許延春，張二蒙，趙霖，沈星宇，李志宇

中國礦業(yè)大學(北京)能源與礦業(yè)學院，北京 100083

礦井已注漿加固的工作面仍會發(fā)生淹井、淹區(qū)和淹面等嚴重突水事故，造成重大損失[1-3]。例如，焦作礦區(qū)、邢東煤礦、鶴壁十礦均出現(xiàn)注漿后工作面發(fā)生突水事故[4-5]。主要原因是現(xiàn)有漿液擴散、充填等理論研究不深入，注漿工藝不精確，導(dǎo)致目標含水層改造效果差。

在連續(xù)介質(zhì)研究的基礎(chǔ)上，針對漿液擴散受到注漿壓力、滲透系數(shù)、漿液黏度等多參量影響[6-7]，研究人員已展開大量相關(guān)研究。Maag提出的漿液在砂土層球形擴散時漿液的簡化滲流理論、Raffle-Greenwood球形滲透公式、柱狀滲透理論、賓漢姆漿體的滲透公式及黏變流體在地層中的滲透公式等理論[8-9]。一些文獻研究了漿液性能、漿液運移機制、裂隙注漿效果、漿液動界面擴散機理、不同類型漿液擴散機制、漿液與巖體裂隙耦合機制[10-12]。在注漿工藝方面，按照漿液在巖層中的運動形式可分為滲透注漿[13]、擠壓注漿[14]、劈裂注漿[15]、噴射注漿[16]和爆破注漿[17]。趙慶彪等[18]將注漿進程分為充填注漿、升壓滲透注漿和高壓擴縫注漿三個時段。江明明[19]、李召峰[20]通過對巷道圍巖工程地質(zhì)條件分析，進行深厚破碎巖體巷道圍巖地面注漿工程設(shè)計，確定注漿范圍、注漿鉆孔參數(shù)、注漿壓力、水灰比和注漿結(jié)束標準；通過井下觀測、檢查孔巖芯鑒定分析漿液擴散范圍，優(yōu)化注漿參數(shù)。文圣勇[21]、劉泉聲等[22]對煤巖體的注漿材料性能、加固效果、注漿參數(shù)影響因素、滲透與劈裂注漿共同作用機制等問題進行了研究。

目前主要成果是由漿液在單一裂隙或無裂隙巖體介質(zhì)中的擴散規(guī)律研究得出的，而巖體裂隙作為地下水與注漿改造時漿液運移通道之一，其開度、數(shù)量與貫通程度、分布規(guī)律使得巖體表現(xiàn)出復(fù)雜不連續(xù)的結(jié)構(gòu)特征，現(xiàn)有的注漿理論不能滿足實際工程的需求。本文基于典型含水巖層，通過室內(nèi)模擬實驗與Fluent仿真模擬，獲取注漿漿液在煤層底板含水層裂隙場、應(yīng)力場等動態(tài)變化規(guī)律，揭示不同漿液黏度在具有一定開度裂隙中的充填擴散機理，探究注漿漿液在裂隙巖層的運移、充填、貯留機理，借助超聲波測缺陷設(shè)備獲得注漿改造裂隙巖體強度的規(guī)律。

1 室內(nèi)注漿擴散實驗

1.1 實驗原理及裝置組成

1.1.1 實驗原理與目的

為了研究漿液在動水環(huán)境裂隙巖體中的擴散規(guī)律，制作了真三維裂隙巖體動水注漿改造模型實驗臺，可以實現(xiàn)裂隙場(裂隙開度、傾角等)、承壓動水流場(水壓、方向等)、注漿場(注漿壓力、漿液黏度、密度等)各參數(shù)的多因素、多水平調(diào)節(jié)，通過控制邊界條件實現(xiàn)多次循環(huán)實驗。試驗裝置具有可視化的優(yōu)點，可直接對擴散過程和充填結(jié)果進行觀測，分析漿液擴散規(guī)律與充填后強度變化。基于此，進一步研究漿液在導(dǎo)水、儲水空間的內(nèi)在聯(lián)系、貯留機制，探究不同因素對目標巖層注漿改造的影響機理。

