礦山垮落大體積松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注原理及其應用*

于世波 王志修 原 野 王 賀

(①礦冶科技集團有限公司， 北京 102628， 中國) (②北京科技大學土木與資源工程學院， 北京 100083， 中國) (③國家金屬礦綠色開采國際聯合研究中心， 北京 102628， 中國) (④金屬礦山智能開采技術北京市重點實驗室， 北京 102628， 中國)

0 引 言

近年來，隨著我國基礎設施建設的不斷發展，受到地質條件或基建要求的限制，鐵路路基、隧道洞口加固、垮塌巖體中巷道二次掘進、排土場邊坡加固、井筒垮塌事故搶險救援等重要應急工程等必須在復雜的松散體地層中進行(Chen et al.，2011； 周興旺等， 2014； 周振方等， 2018； 周家文等， 2019； 高相波等， 2020)。特別是2015年“12·25”山東石膏礦垮塌事故中，對于垮塌區應急救援教訓極為深刻，在大孔徑救生孔穿過垮塌松散體過程中，大量注入了水泥-水玻璃漿液有效提高了救援速度。由于松散體大多數屬于非理想散體(吳愛祥等， 2002； 沈月強等， 2019； 劉樟榮等， 2020)，具有空隙率大、非均質、各向異性、非飽和等特點，且與松散體有關的工程一般對漿液擴散范圍控制要求較為精確，因此，對于松散體尤其是大體積松散體注漿提出更高、更嚴格的要求。雖然水泥-水玻璃漿液作為一種特殊的流體介質，對漿液本身的擴散范圍有一定的控制，但水泥-水玻璃漿液在大體積松散體中受到大空隙、漿液重力等復雜作用的影響，注漿方式、漿液擴散過程和擴散機制尚不明確。因此，大體積松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注原理成為相關技術開發和應用的關鍵科學問題，對礦山大體積垮落巖體救災和治理等安全地質問題的解決具有重要意義。

國內外學者對于水泥-水玻璃漿液的研究主要集中在漿液在裂隙巖體中的滲透擴散機制(Wang et al.，2013； Sui et al.，2015； Zhang et al.，2017； Li et al.，2020)。Wang et al. (2013)通過單一裂隙中漿液擴散的模擬試驗，建立了注漿量、壓力、黏度之間的關系方程。Sui et al. (2015)、Zhang et al. (2017)通過人工單裂隙的注漿模擬試驗，分別研究了無水、靜水條件下漿液的滲流擴散規律。Li et al. (2020)提出了考慮漿液黏度時空演化特征的SDS數值模擬方法，通過數值試驗研究了不同動水條件下漿液在裂隙中的擴散規律，為裂隙動水滲透注漿研究提供了有效的模擬方法。Mu et al. (2019)基于Navier-Stokes方程建立了考慮漿液與裂隙耦合作用的漿液擴散模型，揭示了粗糙度對漿液流動的影響規律。孔隙注漿最常見的是砂土層注漿，通常注漿壓力小于4MPa(張慶松等， 2018)。李術才等(2017)結合平板裂隙注漿擴散模型，推導得到劈裂注漿擴散控制方程，開展了沙層劈裂注漿擴散現場試驗。Boschi et al. (2020)采用離散元方法從細觀力學角度研究土體注漿過程中土顆粒和漿液之間的相互作用。張聰等(2018)以小粒徑砂礫石灌注為研究對象，研究了漿液在脈動壓力下的滲透擴散機制，分析了脈動注漿參數對漿液擴散距離的影響，并通過室內注漿模擬試驗對其進行了驗證。可見，國內外學者對礦山采掘垮塌造成的大體積松散體中漿液灌注的相關研究不多。為此，本文針對大體積松散體中水泥-水玻璃漿液的可控灌注問題，基于似均質松散體中水泥-水玻璃漿液堆體灌注試驗，研究堆體中水泥-水玻璃漿液的灌注發展過程，揭示松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注原理。基于一維豎向優勢滲流的擴散距離與凝結時間的關聯性，以及漿液結石體的短期強度增長特性，提出松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注理念，并將該理念應用于河北杏山鐵礦大垮塌主溜井滿井狀態下的封堵工程中，為類似條件下工程災害問題的解決提供典型案例參考。

