李文洲,康紅普,姜志云,司林坡,蔡瑞春,郭罡業(yè)

(1.煤炭科學研究總院，北京 100013; 2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013; 3.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部,北京 100013; 4.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗，北京 100013; 5.中煤新集能源股份有限公司 口孜東礦,安徽 阜陽 236153)

隨著煤炭資源的開發(fā)和利用，煤礦開采逐步向深部發(fā)展。相比淺部礦井，深部礦井地應力水平越來越大，煤巖體裂隙發(fā)育、在高應力作用下軟巖特性也越來越突出[1-4]，深部巷道掘進后，短期內圍巖變形明顯。煤巖體內部節(jié)理、層理、裂隙等結構面很大程度上決定著煤巖體的強度和變形特征，而煤巖體的應力環(huán)境又對煤巖體的結構及煤巖體中裂隙變形破壞起著決定性作用，煤巖體內部裂隙的擴展及破壞，將造成煤巖體整體強度下降，進而造成錨桿錨索錨固力急劇下降乃至失效，對礦井巷道安全造成嚴重影響;且工作面中煤巖體裂隙發(fā)育強度弱化及地質構造等也將對工作面智能化回采造成影響，將嚴重制約我國煤礦工作面回采及巷道掘進的智能化進程[5]。

多年來礦井破碎煤巖體注漿試驗，一定程度上解決了破碎煤巖體加固及錨桿錨索錨固力不足的問題，針對淺部礦井形成了較為完整的煤巖體加固的支護方式、注漿材料及相關工藝等，但淺部煤巖體注漿多為淺孔低壓模式[6-8]。面對深部礦井地應力水平高、煤巖體裂隙開度較小、圍巖大變形造成錨桿錨索失效等新問題，采用常規(guī)的錨桿錨索支護配合低壓淺孔注漿，無法達到預期的圍巖控制效果[9-13]。國內外學者對深部礦井裂隙煤巖體的諸多問題，如地應力分布特征、煤巖體體物理力學特性、變形特征及控制方法等進行了大量的實驗研究[14-21]。但針對深部礦井高應力環(huán)境下煤巖體改性強化參數(shù)的確定及相關機理的研究較少，為更好地對深部礦井巷道圍巖進行支護，康紅普院士針對深部礦井高應力、大變形圍巖與支護相互作用機理，提出了“支護-改性-卸壓”協(xié)同控制原理，為深部礦井裂隙煤巖體改性強化研究提供了指導[5]。

筆者在對不同埋深地應力分布特征實測及煤巖體裂隙發(fā)育特點對比分析的基礎上，采用數(shù)值模擬對不同應力水平不同裂隙傾角煤巖對裂隙煤巖體變形破壞特征進行了詳細研究;通過建立煤巖體裂隙懸臂梁理論模型，對煤巖體變形破壞影響因素及改性強化機理進行了分析研究;提出了深部高應力裂隙煤巖體高壓注漿改性強化相關工藝參數(shù)和指導原則。通過現(xiàn)場試驗，裂隙煤巖體改性強化效果良好，圍巖控制效果得到明顯提高，對煤礦巷道及工作面智能化的推進奠定較好的地質先決條件，也為我國深部煤炭資源開發(fā)提供強有力的理論與技術支撐。

1 不同埋深地應力及裂隙分布特征

1.1 不同埋深地應力分布特征

煤巖體賦存的應力環(huán)境是決定煤巖體結構的主要因素，為了更好地對深部高應力水平裂隙煤巖體變形破壞特征及改性強化機理進行研究，采用小孔徑水壓致裂法對埋深500 m左右和1 000 m左右裂隙煤巖體地應力分布特征進行了實測對比分析，不同測點地應力測試結果見表1。

