張虎

（陜西陜煤曹家灘礦業(yè)有限公司，陜西 榆林 719000）

0 引 言

井工開采期間布置于煤層內(nèi)的巷道由于其圍巖物理性質(zhì)相較于巖體較為軟弱，因此當(dāng)巷道掘出成型并采用錨桿索支護(hù)后，由于煤體自身承載性能有限，往往會受采動動載擾動、高集中靜載應(yīng)力的影響，導(dǎo)致圍巖來壓明顯[1-3]。煤層大巷群往往巷道橫斷面尺寸較大，這也進(jìn)一步導(dǎo)致了其圍巖控制的困難，當(dāng)受到采動動載擾動、高集中靜載應(yīng)力單獨(dú)作用甚至疊加作用時，圍巖會變得較為破碎而難以使支護(hù)系統(tǒng)發(fā)揮功效，同時頂板跨度長度的增大也增加了頂板嚴(yán)重離層、冒頂事故發(fā)生的可能性。

本文以余吾煤業(yè)N2105 工作面為工程背景，通過分析其回采末期階段停采線前方煤層大巷群圍巖破壞特征，在此基礎(chǔ)上深入研究了頂板致裂技術(shù)和注漿加固技術(shù)對于煤層大巷群圍巖的改善效果，進(jìn)而為具有類似條件的煤層大巷群圍巖控制提供了指導(dǎo)。

1 概 況

1.1 工程地質(zhì)

陜北大型煤炭基地榆神礦區(qū)一期規(guī)劃井田內(nèi)北風(fēng)井東翼采區(qū)中N2105 工作面目前正處于回采階段，此工作面主采2 號煤層，厚度7.0～7.6 m，平均厚度約為7.2 m。由于北翼采區(qū)內(nèi)不存在大型褶曲地質(zhì)構(gòu)造帶，經(jīng)過勘探，采區(qū)內(nèi)煤層傾角變化為3°～11°，平均傾角約為6°，屬于近水平厚煤層開采條件。目前采區(qū)內(nèi)N2105 工作面處于回采末期階段，其開采活動引起的超前支承應(yīng)力變化、頂板覆巖劇烈運(yùn)移及失穩(wěn)將會愈發(fā)對前方分布的煤層大巷群造成影響。關(guān)于N2105 工作面與煤層大巷群之間的相對位置關(guān)系情況如圖1 所示。

圖1 工作面與煤層大巷群位置關(guān)系平面布置Fig.1 Plane layout of position relationship between working face and coal roadway group

1.2 煤層大巷群現(xiàn)場勘測

N2105 工作面的回采推進(jìn)導(dǎo)致處于停采線前方的煤層大巷群受采動影響而呈現(xiàn)出圍巖來壓顯現(xiàn)愈發(fā)明顯的情況，根據(jù)現(xiàn)場實(shí)地勘測，煤層大巷群的破壞特征，見表1。

表1 煤層大巷群受采動影響破壞特征Table 1 The failure characteristics of coal roadway group affected by mining

基于表1 現(xiàn)場實(shí)地勘測結(jié)果可知，煤層大巷群內(nèi)1 號回風(fēng)大巷—輔助運(yùn)輸大巷—膠帶大巷—進(jìn)風(fēng)大巷—2 號回風(fēng)大巷依次距離停采線位置越來越遠(yuǎn)，其相對應(yīng)的現(xiàn)場巷道圍巖破壞特征也由嚴(yán)重逐步過渡至輕微，可見N2105 工作面的回采擾動影響超前范圍有限，目前對于距離其停采線相對較遠(yuǎn)的進(jìn)風(fēng)大巷和2 號回風(fēng)大巷影響甚微。但考慮到后續(xù)N2105 工作面的進(jìn)一步回采推進(jìn)，在此過程中1號回風(fēng)巷道、輔助運(yùn)輸大巷及膠帶大巷將會受到更加劇烈的采動擾動影響，同時原本并未受到N2105工作面采動擾動影響的進(jìn)風(fēng)大巷和2 號回風(fēng)大巷也將逐步進(jìn)入采動影響范圍內(nèi)，且受到的采動影響程度也愈發(fā)劇烈。

為了進(jìn)一步探究煤層大巷群的圍巖破壞特征，在不同的煤層大巷分別通過在圍巖來壓顯現(xiàn)嚴(yán)重的典型區(qū)域施打煤層鉆孔并通過鉆孔窺視儀器進(jìn)行進(jìn)一步勘查，結(jié)果如圖2 所示。