1 松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注原理

由于松散體的大空隙、漿液重力作用等因素對水泥-水玻璃漿液灌注影響顯著，開展似均質松散體中水泥-水玻璃漿液灌注試驗，分析松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注機制，依此提出松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注關鍵技術，研發有關工藝。

1.1 松散體中水泥-水玻璃漿液灌注試驗

1.1.1 試驗設計

試驗裝置：雙液注漿泵、攪拌機、不同長度跟管、注漿芯管、注水封孔器。

試驗材料：P.O 52.5R普通硅酸鹽水泥、濃度40°Bé和模數3.0的水玻璃、緩凝劑Na2HPO4、粒徑4～6cm礦用道砟碎石、級配良好的廢石堆體。

試驗樣本：粒徑4～6cm道砟碎石采用鏟運機堆高而成的似均質松散體堆積體，狀態干燥，巖性與后續溜井置換所用松散體一致(圖 1)。

圖 1 現場松散堆體灌注試驗Fig. 1 Grouting test for loose rock mass in the field a. 試驗現場全貌； b. 試驗設備

試驗方案：根據跟管埋設段數、角度及深度不同，共設計4組試驗方案，其中方案2和方案3均需要采用注水封孔器在跟管內部實現分段注漿，如表 1所示。

表 1 灌注試驗方案Table 1 Scheme of grouting test

1.1.2 試驗結果分析

圖 2給出了4種試驗方案得到的結石體形態。

方案1中，跟管呈小角度埋置到堆體的淺表面，漿液在自重作用下，沿著豎直方向的大空隙發生自流，豎直方向成為大空隙松散體介質中水泥-水玻璃漿液灌注的優勢滲流方向，豎向優勢滲流擴散距離為0.43m，結石形態如圖 2a所示。

圖 2 4種方案的松散堆體灌注結石形態Fig. 2 Stone forms of grouting test for loose rock mass body in the four schemes a. 方案1(無壓力)； b. 方案2(0.2MPa)； c. 方案3(0.2MPa)； d. 方案4(0.2MPa)

方案2的試驗結果進一步驗證了水泥-水玻璃漿液在大空隙介質中的豎向優勢滲流特征，豎向優勢滲流的距離為0.95m。該方案中，當漿液發生豎向優勢滲流后，在其他周邊方向發生均勻擴散現象。當漿液擴散到一定范圍并結石后，為了突破已形成的結石體，需要克服結石體的阻力及外圍松散體的側向壓力之和Pi才能發生自劈裂現象，即漿液需劈裂漿液結石體后再開始第一個階段的滲透過程，此時的注漿壓力又恢復到0，隨后在結石體外圍一定距離重新結石。對比方案1可以看出，隨著結石厚度的增加、結石短期強度的增加和注漿壓力的增加，自劈裂現象和滲透現象不斷發生，直到第n個注漿循環的劈裂壓力Pn。在注入1.5t水泥后，漿液周向擴散距離為0.72m，此時注漿最大壓力為0.2MPa，單段灌注的漿液結石立體形態為一近似圓柱型，豎向方向結石體稍長，結石形態如圖 2b所示。

圖 3 松散堆體中水泥-水玻璃漿液擴散及壓力發展過程Fig. 3 Propagation and pressure development of cement-sodium silicate slurry in the loose rock mass

方案3的結石體由3個分段構成，在3個分段中，都存在漿液蔓延過注水封孔器位置到達注水封孔器后方的現象。當注漿壓力足夠大時，在松散體中結石的范圍將足以到達注水封孔器后端，從而導致封孔器抱死在孔內無法取出，在杏山鐵礦主溜井封堵工程中第1、2個跟管注漿孔即發生了此種現象。因此，大體積松散體中的分段灌注漿采用分段注漿方式是不可取的。方案3中3個分段的漿液滲透擴散距離和注漿最大壓力均與方案2基本相同。由于注漿段間距離較大，漿液擴散與結石體形態為單個橢球體，在優勢滲流方向結石長度稍大，如圖 2c所示。

