奧灰頂部含水層注漿改造漿液擴散主要影響因素試驗研究

張二蒙,沈星宇,苗 葳,馬子民,田雨果

(中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083)

注漿改造奧陶系灰巖含水層是踐行綠色開采理念，降低礦井水害威脅的途徑之一[1-3]。灰巖含水層具有巖溶裂隙發育、易形成主要儲(導)水空間、在空間上能延伸成為具有一定水力聯系裂隙網絡的特點，上述特點對漿液擴散的影響方式是注漿加固技術難點[4-6]，影響方式主要體現在漿液擴散半徑、漿液材料選擇以及改造后巖體堵水能力等，因此研究其對注漿的影響方式對提高現場注漿堵水效果與注漿工藝水平有重要意義。

國內外學者在連續介質研究的基礎上，考慮漿液擴散受到包括注漿壓力、滲透系數、漿液黏度等多參量的影響，先后有滲流理論、球形滲透公式、黏變流體滲透公式等理論[7-8]。文獻[9-10]研究了漿液性能、漿液動界面擴散機理、不同類型漿液的擴散機制及漿液與巖體裂隙耦合機制。在注漿工藝研究方面，按照漿液在巖層中的運動形式分為滲透注漿、擠壓注漿、劈裂注漿、噴射注漿和爆破注漿[11]。趙慶彪等[12]將注漿進程分為3個時段，即充填注漿時段、升壓滲透注漿時段和高壓擴縫注漿時段。江明明、劉泉聲等[13-14]通過對巷道圍巖工程地質條件分析，進行深厚破碎巖體巷道圍巖地面注漿工程設計，確定了注漿結束標準。張進鵬等[15]通過加入外加劑研究了注漿加固裂隙砂巖結石體形變模量。在注漿漿液擴散方面：尚宏波等[16]建立了受注巖層的孔隙介質數值模型，研究了漿液擴散范圍和注漿截流效果。王強等[17]建立了二維裂隙網格漿液滲流模型，給出多因素影響下的注漿擴散半徑和注漿量公式。ZOU等[18]建立了考慮DFN和水流的Bingham流體擴散模型，發現網格裂隙顯著降低漿液擴散體積分數。GOTHLL等[19]采用FEM模擬2個不同開度的平行裂隙漿液擴散行為，表明裂隙開度對漿液擴散行為影響顯著，單一的增加注漿壓力不能改善注漿治理效果。李術才等[20]通過平板裂隙注漿模擬試驗研究了定速注漿漿液擴散形態及壓力場時空變化規律。王琦等[21]研究了注漿巖體空隙特征與力學性能，改造后巖體單軸抗壓強度隨水灰比的增加呈現先增大后減小的趨勢。目前主要成果是由漿液在單一裂隙或無巖體基質裂隙中的擴散規律研究得出，筆者基于典型含水層，通過物理模擬試驗揭示漿液黏度、優勢裂隙面和巖溶孔洞對漿液在裂隙巖層的運移、充填、貯留機理，結合數值模擬分析裂隙內應力場分布和變化規律，并借助超聲波測缺設備獲得了注漿改造前后裂隙巖體動彈模變化規律，為形成新的注漿理論、效果評價方法的提供試驗依據。

1 注漿擴散物理模擬實驗

1.1 實驗原理及裝置組成

1.1.1實驗原理與目的

研制的裂隙巖體動水注漿改造模型實驗臺可以實現裂隙場(裂隙開度、巖溶孔洞、傾角等)、承壓動水流場(水壓、方向等)、漿液流場(注漿壓力、漿液黏度、密度等)的相關參數多水平、多因素調節，并通過控制邊界條件可多次循環實驗。實驗臺四周設置有13個多功能孔，可以實現多方位組合注漿，具有可視化的優點。能通過接入不同儀表，對動水條件下注漿壓力、裂隙系統壓力、含水層水壓和進(泄)水口水壓的測量，可研究漿液在導水、儲水空間的擴散、貯留機制，探究不同因素對目標巖層的注漿改造機理、以及漿液擴散與充填后強度變化規律。

