松軟厚煤層異型開切眼新型預應力錨注支護研究與應用

張進鵬，劉立民，劉傳孝，文光才，李青海，孫東玲，邵 軍，張 杰，孫立慶，邸廣強

(1.山東農業大學 水利土木工程學院，山東 泰安 271018；2.山東科技大學 能源與礦業工程學院，山東 青島 266590；3.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400037；4.韓城礦業公司桑樹坪二號井，陜西 渭南 715400)

隨著煤礦開采逐漸由淺部向深部轉移，深部軟巖巷道越來越多，而軟巖巷道支護是煤礦開采過程中的一個難題[1-6]。破碎松軟煤體屬于典型的軟巖，陜西韓城桑樹坪2號井3308綜放工作面開切眼頂部存在松軟懸臂梁煤體結構，松軟煤體加固困難，造成大采高開切眼圍巖控制難度大大提高。目前對于松軟煤體多采用以錨網索為基礎的復合加固方式。唐建新等[7]針對高應力“三軟”煤層回采巷道，提出了以新型全長黏結錨固、全封閉護面、頂板多拱有序承載和圍巖協同加固技術；荊升國等[8]針對深部“三軟”煤巷，提出了棚-索強化控制理念，實現了支架-錨索-圍巖協同承載。上述研究雖對軟煤巷道加固取得了一定的效果，但是普通高強錨網支護在軟煤加固中常因為加固體太軟而導致錨桿索局部載荷難以擴散至全部煤體，造成錨桿索受力不大而煤體局部變形較大的特點[9-10]。通過錨桿索加固僅對松軟煤體進行擠壓而實現其加固效果，對其內部結構未產生根本性改善。

注漿加固是改善軟煤裂隙結構的有效方法，注漿加固后漿脈貫通松軟破碎煤體的裂隙而形成框架結構，相當于煤體加入筋脈，其整體強度將被大大提高[11-12]。注漿加固后錨桿索的局部載荷能夠擴散至大范圍煤體，隨著加固煤體發生整體位移，錨桿索受力增加，加固煤體變形均勻且不大。目前，錨注支護在軟煤巷道中常有應用。孟慶彬等[13]針對大斷面軟弱破碎煤巷，提出了全斷面“三錨”聯合支護技術；周波等[14]針對斷層帶破碎煤巷，提出了以錨桿基礎支護+注漿加固為主的預強化控制技術；柏建彪等[15]提出了復合頂板極軟煤層巷道注漿與錨桿復合支護技術；王琦等[16]針對三軟煤層沿空巷道，對比研究了U型棚+注漿錨桿+注漿錨索和注漿錨桿+注漿錨索2種錨注聯合支護效果，發現U型棚對圍巖的控制作用不明顯；姚強嶺等[17]針對高地應力松軟煤巷，通過高預應力讓壓錨桿索支護并配合注漿改善頂板結構，有效提高了圍巖強度，控制了圍巖變形。

錨注支護中多采用水泥基注漿材料，而普通水泥基漿液的流動性和擴散性較差[18-19]，難以完全充滿巖體裂隙，大大降低了注漿加固效果。針對該問題，可以通過減小水泥顆粒粒徑以改善其性能。另外，普通水泥基注漿材料由于水化反應而具有自收縮性，導致漿液結石體與巖體之間產生縫隙，使裂隙的抗剪強度大幅度下降，所以注漿加固效果大大降低。在土木和結構領域雖然已經存在通過膨脹劑改善水泥基材料自收縮性的應用[20-23]，但在煤巖體注漿加固領域應用較為罕見。由于深部煤巖體所處的高應力約束狀態具有特殊性，當膨脹劑摻量超過補償水泥自收縮的臨界摻量時，漿液結石體體積膨脹除補償水泥基材料自收縮外，在裂隙巖體的約束空間內能夠對裂隙壁產生一定的擠壓作用，漿煤界面的擠壓應力被增大，煤體的抗剪強度則被提高。另外，通過漿液結石體膨脹應力和錨桿軸向約束應力共同作用于巖體，對巖體的加固作用更會大大提高。

