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矿山井下工程建设中，经常遭遇断层破碎带等不良地质情况，按正常掘进时，极易引发冒顶片帮、煤与瓦斯突出及涌水等事故，严重威胁矿山生产安全。经过多年的工程实践，注浆作为一种既可以加固煤岩又能抑制涌水的有效技术方法，在地下工程不良地质灾害防治领域得到广泛的应用[1-3]。
注浆材料作为注浆技术的关键因素直接影响最终的注浆效果。目前，大量研究人员对注浆材料进行了相应的研究，取得的成果颇丰。王慧涛[4]对所研发的新型无机注浆材料进行了相关力学性能及微观结构试验研究，验证了材料的工程适用性。高翔等[5-6]开展了有机聚氨酯高聚物材料的研究工作，分析了一定条件下材料抗压强度、疲劳性能等特性。刘肖凡等[7]对聚氨酯材料进行改性，研究了注浆过程中聚氨酯的扩散规律，同时推导了注浆扩散半径。王苏健等[8]针对工作面涌水问题，提出了从底板破坏带注入改性的黄土基浆液的注浆技术，实现了动水条件下的注浆固化封堵。周茗如等[9]进行了水泥与超细水泥两种注浆材料的性能及模拟注浆效果比较分析，发现后者具有更好的稳定性及耐久性。康红普等[10-12]开展了不同掺和料、外加剂对水泥基浆液相关特性的影响试验，得出了水泥基浆液的性能变化规律。现阶段，绝大多数工程材料以来源广泛、因地制宜、环境友好及价格低廉为研究重点。区别于一般的注浆材料，巷道破碎煤岩的注浆材料不仅要解决破碎断层环境下浆液耗损量大、凝胶时间长、见水稀释及固化稳定性效果差等困难，还需确保后续炮掘过程中避免出现浆液结实体强度偏差过大及注浆空白带区域，确保注浆材料充分贴合井下地层构造并实现破碎煤岩的稳定加固，防止发生煤与瓦斯突出、大面积涌水等事故。
鉴于此，笔者针对巷道破碎煤岩地层的注浆治理特点，选用较为典型的水泥基速凝类水泥-水玻璃(C-S)材料开展工程应用。该浆液作为速凝类浆液克服了单水泥浆液的凝胶时间长，不能调节和结矸率低等缺点，具有速凝时间快，可注性强，渗透性好、浆液结实体强度高等特点[13-14]。通过试验研究，进行不同水灰比、C-S体积比浆液的抗压强度、凝胶时间及黏度等性能试验，确定了最优注浆材料配比，并将该配比的C-S浆液应用于贵州五轮山运输大巷掘进工作面，以期达到破碎煤岩地层的固化封堵，实现断层破碎带的安全顺利掘进。
试验选用的速凝类注浆材料包括普通硅酸盐水泥(P.O.42.5)和水玻璃。水泥品质符合《通用硅酸盐水泥》 (GB175—2007)标准；水玻璃参数：模数为3.0，浓度为
(波美度)，密度为1.37 g/cm3。
注浆材料的固化首先表现为水泥水化生成硅酸钙和氢氧化钙，随着水玻璃与氢氧化钙进行反应，生成的水化硅酸钙凝胶体逐渐增多，与被注煤岩胶结形成稳定的凝固体[15]，其反应式为
(1)
(2)
注浆材料强度性能关系到结实体的稳定性[16]，因此在注浆治理过程中，选择适宜的浆液配比不仅可以保证煤岩固化强度，还能够提高材料制备的利用率。在室温条件下，制备了4种水灰质量比为0.5∶1,0.75∶1,1∶1及1.5∶1的浆液，定期通过力学性能检测试验记录浆液结实体试块的抗压强度。不同水灰质量比的纯水泥浆液及C-S浆液试块抗压强度，如图1所示。
图1 不同水灰比条件下的抗压强度
Fig.1 Compressive strength under different water-cement ratio
