通过工程数值模拟和现场监测分析并验证了新型预应力锚注加固异型开切眼的有效性。本研究改进了松软破碎煤体普通锚注加固方法，提高了其加固效果。

1 工程背景

陕西韩城桑树坪2号井的3号煤层为主采煤层。3号煤层为半亮型煤，结构简单，有少量夹矸，层状构造，内生裂隙发育。煤层厚度为5.2～6.6 m，平均厚度为5.8 m，硬度系数为0.3～0.8(3～8 MPa)，属于破碎松软煤层。图1为3号煤层顶底板综合柱状图，煤层伪顶和直接顶分别为泥岩和粉砂岩，岩层节理裂隙发育。3308工作面位于3号煤层，为综放开采。为安装液压支架，工作面开切眼首先沿顶煤掘进，然后通过拉底至煤层底板，再侧向扩帮，最终形成如图2所示的拉底安装刀把式异型开切眼结构。开切眼底部宽度为7 500 mm，留顶煤宽度和厚度为2 900 mm和2 800 mm，顶煤部分形成弱结构悬臂梁，其支护难度较大，开切眼安装时间约为2个月，所加固的悬臂梁结构需要有良好的稳定性。

注：数据格式 图1 3号煤层顶底板综合柱状Fig.1 Comprehensive histogram of roof and floor of No.3 coal seam

图2 3308工作面异型开切眼示意Fig.2 Schematic diagram of No.3308 shaped open-off cut

2 基于预应力锚和自应力注的锚注加固原理

浆液在煤岩体裂隙空间内体积膨胀，裂隙壁限制浆液结石体的膨胀，所以，结石体对裂隙壁产生挤压应力，此即为膨胀应力。根据牛顿第三定律，煤岩体裂隙壁对浆液结石体也会产生挤压约束应力，此约束应力与结石体对裂隙壁的膨胀应力相等。此膨胀约束应力与岩体裂隙方向垂直，作用于浆液结石体，使煤岩体裂隙壁与浆液结石体之间的压应力增大，进而裂隙面的摩擦力增大，裂隙面的抗剪强度得到提高。因此，膨胀约束应力提高了加固煤岩体的强度。另外，在自应力浆液凝固膨胀过程中，由于膨胀产物对结石体孔隙的充填密实，在约束空间使浆液结石体的密实度得到提高。自应力浆液结石体的密实度和强度大于普通浆液结石体。

对于巷道围岩而言，开挖后的巷道存在一个自由面，保证围岩裂隙的约束空间需要在轴向方向对围岩提供一定的约束。通过施加预应力注浆锚杆能够达到对巷道围岩在轴向方向施加约束的目的。锚杆轴向应力限制了围岩的轴向变形，匹配了自应力浆液结石体对裂隙壁产生的膨胀应力，锚杆的轴向约束应力和自应力浆液的膨胀应力共同形成对煤岩体的近似三维的加固状态。

对裂隙煤岩体进行新型预应力锚注加固，通过增大裂隙煤岩体的侧向约束应力使裂隙面的剪应力减小，同时通过增大裂隙面的正应力使裂隙面的摩擦力增大，从而使裂隙面的有效剪应力降低。因此，新型预应力锚注加固后裂隙面的有效剪应力与最大抗剪强度的差值变大，使裂隙面的有效剪应力达到最大抗剪强度导致煤岩体破坏需要的最大主应力变大，新型预应力锚注加固裂隙煤岩体后其抗剪强度得到提高。课题组已经对新型预应力锚注加固裂隙煤岩体力学模型已经进了详细分析[24-25]。

3 超细硅质膨胀浆液试验与分析

对裂隙煤岩体注浆而言，颗粒粒径直接影响浆液扩散范围，决定注浆加固效果。按照粒度大小，硅酸盐水泥分为普通硅酸盐水泥和超细硅酸盐水泥。超细硅酸盐的粒径能够小于5 μm，有利于浆液进入煤岩体微小裂隙。而目前，注浆加固常用普通硅酸盐水泥。为优选注浆浆液原料，对比分析了超细硅酸盐水泥与普通硅酸盐水泥的性能。

