康紅普，姜鵬飛，黃炳香，管學茂，王志根，吳擁政，高富強， 楊建威，程利興，鄭仰發(fā),李建忠

(1.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計事業(yè)部，北京 100013; 2.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013; 4.中國礦業(yè)大學 煤炭資源與安全開采國家重點實驗室,江蘇 徐州 221116; 5.河南理工大學 材料科學與工程學院，河南 焦作 454003; 6.中煤新集能源股份有限公司，安徽 淮南 232170)

國家重點研發(fā)計劃項目“煤礦千米深井圍巖控制及智能開采技術(shù)”針對煤礦千米深井圍巖控制及智能開采面臨的技術(shù)難題，綜合考慮巷道和采煤工作面相互影響，以合理加大工作面長度，實現(xiàn)生產(chǎn)集約化，降低掘進率、提高煤炭采出率為思路，以“應力場—圍巖變形—圍巖控制—開采與圍巖控制的智能化—井下試驗”為主線，研究4個關(guān)鍵科學問題:高地應力與超長工作面強采動應力疊加作用下巷道圍巖大變形機理;高應力、強采動巷道圍巖支護-改性-卸壓 “三位一體” 協(xié)同控制原理;千米深井超長工作面應力與覆巖結(jié)構(gòu)演化機理;超長工作面多信息融合的智能開采模式，研發(fā)形成千米深井巷道圍巖支護-改性-卸壓“三位一體”協(xié)同控制及基于千米深井超長工作面礦壓規(guī)律的智能開采技術(shù)體系。

項目立項后，項目組成員開展了集中攻關(guān)研究，并提出“煤礦千米深井圍巖控制及智能開采技術(shù)構(gòu)想”[1]。針對千米深井巷道圍巖高應力、強采動的特點，提出高預應力、高強度、高沖擊韌性錨桿主動支護，高壓劈裂注漿主動改性及水力壓裂主動卸壓的“三位一體”、“三主動”協(xié)同控制方案;針對千米深井超長工作面開采過程中覆巖分區(qū)破斷、礦壓動態(tài)遷移的特點，以液壓支架為核心，提出超長工作面多信息融合的液壓支架自適應群組協(xié)同控制，并集成采煤機等其他工作面設(shè)備的方案，最終形成千米深井超長工作面智能開采成套技術(shù)體系。

目前，項目研發(fā)時間已經(jīng)過半，取得一些階段性研究成果。本文主要介紹在千米深井巷道圍巖控制方面的研究進展，包括示范巷道地質(zhì)與生產(chǎn)條件，高應力、強采動巷道圍巖地質(zhì)力學特性與大變形機理;巷道圍巖支護-改性-卸壓“三位一體”協(xié)同控制原理;超高強度、高延伸率、高沖擊韌性錨桿支護材料力學性能與應力狀態(tài)，高壓劈裂注漿改性材料與技術(shù)，水力壓裂卸壓技術(shù)，及井下試驗與圍巖控制效果。

1 千米深井示范巷道地質(zhì)條件及支護現(xiàn)狀

1.1 示范巷道地質(zhì)與生產(chǎn)條件

項目示范工程為淮南新集口孜東礦121302工作面，試驗巷道為工作面運輸巷。121302工作面主采13-1煤層，平均厚度4.9 m，采用傾斜長壁一次采全高綜采，埋深1 000 m，工作面長度350 m，巷道布置如圖1所示。煤層上方基巖薄，上覆591.6 m厚松散層，頂?shù)装宥酁槟鄮r、砂質(zhì)泥巖，黏土礦物含量高，遇空氣和水后極易風化、軟化。121302運輸巷總長度1 120 m，距東鄰121301采空區(qū)凈煤柱寬度15 m。121301工作面于2016年8月回采結(jié)束，采空區(qū)穩(wěn)定1 a后試驗巷道開始掘進。巷道終點與111304采空區(qū)距離為88 m。

圖1 口孜東礦121302工作面及試驗巷道平面布置Fig.1 Layout of working face 121302 and roadways in the Kouzidong Coal Mine

1.2 巷道原支護方案與狀況

121302運輸巷原設(shè)計斷面為直墻半圓拱形，巷道寬度5 800 mm，高度4 100 mm，沿煤層頂板剝巖掘進，留底煤2～3 m。巷道原支護采用錨網(wǎng)索支護+噴漿+滯后注漿聯(lián)合控制方案，支護設(shè)計如圖2所示。錨桿采用HRB500左旋無縱筋螺紋鋼，直徑22 mm，長2 500 mm，間排距800 mm，預緊扭矩260 N·m，配合鋼筋托梁護表。錨索為1×19結(jié)構(gòu)鋼絞線，直徑21.8 mm，頂錨索長度9 200 mm，幫錨索長度6 200 mm，頂幫錨索張拉力160 kN，錨索間排距1 200 mm×1 400 mm，采用平托板+M型鋼帶護表。巷道煤柱側(cè)幫注水泥漿，注漿孔深度4～6 m，其表面噴射混凝土。

采用上述支護后，巷道仍然出現(xiàn)劇烈變形，尤其是回采期間，主要表現(xiàn)為巷幫和底板大變形，累計底臌6 m以上，兩幫收縮4 m以上。巷道支護結(jié)構(gòu)失效及圍巖大變形情況如圖3所示，煤柱幫漿皮大范圍破裂，大量巷道肩角錨桿、錨索破斷，鋼帶撕裂、托板壓翻等支護構(gòu)件失效，巷道掘進與工作面回采全過程巷道累計起底近10次，刷幫深度3 m以上，巷道呈現(xiàn)“前掘后修”、“邊采邊修”的狀態(tài)。

圖2 原巷道錨桿錨索支護布置Fig.2 Layout of rock bolts and cables for original roadway

1.3 巷道支護存在的問題

對口孜東礦千米深井軟巖巷道出現(xiàn)的大變形和結(jié)構(gòu)失穩(wěn)進行分析，發(fā)現(xiàn)巷道支護存在以下主要問題:

(1)對千米深井軟巖巷道圍巖大變形機理認識不清。對巷道圍巖在高應力、強采動作用下發(fā)生持續(xù)流變，圍巖物性劣化及深部節(jié)理圍巖強度衰減等規(guī)律認識不清。

(2)對千米深井軟巖巷道圍巖與支護相互作用機理認識不清，沒有提出適合高應力、強采動巷道圍巖控制的有效方案，仍然采用傳統(tǒng)的錨桿、錨索及注漿維護巷道。

(3)巷道斷面形狀的影響。巷道采用拱形斷面，留底煤破頂掘進，導致肩窩位置煤巖交界面處出現(xiàn)“三角煤”，該位置煤體在擠壓作用下發(fā)生強烈的擴容變形，導致肩窩處錨桿、錨索破斷較為嚴重。

(4)煤體錨固力低，滯后注漿加固效果有限。在巷道原支護段，采用1～2支MSK2350錨固劑進行了錨桿拉拔力測試，測試結(jié)果見表1。頂板巖層中錨桿錨固力216 kN;實體煤幫錨桿錨固力86.4 kN，煤柱側(cè)幫僅為20 kN。說明121302運輸巷煤幫，特別是煤柱側(cè)幫受121301工作面采動影響嚴重，煤體已產(chǎn)生大量裂隙，錨桿、錨索錨固力大幅降低。雖然后期進行了水泥注漿，但煤體中錨桿、錨索“生根”困難，嚴重影響巷幫煤體支護效果。

表1 121302運輸巷圍巖錨固力測試結(jié)果
Table 1 Test results of bolt anchorage force in rocksurrounding the maingate 121302

(5)錨桿、錨索預緊力偏低。錨桿設(shè)計預緊扭矩260 N·m，錨索張拉力160 kN，二者都偏低，忽視了錨桿支護的核心參數(shù)-高預緊力對圍巖的主動控制作用。