方案4中，漿脈充分填充到級配良好的廢石堆體的空隙中，結石率高、結石情況良好。

根據漿液運動特征，可將松散體中水泥-水玻璃漿液灌注發展歷程分為5個階段：大空隙豎向優勢滲流階段、大空隙周邊滲流階段、上向滲流結石階段、第1層劈裂與滲流階段和第n層劈裂與滲流階段，如圖 3所示。由于漿液運動初期孔隙連通性好，前兩個階段漿液運動呈無壓滲透。灌漿后期，隨著漿液逐漸凝結，漿液需穿透封閉的結石體才可繼續滲透，因此壓力逐漸顯現，且壓力的大小隨著結石厚度的增加和結石體短期強度的增長而增大。

1.2 松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注機制分析

通過以上似均質松散體中水泥-水玻璃漿液堆體灌注試驗可以看出，在松散體中灌注水泥-水玻璃漿液是一個黏度時變性漿液與松散體大空隙介質耦合作用的時空動態演化過程，可抽象為兩個科學問題的求解，即：非定常流體的一維滲流模型(范椿， 1994； 王培光等， 1995)和分層劈裂與滲流力學模型，前者為流體力學問題，后者可歸結為固體力學問題。松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注機制的闡釋即為對這兩種模型的理論解答。

結合現場大體積松散體灌注漿的實現途徑，可將問題轉化為兩個平面問題： ①非定常流體的一維滲流模型主要是研究非定常流體斜面上流動的問題。其對可控灌注的影響在大空隙豎向優勢滲流階段、大空隙豎向周邊滲流階段、上向滲流結石階段，且在整個松散體可控灌注過程中占用時間較短，對整體結石形態和擴散距離影響較小，僅對初始階段的下向結石體輪廓有一定影響。此段時間統一用時間t0表示。該階段中，對松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注和漿液擴散起控制作用的為一維豎向優勢滲流過程。②分層劈裂與滲流力學模型可簡化為固體力學的同心圓環問題進行分析，即對單段灌注漿的周向時空擴散機制進行研究。

1.2.1 一維豎向優勢滲流機制

水泥-水玻璃漿液黏度時變性是影響松散體灌漿質量的重要因素之一。研究表明水泥-水玻璃漿液的黏度隨時間呈現冪函數變化(劉人太， 2012)，借助Brookfield新型R/S+流變儀開展了兩種配比漿液的黏度時變性試驗，結果與已有研究基本一致，如圖 4所示。

圖 4 水泥-水玻璃漿液黏度測定及其黏度特征Fig. 4 Determination and viscosity characteristics of cement-sodium silicate slurry

通過數據擬合，兩種配比漿液黏度可統一表示為：

μ(t)=AtY

(1)

式中：μ(t)為漿液黏度(Pa·s)；t為水泥與水玻璃混合后的時間(s)；A、Y均為與水泥-水玻璃漿液黏度有關的常數，可由試驗數據擬合得出。

式(1)表明對于特定配比的水泥-水玻璃漿液，黏度時變性僅是時間t的函數，可劃分為黏度接近零和黏度短時間內迅速爬升兩個階段，服從以自然常數e為底的指數函數分布。由于在自重作用下，水泥-水玻璃漿液在均質松散體中豎向滲流主要涵蓋了水泥-水玻璃漿液黏度時變特性和均質松散體介質兩種問題，做出假設，即在試驗松散體介質中水泥-水玻璃漿液灌注的豎向擴散距離是一個與時間t相關的以自然常數e為底的指數函數：

s(t)=aebt

(2)

式中：s(t)為豎向擴散距離(m)；t為凝結時間(s)；a、b均為與水泥-水玻璃漿液黏度有關的常數，可由試驗數據擬合得出。

根據上述試驗中18s和60s對應的豎向擴散距離，式(2)函數變為：

s(t)=0.2875e0.02236t

(3)

由于在露天條件下，很難開展長灌注時間下的豎向擴散距離研究，因此，為了驗證這一公式是否可行，將堆體灌注試驗的假設公式計算結果與現場主溜井封堵工程應用中(松散體為堆體試驗中的道砟碎石)的一維豎向擴散的測量結果進行對比，如圖 5所示。

