井筒落地马头门围岩异化破坏机理分析及注浆综合加固

李文洲

(1.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013 )

井筒落地马头门围岩异化破坏机理分析及注浆综合加固

李文洲1，2

(1.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013 )

煤矿井筒落地层位不当，岩性异化非均匀变形，造成围岩变形破坏严重，以山西潞安漳村煤矿邕子风井马头门为例，在地质力学参数测试的基础上，对井筒不同落地层位及支护情况下，马头门围岩变形及塑性区分布情况进行了数值模拟分析，得出了井筒落地层位选择及支护强度是影响马头门变形失稳的主要因素。采用水泥注浆配合注浆锚索支护的方法，对马头门及井筒区域进行综合加固。结果表明：注浆后围岩结构完整，巷道的变形量仅为10mm左右，注浆锚索受力稳定，加固效果明显。

马头门；围岩异化；注浆综合加固；非均匀变形；地应力；数值分析

随着我国煤矿机械化程度增高，产量逐渐增大，部分矿区为保证煤矿的生产和通风的需要，增加了数量不等的风井，但是随着采掘的延伸，在新风井建设过程中，因风井落地层位不合适，地应力复杂，应力分布集中，软岩发育，岩性异化等造成井筒落地段马头门相关巷道围岩变形较大，底鼓较为严重，严重影响了煤矿的安全生产。

山西潞安漳村矿进风井井底车场巷道与马头门贯通后，马头门及井筒落地附近区域出现开裂，开裂长度约9m，随着相关硐室的掘进贯通，马头门开裂范围和程度均有所增大。马头门南侧墙体最外层80mm 厚混凝土保护层开裂严重，混凝土墙由东马头门经井筒到西马头门裂开，开裂长度约17m，缝隙宽30～80mm，部分钢筋外露，裂缝处混凝土脱落，西马头门摇台基础与墙体基础开裂脱离，东西马头门南北墙体基础向巷道中心变形，南侧位移量最大达200mm，北侧位移量最大达150mm。部分锚杆变形严重，金属网成兜状，井底等候室及医务室巷道净宽缩小200～300mm。

1 矿井生产地质条件

漳村煤矿进风立井服务于该矿+480m水平西部延伸扩区，担负西扩区的人员、设备、材料及其他辅助提升任务。井筒直径8m，净断面积50.27m2，垂深498.3m(不含水窝)，为单层素混凝土井壁，壁厚450mm，混凝土强度等级为C30。马头门设计断面为直墙半圆拱形，净宽6.3m，净高6.5m，支护形式为锚网索喷加现浇钢筋混凝土支护。锚杆强度335MPa，直径22mm，长度2.4m，间距800mm×800mm；锚索直径18.9mm，长度8.3m，间距1600mm×1600mm；喷射混凝土强度C25，厚度50mm。混凝土衬砌：拱部、墙部为C30钢筋混凝土，厚度450mm；底板为钢筋混凝土平板，厚度300mm，螺纹钢筋直径18mm。进风立井马头门井筒落地层位柱状图如图1所示。

图1 井筒落地层位柱状

井检孔与进风立井井筒距离约25m，通过井检孔探测，井筒实际揭露3号煤层底板标高为+502.50m，煤层厚度5.3m，而井检孔揭露3号煤层底板标高为+506.05m，煤层厚度5.93m，井筒实际施工揭露3号煤层层位情况与井检孔柱状图煤层层位出现明显差别，马头门位于3号煤层及其顶部砂质泥岩中。

2 马头门区域地应力及围岩结构调查

2.1 马头门区域地应力分布及围岩强度影响

采用小孔径水压致裂耦合测试对马头门区域进行地应力测试，共布置2个测试点。通过测试，第1测点最大水平主应力为11.46MPa，最小水平主应力为7.11MPa，垂直应力为10.66MPa；第2测点最大水平主应力为11.61MPa，最小水平主应力为6.57MPa，垂直应力为10.56MPa；地应力场在量值上属于中等应力区。两个测点最大水平主应力方向分别为N45.5°E，N51.9°E。两个测点中最大水平主应力大于垂直主应力，应力场类型为σH>σV>σh型应力场。该区域巷道顶板泥岩强度平均值为53.28MPa。中粒砂岩强度平均值为97.43MPa，3号煤平均强度为13.78MPa。