表1 不同測點地應力測試結果Table 1 In-situ stress testing results of different testing points

其中，埋深500 m左右實驗地點選取山西潞安常村煤礦，共布置4個測站，分別布置在23采區(qū)運輸巷300 m處，埋深487 m，23采區(qū)1號回風巷850，1 400，2 000 m處，埋深分別為499，525，549 m。埋深1 000 m左右實驗地點選取安徽口孜東礦、山東孫村礦和華豐礦，共布置13個測站，其中口孜東礦7個測站，布置在121304工作面回風巷，埋深905 m;121303工作面運輸巷，埋深904 m;西翼回風巷585,690 m處，埋深1 050 m;西翼運輸巷500 m處，埋深976 m。西軌道大巷960和800 m處，埋深976 m;孫村礦3個測站，布置在-1100水平一采區(qū)軌道大巷，埋深1 251 m。-1100水平二采區(qū)軌道下山回風巷道，埋深1 259 m。-1100三采區(qū)軌道下山聯(lián)絡巷，埋深1 271 m。華豐礦3個測站，布置在-1180水平大巷左掘進工作面，埋深1 274 m;-1180水平膠帶井硐室，埋深 1 274 m;-1180水平大巷掘進工作面，埋深1 271 m。通過不同埋深共17個點地應力測試數(shù)據(jù)對比分析，得出地應力隨深部變化規(guī)律曲線，如圖1所示。

圖1 地應力隨深度變化曲線Fig.1 Monitoring curves of in-situ stress with depth

通過圖1可看出埋深1 000 m左右時，最大、最小水平主應力變化分別為19.70～39.13 MPa,10.35～21.03 MPa，垂直主應力大小變化為22.17～31.85 MPa。最大最小水平主應力與垂直主應力隨深度基本呈線性增長關系。

最大水平主應力隨深度變化規(guī)律擬合公式為

σH=0.027 2H-2.587 8，R2=0.865 9

(1)

最小水平主應力隨深度變化規(guī)律擬合公式為

σh=0.014 3H-1.148 4，R2=0.854 0

(2)

以上測點最大水平主應力優(yōu)勢方向為北偏西，通過不同深度地應力測試數(shù)據(jù)分析可為不同埋深煤巖體應力特點分析提供指導，而煤巖體中平均水平主應力與垂直主應力的比值及最大水平主應力與最小水平主應力的比值也是煤巖體裂隙形成和擴展的主要影響因素。不同應力比值曲線如圖2所示。

圖2 不同應力比值曲線Fig.2 Ratio curves of different stresses

最大最小水平主應力差5.82～18.10 MPa，深部最大水平主應力與最小水平主應力差值為5.82～18.10 MPa，深部最大水平主應力與最小水平主應力差值為9.02～18.10 MPa，最高18.10 MPa,平均水平主應力與垂直主應力比為0.63～0.95，最大水平主應力與最小水平主應力比為1.79～1.99。

通過淺部和深部礦井地應力測試數(shù)據(jù)分析，根據(jù)摩爾庫倫準則，擬合得到了不同埋深煤巖體摩爾強度包絡線公式為

τ=0.183 7σ+3.84，R2=0.876 3

(3)

其中,τ為剪應力，MPa;σ為正應力，MPa。深部煤巖體摩爾強度包絡線如圖3所示，其中紅色為淺部煤巖體摩爾圓，藍色為深部煤巖體摩爾圓。

圖3 不同埋深煤巖體摩爾強度包絡線Fig.3 Mohr envelopes of coal-rock mass in different depth

通過以上分析得出:我國深部礦井裂隙煤巖體最大水平主應力最大約為最小水平主應力的2倍，最大最小水平主應力最大差值達到了18 MPa,較大的主應力差導致剪應力水平較大，造成煤巖體剪脹效應明顯，更易造成裂隙的形成及擴展，且深部高應力條件下煤巖體軟巖特性明顯，受采動等疊加因素影響，煤巖體裂隙進一步擴展發(fā)育，造成裂隙煤巖體強度進一步下降，圍巖強度弱化明顯，進而誘發(fā)支護錨固失效，圍巖大變形等。

