随着煤矿开采深度不断增加，我国千米深井越来越多，巷道围岩控制的难度也显著加大。对我国东部地区千米深井巷道围岩变形、破坏的调查与分析表明，由于巷道围岩地应力高、采动影响强烈，围岩破坏范围大、变形强烈[1]。淮南等深井软岩矿区，围岩流变性强，变形量大且持续时间长，巷道需要多次返修才能勉强满足生产要求;而对于一些围岩强度较大的矿井，则容易出现冲击地压动力灾害，对矿井安全生产带来严重威胁。
经过多年的研究与攻关，我国煤矿形成了以锚杆、锚索为主体支护，棚式支架、喷射混凝土、注浆加固及卸压法等并举的巷道支护格局。对于千米深井巷道，采用单一的支护方式往往很难有效控制围岩大变形，联合控制法是一条有效途径。为此，2017年中华人民共和国科学技术部设立国家重点研发计划项目“煤矿千米深井围岩控制及智能开采技术”，开展了巷道围岩支护-改性-卸压协同控制理论与技术研究。通过该项目开发出700 MPa级超高强度、高延伸率、高冲击韧性锚杆，高压劈裂注浆改性及水力压裂卸压技术，形成了千米深井巷道主动支护、主动改性、主动卸压“三主动”、“三位一体”协同控制技术，并在中煤新集口孜东矿121302孤岛工作面运输巷进行了成功应用，取得较好效果[2-4]。同时，在井下试验过程中发现，仅仅采用锚杆、锚索支护的松软煤帮变形依然比较大，包括煤体的扩容变形与煤帮的整体挤出，需要提出更有效的松软煤体控制方法与技术。
锚注将锚固与注浆技术有机结合，是适合破碎围岩加固的有效方法。国内外已开发和应用了多种形式的注浆锚杆[5-9]，包括中空注浆锚杆、钻锚注一体化锚杆。锚杆杆体为空心钢管，兼做注浆管。注浆材料可采用水泥基浆材或化学浆材。注浆不仅可改善锚固体及深部围岩力学性能，提高围岩的完整性，同时注浆可通过改善锚固体力学性能提高锚杆的锚固效果，充分发挥锚固与注浆二重作用。除注浆锚杆外，还开发出不同形式的注浆锚索，包括锚索索体为实心钢绞线，配用注浆管、排气管的传统注浆锚索[10]，及索体为中空钢绞线，注浆管在索体内的中空注浆锚索[11]。与注浆锚杆相比，注浆锚索锚固深度更大、承载力更高、注浆加固区域更大，适用范围更大。但是在实际应用中，锚注技术还存在以下问题:
(1)有些注浆锚杆和锚索在施工过程中不能施加预应力，只能等浆液固化后在孔口通过拧紧螺母或张拉方式施加一定拉力，预应力作用不明显，影响锚杆、锚索支护效果。
(2)大部分注浆锚杆、锚索的封孔装置比较简单，最常用的是封孔胶塞，封孔压力低，在很小的注浆压力下就会出现跑浆、漏浆现象，显著影响了浆液扩散范围及注浆效果。
(3)在巷道浅部围岩比较破碎的情况下，浆液很容易从围岩裂隙、裂缝中流出，注浆压力和围岩中的注浆量无法保证。不仅浪费注浆材料，而且注浆效果不佳。
针对上述问题，结合千米深井巷道松软煤体强度低、破坏范围大、渗透性差、易风化、锚固力低等特点，在“煤矿千米深井围岩控制及智能开采技术”项目已有成果的基础上，又开发出高预应力、高压劈裂注浆锚杆与锚索，并配合喷射混凝土协同围岩控制技术。本文介绍示范巷道地质与生产条件，千米深井巷道松软煤体大变形机理，松软煤体高预应力、高压锚注及喷射混凝土协同控制原理，高强度、高压劈裂注浆锚杆、锚索结构与力学性能，及示范巷道井下试验及围岩控制效果。
1 巷道地质与生产条件及支护状况
1.1 巷道地质与生产条件
示范巷道为中煤新集口孜东矿140502工作面运输巷。140502工作面开采5号煤层，平均厚度6.56 m。煤层顶、底板岩性分布如图1所示。顶板岩层主要为泥岩，局部有砂岩和煤线，泥岩松散、软弱。其中，直接顶的泥岩胶结性差，随掘随漏，掘进期间采用托顶煤+间距200 mm的密集超前钢筋支护方法控制顶煤和顶板。底板以泥岩和砂质泥岩为主，累计厚度近10 m。煤、顶底板泥岩中黏土矿物含量较高[2]，容易受风化影响，结构劣化、强度衰减严重。
图1 5号煤层顶底板岩层分布
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，巷道布置如图2所示。煤层上方基岩薄，松散层厚度近600 m。140502工作面为5号煤层采区首采工作面，运输巷两侧均为实体煤。
图2 口孜东矿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 煤帮原控制方案与变形破坏特征
