高溫富水環境下裂隙巖體注漿試驗裝置研制及漿液擴散規律

余永強，張紀云，范利丹，王樹仁，徐 峰，楊 杰，任連偉

(1.河南理工大學 土木工程學院，河南 焦作 454003；2.河南省地下空間開發及誘發災變防治國際聯合實驗室，河南 焦作 454003)

近年來，我國隧道工程的修建規模和數量已躍居世界前列。我國中西部地區的隧道施工正面臨高地溫、高地應力、高滲透壓及強烈擾動的影響。施工中遇到越來越多高溫富水裂隙巖體，裂隙面的結構形態和巖體所處的地質環境對注漿漿液的流動有重要影響，裂隙的連通性、粗糙度和充填程度等，會引起漿液的線性或非線性流動特性。因此，研究高溫富水環境下， 漿液擴散受地層溫度、水灰比和單位時間注漿量影響的規律，對更好地理解和掌握注漿效果、保證隧道安全高效施工具有重要意義。

目前，許多學者開展了相關的研究，如鐘祖良等研制了適于土石混合體注漿的試驗裝置，發現含石量對漿液擴散效果的影響顯著。張偉杰等自制了三維注漿模型試驗裝置，揭示了巖體總壓力、孔隙水壓力和位移的時空變化規律。為研究漿液在巖體裂隙網絡的擴散規律，劉濱等研制了可視化恒壓注漿試驗系統，發現漿液在經裂隙網絡后造成了各支流間壓力降幅和流量分配系數的不同。DING等設計了可視化注漿裝置，發現受粗糙度的影響漿液擴散形式呈橢圓形，并提出了漿液擴散模型中粗糙度因子的修正方法。針對漿液與地下水相互作用的問題，WANG等通過試驗，發現動水作用下漿液被沖刷后具有空間非連續性，殘余漿液形態與原始裂隙有重要關系。LEE等研制了可調整裂隙間距的裝置，對離散節理中漿液擴散進行研究，發現不考慮黏度變性時漿液的流動距離明顯變長。DENG等對不同巖體注漿的效果進行了數值計算。王強等利用數值模擬得出了定量預測漿液擴散范圍和注漿量的經驗公式。劉人太等發現動水對漿液擴散有積極作用。LIU等對流固耦合作用下影響裂隙巖體注漿的因素進行了數值分析。SUN等建立了水-力耦合模型，發現由于裂縫間的相互應力作用，導致細小裂隙更難注漿。REN等發現動水可改變漿液的擴散形式，水流對沿流動方向漿液擴散具有顯著的促進和沖刷作用。ZHU等通過確定裂隙孔徑與跡長的關系，建立了三維裂隙網絡模型。MOVASSAGH等發現理想脆性材料的截面在分形維數較大時與粗糙度吻合度較高，截面的拓撲結構對裂隙的增長及流體運移至關重要。PHILLIPS等通過3D打印構造裂隙，研究了粗糙度對滲流的影響，發現孔徑小于20 μm時，裂隙接觸面積比粗糙度更能準確預測滲透性。

基于正交試驗方法，龐建勇和姚韋靖得到了松散富水砂卵石層漿液擴散范圍與地層含水率、水灰比和注漿壓力的關系。秦鵬飛等設計了砂礫石滲透注漿試驗，研究了孔隙率、水灰比和注漿壓力，對漿液擴散半徑的影響。張玉等發現巖體注漿中孔隙率、水灰比、注漿壓力和注漿時間，與擴散距離呈冪函數關系。謝聰考慮了地層滲透系數、水灰比和注漿壓力的砂礫層注漿試驗，得到了漿液擴散半徑的定量表達式。郝晉偉等通過改變注漿壓力、水灰比及注漿量等對破碎巖體進行注漿，發現注漿壓力對注漿效果的影響最大。考慮滲濾效應影響，李術才等通過數值計算得到了孔隙率、漿液運動黏度以及漿液壓力隨時間和空間的分布規律，得到了注漿有效加固范圍與注漿壓力的函數關系式。KIM等考慮漿液的黏時變性和過濾作用，發現滲濾系數與介質粒徑、水泥粒徑和漿液運動黏度有關。目前，關于裂隙粗糙度、動水環境和裂隙巖體網絡，對巖體注漿效果的影響雖有一定研究，但耦合地層溫度并考慮水灰比等因素，對漿液擴散規律的影響鮮見報道。