1.2 深部煤巖體典型裂隙特征

煤巖體裂隙可根據(jù)寬度分為密閉裂隙(<1 mm);微張裂隙(1～3 mm);張開裂隙(3～5 mm);寬張裂隙(>5 mm)等，通過對深部裂隙煤巖體結構調查，其典型裂隙特征如圖4所示。巷道圍巖淺部主要以環(huán)狀離層為主，深部主要為細小、封閉裂隙、微張裂隙為主。受高應力、采動等因素影響，煤巖體內部裂隙經(jīng)歷變形啟動、變形擴張、貫通，形成裂隙網(wǎng)絡，最終導致煤巖體擴容膨脹。

圖4 深部煤巖體裂隙典型特征Fig.4 Typical features of fractures in deep

煤巖體裂隙率對煤巖體力學性能的控制要遠大于材料本身，裂隙網(wǎng)絡的形成將引起煤巖體完整性急劇降低，錨桿錨索預應力擴散效果差，造成圍巖控制效果差。

圖5 不同傾角裂隙數(shù)值模型Fig.5 Number model with different angle fractures

2 不同應力水平裂隙煤巖體變形特征

2.1 不同傾角裂隙變形特征

煤巖體中裂隙網(wǎng)絡的形成是基于應力環(huán)境的隨機系統(tǒng)，其中主應力差是主要影響因素，裂隙網(wǎng)絡具備分形特征，裂隙網(wǎng)絡的形成是多個不同傾角裂隙擴展貫通的相互疊加。為了對煤巖體中不同傾角裂隙變形特征進行分析，以煤巖體單一裂隙為例，在對不同埋深地應力分布特征及裂隙特點分析的基礎上，采用UDEC6.0數(shù)值模擬軟件研究了不同傾角裂隙煤巖體變形破壞特征，其數(shù)值模型如圖5所示。

圖5(a)中數(shù)字為不同角度裂隙，圖5(b)中α為裂隙傾角。模型寬度50 mm，高度100 mm。根據(jù)實測地應力數(shù)據(jù)，施加相關應力，量測施加梯度水平應力，底部垂直位移固定。以模型中點為圓心，按裂隙傾角15°，30°，45°，60°，75°，90°，105°，120°，135°，150°，165°，180°及不同埋深應力水平，共建立24個模型，對煤巖體裂隙變形特征及其影響因素進行研究。

煤巖體物理力學參數(shù)見表2，其物理力學參數(shù)通過實驗室單軸壓縮試驗并通過現(xiàn)場圍巖結構GSI分類折減后取得。

不連續(xù)結構面力學參數(shù)見表3。

表2 數(shù)值模型煤巖體力學參數(shù)Table 2 Coal and rock mechanical properties

表3 數(shù)值模型煤巖體結構面力學參數(shù)Table 3 Mechanical properties of coal and rock structural plane

相同應力不同裂隙傾角最大水平主應力和裂隙周圍塑性區(qū)分布如圖6，7所示。

圖6 不同傾角裂隙煤巖體最大主應力Fig.6 Maximum principal stress under different angles

圖7 不同裂隙傾角裂隙周圍狀態(tài)Fig.7 Simulated block state patterns of fractures

隨著裂隙傾角增加，裂隙傾角為90°時，最大水平主應力和裂隙周圍塑性破壞區(qū)呈現(xiàn)對稱狀態(tài)。裂隙傾角逐漸增大時，裂隙周圍拉應力集中區(qū)由裂隙兩端較小區(qū)域逐漸擴展到中部較大面積區(qū)域，隨后逐漸減小;而主壓應力集中區(qū)則相反。裂隙傾角為45°時，裂隙端部同時存在拉應力和剪應力集中區(qū)，裂隙傾角<60°和>120°時，裂隙周邊主應力逐漸減小;裂隙傾角為90°時，裂隙兩端應力差較大，易造成裂隙張開或順向錯動,從而造成煤巖體破壞。

相同裂隙傾角不同應力水平裂隙長度方向垂直應力曲線如圖8所示。

圖8 不同應力狀態(tài)相同裂隙傾角垂直應力曲線Fig.8 Vertical stresses curves with different dip angles

