吳學明，雷照源，文 杰

(1.陜西彬長礦業(yè)集團有限公司，陜西 咸陽 712046；2.彬長礦區(qū)災害綜合治理工程研究中心，陜西 長武 713602；3.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054)

0 引 言

“三軟”煤層是我國西部地區(qū)典型的難采煤層。受開采擾動影響，應力集中區(qū)域極易造成“煤-頂”的提前破碎，進而由煤壁片幫引發(fā)的冒頂事故[1-2]。開采尺度的加大，更易造成因煤壁片幫引發(fā)的鏈式災害，嚴重制約安全、高效、持續(xù)開采。因此開展擾動影響下的“三軟”煤層破碎圍巖加固技術的研究，對礦井災害防治、安全高效開采具有重大意義。

煤壁片幫過程復雜，綜合表現(xiàn)為滑移式、壓剪式、鼓出式3種片幫模式[3]。王家臣[4]提出了減緩煤壁壓力和提高煤體抗剪強度是防治極軟煤層煤壁片幫的主要技術途徑。龐義輝等[5]將煤壁片幫過程細分為煤壁發(fā)生破壞與煤壁破壞體發(fā)生失穩(wěn)2個階段，研究得出了煤壁發(fā)生破壞與煤壁破壞體發(fā)生失穩(wěn)的內(nèi)部與外部影響因素。楊科等[6]研究了多關鍵層結構跨煤組遠程下保護層開采覆巖采動裂隙發(fā)育規(guī)律及軟煤綜采工作面煤壁失穩(wěn)力學過程，得出了煤壁剪切破壞和動力失穩(wěn)的判據(jù)。不同地質(zhì)條件、煤巖特性、回采工藝造成的片幫機理也不盡相同。袁永等[7]基于實測煤壁片幫特征，建立楔形滑動體模型；付寶杰等[8]利用卸荷巖體力學理論、斷裂力學理論建立了煤壁開挖卸荷效應模型，給出了楔形體結構失穩(wěn)判據(jù)；楊培舉等[9]研究了煤層采動裂隙發(fā)展規(guī)律，利用滑移線理論分析了煤壁失穩(wěn)力學過程。伍永平等基于大傾角的基礎上提出“R-S-F”理論并建立煤壁巖梁力學模型，得出工作面條塊單元煤壁空間受力特征[10-12]。黃慶享等[13-14]通過數(shù)值計算模擬淺埋煤層不同采高煤壁變形與片幫過程，揭示了淺埋大采高煤壁片幫表現(xiàn)為受壓“柱條”失穩(wěn)特征，發(fā)現(xiàn)支架初撐力的提高，能有效減輕煤壁片幫程度及發(fā)生的概率。針對防治煤壁片幫，部分學者通過建立堅硬厚煤層煤壁片幫的“拉裂-滑移”力學模型，得出煤壁拉裂破壞深度、寬度與煤體強度、開采高度的關系及液壓支架具有的“臨界護幫力”[15]。構建“棕繩-漿液-煤體”的本構模型，揭示煤壁柔性加固技術中柔性棕繩的作用和棕繩與煤壁協(xié)調(diào)變形機理[16-17]。通過提高支架工作阻力和剛度可有效緩解煤壁壓力[18-19]，通過化學漿液聚氨酯、樹脂漿、波雷因、新型無機注漿材料、超細水泥、高水速凝材等漿液對煤壁進行注漿加固[19-20]，通過使用木錨桿、玻璃纖維錨桿加固[21]等方式提高煤壁穩(wěn)定性，達到防治煤壁片幫的目的。

上述眾多研究成果從不同地質(zhì)條件回采下的煤壁片幫力學機理、防治措施等方面進行了深入的研究，為綜采工作面煤壁片幫防治提供了理論與實踐指導。由于“三軟”煤層煤壁片幫易引發(fā)冒頂事故。因此筆者在充分借鑒前人防控片幫的機理、試驗、現(xiàn)場研究的基礎上，進行“三軟”煤層圍巖加固試驗研究，以期達到煤壁防片幫的效果。