3.1 超细硅酸盐水泥与普通硅酸盐水泥性能研究

3.1.1试验方案与试验方法

选取浆液水灰质量比为0.4∶1.0，0.6∶1.0，0.8∶1.0，1.0∶1.0，1.2∶1.0共5种，选定浆液的流动度、结石率、初凝时间、终凝时间、3 d单轴抗压强度和28 d单轴抗压强度为研究对象，分别进行不同水灰比条件下普通硅酸盐水泥和超细水泥的试验。2种水泥均为山东盈安环保材料科技有限公司生产。

试验方法：通过截锥试模和刻度尺测量出浆液的流动度；将搅拌好的浆液灌入100 mm×100 mm×100 mm的试模中，用抹刀刮平试模表面浆液，通过游标卡尺测量浆液固结后高度，固结体高度与试模高度之比即为浆液结石率；通过ISO标准维卡仪测试浆液的初凝时间和终凝时间；将搅拌好的浆液倒入50 mm×50 mm×50 mm的立方体试模中，待浆液凝固后放入标准养护箱分别养护3 d和28 d，通过压力试验机测试出其单轴抗压强度。

3.1.2试验结果分析

图3为不同水灰比条件下普通硅酸盐水泥和超细硅酸盐水泥浆液的性能参数。

图3 不同水灰比条件下普通和超细硅酸盐水泥浆液的性能参数Fig.3 Performance parameters of ordinary and ultra-fine Portland cement slurry under different water-cement ratio conditions

相同水灰比条件下，超细硅酸盐水泥的流动度小于普通硅酸盐水泥，这是因为超细硅酸盐水泥的粒径较小，比表面积相对较大，单个水泥颗粒与水分子的接触相对较少，水分子对水泥颗粒的润滑作用相对较弱。相同水灰比条件下，超细硅酸盐水泥的结石率大于普通硅酸盐水泥。一定范围内，水泥颗粒越小，比表面积越大，水化反应越充分，水泥颗粒的相对活性就越大，水泥颗粒的有效利用率就越高，所以超细硅酸盐水泥的结石率更大。超细硅酸盐水泥的初凝时间和终凝时间均小于普通硅酸盐水泥。而超细硅酸盐水泥比普通硅酸盐水泥初凝时间的缩短率大于终凝时间的缩短率。这是由于初凝后，超细硅酸盐水泥中水泥颗粒相对含量逐渐减少，水化反应速度相对降低，普通硅酸盐水泥中水泥颗粒含量相对还较高，水化反应减慢速率低于超细硅酸盐水泥。超细硅酸盐水泥的3 d和28 d单轴抗压强度均明显大于普通硅酸盐水泥。相同水灰比条件下，水泥粒径越小，水化反应越充分，生成结石体的致密性越高，结石体的抗压强度越高。而超细硅酸盐水泥比普通硅酸盐水泥3 d单轴抗压强度的提高幅度大于28 d单轴抗压强度的提高幅度，说明超细硅酸盐水泥比普通硅酸盐水泥的早期强度提高效果更明显。

通过对比发现：超细硅酸盐水泥更能满足自应力浆液的加固要求，浆液充填裂隙的扩散性更好，形成的浆液固结体具有更高的强度，且凝结时间能够通过外加剂进行合理的调控。因此，配制自应力浆液选取超细硅酸盐水泥。

3.2 超细硅酸盐水泥浆液膨胀性能试验

目前，常用膨胀剂主要包括：硫铝酸钙膨胀剂、明矾石膨胀剂、CSA膨胀剂、石灰系膨胀剂、金属粉末系膨胀剂和U型膨胀剂等。基于多种膨胀剂对比分析发现，U型膨胀剂的膨胀作用在水泥水化反应早中后期均能有效发挥，能够与水泥强度协调发展，且U型膨胀剂碱含量和氯离子含量低，能够保证浆液结石体的长期强度。U型膨胀剂是由硫铝酸盐熟料与明矾石和石膏共同磨制而成的，其早期产生膨胀主要依靠硫铝酸盐熟料与水泥水化产物反应产生膨胀，中后期主要依靠明矾石与水泥水化产物反应产生膨胀。U型膨胀剂中的硫铝酸盐熟料掺量较多，能够保证早期的体积膨胀量。所以，自应力浆液中膨胀剂采用U型膨胀剂。