以裂隙傾角45°為例，當傾角相同時，隨著應力水平增大，深部煤巖體裂隙周邊應力區(qū)明顯大于淺部，裂隙端部應力集中區(qū)也更大，更易發(fā)生剪切擴容，形成剪脹效應，裂隙擴展兩翼成對稱分布，以主應力方向為漸近線朝軸力方向延伸線。當?shù)貞λ揭欢〞r，裂隙擴展后，將保持穩(wěn)定。裂隙傾角為90°時，最大最小水平主應力差對裂隙擴展至關重要，深部最大最小水平主應力差高達18.1 MPa，最大水平主應力最大約為最小水平主應力的2倍，受主應力差影響，裂隙剪脹效應導致圍巖弱化特性明顯。

2.2 不同應力水平裂隙改性機理分析

通過對深部煤巖體裂隙發(fā)育情況的調查，為了探討深部裂隙煤巖體改性強化的主要影響因素，取厚度為T受均勻拉應力σ1的煤巖體進行分析，假設煤巖體在拉應力作用下生成長度為L的裂隙，則煤巖體釋放的應變能為

(4)

式中，U為生成長度L裂隙釋放的應變能,J;σ1為拉應力，MPa;L為裂隙長度,m;T為煤巖樣厚度,m。

裂隙擴展需吸收的能量為

S=2LTr

(5)

式中，S為生成長度L裂隙吸收的應變能，J;r為表面能，J/m2;2LT為裂隙上下兩表面面積和，m2。

根據(jù)應變能釋放率與能量吸收率間的關系，可以確定裂隙是否處于穩(wěn)定狀態(tài)，即可得裂隙擴展臨界應力σcr表達式為

(6)

根據(jù)剪切模量和彈性模量關系E=2Gτ(1+ν),可得

(7)

式中,Gτ為剪切模量，GPa。

通過上述分析，可以得知當裂隙長度一定時，其泊松比、表面能是不變的，裂隙擴展臨界載荷和剪切模量Gτ相關，而煤巖體變形和裂隙閉合程度和表面粗糙度又進一步影響其剪切剛度，因此煤巖體改性機理應主要從裂隙剪切剛度、垂直剛度、內摩擦角、黏聚力等進行分析。

(1)只改變裂隙的剪切剛度和垂直剛度，將其減小到接近為0，裂隙周邊應力分布及塑性區(qū)狀態(tài)如圖9所示。

圖9 裂隙周邊應力分布及狀態(tài)Fig.9 Simulated different stresses and block state

改性前后裂隙周邊主應力水平及區(qū)域變化較大，應力集中區(qū)大小顯著降低，兩端主應力水平明顯降低，裂隙周邊應力狀態(tài)明顯得到改善。裂隙煤巖體改性前后裂隙長度方向垂直應力曲線如圖10所示，改性后裂隙長度范圍承載力大小提高為改性前的1.30～12.20倍。

圖10 改性前后裂隙長度垂直應力曲線Fig.10 Vertical stress curves before and after modification

(2)只改變裂隙內摩擦角，將其減小到接近為0，裂隙周邊應力分布及塑性區(qū)狀態(tài)如圖11所示。改性前后裂隙周邊最大主應力狀態(tài)變化不大，裂隙兩端及裂隙中部應力分布范圍變化也較小。改性前后裂隙長度方向垂直應力曲線如圖12所示，改性后裂隙長度范圍承載力提高為改性前1.04～1.66倍。

圖11 裂隙周邊應力分布及狀態(tài)Fig.11 Simulated different stresses and block state

圖12 改性前后裂隙長度垂直應力曲線Fig.12 Vertical stress curves before and after modification

(3)只改變裂隙參數(shù)黏聚力和拉應力，將其減小到接近為0，最大水平主應力和塑性區(qū)狀態(tài)如圖13所示，改性后裂隙長度范圍承載能力提高較小，改性前后裂隙周圍主應力水平及分布區(qū)域變化不大，裂隙兩端煤巖體應力狀態(tài)沒有得到明顯改善。改性前后裂隙長度垂直應力曲線如圖14所示。改性后煤巖體裂隙長度范圍承載能力提高為改性前的1.04～1.16倍。

