煤礦千米深井巷道松軟煤體高壓錨注-噴漿協同控制技術

康紅普，姜鵬飛，楊建威，王志根，楊景賀，劉慶波，吳擁政， 李文洲，高富強，姜志云，李建忠

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013; 2.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013; 4.中煤新集能源股份有限公司，安徽 淮南 232170)

隨著煤礦開采深度不斷增加，我國千米深井越來越多，巷道圍巖控制的難度也顯著加大。對我國東部地區千米深井巷道圍巖變形、破壞的調查與分析表明，由于巷道圍巖地應力高、采動影響強烈，圍巖破壞范圍大、變形強烈[1]。淮南等深井軟巖礦區，圍巖流變性強，變形量大且持續時間長，巷道需要多次返修才能勉強滿足生產要求;而對于一些圍巖強度較大的礦井，則容易出現沖擊地壓動力災害，對礦井安全生產帶來嚴重威脅。

經過多年的研究與攻關，我國煤礦形成了以錨桿、錨索為主體支護，棚式支架、噴射混凝土、注漿加固及卸壓法等并舉的巷道支護格局。對于千米深井巷道，采用單一的支護方式往往很難有效控制圍巖大變形，聯合控制法是一條有效途徑。為此，2017年中華人民共和國科學技術部設立國家重點研發計劃項目“煤礦千米深井圍巖控制及智能開采技術”，開展了巷道圍巖支護-改性-卸壓協同控制理論與技術研究。通過該項目開發出700 MPa級超高強度、高延伸率、高沖擊韌性錨桿，高壓劈裂注漿改性及水力壓裂卸壓技術，形成了千米深井巷道主動支護、主動改性、主動卸壓“三主動”、“三位一體”協同控制技術，并在中煤新集口孜東礦121302孤島工作面運輸巷進行了成功應用，取得較好效果[2-4]。同時，在井下試驗過程中發現，僅僅采用錨桿、錨索支護的松軟煤幫變形依然比較大，包括煤體的擴容變形與煤幫的整體擠出，需要提出更有效的松軟煤體控制方法與技術。

錨注將錨固與注漿技術有機結合，是適合破碎圍巖加固的有效方法。國內外已開發和應用了多種形式的注漿錨桿[5-9]，包括中空注漿錨桿、鉆錨注一體化錨桿。錨桿桿體為空心鋼管，兼做注漿管。注漿材料可采用水泥基漿材或化學漿材。注漿不僅可改善錨固體及深部圍巖力學性能，提高圍巖的完整性，同時注漿可通過改善錨固體力學性能提高錨桿的錨固效果，充分發揮錨固與注漿二重作用。除注漿錨桿外，還開發出不同形式的注漿錨索，包括錨索索體為實心鋼絞線，配用注漿管、排氣管的傳統注漿錨索[10]，及索體為中空鋼絞線，注漿管在索體內的中空注漿錨索[11]。與注漿錨桿相比，注漿錨索錨固深度更大、承載力更高、注漿加固區域更大，適用范圍更大。但是在實際應用中，錨注技術還存在以下問題:

(1)有些注漿錨桿和錨索在施工過程中不能施加預應力，只能等漿液固化后在孔口通過擰緊螺母或張拉方式施加一定拉力，預應力作用不明顯，影響錨桿、錨索支護效果。

(2)大部分注漿錨桿、錨索的封孔裝置比較簡單，最常用的是封孔膠塞，封孔壓力低，在很小的注漿壓力下就會出現跑漿、漏漿現象，顯著影響了漿液擴散范圍及注漿效果。

(3)在巷道淺部圍巖比較破碎的情況下，漿液很容易從圍巖裂隙、裂縫中流出，注漿壓力和圍巖中的注漿量無法保證。不僅浪費注漿材料，而且注漿效果不佳。

針對上述問題，結合千米深井巷道松軟煤體強度低、破壞范圍大、滲透性差、易風化、錨固力低等特點，在“煤礦千米深井圍巖控制及智能開采技術”項目已有成果的基礎上，又開發出高預應力、高壓劈裂注漿錨桿與錨索，并配合噴射混凝土協同圍巖控制技術。本文介紹示范巷道地質與生產條件，千米深井巷道松軟煤體大變形機理，松軟煤體高預應力、高壓錨注及噴射混凝土協同控制原理，高強度、高壓劈裂注漿錨桿、錨索結構與力學性能，及示范巷道井下試驗及圍巖控制效果。

1 巷道地質與生產條件及支護狀況

1.1 巷道地質與生產條件

示范巷道為中煤新集口孜東礦140502工作面運輸巷。140502工作面開采5號煤層，平均厚度6.56 m。煤層頂、底板巖性分布如圖1所示。頂板巖層主要為泥巖，局部有砂巖和煤線，泥巖松散、軟弱。其中，直接頂的泥巖膠結性差，隨掘隨漏，掘進期間采用托頂煤+間距200 mm的密集超前鋼筋支護方法控制頂煤和頂板。底板以泥巖和砂質泥巖為主，累計厚度近10 m。煤、頂底板泥巖中黏土礦物含量較高[2]，容易受風化影響，結構劣化、強度衰減嚴重。

圖1 5號煤層頂底板巖層分布Fig.1 Roof and floor rock layers around coal seam No.5

工作面采用大采高一次采全厚采煤法，埋深超1 000 m，巷道布置如圖2所示。煤層上方基巖薄，松散層厚度近600 m。140502工作面為5號煤層采區首采工作面，運輸巷兩側均為實體煤。