針對上述不足，筆者基于大瑞鐵路高黎貢山隧道構造應力復雜、巖體破碎及高溫富水的特點，研制一套滿足高溫富水環境下破碎巖體注漿的試驗裝置，進行了不同地層溫度、水灰比和單位時間流量下的注漿試驗，對漿液擴散規律和各因素對漿液擴散范圍的敏感性進行研究，對正確認識地層溫度對漿液擴散規律的影響和準確評價注漿效果具有重要意義。研究成果可為高溫富水環境下裂隙發育地下工程的注漿設計和施工提供依據和參考。

1 試驗裝置

1.1 工程背景

大瑞鐵路高黎貢山隧道全長34.5 km，最大埋深1 155 m，平均埋深800 m。線路地處印度板塊與歐亞板塊碰撞接合帶，受構造擠壓影響，巖體完整性差，裂隙、褶皺構造發育，差異風化嚴重，地質鉆孔顯示局部巖體破碎嚴重，巖塊粒徑大小不一，基本符合連續級配狀態。周邊有著名的“騰沖火山群”，水熱活動強烈，形成天然溫泉多達122處，導熱裂隙斷層含水溫度高達80 ℃，隧道施工中高溫熱害問題突出。

1.2 地溫度作用下注漿試驗裝置研制

1.2.1 試驗原理

由于現場高溫熱害問題是由溫泉水引起的，實驗室內用大功率磁力泵提供動力實現恒溫水持續在破碎地層中循環，模擬地下高溫水引起的高地熱環境。用PT100溫度傳感器進行測溫，待地層溫度達到預定值10 min后，開啟注漿泵進行恒流量注漿，實現漿液驅替水進而充填裂隙的目的。

1.2.2 試驗裝置及試驗方法

注漿試驗裝置由試驗架模塊、破碎地層模擬模塊、不同溫度水供給模塊、注漿系統模塊和流量變頻控制模塊等5部分組成，原理和實物如圖1，2所示。

圖1 地層溫度作用下裂隙巖體注漿試驗裝置原理Fig.1 Principle of grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

圖2 地層溫度作用下裂隙巖體注漿試驗裝置Fig.2 Grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

(1)試驗架模塊有龍門吊、反力約束架和千斤頂組成。龍門吊的作用是便于裝置的拆卸；反力架和千斤頂是為活塞提供反向作用力，控制地層孔隙率，可防止注漿時引起的活塞上移，導致漿液擴散范圍和結石體形狀的變化。

(2)破碎地層模擬模塊由三維充填腔體、活塞和底座組成。其中，三維腔體由高強無縫鋼筒制成，內、外徑分別為580 mm和600 mm、壁厚10 mm、高度700 mm；活塞半徑579 mm，厚度50 mm，等距離開設2道厚度7 mm和深度3.5 mm的環形凹槽，用厚度7 mm、直徑570 mm的丁晴橡膠“O”型圈鋪于凹槽中。在高于鋼筒底部5 mm處焊接外徑800 mm、內徑600 mm、厚度10 mm的薄壁圓環作為法蘭，在法蘭上均勻布置6個20 mm的絲孔，用于與底座連接；底座為直徑800 mm、厚度50 mm的圓形鋼板。在底座中心鑿取直徑600 mm、高度5 mm的凹槽，以該凹槽為基礎面，在鋼筒壁正下方沿環向開設一道厚度7 mm、深度3.5 mm的環形凹槽，用同尺寸的“O”型圈鋪設，實現密封。整個裝置內部做拋光處理，在反力約束架和千斤頂作用下實現活塞下移，控制模擬地層孔隙率和壓縮變形量，以保證試驗結果的準確性。