通过膨胀剂与水泥水化产物反应生成钙矾石引起结石体体积增大，由于水泥水化产物和膨胀剂均参与生成钙矾石，所以膨胀剂掺量与结石体膨胀率应存在最佳对应关系，即不可能结石体膨胀率无限增大。研究膨胀水泥在径向约束状态下纵向自由膨胀率，为自应力超细硅酸盐水泥浆液中膨胀剂掺量的确定提供依据。

3.2.1试验方案与试验设计

试验设备为GJY-100型竖向膨胀率测定仪，测定仪由试模主体、玻璃板和千分表组成。试验方案见表1。试验分为3步，第2步试验基于第1部分试验结果的最佳膨胀剂掺量范围，第3步试验基于第2部分试验结果的最佳膨胀剂掺量范围。第1步试验方案：首先选定水灰比为0.45，研究不同膨胀剂掺量对超细硅酸盐水泥纵向自由膨胀率的影响，设计膨胀剂掺量分别为5%，10%，15%，20%，25%，确定5组试验中超细硅酸盐水泥纵向自由膨胀率最大值对应的膨胀剂掺量，然后在小区域范围内设定膨胀剂掺量，进一步研究不同膨胀剂掺量的超细硅酸盐水泥纵向自由膨胀率；最后，确定最佳膨胀率掺量。试验操作步骤与课题组前期初探论文相似[26]。

表1 超细硅酸盐水泥自由膨胀率总体试验方案与结果

3.2.2试验结果与分析

第1步超细硅酸盐水泥的纵向自由膨胀率随时间的变化关系如图4所示。

图4 超细硅酸盐水泥纵向自由膨胀率随时间变化曲线Fig.4 Variation curves of longitudinal free expansion rate of ultrafine Portland cement with time

由图4可知，不同膨胀剂掺量水泥的纵向膨胀率随时间均经过先略微降低，然后迅速增大，最后略微减小而趋于稳定的过程。其中，纵向膨胀率先略微降低是由于水泥早期水化反应引起浆液结石体收缩而膨胀剂作用尚未明显发挥导致的，纵向膨胀率迅速增大过程是膨胀剂中硫铝酸盐熟料与水泥水化产物迅速反应生成钙矾石导致体积增大的原因，纵向膨胀率最后略微减少说明膨胀剂对水泥结石体的作用后期存在略微的衰减作用。

由第1步试验可知，随着膨胀剂掺量增大，水泥纵向膨胀率先增大后逐渐减小，当膨胀剂掺量过大时，由于浆液中水泥掺量相对较低，膨胀剂与水泥水化产物反应生成钙矾石导致浆液结石体体积增大的效果与浆液结石体积自收缩作用基本相互抵消，所以浆液膨胀效果不明显。当膨胀剂掺量为5%时，浆液最大纵向膨胀率小于0，说明膨胀剂与水泥水化产物反应导致浆液结石体体积增大的效果尚不能抵消浆液结石体积自收缩作用。浆液最大纵向自由膨胀率时间与其最大纵向自由膨胀率呈反相关关系，即浆液最大纵向膨胀率越大，其对应时间越短。在适量膨胀剂掺量范围内，膨胀剂迅速发挥其作用，促进浆液结石体体积膨胀，膨胀剂掺量过大和过小均会导致膨胀剂发挥作用缓慢。通过第1步试验能够确定最大浆液膨胀率对应的膨胀剂掺量为5%～15%。

由第2步试验可知，当膨胀剂掺量由6%增大至14%时，浆液结石体纵向最大自由膨胀率亦呈先增大后减小的趋势，纵向最大自由膨胀率最大值对应的膨胀剂掺量为10%。膨胀剂掺量6%的浆液结石体能够抵消自收缩且产生明显的体积膨胀，对比膨胀剂掺量5%时纵向最大自由膨胀率可见，膨胀剂促使结石体体积膨胀与自收缩恰好抵消的掺量为5%～6%。膨胀剂掺量8%与12%均与最佳掺量10%相差2%，但12%掺量膨胀剂浆液结石体纵向最大自由膨胀率明显大于8%，其原因可能为8%膨胀剂掺量与体积膨胀和自收缩相互抵消的膨胀剂掺量相差较小，即用于结石体产生宏观体积膨胀的膨胀剂掺量不足3%。通过对比各膨胀剂掺量浆液最大膨胀率对应时间可见，各掺量膨胀剂浆液结石体前期膨胀速率为10%>12%>8%≈14%>6%。通过第2步试验能够确定最大浆液结石体膨胀率对应的膨胀剂掺量为8%～12%。

