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(shù)坪二號(hào)井，陜西 渭南 715400)

隨著煤礦開(kāi)采逐漸由淺部向深部轉(zhuǎn)移，深部軟巖巷道越來(lái)越多，而軟巖巷道支護(hù)是煤礦開(kāi)采過(guò)程中的一個(gè)難題[1-6]。破碎松軟煤體屬于典型的軟巖，陜西韓城桑樹(shù)坪2號(hào)井3308綜放工作面開(kāi)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(kāi)切眼圍巖控制難度大大提高。目前對(duì)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(duì)高應(yīng)力“三軟”煤層回采巷道，提出了以新型全長(zhǎng)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(guó)等[8]針對(duì)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(duì)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(guò)錨桿索加固僅對(duì)松軟煤體進(jìn)行擠壓而實(shí)現(xiàn)其加固效果，對(duì)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(duì)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(duì)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(duì)三軟煤層沿空巷道，對(duì)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(duì)圍巖的控制作用不明顯；姚強(qiáng)嶺等[17]針對(duì)高地應(yīng)力松軟煤巷，通過(guò)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(dòng)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(duì)該問(wèn)題，可以通過(guò)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(guò)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(jiàn)。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(guò)補(bǔ)償水泥自收縮的臨界摻量時(shí)，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(guò)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(duì)巖體的加固作用更會(huì)大大提高。

基于此，筆者以陜西桑樹(shù)坪2號(hào)井綜放工作面開(kāi)切眼為工程背景，針對(duì)破碎松軟煤體加固困難的問(wèn)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(duì)其進(jìn)行加固。通過(guò)普通硅酸鹽水泥和超細(xì)硅酸鹽水泥性能對(duì)比試驗(yàn)為自應(yīng)力漿液選取流動(dòng)性和擴(kuò)散性較好的水泥材料，通過(guò)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(guò)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(shì)和破壞特征。最后，通過(guò)工程數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析并驗(yàn)證了新型預(yù)應(yīng)力錨注加固異型開(kāi)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(shù)坪2號(hào)井的3號(hào)煤層為主采煤層。3號(hào)煤層為半亮型煤，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)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(hào)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(hào)煤層，為綜放開(kāi)采。為安裝液壓支架，工作面開(kāi)切眼首先沿頂煤掘進(jìn)，然后通過(guò)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(kāi)切眼結(jié)構(gòu)。開(kāi)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(kāi)切眼安裝時(shí)間約為2個(gè)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(hào)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(kāi)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(duì)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(duì)漿液結(jié)石體也會(huì)產(chǎn)生擠壓約束應(yīng)力，此約束應(yīng)力與結(jié)石體對(duì)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(guò)程中，由于膨脹產(chǎn)物對(duì)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(duì)于巷道圍巖而言，開(kāi)挖后的巷道存在一個(gè)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(guò)施加預(yù)應(yīng)力注漿錨桿能夠達(dá)到對(duì)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(duì)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(duì)煤巖體的近似三維的加固狀態(tài)。

對(duì)裂隙煤巖體進(jìn)行新型預(yù)應(yīng)力錨注加固，通過(guò)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(shí)通過(guò)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(duì)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(duì)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(duì)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(dòng)度、結(jié)石率、初凝時(shí)間、終凝時(shí)間、3 d單軸抗壓強(qiáng)度和28 d單軸抗壓強(qiáng)度為研究對(duì)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(guò)截錐試模和刻度尺測(cè)量出漿液的流動(dòng)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(guò)游標(biāo)卡尺測(cè)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(guò)ISO標(biāo)準(zhǔn)維卡儀測(cè)試漿液的初凝時(shí)間和終凝時(shí)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(guò)壓力試驗(yàn)機(jī)測(cè)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(dòng)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(duì)較大，單個(gè)水泥顆粒與水分子的接觸相對(duì)較少，水分子對(duì)水泥顆粒的潤(rùn)滑作用相對(duì)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(duì)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(shí)間和終凝時(shí)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(shí)間的縮短率大于終凝時(shí)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(duì)含量逐漸減少，水化反應(yīng)速度相對(duì)降低，普通硅酸鹽水泥中水泥顆粒含量相對(duì)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(shuō)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(guò)對(duì)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(shí)間能夠通過(guò)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?；诙喾N膨脹劑對(duì)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(zhǎng)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(guò)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(duì)應(yīng)關(guān)系，即不可能結(jié)石體膨脹率無(wú)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(jì)