140502运输巷原设计断面为直墙平顶微拱形，顶宽4 m，底宽6 m，高4.6 m，断面积27.6 m2，属大断面巷道。巷道留顶、底煤掘进，顶煤0.3～1.2 m，底煤1～2 m。巷道采用锚网索喷+滞后注浆联合控制方案，支护布置如图3所示。锚杆采用HRB500，φ22 mm左旋无纵筋螺纹钢，长2 500 mm，间排距800 mm×800 mm，设计预紧扭矩260 N·m，钢筋托梁护表。锚索为1×19结构、φ21.8 mm的预应力钢绞线，顶锚索长9 200 mm，组合构件为工字钢梁与M型钢带交错布置，3根1组，间距分别为1 500，1 200 mm;帮锚索长6 200 mm，间距1 200 mm，采用大、小平托板+M型钢带护表。顶帮锚索排距均为1 600 mm，设计张拉力160 kN。巷道表面喷射混凝土，厚度70 mm。掘进工作面后方200 m以外，在巷道肩窝处布置2个深12～15 m钻孔注普通水泥浆加固，排距6～10 m。
图3 原巷道锚杆与锚索支护布置
Fig.3 Layout of rock bolts and cables for original maingate
采用上述联合控制方案后，巷道在掘进期间仍然出现煤帮整体移近和强烈底臌，两帮收缩1 m以上，底臌0.6 m以上。煤帮大变形及支护体失效情况如图4所示，肩窝煤体发生大范围破碎、鼓包，煤帮肩窝锚杆与锚索破断、钢带撕裂等现象频发。
图4 原巷道煤帮大变形及支护结构失效情况
Fig.4 Severe deformation of coal side and failure of original maingate support structure
1.3 煤帮控制存在的问题
分析上述口孜东矿140502工作面运输巷煤帮大变形及支护结构失效情况，发现煤帮控制主要存在以下问题:
(1)对千米深井巷道松软煤体、低强度、低锚固力、大断面条件下的煤帮大变形机理认识不深入。
(2)对千米深井松软煤帮与锚杆支护、注浆相互作用机制认识不足，依然采用传统的锚杆、锚索与滞后注浆方式控制煤帮变形，没有提出适合千米深井巷道松软煤体、大断面、强流变煤帮大变形的有效控制方法。
(3)巷道掘进方式影响。巷道托顶煤掘进，肩窝位置顶煤与巷帮煤体强烈挤压，导致该位置的煤体产生大范围破碎，锚杆、锚索及支护构件失效较多。
(4)煤帮锚杆、锚索锚固力低。在巷道原支护段煤帮，采用1～3支MSK2350树脂锚固剂测试了锚杆、锚索锚固力，测试结果见表1。煤帮锚杆采用1支锚固剂锚固力仅为74 kN，锚索采用2支锚固剂锚固力仅为165 kN。虽然后期进行了水泥注浆，但在煤帮中，锚杆、锚索锚固力仍难以与其承载力相匹配，锚杆、锚索还未屈服就被拔出，难以发挥高强度锚杆、锚索的主动支护作用。
(5)锚杆、锚索设计预紧力偏低。锚杆预紧扭矩260 N·m，锚索预紧力160 kN，2者预紧力均未施加至与锚杆杆体、锚索索体承载力匹配的预紧力，没有认识到预应力对锚杆、锚索支护的重要性[12]。
(6)锚杆、锚索支护构件不匹配[13]。钢筋托梁、M型钢带等组合构件与煤帮接触面积小;托板承载力比锚杆杆体、锚索索体低;未安装调心球垫，不能动态调整其受力状态;锚杆螺纹长度偏短。上述4种支护构件力学性能不匹配，极易导致锚杆与锚索破断、预应力扩散效果差，严重影响锚杆、锚索支护效果。
表1 140502运输巷煤帮锚杆与锚索锚固力测试结果
Table 1 Test results of rock bolt and cable anchorage force in coal side of maingate 140502
类型锚固剂数量/支锚固力/kN1.074锚杆1.51262.01822.0165锚索2.51933.0227
(7)滞后注浆效果有限。原注浆方案采用普通水泥单液浆，材料颗粒粒径大、注浆压力低、封孔效果差，仅能注入浅部大尺度裂隙的煤体，孔口漏浆严重，加固效果不理想。而且，滞后注浆对锚杆、锚索锚固力的提高能力有限，难以实现锚固与注浆协同作用。
2 千米深井巷道松软煤帮大变形机理
地应力、围岩强度及结构是影响巷道变形的根本因素[14]，为此，对示范巷道地应力、煤体强度与结构进行了原位测试与分析。在此基础上采用数值模拟研究了巷道煤帮在原方案下变形破坏规律，分析了煤帮大变形机理。
2.1 巷道围岩地质力学参数
采用小孔径水压致裂法在5煤顶板砂岩中进行了地应力测试，最大水平主应力24.55 MPa，最小水平主应力10.65 MPa，垂直应力24.94 MPa。可见，地应力场中垂直应力占一定优势，且最大水平主应力与垂直应力相差很小。
采用钻孔触探法原位实测了巷道顶板岩层与煤体的强度，如图5(a)所示。可知，浅部煤层抗压强度仅为12 MPa左右，与最大、最小水平主应力及垂直应力的比值分别为0.49，1.13，0.48;浅部泥岩抗压强度为20 MPa左右，与最大、最小水平主应力及垂直应力的比值分别为0.81，1.88，0.80。可见，最小主应力已接近煤层抗压强度，最大主应力超过浅部泥岩抗压强度，强度与应力比值较低，导致巷道开挖后在高偏应力作用下围岩很快发生变形、破坏。