圖13 裂隙周邊應力分布及狀態(tài)Fig.13 Simulated different stresses and block state

圖14 裂隙煤巖體改性前后垂直應力曲線Fig.14 Vertical stress curves before and after modification

通過以上分析可以得知，對裂隙煤巖體改性影響最大的為裂隙剪切剛度和垂直剛度，其次為內摩擦角，最后為黏聚力和拉應力，即深部裂隙煤巖體改性強化的重點是提高煤巖體內部裂隙的垂直剛度和剪切剛度，但裂隙內摩擦角和黏聚力又直接影響裂隙的剪切剛度和垂直剛度，而剪切剛度隨裂隙閉合度及圍巖性質變化而變化。對深部裂隙煤巖體進行改性強化，則需要相對淺部更高的注漿改性強化壓力，因此深部高應力裂隙煤巖體改性強化機理應是通過高壓力配合注漿材料對裂隙煤巖體進行原位力學性能強化，消除裂隙端部應力集中，改變裂隙周圍的應力狀態(tài)，提高裂隙煤巖體的完整性，貫通作用范圍內封閉半封閉裂隙，實現(xiàn)裂隙煤巖體結構重塑，轉換破壞機制，進而達到提高煤巖體整體控制效果的要求。

3 煤巖體裂隙模型及力學特征

為了對煤巖體裂隙變形破壞特征進行分析，建立煤巖體裂隙理論模型，如圖15所示。

為了對裂隙擴展進行分析，將裂隙簡化為懸臂梁，裂隙長度為2L,則懸臂梁長度等于此裂隙長度的一半L，受力示意如圖16所示。

通過材料力學可得

(8)

(9)

式中,F為模型豎直方向受力，kN;α為裂隙與水平方向夾角,(°);L為一半裂隙長度，m;I為慣性距，m4；B為懸臂梁寬度;Hg為懸臂梁高度，m;l為裂隙總位移，m。

圖15 裂隙理論模型Fig.15 Fracture theoretical model

圖16 裂隙懸臂梁模型及受力示意Fig.16 Fracture mechanics model

當裂隙的長度由L增加到L+dL時，系統(tǒng)剛度會隨之降低。因此，裂隙寬度l也會增至l+dl。此時拉力和位移的關系如圖16(b)所示。這里OA和OB分別為裂隙一半長度L和L+dL。Fcosα與l成正比，在恒拉力Fcosα的作用下，釋放的能量d(W-U)即為圖中ΔOAB的面積(陰影部分)。即

(10)

式中，W為外力所做的功；U為應變能。

對式(8)進行微分可得

(11)

將式(11)代入式(10)可得

(12)

根據(jù)Griffith判據(jù)G=2rs，在裂紋擴展的過程中，能量在裂端區(qū)釋放出來，釋放的能量將用來形成新的裂紋。

(13)

式中,G為能量釋放率，N/m;rs為表面自由能，J/m2。

(14)

即裂隙擴展臨界拉力Fcr為

(15)

通過上式可得深井裂隙煤巖體裂隙擴展臨界載荷，除與煤巖體的性質相關外，還與裂隙的傾角相關，當裂隙確定時，令

(16)

則裂隙擴展臨界拉力Fcr可表示為

(17)

裂隙不同傾角臨界載荷變化趨勢曲線如圖17所示。

圖17 裂隙臨界載荷隨角度變化趨勢Fig.17 Critical load curves with different fracture angle

通過以上分析可得，當拉力不變時，裂隙擴展為失穩(wěn)擴展。當裂隙角度為90°時，即裂隙方向和垂直應力方向相同，函數(shù)存在奇異性，煤巖體在裂隙貫通后表現(xiàn)為未切冒效應，因此煤巖體改性強化前需對圍巖裂隙結構及其優(yōu)勢方向進行詳細調查，以確定相關改性強化參數(shù)。

