松軟厚煤層異型開切眼新型預(yù)應(yīng)力錨注支護(hù)研究與應(yīng)用

張進(jìn)鵬，劉立民，劉傳孝，文光才，李青海，孫東玲，邵 軍，張 杰，孫立慶，邸廣強(qiáng)

(1.山東農(nóng)業(yè)大學(xué) 水利土木工程學(xué)院，山東 泰安 271018；2.山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院，山東 青島 266590；3.中煤科工集團(tuán)重慶研究院有限公司，重慶 400037；4.韓城礦業(yè)公司桑樹坪二號井，陜西 渭南 715400)

隨著煤礦開采逐漸由淺部向深部轉(zhuǎn)移，深部軟巖巷道越來越多，而軟巖巷道支護(hù)是煤礦開采過程中的一個難題[1-6]。破碎松軟煤體屬于典型的軟巖，陜西韓城桑樹坪2號井3308綜放工作面開切眼頂部存在松軟懸臂梁煤體結(jié)構(gòu)，松軟煤體加固困難，造成大采高開切眼圍巖控制難度大大提高。目前對于松軟煤體多采用以錨網(wǎng)索為基礎(chǔ)的復(fù)合加固方式。唐建新等[7]針對高應(yīng)力“三軟”煤層回采巷道，提出了以新型全長黏結(jié)錨固、全封閉護(hù)面、頂板多拱有序承載和圍巖協(xié)同加固技術(shù)；荊升國等[8]針對深部“三軟”煤巷，提出了棚-索強(qiáng)化控制理念，實(shí)現(xiàn)了支架-錨索-圍巖協(xié)同承載。上述研究雖對軟煤巷道加固取得了一定的效果，但是普通高強(qiáng)錨網(wǎng)支護(hù)在軟煤加固中常因?yàn)榧庸腆w太軟而導(dǎo)致錨桿索局部載荷難以擴(kuò)散至全部煤體，造成錨桿索受力不大而煤體局部變形較大的特點(diǎn)[9-10]。通過錨桿索加固僅對松軟煤體進(jìn)行擠壓而實(shí)現(xiàn)其加固效果，對其內(nèi)部結(jié)構(gòu)未產(chǎn)生根本性改善。

注漿加固是改善軟煤裂隙結(jié)構(gòu)的有效方法，注漿加固后漿脈貫通松軟破碎煤體的裂隙而形成框架結(jié)構(gòu)，相當(dāng)于煤體加入筋脈，其整體強(qiáng)度將被大大提高[11-12]。注漿加固后錨桿索的局部載荷能夠擴(kuò)散至大范圍煤體，隨著加固煤體發(fā)生整體位移，錨桿索受力增加，加固煤體變形均勻且不大。目前，錨注支護(hù)在軟煤巷道中常有應(yīng)用。孟慶彬等[13]針對大斷面軟弱破碎煤巷，提出了全斷面“三錨”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)；周波等[14]針對斷層帶破碎煤巷，提出了以錨桿基礎(chǔ)支護(hù)+注漿加固為主的預(yù)強(qiáng)化控制技術(shù)；柏建彪等[15]提出了復(fù)合頂板極軟煤層巷道注漿與錨桿復(fù)合支護(hù)技術(shù)；王琦等[16]針對三軟煤層沿空巷道，對比研究了U型棚+注漿錨桿+注漿錨索和注漿錨桿+注漿錨索2種錨注聯(lián)合支護(hù)效果，發(fā)現(xiàn)U型棚對圍巖的控制作用不明顯；姚強(qiáng)嶺等[17]針對高地應(yīng)力松軟煤巷，通過高預(yù)應(yīng)力讓壓錨桿索支護(hù)并配合注漿改善頂板結(jié)構(gòu)，有效提高了圍巖強(qiáng)度，控制了圍巖變形。

錨注支護(hù)中多采用水泥基注漿材料，而普通水泥基漿液的流動性和擴(kuò)散性較差[18-19]，難以完全充滿巖體裂隙，大大降低了注漿加固效果。針對該問題，可以通過減小水泥顆粒粒徑以改善其性能。另外，普通水泥基注漿材料由于水化反應(yīng)而具有自收縮性，導(dǎo)致漿液結(jié)石體與巖體之間產(chǎn)生縫隙，使裂隙的抗剪強(qiáng)度大幅度下降，所以注漿加固效果大大降低。在土木和結(jié)構(gòu)領(lǐng)域雖然已經(jīng)存在通過膨脹劑改善水泥基材料自收縮性的應(yīng)用[20-23]，但在煤巖體注漿加固領(lǐng)域應(yīng)用較為罕見。由于深部煤巖體所處的高應(yīng)力約束狀態(tài)具有特殊性，當(dāng)膨脹劑摻量超過補(bǔ)償水泥自收縮的臨界摻量時，漿液結(jié)石體體積膨脹除補(bǔ)償水泥基材料自收縮外，在裂隙巖體的約束空間內(nèi)能夠?qū)α严侗诋a(chǎn)生一定的擠壓作用，漿煤界面的擠壓應(yīng)力被增大，煤體的抗剪強(qiáng)度則被提高。另外，通過漿液結(jié)石體膨脹應(yīng)力和錨桿軸向約束應(yīng)力共同作用于巖體，對巖體的加固作用更會大大提高。

