葉義成 劉一鳴 姚 囝 鄧興敏

(1.武漢科技大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，湖北 武漢 430081;2.冶金礦產(chǎn)資源高效利用與造塊湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430081)

急傾斜巖層傾角大，當(dāng)巖體結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度弱時(shí)支護(hù)較為困難[1-2]。目前針對(duì)急傾斜巖層內(nèi)巷道頂板支護(hù)多采用錨(索)桿支護(hù)、噴漿支護(hù)、錨網(wǎng)支護(hù)、工字鋼支護(hù)等方式或其中幾種形式的聯(lián)合支護(hù)方案，其中以錨桿支護(hù)及注漿支護(hù)為主[3-4]。由于急傾斜巖層內(nèi)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(xué)者考慮采用注漿方式對(duì)特殊巖體巷道進(jìn)行支護(hù)。王波等[5]采用實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和數(shù)值模擬等方法，分析了注漿前后圍巖強(qiáng)度與變形破壞情況，研究表明:采用錨注支護(hù)方式對(duì)于提高圍巖承載能力及支護(hù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度具有很好的效果，可有效抑制巷道圍巖發(fā)生變形破壞;王曉蕾等[6]系統(tǒng)討論了分析評(píng)價(jià)法、鉆孔檢查法、開挖取樣法和物探測(cè)試法4種工藝的注漿加固效果評(píng)價(jià)方法;劉泉聲等[7]針對(duì)常規(guī)工藝對(duì)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(duì)深部軟巖巷道進(jìn)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(wěn)定性得到了有效控制。

采用注漿方式支護(hù)急傾斜層狀巖體巷道頂板時(shí)，普通漿體材料僅起到黏結(jié)作用，能在一定程度上提高頂板圍巖的完整性[8-9]，但是對(duì)于漿體的黏結(jié)力大小具有較高的要求。依據(jù)巖石力學(xué)理論，巖石在三向受力狀態(tài)較單向受力狀態(tài)強(qiáng)度更大，因此本研究提出采用在凝結(jié)過程中能產(chǎn)生膨脹約束應(yīng)力的膨脹型漿體對(duì)急傾斜層狀巖體進(jìn)行注漿，形成對(duì)層理面兩側(cè)巖體產(chǎn)生擠壓作用的“先擠后黏”膨脹型漿體注漿加固思路[10-12]，進(jìn)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(hù)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(shù)值分析模型，結(jié)合巷道頂板應(yīng)力、位移與塑性應(yīng)變變化特征，分析膨脹型漿體注漿加固機(jī)理，最后通過相似模擬試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，為急傾斜層狀巖體巷道頂板支護(hù)提供借鑒。

1 數(shù)值模型構(gòu)建

1.1 基本假設(shè)

釆用ABAQUS軟件建立急傾斜層狀巖體巷道數(shù)值模型。模型范圍以外的區(qū)域用等效荷載代替，各層巖體都為各向同性等效連續(xù)介質(zhì)[13]，巖層接觸面之間采用cohesive接觸，原始應(yīng)力狀態(tài)設(shè)置為自重應(yīng)力。

1.2 模型建立與網(wǎng)格劃分

圖1為急傾斜層狀巖體巷道網(wǎng)格模型，模型尺寸為40m×30m，共有14 400個(gè)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(jiān)測(cè)點(diǎn)Fig.1 Roadway model and monitoring points

1.3 邊界條件

模型底部和左右兩側(cè)設(shè)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(shí)際中的上覆巖層自重應(yīng)力。本次數(shù)值模擬試驗(yàn)中對(duì)巷道頂板注漿層理面兩側(cè)施加2.4 MPa的膨脹應(yīng)力。

1.4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置

巷道上方1m和2m高度各設(shè)置6個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)左右間隔1.2 m，監(jiān)測(cè)加載過程的頂板應(yīng)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(shè)置3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)加載過程的頂板位移變化情況(圖1)。模型材料參數(shù)取值見表1。

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

2 注漿加固數(shù)值模擬試驗(yàn)

本研究通過對(duì)比不同注漿條件下的巷道頂板位移與圍巖應(yīng)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(yuǎn)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(chǎn)生滑移。巷道兩側(cè)垂直位移呈非對(duì)稱分布，頂板中部呈錯(cuò)位分布，沿層理面產(chǎn)生較大位移(圖2(a))，最大值為80.2 mm。注漿后頂板注漿區(qū)域應(yīng)力云圖呈連續(xù)分布，表明注漿后頂板各層間巖體有效黏結(jié)成整體(圖2(b)、圖2(c))。普通型漿體注漿后所提供的黏結(jié)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(jìn)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?？傮w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(yīng)力變化特征

不同注漿條件下的巷道圍巖應(yīng)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(yīng)力變化特征可進(jìn)行如下分析:

(1)巷道開挖過后，由于應(yīng)力釋放，巷道周邊產(chǎn)生了一定的拉應(yīng)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(yīng)力最大值σxmax分別為 3.17、0.81、1.03 MPa，垂直拉應(yīng)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(yīng)力呈現(xiàn)出非對(duì)稱分布，且頂板圍巖應(yīng)力受層理面控制明顯，呈非連續(xù)錯(cuò)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(cè)受壓下側(cè)受拉，巷道左幫出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

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

圖3 不同注漿條件下頂板水平應(yīng)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(yīng)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(yīng)變特征

不同注漿條件下的巷道圍巖塑性應(yīng)變分布如圖5所示。未注漿條件下的巷道塑性區(qū)范圍較大并集中于兩幫以及兩幫與底板交叉處，左側(cè)塑性應(yīng)變大于右側(cè)。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(kuò)展破壞[16]。普通型漿體注漿后圍巖塑性應(yīng)變減小，膨脹型漿體注漿進(jìn)一步減小了交叉處的塑性區(qū)面積，兩幫以及兩幫與底板交叉處的塑性應(yīng)變也顯著減小，說明膨脹型漿體注漿對(duì)控制圍巖塑性區(qū)范圍具有良好效果。

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

3 注漿加固相似模擬試驗(yàn)

3.1 相似模擬試驗(yàn)

本研究采用自主設(shè)計(jì)的可加載相似模擬試驗(yàn)裝置進(jìn)行急傾斜層狀巖體巷道頂板注漿加固相似模擬試驗(yàn)。試驗(yàn)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(yīng)的巖體力學(xué)參數(shù)取值見表2。試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽鐬? 000mm×1 500mm×300mm(長(zhǎng)×寬×厚)，幾何相似比為1∶20，應(yīng)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(gòu)筑兩個(gè)尺寸為200 mm×180 mm×300 mm(寬×高×深)的三心拱巷道，分別進(jìn)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(gè)層理面內(nèi)各設(shè)置1個(gè)注漿點(diǎn)，注漿點(diǎn)之間水平相隔60 mm，在層理面預(yù)埋小直徑注漿軟管。

表2 相似材料力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of similar materials

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

采用注漿泵對(duì)層理面注漿并養(yǎng)護(hù)7 d后，對(duì)模型上部進(jìn)行階梯加載，模擬巷道上覆巖層自重應(yīng)力[18]。試驗(yàn)共階梯加載8次至1.9MPa(模擬實(shí)際應(yīng)力45.9 MPa，與數(shù)值模擬相對(duì)應(yīng))，每次加載間隔12 h，具體加載參數(shù)取值見表3。每個(gè)巷道頂部中心及距中心左右50 mm共安裝5個(gè)電子千分表，監(jiān)測(cè)頂板位移。巷道上方50 mm處的層理面之間巖體內(nèi)部埋設(shè)12個(gè)壓力盒，監(jiān)測(cè)圍巖應(yīng)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(cè)點(diǎn)具體位置見圖6。

表3 加載參數(shù)Table 3 Loading parameters

3.2 相似試驗(yàn)結(jié)果分析

普通型漿體注漿和膨脹型漿體注漿后7 d內(nèi)巷道頂板各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)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(shù)據(jù)異常，故未監(jiān)測(cè)到數(shù)據(jù)。注漿后，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力大約在108 h后趨于穩(wěn)定。普通型漿體注漿下頂板應(yīng)力為0.04～0.22 MPa，左右側(cè)差異明顯。膨脹型漿體注漿下頂板應(yīng)力在24 h內(nèi)急劇增大，7 d后的應(yīng)力為0.59～0.78 MPa，頂板兩側(cè)的應(yīng)力較大，且頂板應(yīng)力整體上顯著大于普通型漿體注漿后的頂板應(yīng)力，表明膨脹型漿體注漿后的凝結(jié)期間對(duì)層理面產(chǎn)生了明顯的膨脹擠壓作用。

圖7 注漿后7 d內(nèi)的頂板應(yīng)力變化Fig.7 Variation of roof stress within 7 days after grouting

7 d后各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力基本不再發(fā)生變化，此時(shí)頂板內(nèi)部應(yīng)力處于穩(wěn)定狀態(tài)。清零后對(duì)模型進(jìn)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(cè)點(diǎn)垂直位移隨著加載進(jìn)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(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)存在差異，1#測(cè)點(diǎn)即巷頂中心處下沉量最大，左側(cè)2#、4#測(cè)點(diǎn)下沉量均大于右側(cè)3#、5#測(cè)點(diǎn)。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(yīng)力變化特征如圖9所示。分析圖9可知:巷道頂板應(yīng)力隨著加載梯度增加增長(zhǎng)速率明顯增加，普通型漿體注漿下的頂板應(yīng)力大于膨脹型漿體注漿下的頂板應(yīng)力，膨脹型漿體注漿下的應(yīng)力在加載過程前期增長(zhǎng)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(yīng)力均在2#壓力盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)處，分別為1.69、1.13 MPa。