在含流體相似模擬實驗中，一些參數不容易同時滿足，如雷諾數(Re)、弗勞德數(Fr)等。本次研究的裂隙含水層原型為焦作礦區奧陶系灰巖頂部含水層區域，經過比較后確定主要相似參數，修正實驗參數。先根據幾何準則，確定幾何相似比Cl為1∶80，設計注漿實驗裝置模擬尺寸為1 000 mm(L)×600 mm(W)×100 mm(H)，以相似三原理確定容重相似比Cγ為1.0∶1.5，應力相似比Cp為1∶120。

1.1.2實驗裝置組成

實驗模型分為注漿模塊(模塊①)、巖體裂隙模塊(模塊②)、可調節動承壓水模塊(模塊③)和信息采集模塊(模塊④)4個部分，具體裝置如圖1所示。模塊①選用具有流量小、高壓力特點的注漿泵。模塊②由巖體基質和密封實驗裝置構成，將水泥、砂子及水按照6∶2∶1的比例制作成尺寸為1 dm3的正方體在通風處晾干，經砂紙打磨后用作模擬裂隙巖體基質。模塊③通過調節進(泄)水閥或調換接口位置來模擬不同壓力與不同方向承壓水流場。模塊④包括馬氏漏斗、超聲波檢測裝置、高清相機、邊界應力測力計與圖像數據處理軟件。

圖1 相似模擬實驗設備裝置Fig.1 Experimental model and equipment system

1.2 實驗設計與方案

1.2.1方案設計依據

奧陶系頂部灰巖在垂向上分為3帶，其中巖溶裂隙富水帶空隙率高，裂隙發育，其鉆孔漏失量大且穩定[22]。裂(孔)隙以交錯層理為主，不同開度和體積的巖溶孔洞相交，且易在空間上延伸，形成主要儲水空間。趙固二礦巷道底板注漿鉆孔深部取心后出現開度為8 mm裂隙，部分巖層較大開度可達18 mm，如圖2所示。

圖2 注漿改造裂隙巖體巖心Fig.2 Fractured rock core of grouting reform

基于孔隙裂隙彈性理論對雙重孔隙介質的劃分[23]，文獻[6]考慮巖體的破碎程度和孔隙連通性后將改造巖體最終劃分為4種類型。本次實驗在其劃分的連通裂隙巖體和破碎巖體結果上結合現場注漿改造裂隙巖體巖心對實驗裂隙分布進行設計。首先，為了避免隨機分布的次要裂隙對漿液擴散過程中影響，忽略次要因素，采用投影法將裂隙分別投影至主軸方向以探究優勢裂隙及巖溶孔洞對漿液擴散的影響，最終設計了4類5個裂隙場分布方式，分別為：① 裂隙開度a=4 mm的均勻分布裂隙；② 實驗臺中部存在1條開度a=6 mm的縱向裂隙，其余均為a=4 mm；③ 中部存在1條開度a=8 mm的縱向裂隙，其余均為a=4 mm；④和⑤中部設置體積分別為360 cm3和180 cm3的巖溶孔洞，其余開度均為a=4 mm。澆筑標準含巖溶孔洞巖塊，并使用卡件制作標準開度裂隙，具體分布如圖3所示。

圖3 標準裂隙及巖溶孔洞制作Fig.3 Standard fissure and karst cavity deatil

1.2.2實驗方案

實驗以趙固二礦注漿現場漿液黏度作為參數標準，選取被廣泛用于注漿改造工藝中的硅酸鹽水泥漿液作為實驗材料，經反復實驗后最終確定水灰比為1.5∶1.0，其中漿液干料由硅酸鹽水泥和膨潤土組成，比例為4∶3。同時選取相鄰礦井的奧陶系灰巖含水層注漿加固工程漿液黏度作為對比，增設2組具有水灰比梯度差的漿液，3種黏度注漿實驗編號分別為A，B，C。首先將馬氏漏斗測得流體流動特性通過式(1)進行校正，轉化成非牛頓流體有效黏度值[24]。實驗參數見表1。

(1)

式中，μe為漿液有效黏度；t為馬氏黏度時間；ρ為漿液密度。

表1 實驗參數(23 ℃)

