松軟破碎帶中巷道圍巖注漿加固參數(shù)研究

王 開,田取珍,張小強

(太原理工大學礦業(yè)工程學院,太原030024)

軟巖經(jīng)1984年及1986年兩次國際巖石力學會議后定義為：“強度低,孔隙率大,膠結程度差,受構造切割面及風化影響顯著或含有大量膨脹粘土礦物的松、散、軟、弱巖層以及流變性能及高地應力影響的巖層[1-2]”。而破碎帶則是指地層受地應力作用后形成的碎裂區(qū)域。二者相結合所形成的松軟破碎帶地層使位于其中的巷道支護變得復雜化。位于松軟破碎帶巖層中的巷道其松動圈范圍一般較大。經(jīng)過大量試驗研究、理論分析及現(xiàn)場實測,認為松動圈的“碎脹變形”是巷道收斂變形的主要原因,支護的主要對象是松動圈形成過程中的“碎脹變形”,松動圈越大,則圍巖變形量越大,巷道支護越困難[3]。

傳統(tǒng)的錨桿、錨索支護已不能有效地解決松軟破碎帶中巷道的支護問題,必須通過改善巷道圍巖特性、提高圍巖自承能力來解決類似條件下的巷道支護問題。通過對巷道圍巖破碎區(qū)域的注漿加固補強,改變圍巖的力學特性,可以取得較好的支護效果。近年來,國內外學者對滲透注漿進行了廣泛而深入的研究,得到了漿液在裂隙中的滲透規(guī)律[4],得出了漿液流量[5-12]、注漿壓力[8-9]、滲流速度、注漿時間和漿液擴散半徑等[10-12]之間的關系。

劉嘉材利用牛頓模型推導出了漿液沿裂隙面徑向流動的擴散方程[13];Baker假設注漿孔橫穿寬度為δ的單一光滑裂隙,通過圖解法得出了漿液在裂隙中的滲透規(guī)律[14]。但上述研究均未涉及注漿的深度及其合理范圍,也未涉及松動圈的范圍與注漿的關系。作者認為：正是由于松動圈的存在,才使得巷道支護成為必需;注漿改善圍巖特性也正是針對松動圈內松動破碎圍巖的加固和補強。本文以陽泉固莊煤礦為例,通過理論分析、FLAC3D數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測等方法,對該礦15號煤層巷道松軟破碎圍巖的注漿參數(shù)進行了研究。

1 地質概況

固莊煤礦15號煤層巷道特定圍巖條件：巷道埋深280 m,煤層厚度7.0 m,煤質較為酥軟,頂板巖層為碳質頁巖和砂質頁巖,底板為碳質泥巖、泥巖。由于受褶皺構造影響,巷道圍巖較破碎,抗拉、壓強度較低,巷道開掘后容易冒頂。采用一般的錨桿、錨索組合加懸吊的支護方式后效果較差。巷道斷面為矩形,規(guī)格尺寸為3 600 mm×2 600 mm(寬×高)。根據(jù)該礦煤層賦存條件和圍巖力學性質,現(xiàn)場實測和理論計算得出該矩形巷道塑性松動圈半徑呈不均勻分布,在巷道上角部位松動圈半徑達2.56 m,兩幫的松動圈半徑達2.16 m,均屬于大松動圈[15]。

2 巷道圍巖注漿加固參數(shù)研究

破碎帶中巷道圍巖注漿的目的是改善巷道圍巖的力學性能,提高圍巖的自承載能力,以使注漿后的巷道圍巖在其服務期間內能夠滿足煤礦安全生產(chǎn)要求。如前所述,在注漿壓力、注漿流量、注漿時間以及漿液的擴散半徑等方面已有的研究成果可供參考,這里主要研究注漿的深度和注漿孔之間的間距。為了縮短漿液的初凝時間和提高漿液的初期強度,工程上通常在水泥漿液中添加一定量的水玻璃。結合孔隙大小及水泥粒徑,根據(jù)工程經(jīng)驗,選用525號普通硅酸鹽水泥和濃度為45 mol/m3的水玻璃[16]。

在注漿設計中要強調兩個基本原則：其一是不發(fā)生漿體壓力對圍巖造成劈裂;其二是在不發(fā)生漿力劈裂和超過擴散半徑的前提下盡可能提高注漿壓力。在我國的煤礦巷道注漿工程中,一般采用的注漿壓力為1～3 MPa。固莊煤礦的現(xiàn)場測試表明：當注漿壓力超過2.5MPa時,部分地段的圍巖開始滲漏漿液。圖1為現(xiàn)場測試注漿壓力、水灰比與漿液擴散半徑關系圖,試驗確定該礦采用的注漿終孔壓力為2 MPa。