2.2 马头门破坏围岩结构窥视

为了准确了解马头门的围岩变形情况，对马头门、井筒与井底水窝连接段及相关硐室围岩结构进行了窥视，顶板窥视孔深12m，帮部窥视孔深10m。窥视结果显示，马头门区域顶板相对完整，部分位置细小裂隙发育，两帮1.2m以下为煤层，裂隙发育，煤层破碎，钻孔过程中多出现塌孔现象。马头门不同位置围岩结构窥视如图2所示。

图 2 马头门不同位置围岩结构窥视

2.3 马头门及井筒围岩变形破坏数值分析

根据井筒的不同落地层位建立数值模拟模型，模型共有143270单元、24381节点，分别模拟了马头门位于3号煤底板及3号煤层中等不同层位马头门围岩破坏情况。支护方式为锚网索喷+双层钢筋混凝土砌碹支护，喷射混凝土标号为C25，厚度100mm，砌碹双层钢筋混凝土标号C40，厚度500mm。锚杆为φ20mm×2400mm高强螺纹钢锚杆，间排距800mm×800mm，锚固力不小于70kN；网片φ6mm钢筋网，网格100mm×100mm；锚索φ17.8mm×7300mm钢绞线，间排距1600mm×1600mm，锚固力不小于130kN。锚索用2000mm×100mm×10mm扁钢带连接成一个整体。马头门及井筒不同落地层位围岩最大位移云图如图3所示，围岩塑性区分布如图4所示。

图3 马头门及井筒不同落地层位围岩最大位移

图4 马头门及井筒不同落地层位围岩塑性区分布

通过数值模拟可以得出：当马头门位于3号煤层中时，马头门与井筒连接部分变形量最大，塑性区范围也最大，但井筒上部变形较小，塑性区范围也较小，马头门两帮移近量大于顶底板移近量，塑性区主要分布在两帮及拱肩位置，与现场情况基本一致。

当马头门位于3号煤层底板时，井筒上部位于软弱煤层中的部分，变形量和塑性区范围都很大，而马头门及马头门与井筒连接部分处于稳定的砂岩层中，围岩变形量较小，塑性区范围相对也较小。

通过对马头门区域地应力、围岩强度及围岩破坏情况的调查，并建立数值模型对不同井筒落地层位马头门围岩破坏情况进行分析，结合现场揭露的马头门附近3号煤层岩层情况，得出马头门区域地应力水平较高，为构造应力场；初始支护强度与刚度较低，马头门开挖后，围岩应力重新分布，塑性区范围不断扩大，而井筒落地层位较差，马头门区域为煤岩过渡区域，岩性异化，顶板砂质泥岩易风化和遇水膨胀，围岩非均匀变形严重，两帮移近、底板鼓起，顶板下沉，造成围岩变形破坏。

3 马头门及井筒段围岩综合加固研究

为确保漳村矿邕子风井生产安全，根据巷道围岩变形和围岩内部结构条件，确定采用水泥水玻璃注浆加固配合强力注浆锚索的加固方法。

3.1 马头门及井筒段围岩综合加固方案

3.1.1 加固范围及材料

根据围岩变形情况确定加固范围为东西马头门、井筒与井底水窝连接部分及相关硐室等。注浆采用水泥水玻璃浆液，水泥为PO42.5MPa普通硅酸盐水泥，水玻璃浓度为48～55Be’，模数M=2.8～3.2。

锚杆型号为HRB335，直径22mm，长度2.4m，杆尾螺纹规格M24，滚压加工工艺成型，高强度拱型托盘，配合高强扭矩螺母、调心球垫和尼龙垫圈，托盘材质为Q235钢，尺寸不低于150mm×150mm×12mm，高度不低于36mm。φ6.5mm钢筋网，网孔100mm×100mm。树脂加长锚固。锚杆预紧扭矩300N·m，不能超过450N·m。