基于此，筆者以陜西桑樹坪2號井綜放工作面開切眼為工程背景，針對破碎松軟煤體加固困難的問題，提出采用基于預(yù)應(yīng)力錨和自應(yīng)力注的錨注加固方法對其進(jìn)行加固。通過普通硅酸鹽水泥和超細(xì)硅酸鹽水泥性能對比試驗(yàn)為自應(yīng)力漿液選取流動性和擴(kuò)散性較好的水泥材料，通過不同膨脹劑摻量漿液的縱向自由膨脹率試驗(yàn)獲得自應(yīng)力漿液的最佳膨脹劑摻量。然后，通過預(yù)制裂隙煤體漿液加固試驗(yàn)研究了自應(yīng)力漿液加固煤體力學(xué)性能優(yōu)勢和破壞特征。最后，通過工程數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測分析并驗(yàn)證了新型預(yù)應(yīng)力錨注加固異型開切眼的有效性。本研究改進(jìn)了松軟破碎煤體普通錨注加固方法，提高了其加固效果。

1 工程背景

陜西韓城桑樹坪2號井的3號煤層為主采煤層。3號煤層為半亮型煤，結(jié)構(gòu)簡單，有少量夾矸，層狀構(gòu)造，內(nèi)生裂隙發(fā)育。煤層厚度為5.2～6.6 m，平均厚度為5.8 m，硬度系數(shù)為0.3～0.8(3～8 MPa)，屬于破碎松軟煤層。圖1為3號煤層頂?shù)装寰C合柱狀圖，煤層偽頂和直接頂分別為泥巖和粉砂巖，巖層節(jié)理裂隙發(fā)育。3308工作面位于3號煤層，為綜放開采。為安裝液壓支架，工作面開切眼首先沿頂煤掘進(jìn)，然后通過拉底至煤層底板，再側(cè)向擴(kuò)幫，最終形成如圖2所示的拉底安裝刀把式異型開切眼結(jié)構(gòu)。開切眼底部寬度為7 500 mm，留頂煤寬度和厚度為2 900 mm和2 800 mm，頂煤部分形成弱結(jié)構(gòu)懸臂梁，其支護(hù)難度較大，開切眼安裝時間約為2個月，所加固的懸臂梁結(jié)構(gòu)需要有良好的穩(wěn)定性。

注：數(shù)據(jù)格式 圖1 3號煤層頂?shù)装寰C合柱狀Fig.1 Comprehensive histogram of roof and floor of No.3 coal seam

圖2 3308工作面異型開切眼示意Fig.2 Schematic diagram of No.3308 shaped open-off cut

2 基于預(yù)應(yīng)力錨和自應(yīng)力注的錨注加固原理

漿液在煤巖體裂隙空間內(nèi)體積膨脹，裂隙壁限制漿液結(jié)石體的膨脹，所以，結(jié)石體對裂隙壁產(chǎn)生擠壓應(yīng)力，此即為膨脹應(yīng)力。根據(jù)牛頓第三定律，煤巖體裂隙壁對漿液結(jié)石體也會產(chǎn)生擠壓約束應(yīng)力，此約束應(yīng)力與結(jié)石體對裂隙壁的膨脹應(yīng)力相等。此膨脹約束應(yīng)力與巖體裂隙方向垂直，作用于漿液結(jié)石體，使煤巖體裂隙壁與漿液結(jié)石體之間的壓應(yīng)力增大，進(jìn)而裂隙面的摩擦力增大，裂隙面的抗剪強(qiáng)度得到提高。因此，膨脹約束應(yīng)力提高了加固煤巖體的強(qiáng)度。另外，在自應(yīng)力漿液凝固膨脹過程中，由于膨脹產(chǎn)物對結(jié)石體孔隙的充填密實(shí)，在約束空間使?jié){液結(jié)石體的密實(shí)度得到提高。自應(yīng)力漿液結(jié)石體的密實(shí)度和強(qiáng)度大于普通漿液結(jié)石體。

對于巷道圍巖而言，開挖后的巷道存在一個自由面，保證圍巖裂隙的約束空間需要在軸向方向?qū)鷰r提供一定的約束。通過施加預(yù)應(yīng)力注漿錨桿能夠達(dá)到對巷道圍巖在軸向方向施加約束的目的。錨桿軸向應(yīng)力限制了圍巖的軸向變形，匹配了自應(yīng)力漿液結(jié)石體對裂隙壁產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力，錨桿的軸向約束應(yīng)力和自應(yīng)力漿液的膨脹應(yīng)力共同形成對煤巖體的近似三維的加固狀態(tài)。

對裂隙煤巖體進(jìn)行新型預(yù)應(yīng)力錨注加固，通過增大裂隙煤巖體的側(cè)向約束應(yīng)力使裂隙面的剪應(yīng)力減小，同時通過增大裂隙面的正應(yīng)力使裂隙面的摩擦力增大，從而使裂隙面的有效剪應(yīng)力降低。因此，新型預(yù)應(yīng)力錨注加固后裂隙面的有效剪應(yīng)力與最大抗剪強(qiáng)度的差值變大，使裂隙面的有效剪應(yīng)力達(dá)到最大抗剪強(qiáng)度導(dǎo)致煤巖體破壞需要的最大主應(yīng)力變大，新型預(yù)應(yīng)力錨注加固裂隙煤巖體后其抗剪強(qiáng)度得到提高。課題組已經(jīng)對新型預(yù)應(yīng)力錨注加固裂隙煤巖體力學(xué)模型已經(jīng)進(jìn)了詳細(xì)分析[24-25]。

