动压影响下原相煤矿外开切眼注浆加固技术研究

刘超林，孙 波，张伟峰，张厚明

(1.黑龙江科技大学，黑龙江省哈尔滨市，150027；2.应急管理部信息研究院，北京市朝阳区，100029；3.太原华润煤业有限公司，山西省太原市，030299)

随着矿井开采深度的增加，矿压随之增大，巷道围岩在高应力下表现出明显的软岩特征。同时，在采动影响下巷道周边岩体出现了明显的塑性变形和破坏，原有的锚杆(索)无法起到整体的支护效果。国内外众多学者经过研究，提出由点支护向面支护的全断面注浆加固技术，可对巷道较大变形进行有效治理。李树刚等[1]采用UDEC模拟分析认为巷道帮部控制对巷道整体稳定性具有关键作用，提出了基于补强锚索+全断面喷注浆加固的支护方案；朱家锐等[2]采用UDEC数值模拟分析了水灰比、注浆压力对浆液扩散的影响，并设计了高压注浆加高强锚杆、锚索的综合加固方案；王帅帅[3]采用动压复用巷道注浆加固方案，并得出注浆后巷道变形速度与注浆后天数呈反比的研究结果。

在注浆材料方面，张帅[4]在巷道过断层、相邻工作面运输巷等支护困难区域采取预注化学浆液提前加固围岩；赵磊等[5]通过预注马丽散加固工作面二次开切眼，证明了其对提高岩体整体强度的有效作用；陈东伟[6]使用普通硅酸盐水泥、高效早强减水剂加水制成浆液对工作面顶板预注水泥浆胶结加固顶板岩层，相对于预注马丽散化学浆液方案成本大大减少。针对动压巷道破碎围岩浆液渗透机理的分区特征，李任[7]采用围岩浅层低压注入速凝无机注浆材料、深层高压注入低粘易扩散材料的层次注浆加固方法实现了对岳城煤矿工作面回风巷的一次性加固；原海鹏[8]针对巷道顶板下沉、煤柱帮收敛的变形，采用高水充填浆液为主、马丽散为辅，顶板浅孔深孔结合、煤柱帮深孔注浆的加固施工方案；张德志[9]通过向围岩塑性区注入掺加高水速凝材料的水泥浆以实现浆液和破碎围岩快速凝固胶结，提升了围岩整体强度和承载力。

在注浆工艺方面，杨文晖[10]采用新型联邦加固材料和注浆锚杆，并用铁丝、棉纱封孔，较好地解决了动压巷道表面未喷浆、围岩破碎时漏浆跑浆问题；任海强等[11]将采动影响后巷道煤壁由外向内形成完全渗流区、定向渗流区、渗流屏蔽区和原岩渗流区，提出浅孔和深孔注浆的层次注浆法；黄鑫[12]进行了浅部注浆研究，发现超前工作面一定距离内进行深部注浆的分阶段注浆加固效果更佳；陈帅[13]提出浅孔注浆封堵围岩表面裂隙、深孔注浆加固围岩深部的深、浅孔交替注浆方案；李昱辉[14]采用高水速凝材料对下山巷道进行注浆加固，钻孔窥视结果显示浆液将破碎岩体胶结，增强了顶板、巷帮的稳定性；赵志超[15]对强动压软岩巷道注浆加固技术的注浆孔布置、辅助管道安置、注浆压力、注浆材料的选择及配比、注浆加固技术具体方法及技术要点等问题进行了分析。

原相煤矿10208工作面外开切眼作为最主要的回风线路，由于巷道处于松软破碎的围岩中，并且承受10208工作面回采后的采空区残余支承压力及邻近工作面采掘活动的影响，巷道产生大变形失稳破坏。鉴于此，笔者从新型注浆材料应用入手，分析了裸壁注浆的可行性，并结合现场工程实际情况，提出了合理的注浆工程施工设计，保证了外开切眼的长期稳定性，为10208工作面的安全生产提供了较为有利的保障。