采用钻孔窥视仪对煤帮结构进行了观察，结合图5(b)强度曲线可知，煤帮在1.6 m以浅整体较为破碎，抗压强度低;1.6～4.5 m煤体相对完整，局部破碎，抗压强度平均15 MPa; 4.5～8.0 m煤体较为完整，抗压强度平均20 MPa。可见，巷道煤帮浅部煤体松软破碎。
图5 巷道围岩强度变化曲线
Fig.5 Strength variation curves of maingate surrounding rock
2.2 巷道煤帮大变形数值模拟
采用数值模拟软件UDEC模拟示范巷道在原支护及煤帮锚注-喷浆协同控制下巷道围岩变形破坏特征。根据140502工作面运输巷地质与生产条件建立数值计算模型，如图6所示。模型宽度60 m，高度60 m。基于井下实测地应力并考虑模型高度，在模型顶部施加24.4 MPa的垂直应力，两侧施加水平应力，研究巷道在掘进期间变形破坏规律。数值模拟中煤岩体是通过块体(block)与接触(contact)来表征，其中块体为弹性体，接触可以产生张拉或滑移破坏。
图6 UDEC数值计算模型
Fig.6 UDEC numerical simulation model
煤岩体及喷射混凝土物理力学参数见表2。煤体及顶板围岩参数是基于现场钻孔实测获取，弹性模量采用Ec=MRσc[15]估算，其中，MR为弹性模量比率;σc为岩石单轴抗压强度。数值模型中岩体参数取值为岩石参数的0.58[16]，抗拉强度为抗压强度的1/12。
表2 数值模型采用的煤岩体力学参数
Table 2 Coal and rock mechanical properties in UDEC model
煤岩体弹性模量/GPa泊松比法向刚度/(GPa·m-1)切向刚度/(GPa·m-1)黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa煤1.30.25104211.2300.10泥岩1.80.25144291.6310.20砂质泥岩3.70.25296592.5320.28中砂岩10.10.258081624.7360.60细粒砂岩6.30.255041013.7350.54混凝土4.00.25200403.0330.40
锚杆、锚索采用UDEC内置Cable单元模拟，钢护板采用Beam单元模拟，根据井下实际使用支护材料性能参数，支护单元物理力学参数见表3。锚杆预紧扭矩260 N·m，对应预紧力40 kN，锚索张拉力160 kN。
巷道原支护方案下，顶板最大下沉量280 mm，最大底臌量470 mm，巷帮最大移近量1 180 mm，巷道变形主要为煤帮强烈收缩，巷道顶底板强烈变形主要在顶煤及底煤区域(图7)。巷帮浅部煤体发生张拉破坏，大量裂纹相互贯通，裂纹扩展深度超过锚杆锚固长度，形成大范围破碎区;深部煤体发生剪切破坏，裂纹分布密集，裂纹扩展深度超过锚索锚固长度(图8，9)。
巷帮煤体应力分布如图10所示。巷道开挖后煤帮1 m范围内水平应力趋近于0，垂直应力极小，浅部破碎煤体几乎无承载能力;1～8 m内煤体应力持续波动，其原因在于该范围内煤体内部发育有大量裂纹(图8)，导致围岩内部应力释放，应力状态持续恶化，围岩承载能力降低;8～12 m内煤体无明显裂纹产生(图8)，垂直应力趋于稳定，水平应力逐渐增加。
表3 数值模型采用的支护体力学参数
Table 3 Mechanical properties of rock bolting components in UDEC model
支护体参数数值弹性模量/GPa200Cable屈服强度/MPa500/1 860黏结刚度/(GN·m-2)2黏结强度/(MN·m-1)0.4弹性模量/GPa200抗拉强度/MPa235Beam抗压强度/MPa235法向刚度/(GPa·m-1)10切向刚度/(GPa·m-1)10
图7 巷道围岩变形
Fig.7 Deformation of rock surrounding maingate
图8 巷道围岩裂纹分布
Fig.8 Fracture distribution in rock surrounding maingate
图9 巷道围岩破坏情况
Fig.9 Destruction of rock surrounding maingate
图10 巷帮煤体应力分布
Fig.10 Stress distribution in coal side of maingate
在千米深井高地应力作用下，巷帮煤体浅部产生大量相互贯通的张拉裂纹，深部产生大量剪切裂纹，浅部煤体极为破碎，可锚性差，井下巷道中表现为浅部锚杆支护失效。巷帮深部煤体产生的大量裂纹显著降低了煤体完整性与强度，煤体承载能力也大幅降低，易发生整体大变形。
2.3 巷道煤帮大变形机理
基于上述测试与数值模拟研究，分析得出140502工作面运输巷煤帮大变形的主要原因为:
(1)地应力高，巷帮煤体裂隙发育、强度低，强度应力比值小。巷帮开挖后煤体原生裂隙迅速张开、新裂纹大量产生，并逐渐向煤帮深部延伸，超出锚杆、锚索锚固范围。可见，高地应力、低强度是煤帮大变形的最根本原因。
(2)锚固力低且不断衰减。巷帮煤体强度低、裂隙发育，且锚杆、锚索孔内煤粉多，导致锚固力低。随着煤体不断劣化，锚固剂与其周围煤体黏结力逐渐下降，锚固力不断衰减，极易造成锚杆、锚索与锚固剂脱黏后被整体拔出。
(3)强烈的风化作用。巷帮煤体黏土矿物含量高，长期暴露在空气中，而且井下气温高、湿度大，煤体强度与结构劣化，甚至锚杆、锚索孔内的锚固剂逐渐被剥蚀，导致锚固力下降。
(4)巷道断面大。巷道宽度6.0 m，高度4.6 m，断面积超过25 m2。巷帮肩窝处应力集中现象更加突出，高煤帮自稳性差，容易产生片帮和变形。
(5)顶煤效应明显。煤层强度低，肩窝顶煤发生变形、破碎、滑移，破坏了顶板-煤帮整体承载结构，大幅削弱了巷帮肩窝煤体的边界约束，导致煤体被大范围挤碎、鼓包。
(6)煤体强流变性。在巷道掘进阶段，相对岩体及硬煤，松软煤帮变形就表现出更明显的时间效应。地应力越高，煤体强度越低，变形破坏速度越显著[17]，煤帮出现强时效的流变大变形。
3 煤帮高压锚注-喷浆协同控制原理
3.1 煤帮控制方式选定
基于以上分析，千米深井巷道煤帮大变形的主要原因是高地应力、软煤、强风化、低锚固力，煤帮控制方式的选取须着重考虑以上4个方面。
改善软煤力学特性与提高锚固力的方法主要有2种:先注浆后锚固、锚固注浆一体化[18-19]。考虑到示范巷道两帮为实体煤，先注浆效果有限，且影响掘进施工。而锚固与高压注浆相结合，首先通过树脂锚固并对锚杆、锚索施加高预紧力，减小煤帮等速蠕变速率、延长非线性加速启动时间，显著提高锚固承载结构的长期稳定性[17];然后通过注浆锚杆、锚索进行高压劈裂注浆，使浆液注入到煤体不同尺度的裂隙中，劈开弱面黏接煤体，改善煤帮结构，提高煤帮强度，增强松软煤帮抵抗时效变形的能力;同时，提高锚杆、锚索锚固力，实现全长预应力锚注。
解决风化最有效、简洁的方法是在围岩表面喷射混凝土等材料，以封闭围岩，与巷道风流、水汽等隔绝，从根本上抑制风化导致的煤体劣化。
高应力问题一般采用以下方法解决:在巷道掘进前，从区域控制角度，优化开采顺序、合理选择巷道层位，尽量将巷道布置在应力降低区或者岩性较好的层位;在工作面回采前，采用爆破、水力压裂等人工卸压法，转移高量值采动应力[20-21]。本次示范巷道为口孜东矿5号煤采区首采工作面回采巷道，没有考虑采用上述方法。
综上所述，提出千米深井巷道松软煤帮高压锚注-喷浆协同控制方式。同时，为保证煤帮控制效果，提出以下协同控制原则:对注浆锚杆、锚索锚固后施加高预紧力进行主动支护;采用注浆锚杆、锚索进行高压劈裂注浆对松软煤体主动改性;及时对煤帮表面喷浆封闭以隔绝空气、防止风化。
3.2 煤帮控制数值模拟
煤帮高压锚注-喷浆协同控制数值模拟模型如图6所示，煤岩体、喷射混凝土及锚杆锚索支护参数见表2，3。巷道围岩注浆通过提高注浆范围内不连续结构面的强度参数来模拟。井下注浆是采用注浆锚杆、锚索对巷帮煤体进行注浆加固，既可加固巷帮煤体，又可显著提高煤体可锚性。参考口孜东矿原生结构面和改性结构面直剪试验结果[22]，结合井下巷道围岩裂隙分布情况，基于UDEC参数校核方法[23]，确定模拟中注浆通过对煤帮锚索锚固范围内岩体黏聚力提高30%，抗拉强度提高10 kPa，内摩擦角增加5°来模拟。根据现场实际条件可知，在不注浆情况下，巷帮浅部煤体比较破碎，因此，基于锚固力实测数据，通过减小巷帮锚杆锚索锚固剂黏聚力的50%来模拟破碎煤帮条件下锚杆锚索的低锚固力。喷浆的作用在于有效封闭煤岩体，避免其风化，基于两帮煤体钻孔窥视结果，结合相关学者关于不同风化程度岩体力学性质变化规律[24-25]，确定对两帮2.4 m范围内煤岩体黏聚力降低15%，抗拉强度降低4 kPa，内摩擦角减小4°来模拟不喷浆对煤岩体风化的影响。
为对比不同支护形式对围岩的控制效果，分别模拟了采用预应力锚杆锚索支护、高压锚注支护及高压锚注-喷浆协同控制3种方案下巷道围岩变形破坏特征。
将锚杆预紧扭矩由260 N·m提高到400 N·m，对应预紧力从40 kN提高到60 kN，锚索张拉力由160 kN提高到250 kN。当采用预应力锚杆锚索支护时，锚杆、锚索材料不变，由于巷帮煤体强度低、可锚性差，煤帮变形远大于顶底板，巷帮煤体与顶底板呈现明显不协调变形特征，巷帮煤体整体向巷道开挖空间挤出，最大移近量达1 030 mm，且以肩窝处强烈变形为主(图11(a))。巷帮煤体裂纹扩展深度远超锚杆锚索锚固范围(图12(a))，巷帮4 m×3 m内煤体存在大量张开裂隙且相互贯通(图13(a))，裂隙面积占比超过10.1%(图14)，且2 m范围内煤体已呈离散状态。