1 工程背景

1.1 礦井概況

位于陜西渭北煤田東部的某礦是陜西煤業(yè)化工集團公司主要生產(chǎn)單位。該煤礦主要回采5號煤層，平均埋深420 m，屬于侏羅系中統(tǒng)延安組，為不穩(wěn)定煤層；煤層傾角1°～10°，平均傾角5°；工作面留設寬30 m的保護煤柱。工作面布置如圖1所示。

圖1 工作面概況Fig.1 Working face overview

礦井目前回采5號煤層，其中1508工作面為首采盤區(qū)中部，為“三軟”煤層。頂板不穩(wěn)定，易冒落；煤層松軟，堅固性系數(shù)小，易片幫；底板軟，抗壓強度小、易底鼓。設計工作面傾向、走向長度約150、1 721 m；平均煤厚4.5 m，采高3.8 m，日推進8刀(6.4 m)；選用ZY4200-32/55D掩護式液壓支架；沿底板進行后退式走向長壁回采，采空區(qū)頂板采用全部垮落處理。根據(jù)礦井圍巖普查，1508工作面煤質(zhì)“發(fā)酥”、干燥煤層分層現(xiàn)象明顯，圍巖特性見表1。

表1 1508工作面圍巖特性

1.2 圍巖物理特性確定

煤與巖石力學特性及其物理力學參數(shù)的獲取對“三軟”條件下煤礦的安全開采具有重要作用。其參數(shù)的確定將為預防煤壁片幫、覆巖運動、支護等提供必要的基礎數(shù)據(jù)。同時，也為礦井安全改、擴建和安全生產(chǎn)升級提供參數(shù)依據(jù)。

1508工作面通過巖石力學試驗得出：煤層及頂、底板的堅固性系數(shù)(f)分別為1.13、1.76、1.4，圍巖相關的物理力學參數(shù)見表2。

圖2 巖石力學實驗Fig.2 Rock mechanics experiment

表2 1508工作面圍巖力學參數(shù)Table 2 Surrounding rock mechanical parametersof 1508 Working face

2 “三軟”煤層片幫機理

2.1 巷道變形情況

“三軟”煤層工作面長期回采，加劇工作面頂板和煤壁裂隙、節(jié)理、層理的發(fā)育，增加了基本頂回轉(zhuǎn)破斷的次數(shù)，同時支架經(jīng)常出現(xiàn)鉆底現(xiàn)象，難以保障良好的支架工況和初撐力，從而加劇了工作面片幫冒頂?shù)默F(xiàn)象，對動態(tài)工作面的工程質(zhì)量把控、頂板管理帶來嚴重威脅。

2019年9月1508工作面20～50號支架處，煤壁上方1.5 m煤體發(fā)生整體性滑移片幫，并引發(fā)頂板冒落，冒頂高度達1.2～1.5 m，其中25～35號支架處煤壁片幫尤為嚴重，如圖3所示。

圖3 工作面片幫情況Fig.3 Spall at working face

2.2 “三軟”煤層片幫機理

受開采和支架往復運動，加劇了煤層及圍巖的裂隙發(fā)育；同時受上覆載荷(∑Q)時空效應，作用在煤層上。未采煤體受到擠壓作用，煤壁易發(fā)生片幫，進而引發(fā)冒頂事故，如圖4所示。取寬度為h的煤壁，底端o點為坐標原點，建立如圖5所示的直角坐標系XOY，進行受力分析。

圖4 工作面片幫冒落示意 Fig.4 Falling of spall at working face

圖5 煤壁片幫力學模型Fig.5 Mechanical model of coal wall spall

圖5中，σ為通過直接頂向煤壁施加空區(qū)方向的水平作用力；p為工作面煤壁受擠壓作用力；∑Q為上覆巖層對煤壁載荷；θ為基本頂斷裂回轉(zhuǎn)角；f為上覆巖層回轉(zhuǎn)后作用在煤墻上的分力。

根據(jù)煤墻受力可知，f=∑Qλcosθ。

對煤壁底端距離為x的梁截面形心彎矩為

Mx=(fcosθ+σh+P)(H-x)

(1)

