破碎圍巖巷道錨注支護參數優化及應用

劉森虎 ，寧建國 ，史新帥 ，張 文 ，劉尚明 ，解小光

（1.山東科技大學 能源與礦業工程學院，山東 青島 266590；2.山東新河礦業有限公司，山東 濟寧 272200；3.棗莊礦業集團新安煤業公司，山東 微山 277500）

隨著淺部煤炭資源的日益枯竭，深部開采將成為煤炭資源開發的常態[1-5]。深部煤巖體處于高地應力和強烈開采擾動的復雜力學環境之中，導致地下巷道圍巖變形破壞嚴重，同時錨桿（索）支護失效時有發生，極易造成頂板突然垮頂或片幫，給礦井安全生產帶來重大威脅[6-10]。目前多數礦井采用錨注支護對破碎圍巖進行注漿加固，通過漿液滲透擴散到圍巖的孔隙和裂隙中，同時排擠出破碎圍巖中的水和氣體，從而增加圍巖自身強度，增強巷道穩定性。在評價巷道錨注加固效果時，漿液在圍巖中的擴散范圍是最重要的指標之一[11-15]。近年諸多國內外專家針對錨注漿液擴散開展了大量研究，并取得豐富的成果。王連國等[16]根據滲流力學理論建立了深-淺耦合錨注作用下的漿液滲透擴散的數值計算模型，研究了不同參數對漿液滲透擴散的影響；王東亮等[17]建立了單一裂隙注漿模型，將漿液看作冪律流體，推導出漿液擴散方程，同時分析了各種注漿因素對漿液擴散半徑的影響程度；王琦等[18]利用圍巖鉆孔電視對注漿后漿液擴散進行探測；柴敬等[19]利用光纖傳感技術進行注漿模擬試驗，監測被注介質內部漿液擴散形態和范圍；張二蒙等[20]研制了特定的注漿模擬實驗臺，探究了漿液在奧灰巖裂隙中的運移擴散規律。

上述研究多以理論分析或數值模擬為主，即使使用鉆孔電視進行現場監測，也缺乏1 個定量的標準進行評價；在錨注加固影響因素研究方面，對注漿錨索本身的布置形式尚缺乏基于現場與理論相結合的研究。為此，在當前錨注支護理論研究及漿液擴散理論研究的基礎上，以新河礦業730 采區南部軌膠聯絡巷的現場情況為工程背景，針對現場工程實踐中普遍存在的關于漿液擴散范圍、注漿壓力等錨注支護參數確定沒有合理依據的問題，以實際漿液加固范圍為依據，借助COMSOL 數值計算軟件開展不同注漿壓力、注漿時間及注漿錨索布置方式的數值模擬試驗研究，分析不同因素對錨注控制效果的影響，并提出相應的錨注參數設計方法，從而為現場錨注支護設計提供一定的理論基礎依據。

1 工程概況

新河礦業位于嘉祥縣城東約7.5 km 處，濟寧市的西部，設計生產能力90 萬t/a。730 采區位于礦井-980 m 延深水平的東部及南部，主采3#煤層，煤層厚8.93～9.88 m，平均9.65 m，結構簡單，賦存穩定，屬穩定厚煤層，南部軌膠聯絡巷位于新河煤礦七采區中部，沿煤層底板掘進。工作面煤層綜合柱狀圖如圖1，南部軌膠聯絡巷支護斷面圖如圖2。

圖1 南部軌膠聯絡巷綜合柱狀圖Fig.1 Comprehensive bar chart of the southern connection roadway

圖2 南部軌膠聯絡巷支護斷面圖Fig.2 Support section view of the southern connection roadway

現場調研發現南部回風集中巷與南部軌膠聯絡巷交界處附近巷道頂板下沉較大，出現鋼帶斷裂以及錨網撕裂情況；頂板與兩幫交界處出現肩窩內陷情況，現場巷道變形情況以及支護構件破損情況如圖3。此外，在現場借助鉆孔窺視儀對巷道頂板內部進行探測，典型斷面圍巖破壞范圍如圖4。鉆孔內的黑色塊代表了破碎圍巖的位置和程度，對其圍巖破壞情況進行分類依次劃分為嚴重、中等、輕微破壞區。

圖3 現場巷道變形情況以及支護構件破損情況Fig.3 Deformation of on-site tunnels and damage of supporting components