本次實驗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，使用一定壓力注漿，采用相同裂隙場、承壓水流場參數(shù)進行不同黏度的動水注漿模擬實驗。裂隙含水層原型為焦作礦區(qū)L8含水層，在研究區(qū)域內(nèi)其平均厚度為 8.0 m，相似比α=80，根據(jù)幾何相似準則，設(shè)計注漿實驗裝置長×寬×高為10 000 mm×6 000 mm× 100 mm。裂隙設(shè)置小于3 mm時，在受輕微擾動后會出現(xiàn)閉合導(dǎo)致研究失敗，因而采用標準卡件制作寬度為4 mm裂隙。

1.1.2 實驗裝置組成

真三維裂隙巖體動水注漿改造模型實驗系統(tǒng)分為注漿模塊、可調(diào)節(jié)動承壓水模塊、巖體裂隙模塊和信息采集模塊四部分，設(shè)備裝置系統(tǒng)如圖1所示。注漿模塊選用流量小、高壓力的定制手動注漿泵；可調(diào)節(jié)動承壓水模塊是通過調(diào)節(jié)供(出)水壓力閥與接口位置來模擬不同水流方向與不同壓力水流場；巖體裂隙模塊由裂隙巖塊和密封實驗裝置構(gòu)成；信息采集模塊分為馬氏漏斗、超聲波檢測裝置、高清相機與圖像數(shù)據(jù)處理軟件組成。

圖1 實驗設(shè)備裝置系統(tǒng)Fig.1 Experimental equipment system

實驗臺四周具有13個多功能孔，可選擇作為漿液注入口或泄水口。通過接入不同儀表，可以實現(xiàn)多方位組合注漿、泄水條件下注漿壓力、注漿量、含水層水壓和泄水口水壓的測量。裝置中巖塊的上下界面受到夾持作用，當平面內(nèi)受到的應(yīng)力大于裝置給予的摩擦限制后出現(xiàn)位移，可用來模擬大埋深巖層位移及應(yīng)力邊界條件。

1.2 實驗參數(shù)設(shè)計與方案

選用趙固二礦奧陶紀灰?guī)r含水層注漿改造現(xiàn)場工程中水灰比為1.5∶1的水泥漿作為本次研究漿液。漿液干料由硅酸鹽水泥和膨潤土組成，比例為4∶3。同時增設(shè)兩組具有水灰比梯度差的漿液，以人工注入的形式，探究A、B、C三種黏度漿液在均質(zhì)裂隙中的擴散和運移結(jié)果，設(shè)計注入漿液 2 400 mL。

馬氏漏斗測得流體流動特性，可通過公式(1)轉(zhuǎn)化成非牛頓流體有效黏度值[23]。

(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。

漿液參數(shù)與注漿參數(shù)記錄(23 ℃)見表1。

表1 實驗參數(shù)Tab.1 Experimental parameter

1.3 實驗流程

注漿實驗流程如圖2所示。

圖2 注漿實驗流程Fig.2 Flow chart of grouting experiment

實驗系統(tǒng)通過控制注漿口漿液流速、調(diào)節(jié)泄壓閥出水量來維持注漿過程中裂隙系統(tǒng)的壓力，即穩(wěn)壓“定流”注漿。見漿停注是指裂隙中完全充填漿液的在實驗臺中部縱向裂隙擴散至超過1/2刻線時停止注漿。恒溫環(huán)境中，關(guān)閉進出水口與注漿口閥門，在具有固定水壓的巖體裂隙模塊中對注漿改造范圍內(nèi)巖體進行72 h“保壓”養(yǎng)護。

1.4 實驗數(shù)據(jù)采集與處理

1.4.1 注漿量、注漿壓力與裂隙系統(tǒng)壓力

(1) 通過讀取數(shù)顯式臺秤結(jié)果，記錄壓入巖體裂隙的漿液量，結(jié)合漿液密度，可得出注入漿液體積。

(2) 注漿壓力通過連接在注漿桶腔內(nèi)的高精度壓力表讀取。

(3) 動水入口和出口的水壓可直接在各自連接的水壓表讀取。根據(jù)讀數(shù)調(diào)節(jié)泄壓閥的閉合，以保證裂隙系統(tǒng)圍壓穩(wěn)定。

