密集抽采钻孔及浸水蠕变作用下底抽巷围岩控制技术研究

李高健，韦金龙，杨竹军，赵宝友

(1. 山西长平煤业有限责任公司，山西 高平 048499；2.辽宁工程技术大学 力学与工程学院，辽宁 阜新 123000)

目前，最安全、最高效的区域瓦斯防治方法是保护层开采和瓦斯抽采[1-4]。鉴于底抽巷穿层钻孔抽采措施具有安全性高、钻孔结构稳定性好、抽采期长、钻孔布置均匀、抽采效果可靠、一巷多用、总体经济投入低、缓解采掘紧张等优点，该技术在不具备保护层开采条件的单一低渗透高瓦斯煤层较为普遍应用[5-7]。为实现底抽巷上行钻孔抽采技术的高效抽采，需在底抽巷顶板和两帮打设间排距0.5～1m的大直径上行密集抽采钻孔，而密集抽采钻孔的打设势必会造成底抽巷围岩完整性破坏和强度降低；加之工程用水及顶板裂隙水浸入到完整性已破坏的底抽巷围岩内，使得底抽巷服役期间其稳定性显著受到浸水软化蠕变的行为的影响。以往关于底抽巷的研究主要关注底抽巷层位选择、抽采工艺参数设计、围岩稳定性控制三大方面[8-14]。但目前尚缺少密集抽采钻孔及浸水软化蠕变效应共同作用下底抽巷稳定性的深入研究。

山西组下部的3号煤层厚4.60～6.83m，均厚5.78m，是长平矿的主力开采煤层。由于长平矿3号煤层为典型的松软、低透气性高瓦斯层，且不具备保护层开采条件，设计采用底抽巷穿层钻孔抽采技术进行3号煤层区域瓦斯防治。长平矿生产实践表明，底抽巷上行抽采钻孔打设后底抽巷两帮内移变形和顶板下沉显著，极易发生溃帮、冒顶等巷道失稳事故，严重威胁着底抽巷的长期安全服役。邻近类似地质条件下的赵庄煤业已发生过底抽巷冒顶事故[15]。因此，有必要对长平矿密集抽采钻孔扰动及顶板裂隙水浸水软化蠕变作用下底抽巷围岩稳定性控制进行研究，保障底抽巷的安全服役，充分发挥底抽巷的功能，促进矿井的安全高效生产。

1 长平矿底抽巷概况

长平矿结合3号煤层地质赋存特征及现有开采技术条件，确定3号煤层下方的K6灰岩和K7砂岩之间的泥岩层为底抽巷的最佳层位，如图1所示。由于K6灰岩和K7砂岩之间泥岩均厚2～3m，底抽巷高度为3.3m，底板K6岩层强度高，综掘机无法有效破K6岩层，严重制约掘进效率，为此需破顶板K7砂岩掘进底抽巷。考虑到顶板K7岩层均厚1～2m，且K7顶板经常缺失，一旦K7被破或缺失，其上方的泥岩将被揭露，巷道围岩稳定性将受到影响。图2给出的长平矿5304工作面及其底抽巷穿层抽采钻孔布置方案表明，工作面下方三条底抽巷穿层抽采钻开孔位置间距为0.5～2m，如此密集的∅113mm大直径穿层抽采钻孔的施做扰动将造成底抽巷上方仅1～2m厚甚至缺失的K7砂岩和其上的砂质泥岩岩层完整度和强度的降低，工程用水和顶板裂隙水浸入完整度破坏的顶板岩层内进一步软化巷道围岩。长平矿以往工程实践表明，在密集穿层抽采钻孔及浸水软化共同作用下，底抽巷服役期间其顶板下沉和两帮内移变形显著，帮部和顶底板最大移近量可达0.5～1m，为安全考虑，需超前工作面300～400m采取密闭措施遗弃底抽巷，为实现底抽巷辅助回风、抽采采空区瓦斯等一巷多用的功效。因此，急需结合长平矿底抽巷实际情况，分析其底抽巷大变形机制，提出科学合理的底抽巷围岩稳定控制措施，保证底抽巷的安全长期服役。