基于此，筆者以陜西桑樹坪2號井綜放工作面開切眼為工程背景，針對破碎松軟煤體加固困難的問題，提出采用基于預應力錨和自應力注的錨注加固方法對其進行加固。通過普通硅酸鹽水泥和超細硅酸鹽水泥性能對比試驗為自應力漿液選取流動性和擴散性較好的水泥材料，通過不同膨脹劑摻量漿液的縱向自由膨脹率試驗獲得自應力漿液的最佳膨脹劑摻量。然后，通過預制裂隙煤體漿液加固試驗研究了自應力漿液加固煤體力學性能優勢和破壞特征。最后，通過工程數值模擬和現場監測分析并驗證了新型預應力錨注加固異型開切眼的有效性。本研究改進了松軟破碎煤體普通錨注加固方法，提高了其加固效果。

1 工程背景

陜西韓城桑樹坪2號井的3號煤層為主采煤層。3號煤層為半亮型煤，結構簡單，有少量夾矸，層狀構造，內生裂隙發育。煤層厚度為5.2～6.6 m，平均厚度為5.8 m，硬度系數為0.3～0.8(3～8 MPa)，屬于破碎松軟煤層。圖1為3號煤層頂底板綜合柱狀圖，煤層偽頂和直接頂分別為泥巖和粉砂巖，巖層節理裂隙發育。3308工作面位于3號煤層，為綜放開采。為安裝液壓支架，工作面開切眼首先沿頂煤掘進，然后通過拉底至煤層底板，再側向擴幫，最終形成如圖2所示的拉底安裝刀把式異型開切眼結構。開切眼底部寬度為7 500 mm，留頂煤寬度和厚度為2 900 mm和2 800 mm，頂煤部分形成弱結構懸臂梁，其支護難度較大，開切眼安裝時間約為2個月，所加固的懸臂梁結構需要有良好的穩定性。

注：數據格式 圖1 3號煤層頂底板綜合柱狀Fig.1 Comprehensive histogram of roof and floor of No.3 coal seam

圖2 3308工作面異型開切眼示意Fig.2 Schematic diagram of No.3308 shaped open-off cut

2 基于預應力錨和自應力注的錨注加固原理

漿液在煤巖體裂隙空間內體積膨脹，裂隙壁限制漿液結石體的膨脹，所以，結石體對裂隙壁產生擠壓應力，此即為膨脹應力。根據牛頓第三定律，煤巖體裂隙壁對漿液結石體也會產生擠壓約束應力，此約束應力與結石體對裂隙壁的膨脹應力相等。此膨脹約束應力與巖體裂隙方向垂直，作用于漿液結石體，使煤巖體裂隙壁與漿液結石體之間的壓應力增大，進而裂隙面的摩擦力增大，裂隙面的抗剪強度得到提高。因此，膨脹約束應力提高了加固煤巖體的強度。另外，在自應力漿液凝固膨脹過程中，由于膨脹產物對結石體孔隙的充填密實，在約束空間使漿液結石體的密實度得到提高。自應力漿液結石體的密實度和強度大于普通漿液結石體。

對于巷道圍巖而言，開挖后的巷道存在一個自由面，保證圍巖裂隙的約束空間需要在軸向方向對圍巖提供一定的約束。通過施加預應力注漿錨桿能夠達到對巷道圍巖在軸向方向施加約束的目的。錨桿軸向應力限制了圍巖的軸向變形，匹配了自應力漿液結石體對裂隙壁產生的膨脹應力，錨桿的軸向約束應力和自應力漿液的膨脹應力共同形成對煤巖體的近似三維的加固狀態。

對裂隙煤巖體進行新型預應力錨注加固，通過增大裂隙煤巖體的側向約束應力使裂隙面的剪應力減小，同時通過增大裂隙面的正應力使裂隙面的摩擦力增大，從而使裂隙面的有效剪應力降低。因此，新型預應力錨注加固后裂隙面的有效剪應力與最大抗剪強度的差值變大，使裂隙面的有效剪應力達到最大抗剪強度導致煤巖體破壞需要的最大主應力變大，新型預應力錨注加固裂隙煤巖體后其抗剪強度得到提高。課題組已經對新型預應力錨注加固裂隙煤巖體力學模型已經進了詳細分析[24-25]。