1.3 實驗流程

物理實驗流程如圖4所示。裂隙系統首先進行注水加壓，檢查密閉性。通過控制注漿口流速來維持注漿過程中的裂隙系統中的單位時間注漿量穩定，一般實驗中期時注漿壓力穩定。實驗過程以設定目標靶點完全充填為停止注漿標志，實驗思想符合現場注漿工程設計初衷，即見漿停注。關閉閥門后保持水壓，對注漿改造后裂隙巖體進行72 h保壓養護。凝固后再次注漿彌補脫水硬化過程中的殘留細小裂隙。

圖4 注漿實驗流程Fig.4 Flow chart of grouting experiment

1.4 實驗數據采集與處理

1.4.1注漿量、注漿壓力與裂隙系統壓力

(1)讀取數顯式臺秤記錄壓入巖體裂隙模塊的漿液量，結合漿液密度，計算注入漿液體積；

(2)注漿桶腔內的高精度壓力表可顯示注漿壓力；

(3)各部位水壓表讀取水壓。

1.4.2巖塊及裂隙標記方法

以相似模型實驗臺注漿口左側底角為原點，設定坐標系，以實驗臺短邊為X軸，長邊為Y軸。記坐標系中第x行、y列的巖塊為B(x,y)。為減少誤差，使用兩條正交短線標定巖塊方位轉動的方向，確保巖塊在每次實驗中都為同一位置。Ly(i,i+1)表示第i列與i+1列之間的縱向裂隙(i=1,2,3,4)；Lx(j,j+1)表示第j行與j+1行之間的橫向裂隙(j=1,2,3,4,5,6,7,8)。

1.4.3漿液擴散確定方法

漿液擴散過程可透過透明蓋板觀察。經保壓養護后的注漿裂隙巖體逐層移除，對裂隙間漿液進行“多方位逐層”圖像記錄。先將充填后的改造裂隙巖體基質巖塊以列為單位進行分離，揭露各列巖塊中充填的漿液后采用白色記號筆描摹出漿液輪廓，使用高清相機記錄縱向裂隙中漿液充填結果(圖5(a))。按照巖塊既定位置以行的方式重新記錄橫向裂隙中漿液充填結果(圖5(c))。再通過數據軟件將圖片中充填跡線進行坐標提取。

1.4.4超聲波測試方法

本次研究選取位于實驗臺中心的B43-B44和B53-B54兩組巖塊作為超聲波研究對象。首先在飽和水的裝置中測量2組巖塊的注漿前波速。注漿后移除到第2，5列巖塊時，依據《超聲法檢測混凝土缺陷技術規程》，選取2組巖塊上的7個點測試超聲波數據，使用ZBL-U520非金屬超聲檢測儀觀測注漿改造后2組巖塊內部波速。去掉極值后的平均波速為注漿改造前、后巖塊波速，并計算動彈性模量。

圖5 圖像采集方法Fig.5 Image acquisition method

2 注漿擴散物理模擬結果分析

2.1 平面內漿液擴散規律

11組注漿實驗結果相關參數和通過數學軟件提取并計算的各區域輪廓跡線距離注漿口最遠距離(Lmax)、各區域面積占比(S)參數值見表2。

為便于分析，可將改造后的裂隙巖體根據其是否貯存漿液可將其定義為漿液擴散區(Diffusion zone，DF區)和未擴散區(Undiffusion zone，UD區)；根據Z方向上充填的完整與否又可將DF區分為完全充填區(Full filling zone，FF區)和部分充填區(Partial filling zone，PF區)。UD區依據裂隙是否再次發育分為原巖裂隙區(Original fracture zone，OF區)和裂隙二次發育區(Development fracture zone，DeF區)。各區域分布關系與特性如圖6所示。

注漿過程中注漿壓力是漿液擴散的主要動力來源，部分研究發現漿液在平面裂隙中的擴散形態呈現“U”形[25]。本次注漿擴散結果如圖7所示，漿液黏度、巖溶優勢裂隙和巖溶孔洞對漿液擴散形態影響較大。