依据图1分析，在相同水灰比条件下，C-S浆液试块抗压强度相对较高，且早期强度增幅较快，15 d几乎达到终期强度的85%～93%，说明水玻璃可以实现快速凝固。当水灰质量比为0.5∶1时，浆液试块早期的抗压强度增势较快，将不利于现场注浆工序的动态控制；当水灰质量比为1.5∶1时，浆液试块早期强度增势过缓，且其最终的抗压强度偏低，无法达到注浆固化需求。由试验结果可知，水灰质量比为0.75∶1～1∶1范围的浆液抗压强度更贴近井下工程注浆要求。基于上述试验的基础上开展2种水灰质量比在不同C-S体积比情况下的浆液试块28 d抗压强度试验，如图2所示。
图2 不同C-S体积比条件下的抗压强度
Fig.2 Compressive strength under different C-S volume ratios
依据图2分析，随着C-S配比掺量的变化，浆液试块的抗压强度呈现出先增大后减小的趋势。当C-S体积比为1∶0.5时，2种C-S浆液试块抗压强度均达到最大；当C-S体积比在1∶0.4和1∶0.6之间的抗压强度相差不大，而其区间外两侧的抗压强度则相差较大，且抗压强度较低，无法保证注浆质量。因此，综合考虑煤岩地层渗透性、扩散半径、钻孔长度等因素，选用水灰质量比为1∶1的水泥。
注浆材料的凝胶时间需确保浆液在煤岩裂隙中充分扩散且具备一定的强度。凝胶时间过短易发生堵管现象，而过长浆液易稀释造成注浆加固效果较差[17]。在室温及水灰质量比为1∶1的条件下，采用倒杯法测定浆液的凝胶时间。初凝时间测定时，将浆液在两只烧杯中重复交替混合，直到浆液在烧杯内倾斜45°角不能流动为止，所用的时间为初凝时间；将部分新拌浆液水平放置于烧杯中，直到开始丧失塑性而产生强度时，称为终凝时间。经测定，不同C-S配比浆液的初、终凝时间如图3所示。
图3 C-S浆液初凝与终凝时间
Fig.3 Initial and final coagulation time of C-S slurry
图3表明，C-S浆液初凝、终凝时间随着C-S体积比的增大逐渐降低。当C-S体积比为1∶1时，初凝、终凝时间最长，分别为170 s和120 min；当C-S体积比为1∶0.15时，初凝、终凝时间最短，分别为20 s和36 min。当C-S体积比为1∶1时浆液凝胶时间过长，无法保证浆液最终的结实体强度；而C-S体积比为1∶0.15时浆液凝胶时间过短，存在堵塞注浆管的状况，不利于现场施工。
浆液黏度反映了浆液对运动的阻滞特性与能力。注浆施工中，浆液黏度与注浆压力、钻孔布置、浆液扩散等参数有密切关系[18]。为探究浆液黏度的时间变化特征，按水灰质量比为1∶1，分别配置C-S体积比为1∶0.3，1∶0.5，1∶1的混合浆液。使用指定记录频率为10 s的SV振弦黏度计进行测定分析浆液黏度与时间变化关系。不同C-S体积比的浆液黏度随时间的关系如图4所示。
图4 C-S浆液黏度随时间的关系
Fig.4 Relation of viscosity of C-S serous fluid with time
图4表明，浆液黏度随着时间逐渐升高，初期表现较为缓慢，随后快速上升经过初凝并逐步稠化，直到浆液终凝后丧失流动性达到稳定状态，同时C-S体积比越大浆液黏度升高越快，与前人研究的C-S浆液黏度变化规律[19]基本吻合。C-S体积比为1∶0.3时，浆液黏度增幅最大，说明浆液流动性减弱而塑性逐渐增强，浆液的扩散能力较差，注浆的阻力增大；C-S体积比为1∶0.5和1∶1时，浆液黏度增幅相对平缓，30 s之前，两者黏度变化趋势基本一致。30 s之后，前者C-S体积比为1∶0.5的浆液黏度增幅相对更加显著。
