松散破碎圍巖雙循環注漿加固試驗研究

梁曉敏，郝兵元

(太原理工大學 礦業工程學院，山西 太原 030024)

松散破碎圍巖是煤炭地下開采過程中常遇見的較差地質環境，一般由風化碎屑及軟泥充填形成，其裂隙發育程度較高且有可能形成附近含水層的導水通道，并且松散破碎圍巖自身的承載能力較差，給煤礦安全生產帶來極大威脅。通過密集支護+架棚的支護方式可在一定程度上對松散破碎圍巖進行控制，但是這種控制方式屬于被動控制，不僅支護成本高，且地應力的持續作用會使圍巖破壞范圍進一步擴大[1]，采用該種支護方式一段時間后巷道圍巖仍會產生變形，甚至會出現鋼棚被壓彎、冒頂的情況[2-3]；注漿加固的方式可對松散破碎圍巖實現主動控制，漿液將裂隙充填、膠結為整體，能改善松散破碎圍巖中結構面的剛度與強度，大幅提高松散破碎圍巖的承載能力，避免地應力作用下破碎圍巖的進一步破壞變形。眾多學者及技術人員對注漿加固方面的研究已經取得了大量的研究成果[4-5]。康紅普等[6]將煤礦巷道注漿加固方法進行分類，并對不同注漿加固理論和作用進行闡述，分析了水泥基、水泥與化學復合材料及化學材料的適用條件、優缺點；葛家良等[7]研究認為注漿加固效果主要受圍巖的結構特性影響；劉泉聲等[8]認為一次注漿時大部分漿液會經裂隙回流至散體層，并且裂隙前端固化的漿液會阻止漿液進一步向圍巖深部擴散，研究表明三步注漿工藝能保證圍巖注漿加固的效果；謝文兵等[9]研究發現漿液在破碎圍巖中擴散時有充填、擠壓和劈裂等多重作用；馮志強[10]研究表明化學材料注漿加固機理主要為充填壓密、形成網絡骨架、轉變破壞機制和黏結補強。眾多學者對巷道注漿加固機理及其擴散機理進行了大量研究，但各礦井地質條件差別較大，針對松散破碎圍巖巷道注漿技術仍需進一步研究。

筆者以沁水煤田西部伊田煤業帶式輸送機大巷為研究對象，綜合運用現場調研、理論分析、數值模擬的方法對松散破碎巷道的變形機理進行研究，結合現場條件提出注漿加固方案并進行優化，以期為巷道松散破碎圍巖注漿加固工程提供參考。

1 工程概況

1.1 巷道概況

伊田煤業帶式輸送機大巷為永久巷道，埋深285 m，巷道沿東西方向布置，用于二水平煤炭開采運輸及行人。巷道直接頂為厚8.82 m的石灰巖，基本頂為厚9.46 m的K2石灰巖，底板為灰色泥巖及砂質泥巖。巷道斷面為直墻半圓拱形，凈寬×凈高=4.2 m×3.7 m。巷道采用錨網+錨索+29U型鋼棚聯合支護的方法進行支護，采用?20 mm×2 400 mm錨桿時，其間排距為800 mm×800 mm，采用?18.9 mm×7 300 mm錨索時，其間排距為1 600 mm×2 400 mm，29U型鋼棚棚距為800 mm。帶式輸送機大巷支護圖如圖1所示。

(a)剖面圖

(b)平面圖

1.2 巷道變形情況

在帶式輸送機大巷測點運9向東48 m范圍內的巷道產生了較大的變形，部分變形后的巷道凈寬×凈高=3.0 m×2.1 m，較正常巷道斷面積縮幅達59%，造成行人不便并影響巷道的正常通風量，如圖2(a)所示；在測點運10和運11之間27 m范圍內，出現U型鋼棚受擠壓變形的情況，造成頂板中部噴漿層開裂，部分錨桿錨索失效，如圖2(b)所示。

