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(yè)工程學院，山東 青島 266590；2.山東新河礦業(yè)有限公司，山東 濟寧 272200；3.棗莊礦業(yè)集團新安煤業(yè)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(fā)的常態(tài)[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(huán)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(fā)生，極易造成頂板突然垮頂或片幫，給礦井安全生產(chǎn)帶來重大威脅[6-10]。目前多數(shù)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(wěn)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(nèi)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(jù)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(shù)值計算模型，研究了不同參數(shù)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(shù)進行注漿模擬試驗，監(jiān)測被注介質(zhì)內(nèi)部漿液擴散形態(tài)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?guī)r裂隙中的運移擴散規(guī)律。

上述研究多以理論分析或數(shù)值模擬為主，即使使用鉆孔電視進行現(xiàn)場監(jiān)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(xiàn)場與理論相結(jié)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(yè)730 采區(qū)南部軌膠聯(lián)絡巷的現(xiàn)場情況為工程背景，針對現(xiàn)場工程實踐中普遍存在的關(guān)于漿液擴散范圍、注漿壓力等錨注支護參數(shù)確定沒有合理依據(jù)的問題，以實際漿液加固范圍為依據(jù)，借助COMSOL 數(shù)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(shù)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(shù)設計方法，從而為現(xiàn)場錨注支護設計提供一定的理論基礎依據(jù)。

1 工程概況

新河礦業(yè)位于嘉祥縣城東約7.5 km 處，濟寧市的西部，設計生產(chǎn)能力90 萬t/a。730 采區(qū)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(jié)構(gòu)簡單，賦存穩(wěn)定，屬穩(wěn)定厚煤層，南部軌膠聯(lián)絡巷位于新河煤礦七采區(qū)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(lián)絡巷支護斷面圖如圖2。

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

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

現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)南部回風集中巷與南部軌膠聯(lián)絡巷交界處附近巷道頂板下沉較大，出現(xiàn)鋼帶斷裂以及錨網(wǎng)撕裂情況；頂板與兩幫交界處出現(xiàn)肩窩內(nèi)陷情況，現(xiàn)場巷道變形情況以及支護構(gòu)件破損情況如圖3。此外，在現(xiàn)場借助鉆孔窺視儀對巷道頂板內(nèi)部進行探測，典型斷面圍巖破壞范圍如圖4。鉆孔內(nèi)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(qū)。

圖3 現(xiàn)場巷道變形情況以及支護構(gòu)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(lián)絡巷的現(xiàn)場調(diào)研及鉆孔窺視結(jié)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(xiàn)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(xiàn)下沉量較大情況；②鉆孔窺視結(jié)果顯示，在頂錨桿錨固區(qū)具有較多破裂區(qū)，表明該區(qū)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(fā)育。

為了解決現(xiàn)有問題，現(xiàn)場選用注漿錨索對圍巖進行注漿加固。利用COMSOL 數(shù)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(shù)。

2 錨注漿液滲透擴散規(guī)律分析

2.1 數(shù)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(zhì)和注漿材料做出合適的簡化，可以便于分析規(guī)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(xù)多孔介質(zhì)或擬連續(xù)多孔介質(zhì)。

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(nèi)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(xù)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(lián)立式（1）和式（2），同時根據(jù)流體的質(zhì)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(shù)值計算模型時，主要是以新河煤礦730 采區(qū)南部軌膠聯(lián)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(cè)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(wǎng)格劃如圖5。依據(jù)南部軌膠聯(lián)絡巷頂板圍巖滲透率、孔隙率等基礎參數(shù)，最終確定的該模型的模擬參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值模擬計算參數(shù)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(nèi)部產(chǎn)生新的裂隙，造成漿液流失。根據(jù)現(xiàn)場試驗和工程經(jīng)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(shù)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(guī)律，將COMSOL 數(shù)值模擬試驗中導出的原始數(shù)據(jù)進行后處理，得到的不同注漿壓力下圍巖內(nèi)部漿液壓力衰減曲線和漿液擴散半徑演化規(guī)律如圖7。

圖7 不同注漿壓力下漿液擴散演化規(guī)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(nèi)，漿液擴散半徑的增長比例數(shù)值如圖7（b），經(jīng)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(nèi)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(nèi)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(xiàn)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(xiàn)新的裂隙，因此，結(jié)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(xiàn)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(shù)值模擬，得到的不同時間段的圍巖內(nèi)部漿液擴散等值線云圖如圖8；同時對原始數(shù)據(jù)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(guī)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??；但在距鉆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(nèi)，漿液擴散半徑的增長比例數(shù)值如圖9（b），經(jīng)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(nèi)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(jù)謝龍等[22]建立的相鄰漿孔漿液擴散狀態(tài)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(shù)值模擬結(jié)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(lián)絡巷的現(xiàn)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(jù)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(shù)下，不同方案下漿液在頂板圍巖的擴散規(guī)律，同時在注漿錨索中間位置構(gòu)建1 個橫向剖面，通過COMSOL 數(shù)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(qū)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(cè)邊緣位置出現(xiàn)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(jié)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(xiàn)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(nèi)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(cè)未出現(xiàn)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(shù)據(jù)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(nèi)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(xiàn)破壞變形時，無法有效控制巷道圍巖的穩(wěn)定性。

結(jié)合上述分析，同時考慮現(xiàn)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(lián)絡巷的注漿錨索布置方案。

3 工程實踐

在新河煤業(yè)南部軌膠聯(lián)絡巷圍巖頂板進行錨注支護現(xiàn)場工業(yè)性試驗，基于上述模擬結(jié)果優(yōu)化注漿參數(shù)：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(lián)絡巷內(nèi)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(jīng)過100 d 的監(jiān)測，監(jiān)測數(shù)據(jù)如圖13。

圖13 監(jiān)測數(shù)據(jù)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(fā)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(wěn)定性。在監(jiān)測過程中，巷道頂板未出現(xiàn)鼓包以及局部頂板變形大的情況，說明基于該參數(shù)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(wěn)定。

4 結(jié) 語

1）南部軌膠聯(lián)絡巷變形破壞嚴重，頂板下沉量較大，現(xiàn)場鉆孔窺視結(jié)果表明巷道頂板錨固區(qū)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(jié)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(cè)不會出現(xiàn)漏漿的情況。

3）工程實踐表明：運用優(yōu)化后注漿參數(shù)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(chǎn)。