圖2 口孜東礦140502工作面及示范巷道平面布置Fig.2 Layout of working face 140502 and experimental maingate in the Kouzidong Coal Mine

1.2 煤幫原控制方案與變形破壞特征

140502運輸巷原設計斷面為直墻平頂微拱形，頂寬4 m，底寬6 m，高4.6 m，斷面積27.6 m2，屬大斷面巷道。巷道留頂、底煤掘進，頂煤0.3～1.2 m，底煤1～2 m。巷道采用錨網索噴+滯后注漿聯合控制方案，支護布置如圖3所示。錨桿采用HRB500，φ22 mm左旋無縱筋螺紋鋼，長2 500 mm，間排距800 mm×800 mm，設計預緊扭矩260 N·m，鋼筋托梁護表。錨索為1×19結構、φ21.8 mm的預應力鋼絞線，頂錨索長9 200 mm，組合構件為工字鋼梁與M型鋼帶交錯布置，3根1組，間距分別為1 500，1 200 mm;幫錨索長6 200 mm，間距1 200 mm，采用大、小平托板+M型鋼帶護表。頂幫錨索排距均為1 600 mm，設計張拉力160 kN。巷道表面噴射混凝土，厚度70 mm。掘進工作面后方200 m以外，在巷道肩窩處布置2個深12～15 m鉆孔注普通水泥漿加固，排距6～10 m。

圖3 原巷道錨桿與錨索支護布置Fig.3 Layout of rock bolts and cables for original maingate

采用上述聯合控制方案后，巷道在掘進期間仍然出現煤幫整體移近和強烈底臌，兩幫收縮1 m以上，底臌0.6 m以上。煤幫大變形及支護體失效情況如圖4所示，肩窩煤體發生大范圍破碎、鼓包，煤幫肩窩錨桿與錨索破斷、鋼帶撕裂等現象頻發。

圖4 原巷道煤幫大變形及支護結構失效情況Fig.4 Severe deformation of coal side and failure of original maingate support structure

1.3 煤幫控制存在的問題

分析上述口孜東礦140502工作面運輸巷煤幫大變形及支護結構失效情況，發現煤幫控制主要存在以下問題:

(1)對千米深井巷道松軟煤體、低強度、低錨固力、大斷面條件下的煤幫大變形機理認識不深入。

(2)對千米深井松軟煤幫與錨桿支護、注漿相互作用機制認識不足，依然采用傳統的錨桿、錨索與滯后注漿方式控制煤幫變形，沒有提出適合千米深井巷道松軟煤體、大斷面、強流變煤幫大變形的有效控制方法。

(3)巷道掘進方式影響。巷道托頂煤掘進，肩窩位置頂煤與巷幫煤體強烈擠壓，導致該位置的煤體產生大范圍破碎，錨桿、錨索及支護構件失效較多。

(4)煤幫錨桿、錨索錨固力低。在巷道原支護段煤幫，采用1～3支MSK2350樹脂錨固劑測試了錨桿、錨索錨固力，測試結果見表1。煤幫錨桿采用1支錨固劑錨固力僅為74 kN，錨索采用2支錨固劑錨固力僅為165 kN。雖然后期進行了水泥注漿，但在煤幫中，錨桿、錨索錨固力仍難以與其承載力相匹配，錨桿、錨索還未屈服就被拔出，難以發揮高強度錨桿、錨索的主動支護作用。

(5)錨桿、錨索設計預緊力偏低。錨桿預緊扭矩260 N·m，錨索預緊力160 kN，2者預緊力均未施加至與錨桿桿體、錨索索體承載力匹配的預緊力，沒有認識到預應力對錨桿、錨索支護的重要性[12]。

(6)錨桿、錨索支護構件不匹配[13]。鋼筋托梁、M型鋼帶等組合構件與煤幫接觸面積小;托板承載力比錨桿桿體、錨索索體低;未安裝調心球墊，不能動態調整其受力狀態;錨桿螺紋長度偏短。上述4種支護構件力學性能不匹配，極易導致錨桿與錨索破斷、預應力擴散效果差，嚴重影響錨桿、錨索支護效果。

表1 140502運輸巷煤幫錨桿與錨索錨固力測試結果Table 1 Test results of rock bolt and cable anchorage force in coal side of maingate 140502

(7)滯后注漿效果有限。原注漿方案采用普通水泥單液漿，材料顆粒粒徑大、注漿壓力低、封孔效果差，僅能注入淺部大尺度裂隙的煤體，孔口漏漿嚴重，加固效果不理想。而且，滯后注漿對錨桿、錨索錨固力的提高能力有限，難以實現錨固與注漿協同作用。

2 千米深井巷道松軟煤幫大變形機理

地應力、圍巖強度及結構是影響巷道變形的根本因素[14]，為此，對示范巷道地應力、煤體強度與結構進行了原位測試與分析。在此基礎上采用數值模擬研究了巷道煤幫在原方案下變形破壞規律，分析了煤幫大變形機理。

2.1 巷道圍巖地質力學參數

采用小孔徑水壓致裂法在5煤頂板砂巖中進行了地應力測試，最大水平主應力24.55 MPa，最小水平主應力10.65 MPa，垂直應力24.94 MPa。可見，地應力場中垂直應力占一定優勢，且最大水平主應力與垂直應力相差很小。