(6)錨桿、錨索支護構(gòu)件不匹配。錨桿、錨索未安裝調(diào)心球墊，使受力狀態(tài)惡化，造成圍巖變形過程錨桿桿體、錨索索體受彎而發(fā)生破斷。錨桿托板拱高不合要求，承載力較低，錨桿未發(fā)生破斷，托板已產(chǎn)生較大變形或翻轉(zhuǎn);錨索采用平托板，較低承載力即產(chǎn)生外翻。M型鋼帶護表面積小，與錨索托板不匹配，降低了主動支護作用。錨桿螺紋段長度100 mm，局部軟弱煤幫片落條件下施加的預緊扭矩在尚未達到設(shè)計要求時桿尾螺紋段長度就已用盡，出現(xiàn)扭矩達標而錨桿預緊力不足的現(xiàn)象。桿尾外露較長時采用托板后面墊木板，大幅降低主動支護效果。

2 千米深井巷道圍巖大變形機理

2.1 巷道圍巖物理力學特性

圍巖物理力學特性是影響巷道變形的根本因素，為此，對示范巷道圍巖礦物成分、巖石力學參數(shù)及在不同加卸載路徑下的力學行為進行了測試與分析。

口孜東礦13-1煤層頂?shù)装鍘r性分布如圖4所示。頂板以泥巖為主，上部37.1 m范圍主要為泥巖或砂質(zhì)泥巖，37.1～45.3 m范圍存在一層8.2 m厚的細砂巖。底板也以泥巖和砂質(zhì)泥巖為主，各類泥巖累計厚度27.1 m。煤及頂板巖石力學性質(zhì)測試結(jié)果見表2。煤及泥巖的礦物成分測試結(jié)果見表3，其中，煤塊、含矸煤塊礦物含量指煤質(zhì)除外的礦物含量?？梢?，煤、頂?shù)装迥鄮r中黏土礦物含量占礦物總含量的60%左右。

圖4 13-1煤層頂?shù)装鍘r層分布Fig.4 Roof and floor rock layers around coal seam No.13-1

表2 煤巖力學性質(zhì)測試結(jié)果
Table 2 Test results of coal and rock mechanical properties

巖性單軸抗壓強度/MPa單軸抗拉強度/MPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)彈性模量/GPa泊松比煤10.081.634.5735.212.830.20泥巖37.703.7311.7427.0014.690.25細砂巖91.036.8717.1534.0321.220.16

表3 煤巖礦物成分測試結(jié)果
Table 3 Test results of coal and rock mineral compositions

試件礦物含量/%石英白云石菱鐵礦黏土礦物煤塊39.1——60.9含矸煤塊16.10.22.081.7頂板泥巖38.6—1.759.7底板泥巖32.8—3.863.4

采用水壓致裂法在13-1煤頂板巖層中進行了地應力測量，最大水平主應力為21.84 MPa，最小水平主應力11.42 MPa，垂直應力25.12 MPa。煤層單軸抗壓強度(10.08 MPa)與3個主應力的比值分別為0.46，0.88，0.40;泥巖單軸抗壓強度(37.70 MPa)與3個主應力的比值分別為1.73,3.30,1.50?？梢?，最小主應力已超過煤層抗壓強度，最大主應力達到泥巖抗壓強度的2/3，強度與應力比值較小，導致巷道開挖后周邊圍巖很快進入破壞狀態(tài)。與此形成明顯對比的是頂板上部細砂巖抗壓強度較高(91.03 MPa)，與3個主應力的比值分別為4.17，7.97，3.62，且厚度超過8 m，工作面采過后極易引起頂板不能及時垮落，從而改變工作面上覆巖層運動和結(jié)構(gòu)特征，影響采動應力分布范圍與量值，進而影響回采巷道圍巖的變形與破壞。

應力路徑對煤巖變形與破壞有顯著影響。巷道從開挖到受到工作面采動影響的過程中圍巖出現(xiàn)不同方向的加卸荷效應，主要表現(xiàn)為側(cè)向卸荷、切向加載[2-7]。從原巖至巷幫/工作面，煤巖體應力從原巖應力狀態(tài)依次經(jīng)歷三軸加載、三軸加卸載、雙軸加載等變化，如圖5所示，其中，K為應力集中系數(shù);γ為煤巖體容重,N/m3;H為埋深,m;σ1，σ2，σ3分別為最大主應力、中間主應力、最小主應力,MPa;σt為切向應力，MPa;σr為徑向應力，MPa。為此，采用本項目研制的真三軸加載實驗系統(tǒng)(圖6)，開展了不同應力路徑下立方體巖石試樣的雙軸和真三軸力學試驗，研究了巷道掘進和工作面回采過程中偏應力和應力梯度下巷道圍巖變形破壞規(guī)律。結(jié)果表明，從原巖至巷幫，巖樣破壞模式由楔形剪切滑移向?qū)訝顝埨屏堰^渡，巖體破碎度漸增。剪切楔體向自由面的滑移引起圍巖應力峰值向深部遷移，同時伴隨巖石碎脹擴容。偏應力誘導巖石損傷裂隙主要產(chǎn)生在屈服階段之后，高地應力下巖石損傷和流變范圍更廣，巖石流變速度更快，流變的大范圍累積在巷道表面表現(xiàn)為大變形和強流變。

圖5 巷道掘進與回采加卸載應力路徑模型Fig.5 Model of loading and unloading path for roadway heading and face working

巷道掘進后在偏應力和應力梯度作用下圍巖長期承載產(chǎn)生持續(xù)變形，為此基于聲發(fā)射和數(shù)字圖像量測技術(shù)開展了砂質(zhì)泥巖室內(nèi)微細觀蠕變試驗。結(jié)果表明砂質(zhì)泥巖蠕變過程中聲發(fā)射曲線與蠕變曲線具有相同的變化趨勢，可分為減速、等速、加速3個階段。恒定荷載的時效作用是使砂質(zhì)泥巖的微細觀損傷趨于均勻并擴散(圖7，8)。蠕變作用下砂質(zhì)泥巖表面細觀變形場在蠕變速率降至0時將呈現(xiàn)均勻?qū)ΨQ的等值線分層，而處于非穩(wěn)定蠕變狀態(tài)時則無法呈現(xiàn)，這揭示出砂質(zhì)泥巖蠕變因細觀變形場不均勻、不對稱而產(chǎn)生滑移破壞的變形機理[8]。當圍巖滑移破壞超出錨桿、錨索錨固范圍，則出現(xiàn)錨固力降低，巷道錨固體發(fā)生結(jié)構(gòu)性流變變形。

圖7 砂質(zhì)泥巖試樣聲發(fā)射時程曲線Fig.7 Time history curves of acoustic emission of sandy mudstone sample

圖8 聲發(fā)射事件定位結(jié)果Fig.8 Locating results of acoustic emission events

采用鉆孔窺視儀對巷道頂板巖層結(jié)構(gòu)進行了觀測，如圖9所示。頂板中存在著各種層理與環(huán)向裂隙、斜交裂隙、復合裂隙、離層和破碎。在深部高應力條件下，巷道圍巖破壞范圍很大，極易超過錨桿支護控制范圍。隨著時間延長，不僅錨桿錨固力會不斷降低，而且錨固體會出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性滑移，錨桿形成的承載結(jié)構(gòu)發(fā)生整體擠出。

圖9 頂板巖層裂隙類型及分布Fig.9 Fracture pattern and distribution in roof layers

2.2 千米深井軟巖巷道圍巖大變形機理

基于上述測試與研究成果，分析得出口孜東礦千米深井軟巖巷道圍巖大變形的主要原因和表現(xiàn)形式為:

(1)地應力高，煤層、泥巖強度較低，強度應力比值較小，導致巷道開挖后極易發(fā)生破壞并向圍巖深部發(fā)展。高地應力及軟巖是巷道大變形的最根本因素。

(2)圍巖劣化。表現(xiàn)為兩方面:一是巷道開挖引起圍巖溫度、濕度變化，風、水等對圍巖的物理甚至化學弱化;二是圍巖在開挖引起的應力變化作用下，在向巷道內(nèi)移動過程中，產(chǎn)生塑性變形、裂紋、擴容及破壞，導致強度衰減，圍巖不斷劣化。這兩個過程常常是相互作用，進一步加劇了圍巖劣化。

(3)圍巖大變形的方式主要有兩種:一是偏應力作用下的圍巖擴容變形[9]。巷道開挖形成不同方向的加卸荷效應，造成圍巖偏應力和應力梯度增高。當偏應力達到一定值，圍巖體積開始增加，特別是峰值強度后，圍巖擴容顯著增加，表現(xiàn)為圍巖碎脹，破壞巖體沿破裂面滑移、離層、旋轉(zhuǎn)等形式;二是錨固體結(jié)構(gòu)性、整體擠出變形。由于深部軟巖巷道圍巖破壞深度超出錨桿支護作用范圍，圍巖深部位移也比較大，錨固體，特別是巷幫煤層中的錨固體會被整體擠出，這種現(xiàn)象在煤巖交界面尤為嚴重。

(4)350 m超長工作面開采引起強烈采動影響，導致采動影響范圍和量值增加;同時，煤層上方8.2 m細砂巖頂板堅硬不易垮落、造成懸頂，破斷時釋放大量能量，引發(fā)更加強烈的動載荷。這種強采動應力作用在回采巷道上，導致圍巖變形與破壞更加劇烈。

(5)圍巖流變效應突出。無論是在巷道掘進階段、掘進影響穩(wěn)定階段，還是工作面采動影響階段，無論是圍巖擴容變形還是錨固體結(jié)構(gòu)性、整體變形，均與時間有密切關(guān)系。隨著時間加長，圍巖強度不斷劣化，破壞范圍逐漸擴大，圍巖變形越來越大。當巷道斷面不能滿足安全生產(chǎn)要求時，不得不進行維修或返修。

3 巷道支護-改性-卸壓協(xié)同控制原理

3.1 巷道圍巖控制方法確定

如前所述，千米深井巷道圍巖大變形的主要原因是軟巖、高應力、強采動，圍巖控制方法的確定必須以這3個方面為基礎(chǔ)。

改善軟巖力學性質(zhì)的方法主要有兩種:錨固與注漿。錨桿、錨索支護已成為我國煤礦巷道的主體支護方式，高預應力、高強度、高延伸率的錨桿支護已在軟巖巷道得到廣泛應用，可有效控制圍巖離層、滑動、轉(zhuǎn)動及新裂紋產(chǎn)生等不連續(xù)、不協(xié)調(diào)擴容變形，減少圍巖強度劣化，保持圍巖穩(wěn)定[10-13]。為此，將錨桿、錨索支護作為千米深井軟巖巷道的基本支護;注漿可填充圍巖不連續(xù)結(jié)構(gòu)面空間，將結(jié)構(gòu)面兩側(cè)巖體“黏結(jié)”到一起，增加結(jié)構(gòu)面強度，提高巖體完整性[14-16]。考慮到千米深井軟巖巷道圍巖比較破碎，將注漿作為圍巖改性的主要手段。

高應力問題一般通過以下方法解決:優(yōu)化開采順序、巷道布置，將巷道布置在應力降低區(qū);優(yōu)化巷道軸線與最大水平主應力方向的關(guān)系，改善圍巖應力狀態(tài)[17];采用各種人工卸壓法，減小或轉(zhuǎn)移圍巖高應力。本次千米深井軟巖巷道不具備實施上述方法的條件。若條件許可，應優(yōu)先考慮這些方法。

針對強采動，特別是工作面上覆堅硬頂板懸頂引起的強烈動壓問題，有深孔爆破、水力壓裂等方法。水力壓裂技術(shù)具有多種優(yōu)勢，目前在煤礦圍巖控制中得到越來越廣泛的應用[18-20]。為此，確定水力壓裂作為工作面強采動的控制方法。

綜上所述，提出千米深井軟巖巷道的支護(錨桿與錨索)-改性(注漿)-卸壓(水力壓裂)協(xié)同控制方法。同時，為保證圍巖控制效果，提出“三主動”原則:采用高預應力錨桿與錨索實現(xiàn)主動支護;采用高壓劈裂注漿主動對軟弱破碎煤層改性;采用超前水力壓裂實施主動卸壓。

3.2 數(shù)值模擬分析

采用數(shù)值模擬軟件UDEC研究千米深井軟巖巷道支護-改性-卸壓協(xié)同控制作用與效果。根據(jù)121302工作面地質(zhì)與生產(chǎn)條件，建立數(shù)值計算模型，如圖10所示。所建模型寬度800 m，高度340 m。根據(jù)實測地應力數(shù)據(jù)并考慮模型垂高，在模型頂部施加17 MPa的垂直應力，兩側(cè)施加梯度水平應力，底部垂直位移固定。全尺度模擬121301工作面開采引起的側(cè)向支承壓力和121302工作面回采引起的超前支承壓力。工作面回采引起的最大超前支承壓力一般在工作面前方一定距離，試驗巷道井下實際觀測結(jié)果表明，巷道在工作面前方30 m左右礦壓顯現(xiàn)最為劇烈，因此121302工作面的模擬開挖到距巷道30 m的時候停止。

煤巖體的物理力學參數(shù)見表4，其中，煤與頂板巖石參數(shù)是在實驗室單軸壓縮試驗獲取巖石力學參數(shù)及現(xiàn)場鉆孔窺視估計GSI數(shù)值的基礎(chǔ)上，通過GSI巖體分類方法折減后取得的，底板砂質(zhì)泥巖參數(shù)是基于煤礦勘探實測力學參數(shù)，通過GSI巖體分類方法折減后取得。表4中E為彈性模量;ν為泊松比;UCS為單軸抗壓強度;GSI為巖體表面質(zhì)量指標;Mi為巖石三軸常量;C為黏聚力;φ為摩擦角;σt為抗拉強度。不連續(xù)結(jié)構(gòu)面的力學參數(shù)見表5，其中，Kn為節(jié)理法向剛度;Ks為節(jié)理剪切剛度;φJ為節(jié)理內(nèi)摩擦角;CJ為節(jié)理黏聚力;σJ為節(jié)理抗拉強度。為了在對巷道圍巖力學響應進行合理模擬前提下提高計算效率，對巷道周圍10倍范圍內(nèi)的圍巖采用摩爾-庫倫破壞準則來描述，對其他區(qū)域的煤巖體用彈性模型描述。

表4 數(shù)值模型采用的煤巖體力學參數(shù)
Table 4 Coal and rock mechanical properties in UDEC model

巖性E/GPaνUCS/MPaGSIMiC/MPaφ/(°)σt/MPa煤2.830.2010.084550.37230.04泥巖14.690.2537.705361.73270.19砂質(zhì)泥巖17.500.2547.105672.35290.24細砂巖21.220.1691.036595.72340.73

表5 數(shù)值模型采用的煤巖體結(jié)構(gòu)面力學參數(shù)
Table 5 Mechanical properties of coal and rock structural plane in UDEC model

巖性Kn/(GPa·m-2)Ks/(GPa·m-2)φJ/(°)CJ/kPaσJ/kPa煤14.405.763020060泥巖18.007.203632080砂質(zhì)泥巖20.008.003838090細砂巖27.0010.8042500150

錨桿、錨索采用UDEC內(nèi)置的Cable單元來表示，鋼帶用Beam單元來表示，支護單元的物理力學參數(shù)見表6。

表6 數(shù)值模型采用的支護體力學參數(shù)
Table 6 Mechanical properties of bolting componentsin UDEC model