圖 5 松散體中水泥-水玻璃漿液灌注的 豎向擴散距離對比分析Fig. 5 Comparative analysis for vertical diffusion distance of cement-sodium silicate slurry in the loose rock mass

可以看出，采用與時間t相關的以自然常數e為底的指數函數在漿液凝結時間小于140s時具有很好的一致性，相關性好； 當凝結時間逐漸加大時，假設函數與工程實測結果差別加大，但假設函數仍然具有一定的導向作用(也應考慮工程實踐中松散體不均質等其他因素)。因此，對于特定的松散體介質，通過多個堆體的灌注試驗數據進行加密擬合，可以對大體積松散體中水泥-水玻璃漿液灌注的豎向擴散距離進行預測，進而確定工程中需要的漿液凝結時間和漿液配比。該方法為恒流量灌漿試驗，適用于均勻分布的松散體介質，且跟管需水平或傾斜埋置于松散體中。

1.2.2 單段灌注漿的周向時空擴散機制

將分層劈裂與滲流力學模型簡化為固體力學的同心圓環問題，其力學模型如圖 6所示。

圖 6 松散體中漿液分層劈裂與滲流過程的力學模型及特征Fig. 6 Mechanical model and characteristics of layered splitting and seepage process in the loose rock mass a. 松散體中灌注漿分層劈裂與滲流過程的力學模型； b. 分層劈裂與滲流特征

此類問題的環向應力解析解為(陳子蔭， 1994)：

(4)

式中：σθ為環向應力(MPa)；R為第i層結石體的擴散半徑(m)；r0為跟管的半徑(m)；Pi為大體積松散體對結石體區域產生的徑向壓力(MPa)，對于側限條件下特定埋置注漿管的有效深度H，Pi為常量；Pμ為漿液在跟管內產生的應力(MPa)；ρ為漿液密度(kg·m-3)。

假定在劈裂路徑上強度由結石體強度控制，且符合最大拉應力強度準則，則水泥-水玻璃漿液劈裂結石體臨界條件為：

σθ=σt(t)

(5)

一般地，σt(t)與σc(t)有如下關系：

(6)

式中：σt(t)為結石塊體的短期抗拉強度(MPa)；σc(t)為結石塊體的短期抗壓強度(MPa)；N為比例系數。

實際漿液劈裂結石體軌跡如圖 7所示，將其簡化為直線破裂面，聯立式(4)、式(5)和式(6)，得到：

圖 7 水泥-水玻璃漿液劈裂結石體的簡化力學模型Fig. 7 Simplified mechanical model of cement-sodium silicate slurry to split grouted mass

(7)

其中：結石塊體的短期抗壓強度σc(t)的增長與漿液的配比、水泥型號和凝結時間有關。進一步開展了兩組不同配比的水泥-水玻璃漿液結石體的抗壓強度試驗，結果如圖 8所示。擬合得出結石體短期抗壓強度表達式為：

圖 8 水泥-水玻璃漿液結石體的短期抗壓強度特征Fig. 8 Rc characteristics in the short term of the grouted mass of cement-sodium silicate slurry a. 漿液結石體短期抗壓強度破壞后試件； b. 漿液結石體短期抗壓強度曲線

σc(t)=ct+d

(8)

式中：c、d為不同漿液結石體的強度發展特征參數。

聯立式(7)、式(8)，可得特定配比的漿液可控灌注的時空關系：

(9)

由式(9)可以看出，對于給定漿液的擴散半徑R，在短期劈裂注漿過程中，注漿壓力Pμ僅與時間t有關； 當R進一步擴大時，Pμ將繼續跟隨t線性增加，與圖 3實際注漿壓力變化趨勢基本吻合。

另外，根據文獻(楊坪， 2005)，結石體發生劈裂的極限壓力可表示為：

Pμ=σc(t)+2K0γH(1-υ)

(10)

式中：K0為靜止側壓力系數；H為注漿孔有效深度(m)，可參考文獻(Chen et al.，2018)確定，對于特定的深度，H為定值； γ為結石體重度(N·m-3)；υ為巖土體泊松比，本次即為松散體泊松比。