試驗(yàn)設(shè)備為GJY-100型豎向膨脹率測(cè)定儀，測(cè)定儀由試模主體、玻璃板和千分表組成。試驗(yàn)方案見(jiàn)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(duì)超細(xì)硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率的影響，設(shè)計(jì)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(duì)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(shí)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(shí)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(shí)間均經(jīng)過(guò)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(guò)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(guò)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(shuō)明膨脹劑對(duì)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(guò)大時(shí)，由于漿液中水泥摻量相對(duì)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(shí)，漿液最大縱向膨脹率小于0，說(shuō)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(shí)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(duì)應(yīng)時(shí)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(guò)大和過(guò)小均會(huì)導(dǎo)致膨脹劑發(fā)揮作用緩慢。通過(guò)第1步試驗(yàn)?zāi)軌虼_定最大漿液膨脹率對(duì)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(shí)，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(shì)，縱向最大自由膨脹率最大值對(duì)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(duì)比膨脹劑摻量5%時(shí)縱向最大自由膨脹率可見(jiàn)，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(guò)對(duì)比各膨脹劑摻量漿液最大膨脹率對(duì)應(yīng)時(shí)間可見(jiàn)，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(guò)第2步試驗(yàn)?zāi)軌虼_定最大漿液結(jié)石體膨脹率對(duì)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(duì)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(guò)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(duì)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(duì)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(guò)大，超過(guò)了煤巖體裂隙的啟裂應(yīng)力，則膨脹應(yīng)力對(duì)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(duì)裂隙煤體的加固優(yōu)勢(shì)，通過(guò)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(duì)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(guò)APW水刀切割系統(tǒng)對(duì)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(zhǎng)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(duì)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(guò)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(guò)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(guò)島津AG-X250電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)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(duì)其破壞過(guò)程進(jìn)行監(jiān)測(cè)，為監(jiān)測(cè)試件破壞過(guò)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?jiǎn)屋S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(guò)程中均經(jīng)過(guò)了初始?jí)好茈A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(gè)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(zhǎng)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(shuō)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(shuō)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(zhǎng)，但其變形過(guò)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(guò)程中其內(nèi)部產(chǎn)生了部分微小裂隙，導(dǎo)致壓縮過(guò)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(cè)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(guò)程中應(yīng)力、能量隨加載時(shí)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(duì)應(yīng)的能量波動(dòng)較小，未有明顯變化，而裂隙未注煤體對(duì)應(yīng)的能量波動(dòng)較大，這是由于預(yù)制裂隙過(guò)程中高壓水觸底后向上反射，對(duì)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?jī)?chǔ)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(duì)應(yīng)的能量波動(dòng)較小，與裂隙未注煤體對(duì)比可以說(shuō)明在密封標(biāo)準(zhǔn)試模中，漿液加固對(duì)煤體在預(yù)制裂隙過(guò)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(guò)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(jiàn)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(kāi)切眼新型預(yù)應(yīng)力錨注支護(hù)應(yīng)用

通過(guò)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?；诠こ瘫尘?，在桑樹(shù)坪2號(hào)井3308異型開(kāi)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(kāi)切眼懸臂梁煤體支護(hù)難度最大，通過(guò)新型預(yù)應(yīng)力錨注對(duì)其進(jìn)行加固。

5.1 異型開(kāi)切眼支護(hù)方案

原開(kāi)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(duì)開(kāi)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(guò)阻尼螺母進(jìn)行注漿錨桿的封孔。開(kāi)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(kāi)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(guò)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(shí)，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(gè)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(kāi)切眼支護(hù)方案如圖8所示。

圖8 3308開(kāi)切眼支護(hù)設(shè)計(jì)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(guò)顆粒流軟件建立數(shù)值模型。考慮在異型開(kāi)切眼兩側(cè)各留設(shè)10 m，確定數(shù)值模型長(zhǎng)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(gè)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(dòng)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(kāi)切眼頂煤下方設(shè)置位移測(cè)線。注漿加固后將開(kāi)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(jiàn)表2。錨桿、錨索視為剛體，通過(guò)clump命令生成，錨桿索參數(shù)與5.1節(jié)設(shè)計(jì)方案相同，通過(guò)僅錨桿索支護(hù)后異型開(kāi)切眼計(jì)算結(jié)果如圖10所示，新型預(yù)應(yīng)力錨注后異型開(kāi)切眼計(jì)算結(jié)果如圖11所示。

圖9 數(shù)值模型與設(shè)計(jì)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(cè)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(duì)比如圖11所示。僅錨桿索支護(hù)時(shí)，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(shí)整個(gè)開(kāi)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(shí)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(guò)對(duì)比可以看出新型預(yù)應(yīng)力錨注后開(kāi)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(chǎng)觀測(cè)與分析

通過(guò)工程現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)對(duì)異型開(kāi)切眼圍巖控制效果進(jìn)行分析，在擴(kuò)幫過(guò)程中揭露的注漿錨桿與加固煤體如圖12所示?？梢钥闯觯{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(shuō)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(shuō)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(duì)其進(jìn)行充填加固。

圖12 擴(kuò)幫時(shí)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(guò)對(duì)懸臂梁煤體安設(shè)錨桿、錨索測(cè)力計(jì)分別監(jiān)測(cè)錨桿、錨索的受力，在距離開(kāi)切眼20，50，80，120 mm處分別安設(shè)錨桿、錨索測(cè)力計(jì)，選取50 m處錨桿、錨索和120 m處錨索的受力監(jiān)測(cè)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(cè)結(jié)果。

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

圖14 懸臂梁煤體下沉監(jiān)測(cè)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(duì)穩(wěn)定時(shí)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(duì)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(shuō)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(kāi)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(jì)，將這些單體液壓支柱依次編號(hào)為1～6號(hào)，如圖15所示。

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

通過(guò)對(duì)臨時(shí)單體液壓支柱的工作阻力進(jìn)行觀測(cè)表明，臨時(shí)單體液壓支柱從施打至開(kāi)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(guò)單體液壓支柱受力較小也可以說(shuō)明懸臂梁煤體作用于單體液壓支柱的作用較小，通過(guò)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(guò)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(dòng)度、初凝時(shí)間和終凝時(shí)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(shì)，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(guò)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(shí)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(shí)減少近1/2。在現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)中，錨桿和錨索的最大受力分別為152 kN和275 kN，受力均相對(duì)穩(wěn)定；兩處監(jiān)測(cè)煤體的最大下沉量分別為33 mm和36 mm，其下沉量較小，臨時(shí)單體液壓支柱的工作阻力較小，說(shuō)明新型預(yù)應(yīng)力錨注的控制效果較好。