采用鉆孔觸探法原位實測了巷道頂板巖層與煤體的強度，如圖5(a)所示。可知，淺部煤層抗壓強度僅為12 MPa左右，與最大、最小水平主應力及垂直應力的比值分別為0.49，1.13，0.48;淺部泥巖抗壓強度為20 MPa左右，與最大、最小水平主應力及垂直應力的比值分別為0.81，1.88，0.80。可見，最小主應力已接近煤層抗壓強度，最大主應力超過淺部泥巖抗壓強度，強度與應力比值較低，導致巷道開挖后在高偏應力作用下圍巖很快發生變形、破壞。

采用鉆孔窺視儀對煤幫結構進行了觀察，結合圖5(b)強度曲線可知，煤幫在1.6 m以淺整體較為破碎，抗壓強度低;1.6～4.5 m煤體相對完整，局部破碎，抗壓強度平均15 MPa; 4.5～8.0 m煤體較為完整，抗壓強度平均20 MPa。可見，巷道煤幫淺部煤體松軟破碎。

圖5 巷道圍巖強度變化曲線Fig.5 Strength variation curves of maingate surrounding rock

2.2 巷道煤幫大變形數值模擬

采用數值模擬軟件UDEC模擬示范巷道在原支護及煤幫錨注-噴漿協同控制下巷道圍巖變形破壞特征。根據140502工作面運輸巷地質與生產條件建立數值計算模型，如圖6所示。模型寬度60 m，高度60 m。基于井下實測地應力并考慮模型高度，在模型頂部施加24.4 MPa的垂直應力，兩側施加水平應力，研究巷道在掘進期間變形破壞規律。數值模擬中煤巖體是通過塊體(block)與接觸(contact)來表征，其中塊體為彈性體，接觸可以產生張拉或滑移破壞。

圖6 UDEC數值計算模型Fig.6 UDEC numerical simulation model

煤巖體及噴射混凝土物理力學參數見表2。煤體及頂板圍巖參數是基于現場鉆孔實測獲取，彈性模量采用Ec=MRσc[15]估算，其中，MR為彈性模量比率;σc為巖石單軸抗壓強度。數值模型中巖體參數取值為巖石參數的0.58[16]，抗拉強度為抗壓強度的1/12。

表2 數值模型采用的煤巖體力學參數Table 2 Coal and rock mechanical properties in UDEC model

錨桿、錨索采用UDEC內置Cable單元模擬，鋼護板采用Beam單元模擬，根據井下實際使用支護材料性能參數，支護單元物理力學參數見表3。錨桿預緊扭矩260 N·m，對應預緊力40 kN，錨索張拉力160 kN。

巷道原支護方案下，頂板最大下沉量280 mm，最大底臌量470 mm，巷幫最大移近量1 180 mm，巷道變形主要為煤幫強烈收縮，巷道頂底板強烈變形主要在頂煤及底煤區域(圖7)。巷幫淺部煤體發生張拉破壞，大量裂紋相互貫通，裂紋擴展深度超過錨桿錨固長度，形成大范圍破碎區;深部煤體發生剪切破壞，裂紋分布密集，裂紋擴展深度超過錨索錨固長度(圖8，9)。

巷幫煤體應力分布如圖10所示。巷道開挖后煤幫1 m范圍內水平應力趨近于0，垂直應力極小，淺部破碎煤體幾乎無承載能力;1～8 m內煤體應力持續波動，其原因在于該范圍內煤體內部發育有大量裂紋(圖8)，導致圍巖內部應力釋放，應力狀態持續惡化，圍巖承載能力降低;8～12 m內煤體無明顯裂紋產生(圖8)，垂直應力趨于穩定，水平應力逐漸增加。

表3 數值模型采用的支護體力學參數Table 3 Mechanical properties of rock bolting components in UDEC model

圖7 巷道圍巖變形Fig.7 Deformation of rock surrounding maingate

圖8 巷道圍巖裂紋分布Fig.8 Fracture distribution in rock surrounding maingate

圖9 巷道圍巖破壞情況Fig.9 Destruction of rock surrounding maingate

圖10 巷幫煤體應力分布Fig.10 Stress distribution in coal side of maingate

在千米深井高地應力作用下，巷幫煤體淺部產生大量相互貫通的張拉裂紋，深部產生大量剪切裂紋，淺部煤體極為破碎，可錨性差，井下巷道中表現為淺部錨桿支護失效。巷幫深部煤體產生的大量裂紋顯著降低了煤體完整性與強度，煤體承載能力也大幅降低，易發生整體大變形。

2.3 巷道煤幫大變形機理

基于上述測試與數值模擬研究，分析得出140502工作面運輸巷煤幫大變形的主要原因為:

(1)地應力高，巷幫煤體裂隙發育、強度低，強度應力比值小。巷幫開挖后煤體原生裂隙迅速張開、新裂紋大量產生，并逐漸向煤幫深部延伸，超出錨桿、錨索錨固范圍。可見，高地應力、低強度是煤幫大變形的最根本原因。

(2)錨固力低且不斷衰減。巷幫煤體強度低、裂隙發育，且錨桿、錨索孔內煤粉多，導致錨固力低。隨著煤體不斷劣化，錨固劑與其周圍煤體黏結力逐漸下降，錨固力不斷衰減，極易造成錨桿、錨索與錨固劑脫黏后被整體拔出。