其結果表明，考慮了不同漿液黏度、含有巖溶優勢裂隙和孔洞條件下作用后的注漿擴散形態呈現出非標準圓弧形，結合表2分別對注漿試驗形成的分區規律進行總結。

(1)FF區。高黏度漿液FF區面積分別占總面積的45.24%(C4)，36.89%(C6)，30.80%(C8)。漿液受到巖溶孔洞體積影響，漿液須充填孔洞所需漿液總量較大，相鄰貫通裂隙漿液對孔洞有一定的補給作用，遠端裂隙受影響較小，造成含巖溶孔洞的裂隙FF區出現“M”形。當巖溶孔洞存在且體積較小時，FF區出現“︹ ”形的過渡形態。高黏度漿液將注漿壓力從縱向裂隙，尤其是優勢裂隙中轉移至橫向裂隙的能力弱于低黏度漿液。均質裂隙中注漿擴散形態近似“∩”形分布，這與李術才等[25]研究結果一致。而存在裂隙優勢面的注漿的擴散形態呈“Λ”形。注漿壓力改變了原巖應力場與承壓水流場平衡，是漿液擴散階段形成FF區的動力來源。裂隙開度的增大降低了漿液擴散阻力，因此，相同時間內開度較小的裂隙擴散距離相較變小，造成其擴散面積總體減小。同一裂隙分布巖體中，隨著漿液黏度的增加，形成的FF區面積逐漸減小。

表2 實驗參數及充填擴散結果

圖6 改造后裂隙巖體區域劃分示意Fig.6 Schematic diagram of regional division of fractured rock mass after reconstruction

圖7 裂隙巖體注漿擴散區域Fig.7 Results of grouting diffusion in the fractured rock mass

(2)PF區。PF區域形成的主要原因是重力與承壓水壓力作用或巖溶孔洞漿液對裂隙內的補給作用，故漿液性質(ρ，μe等)是決定該區域形態的主要因素，該區域的擴散輪廓形態與FF區形態相似。分析認為：低黏度漿液穩定性較差，在以上2種作用下向遠離注漿口方向擴散較遠，高黏度漿液穩定性好，受影響小于低黏度漿液，SPF與μe負相關。裂隙場中SPF占比均隨黏度的增加普遍減小，A6實驗的SPF最大，約占總面積的21.7%，C6實驗的SPF為8.4%；B4B實驗中巖溶孔洞體積大，在水壓與重力共同作用下，對PF區裂隙的補給能力大于B4S中的孔洞，因此前者SPF大于后者。

(3)DeF區、OF區。2個區域內均未見漿液。注漿壓力經裂隙中充填漿液傳遞至距離注漿口較遠的UF低應力區域巖塊，引起預置裂隙張開度減小，甚至閉合。4類裂隙分布的DeF區域面積分別為8.2%，7.6%，6.9%和5.2%，其中含較大巖溶孔洞的SDeF最小。DF區域內注漿壓力大于巖基應力邊界條件而造成滑移，DeF區域巖體基質受到影響，造成裂隙二次發育。OF區域裂隙開度未發生變化，巖塊無位移。

2.2 漿液擴散分區面積極差分析

極差值的大小可用來確定各影響因素的主次排序[26]。設漿液黏度為因素a，溶蝕優勢裂隙開度為因素b，a和b的自由度為2，其交互作用的自由度為4，而每一列的自由度僅為2，因此a×b的交互作用占據2列，分別為(a×b)1和(a×b)2。表3，4給出了基于L9(34)正交表的實驗結果和對SFF和SPF的極差分析，耦合分布結果如圖8，9所示。

表3 以SFF為評價指標的極差分析

表4 以SPF為評價指標的極差分析

表3，4中，Ki表示任何一列中對應于水平編號的測試結果總和。ki為Ki的算術平均值，ki=Ki/s，其中s為每一列中每個水平出現的次數。R為極差，可以通過式(2)計算，根據此值大小，可以判斷因素的主次順序。

R=max{k1，k2，k3}-min{k1，k2，k3}

(2)