图1 长平矿3号煤层底抽巷岩层柱状

2 底抽巷围岩失稳机制分析

2.1 底抽巷围岩强度及结构特征

底抽巷泥岩黏土类矿物成分含量表见表1，底抽巷泥岩粘土类矿物成含量为38.6%，长平矿3号煤层底抽巷泥岩为典型的软岩岩层。岩石基本物理力学参数测试结果见表2，与自然含水状态相比，饱和含水状态下底抽巷泥岩的物理力学参数降低32.37%～42.15%，软化系数为0.676。分级加载蠕变实验结果表明，底抽巷泥岩平均长期强度为10.89MPa，分别是自然含水和饱和含水单轴抗压强度的52.6%和77.8%，其长期强度下降明显。底抽巷泥岩自然含水和饱和含水试样表明，长平矿3号煤层底抽巷泥岩含有间距厘米级的原生宏细观裂隙，在长期浸水作用下原生宏观裂隙扩展增长，部分原生细观裂隙变为宏观裂隙，说明底抽巷泥岩具有遇水碎裂的特征。无论是自然含水还是浸水饱和泥岩，其破裂形式大都表现为横向膨胀及纵向劈裂的破坏特征。现场踏勘与测试表明，与标准试样相一致，长平矿3号煤层底抽巷掘进后暴露的新鲜泥岩含有大量厘米级间距的原生宏细观裂隙，这些宏细观裂隙将泥岩分割成大小不一的岩石块体，徒手弯折或相互撞击即可将泥岩沿其宏观裂隙折断；施做抽采钻孔后底抽巷巷帮表面以里0.5m范围内泥岩具有劈裂和碎裂破坏特征。由此可知，长平矿3号煤层底抽巷泥岩为典型的裂隙化软岩岩层。

图2 长平矿底抽巷穿层抽采钻孔布置(m)

表1 底抽巷泥岩黏土类矿物成分含量表

2.2 抽采钻孔及浸水蠕变扰动分析

长平煤业3#煤层以往底抽巷变形观测结果表明，底抽巷掘进过程中，底抽巷顶底板和两帮移近量均不显著，在未受工作面采动影响的情况下，当抽采钻场施工后的1～3个月后，底抽巷围岩变形严重的区域顶底板移近量已达到1m，其中顶板下沉量约0.7m，底鼓量约0.3m，两帮移近量约0.8m。为了安全回采，在超前工作面300～400m就开始施做密闭墙，封闭废弃底抽巷。

表2 底抽巷泥岩基本物理力学参数表

综上可知，长平矿底抽巷大变形失稳机制与密集上行钻孔施做扰动及钻孔施做期间工程用水、顶板裂隙水的长期浸水软化影响直接相关。开孔间距0.5～2.0m，直径∅113mm的大直径密集穿层瓦斯抽采钻孔的施做扰动，不仅破坏了底抽巷顶板和两帮围岩的完整性，还诱发钻孔周围泥岩原生宏细观裂隙扩展开裂，新鲜空气进入裂隙风化岩体；打钻工程用水和顶板裂隙水渗入钻孔周围的泥岩裂隙内软化泥岩，裂隙化泥岩产生膨胀蠕变变形，进一步显著弱化泥岩的强度，加剧破坏泥岩的完整度，使得底抽巷围岩更加破碎，在埋深800m的高地应力作用下，底抽巷围岩产生沿原生及次生裂隙劈裂破碎，进而诱发大变形甚至片帮、冒顶失稳。

3 底抽巷围岩稳定性控制技术研究

3.1 “型钢预应力注浆锚索网喷”综合控制技术机制

由上述底抽巷围岩失稳机制分析可知，长平矿3号煤层底抽巷围岩稳定性控制关键在于减小密集上行钻孔打设扰动对泥岩原生裂隙扩展后的风化作用及降低工程用水和顶板裂隙水浸入裂隙化泥岩的蠕变行为。基于此长平矿提出“注浆加固-型钢锚网-喷浆”即“型钢预应力注浆锚索网喷”综合控制技术。该综合控制技术采用预应力注浆锚索一次性实现普通预应力锚索支护和注浆加固围岩的双重效果，同时对K7顶板变薄或缺失段采用型钢护表构件，增大了锚网支护的护表能力，充分发挥了预应力锚索的主动支护加固性能。另外预应力注浆锚索不仅加固了锚索钻孔周围的裂隙化泥岩，提高了锚固围岩的刚度和强度，防止裂隙化围岩的风化和浸水软化蠕变行为，还杜绝了普通注浆加固围岩工艺打设注浆孔对底抽巷围岩的二次破坏；而且注浆后的预应力锚索变为全长锚固预应力锚索，其承载能力还显著高于相同规格的普通预应力锚索。待上行抽采钻孔打设后及时对底抽巷围岩进行喷浆密闭可防止底抽巷围岩表面风化。