式(8)代入式(10)，Pμ可表示為：

Pμ=ct+C

(11)

式中：C=2K0γH(1-υ)+d為常量。

聯立式(9)、式(11)，可得特定配比的漿液可控灌注擴散范圍與時間t的關系：

(12)

由式(12)可知，水泥-水玻璃漿液擴散及其形成的結石體半徑與漿液的強度發展特征參數和灌注時間密切相關，在大體積松散體漿液進行擴散及結石體范圍和匹配終壓預估時，可以通過測定漿液結石體短期強度的增長特性進行分析。該方法同樣適用于均勻分布的松散體介質，且松散體范圍足夠大，能夠為灌漿區提供足夠圍壓，同時，最大灌漿壓力需介于漿液結石體的抗拉強度與圍壓之間。

2 工程應用

2.1 工程背景與工程地質條件

河北杏山鐵礦是一座年產3.2×106t礦石的地下大型礦山，作為礦山唯一的主溜井，擔負著整個礦山礦石轉運的重任，成為礦山的咽喉通道工程。主溜井距離主井45m、距離副井50m(圖 9a)。

圖 9 主溜井的現狀Fig. 9 The status of main ore pass a. 主溜井附近井巷工程布置； b. -330m水平主溜井垮塌情況

自2010年12月起，主溜井在不同水平相繼出現井壁錳鋼板磨透、滑落及井壁圍巖大范圍垮塌現象，如圖 9b所示，在-330～-180m區段發生大規模垮塌多達12處，最大垮塌跨度達到20m。主溜井的大范圍多區段垮塌嚴重影響自身的使用，對附近井底車場設施及主井、副井等永久工程構成了極大威脅。

由于礦山生產需要，生產水平需由-180m水平轉至-330m水平，即主溜井-330m以下部分仍需繼續使用。-330m以上區段垮塌極為嚴重，需對主溜井-330m以上部分進行封堵。綜合安全、施工難度、施工速度、工程效果等各種因素，最終選擇在廢石等松散體滿井狀態下、人員不進入溜井中作業的條件下實現-330m附近區段主溜井的快速封堵方案，但面臨的最主要技術難題是主溜井中松散體中以注漿的方式構建封堵結構，漿液不能堵塞-330m卸礦站的斜溜道，即漿液擴散必須做到可控灌注，這是本次工程的核心問題和工程成敗的關鍵； 另外一個技術難題是松散體中以注漿方式構建封堵結構，漿液不能保證也無法保證封堵區域所有松散體固結在一起，即如何保證封堵結構自身的穩定性問題。

2.2 技術思想

基于我國部分溜井在正常放礦過程中，粉礦在水、顆粒咬合等作用下，形成的像“狗皮膏藥”一樣的團聚體，團聚體雖然強度不高但整體性好，能夠自動膨井，從而堵塞溜井而無法繼續下放礦石(路增祥等， 2017)，源于這一實際現象，提出在大體積松散體中采用漿液的可控灌注、人為制造多個團聚體組成膨井塞體，實現大垮塌溜井封堵的設計思想。

松散體滿井狀態下大垮塌主溜井的封堵工程設計思想主要包括塞體效應→團聚效應→懸索效應→成拱效應→減跨效應，核心是構建多個有效的團聚體，具體設計構想如圖 10所示。

圖 10 主溜井封堵工程的設計思想Fig. 10 Design idea of the plugging project of the main ore pass

2.3 封堵位置工程地質條件分析

采用上述可控灌注漿方式制造塞體方式對主溜井進行封堵，最重要的前提是封堵位置穩定可靠，封堵結構能夠“塞得緊、穩得住、靠得牢”。為此，在設計封堵位置附近從不同方位向主溜井井筒方向施工了6個探測孔，取得了100m的巖芯進行工程巖體質量評價，如圖 11所示。通過分析看出，主溜井圍巖主要包括黑云混合片麻巖和角閃巖，前者RQD平均值在35.4%，后者RQD平均值在25.1%。兩種巖體節理裂隙發育，隙寬較大，整體較為破碎，但非斷層破碎帶。黑云混合片麻巖和角閃巖巖石強度大，巖石力學特性較為相近，兩種巖體的工程巖體質量評價的GSI值分別為51和48。綜合評估認為，該設計位置的巖體質量相對較好，在封堵結構擠壓應力作用下，能夠實現巖體自穩和支撐封堵體能力。