1 工程概况

原相煤矿目前批准开采02、2、4、6、8、9号煤层，矿井生产能力为0.9 Mt/a。10208工作面主采02号煤层，02号煤层平均厚度1.35 m，夹矸平均厚度0.8 m，煤厚较不稳定，其下方为2号煤层，与02号煤层间距1.8 m。10208工作面采用“两进一回”通风方式，即运输巷和轨道巷进风，沿空留巷段、外开切眼及瓦斯治理巷回风。外开切眼与内开切眼间煤柱宽度为40 m，外开切眼设计长度184.4 m，其中先沿02号煤层施工154.4 m，后沿2号煤层施工穿层巷道30 m与瓦斯治理巷贯通，外开切眼临近瓦斯治理巷区域受W13陷落柱影响，伴生有构造揭露。10208工作面外开切眼巷道布置如图1所示。

图1 10208工作面外开切眼巷道布置

由于02号煤层煤质松软破碎，加之外开切眼为穿层巷道，造成在承受一定矿山压力后，发生严重变形，在增加重复巷道修复、卧底等工作量的同时，给矿井安全生产带来很大隐患。外开切眼巷道为矩形断面，尺寸4 000 mm×2 600 mm(宽×高)。外开切眼巷道断面支护设计如图2所示。

图2 10208外开切眼巷道断面支护

2 外开切眼注浆加固设计

2.1 注浆加固分区理论

煤矿采掘活动破坏了原有应力平衡状态，使煤体中的应力重新分布，形成卸压区、应力集中区和原始应力区。在这3个区域中，煤体所受应力和变形性质各有差异。根据巷道周边煤岩体破碎程度、加固后煤岩体所起的作用，可分为充填加固区、渗透加固区和劈裂加固区。注浆加固分区如图3所示。

图3 注浆加固分区示意

由图3可以看出，充填加固区与卸压区重合，在此区域内注浆是为了使煤壁形成整体，对防止巷道注浆升压后的跑浆、漏浆发挥重要作用；渗透加固区与塑性变形区重合，此区域是注浆加固的重点，在此区域内的裂隙以原生和次生裂隙面与结构面为主，具有很强的方向性。在注浆过程中，浆液的流动以定向渗流为主，最终取得渗透注浆和充填注浆两种效果。劈裂加固区在注浆压力作用下，通过劈裂方式克服岩体的初始应力和抗拉强度，引起岩层中原有裂隙和孔隙张开，产生劈裂孔隙，浆液的可注性和扩散距离增大，从而达到注浆加固的要求。

2.2 注浆材料的选取

为了克服水泥浆液注浆引起的一次灌注浆液不能保证质量、注浆周期过长等缺陷，保证水泥注浆材料具有稠浆粘度小、零收缩、微膨胀、固化强度高、浆液稳定性好，具备合理的液态、塑态维持时间等性质，研制出一种水泥浆复合添加剂，该水泥浆复合添加剂加入到水泥类浆液中，能够调整和改变水泥浆液的物理力学性质，明显提高水泥类浆液围岩加固截水堵漏、地质构造治理工程等效果。

水泥浆中复合添加剂的添加量为水泥质量的8%～9%，注浆料的水灰比为0.4～0.5，注浆材料在该水灰比条件下达到的效果最优。

2.3 外开切眼注浆方案

由于外开切眼为回采巷道，并且巷道内敷设2趟Ф426 mm抽采管路及2趟Φ108 mm风水管路，因此现场不具备施工喷浆层的条件，在裸壁的基础条件下提出了“浅孔低压充填+深孔高压渗透劈裂”的分层次耦合注浆加固方案。

(1)对外开切眼巷道布置浅层注浆孔进行围岩浅部注浆，控制注浆压力，增大注浆密度。目的是通过注浆封堵前部围岩内部裂隙、孔隙、各类通道，将浅部围岩胶结成一个整体，提高浅部围岩的自稳能力，为后续深孔注浆打好基础。