由式(1)得出最大彎矩為

Mmax=(∑Qλcos2θ+σh+P)H

(2)

由材料力學撓曲線的微分方程為

(3)

轉(zhuǎn)角微分方程為：

(4)

聯(lián)立式(1)、式(3)得：

(5)

對式(4)積分得：

(6)

因為煤壁底端固定，即x=0時有:

(7)

W=0

(8)

將式(7)、式(8)分別代入式(5)、式(6)得到C=0，D=0，并將C、D的值代入(6)得到撓度方程為：

(9)

由式(7)得到轉(zhuǎn)角方程為：

(10)

當x=H時，得到煤壁的最大撓度ωx和最大轉(zhuǎn)角φmax分別為：

(11)

(12)

式中：λ為煤壁與直接頂之間的摩擦因數(shù)；ω為距煤壁底端距離的梁截面的撓度；E為煤體彈性模量；I為桿端面慣性矩。

由此可知：煤壁片幫與工作面支承壓力、基本頂運動施加在煤壁的水平應力、采高、煤巖間節(jié)理弱面發(fā)育、煤體性質(zhì)、基本頂回轉(zhuǎn)角度等因素有關。為了防止煤壁片幫，充填材料與破碎圍巖膠結后的強度，在回采擾動下的變形量必須大于ωx。

3 煤巖加固材料參數(shù)確定

3.1 煤巖加固機理

當煤體內(nèi)存在裂隙時(根據(jù)斷裂力學理論)，應力集中會出現(xiàn)在裂隙端部，但應力集中系數(shù)K取決于裂隙長度C、裂隙端部半徑ρ以及二者與巖體尺寸W之比，K=f(C/W,C/ρ)。通過煤巖體的注漿加固，增強裂隙面的粘結性，削弱裂隙端部的應力集中。改變后的庫侖準則主應力的表達如式(13)所示。

σ1=σ3tan 2θ+SC

(13)

式中：σ1為極限狀態(tài)下的主應力，MPa；σ3為極限狀態(tài)下的第3主應力，MPa；θ為破裂面與最大主平面的夾角，(°)；SC為單軸抗壓強度，MPa。

由式(13)可知，煤體注漿加固轉(zhuǎn)變煤巖體的破壞機制，增強煤巖體強度，同時減少基本頂?shù)幕剞D(zhuǎn)角。

3.2 煤巖加固力學試驗

根據(jù)現(xiàn)場片幫、冒頂?shù)拿簬r尺寸，選取粒徑在15～10 mm的煤、巖顆粒，選用科塞敷改性聚氰尿酸酯AB加固材料對煤巖進行加固。A/B雙組分按照體積比1∶1進行施工注入煤巖體，加固材料主要參數(shù)如下：

據(jù)統(tǒng)計顯示，2015年我國人口總數(shù)達13.75億，其中65歲及以上人口數(shù)占10.5%，相比2010年全國第六次人口普查提升了1.6%，這表明中國人口老齡化現(xiàn)象正處于加速階段，且空巢老人所占人口比重持續(xù)攀升[1]。作為社會弱勢群體，空巢老人易產(chǎn)生孤獨、焦慮或抑郁等心理癥狀，甚至出現(xiàn)極端行為傾向[2]。因此，研究空巢老人心理健康問題具有現(xiàn)實意義。

外觀A成分無色透明液體;B成分棕色透明液體黏度/(mPa·s)A成分200～300;B成分150～300密度25 ℃/(g·cm-3)A成分1.10-1.15;B成分1.22-1.25混合體積比1∶1初始反應時間/s90±30反應結束時間/s150±30抗壓強度/MPa≥40拉伸強度/MPa≥20抗剪強度/MPa≥15黏結強度/MPa≥3最高反應溫度/℃≤90

根據(jù)加固材料的加固量，煤巖試件分別制成尺寸為?50 mm×100 mm的試驗材料2組、3組，煤巖體試件參數(shù)見表3，試件如圖6所示。

表3 煤巖體試件參數(shù)Table 3 Parameters for coal rock samples

圖6 煤、巖試件抗壓試件Fig.6 Coal rock compression test samples

最大單個粒徑的質(zhì)量約為1.31 g，則顆粒黏合成試件的結構尺寸效應系數(shù)n0約為113。測試后的煤巖樣抗壓強度見式(14):