(3)強烈的風化作用。巷幫煤體黏土礦物含量高，長期暴露在空氣中，而且井下氣溫高、濕度大，煤體強度與結構劣化，甚至錨桿、錨索孔內的錨固劑逐漸被剝蝕，導致錨固力下降。

(4)巷道斷面大。巷道寬度6.0 m，高度4.6 m，斷面積超過25 m2。巷幫肩窩處應力集中現象更加突出，高煤幫自穩性差，容易產生片幫和變形。

(5)頂煤效應明顯。煤層強度低，肩窩頂煤發生變形、破碎、滑移，破壞了頂板-煤幫整體承載結構，大幅削弱了巷幫肩窩煤體的邊界約束，導致煤體被大范圍擠碎、鼓包。

(6)煤體強流變性。在巷道掘進階段，相對巖體及硬煤，松軟煤幫變形就表現出更明顯的時間效應。地應力越高，煤體強度越低，變形破壞速度越顯著[17]，煤幫出現強時效的流變大變形。

3 煤幫高壓錨注-噴漿協同控制原理

3.1 煤幫控制方式選定

基于以上分析，千米深井巷道煤幫大變形的主要原因是高地應力、軟煤、強風化、低錨固力，煤幫控制方式的選取須著重考慮以上4個方面。

改善軟煤力學特性與提高錨固力的方法主要有2種:先注漿后錨固、錨固注漿一體化[18-19]。考慮到示范巷道兩幫為實體煤，先注漿效果有限，且影響掘進施工。而錨固與高壓注漿相結合，首先通過樹脂錨固并對錨桿、錨索施加高預緊力，減小煤幫等速蠕變速率、延長非線性加速啟動時間，顯著提高錨固承載結構的長期穩定性[17];然后通過注漿錨桿、錨索進行高壓劈裂注漿，使漿液注入到煤體不同尺度的裂隙中，劈開弱面黏接煤體，改善煤幫結構，提高煤幫強度，增強松軟煤幫抵抗時效變形的能力;同時，提高錨桿、錨索錨固力，實現全長預應力錨注。

解決風化最有效、簡潔的方法是在圍巖表面噴射混凝土等材料，以封閉圍巖，與巷道風流、水汽等隔絕，從根本上抑制風化導致的煤體劣化。

高應力問題一般采用以下方法解決:在巷道掘進前，從區域控制角度，優化開采順序、合理選擇巷道層位，盡量將巷道布置在應力降低區或者巖性較好的層位;在工作面回采前，采用爆破、水力壓裂等人工卸壓法，轉移高量值采動應力[20-21]。本次示范巷道為口孜東礦5號煤采區首采工作面回采巷道，沒有考慮采用上述方法。

綜上所述，提出千米深井巷道松軟煤幫高壓錨注-噴漿協同控制方式。同時，為保證煤幫控制效果，提出以下協同控制原則:對注漿錨桿、錨索錨固后施加高預緊力進行主動支護;采用注漿錨桿、錨索進行高壓劈裂注漿對松軟煤體主動改性;及時對煤幫表面噴漿封閉以隔絕空氣、防止風化。

3.2 煤幫控制數值模擬

煤幫高壓錨注-噴漿協同控制數值模擬模型如圖6所示，煤巖體、噴射混凝土及錨桿錨索支護參數見表2，3。巷道圍巖注漿通過提高注漿范圍內不連續結構面的強度參數來模擬。井下注漿是采用注漿錨桿、錨索對巷幫煤體進行注漿加固，既可加固巷幫煤體，又可顯著提高煤體可錨性。參考口孜東礦原生結構面和改性結構面直剪試驗結果[22]，結合井下巷道圍巖裂隙分布情況，基于UDEC參數校核方法[23]，確定模擬中注漿通過對煤幫錨索錨固范圍內巖體黏聚力提高30%，抗拉強度提高10 kPa，內摩擦角增加5°來模擬。根據現場實際條件可知，在不注漿情況下，巷幫淺部煤體比較破碎，因此，基于錨固力實測數據，通過減小巷幫錨桿錨索錨固劑黏聚力的50%來模擬破碎煤幫條件下錨桿錨索的低錨固力。噴漿的作用在于有效封閉煤巖體，避免其風化，基于兩幫煤體鉆孔窺視結果，結合相關學者關于不同風化程度巖體力學性質變化規律[24-25]，確定對兩幫2.4 m范圍內煤巖體黏聚力降低15%，抗拉強度降低4 kPa，內摩擦角減小4°來模擬不噴漿對煤巖體風化的影響。

為對比不同支護形式對圍巖的控制效果，分別模擬了采用預應力錨桿錨索支護、高壓錨注支護及高壓錨注-噴漿協同控制3種方案下巷道圍巖變形破壞特征。

將錨桿預緊扭矩由260 N·m提高到400 N·m，對應預緊力從40 kN提高到60 kN，錨索張拉力由160 kN提高到250 kN。當采用預應力錨桿錨索支護時，錨桿、錨索材料不變，由于巷幫煤體強度低、可錨性差，煤幫變形遠大于頂底板，巷幫煤體與頂底板呈現明顯不協調變形特征，巷幫煤體整體向巷道開挖空間擠出，最大移近量達1 030 mm，且以肩窩處強烈變形為主(圖11(a))。巷幫煤體裂紋擴展深度遠超錨桿錨索錨固范圍(圖12(a))，巷幫4 m×3 m內煤體存在大量張開裂隙且相互貫通(圖13(a))，裂隙面積占比超過10.1%(圖14)，且2 m范圍內煤體已呈離散狀態。