3.2 “型钢预应力注浆锚索网喷”综合控制技术方案

长平矿3号煤层底抽巷断面设计为矩形，掘进宽度为4.6m，高为3.3m，沿K6灰岩顶板掘进。基于锚杆支护理论及巷道围岩地质力学赋存环境评估结果，设计常规区域的底抽巷“型钢预应力注浆锚索网喷”综合支护技术方案如图3所示。底抽巷顶板锚杆和注浆锚索按1.2m排距交错布置，每排居中布置5根型号为MSGLW-500/22-2400的W型钢护板锚杆，间距为1.0m；每排居中布置3根型号为SKZ22-1/1770×7300的工字钢预应力注浆锚索，间距为1.5m，12号工字钢长3.6m；巷帮每排布置3根型号为MSGLW-500/22-2400的W型钢护板锚杆，锚杆间排距为1.0m×1.2m。锚杆采用树脂加长锚固，预紧力矩不小于400N·m；预应力注浆锚索采用树脂端头锚固，预紧力损失后不小于200kN。水泥浆液的水灰比为1：0.8，速凝剂掺量5%～10%。对于K7变薄或缺失地段，则将上述顶板锚杆替换型号为SKZ22-1/1770×7300的注浆锚索或普通锚索，其他支护参数不变。

图3 “型钢预应力注浆锚索网喷” 综合控制技术支护方案(mm)

3.3 “型钢预应力注浆锚索网喷”加固效果模拟

相比于长平矿底抽巷原锚杆支护方案，所提出的“型钢预应力注浆锚索网喷”支护方案仅将原支护的普通锚索和托盘替换为注浆锚索和型钢护表构件，并增加了注浆和喷浆措施。下面采用FLAC3D数值模拟方法对比分析两种围岩控制措施的效果。按现场底抽巷及穿层钻孔施工顺序分别模拟底抽巷掘进支护、穿层钻孔打设及底抽巷服役期间浸水蠕变三个阶段。根据上述底抽巷泥岩力学特性实验结果，原支护方案下底抽巷穿层钻孔打设后和服役期间其围岩强度取其自然含水状态的65%和53%；新支护方案下底抽巷穿层钻孔打设后和服役期间其围岩强度均取其自然含水状态的90%。

底抽巷数值模拟变形结果如图4、图5所示，长平煤矿3号煤底抽巷掘进后和打设瓦斯抽采钻孔后，底抽巷最大变形均发生在其顶板之上，两帮次之；若不对底抽巷进行注浆加固，掘进后和打设瓦斯抽采钻孔后底抽巷顶板最大变形量分别为207mm和485mm；若对底抽巷进行注浆加固，掘进后和打设瓦斯抽采钻孔后底抽巷顶板最大变形量分别降至70mm和118mm，与未注浆加固相比分别降低66%和76%，可见注浆加固措施对底抽巷围岩变形的良好控制效果。

图4 打设抽采钻孔前的变形云图

图5 打设抽采钻孔后的变形云图

进行蠕变变形数值模拟，由模拟结果可知，在抽采钻孔打设扰动和浸水软化扰动联合作用12个月后，未进行注浆加固的底抽巷顶板最大变形量已达到986mm，而采用注浆加固的底抽巷顶板最大变形为146mm，注浆加固后的底抽巷蠕变变形降幅为85%，与不考虑蠕变效应相比，底抽巷最大变形分别增加23.7%和103.3%。由此可知密集抽采钻孔和浸水软化扰动会加剧长平煤矿3号煤底抽巷泥岩的蠕变行为，注浆加固措施可显著降低底抽巷泥岩的蠕变特性，提高其抗变形能力。