3 超細硅質膨脹漿液試驗與分析

對裂隙煤巖體注漿而言，顆粒粒徑直接影響漿液擴散范圍，決定注漿加固效果。按照粒度大小，硅酸鹽水泥分為普通硅酸鹽水泥和超細硅酸鹽水泥。超細硅酸鹽的粒徑能夠小于5 μm，有利于漿液進入煤巖體微小裂隙。而目前，注漿加固常用普通硅酸鹽水泥。為優選注漿漿液原料，對比分析了超細硅酸鹽水泥與普通硅酸鹽水泥的性能。

3.1 超細硅酸鹽水泥與普通硅酸鹽水泥性能研究

3.1.1試驗方案與試驗方法

選取漿液水灰質量比為0.4∶1.0，0.6∶1.0，0.8∶1.0，1.0∶1.0，1.2∶1.0共5種，選定漿液的流動度、結石率、初凝時間、終凝時間、3 d單軸抗壓強度和28 d單軸抗壓強度為研究對象，分別進行不同水灰比條件下普通硅酸鹽水泥和超細水泥的試驗。2種水泥均為山東盈安環保材料科技有限公司生產。

試驗方法：通過截錐試模和刻度尺測量出漿液的流動度；將攪拌好的漿液灌入100 mm×100 mm×100 mm的試模中，用抹刀刮平試模表面漿液，通過游標卡尺測量漿液固結后高度，固結體高度與試模高度之比即為漿液結石率；通過ISO標準維卡儀測試漿液的初凝時間和終凝時間；將攪拌好的漿液倒入50 mm×50 mm×50 mm的立方體試模中，待漿液凝固后放入標準養護箱分別養護3 d和28 d，通過壓力試驗機測試出其單軸抗壓強度。

3.1.2試驗結果分析

圖3為不同水灰比條件下普通硅酸鹽水泥和超細硅酸鹽水泥漿液的性能參數。

圖3 不同水灰比條件下普通和超細硅酸鹽水泥漿液的性能參數Fig.3 Performance parameters of ordinary and ultra-fine Portland cement slurry under different water-cement ratio conditions

相同水灰比條件下，超細硅酸鹽水泥的流動度小于普通硅酸鹽水泥，這是因為超細硅酸鹽水泥的粒徑較小，比表面積相對較大，單個水泥顆粒與水分子的接觸相對較少，水分子對水泥顆粒的潤滑作用相對較弱。相同水灰比條件下，超細硅酸鹽水泥的結石率大于普通硅酸鹽水泥。一定范圍內，水泥顆粒越小，比表面積越大，水化反應越充分，水泥顆粒的相對活性就越大，水泥顆粒的有效利用率就越高，所以超細硅酸鹽水泥的結石率更大。超細硅酸鹽水泥的初凝時間和終凝時間均小于普通硅酸鹽水泥。而超細硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥初凝時間的縮短率大于終凝時間的縮短率。這是由于初凝后，超細硅酸鹽水泥中水泥顆粒相對含量逐漸減少，水化反應速度相對降低，普通硅酸鹽水泥中水泥顆粒含量相對還較高，水化反應減慢速率低于超細硅酸鹽水泥。超細硅酸鹽水泥的3 d和28 d單軸抗壓強度均明顯大于普通硅酸鹽水泥。相同水灰比條件下，水泥粒徑越小，水化反應越充分，生成結石體的致密性越高，結石體的抗壓強度越高。而超細硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥3 d單軸抗壓強度的提高幅度大于28 d單軸抗壓強度的提高幅度，說明超細硅酸鹽水泥比普通硅酸鹽水泥的早期強度提高效果更明顯。

通過對比發現：超細硅酸鹽水泥更能滿足自應力漿液的加固要求，漿液充填裂隙的擴散性更好，形成的漿液固結體具有更高的強度，且凝結時間能夠通過外加劑進行合理的調控。因此，配制自應力漿液選取超細硅酸鹽水泥。

3.2 超細硅酸鹽水泥漿液膨脹性能試驗

目前，常用膨脹劑主要包括：硫鋁酸鈣膨脹劑、明礬石膨脹劑、CSA膨脹劑、石灰系膨脹劑、金屬粉末系膨脹劑和U型膨脹劑等?；诙喾N膨脹劑對比分析發現，U型膨脹劑的膨脹作用在水泥水化反應早中后期均能有效發揮，能夠與水泥強度協調發展，且U型膨脹劑堿含量和氯離子含量低，能夠保證漿液結石體的長期強度。U型膨脹劑是由硫鋁酸鹽熟料與明礬石和石膏共同磨制而成的，其早期產生膨脹主要依靠硫鋁酸鹽熟料與水泥水化產物反應產生膨脹，中后期主要依靠明礬石與水泥水化產物反應產生膨脹。U型膨脹劑中的硫鋁酸鹽熟料摻量較多，能夠保證早期的體積膨脹量。所以，自應力漿液中膨脹劑采用U型膨脹劑。