圖2 煤層大巷群圍巖鉆孔窺視結(jié)果Fig.2 Borehole peep results of surrounding rock in coal roadway group

根據(jù)圖2 所示各煤層大巷圍巖內(nèi)的鉆孔窺視情況，可以看出隨著各煤層大巷依次遠(yuǎn)離停采線，其圍巖內(nèi)煤巖體的破壞程度依次減輕，這也意味著距離停采線間距較小的煤層大巷圍巖塑性區(qū)擴(kuò)展范圍較大，圍巖較為破碎而難以支護(hù)，反之距離停采線間距較大的煤層大巷圍巖塑性區(qū)擴(kuò)展范圍較小，圍巖完整性較好而支護(hù)良好。

2 煤層大巷群頂板致裂卸壓分析

根據(jù)前述分析可知，N2105 工作面的回采將會影響到其前方一定范圍內(nèi)的煤層大巷群，導(dǎo)致煤層大巷群的圍巖發(fā)生不同程度的破壞。在此可以通過致裂頂板的方法來對煤層大巷群圍巖內(nèi)的應(yīng)力分布進(jìn)行卸壓，從而改善煤層大巷群圍巖內(nèi)的應(yīng)力環(huán)境，改善巷道圍巖底鼓、片幫、頂板下沉、支護(hù)系統(tǒng)失效等情況。

根據(jù)煤層大巷群工程地質(zhì)情況，采用UDEC3D離散元模擬軟件[4]構(gòu)建了長×寬×高=300 m×220 m×95 m 的三維模型，所構(gòu)建的三維模型中根據(jù)現(xiàn)場具體地質(zhì)結(jié)構(gòu)特征和工程結(jié)構(gòu)特征對煤巖體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其相對應(yīng)的煤巖層物理力學(xué)參數(shù)賦值情況見表2，所構(gòu)建的三維模型如圖3 所示。

表2 煤巖層物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of coal strata

圖3 UDEC3D三維模型Fig.3 Three-dimensional model of UDEC3D

考慮到三維模型過大時將會導(dǎo)致建模困難以及后續(xù)的運(yùn)算復(fù)雜化，在此只選取距離停采線間距較近的1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷來進(jìn)行分析，其斷面尺寸均為寬×高=5.2 m×4.5 m，兩者之間間距為35 m，同時考慮到所構(gòu)建的三維模型上表面距離地表平均埋深為360 m，因此在三維模型上表面施加等效均布載荷值為9.0 MPa。在1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷之間煤柱體上方頂板內(nèi)（主要針對厚硬細(xì)砂巖層） 致裂前后的煤體內(nèi)垂直應(yīng)力變化曲線如圖4 所示。

圖4 頂板致裂前后煤體內(nèi)垂直應(yīng)力變化曲線Fig.4 Vertical stress change curve in coal body before and after roof cracking

根據(jù)圖4 所示頂板致裂前后煤體內(nèi)垂直應(yīng)力變化曲線可知，當(dāng)未對頂板進(jìn)行致裂時，1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷兩者之間寬35 m 的煤柱體內(nèi)所承載的垂直支承應(yīng)力最大，此時最大峰值應(yīng)力高達(dá)19.1 MPa；當(dāng)對1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷之間煤柱體上方頂板致裂后形成20 m 的弱結(jié)構(gòu)區(qū)域后，此時最大峰值應(yīng)力降低至12.6 MPa，降幅為34.0%；當(dāng)對1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷之間煤柱體上方頂板增大致裂強(qiáng)度而形成35 m 的弱結(jié)構(gòu)區(qū)域后，此時最大峰值應(yīng)力降低至10.9 MPa，降幅為13.5%?？梢?，煤柱體上方頂板致裂后能夠有效地降低煤體內(nèi)的垂直應(yīng)力峰值，且致裂弱結(jié)構(gòu)區(qū)域越大煤體內(nèi)垂直應(yīng)力峰值越小，有利于改善巷道圍巖內(nèi)的應(yīng)力環(huán)境，使得巷道圍巖在支護(hù)系統(tǒng)作用下不易變形破壞而對礦方安全生產(chǎn)造成嚴(yán)重影響。