極差的大小表示對測試結果的影響程度。極差越大，影響程度越大。由表3可知，在FF區域，由于

Rb>Ra>Ra×b，各因素的主次順序為：b>a>a×b。可知，優勢裂隙開度是影響此區域漿液擴散面積的主要因素，且隨著裂隙開度的增加，其擴散范圍出現減小現象。由表4可知，在PF區域，由于Ra>Ra×b>Rb，各因素的主次順序為：a>a×b>b。可確認漿液黏度是影響PF區域漿液擴散面積的主要因素，且隨著漿液黏度的增加，其擴散范圍出現減小現象，在PF區域中優勢裂隙開度對漿液擴散面積的影響較小，但與漿液黏度間的交互作用對試驗結果有著較大影響。

圖8 黏度a和裂隙開度b對SFF耦合影響分布Fig.8 Viscosity and fracture aperture coupling effect on the distribution of the SFF

圖9 黏度a和裂隙開度b對SPF耦合影響分布Fig.9 Viscosity and fracture aperture coupling effect on the distribution of the SPF

3 數值模擬注漿實驗及結果

3.1 數值模擬實驗模型

FLUENT模擬多相流具有精度高的優點，其中VOF模型適合在具有清晰的相界流場中對多流體的各相體積分數進行獨立計算[27-28]。本次研究先對實驗臺裂隙場采用ICEM樣條插值法得到的結構化網格進行劃分，設定2 mm的巖塊與實驗臺裂隙作為裂隙系統中承壓水與漿液流動通道，除優勢裂隙和巖溶孔洞外的巖塊之間裂隙為4 mm，該種設定符合實驗臺實況。

按照表1設定材料參數，選用VOF模型對注漿實驗裂隙系統進行1∶1還原。數值模型如圖10所示，共剖分1 152 900個單元，1 601 150個節點。注漿前模型充滿承壓水，初始設定水泥漿定速入口，v=0.02 m/s，兩相(漿液、承壓水)混合壓力出口，Wall范圍為邊界條件。

3.2 數值模擬實驗結果

3.2.1漿液擴散結果

漿液擴散至見漿點后，仿真實驗中漿液擴散最終形態如圖11所示，紅色區域為水泥漿液，藍色區域為承壓水。靠近出水口的上半部分實驗臺均為穩壓動水，限于篇幅，本文只給出漿液擴散及部分承壓水區域的貯存和應力分布形態。對比含優勢裂隙面的擴散結果發現，漿液在溶蝕優勢裂隙中的擴散能力大于普通均質裂隙。當優勢裂隙的開度與普通裂隙開度差值Δa增大時，漿液在普通裂隙中的擴散能力減小。見漿點反漿后，Δa越大，普通裂隙的擴散距離越短，“Λ”形的頂角角度越小，形成的擴散面積越小。同一裂隙分布巖體中，見漿停注后的漿液擴散面積隨黏度的增加而降低。巖溶孔洞漿液飽和后其余裂隙充填規律符合物理模擬試驗。

裂隙系統中由于漿液流經匯交裂隙會出現封閉住某段裂隙的承壓水出、入路徑，導致Ly34，Ly45，Lx12裂隙均出現“漿包水”現象，該現象在實際注漿工程和實驗臺中也出現。對比數值模擬與注漿試驗注漿擴散面積發現數值模擬結果略大于實驗值，平均偏差約4.9%，屬于可接受的誤差范圍。分析誤差產生原因為：① 數值實驗未考慮裂隙巖體在注漿過程中受注漿壓力后產生的微小位移以及停止注漿后的漿液水化作用；② 實際注漿過程中的漿液擴散受實驗人員和裝置誤差等因素影響；③ 數值模擬計算過程存在較多假設條件，未考慮注漿漿液的時變特性等。

3.2.2漿液應力分布結果

注漿實驗數值模擬應力分布結果如圖12所示。根據P=r3μen/(kat)分析[17]可知：本次實驗中見漿停注點與注漿口的距離保持不變，故r為常數；定速注漿時，壓力P與將液有效黏液μe成正比，與注漿時間t成反比。實驗中的相同裂隙分布，即滲透系數k、孔隙率n相同，其裂隙中的壓力分布并非線性遞減，呈現注漿點附近的應力衰減速度大于距離較遠處，在漿液與水的分界面出現應力平衡。