(3)不同溫度水供給模塊由恒溫水浴箱和磁力泵組成。其中，恒溫水浴箱的調溫范圍為室溫至100 ℃，磁力泵的揚程和吸程分別為33 m和12 m。注漿管位于鋼筒底部正中心，恒溫水入口位于鋼筒側面底部，循環水出口位于活塞上部。地層鋪設完成后開啟磁力泵使恒溫水不斷進入地層，后經出水管進入儲水箱實現循環。同時，沿鋼筒高度均勻布置2個PT100溫度傳感器，當地層溫度達到預定值后繼續循環10 min，此時認為整個地層的溫度達到試驗要求。

(4)注漿系統模塊和流量變頻控制模塊由注漿泵、流量變頻器和儲漿桶組成，其中，控制器頻率在10～50 Hz可調，可實現1.07～8.45 L/min的注漿。試驗中采用秒表計時，以額定功率下一分鐘的漿液流量作為標準進行恒流量注漿。

2 模型試驗

2.1 方案設計

目前設計試驗時多采用正交設計和均勻設計法，均勻設計試驗法是數論方法中“偽蒙特卡羅方法”的一個應用，由于均勻設計具有均衡分散、整齊可比的特點，在保證偏差的基礎上可顯著減少試驗次數，減少工作量，即用相對較少的試驗次數得到更有代表性的試驗數據，故更適合于多因素多水平試驗。現對2種設計方法在確定影響因素數量為3個時，進行實驗偏差的對比分析，以確定選用均勻設計法的合理性。

表1 正交設計與均勻設計的偏差比較Table 1 Deviation comparison between orthogonal design and uniform design

圖3 試驗參數分布曲線Fig.3 Distribution curves of test parameters

2.2 地層模擬

由于用大粒徑巖塊模擬破碎圍巖時，單裂隙長度較大導致漿液流經裂隙所用時間增長，當漿液繞流巖塊的長度不足以對其形成黏結，脫模后該巖塊便不能作為結石體體積的有效組成，進而影響對漿液擴散范圍的評估。為減小巖塊粒徑大小對漿液擴散范圍的影響，結合現場實際情況，試驗過程中，先在圓柱形鋼筒中自然堆積同等高度的2～5 mm巖塊，并初步測定其對應的孔隙率。然后，以5 kN為一個加載梯度，進行模擬地層孔隙率的控制加載。隨著反向作用力的增加，模擬地層壓縮變形不斷增大、孔隙率不斷減小。當模擬地層孔隙率處于37.28%～37.73%時，停止加壓，保持恒載，以保證模擬地層破碎程度和孔隙率的大小具有一致性。

為驗證研制模型的合理性，保證每組試驗的孔隙率誤差均小于0.5%，可用式(1)描述模擬地層孔隙率與壓縮變形量(=-)的關系。巖塊重新堆積、壓縮穩定一段時間后，其孔隙率可看作一定值，體積確定后孔隙率的大小直接影響漿液的滲流通道和結石體體積。

(1)

式中，為模擬地層巖塊的質量，kg；為模型的截面積，m；為模擬地層的初始高度，m；為模擬地層受壓后的壓縮量，m；為模擬地層巖塊的密度，kg/m。

由圖4可知，式(1)中模擬地層孔隙率與壓縮變形量呈線性關系，通過對試驗數據進行擬合，發現2者關聯度較高。在壓縮變形量相同時，孔隙率的試驗值與理論值的誤差較小。在反向作用力施加初期，試驗曲線與理論曲線偏差較明顯，這是由于鋼筒中模擬地層鋪設不平整而引起的，不平整度導致鋪設面與活塞不能完全接觸，在反向作用力初始加載時，活塞在有限小范圍內出現不均勻下降現象，隨反向作用力的持續施加，由于活塞的剛度大于巖塊的剛度，巖體逐步被壓密、孔隙率進一步縮小，實現了活塞隨反向作用力的均勻下移。模擬地層孔隙率值與理論值的誤差均小于0.1%，2者的曲線基本重合，說明設計的模型合理可靠。