3 超細(xì)硅質(zhì)膨脹漿液試驗(yàn)與分析

對裂隙煤巖體注漿而言，顆粒粒徑直接影響漿液擴(kuò)散范圍，決定注漿加固效果。按照粒度大小，硅酸鹽水泥分為普通硅酸鹽水泥和超細(xì)硅酸鹽水泥。超細(xì)硅酸鹽的粒徑能夠小于5 μm，有利于漿液進(jìn)入煤巖體微小裂隙。而目前，注漿加固常用普通硅酸鹽水泥。為優(yōu)選注漿漿液原料，對比分析了超細(xì)硅酸鹽水泥與普通硅酸鹽水泥的性能。

3.1 超細(xì)硅酸鹽水泥與普通硅酸鹽水泥性能研究

3.1.1試驗(yàn)方案與試驗(yàn)方法

選取漿液水灰質(zhì)量比為0.4∶1.0，0.6∶1.0，0.8∶1.0，1.0∶1.0，1.2∶1.0共5種，選定漿液的流動度、結(jié)石率、初凝時間、終凝時間、3 d單軸抗壓強(qiáng)度和28 d單軸抗壓強(qiáng)度為研究對象，分別進(jìn)行不同水灰比條件下普通硅酸鹽水泥和超細(xì)水泥的試驗(yàn)。2種水泥均為山東盈安環(huán)保材料科技有限公司生產(chǎn)。

試驗(yàn)方法：通過截錐試模和刻度尺測量出漿液的流動度；將攪拌好的漿液灌入100 mm×100 mm×100 mm的試模中，用抹刀刮平試模表面漿液，通過游標(biāo)卡尺測量漿液固結(jié)后高度，固結(jié)體高度與試模高度之比即為漿液結(jié)石率；通過ISO標(biāo)準(zhǔn)維卡儀測試漿液的初凝時間和終凝時間；將攪拌好的漿液倒入50 mm×50 mm×50 mm的立方體試模中，待漿液凝固后放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)箱分別養(yǎng)護(hù)3 d和28 d，通過壓力試驗(yàn)機(jī)測試出其單軸抗壓強(qiáng)度。

3.1.2試驗(yàn)結(jié)果分析

圖3為不同水灰比條件下普通硅酸鹽水泥和超細(xì)硅酸鹽水泥漿液的性能參數(shù)。

圖3 不同水灰比條件下普通和超細(xì)硅酸鹽水泥漿液的性能參數(shù)Fig.3 Performance parameters of ordinary and ultra-fine Portland cement slurry under different water-cement ratio conditions

相同水灰比條件下，超細(xì)硅酸鹽水泥的流動度小于普通硅酸鹽水泥，這是因?yàn)槌?xì)硅酸鹽水泥的粒徑較小，比表面積相對較大，單個水泥顆粒與水分子的接觸相對較少，水分子對水泥顆粒的潤滑作用相對較弱。相同水灰比條件下，超細(xì)硅酸鹽水泥的結(jié)石率大于普通硅酸鹽水泥。一定范圍內(nèi)，水泥顆粒越小，比表面積越大，水化反應(yīng)越充分，水泥顆粒的相對活性就越大，水泥顆粒的有效利用率就越高，所以超細(xì)硅酸鹽水泥的結(jié)石率更大。超細(xì)硅酸鹽水泥的初凝時間和終凝時間均小于普通硅酸鹽水泥。而超細(xì)硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥初凝時間的縮短率大于終凝時間的縮短率。這是由于初凝后，超細(xì)硅酸鹽水泥中水泥顆粒相對含量逐漸減少，水化反應(yīng)速度相對降低，普通硅酸鹽水泥中水泥顆粒含量相對還較高，水化反應(yīng)減慢速率低于超細(xì)硅酸鹽水泥。超細(xì)硅酸鹽水泥的3 d和28 d單軸抗壓強(qiáng)度均明顯大于普通硅酸鹽水泥。相同水灰比條件下，水泥粒徑越小，水化反應(yīng)越充分，生成結(jié)石體的致密性越高，結(jié)石體的抗壓強(qiáng)度越高。而超細(xì)硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥3 d單軸抗壓強(qiáng)度的提高幅度大于28 d單軸抗壓強(qiáng)度的提高幅度，說明超細(xì)硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥的早期強(qiáng)度提高效果更明顯。

通過對比發(fā)現(xiàn)：超細(xì)硅酸鹽水泥更能滿足自應(yīng)力漿液的加固要求，漿液充填裂隙的擴(kuò)散性更好，形成的漿液固結(jié)體具有更高的強(qiáng)度，且凝結(jié)時間能夠通過外加劑進(jìn)行合理的調(diào)控。因此，配制自應(yīng)力漿液選取超細(xì)硅酸鹽水泥。

3.2 超細(xì)硅酸鹽水泥漿液膨脹性能試驗(yàn)