(2)布置深孔进行围岩深孔注浆，提高注浆压力，使浆液充分注入深部围岩的裂隙，提高围岩的内聚力及内摩擦角等参数，从而提高深部围岩强度，使其达到充分的自稳能力及承载能力，从而保持围岩的稳定性，实现巷道的有效加固支护。

浆液扩散半径取决于注浆压力、注浆时间、裂隙发育程度等，为简化计算难度，采用溶液球状渗透状公式计算浆液扩散半径：

(1)

式中：R——浆液扩散半径，m；

r——浆液黏度的倒数，取1.43；

q——浆液注入流量，取0.014 m3/min；

t——浆液固化时间，取210 min；

n——孔隙率，取0.038 2%。

将相关数据代入式(1)得R=2.97 m。

2.4 注浆加固工艺参数设计及施工

从10208外开切眼与10208轨道巷沿空留巷段相交位置开始，沿10208外开切眼均匀布置注浆孔，注浆孔Ф42 mm，间排距为1 000 mm。注浆钻孔分布如图4所示。注浆孔分为浅孔、深孔，孔深分别为2 000 mm、4 000 mm，按一排浅孔、一排深孔交替布置。

图4 10208外开切眼注浆钻孔分布

浅孔排距2 000 mm，顶板每排布置4个，孔口间距1 000 mm，靠近两帮侧钻孔与巷道水平方向成75°夹角；两帮每排各布置浅孔3个，孔间距1 000 mm，靠近顶底板2个钻孔与巷道垂直方向成75°夹角。

深孔排距2 000 mm，与浅孔间排距1 000 mm，顶板每排布置3个，孔间距1 800 mm，靠近两帮侧钻孔角度与巷道水平方向成60°夹角；两帮每排各布置深孔2个，孔间距1 000 mm，水平布置；底板每排布置深孔3个，钻孔与巷道水平方向成45°夹角，两侧钻孔再向帮部偏45°。

具体施工时，采用先帮后顶再底、先下后上的顺序进行注浆，待浅孔注浆结束24 h后，对深孔进行注浆。低压浅孔注浆时，主要依靠浆液本身渗透，当注浆压力达到约0.5 MPa、流量1 L/min持续1 min以上，或巷道表层发生大量跑浆时，停止注浆；深孔注浆时，当注浆压力达到约5 MPa、流量1 L/min持续1 min以上，或巷道表层发生大量跑浆时，停止注浆，至此完成耦合注浆工作。

3 外开切眼注浆加固数值模拟分析

3.1 外开切眼注浆加固数值模拟

为分析注浆加固后的效果，使用UDEC软件建立模型，分析外开切眼巷道围岩应力、变形和塑性区。UDEC数值模型如图5所示。模型尺寸为40 m×30 m(长×高)，共涵盖15层地层。采用摩尔-库仑屈服准则(Mohr-Coulomb)，有关岩石的物理力学参数见表1和表2。

表1 UDEC模型各岩层物理力学参数

表2 结构面力学参数

图5 UDEC数值模型

模型上边界为自由边界，下边界为固定位移边界，对模型两侧施加水平约束。在模型上边界施加垂直应力代替上覆岩层自重，自重应力大小为17.54 MPa。施加沿Y轴正方向梯度为25 kPa/m、初始值σy|y=0=18.28 MPa的垂直应力，梯度为50 kPa/m、初始值σx|y=0=σz|y=0=36.56 MPa的水平应力，侧压系数λ为2。计算模型达到地应力平衡状态。

在模型中部位置开挖，根据10208外开切眼断面开挖尺寸为 4.0 m×2.6 m(X×Y)。运算模型至平衡，得到巷道周边应力分布和塑性区发育特征，并分析围岩变形。

3.2 外开切眼注浆加固前后数值模拟分析

3.2.1 注浆加固前后塑性区变化分析

注浆加固前后外开切眼围岩塑性区分布如图6所示。由图6可以看出，由于原岩应力和巷道开挖的扰动影响，在未注浆加固时，外开切眼围岩塑性区发育范围较大，沿水平方向和竖直方向扩散到模型边界处；而出现此异常现象主要是由于原岩应力的侧压力系数λ取值较大，且该层位岩体强度较弱、岩块划分细密，同等条件下将λ取值为1，塑性区分布范围明显缩小，如图6(c)所示，但仍明显大于λ为2时围岩注浆加固后的塑性区分布范围。