圖11 不同控制方式下巷道圍巖變形Fig.11 Deformation of surrounding rock of maingate under different control patterns

圖12 不同控制方式下巷道圍巖裂隙分布Fig.12 Distribution of fractures in surrounding rock of maingate under different control patterns

采用高壓錨注支護時，頂板、巷幫煤體及底板圍巖呈現整體協調變形特征，表明巷幫煤體在注漿加固后，煤體整體性及強度顯著提高，頂板、煤幫及底板呈整體承載結構抵抗變形，巷幫移近量減小至421 mm(圖11(b))，裂紋擴展深度顯著減小(圖12(b))，頂底板變形及裂紋擴展范圍也明顯減小。煤幫裂紋擴展深度與錨索長度相當，巷幫淺部1.1 m圍巖仍有少量裂隙張開且相互貫通(圖13(b))，兩幫4 m ×3 m內裂隙面積占比分別為5.4%,4.5%(圖14)，注漿加固有效提高了巷幫煤體強度，巷幫變形得到明顯控制，但受風化影響，巷幫淺部煤體仍存在一定程度破壞。

采用高壓錨注-噴漿協同控制方案時，頂、底板及巷幫變形進一步減小，巷幫移近減小至266 mm(圖11(c))，巷幫煤體裂紋擴展范圍小于幫錨索長度(圖12(c))，淺部煤體有少量裂隙張開但不貫通(圖13(c))，兩幫4 m×3 m內裂隙面積占比分別為2.7%,2.2%(圖14)，噴漿作用下巷幫大變形及淺部煤體強烈破壞情況進一步得到控制。

圖13 不同控制方式下巷幫煤體裂隙分布Fig.13 Distribution of fractures in the coal side under different control patterns

圖14 不同控制方式下巷幫煤體裂隙面積占比Fig.14 Proportion of the fractures area of the coal side of the maingate under different control patterns

3.3 煤幫高壓錨注-噴漿協同控制原理

基于上述分析可知，煤幫高壓錨注-噴漿協同控制原理主要體現在以下3方面:① 充分發揮高預應力注漿錨桿、錨索的及時、主動支護作用，抑制巷幫煤體不連續、不協調擴容變形的產生[26];② 在錨桿、錨索孔內進行高壓注漿，實現預應力全長錨固，顯著提高巷幫煤體錨桿、錨索錨固力，充分發揮其高承載力，同時，漿液在高壓作用下擠入巷幫煤體微小裂隙，劈開弱面重新黏接，顯著改善巷幫煤體結構及強度，實現錨注協同;③ 噴漿及時封閉煤幫表面，避免煤體受風化影響后強度衰減、結構劣化。基于高強度、高預應力注漿錨桿、錨索主動及時支護-煤幫高壓注漿主動改性-煤幫及時噴漿主動封閉，大幅提升錨桿、錨索錨固力，顯著提高巷幫煤體強度與完整性，抑制煤體受風化作用劣化，實現高預應力、高壓錨注-噴漿“三位一體”協同控制，進而有效控制千米深井巷道松軟煤幫大變形。

4 高壓錨注-噴漿協同控制技術

基于千米深井巷道松軟煤幫大變形機理及高壓錨注-噴漿協同控制原理，研發出配套高強度、高壓注漿錨桿與錨索。注漿材料采用聚氨酯類有機高分子材料。

4.1 高壓注漿錨桿

如前所述，傳統的注漿錨桿存在桿體強度低、預應力低、注漿壓力低、封孔效果差等問題[27-28]，不能滿足千米深井巷道松軟煤幫控制的要求。為此，開發出高強度、主動封孔組合式高壓注漿錨桿。

注漿錨桿結構分為實心桿體段、連接套與中空注漿段，如圖15所示，前者為φ22 mm的實心MG500型左旋無縱肋螺紋鋼，其中攪拌頭為雙左旋攪拌肋與擋圈組合結構，可提高樹脂錨固劑攪拌、壓實效果，以保證初期錨固力;后者為帶封孔器(φ38 mm)的無縫螺紋鋼管(φ25 mm)。該結構提高了注漿錨桿的整體強度，同時保證了耐高壓的封孔性能，而且，封孔位置可根據圍巖破碎情況動態調整。其安裝工藝分為鉆孔、錨固、施加預緊力，完成預應力錨固工序后再進行注漿，不影響掘進速度，最終完成錨桿全長預應力錨固和高壓注漿，顯著改善錨桿附近煤體結構與強度。

圖15 高壓注漿錨桿結構Fig.15 Structure of grouting bolt with high pressure

對注漿錨桿進行了力學性能測試，實心螺紋鋼桿體破斷力297.5 kN，中空無縫鋼管破斷力為234.8 kN(有注漿孔)、240.4 kN(無注漿孔)，斷后延伸率20.32%。在實驗室混凝土模型上開展了錨注試驗，試驗效果及注漿壓力曲線如圖16,17所示。封孔器開啟壓力為10 MPa左右。封孔器開啟后，注漿壓力穩定在8～17 MPa，漿液能完全填充錨桿自由段空間，與孔內圍巖黏接密實，達到了高壓注漿效果。