4 煤巖體改性強化參數(shù)及現(xiàn)場試驗

4.1 裂隙煤巖體改性強化原則

為了提出深部裂隙煤巖體的改性強化原則，在前期地應力測試基礎上，對埋深1 000 m左右共13個測點煤巖體破裂壓力進行了統(tǒng)計分析，其中口孜東礦7個測點，破裂壓力分別為15.95，12.10，24.50，16.01,24.60,14.17,14.91 MPa，平均值17.50 MPa;孫村礦3個測點，破裂壓力分別為20.84,24.68，24.82 MPa，平均值23.40 MPa;華豐礦3個測點，破裂壓力分別為19.04,25.46,19.32 MPa，平均21.30 MPa。最大25.46 MPa,最小12.10 MPa，不同埋深煤巖體地應力測試壓力曲線如圖18所示,曲線中首次達到的峰值為破裂壓力。通過以上分析，深部裂隙煤巖體改性強化既要保證漿液的有效擴散，對煤巖體淺部裂隙進行有效充填，又要對深部封閉、半封閉裂隙進行貫通擴展，形成有效的煤巖體漿液固結體支撐網(wǎng)絡，盡量恢復煤巖體的完整性，又要防止對煤巖體造成進一步破壞，因此裂隙煤巖體改性強化壓力取值最大應為25～30 MPa。

圖18 不同埋深煤巖體地應力測試壓力曲線Fig.18 In-site stress testing curves in different buried depth

在對不同埋深煤巖體應力狀態(tài)及裂隙變形破壞特征分析的基礎上，提出采用分段分壓高壓注漿的方式對深部裂隙煤巖體進行改性強化處理，其改性強化工藝及裝備應符合以下原則:① 要對深部高應力裂隙煤巖體進行有效改性強化，首先必須考慮深部煤巖體的應力結構特征，包含地應力特征及相應應力環(huán)境下裂隙分布特征，并對優(yōu)勢裂隙方向進行調查分析;② 在對煤巖體內部裂隙的分布特征開度、尺寸等調查的基礎上，確定合適的注漿壓力，保證微張裂隙的擴展擴充劈裂貫通及充分加固，以形成有效的漿液固結體承載網(wǎng)絡結構;③ 根據(jù)現(xiàn)場施工條件，確定系統(tǒng)壓力損失，改性強化壓力最高不宜超過30 MPa;④ 考慮現(xiàn)場地質構造等因素，根據(jù)注漿孔鉆進變形情況，確定相應封孔及卸壓工藝，以確保改性強化工藝裝備的安全性和可靠性。

4.2 現(xiàn)場試驗

4.2.1試驗點概況

試驗地點選取千米深井工作面巷道，試驗工作面巷道布置如圖19所示。該試驗工作面東部邊界為斷層，西部邊界為采區(qū)準備巷道,北部邊界為未布置工作面，南部邊界為上一工作面采空區(qū)，工作面煤柱寬度25 m，該工作面回采期間巷道變形嚴重，巷道寬度4.5 m，高度4.1 m，埋深超過1 000 m，直接頂為泥巖及煤線組成復合頂板，厚度4.5～9.3 m，平均厚度7.3 m，普氏系數(shù)4.2?；卷敒榧毶皫r,厚度3.0～5.2 m,平均厚度4.3 m，普氏系數(shù)8.3。

圖19 試驗點布置Fig.19 Layout of testing position

該試驗工作面區(qū)域煤層頂板上方100 m范圍內未發(fā)現(xiàn)厚度超過10 m的堅硬砂巖層。直接底由泥巖及煤線組成的復合底板,厚度1.9～7.4 m,平均厚度5.5 m，普氏系數(shù)3.2?；镜诪樯百|泥巖,厚度1.2～4.2 m，平均厚度2.7 m,普氏系數(shù)7.3。

4.2.2現(xiàn)場試驗及效果分析

現(xiàn)場試驗注漿孔采用9個、6個隔排布置，每排9個注漿孔時，煤柱側注漿孔長度18 m，兩幫側底角側注漿孔距離底板0.31 m，垂直幫部往下偏轉5°，中部孔垂直幫部打設，上部孔垂直幫部往上偏轉8°，頂板及工作面?zhèn)葞妥{孔深部10 m，工作面注漿孔角度同煤柱幫。每排6個注漿孔時，煤柱側孔深18 m，幫部注漿孔垂直幫部分別向上向下偏轉4°，頂板及工作面?zhèn)葞筒孔{孔深10 m。