1.4.2 裂隙及巖塊標記方法

以模型實驗臺注漿口左側(cè)底角為原點，設(shè)定坐標系，以實驗臺短邊為X軸，長邊為Y軸。標定巖塊陣列位置和方位轉(zhuǎn)動方向，確保巖塊在每次實驗中都為同一位置，減少實驗誤差。Lx(i，i+1)表示第i(i∈1，2，3，4)列與i+1列之間的縱向裂隙；Ly(i，i+1)表示第j(j∈1，2，3，4，5，6，7，8)行與j+1行之間的橫向裂隙。記巖塊為B(x，y)，(x，y)為巖塊在坐標系中行、列的位置。

1.4.3 注漿擴散半徑確定方法

透過有機玻璃蓋可觀察注漿過程中漿液運移全過程?！氨骸别B(yǎng)護后，逐層移除巖塊，對裂隙間充填漿液進行“多方位逐層”圖像記錄來確定其半徑。

“多方位逐層”圖像記錄過程如圖3所示。將充填后的改造巖塊以列為單位，在列的基礎(chǔ)上逐個分離單個巖塊，裸露出各列巖塊中的充填漿液并采用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(jié)果，如圖3(a)所示。再按照巖塊既定位置以行的方式重新擺放巖塊，記錄橫向裂隙中漿液充填結(jié)果，如圖3(c)所示。

圖3 圖像采集方法Fig.3 Schematic diagram of image acquisition method

1.4.4 超聲波測試方法

本次實驗選取位于實驗臺中心的B43-B53和B44-B54兩組巖塊作為研究對象，在移除第2、5列巖塊后，依據(jù)《超聲法檢測混凝土缺陷技術(shù)規(guī)程》，使用ZBL-U520非金屬超聲檢測儀檢測注漿改造前、后兩組巖塊的內(nèi)部波速，獲得其在注漿前后的動彈性模量變化。其中在B43-B53和B44-B54兩組注漿后的巖塊上選取7個點測試超聲波數(shù)據(jù)，去掉最大值、最小值后的平均波速為改造后巖塊波速。

2 注漿模型實驗結(jié)果

3臺模型實驗在裂隙中擴散結(jié)果、充填形態(tài)通過MMA軟件重構(gòu)，結(jié)果如圖4所示。

圖4 漿液充填MMA模型結(jié)果Fig.4 Schematic diagram of MMA model of cement filling results

實驗臺中巖塊之間裂隙頂部采用似膏體防溢出物質(zhì)充填，當實驗臺Z方向充填高度大于95 mm且區(qū)域內(nèi)無明顯空腔時，即可認定為完全充填。通過分析漿液充填結(jié)果和實驗過程中未受漿液擾動的巖體裂隙特征可知：裂隙巖層受到由漿液所傳遞的注漿壓力作用，其加固后的性質(zhì)和裂隙特征發(fā)生較大改變。根據(jù)改造后的裂隙巖體中是否貯存漿液，可將其分為漿液擴散區(qū)和未擴散區(qū)；根據(jù)裂隙中漿液充填密實度，漿液擴散區(qū)域可分為完全充填區(qū)和非完全充填區(qū)域；依據(jù)裂隙發(fā)育程度，未擴散區(qū)域分為原巖裂隙區(qū)和裂隙二次發(fā)育區(qū)域。

實驗中漿液完全充填范圍內(nèi)的巖塊之間裂縫在Z方向上被漿液完全密實充填；漿液擴散范圍與完全充填范圍面積之差(S擴散-S完全充填)為非完全充填區(qū)域。漿液在非完全充填范圍內(nèi)沿裂隙方向逐漸下降的曲線，稱為非有效擴散區(qū)漿液衰降坡曲線(yx)。本次研究主要分析黏度對漿液在裂隙巖體中的充填、擴散規(guī)律，而對裂隙二次發(fā)育區(qū)與原巖裂隙區(qū)的具體變化規(guī)律并未進行深入研究。

改造后裂隙巖體區(qū)域劃分如圖5所示。

圖5 改造后裂隙巖體區(qū)域劃分示意圖Fig.5 Schematic diagram of regional division of fractured rock mass after reconstruction