(a)巷道斷面面積大幅減小

(b)U型鋼棚受擠壓變形

2 巷道變形原因及其分析

2.1 現場調研與實測

在帶式輸送機大巷測點運9向東24 m及測點運10和運11中點處頂板和巷幫各布置2個長度 7 m 的鉆孔進行孔內窺視作業。現場施工鉆孔時，0～3 m范圍內有大量黃泥漿液從孔口流出，施工向上鉆孔時有卡鉆及突然向上竄動的情況，推測該范圍內圍巖中含有大量黃土，局部出現離層且圍巖較為破碎。巷道變形區域圍巖內部情況如圖3 所示。

(a)1.3 m處 (b)2.7 m處 (c)5.0 m處

由圖3可知，在巷道頂板7 m范圍內均為灰巖，但3 m范圍內均夾有厚度不等的黃土層，局部有較大的空洞，裂隙發育程度較高，圍巖完整性較差，為陷落柱特征；3～7 m內的圍巖為較完整的灰巖，窺視鏡頭上的水霧是施工鉆孔時殘留水分蒸發所致。

2.2 巷道變形原因分析

導致帶式輸送機大巷局部變形嚴重的原因如下：①大巷測點運9向東48 m的范圍處于X13陷落柱內，測點運10和運11之間27 m范圍處于X8陷落柱內，陷落柱內的黃土和矸石會導致圍巖內部出現離層現象，破壞圍巖完整性；②陷落柱的存在使該范圍內圍巖的承載能力降低，地應力的持續作用使圍巖松動范圍不斷擴大形成松動圈，現場圍巖鉆孔窺視結果表明該范圍內松動圈半徑在3 m以內，該區域內巖石破碎、裂隙發育程度較高，部分區域圍巖承載能力較低甚至不具備承載能力。

可以通過修正的芬納公式[11]對松動圈半徑進行理論計算：

(1)

式中：R為巷道圍巖松動圈半徑，m;r為巷道的碹拱半徑，取值為2.1 m；C為圍巖的黏聚力，取值為2.96 MPa；φ為圍巖的內摩擦角，取值為47.7°；p為巷道圍巖所受原巖應力，取值為8.4 MPa;ps為巷道支護反力，注漿作業時取值為 0.2 MPa。

經計算得到R為2.9 m，與現場實測結果基本相同。

由于帶式輸送機大巷為永久巷道，且該范圍內巷道松動圈半徑大于?20 mm×2 400 mm錨桿的有效錨固長度(2.4 m)，因此部分錨桿在錨固端喪失有效著力點后會失效，而主要起懸吊作用的錨索支護并不能改善圍巖松散破碎的情況，圍巖在地應力的持續作用下會產生較大變形，存在冒頂的潛在風險。故補打錨桿索的密集支護方式不適用于對松散破碎圍巖的控制，需通過注漿加固[12]的方式，使漿液將裂隙充填、膠結為整體，改善圍巖中結構面的剛度與強度，與原支護方式形成復合支護結構，提升松散破碎圍巖的承載能力。

3 破碎圍巖注漿加固方案設計及過程控制

3.1 注漿參數的確定[13-14]

本研究注漿所用復合材料由水、425#普通硅酸鹽水泥、JCT-2混凝土外加劑及JCT-3固化劑配合而成，結合注漿現場的實際情況確定注漿材料質量比例為m水∶(m水泥+mJCT-2混凝土外加劑)∶mJCT-3固化劑=0.5∶(0.85+0.15)∶1.5。其中JCT-2混凝土外加劑可增大水泥顆粒表面濕潤角并改變其電荷及電位，使水泥顆粒充分水化，形成小顆粒或無顆粒溶液；JCT-3固化劑能夠促進水泥水化反應并提高漿液凝固后的強度。本次注漿材料凝固速度快、成本低，并且該質量配比下漿液具有低析水性、高滲透性等特點。