通過現(xiàn)場試驗獲得了裂隙煤巖體改性強化全過程壓力曲線，如圖20所示。裂隙煤巖體改性過程中部分位置峰值改性壓力達到了30 MPa，結合煤巖體改性強化過程中裂隙充填壓密及擴展過程，可將漿液流動擴散過程分為淺層漿液流動充填強化擴散及深層微裂隙擴展充填強化擴散2個階段。

圖20 裂隙煤巖體改性強化全程壓力曲線Fig.20 Fully pressure curves of modified to strengthen

巷道圍巖淺層漿液擴散根據(jù)注漿壓力及煤巖體裂隙特征主要包含充填Ⅰ、壓密Ⅱ、滲透Ⅲ、擴充劈裂Ⅳ四個階段;充填階段Ⅰ主要是針對巷道表層裂隙較為發(fā)育，開度較大的情況，漿液擴散主要表現(xiàn)為對開度較大裂隙的充填過程，壓力表現(xiàn)為注漿起始的增長階段;隨著漿液的進一步擴散，開度較大裂隙完成充填，漿液在注漿改性壓力作用下進一步壓密，漿液將逐步向尺度較小的裂隙擴展，表現(xiàn)為壓密階段Ⅱ，該階段與煤巖體的裂隙度直接相關，煤巖體局部剛度等得到顯著提高;根據(jù)漿液材料中顆粒尺度和裂隙尺度的相應關系，隨著注漿壓力增大，漿液體積得到進一步壓縮，滲透階段Ⅲ中曲線出現(xiàn)局部震蕩及先降低后升高的過程，表現(xiàn)為煤巖體中尺度較小且離漿液作用范圍較近的封閉、半封閉裂隙的開啟擴展充填過程。隨著煤巖體裂隙有效尺寸的進一步減小，漿液材料顆粒尺寸將顯著大于裂隙尺寸，漿液不能通過裂隙達到有效的擴散，導致漿液注入性降低，裂隙煤巖體完整性提高，漿液將隨著注漿改性壓力的升高，漿液直接作用于煤巖體，當改性壓力進一步升高，煤巖體達到臨界破裂載荷，進入擴充劈裂Ⅳ階段，煤巖體出現(xiàn)劈裂裂隙，改性強化壓力急劇下降，進入深層擴散階段。

深層微裂隙擴展充填強化擴散階段,煤巖體裂隙分布隨著距離巷道表面深度的增加，裂隙開度逐漸減小，裂隙煤巖體深層漿液擴散主要表現(xiàn)為小尺度裂隙的啟動張開及擴充劈裂擴展過程，主要對應為改性強化壓力曲線的多幅震動過程，即深層漿液擴展充填主要為滲透Ⅲ、擴充劈裂Ⅳ兩個階段的重復疊加過程，進而達到對不同尺度裂隙的擴充充填，形成有效的充填體網(wǎng)絡支撐結構。

現(xiàn)場試驗后進行了取樣及漿液固結體電鏡掃描特征分析，現(xiàn)場取樣及試樣微觀特征如圖21所示。

圖21 現(xiàn)場取樣及微觀特征Fig.21 Sampled in field and apparent characteristics

從圖21中可以看出漿液對裂隙煤巖體進行了有效充填，達到壓密及擴充劈裂前階段，漿液固結體形成了有效的煤巖體裂隙骨架結構，且采用高壓注漿改性后，在20 μm 及2 μm 微觀尺度上，漿液固結體密實度更高，漿液固結體結構多成纖維狀，排列也更為規(guī)整，從微觀上解釋了高壓改性后煤巖體物理力學性能也更高的原因。