支護體參數(shù)數(shù)值彈性模量/GPa200Cable屈服力/kN274/480(錨桿/錨索)黏結(jié)剛度/(GN·m-2)2黏結(jié)強度/(MN·m-1)0.4彈性模量/GPa200抗拉強度/MPa235Beam抗壓強度/MPa235法向剛度/(GPa·m-1)10切向剛度/(GPa·m-1)10

巷道圍巖注漿改性效果通過提高注漿范圍內(nèi)不連續(xù)結(jié)構(gòu)面的強度參數(shù)來模擬。井下現(xiàn)場注漿改性范圍為巷道煤柱側(cè)幫7.5 m范圍。通過對現(xiàn)場取樣試樣及改性加固試樣分別進行結(jié)構(gòu)面直剪試驗獲取的原生結(jié)構(gòu)面及改性結(jié)構(gòu)面力學參數(shù)結(jié)果，模擬中將煤柱側(cè)幫改性范圍內(nèi)巖體黏聚力提高20%，抗拉強度增加5 kPa，摩擦角增加5°。

對于水力壓裂的模擬，前期研究結(jié)果表明，巷道頂板水力壓裂卸壓機理在于水力壓裂在支承壓力路徑上產(chǎn)生新裂紋并激活原生裂紋如層理和節(jié)理等，這些裂紋在支承壓力作用下發(fā)生滑動變形，引起支承壓力的降低[21]。根據(jù)現(xiàn)場實測巷道上方37.1～45.3 m存在一層厚8.2 m的細砂巖，水力壓裂就在該堅硬巖層中實施。在壓裂區(qū)內(nèi)設(shè)置一系列間距為3 m，長度為20 m的水平壓裂裂隙，這些裂紋的黏聚力及抗拉強度均為0，摩擦角為20°;此外，壓裂區(qū)內(nèi)的原生裂紋的強度參數(shù)也降低為同壓裂裂紋一樣，以此模擬水力壓裂對巖體的作用。

圖11顯示了不同支護條件下巷道圍巖變形破壞情況。在無支護條件下，巷道兩幫及頂、底板變形破壞極其嚴重，巷道發(fā)生閉合;錨桿、錨索支護巷道兩幫變形顯著減少，頂板下沉量雖然仍然較大，但未發(fā)生垮落，巷道圍巖所承受的高支承壓力主要通過底板變形釋放，引起強烈底臌。單獨采用錨桿、錨索支護無法控制千米深井軟巖巷道圍巖大變形。

圖11 不同圍巖控制方式下巷道變形情況Fig.11 State of roadway displacement contained by various strata control patterns

通過對巷道圍巖進行注漿改性，提高了圍巖承載能力。在高支承壓力作用下，巷道沿采空區(qū)煤柱側(cè)幫的變形得到進一步遏制，如圖12所示。但是，由于受深部高應力和工作面回采動壓影響，幫部移近量仍達到1.2 m，無法滿足巷道正常使用要求。

通過在巷道頂板進行水力壓裂卸壓，顯著減小了傳遞到巷道頂板及兩側(cè)的高支承壓力，巷道兩幫變形得到了進一步控制，兩幫移近量減小到0.7 m，如圖11(c),13(b)所示。

圖12 注漿改性對巷道幫部變形破壞的影響Fig.12 Effect of grouting modification to coal side displacement and damage around roadway

圖13 卸壓前后圍巖應力分布特征Fig.13 Stress distribution in rock surrounding roadway before and after hydraulic fracturing destressing

3.3 巷道圍巖控制原理

基于上述分析，歸納支護-改性-卸壓協(xié)同控制原理主要體現(xiàn)在3個方面:一是通過高預應力錨桿、錨索及時主動支護，減小圍巖淺部偏應力和應力梯度，抑制錨固區(qū)內(nèi)圍巖不連續(xù)、不協(xié)調(diào)的擴容變形，減小圍巖強度的降低，在圍巖中形成預應力承載結(jié)構(gòu);二是通過高壓劈裂主動注漿改性，提高巷幫煤體的強度、完整性及煤層中錨桿、錨索錨固力，不僅可控制巷幫變形，而且可提高巷幫對頂板的支撐能力;三是在工作面回采前選擇合理層位進行水力壓裂主動卸壓，減小側(cè)方懸頂和采空區(qū)后方懸頂，并產(chǎn)生新裂隙，激活原生裂隙，降低工作面回采時采動應力量值和范圍。通過高預應力錨桿、錨索主動支護―煤層高壓劈裂主動改性―超前工作面水力壓裂主動卸壓，改善圍巖應力狀態(tài)，抑制圍巖強度衰減，提高煤層結(jié)構(gòu)強度與完整性，進而控制千米深井高應力、強采動軟巖巷道圍巖大變形。

4 巷道支護-改性-卸壓協(xié)同控制技術(shù)

基于千米深井軟巖巷道大變形機理及支護-改性-卸壓協(xié)同控制原理，研發(fā)出配套控制技術(shù)，包括高預應力、高強度、高沖擊韌性錨桿與錨索支護、高壓劈裂注漿改性、水力壓裂卸壓3項技術(shù)。關(guān)于預應力對錨桿的主動支護作用已有較多研究成果[22-24]，本文重點闡述適用于千米深井軟巖巷道的超高強度錨桿開發(fā)及錨桿在拉、剪、扭、彎及沖擊復合載荷作用下的受力特性。對于高壓劈裂注漿改性，其核心是注漿材料及注漿對圍巖的加固作用，因此重點闡述新開發(fā)的微納米無機有機復合改性材料及其性能，及注漿井下試驗。對于水力壓裂卸壓，包括壓裂設(shè)備、工藝及技術(shù)?；谏鲜鲅芯浚岢隹谧螙|礦121302運輸巷支護-改性-卸壓協(xié)同控制方案與參數(shù)。

4.1 超高強度錨桿開發(fā)及力學特性

傳統(tǒng)的錨桿鋼材，包括屈服強度為335，400，500 MPa的鋼材，由于強度比較低，不能滿足千米深井軟巖巷道支護的要求[25-27]。為此，本項目開發(fā)出CRMG700超高強度、高沖擊韌性錨桿鋼材。具體方法是以熱軋螺紋鋼為原料，通過中頻+超音頻感應快速加熱實現(xiàn)錨桿組織晶粒細化，淬火后在馬氏體相變區(qū)進行碳調(diào)配+回火連續(xù)熱處理工藝，得到鐵素體、馬氏體、殘余奧氏體復相組織，大幅提高錨桿鋼材強度的同時保證了鋼材具有足夠的抗沖擊性能。對CRMG700錨桿鋼材進行了力學性能測試，錨桿桿體屈服強度達到721 MPa，抗拉強度為859 MPa;直徑22 mm的桿體屈服力274 kN，最大承載力343 kN，沖擊吸收功147 J，最大力延伸率9%，斷后延伸率22%。錨桿桿尾螺紋段最大承載力331 kN，達到桿體的96.5%。

煤礦井下錨桿受到拉、剪、扭、彎及沖擊等多種載荷作用，受力狀態(tài)復雜[28-31]，單一采用拉伸或剪切等試驗無法真實反映井下錨桿實際受力狀態(tài)，為此，采用錨桿力學性能綜合試驗臺[1]，測試研究了錨桿在垂直于巖面和傾斜20°安裝錨桿(模擬受彎，后文簡稱傾斜安裝)兩種條件下，錨桿在預緊、拉扭組合、拉扭彎組合、拉扭剪組合、拉扭彎剪組合、拉扭沖擊、拉扭彎沖擊等情況下錨桿的受力變形規(guī)律。