由于注漿工程的隱蔽性，且無法在注漿施工前精確預測漿液在裂隙中的擴散情況，筆者運用3DEC數值模擬軟件[15-16]建立該煤礦帶式輸送機大巷圍巖10 m×10 m×10 m的塊體模型，利用軟件中離散裂隙網絡(DFN)模擬陷落柱影響下松散破碎石灰巖的裂隙，對不同注漿壓力下漿液在裂隙中的擴散情況進行分析。漿液水灰比設置同上文，邊界進行固定約束，在y軸方向上使用geom命令生成鉆孔，通過nodisp及INSITU命令在所生成鉆孔上施加注漿壓力，將x軸所在平面設置為監測面用以監測漿液的擴散半徑。所建數值模型如圖4所示，漿液及圍巖裂隙參數、圍巖中石灰巖的力學參數如表1和表2 所示。

圖4 破碎圍巖注漿加固數值模型示意圖

表1 圍巖參數

表2 漿液及圍巖裂隙參數

現場注漿作業時，為了便于控制注漿壓力，分別選取注漿壓力為1、2、3、4、5、6 MPa，模型運算至停止時的漿液擴散范圍云圖如圖5所示。

圖5 不同注漿壓力下漿液擴散云圖

由圖5可知，模型運算至終止的步數與注漿壓力呈正比關系，即漿液在裂隙中流動并擴散的時長與注漿壓力的大小成正比；注漿壓力的增加使漿液進一步向圍巖深處擴散，在注漿壓力分別為1、2、3、4、5、6 MPa時，鉆孔周圍0.5 m范圍內的裂隙網格被漿液充分充填至飽和后的最終擴散半徑分別為1.00、1.50、1.95、2.35、2.75、3.00 m，因此較高的注漿壓力在保證鉆孔周圍注漿效果的同時又可以擴大漿液的擴散半徑，使較大范圍內的破碎圍巖得到固結。

6種注漿壓力條件下，距注漿鉆孔中心不同位置時漿液在巖體中的壓力分布規律如圖6所示。

由圖6可知，漿液壓力在距注漿鉆孔中心0～0.5 m內迅速衰減，漿液壓力在距注漿鉆孔中心 0.5 m 外衰減速度放緩；當注漿壓力為6 MPa時，漿液在圍巖內部能以較小的壓力擴散至距注漿鉆孔中心3 m處。因此6 MPa的注漿壓力可以保證漿液在充分滲透鉆孔周圍裂隙后有足夠的壓力繼續向圍巖深部擴散。

合理的注漿深度可以使松散破碎圍巖充分固結，從而增加其抵抗變形的能力[17]。經現場實測和理論計算得到該煤礦帶式輸送機大巷注漿加固段松動圈半徑為2.9 m，而巷道注漿鉆孔的長度應大于等于圍巖松動圈的半徑R[18]，故確定注漿深度為3 m。綜合考慮數值模擬分析結果，確定注漿鉆孔排距為3 m。

松散破碎圍巖注漿時需使漿液盡量充填裂隙，因此應在破碎圍巖無法注入漿液時停止注漿作業[19]。單孔注漿量Q計算公式如下[20]：

Q=ALπRkβλ

(2)

式中：Q為單孔注漿量，t；A為注漿時漿液的損耗系數，取值為1.4；L為注漿加固區域厚度，取值為3 m；Rk為注漿時漿液在破碎圍巖中的擴散半徑，取值為 3 m；β為注漿加固區域裂隙率，取值為4%；λ為漿液的充填系數，取值為1。

經計算得到該巷道松散破碎圍巖注漿時的單孔注漿量為1.6 t。

注漿壓力為6 MPa，注漿鉆孔的長度與排距為 3 m，單排布置5個注漿鉆孔為合理注漿參數。

3.2 方案設計及過程控制

為了保證注漿效果，本次注漿鉆孔布置方案一選用雙循環注漿法，即第一循環注漿鉆孔排距為 6 m，單排同一平面上布置5個鉆孔，待第一循環注漿完畢后，在第一循環注漿鉆孔中部補打第二循環注漿鉆孔，進行第二循環注漿作業。方案一注漿鉆孔布置如圖7所示，Ⅰ段注漿作業完成后注漿量統計直方圖如圖8所示。