图6 注浆加固前后外开切眼围岩塑性区分布

拉应力破坏范围在底板和两帮的扩散范围大致相等，拉破坏区边界距离巷道原始轮廓线约1.7 m，两帮的屈服范围深度约5.1 m，底板屈服范围深度约2.5 m。

注浆加固后围岩塑性区主要分布在巷道四周。拉破坏区主要分布于两帮和底板，在两帮厚度分别为0.8 m和0.7 m时，在底板呈左右对称的带状分布，最大深度为2 m。相较于注浆加固前，加固后围岩塑性区范围明显缩小，两帮拉应力破坏区厚度减半，底板拉应力破坏区深度减小了0.4 m，且分布面积明显缩小，表明注浆加固技术能有效抑制塑性区扩大，提升巷道及围岩稳定性，从而保证巷道正常使用。

3.2.2 注浆加固前后围岩垂直应力变化分析

注浆加固前后外开切眼围岩垂直应力分布如图7所示。巷道开挖后，围岩应力重新分布，应力向两帮围岩转移，顶底板应力减小。巷帮至围岩深度1.8 m为减压区，围岩进入塑性状态，承载力减弱，应力减小；深度1.8～9.2 m围岩承担着大部分集中应力，为增压区，其中深度2.7～4.8 m应力集中程度最高，应力30～35 MPa，应力增高系数约为2；深度9.2 m之外为稳压区或原岩应力区。

图7 注浆加固前后外开切眼围岩垂直应力分布云图

根据10208外开切眼注浆孔布置方式，结合复合添加剂水泥混合浆液的流动扩散特性，假定浆液在围岩中均匀扩散，固结后将提高围岩完整性和强度。对注浆范围内的围岩进行调参改性后，开挖巷道并计算至平衡。注浆加固后，10208外开切眼围岩垂直应力分布：巷帮至深度约1.1 m处为减压区；巷帮至深度1.1～6.0 m范围内为增压区，其中距离巷帮2.3 m处为应力峰值，应力大小为40～45 MPa，应力集中系数约为2.5。由图7中增压区范围可知，注浆加固后，围岩支承压力影响范围减小。

注浆前后外开切眼支承压力分布曲线如图8所示。以模型左下角为坐标原点，可用坐标(X，Y)表示模型任意位置，沿巷道帮部中线位置(即Y=19 m)设置一条水平测线，记录注浆前后沿X方向不同位置处该测线上垂直应力分布情况。由图8可以看出，注浆加固后支承压力峰值由37.05 MPa增加到49.65 MPa，应力增高系数由2.07增至2.77；同时，应力峰值位置向围岩浅部移动，距离巷帮(即X=18 m)的距离由4.0 m减小至2.4 m，表明加固后围岩由于浆液的胶结作用强度得到加强，强度明显高于原始围岩，承载了大部分支承压力，使应力峰值点前移。深部围岩仅受原岩应力影响，而较浅部围岩由于强度增加不易屈服，使巷道整体变形量减小、稳定性提高。

图8 注浆前后外开切眼支承压力分布曲线

3.3 工作面采动对外开切眼注浆加固影响分析

为了更好地分析注浆加固效果，使用UDEC数值模拟软件沿10208工作面走向对工作面及外开切眼进行建模，分析开采过程中工作面超前和开切眼后支承压力分布，以及注浆加固后外开切眼的应力、变形的变化规律，验证注浆加固对外开切眼巷道在回采过程中变形的有效控制。模型尺寸为220 m×50 m(X×Y)，其中工作面推进方向为150 m，工作面内开切眼后方为70 m，在巷道开挖区域加密细化网格。对模型四周边界施加水平位移约束，模型底部边界施加水平、垂直位移约束，模型上部边界为自由边界。对模型的上部边界施加17.15 MPa的垂直应力，沿Y轴施加梯度为24.2 kPa/m、初始值为18.36 MPa的垂直应力，梯度为48.5 kPa/m、初始值为36.72 MPa的水平应力，侧压系数λ为2。模拟工作面推进120 m时，各巷道围岩应力大小和工作面四周支承压力分布情况。