垂直安裝預緊、傾斜安裝預緊過程中錨桿螺母扭矩與錨桿軸向載荷變化關(guān)系如圖14所示。無論錨桿垂直于巖面還是呈20°夾角安裝，隨著螺母扭矩的增大錨桿軸向載荷增加。在螺母扭矩增大初期，垂直安裝錨桿軸向載荷增長速度大于傾斜安裝錨桿軸向載荷增長速度;當螺母扭矩超過300 N·m時，傾斜安裝錨桿的軸向載荷略大于垂直安裝錨桿。通過試驗發(fā)現(xiàn)，當螺母扭矩超過500 N·m時，隨著螺母扭矩的增大兩種安裝條件下錨桿軸向載荷不再增加，基本保持穩(wěn)定，垂直安裝錨桿軸向載荷峰值為170 kN，傾斜安裝錨桿軸向載荷峰值為184.5 kN。

圖14 錨桿螺母預緊扭矩-軸向載荷曲線Fig.14 Pretensioned torque on nut vs axial load along bolt

錨桿拉扭組合、拉扭彎組合下軸向變形與軸向載荷的關(guān)系如圖15所示。當錨桿螺母預緊扭矩達到500 N·m后，不再增大螺母預緊扭矩而開始拉伸，以模擬井下錨桿預緊力達到設(shè)計預緊扭矩時，受圍巖變形錨桿受拉破壞的情況。試驗發(fā)現(xiàn)拉扭、拉扭彎兩種組合方式下錨桿破斷載荷約為300 kN，比直接拉伸時極限承載力降低12.5%。此外還發(fā)現(xiàn)垂直安裝錨桿其斷后延伸率較傾斜安裝錨桿提高12%。

煤礦井下錨桿除受到拉伸、扭轉(zhuǎn)、彎曲外，因巖層間的錯動還經(jīng)常受到剪切的作用，試驗研究了拉扭剪組合、拉扭彎剪組合下錨桿剪切變形、剪切力、軸向載荷和桿體扭矩的關(guān)系，如圖16所示。垂直安裝錨桿在剪切位移70 mm附近破斷，傾斜安裝錨桿在剪切變形90 mm附近破斷，為前者的1.3倍。垂直安裝錨桿剪切力增長速率先大后小，在剪切變形3 mm處出現(xiàn)拐點，而傾斜安裝錨桿在剪切變形25 mm處出現(xiàn)拐點，增長速率同樣為先大后小;垂直安裝錨桿剪切力峰值為243.8 kN，傾斜安裝錨桿剪切力峰值為298.2 kN。從錨桿剪切過程中兩種安裝方式軸向載荷變化看，兩種安裝方式錨桿軸向載荷變化不大，均呈現(xiàn)緩慢減小―增大―減小―破斷的過程。從剪切加載后桿體扭矩看，垂直安裝錨桿桿體扭矩呈現(xiàn)先增大后平穩(wěn)的過程，傾斜安裝錨桿桿體扭矩初期呈現(xiàn)下降的趨勢，后期扭矩出現(xiàn)反轉(zhuǎn)現(xiàn)象。

圖15 錨桿拉扭彎過程中軸向變形-載荷曲線Fig.15 Axial displacement vs axial load along bolt during bolt tension，torsion and bending

圖16 錨桿拉扭彎剪過程中剪切變形-軸向載荷/ 剪切力/桿體扭矩曲線Fig.16 Shear displacement vs axial load/shear load/torque on bolt shank during tension,torsion,bending and shearing

受工作面回采動壓影響，錨桿經(jīng)常受到?jīng)_擊載荷作用，為此開展了錨桿拉扭、拉扭彎兩種工況條件下再受沖擊載荷作用試驗研究，兩種安裝條件下拉伸沖擊測試數(shù)據(jù)見表7。

圖17為錨桿在垂直安裝和傾斜安裝兩種條件下先預緊、拉伸，再受到?jīng)_擊作用時沖擊載荷隨時間的變化曲線;圖18為錨桿分別在兩種安裝條件下先預緊、拉伸、最后再受到?jīng)_擊作用測試的軸向位移隨時間變化曲線。

對于垂直安裝錨桿，在預緊、拉伸后，動載沖擊作用持續(xù)時間為37.65～57.95 ms，作用時長為20.30 ms，在51.85 ms時支護系統(tǒng)的沖擊動載達到峰值226.46 kN，51.85 ms之后逐漸衰減，由于擺錘沖擊下產(chǎn)生的應力波多次反射效應使整個支護系統(tǒng)出現(xiàn)多次震動，故在峰值沖擊動載附近產(chǎn)生少數(shù)沖擊動載。垂直安裝錨桿沖擊后軸向位移由 0 突增至 17.97 mm，隨后在其周圍波動并循序減小，而后逐步增大，經(jīng)1 500 ms 后支護系統(tǒng)的變形大致穩(wěn)定在17.43 mm，沖擊過程系統(tǒng)延伸率為1.15%。

表7 錨桿拉扭彎及沖擊載荷下測試數(shù)據(jù)
Table 7 Test data of bolt applied by tension,torsion,bending and impact load

沖擊能量/kJ沖擊前錨桿力學參數(shù)安裝形式預緊扭矩/(N·m)拉伸力/kN擺錘沖擊條件下采集參數(shù)動載最大值/kN動載作用時長/ms擺錘回彈角度/(°)軸向變形/mm延伸率/%10垂直250200226.4620.3011.4017.431.151020°傾角250190364.0678.5019.9516.171.06

圖17 錨桿沖擊動載與時間曲線Fig.17 Impact load along bolt vs time

圖18 錨桿沖擊軸向位移與時間曲線Fig.18 Impact displacement along bolt vs time

對于傾斜安裝錨桿預緊、拉伸后，動載沖擊作用持續(xù)時間為39.35～117.85 ms，作用時長為78.50 ms，在39.50 ms時支護系統(tǒng)的動載達到最大峰值為364.06 kN，39.50 ms后為逐漸衰減。對于傾斜安裝錨桿在預緊、拉伸后，沖擊載荷作用產(chǎn)生的軸向位移由 0 突增至 19.56 mm，其變化趨勢與垂直安裝錨桿相同，同樣為沖擊后軸向位移突增后波動并迅速減小，而后逐步增大，經(jīng)1 500 ms 后支護系統(tǒng)的變形大致穩(wěn)定在16.17 mm，沖擊過程系統(tǒng)延伸率為1.06%?？傮w來看，傾斜安裝錨桿沖擊時震動持續(xù)時間和幅度大于垂直安裝錨桿，但二者因沖擊產(chǎn)生的軸向位移與時間的變化趨勢一致。

上述實驗室試驗表明，錨桿安裝角度、螺母預緊扭矩、桿體扭矩、巖層錯動、沖擊載荷，均不同程度影響錨桿力學性能與承載力。復合受力狀態(tài)下錨桿變形與破壞有新的特征。

4.2 注漿改性材料及性能

針對目前水泥、高分子化學注漿材料存在的問題，及千米深井軟巖巷道高壓劈裂注漿的要求，開發(fā)早強、高強、高滲透的注漿材料[32-34]。通過類晶納米材料誘導結(jié)晶增強、有機界面黏接增強和超細粉磨方法開發(fā)出微納米無機有機復合改性雙液注漿材料(MCGM)。首先優(yōu)選了硫鋁酸鈣礦物、硫酸鈣礦物和氧化鈣礦物，以單軸抗壓強度為指標優(yōu)化出5∶4∶1配合比例，制備出高膠凝性無機材料。為進一步增強材料單軸抗壓強度，合成了納米鋰鋁類水滑石，具有層狀結(jié)構(gòu)，層板上含有鋰離子(圖19)。納米鋰鋁滑石可以誘導材料快速成核結(jié)晶，而鋰離子在此過程中緩慢從層上溶出釋放，進一步促進材料水化反應，經(jīng)納米鋰鋁類水滑石增強后，注漿材料4 h單軸抗壓強度提高2.5倍以上(圖20)。