圖4 典型斷面圍巖破壞范圍Fig.4 Typical section surrounding rock failure range

基于對南部軌膠聯絡巷的現場調研及鉆孔窺視結果，歸納巷道主要破壞原因主要包括以下2個方面：①頂板圍巖強度低，承載能力差，現場巷道所處地層為煤層，煤層較軟，頂煤碎脹變形，導致頂板出現下沉量較大情況；②鉆孔窺視結果顯示，在頂錨桿錨固區具有較多破裂區，表明該區域錨桿錨固端失效；另外，頂板破壞高度已達到煤巖分界線，說明頂煤完整性較差，裂隙發育。

為了解決現有問題，現場選用注漿錨索對圍巖進行注漿加固。利用COMSOL 數值模擬軟件開展錨注漿液擴散及不同注漿錨索布置方式的試驗，最后提出合理的錨注支護參數。

2 錨注漿液滲透擴散規律分析

2.1 數值計算原理及模型

針對注漿過程中漿液在巖體中的擴散過程，通過對被注介質和注漿材料做出合適的簡化，可以便于分析規律及耦合計算，假設如下[21]：

1）將被注漿液視為不可壓縮各向同性的牛頓流體。

2）將破碎圍巖看作各向同性的連續多孔介質或擬連續多孔介質。

3）注漿錨索鉆孔中漿液壓頭等于注漿泵提供的初始壓力，漿液填充完畢后以達西滲流的形式向巷道圍巖內滲透擴散。

4）模型邊界和巷道四周均為不透漿邊界，僅研究巷道頂板注漿。

基于上述假設，漿液在破碎圍巖裂隙中的流動滿足N-S 方程和連續性方程：

式中：ρ為漿液密度；p為漿液壓力，Pa；u為漿液流速，m/s；F為體積力，N；I為單位張量；μ為所使用漿液黏度；t為時間；T為溫度； ν為漿液在圍巖中的等效湍流速度。

聯立式（1）和式（2），同時根據流體的質量守恒定律和達西定律可得：

式中：k為滲透率；Qm為源或匯。

在建立數值計算模型時，主要是以新河煤礦730 采區南部軌膠聯絡巷支護為背景，最終確定建立模型尺寸為10 m×10 m×15 m(長×寬×高)，巷道斷面尺寸為4.7 m×10 m×4 m。模型的邊界條件為：模型底部為固定約束邊界；左右兩側為輥支承約束；模型外邊界為無流量邊界；模型頂端為應力邊界條件，已知巷道上方的巖體平均密度為2 500 kg/m3，埋深為980 m，則模型頂端應力σz為24.5 MPa。三維模型及其網格劃如圖5。依據南部軌膠聯絡巷頂板圍巖滲透率、孔隙率等基礎參數，最終確定的該模型的模擬參數見表1。

表1 數值模擬計算參數Table 1 Numerical simulation calculation parameters

2.2 注漿壓力對漿液擴散的影響

在深部破碎圍巖的錨注過程中，注漿泵提供的初始壓力太小會導致漿液擴散范圍小，注漿效果差，注漿壓力太大又會導致圍巖內部產生新的裂隙，造成漿液流失。根據現場試驗和工程經驗，選取研究的注漿壓力為p=1、2、3、4、5、6 MPa，設定模型求解時間為900 s，通過COMSOL 進行數值模擬試驗得到的不同注漿壓力下的漿液擴散范圍分布云圖如圖6。

圖6 不同注漿壓力下漿液擴散范圍分布云圖Fig.6 Cloud charts of slurry diffusion range distribution under different pressures

通過圖6 可以看出，隨著注漿壓力的增大，漿液的擴散范圍也逐漸增大，但漿液擴散范圍的增長速度是逐漸降低的。

為了更加細致的研究漿液擴散半徑演化規律，將COMSOL 數值模擬試驗中導出的原始數據進行后處理，得到的不同注漿壓力下圍巖內部漿液壓力衰減曲線和漿液擴散半徑演化規律如圖7。

圖7 不同注漿壓力下漿液擴散演化規律Fig.7 Evolution law of slurry diffusion under different grouting pressures

由圖7(a) 可知：在距鉆孔表面0～1 m 處，漿液壓力急速衰減；在距鉆孔表面1～2 m 處，漿液壓力緩慢降低；在距鉆孔表面2～5 m 處，漿液壓力很小且基本保持不變；但是在距鉆孔表面距離相等的部位，初始注漿壓力大，該部位的漿液壓力也越大，其能滲透擴散的范圍也越遠。