根据上述注浆结实体试块强度、浆液凝胶时间及黏度性能分析，并结合五轮山井下地层渗透性、煤岩特性等因素，最终确定注浆材料水灰比为1∶1，C-S浆液体积比为1∶0.5。
贵州五轮山煤矿，隶属于兖矿贵州能化有限公司，矿区位于贵州省毕节地区纳雍县曙光、百兴、中岭等乡镇管辖。井田含煤地层为上二叠统龙潭组，全矿可采煤层为11层，分别为3、5-2、5-3、6-3、8、9、14、16上、20、32、33号煤层。目前，现掘的运输大巷为二采区开拓巷道，运输大巷掘进工作面遇断层群破碎带，运输大巷设计须穿过断层群破碎带和5-2煤、5-3煤、6-2煤煤层群。由于揭煤区段地质构造复杂，煤岩较为软弱破碎，裂隙较发育并聚集形成断层群，巷道掘进危险性较大。为避免运输大巷掘进时发生冒顶片帮、煤与瓦斯突出及涌水等事故，在掘进工作面顶部及两帮区域实施注浆充填加固作为巷道超前管棚支护，以提高断层破碎煤岩稳定性，达到加强顶板支护的目的，同时降低工作面瓦斯体积分数，保证井下巷道安全、快速掘进。
2.2.1 工程布置
施工位置位于运输大巷正掘揭煤工作面及两帮钻场。为了能满足现场施工要求，正掘工作面只能在掘进工作面左帮上部开设1号注浆钻场，正掘工作面后退12.4 m处的左帮下部开设第2号注浆钻场，右帮靠近南回5号联络巷位置开设3号注浆钻场，施工设计如图5所示。
图5 施工设计图
Fig.5 Construction drawing
注浆钻孔按预设巷道轮廓线为基准布置，巷道轮廓线外的注浆孔设置两排，且注浆孔边缘分别距预设巷道轮廓线0.5 m和1 m，孔间距按孔的中心计算。注浆钻孔参数见表1。
表1 注浆钻孔设计参数
Table 1 Design parameters of grouting drilling
施工位置孔数/个方位角/(°)夹角/(°)倾角/(°)孔深/m孔径/mm顶部20450-85094左1号 7450-85094左2号9450-86394右帮14450-85594
2.2.2 注浆工艺
现场施工中，施工工序分为打孔→洗孔→下注浆管→封孔→注浆。采用ZDY-4000 L 型煤矿用全液压履带钻机布孔、清洗钻孔，往钻孔内下铁质注浆筛管(铁质注浆筛管超过孔口0.5 m)、距孔口3 m位置使用马丽散封孔；待封孔满足条件后，采用KPB-90EX型注浆泵进行单孔一次性注浆施工。
钻孔钻进中，由于部分区域煤岩裂隙不发育，出现了注浆速度缓慢、地面鼓起、孔口冒浆等情形。为了加强预期注浆效果，在确保孔口封孔严密的基础上，适度地增加了注浆压力及延长注浆时间。又因地质因素存在部分区域导水裂隙较发育，在钻孔钻进过程中出现了较大涌水。浆液在泵压的作用下沿着煤岩的软弱面、裂隙持续远距离扩散，导致现场稳压调节困难、浆液浪费及注浆效果较差等情况，现场通过补打局部注浆钻孔以降低涌水区域的水力压力，从而达到有效注浆的目的，同时结合一定压力的作用下，适度灵活地调整注浆速率及浆液配比，可缩短浆液与煤岩壁的凝胶时间，从而达到改善破碎带岩体强度及稳定性的目的[20]。
开始注浆前，连接注浆管路并检查其气密性，确保注浆泵及其附件正常运行。注浆施工中，浆液在注浆泵的高压作用下沿注浆管筛孔快速注入断层破碎区域，进而实现浆液对破碎煤岩裂隙的充填，以及提高断层破碎带区域的整体黏结性。注浆压力的控制范围为1～6 MPa，注浆压力应缓慢加压，当压力达到临界值6 MPa后控制压力不变，进行稳压注浆。当注浆压力、注浆量达到设计值或发现注浆泵发出沉闷声音且孔口周围出现冒浆现象时，应立即关闭注浆泵，检查注浆效果。注浆结束后，应及时清洗注浆设备。