3 煤層大巷群注漿加固分析

3.1 圍巖加固機(jī)理分析

煤層群大巷圍巖在原有支護(hù)系統(tǒng)控制的基礎(chǔ)上，可以進(jìn)一步對較為破碎的圍巖進(jìn)行注漿加固。當(dāng)水泥漿液注入到破碎圍巖中隨機(jī)分布的裂隙中后，能夠?qū)⑻幱陔x散、不連續(xù)狀態(tài)的煤巖體黏結(jié)到一起，讓圍巖形成連續(xù)、完整的結(jié)構(gòu)體，增加圍巖的自承載能力，支護(hù)系統(tǒng)也能更好的發(fā)揮對于圍巖結(jié)構(gòu)體的控制作用[5]。對煤層大巷群圍巖實(shí)施注漿加固措施后，其抵抗N2105 工作面回采擾動影響機(jī)理如圖5 所示。

圖5 圍巖加固抵抗采動擾動機(jī)理Fig.5 Mechanism of surrounding rock reinforcement resisting mining disturbance

由圖5 可知，當(dāng)對煤層大巷群圍巖進(jìn)行加固處理后，將會在大巷圍巖一定范圍內(nèi)形成強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)，強(qiáng)弱結(jié)構(gòu)交界面位置能夠很好的抵抗N2105 工作面回采擾動。這是因?yàn)镹2105 工作面回采擾動所形成的KMN 擾動應(yīng)力曲線因?yàn)閺?qiáng)弱結(jié)構(gòu)交界面的存在而發(fā)生了應(yīng)力波的反射效應(yīng)，導(dǎo)致部分?jǐn)_動應(yīng)力以FC 應(yīng)力曲線被反射，而穿過強(qiáng)弱結(jié)構(gòu)交界面后的STH 擾動應(yīng)力曲線較原本的KMN 擾動應(yīng)力曲線被大幅度削弱，其對于煤層大巷群圍巖的擾動作用也由劇烈轉(zhuǎn)變?yōu)檩p微，煤層大巷群在N2105 工作面回采擾動作用下，圍巖能夠更好的保持穩(wěn)定。

3.2 注漿加固參數(shù)的確定

針對煤層大巷群圍巖采用注漿的方法進(jìn)行加固時，在不同水灰比和壓力作用下，注入漿液的擴(kuò)散范圍可以通過COMSOL Multiphysics 6.0 仿真軟件進(jìn)行模擬。根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果，煤層大巷群圍巖的裂隙張口尺寸滿足公式（1）。

式中：w 為煤層大巷群圍巖內(nèi)裂隙的張口尺寸大小，mm；x 為煤層大巷群圍巖沿徑向距離，mm。

根據(jù)公式（1） 計(jì)算得知，煤層大巷群圍巖沿徑向方向深部區(qū)域的裂隙張口尺寸大小基本保持在1.5 mm 左右，以此為條件進(jìn)行模擬分析。注漿壓力取值為1.0 MPa，分別模擬得到了漿液水灰比取值為0.5∶1、1∶1、1.5∶1 和2∶1 時其在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍演化規(guī)律，如圖6 所示。

圖6 不同水灰比條件下漿液擴(kuò)散范圍變化曲線Fig.6 The variation curve of slurry diffusion range under different water cement ratio conditions

由圖6 可知，數(shù)值模擬得到了注漿時長100 s內(nèi)漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍變化規(guī)律，可見隨著注漿時間的增加，無論漿液的水灰比是多少，均會在圍巖內(nèi)緩慢的向深部區(qū)域擴(kuò)散，導(dǎo)致擴(kuò)散范圍不斷增加；在相同的注漿時長條件下，隨著水灰比由0.5∶1 逐步增加至1.5∶1，漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍越來越大，但當(dāng)水灰比由1.5∶1 進(jìn)一步增加至2∶1 時，漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍不增反降，因而在此確定最優(yōu)的漿液水灰比為1.5∶1。

關(guān)于不同注漿壓力對漿液在圍巖內(nèi)擴(kuò)散范圍的影響，在此依舊在裂隙張口尺寸為1.5 mm 的基礎(chǔ)上，漿液水灰比取值為1.5∶1，模擬注漿壓力分別取值為1.0、2.0、5.0 MPa 時，漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍演化規(guī)律，如圖7 所示。

圖7 不同注漿壓力條件下漿液擴(kuò)散范圍變化曲線Fig.7 The variation curve of slurry diffusion range under different grouting pressure conditions