不同推进距离时工作面前后支撑压力及外开切眼围岩应力分布如图9所示。由图9可以看出，随着工作面向前推进，工作面前后分别出现超前支承压力和开切眼后支承压力。当回采15 m时，两者的影响范围相差不大，且峰值应力为40～45 MPa，应力增高系数为2.2～2.5；当回采30 m时，工作面前后支承压力影响范围均有一定程度的扩大，超前支承压力影响范围为24 m，外开切眼后支承压力影响范围为24 m，峰值应力范围为43～49 MPa，超前支承压力峰值甚至在50 MPa以上，应力增高系数为2.38～3.00；当工作面推进45 m时，超前支承压力影响范围减小至21 m，外开切眼后支承压力影响范围减小至20 m，而峰值应力大小范围上升至53～59 MPa，应力增高系数为2.91～3.25；工作面继续推进，工作面前后支承压力峰值应力范围不再增加，支承压力影响范围略有减小，但总体上超前支承压力影响范围大于外开切眼后支承压力影响范围。

图9 不同推进距离时工作面前后支撑压力及外开切眼围岩应力分布

根据监测所得的巷道变形结果，得到工作面推进过程中外开切眼顶底板及两帮移近量的变化曲线如图10所示。

图10 工作面推进中外开切眼巷道两帮及顶底板移近量变化曲线

由图10可以看出，当工作面推进至45 m后，巷道两帮移近量基本保持为42 mm；当工作面推进至60 m后，顶底板移近量基本保持为44 mm。因此，预计当推进距离大于120 m乃至工作面回采结束时，顶底板及两帮移近量仍约为44、42 mm。

4 外开切眼注浆加固效果验证分析

注浆工程开始前采用“十字布点法”，选取巷道两帮中点、顶底板中点位置，沿10208外开切眼巷道共布置18组观测基点，分别测量巷道净宽、净高，沿10208外开切眼观测基点布置位置如图11所示。2021年6月7日，选取10208外开切眼注浆前巷道尺寸为初始数值，取最近一次观测(2022年8月30日)巷道尺寸为控制基准数值，围岩变形量观测记录见表3。

图11 沿10208外开切眼观测基点布置位置

表3 围岩变形观测结果统计

注浆工程结束后，在10208工作面向前方推进过程中，外开切眼巷道未发生片帮、冒顶现象。变形观测期内，相对控制基准数值，巷道两帮平均移近量为18～88 mm，平均移近量为41.6 mm；顶底板移近量为15～90 mm，平均值为48.6 mm。包括安全出口、变坡点等区域在内，巷道变形量始终在可控范围内，巷道固化效果明显，外开切眼巷道的注浆加固措施对控制动压影响下巷道形变发挥了积极的作用。

5 结论

(1)通过数值模拟，分析了外开切眼注浆加固前后的变形和应力分布特征，表明采用注浆加固的外开切眼巷道两帮移近量减小了81.6%，顶底板移近量减小了88%，两侧支承压力影响距离减小，峰值应力增高并向围岩浅部转移；工作面推进过程中，注浆加固后的外开切眼变形趋于稳定，表明注浆加固技术对控制围岩变形的突出作用。

(2)注浆结束后，经围岩变形观测，巷道两帮平均移近量为41.6 mm，顶底板平均移近量为48.6 mm，与数值模拟结果相近，表明外开切眼巷道注浆固化效果明显。

(3)采用复合添加剂水泥浆加固的方式，外开切眼巷道围岩改善明显，提高了围岩的整体性、稳定性和自承力，改变了发生围岩变形和冒顶后再去处理的工作思路，对顶板安全风险进行了有效的管控，大大减少了发生冒顶事故的概率和人工处理的风险，降低了劳动强度，经济效益显著。