圖1 注漿壓力、水灰比與漿液擴散半徑關系圖

我國煤礦巷道圍巖注漿時的漿液擴散半徑R值通常在1～2.5 m之間,在上述注漿材料及給定注漿壓力(2 MPa)的條件下,經(jīng)理論計算和現(xiàn)場實測得到該巷道圍巖的注漿擴散半徑為2.16 m。

在給定注漿材料、給定注漿壓力及保證擴散半徑的條件下,對不同水灰比(0.7,0.8,1.0)與不同注漿深度(2.6 m,2 m)相配合的6種條件下的圍巖穩(wěn)定性情況進行了數(shù)值模擬,主要研究不同條件下圍巖屈服破壞范圍和圍巖應力分布狀態(tài)。

2.1 巷道圍巖未注漿前的數(shù)值模擬

圖2為巷道圍巖未注漿前的屈服破壞圖,從圖中可以看出：巷道頂角處屈服破壞區(qū)域較大,約2.6 m,與理論計算的2.56 m基本吻合;而兩幫的屈服破壞區(qū)域從圖中看出大約2 m,與理論計算的2.2 m也基本吻合。圖3為巷道圍巖未注漿前的垂直應力云圖,從圖中可以看出,圖中淺色區(qū)域分布范圍大,最大應力約8.7 MPa。巷道圍巖變形嚴重,破壞區(qū)域大,巷道頂角及兩幫不同程度地已經(jīng)受到剪切和拉伸破壞,將造成巷幫片幫和冒頂,頂?shù)装迨苤焕炱茐?破壞區(qū)域較小。

圖2 未注漿前巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))分布圖

圖3 未注漿前巷道圍巖垂直應力云圖

2.2 采用2.6 m注漿深度下不同水灰比模擬比較

圖4 —圖9為注漿深度為2.6 m時不同水灰比的圍巖屈服破壞(塑性區(qū))分布圖和應力云圖。從圖

圖5 水灰比0.7時應力云圖

圖4 水灰比0.7時巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))圖

圖6 水灰比0.8時巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))圖

圖7 水灰比0.8時應力云圖

圖8 水灰比1.0時巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))圖

圖9 水灰比1.0時應力云圖

中可以看出注漿后圍巖塑性破壞區(qū)域范圍明顯縮小,特別是巷道頂角,巷道圍巖塑性區(qū)域明顯控制在1.6m以內。0.7水灰比條件下的巷道頂角處的屈服破壞區(qū)域明顯較大,0.8水灰比條件下與1.0水灰比條件下的屈服破壞區(qū)域基本相同。從應力云圖中得知,注漿后圍巖強度提高,塑性破壞區(qū)域變小,圍巖的應力集中,0.7水灰比條件下的最大應力區(qū)域較小,應力值約10.667 MPa,0.8水灰比條件下的最大應力區(qū)域較大,應力值約11.172 MPa,1.0水灰比條件下的最大應力區(qū)域最大,應力值約11.566 MPa。通過上述分析,注漿深度為2.6 m、水灰比為0.8∶1時巷道圍巖穩(wěn)定性最好。

2.3 采用2.0 m注漿深度條件下的數(shù)值模擬

圖10 水灰比0.8時巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))圖

圖11 水灰比0.8時應力云圖

圖10 ,11為注漿深度2.0 m時,水灰比為0.8巷道圍巖屈服破壞(塑性區(qū))圖及其應力云圖,與圖6,7相比可以看出,巷道圍巖頂板的屈服破壞區(qū)域出現(xiàn)間斷,也即在2.0 m注漿深度的情況下,注漿區(qū)域與非松動區(qū)域之間仍存在松動帶,依然會出現(xiàn)頂板離層或冒落。造成此種現(xiàn)象的主要原因是由于巷道頂角上部有0.6 m的塑性區(qū)未注漿,在巷道頂角上方出現(xiàn)約0.6 m的塑性屈服破壞帶,但位于注漿帶內巷道圍巖塑性區(qū)域仍控制在1.6 m內。經(jīng)數(shù)模擬得知,0.8水灰比、注漿深度為2.0 m條件下的最大應力值約10.377 MPa,0.8水灰比、注漿深度為2.6 m條件下最大應力值約11.172 MPa,應力值相差不大。由此可以確定,注漿深度應等于或大松動圈的半徑。即：h≥D.h為注漿深度,m;D為巷道松動圈的半徑,m。