图11 不同控制方式下巷道围岩变形
Fig.11 Deformation of surrounding rock of maingate under different control patterns
图12 不同控制方式下巷道围岩裂隙分布
Fig.12 Distribution of fractures in surrounding rock of maingate under different control patterns
采用高压锚注支护时，顶板、巷帮煤体及底板围岩呈现整体协调变形特征，表明巷帮煤体在注浆加固后，煤体整体性及强度显著提高，顶板、煤帮及底板呈整体承载结构抵抗变形，巷帮移近量减小至421 mm(图11(b))，裂纹扩展深度显著减小(图12(b))，顶底板变形及裂纹扩展范围也明显减小。煤帮裂纹扩展深度与锚索长度相当，巷帮浅部1.1 m围岩仍有少量裂隙张开且相互贯通(图13(b))，两帮4 m ×3 m内裂隙面积占比分别为5.4%,4.5%(图14)，注浆加固有效提高了巷帮煤体强度，巷帮变形得到明显控制，但受风化影响，巷帮浅部煤体仍存在一定程度破坏。
采用高压锚注-喷浆协同控制方案时，顶、底板及巷帮变形进一步减小，巷帮移近减小至266 mm(图11(c))，巷帮煤体裂纹扩展范围小于帮锚索长度(图12(c))，浅部煤体有少量裂隙张开但不贯通(图13(c))，两帮4 m×3 m内裂隙面积占比分别为2.7%,2.2%(图14)，喷浆作用下巷帮大变形及浅部煤体强烈破坏情况进一步得到控制。
图13 不同控制方式下巷帮煤体裂隙分布
Fig.13 Distribution of fractures in the coal side under different control patterns
图14 不同控制方式下巷帮煤体裂隙面积占比
Fig.14 Proportion of the fractures area of the coal side of the maingate under different control patterns
3.3 煤帮高压锚注-喷浆协同控制原理
基于上述分析可知，煤帮高压锚注-喷浆协同控制原理主要体现在以下3方面:① 充分发挥高预应力注浆锚杆、锚索的及时、主动支护作用，抑制巷帮煤体不连续、不协调扩容变形的产生[26];② 在锚杆、锚索孔内进行高压注浆，实现预应力全长锚固，显著提高巷帮煤体锚杆、锚索锚固力，充分发挥其高承载力，同时，浆液在高压作用下挤入巷帮煤体微小裂隙，劈开弱面重新黏接，显著改善巷帮煤体结构及强度，实现锚注协同;③ 喷浆及时封闭煤帮表面，避免煤体受风化影响后强度衰减、结构劣化。基于高强度、高预应力注浆锚杆、锚索主动及时支护-煤帮高压注浆主动改性-煤帮及时喷浆主动封闭，大幅提升锚杆、锚索锚固力，显著提高巷帮煤体强度与完整性，抑制煤体受风化作用劣化，实现高预应力、高压锚注-喷浆“三位一体”协同控制，进而有效控制千米深井巷道松软煤帮大变形。
4 高压锚注-喷浆协同控制技术
基于千米深井巷道松软煤帮大变形机理及高压锚注-喷浆协同控制原理，研发出配套高强度、高压注浆锚杆与锚索。注浆材料采用聚氨酯类有机高分子材料。
4.1 高压注浆锚杆
如前所述，传统的注浆锚杆存在杆体强度低、预应力低、注浆压力低、封孔效果差等问题[27-28]，不能满足千米深井巷道松软煤帮控制的要求。为此，开发出高强度、主动封孔组合式高压注浆锚杆。
注浆锚杆结构分为实心杆体段、连接套与中空注浆段，如图15所示，前者为φ22 mm的实心MG500型左旋无纵肋螺纹钢，其中搅拌头为双左旋搅拌肋与挡圈组合结构，可提高树脂锚固剂搅拌、压实效果，以保证初期锚固力;后者为带封孔器(φ38 mm)的无缝螺纹钢管(φ25 mm)。该结构提高了注浆锚杆的整体强度，同时保证了耐高压的封孔性能，而且，封孔位置可根据围岩破碎情况动态调整。其安装工艺分为钻孔、锚固、施加预紧力，完成预应力锚固工序后再进行注浆，不影响掘进速度，最终完成锚杆全长预应力锚固和高压注浆，显著改善锚杆附近煤体结构与强度。
图15 高压注浆锚杆结构
Fig.15 Structure of grouting bolt with high pressure
对注浆锚杆进行了力学性能测试，实心螺纹钢杆体破断力297.5 kN，中空无缝钢管破断力为234.8 kN(有注浆孔)、240.4 kN(无注浆孔)，断后延伸率20.32%。在实验室混凝土模型上开展了锚注试验，试验效果及注浆压力曲线如图16,17所示。封孔器开启压力为10 MPa左右。封孔器开启后，注浆压力稳定在8～17 MPa，浆液能完全填充锚杆自由段空间，与孔内围岩黏接密实，达到了高压注浆效果。
图16 浆液与围岩黏结情况