由第3步试验可以明显看出，纵向最大自由膨胀率的最大值对应的膨胀剂掺量为10%，10%膨胀剂掺量浆液结石体纵向自由膨胀率分别是膨胀剂掺量9%，11%的1.23，1.01倍，11%和10%膨胀剂结石体纵向最大自由膨胀率较接近，虽然膨胀剂掺量9%与11%均与最佳掺量10%相差1%，但11%膨胀剂浆液结石体纵向最大自由膨胀率明显大于9%。通过3步试验最终确定最大浆液结石体纵向自由膨胀率对应的膨胀剂掺量为10%。

浆液结石体的膨胀性能越强，对约束煤岩体裂隙产生的膨胀挤压作用越大，如果挤压应力过大，超过了煤岩体裂隙的启裂应力，则膨胀应力对裂隙煤岩体起到损伤作用。而实际中浆液结石体最大纵向自由膨胀率仅为1.94%，产生的膨胀应力低于2 MPa，远不至于产生损伤作用，所以，浆液结石体膨胀性越大，自应力浆液加固效果越好。因此，加固煤岩体裂隙自应力浆液的最佳膨胀剂掺量为10%。

4 预制裂隙煤体自应力浆液加固试验

基于上述试验研究可以确定自应力浆液为90%超细硅酸盐水泥和10%U型膨胀剂组成。为探究自应力浆液对裂隙煤体的加固优势，通过预制裂隙煤体试件进行自应力浆液和普通浆液加固对比研究。

4.1 试验方法

选取矿井取完整大块煤体加工成50 mm×100 mm的标准试样。通过APW水刀切割系统对煤体试件加工出单裂隙，所有试样均取自于同一大块煤体。水刀系统的最大切割应力为300 MPa，切割速度控制为50 mm/min。试件加工裂隙宽度为3 mm，长度为50 mm，方向沿着试件纵向，如图5所示，曾尝试加工倾斜裂隙，但加工后试件发生破坏。然后对裂隙煤体进行普通浆液加固和自应力浆液加固试验。试样共分为4组，分别为完整煤体、裂隙未加固煤体、普通浆液加固煤体、自应力浆液加固煤体。普通浆液为超细硅酸盐水泥，2种浆液水灰比均为0.45。通过注射器将浆液注入岩体裂隙中，保证裂隙灌满，将试件放入约束空间标准试模[26]中。通过注射器向试模缝隙中滴水以养护浆液结石体。至28 d，将注浆加固试件从试模中取出。通过岛津AG-X250电子万能试验机对各组试件进行单轴压缩试验，采用PCI-2声发射系统对其破坏过程进行监测，为监测试件破坏过程，加载速率设定为0.001 mm/s。上述同一组试验均重复进行3遍。

图5 煤体预制裂隙示意Fig.5 Schematic diagram of prefabricated fractures in coal

4.2 裂隙煤体单轴压缩试验分析

4.2.1裂隙煤体力学性能分析

单轴压缩试验后，完整煤体、裂隙未加固煤体、普通浆液加固煤体、自应力浆液加固煤体的应力应变曲线如图6所示。

图6 煤单轴压缩应力-应变曲线Fig.6 Stress-strain curves of coal under uniaxial compression

由图6可知，4组煤体试件在单轴压缩过程中均经过了初始压密阶段、弹性变形阶段、宏观破坏阶段，除裂隙未加固煤样由于自身强度较低及可能存在次生裂隙等原因导致线弹性变形略微不明显外，其余煤样3个阶段均明显清楚。裂隙未注煤体峰值强度为完整煤体的45.62%，由于煤体预制裂隙为竖向且长度不大，所以裂隙未注煤体峰值强度仍接近完整煤体的1/2。普通浆液加固煤体峰值强度为裂隙未注煤体的1.74倍，自应力浆液加固煤体峰值强度为裂隙未注煤体的1.82倍，说明自应力浆液加固裂隙煤体的效果优于普通浆液，自应力浆液在约束裂隙空间中结石体密实度得到提高，结石体与煤体裂隙壁之间的摩擦力增大。另外，普通浆液和自应力浆液加固煤体的峰值强度分别为完整煤体的79.38%和93.06%，说明裂隙煤体浆液加固后仍未达到煤体自身强度。

