煤層底板加固中漿液充填套管的空間受力特征及其應用

李見波，許延春，尹尚先

(1.華北科技學院 安全工程學院，北京 101601; 2.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083)

注漿加固是大水礦區防治水的重要手段，像肥城[1]、焦作[2]、邯邢礦區[3]、峰峰[4]和淮北[5]等，都使用注漿加固技術解決底板水防治問題。注漿過程中，套管作為注漿工具，用來輔助注漿和及時封堵鉆孔施工中的出水。注漿完成后，高壓封孔，套管被漿液充滿，凝固漿液和套管成為底板巖體的組成部分，增強了巖體的性能。當加固深度較大、含水層水壓高時，需要施加多級套管，套管長度加大，如趙固礦區施加3級套管，長度40～80 m，沿工作面推進方向上每500 m開采單元消耗套管長度累計8 000余米?，F場實踐中，注漿套管破斷形態表明漿液充填套管發揮抵抗巖層變形的作用，實驗也表明漿液充填套管具有很好的抗彎剛度。為研究漿液充填套管對巖層變形影響機制，以套管為研究對象，建立分布支承壓力作用下注漿加固套管在底板巖層空間中的力學作用模型，對漿液充填套管作用機制進行理論分析并驗證。

底板注漿加固方面的研究成果很多，注漿加固技術也很成熟。注漿設計時以漿液擴散半徑和底板破壞深度為依據，相關理論成果圍繞這些重要問題開展，相對而言，關于漿液充填套管對巖層變形影響的研究較少[6-8]。一些關于注漿套管的研究，大多是針對套管的布置方法等[1,9]。在功能上，漿液充填套管類似混凝土鋼管和微型樁等結構，而這方面的研究較多，如鋼管高強混凝土構件的抗彎性能實驗[10-13]，可提供很好的研究基礎。考慮到抗彎剛度、軸向和法向強度，忽略套管作用不太合適。當漿液凝固與套管、圍巖耦合時能夠提高底板巖體抵抗變形的性能，漿液充填套管組合對煤層底板巖層變形影響不可忽視。

為研究漿液充填套管對巖層變形的影響，分析漿液充填套管在底板巖體中的作用過程和對底板巖層變形的影響機制，以套管為研究對象，建立分布支承壓力作用下注漿加固套管在底板巖層空間中的力學作用模型，對漿液充填套管作用機制進行理論分析并驗證，有利于更好地發揮注漿套管的作用。

1 漿液充填套管抗彎性能與破斷形態

1.1 抗彎性能分析

注漿套管抗彎性能通過抗彎加載試驗得到，基本原理如圖1(a)所示。雖然鋼管的抗彎力學性能研究很多，但設計標準不易統一[10]。文獻[11-12]以直徑為108 mm的Q235無縫鋼管試件為例，采用純水泥漿充填套管并進行抗彎加載試驗，得到荷載p與跨中撓度f曲線如圖1(b)所示。

工程上為使用方便，一般忽略套管開裂點，將彎矩-曲率全過程曲線簡化為3段折線:彈性段、彈塑性段和強化段，彎矩-曲率(M-φ)全曲線[12]的表達式為

(1)

式中，EI為鋼混構件截面的彎曲剛度;Es為鋼管彈性模量;Is為鋼管截面慣性矩;Ec為混凝土彈性模量;Ic為混凝土截面慣性矩;Mny為名義鋼混構件截面受彎承載力，可按0.24N0rc，其中，N0為鋼管混短柱軸壓承載力；rc為核心混凝土橫截面半徑。

1.2 套管布置與破斷形態

趙固礦區水文地質條件非常復雜，曾發生過突水淹井事故17次，淹采區14次。采用全覆蓋注漿加固底板。開采山西組煤層平均厚度6.0 m，工作面埋深約700 m。區域內水壓最高6.0 MPa以上，防治水問題嚴峻，采用全覆蓋注漿加固底板巖層。從工作面開切眼沿走向長度500 m范圍為第1階段，底板注漿改造工程設計鉆孔142個，進尺24 113 m。每個注漿孔下二級套管，一級套管直徑為φ127 mm，套管長度10～18 m;二級套管直徑為φ108 mm，套管長度40～80 m。消耗套管長度8 000余米。高水壓區域，注漿工程施加長套管，水害嚴重的區域施加三級套管。注漿封堵裂隙過程中有多層灰巖時，要隨時準備注漿，受高水壓威脅需要施加多級套管，加固深部灰巖時套管長度會增加。工作面運輸巷中一個鉆場典型注漿鉆孔布置如圖2所示。