综上所述，注浆过程中应实时控制好注浆压力、注浆时间，必要时可适度地调整注浆速率、浆液配比及补打局部注浆钻孔，使得破碎带煤岩体的结实性及浆液的利用率得到加强，有利于提高工程的注浆效果。
将室内试验得到的最优配比C-S浆液应用于井下工程应用。注浆固化前，运输大巷掘进工作面最大残余瓦斯含量为5.08 m3/t，瓦斯压力为1～2 MPa，煤层钻屑瓦斯解吸指标平均K1值大于1.0 mL/(g·min1/2)，注浆施工完成后一个月，通过对巷道前方的断层破碎带区域进行放炮掘进，放炮前，测得工作面区域内最大残余瓦斯含量为2.58 m3/t，小于临界值8 m3/t；瓦斯压力均值为0.15 MPa，最大值为0.26 MPa，小于临界值0.74 MPa；煤层钻屑瓦斯解吸指标平均K1值为0.19 mL/(g·min1/2)，最大值为0.36 mL/(g·min1/2)，小于临界值0.5 mL/(g·min1/2)；钻屑量平均值为1.67 kg/m，最大值为2.3 kg/m，小于临界值6 kg/m，具体注浆参数检测数据见表2。
表2 运输大巷注浆后参数指标
Table 2 Parameter value after grouting in the transportation roadway
掘进日期/(月-日)07-0107-0207-0307-0407-0507-0607-0807-1607-1907-2107-2307-2507-2707-3007-31K1/(mL·(g·min1/2)-1)0.130.120.30.330.360.240.150.080.110.120.10.150.40.240.09钻屑量S/(kg·m-1)221.92.31.21.82.212.2111.212.22.1
运输大巷工作面经注浆固化后，各项瓦斯相关参数值均符合防突细则的要求。由此可知，通过注浆在掘进巷道的周围形成具有足够强度及防止瓦斯渗透的2 m隔离墙，利用隔离墙拦截了煤层瓦斯向采掘空间的运移，从而有效地解决了工作面瓦斯超限的问题。从涌水治理的效果来看，在钻孔钻进施工过程中，部分经过煤岩含水层的预设钻孔出现了较大面积涌水，通过采用增补局部注浆钻孔并注浆的方式，工作面现场基本未见渗漏水的现象，断层导水裂隙区域得到有效地充填与封堵。通过注浆固化技术及采用锚杆、锚索网及工字钢棚对巷道进行联合支护，结合对巷道断面试点进行位移和顶板沉降测量，测得巷道煤岩稳定后顶板移近量为115～133 mm，两帮移近量为116～142 mm，现场基本未出现矿块冒落，联合支护效果较好。因此，在一定程度上表明，注浆充填固化构成的新骨架提高了断层破碎煤岩的整体黏结力，使得掘进巷道煤岩稳定性得到有效加强。
1)选用C-S混合浆液作为注浆材料，并通过浆液试块抗压强度、凝胶时间、黏度及运输大巷前掘断层带治理需求分析，确定了最优注浆加固材料配比为水灰质量比1∶1及C-S体积比1∶0.5。
2)结合注浆前后瓦斯相关参数值的比较分析，通过实施注浆充填加固有效地降低了残余瓦斯含量、瓦斯压力、K1值等参数值，且各参数均值均小于临界值，符合防突细则的有关要求。
3)断层破碎煤岩地层为巷道前掘相对薄弱的部分，采用适宜配比C-S浆液对破碎煤岩进行注浆充填，提高了断层破碎地层整体黏结力，为巷道掘进前提供超前管棚支护，有效解决了断层带煤岩强度低、结构的自承载能力小、瓦斯超限及涌水的控制技术难题。
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