圖4 孔隙率與壓縮位移理論值與實際值的對比曲線Fig.4 Relationship between theoretical and actual values of porosity and compression displacement

試驗中通過向模擬地層中注水，計算其孔隙率，在進行恒流量注漿時，漿液的擴散范圍用結石體體積表征。共進行了7組不同工況的試驗，由圖5可知，試驗中模擬地層的最大和最小孔隙率分別為37.73%和37.28%，最大和最小誤差分別為0.45%和0.03%，誤差控制在0.5%以內，滿足試驗要求。通過對注漿裝置施加反向作用力，是為了將地層孔隙率這個影響漿液擴散范圍的因素控制在一定范圍內。整個動態壓縮過程中，控制地層孔隙率的最大值和最小值分別為37.73%和37.28%，誤差在0.5%以內，本研究即認為達到終態。此時保持反向作用力不變，即防止注漿時由于孔隙壓力的增大而引起孔隙率變化，最終影響漿液擴散范圍。

圖5 模擬地層孔隙率分布Fig.5 Porosity distribution of simulated stratum

由圖6可知，將模擬地層鋪設完成后，用排水法進行地層結構孔隙率的測定，首先，計算出地層結構的體積，記錄好容器中水的質量，用磁力泵將水注入模擬地層，通過剩余水的質量計算出初始孔隙率。

圖6 試驗過程孔隙率的測試Fig.6 Test of porosity during the experiment process

然后，通過千斤頂與反力架做功實現對活塞提供向下的作用力，加載的同時伴隨模擬地層的壓縮變形，有一定量的水從排水口流出，用精度為0.000 1 g的電子秤記錄每次加載完成且靜載10 min后排出的水量，以計算實時孔隙率，直至達到預定孔隙率。

2.3 試驗步驟

試驗裝置組裝完成后，開始構建模擬地層，為保證漿液向四周均勻擴散，將出漿孔布置在鋼筒的幾何中心，模擬地層高度350 mm，注漿管長度150 mm，在注漿管的頂部沿徑向均勻布置3個直徑3 mm的出漿孔。模擬地層分層鋪設，每層厚度約50 mm，操作過程層層壓實直至達到預定厚度，同時，在鋪設高度達到100和300 mm時，分別安設1個PT100溫度傳感器。通過反力架和千斤頂對活塞做功實現對模擬地層壓縮，待孔隙率達到預定值后停止加壓，完成模擬地層的鋪設。此時開啟磁力泵對模擬地層進行恒溫水循環，達到預定溫度后，按下預先調試好頻率的流量控制器和注漿泵開關，開始進行恒流量注漿試驗，注漿1 min后關閉上述開關，停止注漿，整個過程采用秒表計時。最后認真沖洗管路，結束本工況的注漿。

注漿過程地層溫度變化與注漿持續時間如圖7所示，由圖7可知，試驗中在模擬地層水溫達到預定溫度，且恒溫時間大于10 min后開始注漿，整個過程溫度誤差在±2 ℃，保證整個模擬地層結構的溫度可達到預定值。

圖7 注漿過程地層溫度保持與變化趨勢Fig.7 Layer temperature maintenance and change trend during grouting

3 結果分析及討論

3.1 試驗數據處理的數學模型

漿液的可注性與巖體的滲透系數有關，而滲透系數由巖體的孔隙率占比決定。針對多孔介質的滲透系數與孔隙率的半經驗半理論公式，表達式可概括為=()。其中，為與巖體相關的參數(如有效粒徑、巖體孔隙率等)。一般認為，當基體滲透系數小于10m/s時，認為其失去可注性。試驗發現本文所選擇巖塊粒徑組成的基體其滲透系數約在0.013 m/s左右，故漿液在該工況下具有可注性。