通過膨脹劑與水泥水化產物反應生成鈣礬石引起結石體體積增大，由于水泥水化產物和膨脹劑均參與生成鈣礬石，所以膨脹劑摻量與結石體膨脹率應存在最佳對應關系，即不可能結石體膨脹率無限增大。研究膨脹水泥在徑向約束狀態下縱向自由膨脹率，為自應力超細硅酸鹽水泥漿液中膨脹劑摻量的確定提供依據。

3.2.1試驗方案與試驗設計

試驗設備為GJY-100型豎向膨脹率測定儀，測定儀由試模主體、玻璃板和千分表組成。試驗方案見表1。試驗分為3步，第2步試驗基于第1部分試驗結果的最佳膨脹劑摻量范圍，第3步試驗基于第2部分試驗結果的最佳膨脹劑摻量范圍。第1步試驗方案：首先選定水灰比為0.45，研究不同膨脹劑摻量對超細硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率的影響，設計膨脹劑摻量分別為5%，10%，15%，20%，25%，確定5組試驗中超細硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率最大值對應的膨脹劑摻量，然后在小區域范圍內設定膨脹劑摻量，進一步研究不同膨脹劑摻量的超細硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率；最后，確定最佳膨脹率摻量。試驗操作步驟與課題組前期初探論文相似[26]。

表1 超細硅酸鹽水泥自由膨脹率總體試驗方案與結果

3.2.2試驗結果與分析

第1步超細硅酸鹽水泥的縱向自由膨脹率隨時間的變化關系如圖4所示。

圖4 超細硅酸鹽水泥縱向自由膨脹率隨時間變化曲線Fig.4 Variation curves of longitudinal free expansion rate of ultrafine Portland cement with time

由圖4可知，不同膨脹劑摻量水泥的縱向膨脹率隨時間均經過先略微降低，然后迅速增大，最后略微減小而趨于穩定的過程。其中，縱向膨脹率先略微降低是由于水泥早期水化反應引起漿液結石體收縮而膨脹劑作用尚未明顯發揮導致的，縱向膨脹率迅速增大過程是膨脹劑中硫鋁酸鹽熟料與水泥水化產物迅速反應生成鈣礬石導致體積增大的原因，縱向膨脹率最后略微減少說明膨脹劑對水泥結石體的作用后期存在略微的衰減作用。

由第1步試驗可知，隨著膨脹劑摻量增大，水泥縱向膨脹率先增大后逐漸減小，當膨脹劑摻量過大時，由于漿液中水泥摻量相對較低，膨脹劑與水泥水化產物反應生成鈣礬石導致漿液結石體體積增大的效果與漿液結石體積自收縮作用基本相互抵消，所以漿液膨脹效果不明顯。當膨脹劑摻量為5%時，漿液最大縱向膨脹率小于0，說明膨脹劑與水泥水化產物反應導致漿液結石體體積增大的效果尚不能抵消漿液結石體積自收縮作用。漿液最大縱向自由膨脹率時間與其最大縱向自由膨脹率呈反相關關系，即漿液最大縱向膨脹率越大，其對應時間越短。在適量膨脹劑摻量范圍內，膨脹劑迅速發揮其作用，促進漿液結石體體積膨脹，膨脹劑摻量過大和過小均會導致膨脹劑發揮作用緩慢。通過第1步試驗能夠確定最大漿液膨脹率對應的膨脹劑摻量為5%～15%。