裂隙未注煤体的峰值应变最大，其弹性变形阶段最长，但其变形过程不稳定，可能是由于煤体自身较软，在预制裂隙加工过程中其内部产生了部分微小裂隙，导致压缩过程中微小裂隙不规则扩展。因此，裂隙未注煤体的峰值应变测量值可能与实际存在一定的误差。

4.2.2裂隙煤体单轴压缩破坏特征分析

图7为各试样单轴压缩破坏过程中应力、能量随加载时间变化以及宏观裂纹扩展示意图。由图7可以看出，在弹性变形阶段，完整煤体、普通浆液加固煤体、自应力浆液加固煤体对应的能量波动较小，未有明显变化，而裂隙未注煤体对应的能量波动较大，这是由于预制裂隙过程中高压水触底后向上反射，对煤体其他部位产生了一定损伤，导致煤体在弹性变形阶段能量储存较少，裂隙扩展较严重。普通浆液加固煤体和自应力浆液加固煤体的弹性变形阶段对应的能量波动较小，与裂隙未注煤体对比可以说明在密封标准试模中，浆液加固对煤体在预制裂隙过程中产生的损伤裂隙也具有加固作用。

图7 煤体试样单轴压缩破坏过程Fig.7 Failure process of coal samples under uniaxial compression

完整煤体试样最终表现为局部劈裂崩解破坏。裂隙未注试样最终破坏形态为以预制裂隙为中心的劈裂破坏，并贯通了预制裂隙一侧的部分原有裂隙。普通浆液加固煤样初始宏观裂纹出现在浆-煤界面处，然后，裂纹沿着浆-煤界面方向发展，并在预制裂隙一侧出现与沿交界面裂纹贯通的其他宏观裂纹，随着进一步压缩，试样出现以预制裂隙为中心的整体劈裂弹射破坏。自应力浆液加固煤样的初始裂纹沿浆-煤界面方向，然后该裂纹沿浆-煤界面斜向上发展，随后又沿交界面斜向下方向发展，并在该裂纹一侧出现其他裂纹。随着试件进一步压缩，沿交界面的裂纹向上下方向发展并贯通，由声发射可见该裂纹贯通释放的能量为9 300 V·μs，且预制裂隙底部一侧的其他裂纹已发展为另一条贯通裂纹。最后，以预制裂隙为基础的单条贯通裂纹已发展为多条互相贯通的裂纹，并伴随一定程度的弹射破坏。

5 异型开切眼新型预应力锚注支护应用

通过上述研究可以看出自应力浆液加固煤体具有良好的效果。基于工程背景，在桑树坪2号井3308异型开切眼巷道采用基于预应力锚和自应力注的锚注支护技术。该异型开切眼悬臂梁煤体支护难度最大，通过新型预应力锚注对其进行加固。

5.1 异型开切眼支护方案

原开切眼巷道采用锚网索梁钢带支护：顶板采用φ22 mm×2 400 mm等强螺纹钢锚杆，间排距为820 mm×800 mm；煤帮采用φ32 mm×2 500 mm自巩固可回收锚杆，间排距为650 mm×800 mm。锚索为φ21.6 mm×7 300 mm钢铰线，每排2根锚索布置，排距为2 400 mm。金属网为φ6 mm冷拔丝加工的经纬网，钢带为140×30T型。