2.4 注漿孔的間距

注漿的目的是使巷道圍巖得以加固,在巷道周邊形成一個整體的力學承壓結構。因此,除注漿深度外,注漿孔的間距對該承壓結構的承載性能和質量起著至關重要的作用。由圖1可知,注漿壓力與漿液的擴散半徑基本成正比,也即注漿壓力越高其擴散半徑也越大。為使兩孔之間的碎裂區(qū)域中注入的漿液充分交匯,在給定的注漿壓力條件下,注漿孔之間的間距應小于或等于2倍的漿液擴散半徑,即：B≤2d.B為注漿孔的間距,m;d為漿液的擴散半徑,m。

3 結論

處于松軟破碎帶的巷道圍巖較松散破碎,圍巖松動圈半徑較大,通過對陽泉固莊煤礦15號煤層巷道圍巖注漿試驗和相關參數(shù)的數(shù)值模擬,可以得出如下結論：

1)注漿的深度應大于或等于巷道圍巖松動圈的半徑,使注漿后的加固結構體與非松動圈形成整體的承載結構,否則頂板會產(chǎn)生離層甚至垮落現(xiàn)象。

2)注漿孔之間的間距應小于或等于2倍的漿液擴散半徑,使得孔間破碎區(qū)內漿液能夠充分交匯重合,形成完整的結構圈體。

3)經(jīng)數(shù)值模擬分析,得出陽泉固莊煤礦條件下水灰比為0.8∶1,注漿深度為2.6 m時巷道圍巖穩(wěn)定性最好。該礦采用該方案后,巷道支護的各項技術指標均達到了預期的目標,取得了良好的技術效果。

[1] 馮豫.我國軟巖巷道支護的研究[J].礦山壓力與頂板管理,1990,2：42-44.

[2] 何滿潮,景海河,孫曉明.軟巖工程力學[M].北京：科學出版社,2002.

[3] 靖洪文,付國彬,郭志宏,等.深井巷道圍巖松動圈影響因素實測分析及控制技術研究[J].巖石力學與工程學報,1999,18(1)：70-74.

[4] 楊米加,陳明雄,等.注漿理論的研究現(xiàn)狀及發(fā)展方向[J].巖石力學與工程學報,2001,20(6)：839-841.

[5] 胡功笠,田艷鳳,張超,等.軟巖條件下錨注加固錨桿布置參數(shù)與注漿漿液參數(shù)的確定[J].巖土力學,2003(24)：267-270.

[6] 郭惟嘉.覆巖離層帶注漿充填基本參數(shù)研究[J].煤炭學報,2000,25(6)：602-606.

[7] 王連國,李明遠,王學知.深部高應力極軟巖巷道錨注支護技術研究[J].巖石力學與工程學報,2005,24(16)：2889-2893.

[8] 祁和剛,郭夕祥,于士芹.破碎大巷變形機理與注錨加固技術[J].煤炭學報,2008,33(11)：1224-1229.

[9] 王俊光,梁冰,魯秀生,等.油頁巖礦松軟破碎圍巖巷道變形機理及控制技術[J].煤炭學報,2010,35(4)：546-550.

[10] 李剛,梁冰,張國華.高應力軟巖巷道圍巖變形特征及其支護參數(shù)設計[J].采礦安全與工程學報,2009,26(2)：183-186.

[11] 方新秋,何潔,何加省.深部高應力軟巖動壓巷道加固技術研究[J].巖土力學,2009,30(6)：1693-1698.

[12] 許興亮,張農,徐基跟,等.高地應力破碎軟巖巷道過程控制原理與實踐[J].采礦安全與工程學報,2007,24(1)：51-56.

[13] 劉嘉材.裂隙注漿擴散半徑的研究[C].水利水電科學院科學研究論文集,1988.

[14] Littlejohn G S.Chemical Grouting-1[J].Ground Engineering,1985,4.

[15] 董方庭 宋宏偉,郭志宏.巷道圍巖松動圈支護理論[J].煤炭學報,1994,19(1)：21-31.

[16] 劉玉祥,柳慧鵬.水泥-水玻璃雙液注漿中的最優(yōu)參數(shù)選擇[J].礦冶,2005,14(4)：1-6.