Fig.16 Bonding between grout and surrounding rock
图17 注浆锚杆压力变化曲线
Fig.17 Grouting pressure variation curve of bolt
4.2 高压注浆锚索
目前注浆锚索索体主要分为实心与空心2种[29-30]，同直径的实心锚索比中空锚索承载力高。本文开发出1×19结构、φ21.8 mm的实心锚索配高压封孔器的注浆锚索，充分发挥实心锚索大吨位、高预应力的支护性能。
如图18所示，高压注浆封孔器由胶囊、胶塞骨架、封孔管、注浆管等部分组成。其封孔原理为:由封孔管注入注浆加固材料，材料反应后胶塞膨胀，同时，材料透过内部骨架渗入锚索体密封，外部渗出胶囊与孔壁围岩密实黏结，实现耐高压封孔。胶塞位置可任意调整，以满足不同破碎围岩条件的封孔需求。其施工步骤为:钻孔、扩孔、放入锚固剂、锚固放入封孔器、施加预紧力，完成锚索及时支护;再封孔器高压封孔、注浆管注浆，最后实现锚索预应力全长锚固与高压注浆加固。
图18 锚索注浆封孔器结构
Fig.18 Structure of grouting hole sealing plug for cable
在实验室混凝土模型上进行了锚索注浆压力与效果试验，注浆压力曲线如图19所示。注浆压力在4～8 MPa波动，封孔器膨胀后与围岩紧密挤压，浆液充满锚索孔，与孔壁围岩充分黏接，并挤入锚索孔外围岩，达到了高压锚注效果。
图19 锚索注浆压力变化曲线
Fig.19 Grouting pressure variation curve of cable
4.3 注浆材料及其性能
注浆材料对注浆效果产生重要影响[31-32]。针对千米深井巷道松软煤帮在巷道开挖后裂隙发育，之后在高应力作用下被重新压实，导致巷帮煤体渗透性差的问题，结合高压封孔及注浆的要求，选用聚氨酯类有机高分子材料，材料性能指标见表4。材料分为A，B两部分，体积比在0.8∶1～1.2∶1可调，较传统的水泥类注浆材料而言，具有黏度低、渗透性强、固化速度快、韧性高、黏结力高的优势，可渗透至煤体小尺度微裂隙，有效黏接煤体结构面，显著提高松软煤体的完整性与承载能力。同时，能快速凝固可封堵煤帮表面裂隙，减少漏浆现象。
表4 注浆材料性能指标
Table 4 Performance index of grouting materials
参数数值凝胶时间/s45(25 ℃)固化时间/s95(25 ℃)抗压强度/MPa≥52抗拉强度/MPa≥24黏接强度/MPa≥6.3
5 井下试验与煤帮控制效果
在上述研究成果的基础上，提出示范巷道——140502工作面运输巷高预应力、高压锚注-喷浆协同控制方案与参数，并开展了200 m井下示范，进行了巷道围岩矿压监测，分析了煤帮控制效果。
5.1 煤帮高压锚注-喷浆协同控制方案
运输巷高预应力、高压锚注-喷浆协同控制方案与参数如图20所示。首先是巷道断面优化。试验巷道原断面形状为微拱形，肩窝处三角煤稳定性差、变形严重，锚杆、锚索破断较多。针对该问题，将巷道断面改为矩形，巷道宽6.0 m，煤帮高4.6 m。
图20 高压锚注-喷浆协同控制方案
Fig.20 Diagram of bolt-grouting with high pressure and shotcreting in synergy control scheme
采用锚杆、锚索作为基本支护。顶锚杆为CRMG700型φ22 mm的超高强度螺纹钢，长2.5 m，间距850 mm;帮锚杆为中空注浆锚杆，其中，第1根倾斜15°布置，扩大肩角注浆加固范围，直径25 mm，长2.6 m，间距800 mm，配套6 mm厚W型钢护板护表。锚索采用1×19结构、φ21.8 mm的预应力钢绞线，顶锚索长6.2 m，间距1 200 mm;煤帮锚索长5.2 m，间距1 600 mm，其中除第1根外(倾斜布置，锚固在顶板岩层，保证锚固力)，其余2根帮锚索配套封孔器进行注浆。顶板、煤帮锚杆设计预紧扭矩分别由260 N·m提高到500,450 N·m，顶板、煤帮锚索设计张拉力分别由160 kN提高到300,200 kN。通过提高锚杆、锚索预紧力充分发挥主动支护作用，降低支护密度(排距由0.8 m增大至1 m)。
施工作业时，首先在掘进工作面进行锚杆、锚索树脂锚固，并施加预紧力。具备施工空间后立即在煤帮进行高压注浆。注浆材料为聚氨酯类有机高分子材料，体积比1∶1。锚杆注浆压力达到8 MPa以上封孔器开启，注浆次序为由下至上，先锚杆后锚索。锚注施工完毕后，在巷道顶板及煤帮及时喷射70 mm厚混凝土，封闭围岩表面，防止风化。
5.2 矿压综合测站布置