由圖8可知，Ⅰ段48 m范圍布置17排共 85個注漿鉆孔，在現場注漿作業過程中出現了竄漿堵孔現象，Ⅰ段注漿作業完成后，共有17個注漿鉆孔由于竄漿而堵孔，占注漿鉆孔總數的20%，并且每排注漿鉆孔的注漿量并不均勻，究其原因是單排的 5個鉆孔位于同一平面上，且距離較近，打孔過程中裂隙會受擾動進一步擴展，從而連通相鄰的鉆孔，使注漿時漿液從鄰近鉆孔流出。

經過對Ⅰ段注漿作業過程中竄漿堵孔現象產生的原因進行分析后，認為應避免單排5個注漿鉆孔的間距過小，并使其不在同一平面可以防止注漿過程中鄰近鉆孔竄漿堵孔現象的出現，對注漿鉆孔的布置方式進行優化，優化后的注漿鉆孔布置方案二如圖9所示。注漿工藝并未改變，方案二調整單排 5個注漿鉆孔為幾何布置方式，調整肩部2個注漿鉆孔沿巷道軸線方向向前移動1 m，即2個肩孔與幫孔頂孔所在平面間隔 1 m。注漿作業完成后Ⅱ段注漿量統計直方圖如圖10所示。

圖9 方案二注漿孔布置示意圖

圖10 Ⅱ段注漿量統計直方圖

由圖10可知，Ⅱ段共布置45個注漿鉆孔，在應用方案二進行注漿作業后，注漿過程中僅有4個鉆孔出現竄漿堵孔現象，占注漿鉆孔總數的8%，并且每排注漿鉆孔的注漿量較為均勻，圍巖加固效果較好。經過現場試驗發現，單排5個注漿鉆孔的幾何布孔方式可有效避免受構造影響形成的松散破碎巷道圍巖在注漿加固時發生鄰近鉆孔竄漿，以及每個注漿鉆孔注漿量不均勻的現象。

3.3 注漿效果

由于注漿加固段巷道表面噴漿層變形嚴重，產生安全隱患，礦方在注漿作業完成后對巷道進行擴幫，巷道左右兩幫各擴幫1 m，擴幫段即為注漿加固段，擴幫后圍巖內部漿液分布效果如圖11所示。

圖11 注漿后圍巖內部漿液分布效果圖

由圖11可知，圍巖內部注漿鉆孔周圍漿液擴散半徑達2.5 m，與數值模擬結果接近，并且漿液從注漿鉆孔向外擴散形成明顯漿脈，漿脈在圍巖內部相互連接形成了良好的骨架結構，可大幅提升圍巖的承載能力。

注漿加固段注漿前后的圍巖變形量如圖12 所示。

圖12 注漿前后圍巖變形量曲線圖

由圖12可知，注漿加固后1個月內注漿加固段圍巖的變形量較小，頂底板累計移近量和兩幫累計移近量控制在65、48 mm，松散破碎圍巖得到了有效的控制，避免了巷道的進一步破壞。

4 結論

1)分析了巷道產生變形的原因，即陷落柱的存在降低了圍巖的承載能力，并會在地應力的持續作用下形成松動圈。通過現場圍巖鉆孔窺視和理論計算確定巷道圍巖松動圈半徑為2.9 m。

2)在松散破碎圍巖松動圈半徑大于錨桿的錨固長度時，注漿加固的方式可有效解決松散破碎圍巖持續變形的問題。

3)注漿加固松散破碎圍巖時單排5孔幾何布置的布孔方式，可以有效降低原先單排5孔平面布置時竄漿堵孔現象發生的概率，并且每排注漿鉆孔注漿量均勻。

4)注漿加固試驗巷道進行擴幫后，圍巖內部注漿孔周圍漿液的擴散半徑達到2.5 m，漿液骨架的生成可大幅提升圍巖的承載能力，且注漿加固后1個月內的圍巖變形量穩定在允許變形范圍內，松散破碎圍巖得到了有效控制。