圖 11 主溜井探測孔所取巖芯樣品Fig. 11 Core samples taken from the exploration hole of the main ore pass

2.4 設計方案

2.4.1 松散體置換

從-180m水平隨著下部溜井內礦石的下放，逐步倒入地表堆體灌注試驗用的粒徑4～6cm碎石2800m3以置換封堵區域礦石，以保證后續跟管鉆進施工效率和灌注漿效果，同時與地表堆體灌注試驗形成對比和關聯研究。

2.4.2 跟管-預應力錨索復合筋

(1)跟管鉆進：基于可控灌注漿的豎向和水平方向上的灌注效果，在措施硐室一側布置6排跟管，其中下部2排間距0.5m，上部4排間距1.0m； 在主井聯絡道一側布置3排跟管，其中下部1排間距0.5m，上部3排間距1.0m(圖 12)。跟管布置原則是在封堵結構底部外圍跟管要緊挨垮塌邊界、豎向方向下密上疏、水平方向間距要大于所選漿液擴散半徑2倍以上。共施工跟管81根，設計形成81個漿液團聚體擠在一起構成封堵的結石結構。由于設計過程中適當增加了跟管密度、提高了漿液的凝結時間，因此，實際團聚體的個數推測約為27個。

圖 12 封堵工程可控灌注漿鉆孔的三維空間布置Fig. 12 Three dimensional layout of controllable grouting borehole in the plugging project

(2)預應力錨索：每根跟管內穿插6根φ15.24mm錨索制作錨索束，最終在主溜井兩側形成交叉斜拉結構。

2.4.3 水泥-水玻璃漿液可控灌注漿

(1)溢漿孔布置：跟管管身間距30cm布置溢漿孔1個，孔徑14mm，通長方向呈梅花形布置。

(2)注漿管設置：基于現場堆體試驗結果，在注漿施工時采用注漿管插入跟管孔底后多次壓力自劈裂后的自動抱團結石灌注的特殊工藝技術。

(3)漿液特性：為了保證對整個封堵區域有效加固，又不至于堵塞卸礦站下部的斜溜道口，保證灌注漿后主溜井下部順利放空后的繼續使用，采用水泥-水玻璃漿液進行松散體內的可控灌注，這也是本次工程的關鍵和難點，具體工藝見2.5節。

使用的水泥-水玻璃漿液凝結時間分別為140s和200s，最大灌注壓力達到1.5MPa，兩種漿液豎向最大擴散長度分別為7.2m和15.7m，通過圖 14d可以看出，灌注漿液豎向滲流到斜溜道下口后自動停止流動，漿液擴散范圍恰好滿足工程設計的要求。

2.5 松散體中可控灌注技術的工藝實現

水泥-水玻璃漿液在松散體中灌注由于受到不均質、大空隙、大塊溝流的客觀條件影響以及漿液本身黏度時變特性的限制，對于大體積不均質松散體灌注漿控制難度大，主要表現在漿液灌注時擴散不充分、不均衡以及由此引起漿液后竄將整個止漿裝置抱住，從而導致整套鉆具報廢等孔內事故。為此，采用一種孔底設置注漿芯管管口一次實現對管長方向范圍內松散體實現水泥-水玻璃漿液灌注漿的新工藝(曹輝等， 2016)。該種工藝實現基于松散體中精準跟管鉆進的控制，注漿的實現方式如圖 13所示。

圖 13 大體積松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注方式Fig. 13 Controllable grouting method about cement-sodium silicate grout in the large loose rock mass

圖 14 主溜井可控灌注漿及封堵效果Fig. 14 Effect of controllable grouting and plugging for the main ore pass a. 觀察通道注漿結石體； b. 結石體近景情況； c. 封堵全貌； d. 斜溜道口下放前后