为对比分析新、旧控制方案现场应用效果，共布置2个矿压综合测站，如图21所示。1号测站位于原控制方案巷道内的1 415 m处，2号测站位于试验巷道1 515 m处。监测内容包括围岩表面位移、锚杆与锚索受力、巷帮应力、注浆压力及扩散范围等。需要说明的是，掘进期间原巷道煤帮变形主要为巷帮肩窝大范围鼓包，下文讨论的巷道两帮位移为煤帮肩窝的变形。
5.3 巷道围岩表面位移
原巷道掘进期间表面位移变化曲线如图22(a)所示。巷道变形以煤帮肩窝鼓包、流变底臌为主，煤帮在20 d内快速收缩，50 d后增速减缓，70 d后才逐渐稳定，最大收缩量近1 400 mm，肩窝发生大范围破碎、鼓包，如图4(a),(b)所示。底板自开挖后发生流变，煤帮持续变形进一步加剧底臌，最大底臌量近700 mm。顶板下沉相对较小，最大下沉量近200 mm，45 d后基本稳定。
图21 巷道矿压综合测站布置
Fig.21 Layout of comprehensive monitoring stations
图22 巷道围岩表面位移变化曲线
Fig.22 Displacement curves of maingate surrounding rock
新方案巷道掘进期间表面位移变化曲线如图22(b)所示。巷道变形主要为底臌，顶板下沉与煤帮移近较小。应用高压锚注-喷浆协同控制方案后，两帮变形得到显著控制，40 d左右就已稳定，最大收缩量194 mm，降低86%。帮部较为平整，肩窝未发生鼓包，控制效果如图23所示。由于底板主要为松散软弱的底煤与泥岩，且未进行支护，在煤帮得到有效控制后，阻止了底角煤岩体塑性流动，底臌得到明显抑制[33]，最大底臌量274 mm，降低60%。
图23 试验段巷道围岩控制效果
Fig.23 Underground state of maingate controlled by new scheme
5.4 锚杆与锚索受力
原方案巷道掘进期间锚杆与锚索受力变化曲线如图24(a)所示。顶板、肩窝与巷帮锚杆、锚索受力有非常明显差异。顶板锚杆、锚索受力变化最大，先升高后逐渐稳定，因锚固区内的浅层破碎泥岩和顶煤发生碎胀变形，锚杆、锚索受力始终在缓慢增加，分别稳定在230，420 kN左右。锚杆受力已接近杆体屈服值，锚索受力为破断载荷的71.6%。肩窝锚杆、锚索受力较顶板次之，分别为223.4，335.6 kN。施工时倾斜锚固在顶板岩层，锚固力较巷帮锚杆、锚索大，但原方案所用锚杆未安装调心球垫，无法动态调整受力状态，均发生破断。其中，锚杆杆体在中部破断，锚索索体在锚具附近被剪断，如图25所示。煤帮锚杆、锚索受力均呈先增加后降低的特点，主要是煤帮锚固力低，在煤帮持续扩容变形过程中，锚杆、锚索锚固力不断降低。锚杆与锚索最大受力分别为105.8，218.3 kN，仅为破断载荷的35.6%，37.2%，远未发挥其承载能力。
图24 锚杆与锚索受力变化曲线
Fig.24 Load variation curves along rock bolts and cables
图25 锚杆与锚索破断状况
Fig.25 State of broken rock bolts and cables
新方案巷道掘进期间锚杆与锚索受力变化曲线如图24(b)所示。顶板、肩窝与煤帮锚杆、锚索受力变化规律一致，先增加，之后在20～30 d基本稳定。初期预紧力高，受力增幅小，稳定速度快。锚杆预紧力在64.2～76.2 kN，受力较原方案增加42.4～62.0 kN;锚索预紧力176.8～252.4 kN，受力增加30.3～99.6 kN。采用高预应力、高压锚注-喷浆方案后，煤帮强度与结构显著改善，高预应力锚杆、锚索主动支护与高压注浆主动改性协同作用，肩窝与煤帮变形均得到有效控制，大幅减少了锚杆、锚索破断现象。
5.5 煤帮应力变化
原方案巷道掘进期间煤帮垂直应力变化曲线如图26(a)所示。6 m范围煤帮受巷道开挖扰动较大，应力增速较快、增量较大，应力增量分别达到17.87，7.54，6.45 MPa。8 m处应力小幅增加，8 m以深煤体基本未受开挖扰动影响，10～12 m应力基本不变。其中，2 m处应力自开挖后持续增加，25 d骤降5.22 MPa后逐渐降低;4 m处应力在10 d左右达到峰值后缓慢下降，30 d后逐渐稳定;6 m处应力10 d内升至峰值后迅速稳定。说明煤帮2 m范围内煤体已破碎，4 m处煤体小范围破坏，巷帮应力有一定程度释放，6 m处煤体虽受到扰动影响强烈，但未发生破坏。可见，千米深井巷道松软煤帮受开挖扰动范围大，超过锚杆、锚索锚固深度。在这种情况下仍然采用传统锚杆、锚索与普通水泥注浆方案，锚固力、巷帮煤体承载能力提升不明显，浅部煤帮长期不能稳定，应力逐渐转移至深部围岩。
图26 巷道煤帮应力变化曲线
Fig.26 Stress variation curves along coal sides
