急傾斜層狀巖體巷道頂板膨脹型漿體注漿支護效果研究

葉義成 劉一鳴 姚 囝 鄧興敏

(1.武漢科技大學資源與環境工程學院，湖北 武漢 430081;2.冶金礦產資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430081)

急傾斜巖層傾角大，當巖體結構面強度弱時支護較為困難[1-2]。目前針對急傾斜巖層內巷道頂板支護多采用錨(索)桿支護、噴漿支護、錨網支護、工字鋼支護等方式或其中幾種形式的聯合支護方案，其中以錨桿支護及注漿支護為主[3-4]。由于急傾斜巖層內巷道頂板圍巖的層理面傾角與錨桿安裝角度接近，難以通過錨桿將各層間巖體形成有效組合。

部分學者考慮采用注漿方式對特殊巖體巷道進行支護。王波等[5]采用實驗室試驗和數值模擬等方法，分析了注漿前后圍巖強度與變形破壞情況，研究表明:采用錨注支護方式對于提高圍巖承載能力及支護結構強度具有很好的效果，可有效抑制巷道圍巖發生變形破壞;王曉蕾等[6]系統討論了分析評價法、鉆孔檢查法、開挖取樣法和物探測試法4種工藝的注漿加固效果評價方法;劉泉聲等[7]針對常規工藝對深部軟巖巷道注漿效果不理想的問題，提出了“三步注漿”工藝對深部軟巖巷道進行加固，能顯著提高深部軟巖巷道周圍煤巖體的承載能力，使巷道圍巖穩定性得到了有效控制。

采用注漿方式支護急傾斜層狀巖體巷道頂板時，普通漿體材料僅起到黏結作用，能在一定程度上提高頂板圍巖的完整性[8-9]，但是對于漿體的黏結力大小具有較高的要求。依據巖石力學理論，巖石在三向受力狀態較單向受力狀態強度更大，因此本研究提出采用在凝結過程中能產生膨脹約束應力的膨脹型漿體對急傾斜層狀巖體進行注漿，形成對層理面兩側巖體產生擠壓作用的“先擠后黏”膨脹型漿體注漿加固思路[10-12]，進一步提高圍巖承載能力。

為研究急傾斜層狀巖體巷道頂板膨脹型漿體注漿后的支護效果，采用ABAQUS軟件分別建立其頂板普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿加固以及未注漿數值分析模型，結合巷道頂板應力、位移與塑性應變變化特征，分析膨脹型漿體注漿加固機理，最后通過相似模擬試驗進行驗證，為急傾斜層狀巖體巷道頂板支護提供借鑒。

1 數值模型構建

1.1 基本假設

釆用ABAQUS軟件建立急傾斜層狀巖體巷道數值模型。模型范圍以外的區域用等效荷載代替，各層巖體都為各向同性等效連續介質[13]，巖層接觸面之間采用cohesive接觸，原始應力狀態設置為自重應力。

1.2 模型建立與網格劃分

圖1為急傾斜層狀巖體巷道網格模型，模型尺寸為40m×30m，共有14 400個單元。巷道斷面尺寸為4.0 m×3.6 m，層理面水平間距為1.2m，注漿至巷道頂板上方5 m高度處。

圖1 巷道模型與監測點Fig.1 Roadway model and monitoring points

1.3 邊界條件

模型底部和左右兩側設置為固定邊界，分別限制其垂直位移和水平位移。模型頂部施加線性增加至45.9 MPa的垂直荷載，模擬實際中的上覆巖層自重應力。本次數值模擬試驗中對巷道頂板注漿層理面兩側施加2.4 MPa的膨脹應力。

1.4 監測點設置

巷道上方1m和2m高度各設置6個監測點，監測點左右間隔1.2 m，監測加載過程的頂板應力變化情況;巷道頂部中心及與中心左右水平間距1 m處共設置3個監測點，監測加載過程的頂板位移變化情況(圖1)。模型材料參數取值見表1。