圖2 工作面底板預注漿典型鉆孔布置示意Fig.2 Borehole layout of the grouting reconstruction drilling in the floor

返修期間搜集到一些注漿套管，受到高地應力的作用發生彎曲或者破斷，如圖3所示。破斷面表明漿液充填效果很好，多級套管之間、套管與漿液能夠緊密耦合。當工作面開采后，在支承壓力作用下，圍巖應力分布變化，巖層擾動作用導致套管發生彎曲或破斷。注漿套管的破斷形態表明注漿套管破斷前曾對巖體變形起到一定的抵抗作用。

圖3 加固套管彎曲破斷Fig.3 Broken reingorcement casing pipes

2 分布支承壓力作用下套管的空間應力求解

2.1 分布支承壓力與套管受力模型

工作面開采形成采空區，在采空區四周分布著支承壓力，可分為8個矩形區域(I～Ⅷ)，如圖4(a)所示。其中I～IV區支承壓力為主體，V～Ⅷ區相對較小，暫忽略。支承壓力q(x)在y方向線性分布[14]，x方向屬于三角形分布載荷。在局部坐標系中:

(2)

式中，k為應力集中系數;γ為上覆巖層的平均容重，kN/m3;H為埋藏深度,m;β為煤壁至集中應力峰值處距離,m;λ為集中應力峰值處至超前支承壓力邊界距離,m。

開采前在底板巖層中布置套管，如圖4(b)所示，注漿封孔后，漿液、套管和圍巖緊緊耦合，套管與巖層是作用與反作用的關系，分析套管變形需要求解套管上點的空間應力。

圖4 分布支承壓力與套管受力模型Fig.4 Distributed abutment pressure and casing stress model

2.2 空間應力求解

以分布支承壓力I區為例。將I區支承壓力分塊，分為一個矩形均布荷載δ1和兩個三角形荷載Δ1和Δ2，如圖5(a)所示。分別求解3塊支承壓力作用下的應力，然后疊加得到I區支承壓力作用下的總應力(σij)I，再將4個區域的支承壓力(I,II,III和IV)疊加得到套管上一點的空間應力。

圖5 支承壓力分塊Fig.5 Bearing pressure blocks

2.2.1 矩形均布支承壓力外側一點N的應力求解

先求均布荷載δ1角點下M的應力，然后按照圖6，經過輔助線法和應力疊加法，轉換公共角點，可以求得任一點N的應力σij。

圖6 輔助線和疊加法計算采空區底板內任意點應力分布Fig.6 Calculation of the stress distribution through auxiliary line and superposition

矩形均布支承壓力角點下M的應力求解。根據BOUSSINESQ和MINDLIN已解答的集中荷載作用下應力解[15-17]，在局部坐標系中，經積分得到矩形(abcd)基底分塊支承壓力作用下角點下M點的應力(σij):

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

矩形均布支承壓作用下N點(圖6)處的應力分布求解。分別求出矩形面積Nfag，Nfbh，Nedg和Nech在角點下N點的空間應力狀態，然后按下式疊加:

(σij)δ1=σij(Nfag)+σij(Nfbh)-σij(Nedg)-σij(Nech)

(9)

2.2.2 三角形分布支承壓力作用下點N的應力(σij)Δ1

三角形分布支承壓力q(x)為線性荷載，與矩形均布荷載求解差距大，積分較復雜。以Δ1為例，通過積分計算得到矩形基底三角形分布支承壓力(Δ1)作用下角點下M點的應力(σij)Δ1，在局部坐標系中，積分結果為

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

然后，可按照式(9)的方法求解三角形分布支承壓力作用下點N的應力(σij)Δ1。同理，可得(σij)Δ2。這樣得到支承壓力I區作用下底板巖體中N點的應力(σij)I:

(σij)I=σij(δ1)+σij(Δ1)+σij(Δ2)

(16)

2.2.3 四周總分布支承壓力作用下套管上一點N的空間應力

將4個區的計算得到的空間應力疊加，得到采空區四周支承壓力作用下底板巖層中一點N的應力(σij)N:

(σij)N=(σij)I+(σij)II+(σij)III+(σij)IV

(17)

2.3 空間中套管上點N正應力和切應力

圍巖與套管接觸點處存在一對作用力與反作用力。若給定圍巖中一點的受力情況，則可得到套管上對應點的作用力。將圖4中的套管取出，單獨進行受力分析。套管上任一點N的空間應力狀態如圖7(a)所示。取一斜截面，其法線方向與套管彎曲平面的法線垂直，傾角為α;Sx,Sy,Sz為斜截面上全應力S在坐標軸上的投影分量。套管在斜截面上的投影及套管上一點的受力如圖7(b)所示。

圖7 空間中套管上點的應力狀態Fig.7 Stress state of point on casing pipes in space

2.3.1 套管上一點正應力σα

σα=σxμ2+σyv2+σzw2+2(σxyμv+σyzvw+

σzxwμ)=σijninj

(18)

式中，μ，v，w為斜截面法線的方向余弦;ni,nj為指標符號，表示方向余弦。

2.3.2 套管上一點切應力τα

(19)

2.4 漿液充填套管力學作用機制

基于漿液充填套管的抗彎剛度，分析其力學作用機制。工作面開采后形成底板破壞帶是不可抗的大變形，其破壞深度與煤層采高(工藝)、底板巖性組合、埋深、巖石完整性及承受水壓等因素密切相關。隨著工作面推進，煤炭采出形成支承壓力區，一部分底板巖體由彈性狀態轉變為塑性狀態，形成底板破壞區。為說明套管抗彎性能對巖層變形作用情況，選擇某一特定開采區域(開采條件一致)進行研究。選擇底板巖體達到彈塑性極限平衡臨界瞬態進行分析，此時底板巖體塑性變形即將發生，同時也能夠滿足彈性力學條件。根據礦壓和土力學相關理論[18-20]，底板破壞形態如圖8所示，在彈塑性極限平衡瞬態，形成一準破壞滑動面。

圖8 基于抗彎剛度的套管作用機制示意Fig.8 Schematic diagram of casing pipes action mechanism based on bending stiffness

以準滑動面為界，套管可分為兩段，下段套管變形較小視為固定端，上段套管變形較大視為自由端。假定處于準滑動區內的套管為自由端，自由端長度rZ取大值，按照未施加套管時最大準破壞深度Dmax計算，rZ=Dmax/cosα。圍巖穩定區內套管受固定端約束，自由端受巖體分布力作用?？紤]套管抗彎性能，套管抗彎變形主要由套管上正應力引起，式(17)已經求得自由段套管上任一點的正應力σN。

因此，空間中傾角β套管阻抗底板注漿加固體變形在界點處產生套管彎矩為

(20)

其中，Dmax為未注漿加固時準最大破壞深度;d為套管的直徑;α=90°-β。σ=Ml/Iz，l為縱向面與中性層的距離;Iz為橫截面對中性軸的慣性矩。

套管的彎曲強度條件為σmax=Mmax/W≤[σ]。其中，[σ]為注漿套管彎曲許用應力;W為注漿套管抗彎截面系數。

按照在分布力作用下的懸臂梁，計算套管頂端點O最大撓度為

cosα](Dmax-z)2/cos2αdz

(21)

所以，套管承受的底板垂向的最大變形量為:ωmax=ωOcosβ。彎曲許用應力強度條件下套管可以控制底板變形，而且底板變形量為ωmax=ωOcosβ。

3 套管對煤層底板巖體變形影響的數值分析

3.1 數值模型

參考現場條件建立模型長540 m，寬440 m，高214 m，模型中設6個鉆場，沿著巷道方向鉆場間距100 m，每個鉆場按照設計布置7個鉆孔，采空區外側加固套管暫未考慮，如圖9所示。選用直徑φ108 mm的無縫套管，設定彈性模量為200 GPa，抗拉強度為245 MPa，抗內壓強度98 MPa，抗擠強度95 MPa。參考該研究區的相關資料[21]，本次數值計算中使用的巖體主要力學參數見表1。計算了無套管和施加套管2種情形。套管根據垂高分為25 m和40 m兩種方案，比較分析套管長度對巖層變形的影響。