目前，常用膨脹劑主要包括：硫鋁酸鈣膨脹劑、明礬石膨脹劑、CSA膨脹劑、石灰系膨脹劑、金屬粉末系膨脹劑和U型膨脹劑等。基于多種膨脹劑對比分析發(fā)現(xiàn)，U型膨脹劑的膨脹作用在水泥水化反應(yīng)早中后期均能有效發(fā)揮，能夠與水泥強(qiáng)度協(xié)調(diào)發(fā)展，且U型膨脹劑堿含量和氯離子含量低，能夠保證漿液結(jié)石體的長期強(qiáng)度。U型膨脹劑是由硫鋁酸鹽熟料與明礬石和石膏共同磨制而成的，其早期產(chǎn)生膨脹主要依靠硫鋁酸鹽熟料與水泥水化產(chǎn)物反應(yīng)產(chǎn)生膨脹，中后期主要依靠明礬石與水泥水化產(chǎn)物反應(yīng)產(chǎn)生膨脹。U型膨脹劑中的硫鋁酸鹽熟料摻量較多，能夠保證早期的體積膨脹量。所以，自應(yīng)力漿液中膨脹劑采用U型膨脹劑。

通過膨脹劑與水泥水化產(chǎn)物反應(yīng)生成鈣礬石引起結(jié)石體體積增大，由于水泥水化產(chǎn)物和膨脹劑均參與生成鈣礬石，所以膨脹劑摻量與結(jié)石體膨脹率應(yīng)存在最佳對應(yīng)關(guān)系，即不可能結(jié)石體膨脹率無限增大。研究膨脹水泥在徑向約束狀態(tài)下縱向自由膨脹率，為自應(yīng)力超細(xì)硅酸鹽水泥漿液中膨脹劑摻量的確定提供依據(jù)。

3.2.1試驗(yàn)方案與試驗(yàn)設(shè)計

試驗(yàn)設(shè)備為GJY-100型豎向膨脹率測定儀，測定儀由試模主體、玻璃板和千分表組成。試驗(yàn)方案見表1。試驗(yàn)分為3步，第2步試驗(yàn)基于第1部分試驗(yàn)結(jié)果的最佳膨脹劑摻量范圍，第3步試驗(yàn)基于第2部分試驗(yàn)結(jié)果的最佳膨脹劑摻量范圍。第1步試驗(yàn)方案：首先選定水灰比為0.45，研究不同膨脹劑摻量對超細(xì)硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率的影響，設(shè)計膨脹劑摻量分別為5%，10%，15%，20%，25%，確定5組試驗(yàn)中超細(xì)硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率最大值對應(yīng)的膨脹劑摻量，然后在小區(qū)域范圍內(nèi)設(shè)定膨脹劑摻量，進(jìn)一步研究不同膨脹劑摻量的超細(xì)硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率；最后，確定最佳膨脹率摻量。試驗(yàn)操作步驟與課題組前期初探論文相似[26]。

表1 超細(xì)硅酸鹽水泥自由膨脹率總體試驗(yàn)方案與結(jié)果

3.2.2試驗(yàn)結(jié)果與分析

第1步超細(xì)硅酸鹽水泥的縱向自由膨脹率隨時間的變化關(guān)系如圖4所示。

圖4 超細(xì)硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率隨時間變化曲線Fig.4 Variation curves of longitudinal free expansion rate of ultrafine Portland cement with time

由圖4可知，不同膨脹劑摻量水泥的縱向膨脹率隨時間均經(jīng)過先略微降低，然后迅速增大，最后略微減小而趨于穩(wěn)定的過程。其中，縱向膨脹率先略微降低是由于水泥早期水化反應(yīng)引起漿液結(jié)石體收縮而膨脹劑作用尚未明顯發(fā)揮導(dǎo)致的，縱向膨脹率迅速增大過程是膨脹劑中硫鋁酸鹽熟料與水泥水化產(chǎn)物迅速反應(yīng)生成鈣礬石導(dǎo)致體積增大的原因，縱向膨脹率最后略微減少說明膨脹劑對水泥結(jié)石體的作用后期存在略微的衰減作用。

由第1步試驗(yàn)可知，隨著膨脹劑摻量增大，水泥縱向膨脹率先增大后逐漸減小，當(dāng)膨脹劑摻量過大時，由于漿液中水泥摻量相對較低，膨脹劑與水泥水化產(chǎn)物反應(yīng)生成鈣礬石導(dǎo)致漿液結(jié)石體體積增大的效果與漿液結(jié)石體積自收縮作用基本相互抵消，所以漿液膨脹效果不明顯。當(dāng)膨脹劑摻量為5%時，漿液最大縱向膨脹率小于0，說明膨脹劑與水泥水化產(chǎn)物反應(yīng)導(dǎo)致漿液結(jié)石體體積增大的效果尚不能抵消漿液結(jié)石體積自收縮作用。漿液最大縱向自由膨脹率時間與其最大縱向自由膨脹率呈反相關(guān)關(guān)系，即漿液最大縱向膨脹率越大，其對應(yīng)時間越短。在適量膨脹劑摻量范圍內(nèi)，膨脹劑迅速發(fā)揮其作用，促進(jìn)漿液結(jié)石體體積膨脹，膨脹劑摻量過大和過小均會導(dǎo)致膨脹劑發(fā)揮作用緩慢。通過第1步試驗(yàn)?zāi)軌虼_定最大漿液膨脹率對應(yīng)的膨脹劑摻量為5%～15%。