2.1 漿液平面內(nèi)擴散規(guī)律分析

通過對MMA軟件編程提取A、B、C三組實驗的擴散半徑、面積、擴散距離等參數(shù)見表2。3臺物理實驗中完全充填區(qū)域充填跡線輪廓(圖6)與各自對應(yīng)擴散區(qū)域(圖7)相似。實驗A、B在完全充填區(qū)域的擴散形態(tài)相似且基本關(guān)于Lx34裂隙對稱，低、中黏度的漿液在Lx34中擴散最遠距離分別為748 mm、 652 mm，完全充填面積相差106.2 cm2。

圖6 完全充填區(qū)域輪廓Fig.6 Diffusion trace contour of full filling area

圖7 漿液擴散區(qū)域輪廓Fig.7 Profile of the slurry diffusion area

表2 漿液充填擴散結(jié)果Tab.2 Diffusion result parameter of cement filling

實驗C中大量漿液進入裂隙系統(tǒng)右側(cè)，完全充填范圍呈現(xiàn)非對稱現(xiàn)象，區(qū)域內(nèi)擴散最遠距離位于Lx45裂隙808 mm處。3臺模型實驗中，S非完全充填占比對應(yīng)為32.65%、23.35%、21.43%，在Y方向上的最大長度為240 mm、141 mm、203 mm。高黏度漿液在擴散過程中引發(fā)巖塊向?qū)嶒炁_右側(cè)裂隙偏轉(zhuǎn)位移，完全充填范圍內(nèi)出現(xiàn)與完整巖體介質(zhì)類似的劈裂效應(yīng)，裂隙通道張開度發(fā)生減小甚至閉合，造成裂隙分布不均勻，而漿液總是遵循流動阻力最小的方向前進，最終形成非對稱充填形狀。

2.2 裂隙中漿液擴散規(guī)律分析

依據(jù)漿液擴散半徑的確定方法，將晾干的實驗臺逐層分離后使用高清相機記錄裂隙中漿液形態(tài)，通過GETDATA軟件讀取圖像中裂隙漿液充填體輪廓線坐標，繪制裂隙中漿液擴散跡線。

2.2.1 縱向裂隙中漿液擴散規(guī)律

模擬注漿實驗中實驗臺中承壓水壓力和上下邊界對巖塊提供的摩擦力為應(yīng)力條件邊界，且3臺實驗的巖塊擺放位置固定，使得由巖塊組成的裂隙表面粗糙度恒定?？刂谱{壓力后的模擬實驗中，漿液黏度是影響漿液擴散結(jié)果的唯一因素。3條主要縱向裂隙中不同黏度漿液擴散曲線如圖8所示，實驗中見漿點位于Lx34裂隙中，見漿點與注漿口之間的裂隙部分均為完全充填。

圖8 3條縱向裂隙中漿液衰降結(jié)果Fig.8 Results of slurry decline in three longitudinal cracks

由圖8可知：高黏度漿液在Lx34裂隙完全充填位置與低黏度、中黏度漿液相同；低黏度與中黏度漿液在3條主要縱向裂隙中的完全充填位置也基本相同，但高黏度漿液在注漿過程中出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致在Lx45裂隙中完全充填長度均大于Lx23和Lx34裂隙。yx曲線在Z方向高度相同，因此yx曲線斜率k可用來表示漿液在非完全充填區(qū)域的衰降速度，Lx34和Lx45裂隙中的3條yx曲線斜率k關(guān)系為kA>kB>kC，即高黏度漿液在承壓水作用下衰降速度快，低黏度漿液易受承壓水影響，衰降距離增加。實驗C中出現(xiàn)注漿口漿液堆積現(xiàn)象，導(dǎo)致Lx23裂隙中高黏度漿液受到的注漿壓力小且作用時間短，該裂隙中yx曲線斜率kC最大，漿液衰降距離最長，具體應(yīng)力作用結(jié)果在3.2節(jié)中有詳細分析。

對比實驗中漿液yx曲線，考慮注漿過程中漿液分為注漿壓力影響擴散與自由擴散兩個階段，認為非完全充填區(qū)域的漿液形態(tài)，為帶壓注漿終態(tài)與承壓水共同作用后再形成自由擴散階段，因此在相同時間的注漿壓力與承壓水作用下，漿液黏度越低，越容易與承壓水結(jié)合，形成的非完全充填區(qū)域內(nèi)的漿液衰降距離越長。