(14)

式中，Cj為加固材料的黏聚力，取5 MPa；δc為單個顆粒的抗壓強度。

3.3 力學強度測定

DDL600電子萬能實驗機系統(tǒng)采用同一負載加壓后，得到煤、巖試件γ-1、γ-2、Ⅲ-1、Ⅲ-2、Ⅲ-3的應力應變關系曲線，如圖7、圖8所示。

圖7 煤樣應力-應變曲線Fig.7 Coal sample stress-strain curve

圖8 巖樣應力-應變曲線Fig.8 Rock sample stress-strain curve

1)2種煤樣的應力-應變變化可知：①OA壓密段，γ2試件所用時間長。②應力逐漸增大時AB、BC段，呈現(xiàn)非線性變化特征。γ2試件過程較長且最為明顯。③破裂CD段，γ2試件脆裂特征明顯，其破裂后的承載力降低較γ1試件快。此時，試件γ1、γ2試件應力峰值分別為123、650 kPa，根據(jù)公式14可知，煤樣抗壓強度γ1、γ2分別為2.78、14.69 MPa。

2)3種巖樣的應力-應變變化可知：①OA壓密段和彈性-微彈性裂隙段(AB)，3種巖樣呈線性變化，相對Ⅲ-3變化最明顯。②非穩(wěn)定破裂發(fā)展階段 (BC)，3種材料發(fā)展過程相對曲折，且Ⅲ-3應力最大。③破裂CD段，Ⅲ-3塑裂特征最明顯，但Ⅲ-1試件破裂后的承載力降低速度較Ⅲ-3試件快。此時，試件Ⅲ-1、Ⅲ-2、Ⅲ-3試件應力峰值分別為116、420、1 198 kPa，根據(jù)公式(14)可知，對應巖樣的抗壓強度分別為2.62、9.5、27.1 MPa。

由此可知：30%加固材料下的試件的抗壓強度最高，脆裂特征明顯，較原煤巖強度分別增加了6.4倍和6.6倍。故此選用30%的加固材料，煤、巖改性的力學強度分別為14.69、27.1 MPa。

4 煤巖加固數(shù)值計算

4.1 數(shù)值模擬

根據(jù)實際生產(chǎn)情況，建立如圖9所示的注漿加固三維數(shù)值模型。模型尺寸為50 m×40 m×50 m(長×寬×高)，煤層傾角為11°；煤壁中間設計注漿孔，孔徑42 mm、孔距4.5 m、孔深8 m；模型頂部向下施加10 MPa的等效作用力(G)。共劃分173 922個節(jié)點，162 000個單元，用摩爾-庫倫模型法則計算。

圖9 工作面注漿加固數(shù)值模型Fig.9 Working face grouting reinforcement numerical model

工作面進行2.5 m推采循環(huán)加固，工作面共回采25 m。煤壁頂部2.5 m處布置測線，監(jiān)測擾動應力的變化特征。本數(shù)值模擬忽略注漿孔及注漿工藝對模型滲流的影響，直接將注漿加固后的煤體參數(shù)賦予煤層，分別分析4、6、8、10 MPa注漿壓力加固后，煤壁演化特征。模型巖層力學參數(shù)見表5。

表5 數(shù)值模型計算參數(shù)

4.2 工作面演化特征

1)垂直、水平應力演化特征，垂直和水平應力的提高，直接增強了煤墻的穩(wěn)定性。4種注漿壓力下，形成了以注漿孔為中心的圓形的應力分布特征。煤壁的垂直及水平應力分布情況如圖10所示。

沿注漿鉆孔垂直方向，煤壁由下向上應力依次增大。不同注漿壓力下，靠近煤壁頂部出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象；隨著注漿壓力的增加，煤壁頂部、鉆孔處的應力增大。

圖10 注漿壓力對工作面煤壁應力的影響Fig.10 Grouting pressure’s vertical and horizontalstress on coal wall at working face