拉底完成后，对开切眼左帮进行新型预应力锚注支护，锚杆为φ32 mm×4 000 mm高强预应力注浆锚杆，内径为15 mm，抗拉载荷大于200 kN，间排距为800 mm×800 mm，注浆材料为第3节研制的自应力浆液，另加减水剂、速凝剂等外加剂，注浆压力为4～6 MPa。注浆锚杆结构中包括止浆塞，可以防止浆液外流，注浆后通过阻尼螺母进行注浆锚杆的封孔。开切眼右帮选用φ22 mm×2 800 mm高强预应力锚杆，抗拉载荷大于220 kN，预应力大于50 kN。另外，在原开切眼巷道补打2根φ21.6 mm×7 300 mm的锚索，抗拉载荷大于450 kN，通过锚索确保7.5 m跨度顶板不能下沉，以减小悬臂梁煤体的垂直压力。扩帮时，在悬臂梁煤体位置每排施打3根φ21.6 mm×7 300 mm 锚索并铺设金属网，使悬臂梁煤体与煤层顶板岩体形成一个整体。扩帮部分的帮部施打φ20 mm×2 500 mm玻璃钢锚杆，间排距为800 mm×800 mm。在悬臂梁煤体下方安设2根单体液压支柱，排距为800 mm。异型开切眼支护方案如图8所示。

图8 3308开切眼支护设计断面Fig.8 Support design of No.3308 shaped open-off cut

5.2 数值模拟

根据煤层顶底岩层力学参数，通过颗粒流软件建立数值模型。考虑在异型开切眼两侧各留设10 m，确定数值模型长度为27.5 m；考虑煤层顶底板结构，按照4 m粉砂岩底板和10 m细砂岩、粗粒砂岩顶板，加上5.8 m厚度的煤层，确定数值模型高度为19.8 m。共包含28 634个粒子，粒子之间采用Flatjoint接触模型，建立模型如图9所示。模型底端为固定约束，根据地应力大小并考虑采动影响，在模型上部和侧向分别施加32.4 MPa和26.5 MPa的应力，在开切眼顶煤下方设置位移测线。注浆加固后将开切眼顶煤的力学参数根据裂隙煤体自应力浆液加固试验数据获得，见表2。锚杆、锚索视为刚体，通过clump命令生成，锚杆索参数与5.1节设计方案相同，通过仅锚杆索支护后异型开切眼计算结果如图10所示，新型预应力锚注后异型开切眼计算结果如图11所示。

图9 数值模型与设计图Fig.9 Numerical model and design diagram

表2 注浆加固后煤体的力学参数

图10 悬臂梁煤体垂直位移变化规律Fig.10 Vertical displacement of coal body with cantilever beam

图11 锚杆索与新型预应力锚注支护的模型裂隙数量Fig.11 Number of cracks in the model of anchor-cable and new prestressed anchor-grouting support

从模型左侧至煤体悬臂梁边缘的距离为12.9 m，监测该范围内顶部煤体的垂直位移演化规律如图10所示，2种支护方式的模型裂隙数量对比如图11所示。仅锚杆索支护时，煤体悬臂梁结构的下沉量较大，在煤体外露的仰角位置下沉量最大，为227 mm；新型预应力锚注后，煤体外露的仰角位置下沉量为24 mm，同时整个开切眼顶板下沉量均明显减少。新型预应力锚注后，模型内裂隙比仅锚杆索支护时减少近1/2，这是由于煤体较松软，锚杆索局部载荷难以扩散至全部煤体，导致煤体裂隙较多，下沉量较大。通过对比可以看出新型预应力锚注后开切眼顶煤的强度得到明显提高，破碎程度明显降低，下沉量较小。

5.3 现场观测与分析

通过工程现场监测对异型开切眼围岩控制效果进行分析，在扩帮过程中揭露的注浆锚杆与加固煤体如图12所示。可以看出，注浆锚杆空芯部分已完成被浆液充实，锚杆外部缠绕丝被浆体包裹，说明浆液进入锚杆孔，使锚杆的锚固力得到增大；煤体中存在明显的浆液结石体筋脉，且筋脉多相互连通形成整体框架结构，煤体强度得到提高，说明煤体中存在较多相互贯通的裂隙，自应力浆液能够进入煤体裂隙，对其进行充填加固。

图12 扩帮时揭露的注浆锚杆和注浆加固煤体Fig.12 Grouting anchors and grouting reinforcement coal revealed during expanding the gangs