圖16 漿液與圍巖黏結情況Fig.16 Bonding between grout and surrounding rock

圖17 注漿錨桿壓力變化曲線Fig.17 Grouting pressure variation curve of bolt

4.2 高壓注漿錨索

目前注漿錨索索體主要分為實心與空心2種[29-30]，同直徑的實心錨索比中空錨索承載力高。本文開發出1×19結構、φ21.8 mm的實心錨索配高壓封孔器的注漿錨索，充分發揮實心錨索大噸位、高預應力的支護性能。

如圖18所示，高壓注漿封孔器由膠囊、膠塞骨架、封孔管、注漿管等部分組成。其封孔原理為:由封孔管注入注漿加固材料，材料反應后膠塞膨脹，同時，材料透過內部骨架滲入錨索體密封，外部滲出膠囊與孔壁圍巖密實黏結，實現耐高壓封孔。膠塞位置可任意調整，以滿足不同破碎圍巖條件的封孔需求。其施工步驟為:鉆孔、擴孔、放入錨固劑、錨固放入封孔器、施加預緊力，完成錨索及時支護;再封孔器高壓封孔、注漿管注漿，最后實現錨索預應力全長錨固與高壓注漿加固。

圖18 錨索注漿封孔器結構Fig.18 Structure of grouting hole sealing plug for cable

在實驗室混凝土模型上進行了錨索注漿壓力與效果試驗，注漿壓力曲線如圖19所示。注漿壓力在4～8 MPa波動，封孔器膨脹后與圍巖緊密擠壓，漿液充滿錨索孔，與孔壁圍巖充分黏接，并擠入錨索孔外圍巖，達到了高壓錨注效果。

圖19 錨索注漿壓力變化曲線Fig.19 Grouting pressure variation curve of cable

4.3 注漿材料及其性能

注漿材料對注漿效果產生重要影響[31-32]。針對千米深井巷道松軟煤幫在巷道開挖后裂隙發育，之后在高應力作用下被重新壓實，導致巷幫煤體滲透性差的問題，結合高壓封孔及注漿的要求，選用聚氨酯類有機高分子材料，材料性能指標見表4。材料分為A，B兩部分，體積比在0.8∶1～1.2∶1可調，較傳統的水泥類注漿材料而言，具有黏度低、滲透性強、固化速度快、韌性高、黏結力高的優勢，可滲透至煤體小尺度微裂隙，有效黏接煤體結構面，顯著提高松軟煤體的完整性與承載能力。同時，能快速凝固可封堵煤幫表面裂隙，減少漏漿現象。

表4 注漿材料性能指標Table 4 Performance index of grouting materials

5 井下試驗與煤幫控制效果

在上述研究成果的基礎上，提出示范巷道——140502工作面運輸巷高預應力、高壓錨注-噴漿協同控制方案與參數，并開展了200 m井下示范，進行了巷道圍巖礦壓監測，分析了煤幫控制效果。

5.1 煤幫高壓錨注-噴漿協同控制方案

運輸巷高預應力、高壓錨注-噴漿協同控制方案與參數如圖20所示。首先是巷道斷面優化。試驗巷道原斷面形狀為微拱形，肩窩處三角煤穩定性差、變形嚴重，錨桿、錨索破斷較多。針對該問題，將巷道斷面改為矩形，巷道寬6.0 m，煤幫高4.6 m。

圖20 高壓錨注-噴漿協同控制方案Fig.20 Diagram of bolt-grouting with high pressure and shotcreting in synergy control scheme

采用錨桿、錨索作為基本支護。頂錨桿為CRMG700型φ22 mm的超高強度螺紋鋼，長2.5 m，間距850 mm;幫錨桿為中空注漿錨桿，其中，第1根傾斜15°布置，擴大肩角注漿加固范圍，直徑25 mm，長2.6 m，間距800 mm，配套6 mm厚W型鋼護板護表。錨索采用1×19結構、φ21.8 mm的預應力鋼絞線，頂錨索長6.2 m，間距1 200 mm;煤幫錨索長5.2 m，間距1 600 mm，其中除第1根外(傾斜布置，錨固在頂板巖層，保證錨固力)，其余2根幫錨索配套封孔器進行注漿。頂板、煤幫錨桿設計預緊扭矩分別由260 N·m提高到500,450 N·m，頂板、煤幫錨索設計張拉力分別由160 kN提高到300,200 kN。通過提高錨桿、錨索預緊力充分發揮主動支護作用，降低支護密度(排距由0.8 m增大至1 m)。

施工作業時，首先在掘進工作面進行錨桿、錨索樹脂錨固，并施加預緊力。具備施工空間后立即在煤幫進行高壓注漿。注漿材料為聚氨酯類有機高分子材料，體積比1∶1。錨桿注漿壓力達到8 MPa以上封孔器開啟，注漿次序為由下至上，先錨桿后錨索。錨注施工完畢后，在巷道頂板及煤幫及時噴射70 mm厚混凝土，封閉圍巖表面，防止風化。

5.2 礦壓綜合測站布置

為對比分析新、舊控制方案現場應用效果，共布置2個礦壓綜合測站，如圖21所示。1號測站位于原控制方案巷道內的1 415 m處，2號測站位于試驗巷道1 515 m處。監測內容包括圍巖表面位移、錨桿與錨索受力、巷幫應力、注漿壓力及擴散范圍等。需要說明的是，掘進期間原巷道煤幫變形主要為巷幫肩窩大范圍鼓包，下文討論的巷道兩幫位移為煤幫肩窩的變形。