距煤層頂部2.5 m處應力分布呈現(xiàn)出2種不同的分布特征。垂直應力的最大、最小值約為水平應力的2倍；垂直應力的最大、最小值的差值大于水平應力。隨注漿壓力增加，垂直應力的最大值有明顯的層次特征(相對增加)；最小值基本保持穩(wěn)定。水平應力各監(jiān)測應力隨注漿壓力增加，出現(xiàn)不同程度的增加。各注漿壓力下煤壁頂部的垂直和水平應力見表6。

表6 不同注漿壓力下垂直與水平應力最值Table 6 Maxima and minima vertical and horizontal stressunder different grouting pressure

2)煤壁塑性破特征，不同注漿壓力下，加固材料與煤墻產(chǎn)生融合。煤壁整體均發(fā)生剪切破壞，如圖12所示。隨著注漿壓力的增大，黃色破壞范圍發(fā)生變化。

圖12 煤壁塑性破壞特征Fig.12 Plastic failure characteristics of coal wall

黃色破壞區(qū)域主要分布在煤壁中上部。其中黃色破壞面積最大、最小的是6、4 MPa；10 MPa注漿壓力下出現(xiàn)的黃色區(qū)域主要分布在鉆孔附近。隨注漿壓力增大至10 MPa時，走向方向的塑性破壞由5 m降低至4 m。

通過上述分析可知：煤體進行在10 MPa注漿壓力加固后，提高了煤體的承載能力，承壓能力增強。

4.3 工作面走向演化特征

通過煤壁加固分析可知，10 MPa注漿壓力下加固的煤體效果更好。現(xiàn)分析開采擾動下，沿工作面走向注漿前、后的煤層演化特征。

圖13 注漿前、后煤壁前方超前支承壓力分布Fig.13 Leading bearing pressure distribution beforeand after grouting

1)垂直應力分布特征。煤層注漿前后的垂直應力分布如圖13所示。受開采擾動影響，注漿前后的應力集中區(qū)位于煤層前方5 m和4 m的位置；注漿后應力集中范圍減小。10 MPa注漿壓力下，擾動應力的釋放與集中在煤墻處形成分界。

充填前后分別在煤壁前方5、4 m處達到了應力峰值，分別為24.88 MPa和23.01 MPa。支承應力范圍由注漿前的18.5 m減小到注漿后的16.8 m。超前支承壓力范圍減少了11%，應力峰值點到煤壁之間的距離縮短了40%，應力峰值增加了10.8%。

5 效果檢測與評價

5.1 加固方案

針對1508工作面架片幫、冒頂嚴重域(25～35號)進行注漿加固煤壁、頂板。將30%的加固材料通過10 MPa的注漿壓力注入煤壁和頂板。現(xiàn)場注漿施工如圖14所示，注漿孔距離頂板1.5 m位置，傾角20°施工鉆孔，鉆孔間距3 m，孔深6 m，每次注漿循環(huán)距離約2.5 m。分別在工作面第25、27、29、31、33、35號支架處進行注漿加固。

圖14 工作面施工方案Fig.14 Construction plan of working face

單孔加體積量約為54 m3，孔隙率在2.2%左右，則單孔注漿體積約為1.08 m3，單孔加固材料量約為1.25 t。每次注漿結束后，等待1～2 h，使材料充分達到加固效果。工作面25～35號片幫、冒頂區(qū)域依次進行注漿，封孔距離孔口1.5～1.8 m。25號支架注漿時，27號支架存在漿液“竄孔”現(xiàn)象，則第一次有效注漿鉆孔5個，累計注漿量見表7。

表7 漿位置及注漿量

5.2 加固效果分析

通過現(xiàn)場實時監(jiān)測注漿效果，采用“內(nèi)+外”因素檢測注漿效果。內(nèi)因是通過鉆孔電視器窺視注漿后煤壁破碎情況；外因是觀測圍巖變形特征及支架工況情況。

1)煤壁注漿可視化情況。注漿后漿液與煤巖顆粒、裂隙、層理等充分鉸接，圍巖力學性質(zhì)發(fā)生改變，形成新的組合體，增強了煤層、頂板的完整性。在31～34號注漿孔之間采用YSZ(B)光學鉆孔窺視儀對注漿效果進行探測，有效窺視距離為5.5 m，如圖15所示。