由第2步試驗(yàn)可知，當(dāng)膨脹劑摻量由6%增大至14%時，漿液結(jié)石體縱向最大自由膨脹率亦呈先增大后減小的趨勢，縱向最大自由膨脹率最大值對應(yīng)的膨脹劑摻量為10%。膨脹劑摻量6%的漿液結(jié)石體能夠抵消自收縮且產(chǎn)生明顯的體積膨脹，對比膨脹劑摻量5%時縱向最大自由膨脹率可見，膨脹劑促使結(jié)石體體積膨脹與自收縮恰好抵消的摻量為5%～6%。膨脹劑摻量8%與12%均與最佳摻量10%相差2%，但12%摻量膨脹劑漿液結(jié)石體縱向最大自由膨脹率明顯大于8%，其原因可能為8%膨脹劑摻量與體積膨脹和自收縮相互抵消的膨脹劑摻量相差較小，即用于結(jié)石體產(chǎn)生宏觀體積膨脹的膨脹劑摻量不足3%。通過對比各膨脹劑摻量漿液最大膨脹率對應(yīng)時間可見，各摻量膨脹劑漿液結(jié)石體前期膨脹速率為10%>12%>8%≈14%>6%。通過第2步試驗(yàn)?zāi)軌虼_定最大漿液結(jié)石體膨脹率對應(yīng)的膨脹劑摻量為8%～12%。

由第3步試驗(yàn)可以明顯看出，縱向最大自由膨脹率的最大值對應(yīng)的膨脹劑摻量為10%，10%膨脹劑摻量漿液結(jié)石體縱向自由膨脹率分別是膨脹劑摻量9%，11%的1.23，1.01倍，11%和10%膨脹劑結(jié)石體縱向最大自由膨脹率較接近，雖然膨脹劑摻量9%與11%均與最佳摻量10%相差1%，但11%膨脹劑漿液結(jié)石體縱向最大自由膨脹率明顯大于9%。通過3步試驗(yàn)最終確定最大漿液結(jié)石體縱向自由膨脹率對應(yīng)的膨脹劑摻量為10%。

漿液結(jié)石體的膨脹性能越強(qiáng)，對約束煤巖體裂隙產(chǎn)生的膨脹擠壓作用越大，如果擠壓應(yīng)力過大，超過了煤巖體裂隙的啟裂應(yīng)力，則膨脹應(yīng)力對裂隙煤巖體起到損傷作用。而實(shí)際中漿液結(jié)石體最大縱向自由膨脹率僅為1.94%，產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力低于2 MPa，遠(yuǎn)不至于產(chǎn)生損傷作用，所以，漿液結(jié)石體膨脹性越大，自應(yīng)力漿液加固效果越好。因此，加固煤巖體裂隙自應(yīng)力漿液的最佳膨脹劑摻量為10%。

4 預(yù)制裂隙煤體自應(yīng)力漿液加固試驗(yàn)

基于上述試驗(yàn)研究可以確定自應(yīng)力漿液為90%超細(xì)硅酸鹽水泥和10%U型膨脹劑組成。為探究自應(yīng)力漿液對裂隙煤體的加固優(yōu)勢，通過預(yù)制裂隙煤體試件進(jìn)行自應(yīng)力漿液和普通漿液加固對比研究。

4.1 試驗(yàn)方法

選取礦井取完整大塊煤體加工成50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣。通過APW水刀切割系統(tǒng)對煤體試件加工出單裂隙，所有試樣均取自于同一大塊煤體。水刀系統(tǒng)的最大切割應(yīng)力為300 MPa，切割速度控制為50 mm/min。試件加工裂隙寬度為3 mm，長度為50 mm，方向沿著試件縱向，如圖5所示，曾嘗試加工傾斜裂隙，但加工后試件發(fā)生破壞。然后對裂隙煤體進(jìn)行普通漿液加固和自應(yīng)力漿液加固試驗(yàn)。試樣共分為4組，分別為完整煤體、裂隙未加固煤體、普通漿液加固煤體、自應(yīng)力漿液加固煤體。普通漿液為超細(xì)硅酸鹽水泥，2種漿液水灰比均為0.45。通過注射器將漿液注入巖體裂隙中，保證裂隙灌滿，將試件放入約束空間標(biāo)準(zhǔn)試模[26]中。通過注射器向試?？p隙中滴水以養(yǎng)護(hù)漿液結(jié)石體。至28 d，將注漿加固試件從試模中取出。通過島津AG-X250電子萬能試驗(yàn)機(jī)對各組試件進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，采用PCI-2聲發(fā)射系統(tǒng)對其破壞過程進(jìn)行監(jiān)測，為監(jiān)測試件破壞過程，加載速率設(shè)定為0.001 mm/s。上述同一組試驗(yàn)均重復(fù)進(jìn)行3遍。

圖5 煤體預(yù)制裂隙示意Fig.5 Schematic diagram of prefabricated fractures in coal

4.2 裂隙煤體單軸壓縮試驗(yàn)分析

4.2.1裂隙煤體力學(xué)性能分析

單軸壓縮試驗(yàn)后，完整煤體、裂隙未加固煤體、普通漿液加固煤體、自應(yīng)力漿液加固煤體的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖6所示。

圖6 煤單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curves of coal under uniaxial compression