5.3 巷道圍巖表面位移

原巷道掘進期間表面位移變化曲線如圖22(a)所示。巷道變形以煤幫肩窩鼓包、流變底臌為主，煤幫在20 d內快速收縮，50 d后增速減緩，70 d后才逐漸穩定，最大收縮量近1 400 mm，肩窩發生大范圍破碎、鼓包，如圖4(a),(b)所示。底板自開挖后發生流變，煤幫持續變形進一步加劇底臌，最大底臌量近700 mm。頂板下沉相對較小，最大下沉量近200 mm，45 d后基本穩定。

圖21 巷道礦壓綜合測站布置Fig.21 Layout of comprehensive monitoring stations

圖22 巷道圍巖表面位移變化曲線Fig.22 Displacement curves of maingate surrounding rock

新方案巷道掘進期間表面位移變化曲線如圖22(b)所示。巷道變形主要為底臌，頂板下沉與煤幫移近較小。應用高壓錨注-噴漿協同控制方案后，兩幫變形得到顯著控制，40 d左右就已穩定，最大收縮量194 mm，降低86%。幫部較為平整，肩窩未發生鼓包，控制效果如圖23所示。由于底板主要為松散軟弱的底煤與泥巖，且未進行支護，在煤幫得到有效控制后，阻止了底角煤巖體塑性流動，底臌得到明顯抑制[33]，最大底臌量274 mm，降低60%。

5.4 錨桿與錨索受力

原方案巷道掘進期間錨桿與錨索受力變化曲線如圖24(a)所示。頂板、肩窩與巷幫錨桿、錨索受力有非常明顯差異。頂板錨桿、錨索受力變化最大，先升高后逐漸穩定，因錨固區內的淺層破碎泥巖和頂煤發生碎脹變形，錨桿、錨索受力始終在緩慢增加，分別穩定在230，420 kN左右。錨桿受力已接近桿體屈服值，錨索受力為破斷載荷的71.6%。肩窩錨桿、錨索受力較頂板次之，分別為223.4，335.6 kN。施工時傾斜錨固在頂板巖層，錨固力較巷幫錨桿、錨索大，但原方案所用錨桿未安裝調心球墊，無法動態調整受力狀態，均發生破斷。其中，錨桿桿體在中部破斷，錨索索體在錨具附近被剪斷，如圖25所示。煤幫錨桿、錨索受力均呈先增加后降低的特點，主要是煤幫錨固力低，在煤幫持續擴容變形過程中，錨桿、錨索錨固力不斷降低。錨桿與錨索最大受力分別為105.8，218.3 kN，僅為破斷載荷的35.6%，37.2%，遠未發揮其承載能力。

圖24 錨桿與錨索受力變化曲線Fig.24 Load variation curves along rock bolts and cables

圖25 錨桿與錨索破斷狀況Fig.25 State of broken rock bolts and cables

新方案巷道掘進期間錨桿與錨索受力變化曲線如圖24(b)所示。頂板、肩窩與煤幫錨桿、錨索受力變化規律一致，先增加，之后在20～30 d基本穩定。初期預緊力高，受力增幅小，穩定速度快。錨桿預緊力在64.2～76.2 kN，受力較原方案增加42.4～62.0 kN;錨索預緊力176.8～252.4 kN，受力增加30.3～99.6 kN。采用高預應力、高壓錨注-噴漿方案后，煤幫強度與結構顯著改善，高預應力錨桿、錨索主動支護與高壓注漿主動改性協同作用，肩窩與煤幫變形均得到有效控制，大幅減少了錨桿、錨索破斷現象。

5.5 煤幫應力變化

原方案巷道掘進期間煤幫垂直應力變化曲線如圖26(a)所示。6 m范圍煤幫受巷道開挖擾動較大，應力增速較快、增量較大，應力增量分別達到17.87，7.54，6.45 MPa。8 m處應力小幅增加，8 m以深煤體基本未受開挖擾動影響，10～12 m應力基本不變。其中，2 m處應力自開挖后持續增加，25 d驟降5.22 MPa后逐漸降低;4 m處應力在10 d左右達到峰值后緩慢下降，30 d后逐漸穩定;6 m處應力10 d內升至峰值后迅速穩定。說明煤幫2 m范圍內煤體已破碎，4 m處煤體小范圍破壞，巷幫應力有一定程度釋放，6 m處煤體雖受到擾動影響強烈，但未發生破壞。可見，千米深井巷道松軟煤幫受開挖擾動范圍大，超過錨桿、錨索錨固深度。在這種情況下仍然采用傳統錨桿、錨索與普通水泥注漿方案，錨固力、巷幫煤體承載能力提升不明顯，淺部煤幫長期不能穩定，應力逐漸轉移至深部圍巖。

圖26 巷道煤幫應力變化曲線Fig.26 Stress variation curves along coal sides

新方案巷道掘進期間煤幫垂直應力變化曲線如圖26(b)所示。巷幫6 m范圍受巷道開挖擾動影響明顯，應力達到峰值后逐漸穩定，8 m以深受擾動影響較小，應力基本不變。其中，2 m范圍內的煤體達到峰值后應力下降1.03 MPa，4，6 m處的應力在10 d左右達到峰值后穩定，巷幫2,4,6 m鉆孔應力增幅分別為10.93，10.27，5.52 MPa。可見，采用高預應力、高壓錨注-噴漿方案后，松軟煤幫得到大范圍主動改性，煤體承載能力顯著增強，煤幫附近應力增大，應力峰值向巷道側移近，且變形穩定速度快。