圖15 煤壁中漿液加固情況Fig.15 Grouting reinforcement situation at coal wall

深5.5 m內(nèi)的觀測范圍，均可見到硬化后的白色加固材料。0～1 m煤體較為松軟，注漿量相對較大，加固效果成像明顯；1～5 m可見漿液在煤體中的滲透效果較好。

加固后工作面推進過程中(第2次注漿后推采2.5 m)的煤壁情況如圖16所示。注漿液以煤體內(nèi)部的各類裂隙和層理中微空隙為流動路徑，形成適合采動的“注漿材料-煤層”組合體。煤壁由松軟、片幫變?yōu)槠秸P直的煤壁。

圖16 煤壁中漿液滲透紋路Fig.16 Grout penetration pattern at coal wall

通過上述可知：通過10 MPa壓力將30%的加固材料注入破碎煤墻內(nèi)，改變了煤-巖的物理性質(zhì)，增強了工作面的穩(wěn)定性，注漿影響半徑至少約為4.5 m。

2)圍巖變形及支架工況。9月6日初始注漿，連續(xù)推采5.8 m左右后，9月8日進行第2次注漿。受注漿后的連續(xù)推采，圍巖變形及支架工況如圖17、圖18所示。

圖17 煤壁片幫與注漿情況Fig.17 Coal wall spall and grouting situation

圖18 初撐力與注漿情況Fig.18 Setting load and grouting situation

9月6日至9月10日，8臺支架對應的煤壁片幫量逐漸降低。34號支架對應的煤壁片幫量普遍偏高。注漿伊始，25～35號位置煤壁片幫量大于0.3 m，其中34號片幫量最大，約為0.81 m。第一次注漿后，注漿材料與工作面煤層、頂板充分融合；9月7日的推采后，煤壁片幫量相對下降了0.2 m。隨著持續(xù)推采，27號、34號片幫量增加，其余位置片幫量略有緩解，進行第2次注漿。第2次注漿后的推采，煤壁片幫量降低，9月9日煤壁平均片幫量保持在0.3 m，9月10日煤壁平均片幫量在0.3 m以內(nèi)。

注漿后持續(xù)推采，支架姿態(tài)逐漸恢復，注漿采動下的支架初撐力如圖18所示。工作面片幫冒頂，造成支架接頂不實，難以保證初撐力。9月6日除31號初撐力(約為2 730 kN)達到要求外，其余均未產(chǎn)生支承作用。第1次注漿后推采，支架初撐力升高。第2次注漿時，滿足初撐力的架數(shù)增多。隨著2次注漿結束后的推采，9月9日片幫冒頂區(qū)域的支架均達到初撐力，且支架保持良好的工況。

6 結 論

1)通過理論分析得出煤壁片幫與支承壓力、基本頂運動、采高、煤巖裂隙、煤質(zhì)、基本頂回轉(zhuǎn)角度等因素密切相關。并得出煤壁的最大撓度和最大轉(zhuǎn)角。

2)通過不同注漿材料比例進行加固力學實驗，30%的加固材料加固后的煤巖強度分別比原煤巖增加了6.4倍和6.6倍，且脆性特征明顯。

3)數(shù)值計算得出：注漿間距一定下，煤壁強度隨注漿壓力的增大，其整體性與抗壓能力有效提高，最佳注漿壓力為10 MPa。注漿后，支承壓力的應力峰值增加了10.8%，距煤壁的距離縮短了40%；煤壁前方的水平應力峰值降低了9.5%，到煤壁的距離減少了50%，煤壁前方塑性區(qū)降低了33.33%。

4)現(xiàn)場采用30%的加固材料，在10 MPa壓力下注入煤墻。連續(xù)推采2日，煤壁平均片幫量保持在0.3 m以內(nèi)，支架滿足初撐力的要求。漿液最低的擴散半徑達到了4 m，其變形量得到有效控制，煤巖穩(wěn)定性明顯增強。