2.2.2 橫向裂隙中漿液擴散規(guī)律

圖9為實驗中主要橫向裂隙中漿液擴散分布跡線圖。在遠離注漿壓力來源一定距離的橫向裂隙中，漿液充填形態(tài)主要依靠相鄰縱向裂隙的補給漿液自由流動。橫向裂隙中漿液沿注漿壓力最優(yōu)傳遞的裂隙對稱分布，如果在流動主方向下降愈大，則說明對目標改造區(qū)域巖體的充填效果愈好。

圖9 主要橫向裂隙中漿液充填結(jié)果Fig.9 Results of slurry decline in transverse cracks

注漿結(jié)果顯示：低黏度與中黏度漿液在3條主橫向裂隙中的分布關(guān)于實驗臺中心對稱，而高黏度漿液充填形狀出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，在裂隙Lx56右側(cè)仍為完全充填狀態(tài)。實驗臺低、中、高三種黏度注漿實驗在3條橫向裂隙中充填面積之和分別為703.2 cm2、561.3 cm2、1 052.1 cm2，隨著橫向裂隙位置與注漿口距離增加，裂隙中漿液充填面積呈下降態(tài)勢，實驗B的下降梯度均大于實驗A與實驗C。根據(jù)實驗結(jié)果分析認為，實驗B充填效果優(yōu)于實驗A和實驗C，即中等黏度漿液充填效果較好。

在注漿模擬實驗中，注漿口位置出現(xiàn)了漿液堆積現(xiàn)象，漿液在注漿壓力作用下，始終在鋒面選擇阻力最小的位置作為下一步流動方向。不同黏度漿液在靠近注漿口形成的堆積范圍具有一定差異性，而范圍內(nèi)的巖塊位移導(dǎo)致裂隙開度不同，因此漿液黏度是影響其在相同開度裂隙中流動結(jié)果的主要因素。裂隙中漿液流動轉(zhuǎn)變?yōu)楣?液兩相物質(zhì)應(yīng)力應(yīng)變?nèi)詈蠁栴}，其應(yīng)力分布可通過仿真模擬實驗進行探究。

3 漿液擴散數(shù)值模擬分析

Fluent模擬多相流具有精度高的優(yōu)點，其中VOF模型適合具有清晰相界面流場中對多流體的各相流體體積分數(shù)進行獨立計算[24-25]。先采用ICEM樣條插值法得到結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，再對實驗臺裂隙系統(tǒng)進行劃分，設(shè)定2 mm的巖塊與實驗臺裂隙作為裂隙系統(tǒng)中承壓水與漿液流動通道，巖塊之間裂隙為4 mm，這一設(shè)定符合實驗臺實際狀況。按照表1設(shè)定材料參數(shù)，選用VOF模型對注漿實驗裂隙系統(tǒng)進行1∶1還原，共剖分1 152 900個單元， 1 601 150個節(jié)點。初始設(shè)定水泥漿定速v=0.05 m/s入口，兩相(漿液、承壓水)出口為混合壓力出口，設(shè)定wall范圍為位移邊界條件。注漿前裂隙中充滿承壓水。

3.1 漿液擴散分布

注漿口流速v=0.05 m/s，t=11 s時停止運算，漿液擴散超過1/2刻線，實驗臺見漿停注。仿真實驗中漿液擴散最終形態(tài)如圖10所示，其中紅色區(qū)域為水泥漿液，藍色區(qū)域為承壓水?？拷鏊诘纳习氩糠謱嶒炁_均為穩(wěn)壓動水。為便于分析，文中只給出漿液擴散及部分承壓水區(qū)域的貯存和應(yīng)力分布形態(tài)。

圖10 t=11 s時漿液擴散形態(tài)Fig.10 Phase contour of cement diffusion(t=11 s)

實驗中漿液最遠擴散至距注漿口約520 mm處，位于Lx34裂隙中。橫向裂隙Ly23、Ly34均被漿液完全充填，Ly45裂隙中賦有大量承壓水。非完全充填范圍內(nèi)，由于裂隙系統(tǒng)中的漿液流經(jīng)不同裂隙通道封閉住某一裂隙的承壓水出、入路徑，導(dǎo)致形成漿液與承壓水共存現(xiàn)象，包括縱向裂隙遠離注漿口端、巖塊與實驗臺夾縫裂隙。完全充填范圍內(nèi)裂隙充填效果良好，未出現(xiàn)“漿包水”現(xiàn)象，與實驗臺完全充填范圍分布結(jié)果相似，實際注漿工程中也存在這一現(xiàn)象。