圖19 納米鋰鋁滑石結(jié)構(gòu)示意Fig.19 Structural sketch of nano lithium aluminum talc

為了增強材料對煤巖體潤濕性能與界面黏結(jié)性能，開發(fā)了有機界面調(diào)節(jié)劑，摻入有機界面調(diào)節(jié)劑前后，材料與煤表面潤濕接觸角從72.8°減小到15.5°，潤濕性得到顯著改善。漿液與煤黏結(jié)強度大于煤自身抗拉強度。

將研發(fā)的多種材料優(yōu)化復配，超細粉磨粒度小于10 μm(圖21)，制備出微納米無機有機復合改性材料，包括黃料和白料雙組分。注漿時分別加入一定的水(水灰比0.7～1.2)拌制成漿液，采用雙液注漿泵進行注漿，黃料漿液與白料漿液在注漿孔口處混合注入注漿加固區(qū)域，兩者體積比可在1∶0.6～1∶1.2調(diào)節(jié)，主要性能指標見表8。

基于新型微納米無機有機復合改性注漿材料，開發(fā)出高壓劈裂注漿技術(shù)與裝備。電動高壓注漿泵額定注漿壓力40 MPa，預脹式封孔器開啟壓力 9 MPa，最高封孔壓力 40 MPa。在121302運輸巷煤幫進行了高壓劈裂注漿試驗，注漿壓力隨時間變化曲線如圖22所示。注漿開始后漿液通過注漿管路到達預脹式封孔器，封孔器開始封孔，當達到封孔器開啟壓力9 MPa時漿液迅速進入注漿孔，注漿泵恢復低壓工作狀態(tài)，注漿壓力降低。隨著注漿進行，漿液注滿鉆孔后，注漿壓力呈現(xiàn)波動式增大。當注漿壓力達到17 MPa(明顯超過煤層單軸抗壓強度10.08 MPa)后，迅速下降至7 MPa，隨后再波動式增大至18 MPa，之后再下降。注漿壓力變化曲線表明，巷幫煤體實現(xiàn)了劈裂注漿，漿液可注入煤層劈裂的裂縫中。

圖21 微納米無機有機復合改性材料粒度分布Fig.21 Grain size distribution of micro-nano inorganic and organic grouting composite materials

表8 微納米無機有機復合改性材料性能(MCGM)Table 8 Properties of micro-nano inorganic and organic grouting composite materials(MCGM)

圖22 巷道煤幫高壓劈裂注漿壓力曲線Fig.22 Pressure variation curve of split grouting in coal side

在井下獲取注漿改性試驗固結(jié)體試樣，進行了掃描電鏡觀測，如圖23所示。漿液可進入微小裂隙，充填密實。此外還發(fā)現(xiàn)常壓狀態(tài)下的漿液固結(jié)體細觀結(jié)構(gòu)顯得雜亂疏松，高壓劈裂狀態(tài)下漿液固結(jié)體更加密實，漿液與煤體黏結(jié)更緊密，這也從微觀上解釋了高壓劈裂注漿形成的漿液固結(jié)體具有更高的強度。

圖23 漿液固結(jié)體試樣掃描電鏡觀測結(jié)果Fig.23 SEM image of grouting consolidating body sample

4.3 水力壓裂卸壓技術(shù)

水力壓裂卸壓技術(shù)包括壓裂機具與設(shè)備、壓裂工藝、壓裂效果檢測與評價技術(shù)等[35-36]。壓裂機具與設(shè)備包括鉆孔、封孔、壓裂設(shè)備。根據(jù)千米深井巷道堅硬頂板條件，確定壓裂鉆孔直徑為56 mm，鉆孔深度不超過70 m，據(jù)此選擇了合理的鉆機、鉆桿與鉆頭。提出分段后退式壓裂工藝，每個壓裂段長度2.5 m，其中兩端封孔各1 m，壓裂段長度為0.5 m。從孔底開始逐段封孔壓裂，直至堅硬頂板底部處停止。

開發(fā)出高壓跨式膨脹型封孔系統(tǒng)，如圖24所示。每個封孔器長度為1 m，外表為纖維加強的橡膠材料彈性膜，充水膨脹封孔，封孔壓力可達60 MPa。聯(lián)合研制出高壓注水泵，最大注水壓力達60 MPa，滿足了井下堅硬頂板的壓裂要求。

圖24 跨式膨脹型封孔器示意Fig.24 Sketch of expansive straddle type hole sealing unit

4.4 巷道圍巖協(xié)同控制方案與參數(shù)

在上述研究成果的基礎(chǔ)上，提出示范巷道-121302運輸巷圍巖協(xié)同控制方案與參數(shù)。

首先是巷道斷面優(yōu)化。試驗巷道原斷面形狀為拱形，在破頂掘進過程中拱形斷面對層狀巖層有破壞作用，同時造成肩窩處三角煤不穩(wěn)定，該處錨桿、錨索破斷較為嚴重。針對該問題，將巷道斷面改為沿頂板掘進的倒梯形，頂板與水平方向夾角為6°，巷道寬度5.8 m，工作面?zhèn)葞透叨?.19 m，煤柱側(cè)幫高度3.58 m。

錨桿、錨索為巷道基本支護。錨桿為新開發(fā)的CRMG700超高強度錨桿，直徑22 mm，長度2.4 m，配套高強度錨桿托板、螺母、調(diào)心球墊和減摩墊圈。頂板錨桿匹配6 mm厚W鋼帶護表，錨桿間排距900 mm×900 mm，巷幫采用W鋼護板護表。錨索采用1×19結(jié)構(gòu)預應力鋼絞線，頂板錨索長7 200 mm，間排距1 600 mm×900 mm，煤幫錨索長4 200 mm，間排距1 350 mm×900 mm，錨索配套帶凹槽異形托板并配合鋼筋托梁支護。頂板錨桿預緊扭矩由260 N·m提高到500 N·m，幫錨桿預緊扭矩提高到450 N·m，錨索張拉力由原來160 kN提高到300 kN。試驗巷道支護設(shè)計方案如圖25所示。通過提高錨桿強度、錨桿與錨索的預緊力充分發(fā)揮主動支護作用。

高壓劈裂注漿在巷道煤柱側(cè)幫比較破碎的煤柱中進行，超前掘進工作面主動注漿改性。在掘進工作面煤柱側(cè)，每天循環(huán)布置兩個注漿孔，如圖26所示。鉆孔直徑42 mm，注漿孔1距離底板1.5 m，長度11 m，仰角9°，與煤柱垂線呈36°。注漿孔2距離底板2 m，仰角14°，長度9.4 m，與煤柱垂線呈64°。注漿材料采用新研發(fā)的微納米無機有機復合改性材料，水灰比0.8～1.0。注漿壓力達到9 MPa時單向閥開啟進行劈裂注漿，注漿方式采用由下而上分序間隔注漿，以保證漿液的滲透性和注漿效果。

水力壓裂目標層為頂板上部37.1～45.3 m范圍的細砂巖，據(jù)此進行壓裂設(shè)計?？紤]封隔器長度，確定鉆孔垂直高度47.4 m。水力壓裂鉆孔布置如圖27所示，在巷道兩側(cè)布置2組鉆孔，間距10 m;工作面?zhèn)茹@孔深67 m，與運輸巷軸向夾角30°，傾角45°，開孔位置距離回采側(cè)煤壁3 m;煤柱側(cè)壓裂孔深67 m，與運輸巷軸向夾角10°，傾角45°，開孔位置距離煤柱1 m。水力壓裂試驗段位于開切眼向外100～200 m，共施工11組鉆孔開展壓裂試驗，并對比分析壓裂前后巷道礦壓變化規(guī)律。