抽采钻孔及浸水扰动下底抽巷顶板蠕变沉降曲线如图6所示。未采用注浆加固措施下，前两个月底抽巷顶板下沉变形蠕变曲线非线性上升，尽管其蠕变速率有减缓的趋势，但超过两个月后底抽巷顶板下沉变形蠕变曲线几乎以恒定蠕变速率线性增加，12个月内其顶板累计下沉变形已接近1m，预示着底抽巷已发生冒顶失稳；采用注浆加固措施下，尽管前两个月底抽巷顶板下沉变形蠕变曲线仍非线性上升，但之后两个月内其蠕变速率显著非线性降低，再之后其蠕变速率几乎为0，预示着底抽巷蠕变变形几乎终止，12个月内其顶板最大累计下沉变形仅0.146m，结合长平煤矿以往变形监测数据可知，采用注浆加固措施下的底抽巷可处于安全服役状态。

图6 抽采钻孔及浸水扰动下底抽巷顶板蠕变沉降曲线

综上数值模拟结果可知，注浆加固技术可显著改善底抽巷泥岩的承载能力和抗变形能力，对高应力开挖卸荷扰动、大孔径密集抽采钻孔打设扰动和浸水软化蠕变扰动下底抽巷变形的抑制效果明显，从理论上验证了所提出的“型钢预应力注浆锚索网喷”技术较好的加固效果。

4 现场工业性试验

“型钢预应力注浆锚索网喷”底抽巷围岩加固技术现场工业试验。长平矿3号煤层五盘区5304底抽1巷典型综合测站巷道变形监测结果如图7所示。底抽巷掘进后约两个月后，高应力开挖卸荷扰动产生的围岩变形基本收敛，底抽巷顶板最大下沉变形为70～80mm，两帮移近量为90～100mm，深浅部离层变形均为10mm左右；密集抽采钻孔打设后，其巷道围岩变形开始增大，自此之后经历4个月左右其巷道变形速度开始放缓，并逐渐趋于变形稳定，最终底抽巷顶板下沉量为140mm，两帮移近量为180mm，浅部离层量为24mm，深部离层量为35mm；与上述数值模拟结果基本一致。综合测站锚杆索轴力监测结果如图8所示，底抽巷开挖卸荷扰动、密集抽采钻孔打设扰动和泥岩浸水软化蠕变扰动下底抽巷锚杆索轴力变化趋势与其围岩变形规律基本一致；底抽巷掘进两个月左右后其锚杆索轴力也基本稳定，与支护初期相比顶板锚索轴力增加11%～16%，两帮锚杆轴力增加27%～29%；密集抽采钻孔和浸水软化作用约4个月左右，底抽巷锚杆索轴力开始趋于稳定，此时底抽巷顶板锚索轴力为370～400kN，两帮锚杆轴力为145～175kN，锚杆索均在其承载能力范围内正常工作。长平矿底抽巷典型综合测站的矿压监测结果可知，与原普通锚杆索支护方案相比，以预应力注浆锚索为核心的“型钢预应力注浆锚索网喷”综合控制技术可显著提高密集抽采钻孔和浸水软化蠕变耦合作用下底抽巷裂隙化泥岩强度和抗变形刚度，杜绝了底抽巷巷帮失稳和顶板冒顶灾害，满足了底抽巷的长期安全服务，提高了穿层钻孔的抽采效果，节省了大量的人力、物力，降低了巷道维护成本，缓解了工作面掘进、回采的交接紧张，保障了长平矿的安全高效开采。

图7 底抽巷表面位移变化趋势

图8 底抽巷锚杆索轴力变化趋势

5 结 论

1)现场测试和实验室测试表明，长平矿3号煤底抽巷泥岩具有结构裂隙化、强度低、易风化、浸水软化、蠕变特性显著的特征，为裂隙化软岩。

2)基于底抽巷裂隙化泥岩结构及浸水软化特征的分析，明确了底抽巷裂隙化围岩失稳的密集穿层钻孔打设扰动和浸水软化蠕变扰动机制。

3)提出了以注浆锚索为核心的“型钢预应力注浆锚索网喷”底抽巷围岩稳定性综合控制技术，并通过数值模拟和现场试验验证了该综合控制技术的有效性，即型钢预应力注浆锚索网喷支护技术可较好地控制密集抽采钻孔和浸水软化蠕变耦合扰动下裂隙化泥岩底抽巷的围岩变形，保证了底抽巷长期安全服役，有效解决了长平煤矿穿层瓦斯治理和采掘接续紧张问题，有力保障了工作面的安全高效回采，可为类似条件下底抽巷围岩稳定性控制提供可借鉴性参考。