新方案巷道掘进期间煤帮垂直应力变化曲线如图26(b)所示。巷帮6 m范围受巷道开挖扰动影响明显，应力达到峰值后逐渐稳定，8 m以深受扰动影响较小，应力基本不变。其中，2 m范围内的煤体达到峰值后应力下降1.03 MPa，4，6 m处的应力在10 d左右达到峰值后稳定，巷帮2,4,6 m钻孔应力增幅分别为10.93，10.27，5.52 MPa。可见，采用高预应力、高压锚注-喷浆方案后，松软煤帮得到大范围主动改性，煤体承载能力显著增强，煤帮附近应力增大，应力峰值向巷道侧移近，且变形稳定速度快。
5.6 注浆压力及扩散效果
在井下试验过程中监测了锚杆、锚索注浆压力变化数据，此部分与4.1，4.2节的实验室试验注浆压力曲线不同。需要说明的是，因注浆材料为有机高分子加固材料，黏度低、渗透性高，易渗入煤岩体微裂隙中，注浆压力一般低于无机材料。相同的注浆压力，其在巷道围岩内的扩散范围更大、黏接效果更好。
锚杆注浆压力变化曲线如图27(a)所示。主要有两种类型:高压劈裂型和非高压劈裂型。封孔器在10～14 MPa开启，当煤帮相对完整时，注浆压力在9～14 MPa波动，在煤体内进行高压劈裂注浆，浆液挤入煤体原生及新产生的微裂隙后主动改善煤体强度与完整性;当煤帮比较破碎时，注浆压力在2～4 MPa平稳波动，进入煤体中尺度相对大的裂隙。当出现小范围漏浆时，利用浆液快速凝固的特点，通过降低注浆速度，实现孔口浆液自动封闭围岩表面后继续注浆，封闭效果如图27(b)所示，注浆时间长、注浆量大，可达到大范围改性巷帮浅部破碎煤体的目的。
锚索注浆压力变化曲线如图27(c)所示。有3类曲线:较高压型(Ⅰ型)、先低压后高压型(Ⅱ型)、低压型(Ⅲ型)。巷帮煤体完整时，注浆压力在5 MPa上下波动进行注浆，注入煤体小尺度裂隙;煤体相对破碎时，先在2.5 MPa低压下加固浅部破碎煤体，浆液初凝速度快，可自动封闭孔口，封闭效果如图27(d)所示，之后压力升高，在4.5 MPa压力下注浆，进入深部煤体小尺度裂隙，实现对煤帮深、浅部煤体改性;遇见小范围极破碎的煤帮时，注浆压力保持在1 MPa左右，低压注入破碎的大裂缝后大范围漏浆，短时间内较难实现自封闭，需停泵等待一定时间后，再进行注浆。
注浆后，对煤帮进行钻孔窥视，不同深度的浆液扩散效果如图28所示。浆液扩散范围接近8 m，煤体裂隙充填、加固密实，煤体结构、完整性得到显著改善。
图27 注浆压力及扩散效果
Fig.27 Grouting pressure and diffusion effect
图28 注浆后钻孔窥视图
Fig.28 Photo images in boreholes of coal side after grouting
6 结 论
(1)中煤新集口孜东矿属于典型的千米深井软岩矿井。试验巷道垂直应力与最大水平主应力均接近25 MPa。煤层及顶底板泥岩强度低、松软破碎，且极易受风化影响。煤帮破坏范围大，锚杆、锚索锚固力低，采用传统的支护方法很难有效控制松软破碎煤帮的大变形。
(2)千米深井软岩巷道在高应力、强风化、大断面、托顶煤等多因素耦合作用下，围岩变形主要表现为煤帮肩窝大范围破碎、持续扩容流变大变形及底臌，煤体强度与结构不断劣化。锚杆、锚索在煤层中的锚固力低且持续衰减，甚至脱黏失效。原锚杆、锚索支护构件性能不匹配，导致肩窝大量锚杆与锚索破断、构件失效。
(3)数值模拟对比分析了锚杆锚索支护、高压锚注、高压锚注-喷浆3种方案下巷道围岩变形、应力及裂隙演化规律，阐明了煤帮高预应力、高压锚注-喷浆协同控制原理:高预应力注浆锚杆锚索的及时、主动支护作用，抑制巷帮煤体不连续、不协调扩容变形的产生;锚杆锚索高压注浆，全长锚注大幅提高锚固力，改善巷帮煤体结构及强度，实现锚注一体化;喷浆及时封闭煤帮表面，减小煤体受风化影响导致的结构劣化与强度衰减。基于高强度、高预应力注浆锚杆锚索主动及时支护-煤帮高压注浆主动改性-巷表及时喷浆主动封闭，实现高预应力、高压锚注-喷浆“三位一体”协同控制，进而有效控制千米深井高地应力、软煤、大断面巷道煤帮大变形。
(4)研发出适用于松软煤帮的高预应力、高压锚注-喷浆协同控制技术。开发的高强度、高压、组合式注浆锚杆，中空杆体破断力超过230 kN，断后延伸率超过20%，封孔器开启压力10 MPa左右，注浆压力达17 MPa;研发出与实心锚索配套的高压注浆封孔器，最大封孔压力12 MPa;提出高压注浆与喷浆协同施工工艺。
(5)提出千米深井巷道松软煤帮高预应力、高压锚注-喷浆协同控制方案及参数，并进行了井下试验。矿压监测数据表明，与原支护相比，应用新方案后两帮收缩量降低86%，锚杆、锚索破断大幅减少，有效控制了千米深井巷道松软煤帮大变形，为此类深部巷道大变形控制提供了有效途径。
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