在注漿壓力為1～6 MPa 的范圍內，漿液擴散半徑的增長比例數值如圖7（b），經計算可得每增大1 MPa 注漿壓力漿液擴散半徑的平均增長率為30.95%，當注漿壓力從1 MPa 增長到3 MPa 時，擴散半徑從0.664 m 增加到了1.51 m，增長速率分別為51.4%和35.4%，平均增長率達43.4%，表明在此期間內漿液擴散半徑的增長比例較高；當注漿壓力從4 MPa 增長到6 MPa 時，漿液擴散半徑從1.68 m 增加到了1.85 m，增長速率分別為11.1%和4.1%，平均增長率為7.6%，在此階段內漿液擴散半徑緩慢增長。由此可見，提高初始注漿壓力可以有效增加漿液擴散半徑，但是隨著注漿壓力的增高，漿液擴散半徑的增長率反而降低。同時考慮現場實際情況，注漿壓力過高會破壞頂板圍巖的完整性，還可能導致圍巖出現新的裂隙，因此，結合頂板圍巖的破碎程度和注漿設備的功耗，確定合理的注漿壓力為4 MPa。

2.3 注漿時間對漿液擴散的影響

在注漿過程中，注漿時間也是影響漿液擴散的重要因素之一，注漿時間太短，漿液無法有效擴散到圍巖深部的裂隙，注漿加固效果差；注漿時間太長，頂板可能出現漏漿，增加了施工成本?；谧{壓力4 MPa，選取注漿時間為2、4、6、8、10、12 min，通過COMSOL 數值模擬，得到的不同時間段的圍巖內部漿液擴散等值線云圖如圖8；同時對原始數據進行后處理，得到的漿液壓力衰減曲線和漿液擴散半徑演化規律如圖9。

圖8 不同注漿時間下漿液擴散等值線云圖Fig.8 Contour cloud charts of slurry diffusion under different grouting time

圖9 不同注漿時間下漿液擴散半徑演化Fig.9 Evolution of slurry diffusion radius under different grouting time

由圖9（a）可知：在距鉆孔表面0～1.5 m 處漿液壓力快速衰減，在距鉆孔表面1.5～5 m 處漿液壓力緩慢減?。坏诰嚆@孔表面距離相等的位置，注漿時間越長，漿液壓力越大，其能滲透擴散的范圍也越大。在注漿時間為2～12 min 的范圍內，漿液擴散半徑的增長比例數值如圖9（b），經計算可得每增大1 min 注漿時間漿液擴散半徑平均增長率為25.67%，當注漿時間在0～6 min 時，漿液擴散半徑的增長速率分別為59.3%、55% 和32.4%，平均增長率為48.9%，在此時間段內漿液擴散半徑增長比例較高；在注漿時間為8～12 min 時，漿液擴散半徑的增長速率分別為15.4%、8.9%和5.1%，增長速率非常低，平均增長率僅為9.8%。

基于上述分析，在注漿壓力保持一定的條件下，隨著注漿時間的延長，漿液擴散半徑也隨之增大，而注漿擴散半徑增長比例卻逐漸降低，在注漿時間超過8 min 以上時，平均增長率維持在9.8%左右，說明此時注漿時間對漿液擴散半徑的影響較小，因此確定合理的注漿時間為8 min。

2.4 注漿錨索布置形式對漿液擴散的影響

在注漿的過程中，當注漿錨索間排距相同的情況下，注漿錨索的布置方式也直接決定了注漿加固的效果，根據謝龍等[22]建立的相鄰漿孔漿液擴散狀態簡化模型，確定了相鄰注漿孔間排距為1.57 倍的漿液擴散半徑。上文數值模擬結果確定漿液擴散半徑為1.612 m，因此確定注漿錨索間排距大約為1.8 m。

基于南部軌膠聯絡巷的現場情況，設計的3種注漿錨索布置方案如圖10。方案1 為“正方形”布置方式，方案2 為“Z 字形”布置方式，方案3 為“六邊形”布置方式。

圖10 3 種注漿錨索布置方式Fig.10 Three types of grouting anchor cable arrangements

根據前文確定的注漿壓力4 MPa、注漿時間8 min 和注漿錨索間排距1.8 m，研究在相同注漿參數下，不同方案下漿液在頂板圍巖的擴散規律，同時在注漿錨索中間位置構建1 個橫向剖面，通過COMSOL 數值模擬得出的不同注漿錨索布置方式的漿液運移分布云圖如圖11。