5 井下試驗與圍巖控制效果分析

將4.4節(jié)所述的圍巖協(xié)同控制方案實施于121302運輸巷，進行了井下試驗，試驗巷道長度200 m，并完成了全面、系統(tǒng)的礦壓監(jiān)測，分析了圍巖控制效果。

圖27 水力壓裂鉆孔布置Fig.27 Layout of hydraulic fracturing boreholes

5.1 礦壓測站布置

為對比原支護與新方案現(xiàn)場應用效果，共布置4個綜合測站，如圖28所示。1，2號測站位于原支護巷道內(nèi)，分別位于770，875 m處;3，4號測站位于試驗段內(nèi)，分別位于960，1 050 m處，其中3號測站為支護-改性-卸壓試驗段，4號測站為支護-改性-非卸壓段。監(jiān)測內(nèi)容包括錨桿錨索受力、巷道圍巖變形、一維和三維采動應力監(jiān)測。

5.2 錨桿與錨索受力及巷道變形

原支護巷道掘進和回采期間錨桿、錨索受力及巷道變形情況如圖29所示。巷道掘進期間錨桿、錨索受力很不均衡，錨桿受力普遍偏低，頂板錨桿受力僅為50 kN左右。頂板錨索受力也較小，僅為150 kN左右。受煤層傾角影響，煤柱側(cè)錨索一般錨固在頂板巖層中，且煤柱變形較大，導致煤柱側(cè)幫錨索受力達到370 kN。工作面回采階段，受超前支承壓力影響，巷道產(chǎn)生大變形，但錨桿受力普遍較小，基本都在100 kN以下，未能充分發(fā)揮錨桿的支護作用。工作面回采階段錨索受力增長較為明顯，尤其是煤柱側(cè)錨索，最大受力達到500 kN，錨桿、錨索破斷現(xiàn)象頻發(fā)。原支護巷道變形主要表現(xiàn)為頂?shù)装逡平约皟蓭褪湛s變形。在掘進期間，頂?shù)装謇塾嬕平窟_2 399 mm，其中頂板下沉364 mm，底臌2 035 mm，兩幫移近1 275 mm，煤柱擠壓變形嚴重。回采期間巷道受強烈采動影響，變形劇烈，頂?shù)装謇塾嬕平? 379 mm，底板變形占頂?shù)装逡平康?0%，兩幫累計變形達到3 529 mm?？傮w來看，原支護巷道發(fā)生強烈的持續(xù)變形，為保證工作面順利回采，巷道不得不進行了多次返修。

圖28 井下礦壓監(jiān)測測站布置Fig.28 Layout of underground monitoring stations

圖29 原支護巷道錨桿與錨索受力及變形曲線Fig.29 Curves of roadway displacement and bolt and cable loads in entry reinforced by original pattern

圖30 支護-改性-卸壓段錨桿與錨索受力及巷道變形曲線Fig.30 Curves of roadway displacement and bolt and cable loads in entry controlled with bolting-modification-destressing

支護-改性-卸壓試驗段錨桿、錨索受力及巷道變形情況如圖30所示。錨桿、錨索預緊力大幅增加，受力均達到100 kN以上，巷道掘進后40 d左右受力基本保持穩(wěn)定;回采期間，煤柱側(cè)錨索在距離工作面50 m處受力顯著增大，頂板錨索在距離工作面25 m處受力增長明顯。掘進期間兩幫最大移近量1 040 mm，頂?shù)装遄畲笠平? 270 mm，其中頂板下沉102 mm，底臌1 168 mm。與原支護相比，巷道變形明顯減小。在回采階段進行水力壓裂卸壓后，頂?shù)装逡平考s為1 915 mm，其中頂板下沉62 mm，底臌1 853 mm，兩幫移近962 mm。由于巷道底板留設(shè)厚1 m左右的底煤，且未采取支護措施，因此底臌量相對較大?？傮w來看，新方案下錨桿、錨索破斷率降低了90%，高壓劈裂注漿改性提高了巷幫煤體強度，水力壓裂卸壓減小了采動影響范圍和強度，雖然巷道也有較明顯的變形，但相比原支護巷道變形減小了50%以上，巷道支護效果如圖31所示。另外，現(xiàn)場監(jiān)測發(fā)現(xiàn)煤巖體極易風化，部分幫錨桿錨固力后期出現(xiàn)了下降，減弱了巷幫錨桿的支護效果。

5.3 一維采動應力監(jiān)測與分析

121302工作面回采前，在原支護段和新方案段安裝了鉆孔應力計，監(jiān)測回采工作面超前支承壓力，即垂直方向采動應力變化(圖28)。原支護(2號測站)、新方案(3號測站)工作面超前采動應力監(jiān)測結(jié)果如圖32，33所示。

圖32 原支護巷道工作面超前采動應力變化Fig.32 Variation curves of mining induced stress around entry reinforced by original pattern

圖33 新方案巷道工作面超前采動應力變化Fig.33 Variation curves of mining induced stress around entry controlled by new pattern

原支護段工作面?zhèn)葞? m鉆孔處采動應力基本保持不變，直至工作面超前20 m處才有所增大，但隨即下降，說明3 m鉆孔深度位置煤體已經(jīng)較為破碎，超前采動應力變化不明顯。隨著鉆孔深度增加，工作面?zhèn)葞兔后w采動應力增加，且趨勢基本相同，鉆孔深度6 m時，鉆孔應力計讀數(shù)由初始的15 MPa增大至23 MPa，鉆孔深度9 m時，鉆孔應力計讀數(shù)由初始的20 MPa增大到35 MPa。綜合6，9 m鉆孔數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，原支護段工作面?zhèn)葞统安蓜討Τ霈F(xiàn)了2個波峰，第1個波峰位于工作面超前80～100 m，采動應力達到最大值，第2個波峰位于工作面前方30～20 m，采動應力再次小幅增大。之后，在工作面前方20 m范圍內(nèi)，采動應力隨工作面推進迅速降低至接近0。表明工作面前方80 m范圍左右的煤體已經(jīng)屈服，不能承受更大的載荷，而且隨著煤體的不斷變形破壞，承受的采動應力逐漸降低。第2個波峰可能是工作面基本頂斷裂引起的。煤柱側(cè)幫較為破碎，承載能力較低，工作面超前240～80 m，采動應力變化不明顯，工作面超前80 m范圍內(nèi)，隨著工作面的推進，采動應力逐漸降低。

支護-改性-卸壓試驗段，工作面?zhèn)葞统安蓜討ψ兓^原支護顯著降低，且工作面前方煤體在工作面超前30～20 m處才開始出現(xiàn)明顯下降，說明采用支護-改性-卸壓后，采動應力顯著降低，水力壓裂起到較好的卸壓作用，減弱了回采對巷道圍巖變形的影響。煤柱側(cè)幫3 m 鉆孔測點應力在初期略有增加，之后不斷降低至0，表明煤柱側(cè)幫3 m深度的煤體很早已發(fā)生破壞;5 m鉆孔測點應力變化較為穩(wěn)定，在距工作面超前37 m之外應力變化很小，之后應力快速下降，最終穩(wěn)定在1 MPa左右;6 m鉆孔測點在工作面回采期間應力變化較大，出現(xiàn)明顯上升和急劇衰減階段。在距離工作面61 m處達到峰值14.8 MPa，隨后急劇下降到8.1 MPa。在工作面超前20 m處，又急劇減小，最終穩(wěn)定在1.2 MPa左右。從煤柱側(cè)采動應力變化趨勢來看，新方案段煤柱側(cè)幫采動應力從超前40～60 m開始逐步降低，而原支護超前80 m采動應力即開始降低，說明采用支護-改性-卸壓方案后，煤柱側(cè)幫煤體完整性和承載能力得到了提高，而采動應力有一定程度的降低。