高溫富水破碎巖體注漿時，漿液擴散規律受多個因素共同影響，在處理由多個自變量引起的問題時，多采用多元線性回歸分析和多元線性逐步回歸分析。設計的試驗因變量為結石體體積，自變量分別為單位時間流量、水灰質量比、地層溫度。初步分析發現，試驗結果與影響因素間并非線性關系，而是多元冪函數關系，因此，假設其函數模型為

=()

(2)

將式(2)非線性模型兩邊取對數得

lg=lg+lg+lg()+lg

(3)

假設=lg，=lg，=lg，=lg()，=lg，則式(3)非線性模型可轉化為多元線性回歸模型：

=+++

(4)

式中，，，分別為漿液擴散范圍對單位時間流量、水灰質量比和地層溫度的回歸系數；為對漿液擴散范圍的綜合影響系數。

3.2 漿液擴散規律的數學關系式

進行高溫富水環境下破碎巖體注漿試驗，得到的結果見表2。

表2 不同地層溫度作用下漿液擴散范圍Table 2 Slurry diffusion range under different geo-temperature

依據對數學模型的求解，將表2的數據代入式(2)，可得到漿液結石體體積與流量、水灰質量比()、地層溫度之間的數學關系為

=10530995()02450233

(5)

經計算得式(5)的為0.976，驗證了所建立數學關系式的準確性。

由表3和圖8可知，理論值與實測值誤差較小，分布均勻且2值的大小交叉分布，在有限范圍內波動，平均誤差率為7.92%。說明回歸結果良好，建立的數學關系式可靠。

表3 不同地層溫度作用下漿液擴散范圍實測值與理論值對比Table 3 Comparison of measured and theoretical values of slurry diffusion range under different geo-temperature dm3

圖8 結石體體積實測值與計算值的對比Fig.8 Comparison of measured and calculated values of stone body volume

3.3 漿液擴散規律影響因素分析

選取地層溫度、單位時間流量和水灰比3個變量進行參數敏感性分析。

實際工程中為保證注漿后巖體的強度，水灰比往往已確定，依據上述分析可得不同流量下地層溫度與漿液擴散范圍的關系。由圖9知，在其他試驗條件一定時，單位時間流量越大漿液的結石體體積越大，但各單位時間流量下，結石體體積隨地層溫度的增加變化不大，增長速率隨流量的增加逐漸增大，總體表現為漿液擴散范圍受地層溫度的影響較小。

圖9 地層溫度與漿液擴散范圍的關系Fig.9 Relationship between geo-temperature and slurry diffusion range

調整好單位時間注漿流量，可反演不同地層溫度下水灰質量比與漿液擴散范圍變化的關系。由圖10知，地層溫度越高，漿液的結石體體積越大。隨注漿時間的延長漿液不斷置換巖體中的水分，實現對巖體的充填加固，靜水壓狀態下漿液的水灰比基本不受影響，但高地溫作用會降低漿液的黏度，故出現上述現象。漿液的擴散范圍隨水灰比的增加逐漸增大，但增長速率逐漸變緩，當水灰質量比大于1.0時，增幅明顯變小，這是由于水灰質量比大于1.0的漿液可近似看作牛頓流體，此時繼續增大水灰比，對漿液的流動性影響不大，要得到更大的漿液擴散范圍，需提供更大的注漿動力或注漿時間。總的來說，漿液的擴散范圍受水灰比的影響較為顯著，這與回歸所得關系式呈現的規律具有一致性。

圖10 水灰質量比與漿液擴散范圍的關系Fig.10 Relationship between water-cement ratio and slurry diffusion range

在地層溫度無法改變時，結合公式可進行不同水灰比下單位時間注漿流量與漿液擴散范圍變化關系的分析。由圖11知，水灰比越大，漿液的結石體體積越大。隨單位時間流量增大，用大水灰比與小水灰比漿液注漿，得到的結石體體積差距在逐步增大。在統計范圍內，結石體體積隨單位時間流量的增大線性增加，增長速率隨單位時間流量的增幅基本保持不變。總的來說，漿液擴散范圍受單位時間注漿流量的影響非常明顯。