表1 頂底板巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock and floor mass

圖9 數值模型Fig.9 Numerical model

3.2 模擬結果分析

3.2.1 套管位移形態與圍巖變形分析

選取套管所在剖面，得到工作面開采60,80和100 m時，套管與圍巖變形破壞如圖10所示。由圖10可以看出，隨著工作面推采，采空區下方底板巖體變形破壞，套管也發生變形，而且隨著底板破壞區變大，發生彎曲變形的套管長度亦增大，垂向位移變化與圍巖變形破壞緊密聯系。套管位移變化以破壞區底部為界，上方變形明顯大于下方，呈現彎曲變形。工作面開采60,80和100 m時套管最大變形分別為1.4,2.0和2.2 cm。

圖10 工作面開采不同距離時套管位移形態與圍巖變形破壞Fig.10 Casing pipes displacement shape and surrounding rockdeformation and failure at different mining distance of working face

3.2.2 監測點位移量變化

測點布置。沿著工作面推進方向布置2條測線，每條測線在垂直方向布置10個測點。其中，1號測線距離開切眼10 m，監測點序號和在巖層中與煤層底板的距離如圖11所示。

圖11 監測點布置和不同條件下監測點位移曲線Fig.11 Layout of monitoring points and their displacement curves under different conditions

測線中的1號監測點位移顯示，隨著工作面開采，位移逐漸增大。以開采60 m為例，無套管時監測點位移6.92 cm，施加垂高25 m套管時，位移降低為6.73 cm;施加垂高40 m套管時，位移降低為6.49 cm。施加套管時監測點位移變形量小于未施加套管時的變形量，且套管長度越大變形量越小，計算結果表明套管能夠起到阻抗變形的作用。開采100 m時1號測線10個監測點位移曲線存在拐點，底板巖層變形存在差異性，在變形較大區域，套管對巖層變形的影響比較明顯。

4 注漿工程應用

實際生產中，很多礦區面臨煤層帶壓開采問題，常采用井下預注漿加固煤層底板巖層，能夠保證礦井的正常生產，如峰峰、肥城、焦作等礦區。為了確保安全，礦井生產時先注漿再開采。因此，當工作面開采時，監測到底板數據一般為巖體加固后的底板破壞效果，是漿液充填套管和圍巖耦合作用的結果。相比較而言，一般在礦井生產初期或者巷道掘進時更容易比較和分析注漿前后的巖層變形情況。也可以根據作用力與反作用力的關系，通過套管的變形表征和監測圍巖的變形，根據套管的破壞形態分析注漿效果。

趙固礦區水壓和地應力都非常高，尤其是礦井生產初期，底板巖體變形嚴重，發生底臌，嚴重處高達2 m以上，后期采用注漿加固，底臌變形得到有效控制，取得良好效果，幾處典型的底板巖層變形及加固后效果情況見表2，巷道底板變形得到大大改善。與巷道相比，工作面開采空間大，底板更易變形破壞。但是，礦井正常生產過程中，采用井下長套管全覆蓋注漿加固底板巖層，然后推采工作面(圖2)。目前礦井工作面回采多年，基本保障礦井的安全生產，井下注漿效果理想，但注漿工程量很大，注漿成本很高。

表2 底板巖體變形及加固后效果Table 2 Deformation and reinforcement effect of floor rock mass

5 結 論

(1)以套管為研究對象，建立了分布支承壓力作用下底板巖層中注漿加固套管的空間受力模型，將采空區四周分布支承壓力分區，積分得到矩形基底三角形和矩形支承壓力角點下的任一點M的應力狀態，并運用疊加法得到了采空區下方底板巖層中套管上任一點的空間應力。

(2)建立以漿液充填套管為中心的力學模型，分析彈塑性極限平衡條件下巖層變形特征和套管受力特點，闡明了套管對準破壞區巖層變形的影響機制，得到了漿液充填套管在界點處的彎矩理論公式和基于套管抗彎剛度和許用應力的容許變形公式。

(3)數值計算結果表明隨著底板破壞區變大，發生彎曲變形的套管長度亦增大，垂向位移變化與圍巖變形破壞緊密聯系，套管位移變化以破壞區底部為界，上方變形明顯大于下方，呈現彎曲變形。施加套管時監測點位移變形量小于未施加套管時的變形量，且套管長度越大變形量越小。