由第2步試驗可知，當膨脹劑摻量由6%增大至14%時，漿液結石體縱向最大自由膨脹率亦呈先增大后減小的趨勢，縱向最大自由膨脹率最大值對應的膨脹劑摻量為10%。膨脹劑摻量6%的漿液結石體能夠抵消自收縮且產生明顯的體積膨脹，對比膨脹劑摻量5%時縱向最大自由膨脹率可見，膨脹劑促使結石體體積膨脹與自收縮恰好抵消的摻量為5%～6%。膨脹劑摻量8%與12%均與最佳摻量10%相差2%，但12%摻量膨脹劑漿液結石體縱向最大自由膨脹率明顯大于8%，其原因可能為8%膨脹劑摻量與體積膨脹和自收縮相互抵消的膨脹劑摻量相差較小，即用于結石體產生宏觀體積膨脹的膨脹劑摻量不足3%。通過對比各膨脹劑摻量漿液最大膨脹率對應時間可見，各摻量膨脹劑漿液結石體前期膨脹速率為10%>12%>8%≈14%>6%。通過第2步試驗能夠確定最大漿液結石體膨脹率對應的膨脹劑摻量為8%～12%。

由第3步試驗可以明顯看出，縱向最大自由膨脹率的最大值對應的膨脹劑摻量為10%，10%膨脹劑摻量漿液結石體縱向自由膨脹率分別是膨脹劑摻量9%，11%的1.23，1.01倍，11%和10%膨脹劑結石體縱向最大自由膨脹率較接近，雖然膨脹劑摻量9%與11%均與最佳摻量10%相差1%，但11%膨脹劑漿液結石體縱向最大自由膨脹率明顯大于9%。通過3步試驗最終確定最大漿液結石體縱向自由膨脹率對應的膨脹劑摻量為10%。

漿液結石體的膨脹性能越強，對約束煤巖體裂隙產生的膨脹擠壓作用越大，如果擠壓應力過大，超過了煤巖體裂隙的啟裂應力，則膨脹應力對裂隙煤巖體起到損傷作用。而實際中漿液結石體最大縱向自由膨脹率僅為1.94%，產生的膨脹應力低于2 MPa，遠不至于產生損傷作用，所以，漿液結石體膨脹性越大，自應力漿液加固效果越好。因此，加固煤巖體裂隙自應力漿液的最佳膨脹劑摻量為10%。

4 預制裂隙煤體自應力漿液加固試驗

基于上述試驗研究可以確定自應力漿液為90%超細硅酸鹽水泥和10%U型膨脹劑組成。為探究自應力漿液對裂隙煤體的加固優勢，通過預制裂隙煤體試件進行自應力漿液和普通漿液加固對比研究。

4.1 試驗方法

選取礦井取完整大塊煤體加工成50 mm×100 mm的標準試樣。通過APW水刀切割系統對煤體試件加工出單裂隙，所有試樣均取自于同一大塊煤體。水刀系統的最大切割應力為300 MPa，切割速度控制為50 mm/min。試件加工裂隙寬度為3 mm，長度為50 mm，方向沿著試件縱向，如圖5所示，曾嘗試加工傾斜裂隙，但加工后試件發生破壞。然后對裂隙煤體進行普通漿液加固和自應力漿液加固試驗。試樣共分為4組，分別為完整煤體、裂隙未加固煤體、普通漿液加固煤體、自應力漿液加固煤體。普通漿液為超細硅酸鹽水泥，2種漿液水灰比均為0.45。通過注射器將漿液注入巖體裂隙中，保證裂隙灌滿，將試件放入約束空間標準試模[26]中。通過注射器向試模縫隙中滴水以養護漿液結石體。至28 d，將注漿加固試件從試模中取出。通過島津AG-X250電子萬能試驗機對各組試件進行單軸壓縮試驗，采用PCI-2聲發射系統對其破壞過程進行監測，為監測試件破壞過程，加載速率設定為0.001 mm/s。上述同一組試驗均重復進行3遍。

圖5 煤體預制裂隙示意Fig.5 Schematic diagram of prefabricated fractures in coal

4.2 裂隙煤體單軸壓縮試驗分析

4.2.1裂隙煤體力學性能分析

單軸壓縮試驗后，完整煤體、裂隙未加固煤體、普通漿液加固煤體、自應力漿液加固煤體的應力應變曲線如圖6所示。

圖6 煤單軸壓縮應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of coal under uniaxial compression