由圖6可知，4組煤體試件在單軸壓縮過程中均經(jīng)過了初始壓密階段、彈性變形階段、宏觀破壞階段，除裂隙未加固煤樣由于自身強(qiáng)度較低及可能存在次生裂隙等原因?qū)е戮€彈性變形略微不明顯外，其余煤樣3個階段均明顯清楚。裂隙未注煤體峰值強(qiáng)度為完整煤體的45.62%，由于煤體預(yù)制裂隙為豎向且長度不大，所以裂隙未注煤體峰值強(qiáng)度仍接近完整煤體的1/2。普通漿液加固煤體峰值強(qiáng)度為裂隙未注煤體的1.74倍，自應(yīng)力漿液加固煤體峰值強(qiáng)度為裂隙未注煤體的1.82倍，說明自應(yīng)力漿液加固裂隙煤體的效果優(yōu)于普通漿液，自應(yīng)力漿液在約束裂隙空間中結(jié)石體密實(shí)度得到提高，結(jié)石體與煤體裂隙壁之間的摩擦力增大。另外，普通漿液和自應(yīng)力漿液加固煤體的峰值強(qiáng)度分別為完整煤體的79.38%和93.06%，說明裂隙煤體漿液加固后仍未達(dá)到煤體自身強(qiáng)度。

裂隙未注煤體的峰值應(yīng)變最大，其彈性變形階段最長，但其變形過程不穩(wěn)定，可能是由于煤體自身較軟，在預(yù)制裂隙加工過程中其內(nèi)部產(chǎn)生了部分微小裂隙，導(dǎo)致壓縮過程中微小裂隙不規(guī)則擴(kuò)展。因此，裂隙未注煤體的峰值應(yīng)變測量值可能與實(shí)際存在一定的誤差。

4.2.2裂隙煤體單軸壓縮破壞特征分析

圖7為各試樣單軸壓縮破壞過程中應(yīng)力、能量隨加載時間變化以及宏觀裂紋擴(kuò)展示意圖。由圖7可以看出，在彈性變形階段，完整煤體、普通漿液加固煤體、自應(yīng)力漿液加固煤體對應(yīng)的能量波動較小，未有明顯變化，而裂隙未注煤體對應(yīng)的能量波動較大，這是由于預(yù)制裂隙過程中高壓水觸底后向上反射，對煤體其他部位產(chǎn)生了一定損傷，導(dǎo)致煤體在彈性變形階段能量儲存較少，裂隙擴(kuò)展較嚴(yán)重。普通漿液加固煤體和自應(yīng)力漿液加固煤體的彈性變形階段對應(yīng)的能量波動較小，與裂隙未注煤體對比可以說明在密封標(biāo)準(zhǔn)試模中，漿液加固對煤體在預(yù)制裂隙過程中產(chǎn)生的損傷裂隙也具有加固作用。

圖7 煤體試樣單軸壓縮破壞過程Fig.7 Failure process of coal samples under uniaxial compression

完整煤體試樣最終表現(xiàn)為局部劈裂崩解破壞。裂隙未注試樣最終破壞形態(tài)為以預(yù)制裂隙為中心的劈裂破壞，并貫通了預(yù)制裂隙一側(cè)的部分原有裂隙。普通漿液加固煤樣初始宏觀裂紋出現(xiàn)在漿-煤界面處，然后，裂紋沿著漿-煤界面方向發(fā)展，并在預(yù)制裂隙一側(cè)出現(xiàn)與沿交界面裂紋貫通的其他宏觀裂紋，隨著進(jìn)一步壓縮，試樣出現(xiàn)以預(yù)制裂隙為中心的整體劈裂彈射破壞。自應(yīng)力漿液加固煤樣的初始裂紋沿漿-煤界面方向，然后該裂紋沿漿-煤界面斜向上發(fā)展，隨后又沿交界面斜向下方向發(fā)展，并在該裂紋一側(cè)出現(xiàn)其他裂紋。隨著試件進(jìn)一步壓縮，沿交界面的裂紋向上下方向發(fā)展并貫通，由聲發(fā)射可見該裂紋貫通釋放的能量為9 300 V·μs，且預(yù)制裂隙底部一側(cè)的其他裂紋已發(fā)展為另一條貫通裂紋。最后，以預(yù)制裂隙為基礎(chǔ)的單條貫通裂紋已發(fā)展為多條互相貫通的裂紋，并伴隨一定程度的彈射破壞。

5 異型開切眼新型預(yù)應(yīng)力錨注支護(hù)應(yīng)用

通過上述研究可以看出自應(yīng)力漿液加固煤體具有良好的效果。基于工程背景，在桑樹坪2號井3308異型開切眼巷道采用基于預(yù)應(yīng)力錨和自應(yīng)力注的錨注支護(hù)技術(shù)。該異型開切眼懸臂梁煤體支護(hù)難度最大，通過新型預(yù)應(yīng)力錨注對其進(jìn)行加固。

5.1 異型開切眼支護(hù)方案

原開切眼巷道采用錨網(wǎng)索梁鋼帶支護(hù)：頂板采用φ22 mm×2 400 mm等強(qiáng)螺紋鋼錨桿，間排距為820 mm×800 mm；煤幫采用φ32 mm×2 500 mm自鞏固可回收錨桿，間排距為650 mm×800 mm。錨索為φ21.6 mm×7 300 mm鋼鉸線，每排2根錨索布置，排距為2 400 mm。金屬網(wǎng)為φ6 mm冷拔絲加工的經(jīng)緯網(wǎng)，鋼帶為140×30T型。