圖11 數值模擬注漿擴散形態Fig.11 Numerical simulation of grouting diffusion pattern

隨著漿液擴散范圍的增大，漿液μe增加后壓力P上升明顯，其中C漿液產生的最高應力平均為A漿液的2.4倍；含8 mm優勢面的裂隙分布最大應力平均為含6 mm優勢面裂隙分布的1.31倍，是4 mm均質裂隙的1.63倍；B4-B實驗中最大壓力與B4-S基本相等，最大應力范圍約為后者的2倍。

3.3 裂隙內應力及改造后巖體動彈模變化

3.3.1Ly34裂隙應力分布

圖13為11組數值模擬結果中Ly34裂隙的應力分布結果，該裂隙中注漿壓力隨著與注漿孔距離的增加出現非線性衰減，越靠近注漿孔衰降的越快，符合整體應力衰減規律。

由圖13可知，同一黏度時，優勢巖溶裂隙的高應力值更大、分布范圍更廣，易造成漿液在該優勢方向上傳導。μe增大后，4 mm裂隙開度(C4)中應力大于15 kPa的長度約為25 mm，8 mm裂隙開度(C8)中長度約為142 mm。當裂隙中存在巖溶孔洞后，漿液充填較大空間孔洞(B4-B)時需要的注漿應力大于小空間巖溶孔洞(B4-S)，其裂隙中大于15 kPa的區域長度約為230 mm。含水巖體裂隙空間隨著漿液的充填不斷受到壓縮，巖體基質受到的漿液應力大小與時間存在差異，較高注漿壓力易造成裂隙巖體基質出現位移，繼而引發裂隙開度變化，漿液流場會在新的裂隙場適應性變化。分析裂隙中的注漿應力分布認為：經由擴散的漿液傳遞的高注漿壓力，易造成部分裂隙巖體基質產生位移，促使原巖裂隙二次發育，發育后的裂隙場重新引導原有的漿液流動方向，存在優勢裂隙和高黏度的注漿加固過程更易引發上述現象。

圖12 數值模擬注漿應力分布形態Fig.12 Numerical simulation of grouting stress distribution pattern

圖13 Ly34裂隙應力分布形態Fig.13 Grouting stress distribution pattern in Ly34 fracture

3.3.2改造后巖體動彈模變化規律

巖石內部波速可綜合反映巖體的物理力學性質[29-30]，動態法檢測基礎是巖體內部波速與巖體彈性模量等存在一定的關系，通過式(3)可計算巖體動彈性模量；文獻[31]以巖體動彈性模量及其變化率為基準提出的注漿加固巖體動彈性模量強度λ。式(4)可以定量描述巖體動彈性模量在注漿前后的變化特征。

(3)

(4)

式中,ρ′為巖體密度，g/cm3；Ed，E′d分別為注漿前后巖體動彈性模量，GPa；μd為巖體動泊松比；Vp為巖體內部縱波波速。

以飽和水中測量的注漿前裂隙巖體構造彈性模量作為對比，裂隙空間經漿液充填后的波速發生較大變化。表5為參照1.4.4節制定的超聲波測量方法對11組注漿實驗中B43-B44和B53-B54兩組巖塊注漿前后超聲波測缺陷結果。

表5 注漿前后超聲波測量結果

4 漿液擴散特征分析及工程意義

根據以上實驗結果，將均布裂隙中的注漿擴散形態呈“∩”形，記為Ⅰ形；優勢裂隙中呈現“∧”形態，記為Ⅱ形；漿液經體積較大的巖溶孔洞或特定陷落柱后呈現“M”形，記為Ⅲ形；經過小體積巖溶孔洞的漿液擴散形態呈“︹”形，記為Ⅳ形。

現有研究表明[25]動水條件下的漿液擴散形態呈現“∩”形，即Ⅰ形；平面內的單一裂隙漿液擴散形態為標準圓形。本文通過實驗驗證了受不同因素條件影響下的漿液擴散會出現了如圖14所示的Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ形擴散形態。由此推斷漿液在天然的含孔隙裂隙等非均分布構造擴散必定同時包含4種形態，甚至復雜平面裂隙的漿液擴散會出現幾種擴散類型的組合，各類型數量也隨著地質構造的位置及大小發生改變，最后形成與理想形態差異較大的不規則形狀。