5.6 注漿壓力及擴散效果

在井下試驗過程中監測了錨桿、錨索注漿壓力變化數據，此部分與4.1，4.2節的實驗室試驗注漿壓力曲線不同。需要說明的是，因注漿材料為有機高分子加固材料，黏度低、滲透性高，易滲入煤巖體微裂隙中，注漿壓力一般低于無機材料。相同的注漿壓力，其在巷道圍巖內的擴散范圍更大、黏接效果更好。

錨桿注漿壓力變化曲線如圖27(a)所示。主要有兩種類型:高壓劈裂型和非高壓劈裂型。封孔器在10～14 MPa開啟，當煤幫相對完整時，注漿壓力在9～14 MPa波動，在煤體內進行高壓劈裂注漿，漿液擠入煤體原生及新產生的微裂隙后主動改善煤體強度與完整性;當煤幫比較破碎時，注漿壓力在2～4 MPa平穩波動，進入煤體中尺度相對大的裂隙。當出現小范圍漏漿時，利用漿液快速凝固的特點，通過降低注漿速度，實現孔口漿液自動封閉圍巖表面后繼續注漿，封閉效果如圖27(b)所示，注漿時間長、注漿量大，可達到大范圍改性巷幫淺部破碎煤體的目的。

錨索注漿壓力變化曲線如圖27(c)所示。有3類曲線:較高壓型(Ⅰ型)、先低壓后高壓型(Ⅱ型)、低壓型(Ⅲ型)。巷幫煤體完整時，注漿壓力在5 MPa上下波動進行注漿，注入煤體小尺度裂隙;煤體相對破碎時，先在2.5 MPa低壓下加固淺部破碎煤體，漿液初凝速度快，可自動封閉孔口，封閉效果如圖27(d)所示，之后壓力升高，在4.5 MPa壓力下注漿，進入深部煤體小尺度裂隙，實現對煤幫深、淺部煤體改性;遇見小范圍極破碎的煤幫時，注漿壓力保持在1 MPa左右，低壓注入破碎的大裂縫后大范圍漏漿，短時間內較難實現自封閉，需停泵等待一定時間后，再進行注漿。

注漿后，對煤幫進行鉆孔窺視，不同深度的漿液擴散效果如圖28所示。漿液擴散范圍接近8 m，煤體裂隙充填、加固密實，煤體結構、完整性得到顯著改善。

圖27 注漿壓力及擴散效果Fig.27 Grouting pressure and diffusion effect

6 結 論

(1)中煤新集口孜東礦屬于典型的千米深井軟巖礦井。試驗巷道垂直應力與最大水平主應力均接近25 MPa。煤層及頂底板泥巖強度低、松軟破碎，且極易受風化影響。煤幫破壞范圍大，錨桿、錨索錨固力低，采用傳統的支護方法很難有效控制松軟破碎煤幫的大變形。

(2)千米深井軟巖巷道在高應力、強風化、大斷面、托頂煤等多因素耦合作用下，圍巖變形主要表現為煤幫肩窩大范圍破碎、持續擴容流變大變形及底臌，煤體強度與結構不斷劣化。錨桿、錨索在煤層中的錨固力低且持續衰減，甚至脫黏失效。原錨桿、錨索支護構件性能不匹配，導致肩窩大量錨桿與錨索破斷、構件失效。

(3)數值模擬對比分析了錨桿錨索支護、高壓錨注、高壓錨注-噴漿3種方案下巷道圍巖變形、應力及裂隙演化規律，闡明了煤幫高預應力、高壓錨注-噴漿協同控制原理:高預應力注漿錨桿錨索的及時、主動支護作用，抑制巷幫煤體不連續、不協調擴容變形的產生;錨桿錨索高壓注漿，全長錨注大幅提高錨固力，改善巷幫煤體結構及強度，實現錨注一體化;噴漿及時封閉煤幫表面，減小煤體受風化影響導致的結構劣化與強度衰減。基于高強度、高預應力注漿錨桿錨索主動及時支護-煤幫高壓注漿主動改性-巷表及時噴漿主動封閉，實現高預應力、高壓錨注-噴漿“三位一體”協同控制，進而有效控制千米深井高地應力、軟煤、大斷面巷道煤幫大變形。

(4)研發出適用于松軟煤幫的高預應力、高壓錨注-噴漿協同控制技術。開發的高強度、高壓、組合式注漿錨桿，中空桿體破斷力超過230 kN，斷后延伸率超過20%，封孔器開啟壓力10 MPa左右，注漿壓力達17 MPa;研發出與實心錨索配套的高壓注漿封孔器，最大封孔壓力12 MPa;提出高壓注漿與噴漿協同施工工藝。

(5)提出千米深井巷道松軟煤幫高預應力、高壓錨注-噴漿協同控制方案及參數，并進行了井下試驗。礦壓監測數據表明，與原支護相比，應用新方案后兩幫收縮量降低86%，錨桿、錨索破斷大幅減少，有效控制了千米深井巷道松軟煤幫大變形，為此類深部巷道大變形控制提供了有效途徑。