拉底完成后，對開切眼左幫進(jìn)行新型預(yù)應(yīng)力錨注支護(hù)，錨桿為φ32 mm×4 000 mm高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力注漿錨桿，內(nèi)徑為15 mm，抗拉載荷大于200 kN，間排距為800 mm×800 mm，注漿材料為第3節(jié)研制的自應(yīng)力漿液，另加減水劑、速凝劑等外加劑，注漿壓力為4～6 MPa。注漿錨桿結(jié)構(gòu)中包括止?jié){塞，可以防止?jié){液外流，注漿后通過阻尼螺母進(jìn)行注漿錨桿的封孔。開切眼右?guī)瓦x用φ22 mm×2 800 mm高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿，抗拉載荷大于220 kN，預(yù)應(yīng)力大于50 kN。另外，在原開切眼巷道補(bǔ)打2根φ21.6 mm×7 300 mm的錨索，抗拉載荷大于450 kN，通過錨索確保7.5 m跨度頂板不能下沉，以減小懸臂梁煤體的垂直壓力。擴(kuò)幫時，在懸臂梁煤體位置每排施打3根φ21.6 mm×7 300 mm 錨索并鋪設(shè)金屬網(wǎng)，使懸臂梁煤體與煤層頂板巖體形成一個整體。擴(kuò)幫部分的幫部施打φ20 mm×2 500 mm玻璃鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm。在懸臂梁煤體下方安設(shè)2根單體液壓支柱，排距為800 mm。異型開切眼支護(hù)方案如圖8所示。

圖8 3308開切眼支護(hù)設(shè)計斷面Fig.8 Support design of No.3308 shaped open-off cut

5.2 數(shù)值模擬

根據(jù)煤層頂?shù)讕r層力學(xué)參數(shù)，通過顆粒流軟件建立數(shù)值模型?？紤]在異型開切眼兩側(cè)各留設(shè)10 m，確定數(shù)值模型長度為27.5 m；考慮煤層頂?shù)装褰Y(jié)構(gòu)，按照4 m粉砂巖底板和10 m細(xì)砂巖、粗粒砂巖頂板，加上5.8 m厚度的煤層，確定數(shù)值模型高度為19.8 m。共包含28 634個粒子，粒子之間采用Flatjoint接觸模型，建立模型如圖9所示。模型底端為固定約束，根據(jù)地應(yīng)力大小并考慮采動影響，在模型上部和側(cè)向分別施加32.4 MPa和26.5 MPa的應(yīng)力，在開切眼頂煤下方設(shè)置位移測線。注漿加固后將開切眼頂煤的力學(xué)參數(shù)根據(jù)裂隙煤體自應(yīng)力漿液加固試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得，見表2。錨桿、錨索視為剛體，通過clump命令生成，錨桿索參數(shù)與5.1節(jié)設(shè)計方案相同，通過僅錨桿索支護(hù)后異型開切眼計算結(jié)果如圖10所示，新型預(yù)應(yīng)力錨注后異型開切眼計算結(jié)果如圖11所示。

圖9 數(shù)值模型與設(shè)計圖Fig.9 Numerical model and design diagram

表2 注漿加固后煤體的力學(xué)參數(shù)

圖10 懸臂梁煤體垂直位移變化規(guī)律Fig.10 Vertical displacement of coal body with cantilever beam

圖11 錨桿索與新型預(yù)應(yīng)力錨注支護(hù)的模型裂隙數(shù)量Fig.11 Number of cracks in the model of anchor-cable and new prestressed anchor-grouting support

從模型左側(cè)至煤體懸臂梁邊緣的距離為12.9 m，監(jiān)測該范圍內(nèi)頂部煤體的垂直位移演化規(guī)律如圖10所示，2種支護(hù)方式的模型裂隙數(shù)量對比如圖11所示。僅錨桿索支護(hù)時，煤體懸臂梁結(jié)構(gòu)的下沉量較大，在煤體外露的仰角位置下沉量最大，為227 mm；新型預(yù)應(yīng)力錨注后，煤體外露的仰角位置下沉量為24 mm，同時整個開切眼頂板下沉量均明顯減少。新型預(yù)應(yīng)力錨注后，模型內(nèi)裂隙比僅錨桿索支護(hù)時減少近1/2，這是由于煤體較松軟，錨桿索局部載荷難以擴(kuò)散至全部煤體，導(dǎo)致煤體裂隙較多，下沉量較大。通過對比可以看出新型預(yù)應(yīng)力錨注后開切眼頂煤的強(qiáng)度得到明顯提高，破碎程度明顯降低，下沉量較小。

5.3 現(xiàn)場觀測與分析

通過工程現(xiàn)場監(jiān)測對異型開切眼圍巖控制效果進(jìn)行分析，在擴(kuò)幫過程中揭露的注漿錨桿與加固煤體如圖12所示?？梢钥闯?，注漿錨桿空芯部分已完成被漿液充實(shí)，錨桿外部纏繞絲被漿體包裹，說明漿液進(jìn)入錨桿孔，使錨桿的錨固力得到增大；煤體中存在明顯的漿液結(jié)石體筋脈，且筋脈多相互連通形成整體框架結(jié)構(gòu)，煤體強(qiáng)度得到提高，說明煤體中存在較多相互貫通的裂隙，自應(yīng)力漿液能夠進(jìn)入煤體裂隙，對其進(jìn)行充填加固。