由圖6可知，4組煤體試件在單軸壓縮過程中均經過了初始壓密階段、彈性變形階段、宏觀破壞階段，除裂隙未加固煤樣由于自身強度較低及可能存在次生裂隙等原因導致線彈性變形略微不明顯外，其余煤樣3個階段均明顯清楚。裂隙未注煤體峰值強度為完整煤體的45.62%，由于煤體預制裂隙為豎向且長度不大，所以裂隙未注煤體峰值強度仍接近完整煤體的1/2。普通漿液加固煤體峰值強度為裂隙未注煤體的1.74倍，自應力漿液加固煤體峰值強度為裂隙未注煤體的1.82倍，說明自應力漿液加固裂隙煤體的效果優于普通漿液，自應力漿液在約束裂隙空間中結石體密實度得到提高，結石體與煤體裂隙壁之間的摩擦力增大。另外，普通漿液和自應力漿液加固煤體的峰值強度分別為完整煤體的79.38%和93.06%，說明裂隙煤體漿液加固后仍未達到煤體自身強度。

裂隙未注煤體的峰值應變最大，其彈性變形階段最長，但其變形過程不穩定，可能是由于煤體自身較軟，在預制裂隙加工過程中其內部產生了部分微小裂隙，導致壓縮過程中微小裂隙不規則擴展。因此，裂隙未注煤體的峰值應變測量值可能與實際存在一定的誤差。

4.2.2裂隙煤體單軸壓縮破壞特征分析

圖7為各試樣單軸壓縮破壞過程中應力、能量隨加載時間變化以及宏觀裂紋擴展示意圖。由圖7可以看出，在彈性變形階段，完整煤體、普通漿液加固煤體、自應力漿液加固煤體對應的能量波動較小，未有明顯變化，而裂隙未注煤體對應的能量波動較大，這是由于預制裂隙過程中高壓水觸底后向上反射，對煤體其他部位產生了一定損傷，導致煤體在彈性變形階段能量儲存較少，裂隙擴展較嚴重。普通漿液加固煤體和自應力漿液加固煤體的彈性變形階段對應的能量波動較小，與裂隙未注煤體對比可以說明在密封標準試模中，漿液加固對煤體在預制裂隙過程中產生的損傷裂隙也具有加固作用。

圖7 煤體試樣單軸壓縮破壞過程Fig.7 Failure process of coal samples under uniaxial compression

完整煤體試樣最終表現為局部劈裂崩解破壞。裂隙未注試樣最終破壞形態為以預制裂隙為中心的劈裂破壞，并貫通了預制裂隙一側的部分原有裂隙。普通漿液加固煤樣初始宏觀裂紋出現在漿-煤界面處，然后，裂紋沿著漿-煤界面方向發展，并在預制裂隙一側出現與沿交界面裂紋貫通的其他宏觀裂紋，隨著進一步壓縮，試樣出現以預制裂隙為中心的整體劈裂彈射破壞。自應力漿液加固煤樣的初始裂紋沿漿-煤界面方向，然后該裂紋沿漿-煤界面斜向上發展，隨后又沿交界面斜向下方向發展，并在該裂紋一側出現其他裂紋。隨著試件進一步壓縮，沿交界面的裂紋向上下方向發展并貫通，由聲發射可見該裂紋貫通釋放的能量為9 300 V·μs，且預制裂隙底部一側的其他裂紋已發展為另一條貫通裂紋。最后，以預制裂隙為基礎的單條貫通裂紋已發展為多條互相貫通的裂紋，并伴隨一定程度的彈射破壞。

5 異型開切眼新型預應力錨注支護應用

通過上述研究可以看出自應力漿液加固煤體具有良好的效果?；诠こ瘫尘?，在桑樹坪2號井3308異型開切眼巷道采用基于預應力錨和自應力注的錨注支護技術。該異型開切眼懸臂梁煤體支護難度最大，通過新型預應力錨注對其進行加固。

5.1 異型開切眼支護方案

原開切眼巷道采用錨網索梁鋼帶支護：頂板采用φ22 mm×2 400 mm等強螺紋鋼錨桿，間排距為820 mm×800 mm；煤幫采用φ32 mm×2 500 mm自鞏固可回收錨桿，間排距為650 mm×800 mm。錨索為φ21.6 mm×7 300 mm鋼鉸線，每排2根錨索布置，排距為2 400 mm。金屬網為φ6 mm冷拔絲加工的經緯網，鋼帶為140×30T型。