由圖7 可知，數(shù)值模擬得到了注漿時長100 s內(nèi)漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍變化規(guī)律，可見隨著注漿壓力的增大，漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散范圍變化規(guī)律差別不大，即注漿壓力在1.0 MPa 時能夠滿足漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散要求，進(jìn)一步提高注漿壓力并不會促使?jié){液能夠更好的在圍巖內(nèi)進(jìn)行擴(kuò)散，反而還需配套承壓能力更高的管路和連接構(gòu)件，同時當(dāng)注漿壓力過大時，還會導(dǎo)致圍巖內(nèi)原本張口尺寸并不大的裂隙在較高的漿液壓力值作用下被撐大，進(jìn)而需要注入更多的漿液且破壞了圍巖原本結(jié)構(gòu)的完整性，因而確定最優(yōu)的漿液注入壓力為1.0 MPa。

4 現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)

4.1 煤層大巷群頂板致裂卸壓方案

基于圖1 所示煤層大巷群分布情況，針對每條煤層大巷在其兩側(cè)肩窩位置處以仰角50°～60°施打頂板致裂鉆孔，且主要針對覆巖中厚硬細(xì)砂巖層進(jìn)行致裂。針對覆巖中厚硬細(xì)砂巖層的致裂，可以采用間隔式膨脹封孔裝置配合橫向切槽鉆頭協(xié)同作業(yè)，具體頂板致裂施工情況如圖8 所示。

圖8 頂板致裂施工方案示意Fig.8 Construction scheme of roof cracking

由圖8 可知，當(dāng)對煤層大巷群采取頂板致裂施工方案時，通過2 個可調(diào)節(jié)間距的彈性膜實(shí)現(xiàn)對頂板內(nèi)任意區(qū)間的封閉，形成封隔段，其中彈性膜的封隔功能通過膠管往里面注入帶壓水實(shí)現(xiàn)。封隔段內(nèi)要預(yù)留有橫向切槽，對覆巖中厚硬細(xì)砂巖層特定位置，提前采用橫向切槽鉆頭進(jìn)行旋轉(zhuǎn)切槽。根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際施工效果確定，當(dāng)頂板致裂施工鉆孔間隔12 m 時能夠滿足致裂縫之間的貫通，形成連續(xù)的致裂弱結(jié)構(gòu)面?，F(xiàn)場實(shí)施頂板致裂措施期間，將會有壓裂水順著頂板錨桿索滲入大巷內(nèi)，如圖9 所示。在實(shí)施頂板致裂措施前，應(yīng)優(yōu)先對煤層大巷群圍巖采取注漿加固方案，隔絕壓裂水滲入大巷內(nèi)，干擾正常生產(chǎn)需求。

圖9 頂板致裂施工期間大巷頂板滲水實(shí)例Fig.9 Example of roof seepage in roadway during roof cracking construction

4.2 煤層大巷群圍巖注漿加固方案

根據(jù)公式（1） 統(tǒng)計(jì)得到的煤層大巷群圍巖內(nèi)裂隙張口尺寸沿徑向方向變化規(guī)律可知，圍巖表層裂隙張口尺寸相對較大，沿徑向方向圍巖深層裂隙張口尺寸逐漸減小，在此選用分層次耦合注漿[6]的方法來提高注漿效率和質(zhì)量，如圖10 所示。

圖10 分層次耦合注漿示意Fig.10 Layered coupling grouting schematic diagram

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，首先對圍巖表面采取噴漿預(yù)處理措施，保障后續(xù)注漿階段漿液不會過多的從圍巖表面裂隙中滲漏出來。隨后調(diào)小注漿壓力至0.3 MPa，對圍巖淺層進(jìn)行注漿加固，當(dāng)其淺層較為破碎的煤體內(nèi)部裂隙被漿液充滿后，待其凝固期間，將淺部破碎的煤體膠結(jié)為一個整體后，再度對圍巖深層進(jìn)行注漿加固，此時將注漿壓力調(diào)大至1.0 MPa。整個分層次耦合注漿過程中，由于圍巖淺層注漿凝固后，將會形成一個封閉的、具有一定厚度的保護(hù)圈，這為圍巖深層注漿提供了良好的環(huán)境，促使?jié){液能夠在較大的壓力下注入圍巖深部張口尺寸較小的裂隙中。