圖11 單位時間流量與漿液擴散范圍的關系Fig.11 Relationship between unit time flow rate and slurry diffusion range

對裂隙發育的巖體注漿，施工時綜合考慮到漿液黏度和水泥石強度的影響，較多使用水灰比為0.8和1.0的漿液。在確定水灰比后，地層溫度和單位時間流量共同作用下漿液擴散的規律如圖12所示。

圖12 注漿流量和地層溫度對漿液擴散范圍的影響Fig.12 Influence of grouting flow rate and layer temperature on slurry diffusion range

漿液的擴散范圍隨單位時間流量和地層溫度的增加而增大。單位時間流量作用下，擴散范圍的增長率基本保持不變，顯著大于地層溫度。在有限增量范圍內，單位時間流量為1.07 L/min時，漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為3.12和2.54 dm，2者差值較小；當地層溫度為40 ℃時，單位時間流量下，漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為19.14和2.84 dm，2者差值較大。可見單位時間流量和地層溫度耦合環境下，漿液擴散范圍受前者的影響明顯大于后者。

實際巖層的高溫往往不是局部性的，持續的恒溫熱源通過導熱裂隙帶涌向作業面，這種情況可認為地層溫度恒定。圖13可體現不同水灰比和單位時間流量作用下漿液的擴散規律。漿液的擴散范圍隨單位時間流量和水灰比的增加而增大，單位時間流量作用下結石體的增長率基本保持不變，同比大于水灰比的作用。在設計的變量增量等級下，單位時間流量為1.07 L/min 時，研究水灰質量比下漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為3.33和2.68 dm，2者差值較小；若水灰比為1.1∶1時，單位時間流量下漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為20.20和2.99 dm，2者差值較大。可見，水灰比和單位時間流量耦合環境下漿液擴散范圍受后者的影響較明顯。

圖13 注漿流量和水灰比對漿液擴散范圍的影響Fig.13 Influence of grouting flow rate and water-cement ratio on slurry diffusion range

考慮到巖體裂隙的發育程度、滲流路徑長度和漿液流動度等因素，單位時間注漿流量不可能無限增大。確定單位時間注漿流量后，圖14可反映不同地層溫度和水灰質量比作用下漿液擴散規律的發展趨勢。漿液擴散范圍隨單位時間流量和水灰質量比的增加而增大，2者的增長率變化基本一致，均保持較小的增勢，圖14中的三維曲面基本呈對稱結構。

圖14 地層溫度和水灰比對漿液擴散范圍的影響Fig.14 Influence of layer temperature and water-cement ratio on slurry diffusion range

在設計的變量變化范圍內，漿液擴散范圍的極大值為9.94 dm，即圖14中的深紅色部分；極小值為6.51 dm，即圖14中下方紫色部分。說明2者共同作用下，對漿液擴散范圍的影響不大。在有限的變量增量范圍內，水灰比為1.1時，研究地溫下漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為8.93和7.28 dm，2者差值較小；當地溫度為40 ℃時，研究水灰質量比下漿液擴散范圍的最大值與最小值分別為9.04和7.27 dm，2者差值相對較大。漿液擴散范圍受水灰質量比和地層溫度的影響差值不大，但前者稍大于后者。

3.4 地溫作用下漿液擴散形狀分析

在設計的試驗條件下，對漿液擴散范圍影響最大的是單位時間流量，最小的是地層溫度，水灰比處于中間，后續以單位時間流量為主導因素對漿液的擴散形狀展開分析。

注漿試驗完成后，漿巖混合體在三維腔體中養護48 h，待漿液硬化后拆模取出結石體，觀察漿巖混合體中漿脈的分布情況和結石體形狀。所有試驗均為1 min的恒流量注漿，設計的最大和最小單位時間流量分別為7.29和1.07 L/min，由圖15可知，試驗范圍內漿液的滲流路徑均未達到模型邊界，故結石體形狀和漿液擴散范圍不受鋼筒邊界約束。