拉底完成后，對開切眼左幫進行新型預應力錨注支護，錨桿為φ32 mm×4 000 mm高強預應力注漿錨桿，內徑為15 mm，抗拉載荷大于200 kN，間排距為800 mm×800 mm，注漿材料為第3節研制的自應力漿液，另加減水劑、速凝劑等外加劑，注漿壓力為4～6 MPa。注漿錨桿結構中包括止漿塞，可以防止漿液外流，注漿后通過阻尼螺母進行注漿錨桿的封孔。開切眼右幫選用φ22 mm×2 800 mm高強預應力錨桿，抗拉載荷大于220 kN，預應力大于50 kN。另外，在原開切眼巷道補打2根φ21.6 mm×7 300 mm的錨索，抗拉載荷大于450 kN，通過錨索確保7.5 m跨度頂板不能下沉，以減小懸臂梁煤體的垂直壓力。擴幫時，在懸臂梁煤體位置每排施打3根φ21.6 mm×7 300 mm 錨索并鋪設金屬網，使懸臂梁煤體與煤層頂板巖體形成一個整體。擴幫部分的幫部施打φ20 mm×2 500 mm玻璃鋼錨桿，間排距為800 mm×800 mm。在懸臂梁煤體下方安設2根單體液壓支柱，排距為800 mm。異型開切眼支護方案如圖8所示。

圖8 3308開切眼支護設計斷面Fig.8 Support design of No.3308 shaped open-off cut

5.2 數值模擬

根據煤層頂底巖層力學參數，通過顆粒流軟件建立數值模型?？紤]在異型開切眼兩側各留設10 m，確定數值模型長度為27.5 m；考慮煤層頂底板結構，按照4 m粉砂巖底板和10 m細砂巖、粗粒砂巖頂板，加上5.8 m厚度的煤層，確定數值模型高度為19.8 m。共包含28 634個粒子，粒子之間采用Flatjoint接觸模型，建立模型如圖9所示。模型底端為固定約束，根據地應力大小并考慮采動影響，在模型上部和側向分別施加32.4 MPa和26.5 MPa的應力，在開切眼頂煤下方設置位移測線。注漿加固后將開切眼頂煤的力學參數根據裂隙煤體自應力漿液加固試驗數據獲得，見表2。錨桿、錨索視為剛體，通過clump命令生成，錨桿索參數與5.1節設計方案相同，通過僅錨桿索支護后異型開切眼計算結果如圖10所示，新型預應力錨注后異型開切眼計算結果如圖11所示。

圖9 數值模型與設計圖Fig.9 Numerical model and design diagram

表2 注漿加固后煤體的力學參數

圖10 懸臂梁煤體垂直位移變化規律Fig.10 Vertical displacement of coal body with cantilever beam

圖11 錨桿索與新型預應力錨注支護的模型裂隙數量Fig.11 Number of cracks in the model of anchor-cable and new prestressed anchor-grouting support

從模型左側至煤體懸臂梁邊緣的距離為12.9 m，監測該范圍內頂部煤體的垂直位移演化規律如圖10所示，2種支護方式的模型裂隙數量對比如圖11所示。僅錨桿索支護時，煤體懸臂梁結構的下沉量較大，在煤體外露的仰角位置下沉量最大，為227 mm；新型預應力錨注后，煤體外露的仰角位置下沉量為24 mm，同時整個開切眼頂板下沉量均明顯減少。新型預應力錨注后，模型內裂隙比僅錨桿索支護時減少近1/2，這是由于煤體較松軟，錨桿索局部載荷難以擴散至全部煤體，導致煤體裂隙較多，下沉量較大。通過對比可以看出新型預應力錨注后開切眼頂煤的強度得到明顯提高，破碎程度明顯降低，下沉量較小。

5.3 現場觀測與分析

通過工程現場監測對異型開切眼圍巖控制效果進行分析，在擴幫過程中揭露的注漿錨桿與加固煤體如圖12所示?？梢钥闯觯{錨桿空芯部分已完成被漿液充實，錨桿外部纏繞絲被漿體包裹，說明漿液進入錨桿孔，使錨桿的錨固力得到增大；煤體中存在明顯的漿液結石體筋脈，且筋脈多相互連通形成整體框架結構，煤體強度得到提高，說明煤體中存在較多相互貫通的裂隙，自應力漿液能夠進入煤體裂隙，對其進行充填加固。

圖12 擴幫時揭露的注漿錨桿和注漿加固煤體Fig.12 Grouting anchors and grouting reinforcement coal revealed during expanding the gangs