锚索为φ22mm，119股高强度低松弛预应力钢绞线，长度7300mm，高强度拱形托盘300mm×300mm×16mm、调心球垫，承载能力不低于550kN，φ6.5mm钢筋网，规格1500mm×2000mm，树脂端部锚固，其余部分采用水泥浆锚固，锚索预紧力≥250kN。锚索孔终止压力3～5MPa。

3.1.2 加固方案

3.1.2.1 马头门加固方案

为防止注浆过程中对表层砌体造成破坏，注浆前首先采用锚杆对马头门表层砌体进行防护，马头门砌体防护锚杆布置图如图5所示，锚杆成排布置，排距1500mm，每个断面11根锚杆。马头门水泥浆孔布置图如图6所示，一排8个一排9个隔排布置，排距2000mm，孔深10m，注浆压力3～5MPa。注浆锚索长度7300mm。锚索沿巷道断面成排布置，排距1400mm，每排9根锚索。锚索间距2000mm，起锚高度350mm。

图5 马头门砌体防护锚杆布置

图6 马头门水泥浆孔布置

马头门注浆锚索布置如图7所示。

图7 马头门注浆锚索孔布置

3.1.2.2 井筒段加固方案

为保证注浆过程中井筒安全，对井筒注浆的注浆量进行估算。井筒加固范围为井筒壁外侧7m，加固的井筒段高度3.4m，需加固围岩体积为1120m3。

通过窥视，按孔隙率2%计算，需要加固体积为22.4m3，共18个注浆孔，则单孔注浆量为1.3m3。注浆过程中注浆量的主要控制方式：当压力表达到注浆终压时，停止注浆；当单孔所注水泥浆达到1000kg时，若注浆压力未达到注浆终压时，暂停注浆，3h后再复注，若复注时注入水泥浆超过100kg，而压力仍未达到注浆终压，则进行洗孔，待24h后再复注。钻孔实际注浆量应根据现场钻孔注浆进行试验确定。水泥注浆孔排距2000mm，每圈8个注浆孔，注浆孔深7000mm。孔口注浆压力2～3MPa，井筒段水泥注浆孔布置如图8所示。

图8 井筒段水泥注浆孔布置

4 加固效果及评价

4.1 注浆后围岩结构调查

围岩加固后，为保证注浆效果，对马头门及井筒连接段注浆后围岩结构进行了窥视，窥视结果如图9所示。水泥浆充填满围岩内裂隙及空洞，注浆效果明显，显著改善了围岩结构状况。

图9 马头门及井筒连接段注浆后围岩结构窥视

4.2 巷道表面位移及锚索受力监测

在马头门处布置了表面位移测站对巷道变形进行监测，锚索监测从施工完毕后3月25日开始，每月监测1次，共监测8次，锚索受力监测曲线如图10所示。马头门变形量为10mm左右，围岩稳定，注浆锚索预紧力201kN，此后锚索受力基本稳定，说明巷道处于稳定状态，加固效果良好。

图10 锚索受力监测曲线

5 结 论

(1)通过对马头门区域地应力测试围岩结构及强度测试，最大主应力11.54MPa,最大主应力方向北偏东45～52°，为σH>σV>σh型应力场。顶板泥岩强度平均值53.28MPa，中粒砂岩强度平均值7.43MPa，3号煤平均强度为13.78MPa。马头门区域顶板相对完整，巷帮1.2m以下为煤层，部分位置裂隙发育，两帮主要为煤层，裂隙发育，煤层破碎，打孔过程中多出现塌孔现象。

(2)通过对不同落地层位马头门变形特征的数值分析，位于3号煤层底板岩层中时，马头门变形量及塑性区范围明显减小，巷道变形破坏与马头门在3号煤层中不同的层位关系密切，井筒落地层位选择及支护强度是影响马头门相关巷道变形失稳的主要因素。

(3)在对马头门围岩、马头门岩性异化围岩破坏机理分析的基础上，采用水泥注浆配合注浆锚索支护的方法，对马头门及井筒区域进行综合加固，注浆后围岩结构完整，巷道的变形量仅为10mm左右，注浆锚索受力稳定，加固效果明显。

[1]刘文水，王新刚，冯春喜，等.注浆材料与施工工艺[M].北京：中国建材工业出版社，2008.