當(dāng)對煤層大巷群圍巖實(shí)施分層次耦合注漿措施后，在巷道圍巖中施打觀測鉆孔，并采用鉆孔窺視儀進(jìn)行觀測，結(jié)果如圖11 所示。

圖11 分層次耦合注漿效果實(shí)例Fig.11 Example of layered coupling grouting effect

由圖11 所示巷道圍巖沿徑向方向不同深度的注漿效果可知，圍巖淺層張口較大的裂隙和圍巖深層張口較小的裂隙均被漿液充填，充實(shí)程度較高，這意味著分層次耦合注漿方法能夠很好的起到對于圍巖內(nèi)不同尺寸張口裂隙的充填，進(jìn)而將原本較為破碎的圍巖膠結(jié)為一個整體，提升了圍巖的整體承載能力。

4.3 礦壓監(jiān)測結(jié)果

當(dāng)對煤層大巷群采取頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施后，對與停采線距離最近的1 號回風(fēng)大巷圍巖進(jìn)行礦壓監(jiān)測。沿著大巷走向方向間隔50 m 布置3 組十字測站，監(jiān)測時間為60 d，監(jiān)測數(shù)據(jù)的平均值如圖12 所示。

圖12 1 號回風(fēng)大巷圍巖收斂量監(jiān)測結(jié)果Fig.12 Monitoring results of surrounding rock convergence of No.1 return airway

由圖12 中圍巖收斂變形結(jié)果可知，后續(xù)隨著N2105 工作面的進(jìn)一步回采推進(jìn)，離停采線距離最近的1 號回風(fēng)大巷所受到的采動擾動影響也愈發(fā)劇烈。由于采取了頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施，60 d 觀測期內(nèi)圍巖整體的收斂變形情況并不嚴(yán)重，這其中兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂?shù)装迨諗苛績H為148 mm 左右，較其原有巷道斷面尺寸（寬×高=5.2 m×4.5 m） 收斂率均小于5%，可見此時巷道圍巖整體變形控制效果顯著，在N2105工作面末采階段依舊能夠很好的維持穩(wěn)定，滿足安全高效生產(chǎn)的需求。

由圖12 中圍巖收斂變形結(jié)果可知，后續(xù)隨著N2105 工作面的進(jìn)一步回采推進(jìn)，離停采線距離最近的1 號回風(fēng)大巷所受到的采動擾動影響也愈發(fā)劇烈。由于采取了頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施，60 d 觀測期內(nèi)圍巖整體的收斂變形情況并不嚴(yán)重，這其中兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂?shù)装迨諗苛績H為148 mm 左右，較其原有巷道斷面尺寸（寬×高=5.2 m×4.5 m） 收斂率均小于5%，可見此時巷道圍巖整體變形控制效果顯著，在N2105工作面末采階段依舊能夠很好的維持穩(wěn)定，滿足安全高效生產(chǎn)的需求。

5 結(jié) 論

（1） N2105 工作面回采末期，其采動擾動影響將會導(dǎo)致停采線前方的煤層大巷群圍巖發(fā)生不同程度的破壞，且破壞程度隨著大巷距離停采線位置越來越遠(yuǎn)，現(xiàn)場巷道圍巖破壞特征也由嚴(yán)重過渡至輕微。

（2） 利用UDEC3D 離散元軟件模擬，分析了針對1 號回風(fēng)大巷和輔助運(yùn)輸大巷之間煤柱體上方頂板內(nèi)厚硬細(xì)砂巖層致裂前后的煤體內(nèi)垂直應(yīng)力變化情況，得知煤柱體上方頂板致裂后能夠有效降低煤體內(nèi)的垂直應(yīng)力峰值，且致裂弱結(jié)構(gòu)區(qū)域越大，煤體內(nèi)垂直應(yīng)力峰值越小。

（3） 基于COMSOL Multiphysics 6.0 仿真軟件模擬分析了漿液在巷道圍巖內(nèi)的擴(kuò)散規(guī)律，結(jié)果表明，當(dāng)漿液水灰比為1.5∶1、注漿壓力值為1.0 MPa 時，漿液在圍巖內(nèi)的擴(kuò)散性能最佳。

（4） 現(xiàn)場工業(yè)性試驗(yàn)期間，煤層大巷群采取頂板致裂卸壓措施和圍巖注漿加固措施后，隨著N2105 工作面的進(jìn)一步回采推進(jìn)，離停采線最近的1 號回風(fēng)大巷在60 d 觀測期內(nèi)礦壓監(jiān)測結(jié)果表明，兩幫收斂量僅為72 mm 左右，頂?shù)装迨諗苛績H為148 mm 左右，收斂率控制在5%以內(nèi)，巷道圍巖整體變形控制效果顯著。