表1 模型材料參數Table 1 Material parameters for the model

2 注漿加固數值模擬試驗

本研究通過對比不同注漿條件下的巷道頂板位移與圍巖應力變化特征，分析膨脹型漿體注漿的加固效果。

2.1 不同注漿條件下巷道圍巖頂板位移變化特征

不同注漿條件下的頂板垂直位移如圖2所示。在未注漿條件下，由于巖層傾角作用，上覆巖層沿層理面的重力分量遠大于巖層層面之間的摩擦力及其自重，易造成巖層沿層理面方向產生滑移。巷道兩側垂直位移呈非對稱分布，頂板中部呈錯位分布，沿層理面產生較大位移(圖2(a))，最大值為80.2 mm。注漿后頂板注漿區域應力云圖呈連續分布，表明注漿后頂板各層間巖體有效黏結成整體(圖2(b)、圖2(c))。普通型漿體注漿后所提供的黏結作用使得頂板沉降顯著減小，膨脹型漿體注漿后頂板下沉量進一步減少。普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿條件下的頂板最大位移分別為62.1 mm和54.9 mm。總體上，膨脹型漿體注漿的頂板最終垂直位移量小于普通型漿體注漿，說明膨脹型漿體注漿能更好地控制急傾斜層狀巖體巷道頂板沉降。

圖2 不同注漿條件下的頂板垂直位移云圖Fig.2 Vertical displacement nephogram of roof under different grouting conditions

2.2 不同注漿條件下巷道圍巖頂板應力變化特征

不同注漿條件下的巷道圍巖應力分布云圖(未變形圖)如圖3、圖4所示。未注漿、普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿下的頂板應力變化特征可進行如下分析:

(1)巷道開挖過后，由于應力釋放，巷道周邊產生了一定的拉應力[14-15]。未注漿、普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿下的頂板水平拉應力最大值σxmax分別為 3.17、0.81、1.03 MPa，垂直拉應力最大值σymax分別為 5.96、2.45、2.07 MPa。

(2)未注漿條件下，由于巖層的傾角作用，巷道圍巖應力呈現出非對稱分布，且頂板圍巖應力受層理面控制明顯，呈非連續錯位分布(圖3(a)、圖4(a))。在上覆巖層沿垂直層面的重力分量作用下，頂板各巖層上側受壓下側受拉，巷道左幫出現應力集中現象。

(3)注漿后頂板注漿區域應力云圖呈連續分布，表明注漿后頂板各層間巖體有效黏結成整體(圖3(b)、圖4(b))。巷道左幫應力分布更加均勻，降低了左幫拱底的應力集中程度，兩幫垂直應力接近對稱分布。普通型漿體注漿顯著降低了頂板水平應力及垂直應力，同時兩幫的垂直應力減小;膨脹型漿體注漿進一步降低了頂板及兩幫垂直應力，但增大了頂板的水平應力(圖3(c)、圖4(c))。

圖3 不同注漿條件下頂板水平應力云圖Fig.3 Horizontal stress nephogram of roof under different grouting conditions

圖4 不同注漿條件下頂板垂直應力云圖Fig.4 Vertical stress nephogram of roof under different grouting conditions

2.3 不同注漿條件下巷道圍巖塑性應變特征

不同注漿條件下的巷道圍巖塑性應變分布如圖5所示。未注漿條件下的巷道塑性區范圍較大并集中于兩幫以及兩幫與底板交叉處，左側塑性應變大于右側。在上部荷載作用下，巷道兩幫與底板交叉處最先破壞，然后向兩幫和底板擴展破壞[16]。普通型漿體注漿后圍巖塑性應變減小，膨脹型漿體注漿進一步減小了交叉處的塑性區面積，兩幫以及兩幫與底板交叉處的塑性應變也顯著減小，說明膨脹型漿體注漿對控制圍巖塑性區范圍具有良好效果。

圖5 不同注漿條件下的塑性應變Fig.5 Plastic strain under different grouting conditions

3 注漿加固相似模擬試驗

3.1 相似模擬試驗

本研究采用自主設計的可加載相似模擬試驗裝置進行急傾斜層狀巖體巷道頂板注漿加固相似模擬試驗。試驗方案如圖6所示。選取水泥、河沙作為巖體相似模擬材料[17]，相應的巖體力學參數取值見表2。試驗模型尺寸為2 000mm×1 500mm×300mm(長×寬×厚)，幾何相似比為1∶20，應力相似比為1∶24.2。模型的巖層傾角為75°，層理面采用云母粉分隔。在模型中構筑兩個尺寸為200 mm×180 mm×300 mm(寬×高×深)的三心拱巷道，分別進行普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿。巷道底板距離模型底部600 mm，距離左右兩邊界均為600 mm。巷道頂板5個層理面內各設置1個注漿點，注漿點之間水平相隔60 mm，在層理面預埋小直徑注漿軟管。