通過對懸臂梁煤體安設錨桿、錨索測力計分別監測錨桿、錨索的受力，在距離開切眼20，50，80，120 mm處分別安設錨桿、錨索測力計，選取50 m處錨桿、錨索和120 m處錨索的受力監測結果進行分析，如圖13所示。圖14為懸臂梁煤體下沉監測結果。

圖13 錨桿、錨索受力監測結果Fig.13 Stress monitoring results of anchor and cables

圖14 懸臂梁煤體下沉監測結果Fig.14 Subsidence monitoring results of cantilever coal

由圖13可知，錨桿索前期增阻較快，后期逐漸趨于穩定，注漿錨桿相對穩定時間較早，這是由于漿液逐漸凝固將桿體與煤體加固成整體。錨桿的最大受力為152 kN，50 m和120 m處錨索的最大受力分別為254 kN和275 kN，錨桿索受力相對穩定。由圖14可知，前期煤體發生了一定下沉，后期煤體下沉不明顯，逐漸趨于穩定，50 m和120 m處煤體最大下沉量分別為33 mm和36 mm，其下沉量較小，說明新型預應力錨注的控制效果較好。

分別選取距離3308開切眼12，22，31，41，52，61 m處單體液壓支柱的最大受力進行統計，將這些單體液壓支柱依次編號為1～6號，如圖15所示。

圖15 1～6號單體液壓支柱最大受力Fig.15 Maximum force of No.1-6 single hydraulic prop

通過對臨時單體液壓支柱的工作阻力進行觀測表明，臨時單體液壓支柱從施打至開切眼安裝完畢，最大受力為75 kN，而其最大工作阻力為705 kN，由于頂煤下沉量較小，所以單體液壓支柱受力較小。通過單體液壓支柱受力較小也可以說明懸臂梁煤體作用于單體液壓支柱的作用較小，通過新型預應力錨注已經將煤體加固為整體結構，能夠實現懸臂梁煤體的穩定性控制，所以，即使不施加單體液壓支柱，也能夠保證懸臂梁煤體的穩定。

6 結 論

(1)提出了基于預應力錨和自應力注的松軟裂隙煤體錨注加固方法。通過漿液結石體的膨脹應力和高強注漿錨桿的軸向約束力，能夠使松軟煤體處于準三維的受力狀態，實現了松軟破碎煤體的強化與損傷修復。

(2)超細硅酸鹽水泥漿液的結石率、早期強度和后期強度均大于普通硅酸鹽水泥，其流動度、初凝時間和終凝時間均小于普通硅酸鹽水泥。超細硅酸鹽水泥更能滿足自應力漿液的要求，漿液能夠進入微小裂隙，形成的漿液固結體具有更高的強度。

(3)隨著膨脹劑摻量增大，水泥漿液最大縱向膨脹率呈先增大后減小的趨勢，在適量膨脹劑摻量范圍內，膨脹劑能夠迅速發揮作用，促進漿液結石體體積膨脹。自應力漿液的最佳膨脹劑摻量為10%。約束條件下自應力漿液加固煤體峰值強度比普通漿液加固煤體提高4.6%，自應力漿液加固裂隙煤體的效果優于普通注漿。

(4)完整煤體試樣的最終破壞形態為局部劈裂崩解破壞。裂隙未注試樣最終破壞形態為以預制裂隙為中心的劈裂破壞，并貫通了預制裂隙一側的部分原有裂隙。普通漿液和自應力漿液加固煤樣初始宏觀裂紋均出現在漿-煤界面處，最終破壞形態均為以預制裂隙為基礎的整體劈裂彈射破壞，但其裂紋發展過程有所不同，自應力漿液加固煤樣的裂隙數量少于普通漿液加固煤樣。

(5)數值模型中，僅錨桿索支護時煤體懸臂梁結構的下沉量較大，新型預應力錨注后煤體懸臂梁結構的下沉量明顯減小，模型內裂隙比僅錨桿索支護時減少近1/2。在現場監測中，錨桿和錨索的最大受力分別為152 kN和275 kN，受力均相對穩定；兩處監測煤體的最大下沉量分別為33 mm和36 mm，其下沉量較小，臨時單體液壓支柱的工作阻力較小，說明新型預應力錨注的控制效果較好。