通过对悬臂梁煤体安设锚杆、锚索测力计分别监测锚杆、锚索的受力，在距离开切眼20，50，80，120 mm处分别安设锚杆、锚索测力计，选取50 m处锚杆、锚索和120 m处锚索的受力监测结果进行分析，如图13所示。图14为悬臂梁煤体下沉监测结果。

图13 锚杆、锚索受力监测结果Fig.13 Stress monitoring results of anchor and cables

图14 悬臂梁煤体下沉监测结果Fig.14 Subsidence monitoring results of cantilever coal

由图13可知，锚杆索前期增阻较快，后期逐渐趋于稳定，注浆锚杆相对稳定时间较早，这是由于浆液逐渐凝固将杆体与煤体加固成整体。锚杆的最大受力为152 kN，50 m和120 m处锚索的最大受力分别为254 kN和275 kN，锚杆索受力相对稳定。由图14可知，前期煤体发生了一定下沉，后期煤体下沉不明显，逐渐趋于稳定，50 m和120 m处煤体最大下沉量分别为33 mm和36 mm，其下沉量较小，说明新型预应力锚注的控制效果较好。

分别选取距离3308开切眼12，22，31，41，52，61 m处单体液压支柱的最大受力进行统计，将这些单体液压支柱依次编号为1～6号，如图15所示。

图15 1～6号单体液压支柱最大受力Fig.15 Maximum force of No.1-6 single hydraulic prop

通过对临时单体液压支柱的工作阻力进行观测表明，临时单体液压支柱从施打至开切眼安装完毕，最大受力为75 kN，而其最大工作阻力为705 kN，由于顶煤下沉量较小，所以单体液压支柱受力较小。通过单体液压支柱受力较小也可以说明悬臂梁煤体作用于单体液压支柱的作用较小，通过新型预应力锚注已经将煤体加固为整体结构，能够实现悬臂梁煤体的稳定性控制，所以，即使不施加单体液压支柱，也能够保证悬臂梁煤体的稳定。

6 结 论

(1)提出了基于预应力锚和自应力注的松软裂隙煤体锚注加固方法。通过浆液结石体的膨胀应力和高强注浆锚杆的轴向约束力，能够使松软煤体处于准三维的受力状态，实现了松软破碎煤体的强化与损伤修复。

(2)超细硅酸盐水泥浆液的结石率、早期强度和后期强度均大于普通硅酸盐水泥，其流动度、初凝时间和终凝时间均小于普通硅酸盐水泥。超细硅酸盐水泥更能满足自应力浆液的要求，浆液能够进入微小裂隙，形成的浆液固结体具有更高的强度。

(3)随着膨胀剂掺量增大，水泥浆液最大纵向膨胀率呈先增大后减小的趋势，在适量膨胀剂掺量范围内，膨胀剂能够迅速发挥作用，促进浆液结石体体积膨胀。自应力浆液的最佳膨胀剂掺量为10%。约束条件下自应力浆液加固煤体峰值强度比普通浆液加固煤体提高4.6%，自应力浆液加固裂隙煤体的效果优于普通注浆。

(4)完整煤体试样的最终破坏形态为局部劈裂崩解破坏。裂隙未注试样最终破坏形态为以预制裂隙为中心的劈裂破坏，并贯通了预制裂隙一侧的部分原有裂隙。普通浆液和自应力浆液加固煤样初始宏观裂纹均出现在浆-煤界面处，最终破坏形态均为以预制裂隙为基础的整体劈裂弹射破坏，但其裂纹发展过程有所不同，自应力浆液加固煤样的裂隙数量少于普通浆液加固煤样。

(5)数值模型中，仅锚杆索支护时煤体悬臂梁结构的下沉量较大，新型预应力锚注后煤体悬臂梁结构的下沉量明显减小，模型内裂隙比仅锚杆索支护时减少近1/2。在现场监测中，锚杆和锚索的最大受力分别为152 kN和275 kN，受力均相对稳定；两处监测煤体的最大下沉量分别为33 mm和36 mm，其下沉量较小，临时单体液压支柱的工作阻力较小，说明新型预应力锚注的控制效果较好。