圖15 不同注漿流量下模型對結石體形狀的約束Fig.15 Constraints of model on stone body shape under different grouting flow rates

設計的巖層孔隙率和單位時間流量范圍內，高溫富水裂隙巖層中漿液的擴散形式以充填壓密為主，不存在劈裂現象。出漿口位于注漿管的頂部，由沿其環向均勻布置的3個直徑3 mm的小孔組成，可保證漿液均勻向四周擴散，通過對多組漿液擴散試驗觀測，發現受單位時間流量的影響漿液固化后結石體的形狀有較大差別，但膠結度良好。

由圖16可知，當單位時間流量較小時，結石體形狀呈餅狀，這是由于模擬地層結構的孔隙率較大，各滲流通道貫通良好，優勢路徑明顯，單位時間流量較小時，漿液從出漿口排出后均勻向四周擴散，由于漿液供給的中斷還未來得及形成球狀體，在其自重的作用下向模型底部沉積，最終形成餅狀結構。之后，隨流量的逐漸增大，結石體形狀逐漸向錐形體過渡，最后，呈明顯、完整的球狀體。

圖16 不同單位時間注漿流量下結石體形狀的對比Fig.16 Comparison of stone body shape under different unit time grouting flow rate

在結石體形狀從餅狀向球狀體逐漸過渡的階段，球狀體直徑的增大速度遠大于餅狀結構，具體表現為流量為1.07和7.29 L/min時，結石體餅狀結構的直徑分別為31.5和40.3 cm。而流量為1.07 L/min時，認為結石體形狀不存在球狀結構；當流量增至為4.62 L/min 時，結石體出現明顯的球狀結構，此后流量在4.62～7.29 L/min變化時，球狀結構直徑分別為22.07，23.13和25.91 cm。伴隨單位時間注漿流量從1.07～7.29 L/min變化，結石體的高度從7增至28 cm，完成從低于注漿管到高于注漿管的過渡。

綜上所述，可預測當試驗模型尺寸足夠大時，對高溫富水破碎巖體進行恒流量注漿，隨流量從小到大，漿液結石體形狀從初始的餅狀逐漸過渡到錐形體，然后到類似圓球車阻石的形狀，此后隨流量的不斷增大球狀結構直徑逐漸增大，餅狀結構的直徑變化很小，最后結石體形狀成為完整的球形結構。

4 結 論

(1)研制了一套可滿足高溫富水環境下破碎巖體注漿的試驗裝置，該裝置由試驗架模塊、破碎地層模擬模塊、不同溫度水供給模塊、注漿系統模塊和流量變頻控制模塊等5部分組成，可實現對富水破碎巖體的壓縮變形分析和孔隙率的測定。進行了富水破碎巖體壓縮變形分析，試驗得到的模擬地層孔隙率值與理論值的差小于0.1%，驗證了研制模型的合理性。

(2)高溫富水環境下對破碎巖體進行恒流量注漿，得到了地層溫度、水灰比和注漿流量耦合作用下漿液擴散范圍的經驗公式。當地層破碎滲流通道較大，由高溫水引起地層高溫條件下，發現影響漿液擴散范圍的主要因素是單位時間流量，地層溫度最小，水灰比對漿液擴散范圍影響居中，且水灰比和地層溫度對漿液擴散范圍的影響不大。

(3)高溫富水環境下破碎巖體恒流量注漿，漿液的擴散形式以充填壓密為主，不存在劈裂現象。漿液結石體的形狀隨單位時間流量的增大有較大差別，從餅狀逐漸過渡到錐形體，再到類似圓球車阻石形狀，隨流量的增大球體直徑的增幅大于餅狀結構直徑，最后，結石體形狀成完整球形結構。

隨著我國隧道施工受高地溫環境影響的實例越來越多，借助新的科技手段加強試驗研究、提高物理模型的相似程度，考慮水-力-熱耦合作用下，漿液在裂隙巖體中的擴散規律是未來重要的研究方向。