5.4 三維采動應力監(jiān)測與分析

為研究水力壓裂對工作面超前三維采動應力大小和方向的影響規(guī)律，分別在原支護和支護-改性-卸壓段安裝了空心包體應變計，其中3號空心包體應變計位于支護-改性-卸壓段，7號空心包體應變計位移原支護段，應變計均安裝在巷道頂板細砂巖中。三維主應力增量變化如圖34所示，方位角以及傾角變化如圖35所示，其中，Δσ1，Δσ2，Δσ3分別為最大主應力增量、中間主應力增量、最小主應力增量。圖35中極徑表示測點距工作面距離，極角表示主應力方位角或傾角變化。

圖34 巷道頂板主應力增量變化Fig.34 Variation curve of principal stress increments in entry roof

圖35 巷道頂板主應力增量方位角與傾角變化Fig.35 Variation curve of principal stress increment azimuth and dip in entry roof

從原支護段與支護-改性-卸壓段主應力增量相比來看，原支護段隨工作面推進主應力增量明顯增大，且波動較為劇烈。在監(jiān)測初始階段距離工作面248 m時，Δσ1，Δσ2，Δσ3均較小，距工作面244 m時，各應力增量出現(xiàn)大幅度增加，3個主應力增量分別增大至22.9，20.1和6.9 MPa，在距離工作面114～44 m時，主應力增量急劇變化，Δσ3最大降幅為32.2 MPa，Δσ1和Δσ2最大降幅分別為21.3，31.5 MPa;主應力增量方位角及傾角變化較為突出，距離工作面126 m時，Δσ1方位角由359°偏轉(zhuǎn)到174°，Δσ2方位角由129°偏轉(zhuǎn)到303°;距工作面117 m處，Δσ2方位角偏轉(zhuǎn)163°，Δσ1方位角變化與Δσ2方位角幾乎保持同步變化，最大偏轉(zhuǎn)角度236°。同時傾角變化與方位角變化幾乎保持同步，Δσ1和Δσ2傾角變化較為突出。因此，采動對原支護巷道三維主應力影響較為明顯。

支護-改性-卸壓段距離工作面130～26 m內(nèi)Δσ1逐漸增大，Δσ2變化趨勢較Δσ1小，Δσ3在距離工作面超前26 m以外變化不明顯;在距離工作面26～13 m內(nèi)3個主應力增量均表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢，Δσ1變化幅度較大，最大降幅2.9 MPa，最大增幅3.5 MPa，Δσ2和Δσ3相對變化較小。方位角及傾角與原支護段相比變化幅度明顯減小。在距離工作面124～96 m處出現(xiàn)順時針偏轉(zhuǎn)，Δσ1方位角在距離工作面13 m處出現(xiàn)大幅度偏轉(zhuǎn)，最大偏轉(zhuǎn)200°;在距離工作面22～2 m期間，Δσ2方位角由350°→153°→47°;Δσ3在初始階段由236°偏轉(zhuǎn)到150°，隨后幾乎不再發(fā)生偏轉(zhuǎn)。在工作面回采期間Δσ2和Δσ3傾角變化規(guī)律呈現(xiàn)明顯階段變化特征，Δσ1傾角變化較小，當距離工作面小于61 m時，傾角幾乎保持不變。因此，巷道頂板水力壓裂卸壓后，回采擾動對頂板主應力增量、方位角以及傾角變化幅度影響明顯減小。

6 結(jié) 論

(1)口孜東礦示范巷道所測區(qū)域最大水平主應力21.84 MPa，垂直應力25.12 MPa，地應力場以垂直應力為主;13-1煤層頂?shù)装逡阅鄮r為主，強度低、膠結(jié)性差;煤巖層中黏土礦物含量占礦物總含量的60%，極易風化和遇水軟化;巷道變形主要為幫部大變形和強烈底臌，大量肩窩錨桿、錨索破斷，托板翻轉(zhuǎn)、鋼帶撕裂，導致支護破壞與失效。

(2)千米深井軟巖、高應力、強采動巷道大變形主要有2種方式:① 偏應力作用下的圍巖擴容變形，峰值強度后表現(xiàn)為圍巖碎脹，破壞巖體沿破裂面滑移、離層、旋轉(zhuǎn)等形式;② 圍巖破壞范圍較大時的錨固體結(jié)構(gòu)性、整體擠出變形。圍巖風化和遇水軟化、強度衰減更促進了變形的增大;超長工作面及堅硬頂板不易垮落、懸頂引起的強烈采動影響，導致圍巖變形與破壞更加劇烈。在巷道變形的各個階段，無論是圍巖擴容變形還是錨固體整體擠出，均具有很強的流變效應。

(3)數(shù)值模擬對比分析了無支護、錨桿支護、錨桿支護-注漿改性、錨桿支護-注漿改性-水力壓裂卸壓4種方案下巷道圍巖受力、變形及破壞特征，闡明了支護-改性-卸壓協(xié)同控制原理:預應力錨桿及時主動支護，減小圍巖淺部偏應力和應力梯度，抑制錨固區(qū)內(nèi)圍巖的擴容變形，減小圍巖強度的降低;高壓劈裂主動注漿改性，提高巷幫煤體不連續(xù)結(jié)構(gòu)面強度、完整性及錨固力;水力壓裂主動卸壓，減小側(cè)方懸頂和采空區(qū)后方懸頂，并產(chǎn)生新的壓裂裂隙，激活原生裂隙，降低工作面采動應力量值和范圍。通過高預應力錨桿主動支護-高壓劈裂主動改性-超前水力壓裂主動卸壓，實現(xiàn)“三主動”協(xié)同控制，改變圍巖應力、強度和結(jié)構(gòu)，進而控制千米深井高應力、強采動巷道圍巖大變形。

(4)研發(fā)出巷道支護-改性-卸壓協(xié)同控制技術(shù):開發(fā)的CRMG700超高強度、高沖擊韌性錨桿支護材料，桿體抗拉強度達859 MPa，沖擊吸收功達147 J，斷后延伸率達22%;揭示出錨桿在拉、剪、扭、彎及沖擊復合載荷作用下力學響應規(guī)律;研發(fā)出微納米無機有機復合改性注漿材料，最大粒徑8.8 μm，2 h單軸抗壓強度10.2 MPa，抗拉強度大于1.5 MPa，28 d單軸抗壓強度42.5 MPa;提出分段壓裂工藝，研發(fā)出配套壓裂機具與設(shè)備，最大注水壓力達60 MPa。

(5)提出支護-改性-卸壓巷道圍巖控制布置方案與參數(shù)，并進行了井下試驗和圍巖變形、支護體受力、一維和三維采動應力監(jiān)測。結(jié)果表明，與原支護相比，支護―改性―卸壓協(xié)同控制方案應用后，充分發(fā)揮了錨桿、錨索主動支護作用，錨桿、錨索破斷率降低90%;高壓劈裂注漿提高了巷幫煤體的強度和完整性;頂板上覆堅硬巖層實施水力壓裂，減小了工作面超前采動應力量值與變化幅度。支護-改性-卸壓協(xié)同控制方案使巷道圍巖變形量降低了50%以上。

本項目的研究還在不斷進行中，在千米深井軟巖、高應力、強采動巷道圍巖變形與破壞機理及影響因素，支護-改性-卸壓時空協(xié)同控制原理等基礎(chǔ)理論方面還需繼續(xù)深入研究;巷道圍巖控制方案與參數(shù)還需進一步優(yōu)化;試驗巷道長度還比較短，應繼續(xù)擴大試驗范圍與規(guī)模;礦壓監(jiān)測數(shù)據(jù)還在不斷收集中，應進一步加強礦壓監(jiān)測數(shù)據(jù)的深度挖掘與分析對比，揭示更深層次的礦壓規(guī)律。

致謝本論文的研究工作有9個單位，100余人參與，對本論文均作出不同程度的貢獻，在此一并表示感謝。