利用水泥-水玻璃漿液黏度時變性與松散體本身大空隙的特點，隨著水泥-水玻璃漿液不斷凝結，在跟管內部漿液自動形成止漿塞結構、在松散體中通過注漿壓力克服松散體中漿液凝固形成的結石殼體強度，從而劈裂再造裂紋過程完成單個注漿循環的灌注漿，通過不斷克服沿跟管長方向上的若干個自形成止漿塞結構，最終完成沿管長方向的松散體可控灌注漿。

2.6 可控灌注及封堵效果評價

杏山鐵礦主溜井工程施工時間2015年12月1日～2016年1月13日， 1月14日主溜井恢復使用，工期共計43d，比原計劃提前7d竣工。主溜井封堵工程可控灌注漿及封堵效果評價包括以下方面：

2.6.1 工程實施效果

水泥-水玻璃漿液在壓力劈裂作用下實現了對大體積松散體的有效灌注，松散體中空隙結石填充密實、飽滿，如圖 14a、圖14b所示，說明設計的漿液參數、跟管間距和孔眼參數以及注漿管設置方式能夠實現漿液在水平方向的有效覆蓋和可控擴散。

待礦石下放后，斜溜道下口立即露出，如圖 14d所示，說明整個設計施工完全滿足使用要求，并且達到了一次下放且不堵塞下部結構目的，說明整體設計參數實現了漿液在豎直方向的可控灌注。

2.6.2 漿液灌注填充率

基于慣常的松散體空隙率范圍(王運敏， 2012)，估算了封堵區域漿液的填充率，如圖 15所示。封堵區域填充率基本在60%以上，根據灌注設計參數，在懸索和跟管附近推算可以形成多個漿液結石的團聚體，團聚體采用錨索雙向穿插，擠壓在塞體最小截面以上，達到了設計目的。

圖 15 封堵區域空隙漿液填充率Fig. 15 Filling rate of grout in the void of loose rock mass in the plugging area

2.6.3 封堵結構應力監測

通過安裝在錨索束上的錨索荷載傳感器進行不間斷持續監測，前3個月內監測結果如圖 16所示，監測數據顯示整個封堵結構穩定，也側面反映了松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注形成的團聚體構型合理、結構可靠。

圖 16 監測錨索拉力變化曲線Fig. 16 Tension curves of monitoring cables

迄今為止，杏山鐵礦主溜井封堵工程使用已有近5a，封堵工程完好，充分說明了水泥-水玻璃漿液可控灌注漿理論及技術在此特定環境中應用的科學性和合理性。

需要注意的是水泥-水玻璃漿液具有凝結時間短、可注性和可控性較好等優點，但其結石體存在長期暴露于空氣中易崩解、長期強度有所降低等問題，因此，在承載型的永久工程中需要更加詳細的論證； 另外，水泥-水玻璃漿液在劈裂已結石的區域過程中，對于臨近區域漿液已結石強度的短期影響和長期影響程度、以及一般雙液注漿泵的脈動壓力注漿作用都需要進一步評估和研究。

3 結 論

提出了大體積松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注的理念和特殊工藝技術，揭示了其可控灌注的發展機制。得出如下結論：

(1)基于堆體灌注漿試驗，將水泥-水玻璃漿液在松散體中灌注發展歷程劃分為5個階段，即：大空隙豎向優勢滲流階段、大空隙周邊滲流階段、上向滲流結石階段、第1層劈裂與滲流階段和第n層劈裂與滲流階段。

(2)將松散體中水泥-水玻璃漿液可控灌注歸結為單段灌注漿的一維豎向優勢滲流和周向時空擴散。松散體中水泥-水玻璃漿液一維豎向優勢滲流的擴散距離可采用僅與時間有關的以自然常數e為底的指數函數形式表達； 給出了大體積松散體中漿液周向擴散的時空關系，揭示了其分層劈裂擴散的力學機制。

(3)提出了在大體積松散體中，通過不斷克服沿跟管方向上的若干個自形成止漿塞結構，實現沿管長方向可控灌注漿的特殊工藝技術。

(4)基于可控灌注技術，將在大體積松散體中建造多個團聚體為核心的設計思想，應用于杏山鐵礦大垮塌主溜井滿井狀態下的封堵工程中，取得了良好的工程效果。