微觀尺度下漿液充填效果及裂隙固結體界面黏結效應如圖22所示。

圖22 微觀尺度漿液固結效果及界面效應Fig.22 Different sizes fractures and grouting results

試樣顯示裂隙寬度為8 μm，漿液對裂隙進行了有效充填，漿液固結體與煤巖體之間存在明顯的界面，界面兩側顯示了不同煤巖體及漿液固結體結構，黏結界面連續(xù)且密實度較高。

為了更好的對裂隙煤巖體主動改性強化的效果進行分析，對煤巖體與漿液固結體界面區(qū)的力學性能進行了納米壓痕試驗分析。界面區(qū)納米壓痕彈性模量云圖和試樣不同位置彈性模量變化如圖23所示。

圖23 注漿試樣納米壓痕實驗及彈性模量變化曲線Fig.23 Nanoindentation testing and variation of elastic modulus

從試樣納米壓痕彈性模量云圖可以看出漿液固結體與煤巖體存在明顯的界面效應，以裂隙固結界面為界，根據(jù)試樣不同區(qū)域彈性模量不同可以明顯分為區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ。在納米壓痕彈性模量云圖上分別取y=200,300 μm 兩條測線對試樣長度方向彈性模量的變化趨勢進行了分析。

通過分析可得彈性模量隨長度變化呈現(xiàn)平穩(wěn)—逐步上升—平穩(wěn)3階段過程，其中區(qū)域Ⅰ彈性模量范圍為20～30 GPa,區(qū)域Ⅱ彈性模量范圍為55～65 GPa,裂隙充填區(qū)域彈性模量逐步升高，形成完整連續(xù)的彈性模量曲線，漿液固結體在裂隙充填區(qū)形成了煤巖體間的橋結構，煤巖體與固結體間范德華力進一步增強，完整性得到更好了提高，裂隙煤巖體改性強化效果明顯。

5 結 論

(1)對埋深500 m左右和1 000 m左右煤巖體地應力賦存特征及深部裂隙特征進行了分析，得到最大水平主應力和最小水平主應力隨深度的變化規(guī)律，深部最大最小水平主應力差最大達到了18.10 MPa，最大水平主應力最大為最小水平主應力的2倍。深部較高的主應力差導致煤巖體剪脹效應明顯，擬合得到了不同埋深裂隙煤巖體摩爾強度包絡線，為裂隙煤巖體的改性強化提供了基礎。

(2)基于煤巖體應力分析基礎上，采用數(shù)值模擬方法建立不同角度裂隙模型，對比研究了不同埋深不同應力水平煤巖體裂隙變形特征，得到了不同角度裂隙周邊應力分布特征及圍巖塑性區(qū)狀態(tài)。根據(jù)裂隙擴展應變能釋放率與能量吸收率間的關系，探討了影響裂隙煤巖體改性強化的主要影響因素，分析了裂隙不同物理力學參數(shù)對煤巖體改性強化的影響大小，從煤巖體裂隙的角度揭示了高壓注漿的改性機理。

(3)建立煤巖體裂隙的懸臂梁模型，基于Griffith裂紋擴展判別準則，對煤巖體裂隙擴展臨界載荷和裂隙角度之間的關系進行了分析，得到了裂隙不同傾角臨界載荷隨傾角的變化趨勢。裂隙在一定拉力作用下，其擴展為失穩(wěn)擴展，煤巖體裂隙貫通后表現(xiàn)切冒效應，煤巖體改性強化前需對煤巖體結構進行詳細調查，以確定相關改性強化參數(shù)。

(4)通過對不同埋深煤巖體破裂強度的統(tǒng)計分析，結合煤巖體改性強化的工藝及裝備要求，提出了深部裂隙煤巖體改性基本原則及改性強化臨界值范圍。在千米深井工作面巷道進行了現(xiàn)場試驗研究，得出了裂隙煤巖體改性強化高壓注漿全過程壓力曲線，采用現(xiàn)場取樣表征分析、實驗室電鏡掃描及納米壓痕試驗對煤巖體體改性強化效果及界面彈性模量效應進行了分析，驗證了深部高應力裂隙煤巖體改性強化效果。