[2]LI Wen-zhou.Synthesis Grouting and Anchoring Reinforcement Application in Deep Roadway[A].China International Pittsburgh Coal Conference[C].Beijing,2013.

[3]康红普，冯志强．煤矿巷道围岩注浆加固技术的现状与发展趋势[J].煤矿开采，2013，18(3)：1-7.

[4]韩永强，王大顺，李文乔，等.不同井筒直径的马头门围岩变形规律的数值分析[J].中州煤炭，2010(10)：14-15.

[5]李学华，杨宏敏，刘汉喜，等.动压软岩巷道锚注加固机制与应用研究[J].采矿与安全工程学报，2006，23(2)：159-163.

[6]李文洲.高瓦斯孤岛工作面收尾两巷预注浆加固研究[J].煤矿安全，2015，46(8)：43-46.

[7]SHIMADA H，HAMANAKA A，SASAOKA T，et al.Behaviour of grouting material used for floor reinforcement in Underground mines[J].International Journal of Mining Reclamation and Environment，2014，28(2)：133-148.

[8]刘恺德，刘泉声，刘 滨，等.地质异常带巷道稳定控制对策及效果研究[J].岩石力学与工程学报，2011，30(12)：2486-2497.

[9]郭建伟.深井节理化围岩巷道破坏机制及控制技术[J].煤炭学报，2012，37(9)：1559-1563.

[10]王卫军，冯 涛.加固两帮控制深井巷道底鼓的机理研究[J].岩石力学与工程学报，2005，24(5): 808-811.

[11]乔卫国，孟庆彬，林登阁，等.深部软岩巷道锚注联合支护技术研究[J].西安科技大学学报，2011，31(1):22-27.

SurroundingRockDisassimilationBrokenMechanismofShaftIngateandIt’sSynthesisGroutingReinforcement

LI Wen-zhou1,2

(1.Mining Institute，China Coal Research Institute，Beijing 100013，China;2.Coal Mining and Designing Department ，Tiandi Science & Technology Co.，Ltd.，Beijing 100013，China)

Surrounding rock broken seriously as the improper final horizon of shaft，rock dissimilation and heterogeneous deformation，it taking ingate of Yongzi ventilation shaft of Zhangcun coal mine in Lu’an coal district of Shanxi province，based on in-situ stress testing，and then surrounding rock deformation and plastic zone distribution of ingate were simulated under different final horizontal and supporting condition，it concluded that final position of shaft and supporting intensity were the main factors that induced ingate deformation and broken.Then synthesis method that cement grouting and supporting with grouting cables were applied，the results showed that the structural of surrounding rock was integrity，roadway convergence was only about 10mm，and grouting cables stress was stability，reinforcement effect was remarkable.

ingate；surrounding rock dissimilation；synthesis grouting reinforcement ；heterogeneous deformation；in-situ stress；numerical simulation

2017-09-25

10.13532/j.cnki.cn11-3677/td.2017.06.014

国家重点研发计划课题:千米深井巷道围岩改性关键材料与技术(2017YFC0603004)；煤炭科学研究总院创新基金项目:基于水力压裂卸压和混凝土支柱支护的沿空留巷技术研究(2016ZYMS011)

李文洲(1981-)，男，山西晋城人，硕士，副研究员，主要从事岩石力学、巷道支护及围岩注浆方面的研究。

李文洲.井筒落地马头门围岩异化破坏机理分析及注浆综合加固[J].煤矿开采，2017，22(6)：58-61，81.

TD353

A

1006-6225(2017)06-0058-04

林健]