表2 相似材料力學參數Table 2 Mechanical parameters of similar materials

圖6 相似試驗方案(單位:mm)Fig.6 Similar test scheme

采用注漿泵對層理面注漿并養護7 d后，對模型上部進行階梯加載，模擬巷道上覆巖層自重應力[18]。試驗共階梯加載8次至1.9MPa(模擬實際應力45.9 MPa，與數值模擬相對應)，每次加載間隔12 h，具體加載參數取值見表3。每個巷道頂部中心及距中心左右50 mm共安裝5個電子千分表，監測頂板位移。巷道上方50 mm處的層理面之間巖體內部埋設12個壓力盒，監測圍巖應力，壓力盒沿急傾斜巖層傾向放置，左右水平間隔60 mm，垂直間隔50 mm，測點具體位置見圖6。

表3 加載參數Table 3 Loading parameters

3.2 相似試驗結果分析

普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿后7 d內巷道頂板各測點的應力變化特征如圖7所示。由于加載過程中的8#和12#壓力盒數據異常，故未監測到數據。注漿后，各測點應力大約在108 h后趨于穩定。普通型漿體注漿下頂板應力為0.04～0.22 MPa，左右側差異明顯。膨脹型漿體注漿下頂板應力在24 h內急劇增大，7 d后的應力為0.59～0.78 MPa，頂板兩側的應力較大，且頂板應力整體上顯著大于普通型漿體注漿后的頂板應力，表明膨脹型漿體注漿后的凝結期間對層理面產生了明顯的膨脹擠壓作用。

圖7 注漿后7 d內的頂板應力變化Fig.7 Variation of roof stress within 7 days after grouting

7 d后各測點應力基本不再發生變化，此時頂板內部應力處于穩定狀態。清零后對模型進行階梯加載。普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿后的巷道頂板各測點垂直位移隨著加載進程的變化特征如圖8所示。巷道頂板隨加載梯度增加下沉量明顯增加，各測點數據存在差異，1#測點即巷頂中心處下沉量最大，左側2#、4#測點下沉量均大于右側3#、5#測點。普通型漿體注漿、膨脹型漿體注漿下的頂板最大位移分別為2.451 mm和2.049 mm。

圖8 加載過程中頂板位移變化Fig.8 Variation of roof displacement during loading process

加載過程中頂板應力變化特征如圖9所示。分析圖9可知:巷道頂板應力隨著加載梯度增加增長速率明顯增加，普通型漿體注漿下的頂板應力大于膨脹型漿體注漿下的頂板應力，膨脹型漿體注漿下的應力在加載過程前期增長緩慢。由于巖層傾角作用，受上覆巖層垂直層理面的重力分量影響，普通漿體注漿、膨脹型漿體注漿條件下的最大應力均在2#壓力盒監測點處，分別為1.69、1.13 MPa。

圖9 加載過程中頂板應力變化Fig.9 Variation of roof stress during loading process

相似模擬試驗中兩種注漿方式下的巷道頂板位移、應力換算結果與數值模擬結果對比如圖10所示。由圖10可知:相似模擬應力分布規律與數值模擬結果近似。相似模擬與數值模擬中膨脹型漿體注漿下的頂板監測點位移均小于普通型漿體注漿下的位移，巷頂中心處的位移最大;膨脹型漿體注漿下的頂板監測點應力整體小于普通型漿體注漿下的應力，巷道頂板左側監測區域的應力相對于右側區域更大，高度接近巷頂的監測點應力更大。

圖10 相似模擬監測點數據與數值模擬結果對比Fig.10 Comparison between the data of similar simulated monitoring points and the results of numerical simulation

4 膨脹型漿體注漿加固機理分析

結合上述試驗中不同注漿條件下的巷道頂板位移及應力變化特征分析可知，急傾斜巖層巷道頂板膨脹型漿體注漿支護效果更好的原因在于，其進一步降低了頂板的垂直位移以及頂板和兩幫的垂直應力。具體分析如下:

(1)注漿后漿體的黏結作用使巷道頂板形成漿體—層間巖體預應力組合，使上部載荷均勻地傳遞給漿體—層間巖體組合體(圖11)，頂板整體受載時沉降減小，同時降低了兩幫的垂直應力，因此兩幫以及兩幫與底板交叉處的塑性應變也減小。

圖11 漿體—層間巖體組合體承載效果Fig.11 Load bearing effect of slurry-interlayer rock mass combination

(2)漿體—層間巖體組合體模型如圖12所示。假設巖體所受應力狀態為平面應力狀態，組合體縱向正應力為σ1，側向應力為σ3。膨脹型漿體與層理面間產生的壓應力σe，方向為層理面的法線方向，膨脹應力可以等效至注漿加固圍巖體邊緣的約束應力σp，相當于提高了漿體—層間巖體組合體的約束應力，因此膨脹型漿體注漿后的組合體強度更高。

圖12 漿體—層間巖體組合體模型Fig.12 Models of slurry-interlayer rock mass combination

(3)膨脹型漿體產生的膨脹應力改變了層理面的應力狀態。假設層理面傾角為θ，黏聚力為cθ，內摩擦角為φθ，除了層理面外，兩側巖體為各向同性均質體，巖體強度及層理面強度均服從摩爾-庫倫屈服準則。注漿加固只改變層理面的應力狀態，不改變層理面及巖體的其他力學性質。

采用普通型漿體注漿加固后，層理面上將生成因漿體凝結而產生的黏結力T(圖13)，該黏結力是巖體被加固后自身產生的作用力，與正應力作用下產生的剪應力方向相反。采用膨脹型漿體注漿后，除了因漿體凝結產生的黏結力外，層理面還受到漿體產生的膨脹應力σe及因層理面法向作用力增大而增大的摩擦力Δf，計算公式為

圖13 層理面應力狀態Fig.13 Stress state of bedding plane

式中，μ為摩擦因數。

同時，層理面在摩爾-庫倫準則下的剪應力滿足:

由式(2)、式(3)聯立可得，摩爾-庫倫準則下的普通型漿體注漿加固后的層理面強度為

同理，膨脹型漿體注漿加固后的層理面強度為

由此可見，膨脹型漿體注漿后的黏結作用將急傾斜層狀巖體黏結成漿體—層間巖體組合預應力承載結構，提高了圍巖完整性。膨脹型漿體產生的膨脹應力可以等效至注漿加固圍巖體的邊緣，相當于提高了漿體—層間巖體共同形成的組合體的約束應力，提高了組合體的強度。并且從結構面上提高了層理面之間的摩擦力，改善了層間巖體的抗剪強度。因此相似模擬結果中，膨脹型漿體注漿后的頂板承載能力和抵抗變形能力更強，加載后較普通型注漿下的頂板位移與應力更小，內部應力分布更加均勻。可見，對急傾斜層狀巖體巷道頂板應用膨脹型漿體注漿加固具有合理性，且較普通型漿體注漿具有更好的支護效果。

5 結 論

(1)采用ABAQUS軟件分別建立了頂板層理面普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿加固的數值分析模型，對比分析了不同注漿條件下的巷道頂板位移以及圍巖應力分布變化。結果表明:普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿條件下的頂板垂直位移較未注漿時分別平均減少了19.7%和30.2%，膨脹型漿體注漿較普通型漿體注漿的垂直應力平均降低了18.4%。

(2)根據急傾斜層狀巖體巷道頂板注漿相似模擬試驗中的位移和應力監測數據，其頂板位移及內部應力變化規律與數值模擬結果相吻合，表明對急傾斜層狀巖體巷道頂板應用膨脹型漿體注漿加固具有合理性，且較普通型漿體注漿具有更好的支護效果。

(3)膨脹型漿體注漿的黏結作用使巷道頂板形成漿體—層間巖體預應力組合巖梁，使上部載荷均勻地傳遞給圍巖—漿體結構，提高了頂板支撐能力。此外，膨脹型漿體的膨脹作用在層理面中產生了膨脹應力，提高了漿體—層間巖體共同形成的組合體的約束應力，同時提高了層理間的摩擦力，改善了層間巖體的抗剪強度，使巷道頂板更加穩定。