3.2 應(yīng)力分布規(guī)律

根據(jù)仿真實驗的壓應(yīng)力場分布可解釋模型實驗臺擴散過程，結(jié)合裂隙中應(yīng)力分布，可分析漿液擴散終態(tài)形成的原因，明確注漿結(jié)果中出現(xiàn)的特殊現(xiàn)象機理。仿真模擬實驗中，裂隙系統(tǒng)應(yīng)力場分布范圍及3條主要縱向裂隙應(yīng)力狀態(tài)如圖11、圖12所示。

圖11 t=11 s時漿液應(yīng)力分布狀態(tài)Fig.11 Pressure contour of cement diffusion(t=11 s)

A、B、C漿液擴散實驗中最大應(yīng)力分別為 78.5 kPa、86.9 kPa、192 kPa，均位于Lx34中的注漿口附近，且向遠離注漿入口方向衰減。3條裂隙中漿液擴散均超過500 mm，而圖12顯示，3臺實驗中的注漿應(yīng)力升高區(qū)域在Y方向上的長度均小于0.4 m，表明在漿液在流動鋒面處應(yīng)力傳遞能力較弱，并有可能消失。對比Lx23、Lx45裂隙在3臺實驗中的應(yīng)力分布情況可知，2條裂隙在起始處的能量相等，當漿液從注漿口經(jīng)過相同距離的流動后，漿液能量逐漸降低，而裂隙所處位置不同導(dǎo)致2條裂隙應(yīng)力衰降不同步。故認為裂隙中漿液流動受漿液性質(zhì)與裂隙所處的位置影響。

圖12 Lx23、Lx34、Lx45裂隙中應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution contour in fracture Lx23，Lx34，Lx45

實驗C注入的是高黏度漿液，巖體裂隙系統(tǒng)中最大應(yīng)力為192 kPa，該高應(yīng)力區(qū)域分布在注漿口180 mm內(nèi)，實驗臺中該范圍出現(xiàn)圖13中特有的漿液堆積。漿液堆積造成應(yīng)力升高，且作用在巖塊的應(yīng)力合力方向未經(jīng)過巖塊，使得巖塊受到非均勻應(yīng)力作用而在平面內(nèi)產(chǎn)生回轉(zhuǎn)，最終形成圖14所示的距離注漿口較遠處的預(yù)制裂隙二次發(fā)育現(xiàn)象。高應(yīng)力分布區(qū)域內(nèi)的巖塊在Y方向最大位移量23 mm，X方向影響范圍約為55 mm。B13和B14巖塊錯位大約8 mm，且裂隙內(nèi)漿液均為完全充填。第一行的巖塊均沿Y軸正方向滑移，引起預(yù)置裂隙張開度減小，應(yīng)力經(jīng)裂隙中充填漿液傳遞至距離注漿口較遠的低應(yīng)力區(qū)域巖塊，最終影響第7、8行巖塊之間裂隙開度減小，甚至閉合。區(qū)域內(nèi)的巖塊表面因受到來自漿液的擠壓應(yīng)力超過實驗臺提供的應(yīng)力邊界條件，導(dǎo)致巖塊發(fā)生位移，造成高黏度漿液在充填過程中出現(xiàn)裂隙充脹、巖塊擠壓現(xiàn)象。因此，實驗C的實際漿液擴散形態(tài)向?qū)嶒炁_右側(cè)裂隙系統(tǒng)區(qū)域發(fā)生偏轉(zhuǎn)。

圖13 注漿口漿液堆積Fig .13 Cement accumulation in grouting port

圖14 未充填區(qū)域預(yù)制裂隙開度減小及閉合Fig.14 Pre-fracture aperture reduction and closure in the unfilled area

3.3 注漿結(jié)合體強度變化規(guī)律

巖塊內(nèi)部波速綜合反映了巖石本身的各種物理力學性質(zhì)[26]，研究縱波和橫波在巖體內(nèi)部的傳播速度及規(guī)律，依據(jù)式(2)推算出巖體彈性模量：