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

相似模擬試驗(yàn)中兩種注漿方式下的巷道頂板位移、應(yīng)力換算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖10所示。由圖10可知:相似模擬應(yīng)力分布規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果近似。相似模擬與數(shù)值模擬中膨脹型漿體注漿下的頂板監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力整體小于普通型漿體注漿下的應(yīng)力，巷道頂板左側(cè)監(jiān)測(cè)區(qū)域的應(yīng)力相對(duì)于右側(cè)區(qū)域更大，高度接近巷頂?shù)谋O(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力更大。

圖10 相似模擬監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)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(jī)理分析

結(jié)合上述試驗(yàn)中不同注漿條件下的巷道頂板位移及應(yīng)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(hù)效果更好的原因在于，其進(jìn)一步降低了頂板的垂直位移以及頂板和兩幫的垂直應(yīng)力。具體分析如下:

(1)注漿后漿體的黏結(jié)作用使巷道頂板形成漿體—層間巖體預(yù)應(yīng)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(shí)沉降減小，同時(shí)降低了兩幫的垂直應(yīng)力，因此兩幫以及兩幫與底板交叉處的塑性應(yīng)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(shè)巖體所受應(yīng)力狀態(tài)為平面應(yīng)力狀態(tài)，組合體縱向正應(yīng)力為σ1，側(cè)向應(yīng)力為σ3。膨脹型漿體與層理面間產(chǎn)生的壓應(yīng)力σe，方向?yàn)閷永砻娴姆ň€方向，膨脹應(yīng)力可以等效至注漿加固圍巖體邊緣的約束應(yīng)力σp，相當(dāng)于提高了漿體—層間巖體組合體的約束應(yīng)力，因此膨脹型漿體注漿后的組合體強(qiáng)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(chǎn)生的膨脹應(yīng)力改變了層理面的應(yīng)力狀態(tài)。假設(shè)層理面傾角為θ，黏聚力為cθ，內(nèi)摩擦角為φθ，除了層理面外，兩側(cè)巖體為各向同性均質(zhì)體，巖體強(qiáng)度及層理面強(qiáng)度均服從摩爾-庫倫屈服準(zhǔn)則。注漿加固只改變層理面的應(yīng)力狀態(tài)，不改變層理面及巖體的其他力學(xué)性質(zhì)。

采用普通型漿體注漿加固后，層理面上將生成因漿體凝結(jié)而產(chǎn)生的黏結(jié)力T(圖13)，該黏結(jié)力是巖體被加固后自身產(chǎn)生的作用力，與正應(yīng)力作用下產(chǎn)生的剪應(yīng)力方向相反。采用膨脹型漿體注漿后，除了因漿體凝結(jié)產(chǎn)生的黏結(jié)力外，層理面還受到漿體產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力σe及因?qū)永砻娣ㄏ蜃饔昧υ龃蠖龃蟮哪Σ亮Ζ，計(jì)算公式為

圖13 層理面應(yīng)力狀態(tài)Fig.13 Stress state of bedding plane

式中，μ為摩擦因數(shù)。

同時(shí)，層理面在摩爾-庫倫準(zhǔn)則下的剪應(yīng)力滿足:

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

同理，膨脹型漿體注漿加固后的層理面強(qiáng)度為

由此可見，膨脹型漿體注漿后的黏結(jié)作用將急傾斜層狀巖體黏結(jié)成漿體—層間巖體組合預(yù)應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)，提高了圍巖完整性。膨脹型漿體產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力可以等效至注漿加固圍巖體的邊緣，相當(dāng)于提高了漿體—層間巖體共同形成的組合體的約束應(yīng)力，提高了組合體的強(qiáng)度。并且從結(jié)構(gòu)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(qiáng)度。因此相似模擬結(jié)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(qiáng)，加載后較普通型注漿下的頂板位移與應(yīng)力更小，內(nèi)部應(yīng)力分布更加均勻?？梢姡瑢?duì)急傾斜層狀巖體巷道頂板應(yīng)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(hù)效果。

5 結(jié) 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(shù)值分析模型，對(duì)比分析了不同注漿條件下的巷道頂板位移以及圍巖應(yīng)力分布變化。結(jié)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(shí)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(yīng)力平均降低了18.4%。

(2)根據(jù)急傾斜層狀巖體巷道頂板注漿相似模擬試驗(yàn)中的位移和應(yīng)力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，其頂板位移及內(nèi)部應(yīng)力變化規(guī)律與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合，表明對(duì)急傾斜層狀巖體巷道頂板應(yīng)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(hù)效果。

(3)膨脹型漿體注漿的黏結(jié)作用使巷道頂板形成漿體—層間巖體預(yù)應(yīng)力組合巖梁，使上部載荷均勻地傳遞給圍巖—漿體結(jié)構(gòu)，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(chǎn)生了膨脹應(yīng)力，提高了漿體—層間巖體共同形成的組合體的約束應(yīng)力，同時(shí)提高了層理間的摩擦力，改善了層間巖體的抗剪強(qiáng)度，使巷道頂板更加穩(wěn)定。