圖12 擴(kuò)幫時揭露的注漿錨桿和注漿加固煤體Fig.12 Grouting anchors and grouting reinforcement coal revealed during expanding the gangs

通過對懸臂梁煤體安設(shè)錨桿、錨索測力計分別監(jiān)測錨桿、錨索的受力，在距離開切眼20，50，80，120 mm處分別安設(shè)錨桿、錨索測力計，選取50 m處錨桿、錨索和120 m處錨索的受力監(jiān)測結(jié)果進(jìn)行分析，如圖13所示。圖14為懸臂梁煤體下沉監(jiān)測結(jié)果。

圖13 錨桿、錨索受力監(jiān)測結(jié)果Fig.13 Stress monitoring results of anchor and cables

圖14 懸臂梁煤體下沉監(jiān)測結(jié)果Fig.14 Subsidence monitoring results of cantilever coal

由圖13可知，錨桿索前期增阻較快，后期逐漸趨于穩(wěn)定，注漿錨桿相對穩(wěn)定時間較早，這是由于漿液逐漸凝固將桿體與煤體加固成整體。錨桿的最大受力為152 kN，50 m和120 m處錨索的最大受力分別為254 kN和275 kN，錨桿索受力相對穩(wěn)定。由圖14可知，前期煤體發(fā)生了一定下沉，后期煤體下沉不明顯，逐漸趨于穩(wěn)定，50 m和120 m處煤體最大下沉量分別為33 mm和36 mm，其下沉量較小，說明新型預(yù)應(yīng)力錨注的控制效果較好。

分別選取距離3308開切眼12，22，31，41，52，61 m處單體液壓支柱的最大受力進(jìn)行統(tǒng)計，將這些單體液壓支柱依次編號為1～6號，如圖15所示。

圖15 1～6號單體液壓支柱最大受力Fig.15 Maximum force of No.1-6 single hydraulic prop

通過對臨時單體液壓支柱的工作阻力進(jìn)行觀測表明，臨時單體液壓支柱從施打至開切眼安裝完畢，最大受力為75 kN，而其最大工作阻力為705 kN，由于頂煤下沉量較小，所以單體液壓支柱受力較小。通過單體液壓支柱受力較小也可以說明懸臂梁煤體作用于單體液壓支柱的作用較小，通過新型預(yù)應(yīng)力錨注已經(jīng)將煤體加固為整體結(jié)構(gòu)，能夠?qū)崿F(xiàn)懸臂梁煤體的穩(wěn)定性控制，所以，即使不施加單體液壓支柱，也能夠保證懸臂梁煤體的穩(wěn)定。

6 結(jié) 論

(1)提出了基于預(yù)應(yīng)力錨和自應(yīng)力注的松軟裂隙煤體錨注加固方法。通過漿液結(jié)石體的膨脹應(yīng)力和高強(qiáng)注漿錨桿的軸向約束力，能夠使松軟煤體處于準(zhǔn)三維的受力狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)了松軟破碎煤體的強(qiáng)化與損傷修復(fù)。

(2)超細(xì)硅酸鹽水泥漿液的結(jié)石率、早期強(qiáng)度和后期強(qiáng)度均大于普通硅酸鹽水泥，其流動度、初凝時間和終凝時間均小于普通硅酸鹽水泥。超細(xì)硅酸鹽水泥更能滿足自應(yīng)力漿液的要求，漿液能夠進(jìn)入微小裂隙，形成的漿液固結(jié)體具有更高的強(qiáng)度。

(3)隨著膨脹劑摻量增大，水泥漿液最大縱向膨脹率呈先增大后減小的趨勢，在適量膨脹劑摻量范圍內(nèi)，膨脹劑能夠迅速發(fā)揮作用，促進(jìn)漿液結(jié)石體體積膨脹。自應(yīng)力漿液的最佳膨脹劑摻量為10%。約束條件下自應(yīng)力漿液加固煤體峰值強(qiáng)度比普通漿液加固煤體提高4.6%，自應(yīng)力漿液加固裂隙煤體的效果優(yōu)于普通注漿。

(4)完整煤體試樣的最終破壞形態(tài)為局部劈裂崩解破壞。裂隙未注試樣最終破壞形態(tài)為以預(yù)制裂隙為中心的劈裂破壞，并貫通了預(yù)制裂隙一側(cè)的部分原有裂隙。普通漿液和自應(yīng)力漿液加固煤樣初始宏觀裂紋均出現(xiàn)在漿-煤界面處，最終破壞形態(tài)均為以預(yù)制裂隙為基礎(chǔ)的整體劈裂彈射破壞，但其裂紋發(fā)展過程有所不同，自應(yīng)力漿液加固煤樣的裂隙數(shù)量少于普通漿液加固煤樣。

(5)數(shù)值模型中，僅錨桿索支護(hù)時煤體懸臂梁結(jié)構(gòu)的下沉量較大，新型預(yù)應(yīng)力錨注后煤體懸臂梁結(jié)構(gòu)的下沉量明顯減小，模型內(nèi)裂隙比僅錨桿索支護(hù)時減少近1/2。在現(xiàn)場監(jiān)測中，錨桿和錨索的最大受力分別為152 kN和275 kN，受力均相對穩(wěn)定；兩處監(jiān)測煤體的最大下沉量分別為33 mm和36 mm，其下沉量較小，臨時單體液壓支柱的工作阻力較小，說明新型預(yù)應(yīng)力錨注的控制效果較好。