圖11 不同注漿錨索布置方式漿液運移分布Fig.11 Distribution of slurry transport in different grouting anchor cable arrangements

由圖11 可知：采用方案1“正方形”布置方式進行注漿加固，漿液運移擴散最終充滿巷道頂板正上方區域，漿液擴散半徑與巷道寬度高度重合，形成了“正方形”式的注漿加固圈，注漿加固效果顯著，但易在頂板兩側邊緣位置出現漏漿，影響注漿施工的效率；在采用方案2“Z 字形”布置方式時，注漿結束后，2 組錨索中間部分漿液擴散不充分，沒有完全覆蓋巷道頂板，形成了“Z 字形”式的注漿加固圈，可知其在漿液固化后僅對巷道頂板正上方部分破碎松散圍巖實現加固，注漿加固效果不佳；當采用方案3“六邊形”布置方式進行注漿加固時，漿液滲透擴散至頂板上方圍巖內部，形成了“六邊形”式的注漿加固圈，與方案一的形成的注漿加固圈范圍基本相同，且頂板兩側未出現漏漿的情況。

為了更加細致地對比分析3 種方案的注漿加固效果，將3 種方案橫向刨面處的漿液擴散原始數據進行分析處理，最終繪制出的各方案的漿液壓力衰減曲線如圖12。

圖12 3 種方案橫向刨面漿液壓力衰減曲線Fig.12 Slurry pressure decay curves of transverse plan surface for three solutions

由圖12 可知：當采用方案1 和方案3 行注漿加固時，漿液可以滲透擴散至距道兩幫約0.8 m 處（方案1、方案3），待漿液在圍巖內部固化后，與錨索共同作用可以形成較大范圍的注漿加固圈；而采用方案3 進行注漿加固時，漿液向巷道兩幫外擴散滲透的距離極小，僅為0.25 m，當巷道兩幫上方圍巖出現破壞變形時，無法有效控制巷道圍巖的穩定性。

結合上述分析，同時考慮現場施工成本，最終選取方案3“六邊形”布置方式作為南部軌膠聯絡巷的注漿錨索布置方案。

3 工程實踐

在新河煤業南部軌膠聯絡巷圍巖頂板進行錨注支護現場工業性試驗，基于上述模擬結果優化注漿參數：初始注漿壓力為4 MPa，注漿時間8 min，注漿錨索布置方案為“六邊形”式。注漿完成后在南部軌交聯絡巷內每隔30～40 m 布置1 個綜合測站，累計布置3 個綜合測站，主要檢測巷道位移，錨索軸力和頂板離層值。經過100 d 的監測，監測數據如圖13。

圖13 監測數據Fig.13 Monitoring data

由圖13 可知，巷道頂板下沉量相對較小，最大頂板下沉量為210 mm；注漿錨索軸力在240～360 kN，沒有超過注漿錨索的破斷載荷，有效發揮了注漿錨索的錨固作用；深部8 m 處最大離層值為23 mm，淺部2.5 m 處最大離層值為88 mm，說明注漿加固有效控制了頂板離層，保障了巷道頂板的完整性和穩定性。在監測過程中，巷道頂板未出現鼓包以及局部頂板變形大的情況，說明基于該參數設計方法的錨注支護有效維持了破碎圍巖條件下巷道的穩定。

4 結 語

1）南部軌膠聯絡巷變形破壞嚴重，頂板下沉量較大，現場鉆孔窺視結果表明巷道頂板錨固區破碎嚴重，錨桿支護已失效，建議選用注漿錨索對頂板破碎圍巖進行注漿加固。

2）隨著注漿壓力和注漿時間增加，漿液擴散半徑也隨之增加，但其增長速率卻是逐漸降低的，基于模擬結果確定最佳注漿壓力和注漿時間分別為4 MPa 和8 min。此外，當采用“六邊形”布置方式時，其注漿加固圈范圍相對較大，且頂板兩側不會出現漏漿的情況。

3）工程實踐表明：運用優化后注漿參數和注漿錨索布置方案進行注漿加固，頂板下沉量最大為210 mm，深部8 m 處最大離層值為23 mm，淺部2.5 m 處最大離層值為90 mm；這表明錨注支護加固有效地控制了深部圍巖的變形與破壞，確保了礦井的安全生產。