(2)

式中，Ed為注漿前巖體動彈性模量，GPa；ρ為巖體密度，g/cm3；μd為巖體動泊松比；vp為巖體內(nèi)部縱波波速，m/s。

文獻[27]指出，以巖體彈性模量及其變化率為基準，注漿加固巖體動彈性模量增強度λ(式3)可以定量描述巖體彈性模量在注漿前后的變化特征：

(3)

式中，Ed′為注漿后巖體動彈性模量，GPa；λ為彈性模量增強度。

實驗臺中超聲波測缺陷結(jié)果見表3。兩組巖塊在水中(未充填)測得縱波波速分別為3.21 km/s和3.07 km/s，計算出彈性模量分別為14.38 GPa、17.54 GPa。兩組巖塊在注漿充填實驗后，增強度由小到大依次為λA<λB<λC，說明注漿能夠改善裂隙圍巖強度。在同一裂隙開度下，漿液黏度的提升能夠促使裂隙巖體彈性模量增加；且λB43-B53>λB44-B54，巖塊與注漿口之間的距離和注漿加固效果呈負相關(guān)性；兩種因素共同作用下，實驗巖塊(實驗C中λB43-B44)彈性模量最大增強度為108.07%。

表3 注漿前后超聲波測缺陷結(jié)果Tab.3 Ultrasonic defect measurement results before and after grouting

圖15、圖16分別為Fluent仿真實驗中兩組巖塊表面受到的應(yīng)力隨時間變化曲線。同一注漿時刻，B43-B53和B44-B54巖塊表面在實驗C中受到應(yīng)力最大，t=10 s時，最大應(yīng)力分別為44.93 kPa、26.89 kPa；實驗A與實驗B中，注漿壓力遠小于實驗C。綜合對比3臺實驗中動彈模可知：相同開度裂隙系統(tǒng)中同一位置的巖塊，漿液黏度與距注漿口距離決定注漿壓力作用大小及作用時間，進而影響改造后巖塊動彈模。

圖15 B43-B53巖塊受力隨時間變化Fig.15 The stress on the B43-B44 changes with time

圖16 B44-B54巖塊受力隨時間變化Fig.16 The stress on the B53-B54 changes with time

4 結(jié) 論

(1) 研發(fā)了一種室內(nèi)研究裂隙巖體漿液擴散的實驗裝置，形成一種實驗臺模型結(jié)合仿真模擬研究注漿加固改造技術(shù)的方法?？商骄坎煌ざ葷{液的充填擴散機理，分析注漿漿液在裂隙巖層的擴散、充填規(guī)律。

(2) 裂隙巖體經(jīng)過注漿改造后出現(xiàn)不同特性的區(qū)域，依據(jù)漿液充填與裂隙發(fā)育特性可具體分為完全充填區(qū)、非完全充填區(qū)、裂隙二次發(fā)育區(qū)與原巖裂隙區(qū)域。其中完全充填區(qū)內(nèi)漿液充填密實程度高，漿液未擴散區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)了裂隙張開度變化現(xiàn)象。

(3) 不同黏度漿液注漿后裂隙巖體的漿液擴散范圍、充填完整度和改造強度具有顯著差異。完全充填范圍內(nèi)巖體裂隙內(nèi)充填效果良好，非完全充填范圍內(nèi)裂隙中漿液出現(xiàn)了陡降現(xiàn)象，且高黏度漿液在Lx45裂隙中呈上凸狀。

(4) 注漿口附近的高應(yīng)力是造成實驗臺中的擴散范圍不對稱、充填異常、裂隙閉合現(xiàn)象形成的原因。漿液黏度與距注漿口距離是影響注漿過程中應(yīng)力分布的主要因素，該距離決定改造后巖塊彈性模量的大小。距離注漿口較近的B43-B53巖塊在高黏度漿液中動彈模增強量λ最大，達108.07%。

(5) 實驗使用的中黏度漿液對裂隙巖體改造效果最好，S非完全充填面積占比為23.35%，且裂隙中應(yīng)力分布均勻，未出現(xiàn)漿液堆積等異?，F(xiàn)象。仿真模擬中漿液在裂隙系統(tǒng)中的擴散結(jié)果與模型實驗結(jié)果吻合。