圖14 復雜孔隙裂隙巖體漿液擴散平面模型Fig.14 Plane model of grout diffusion in complex pore and fractured rock mass

由漿液平面擴散特征可推出，三維漿液擴散也具有相同特征。在均質各向同性的土體或巖層裂隙中，忽略重力影響的點源注漿漿液擴散呈現理想球形(圖15(a))。實際工程問題中，奧灰巖裂隙分布與井田內較大斷裂構造密切相關，在地質因素(節理構造、溶蝕裂隙孔洞、地下水運動等，如圖15(b))與注漿工藝的綜合作用下，漿液擴散在空間上呈現極不規則球體(圖15(c))。結合本次實驗研究結論，實際漿液擴散結果球體分為完全充填區域(FF)與非完全充填區域(PF)。

圖15 復雜孔隙裂隙巖體漿液擴散三維模型Fig.15 3-D model of grout diffusion in complex pore and fractured rock mass

在工程實踐中，雖然注漿很難改變裂隙含水層本身固有的力學性質，但通過注入漿料可增強其漿液擴散半徑內巖體的整體性和連續性，降低結構弱面對巖體力學性質的影響，故漿液擴散半徑成為注漿改造工程的重要參數，而現行的漿液擴散半徑通常采取經驗值。本次研究的底板含水巖層注漿漿液擴散規律和歸納的注漿模型則可為提高注漿改造區域的有效阻水半徑提供實驗依據，例如：對集中的較為均勻裂隙區域采用低黏度漿液注漿工藝可提高FF區域面積；對含有優勢裂隙或巖溶孔洞的區域可采用高黏度注漿工藝并適當調整鉆孔位置及間距可減小PF區域面積。

5 結 論

(1)漿液黏度、含溶蝕優勢裂隙和孔洞對漿液在裂隙含水層中擴散影響顯著，考慮了不同條件作用后的漿液擴散形態呈現出非標準圓形。均布裂隙中漿液擴散形態接近“∩”形，含有溶蝕優勢裂隙的擴散形態呈現“Λ”形，且隨著優勢裂隙與普通裂隙開度差值Δa增大，“Λ”形角度逐漸減小；含巖溶孔洞的裂隙區漿液擴散形態出現“M”形，漿液經過較小體積的巖溶孔洞出現“︹ ”形。

(2)注漿改造后的裂隙含水層具有分區特性。注漿改造后的巖體可分為4個區域，其中：FF區內裂隙空間被漿液密實充填，裂隙開度對SFF影響最大；PF區域內裂隙未完全充填，擴散輪廓形態與FF區形態相似，漿液黏度對SPF影響較大；DF區內巖體基質受到的注漿壓力大于其應力邊界條件而出現位移；DeF區裂隙二次發育，原巖裂隙減小甚至閉合。

(3)隨著漿液在裂隙巖體中的擴散，裂隙中的壓力分布呈現非線性遞減，其注漿點附近應力衰減速度大于距離較遠處，且受裂隙場類型影響較大。漿液黏度與距注漿壓力源的距離決定巖體基質受到的應力作用大小及時間，進而影響改造后巖塊動彈模變化量。高黏度漿液對巖體基質作用的最大應力平均為低黏度的2.4倍，改造后巖體動彈模平均提高96.0%。溶蝕裂隙和巖溶孔洞經注漿改造后彈性模量明顯增強。

6 展 望

筆者雖然通過對不同黏度漿液在4類裂隙巖體中的擴散、充填結果進行了模擬，但是由于受到模型實驗數量的限制，未能將模型中的漿液參數(μe)、裂隙開度、溶洞體積與其充填區域參數建立公式，所取得的成果還是粗淺的。取得的主要成果是建立了一套裂隙巖體注漿改造技術從模擬實驗到數值計算的實驗方法，在今后的研究工作中，應當繼續補充漿液對裂隙巖體改造技術的實驗研究，系統討論不同漿液參數、裂隙參數、注漿工藝參數對改造后裂隙巖體的性能提升研究。同時，用現場工程實際效果檢驗實驗室模擬方法和數值計算方法的可靠性，從而得到科學合理的注漿加固改造技術設計參數，應用到礦井注漿防治水、隧道及其他注漿加固改造技術中。