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ZHANG Ermeng，SHEN Xingyu,MIAO Wei,et al. Experimental study on the influence of grouting diffusion in fissure aquifer at the top Ordovician limestone[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(11):3536-3549.
注浆改造奥陶系灰岩含水层是践行绿色开采理念，降低矿井水害威胁的途径之一[1-3]。灰岩含水层具有岩溶裂隙发育、易形成主要储(导)水空间、在空间上能延伸成为具有一定水力联系裂隙网络的特点，上述特点对浆液扩散的影响方式是注浆加固技术难点[4-6]，影响方式主要体现在浆液扩散半径、浆液材料选择以及改造后岩体堵水能力等，因此研究其对注浆的影响方式对提高现场注浆堵水效果与注浆工艺水平有重要意义。
国内外学者在连续介质研究的基础上，考虑浆液扩散受到包括注浆压力、渗透系数、浆液黏度等多参量的影响，先后有渗流理论、球形渗透公式、黏变流体渗透公式等理论[7-8]。文献[9-10]研究了浆液性能、浆液动界面扩散机理、不同类型浆液的扩散机制及浆液与岩体裂隙耦合机制。在注浆工艺研究方面，按照浆液在岩层中的运动形式分为渗透注浆、挤压注浆、劈裂注浆、喷射注浆和爆破注浆[11]。赵庆彪等[12]将注浆进程分为3个时段，即充填注浆时段、升压渗透注浆时段和高压扩缝注浆时段。江明明、刘泉声等[13-14]通过对巷道围岩工程地质条件分析，进行深厚破碎岩体巷道围岩地面注浆工程设计，确定了注浆结束标准。张进鹏等[15]通过加入外加剂研究了注浆加固裂隙砂岩结石体形变模量。在注浆浆液扩散方面：尚宏波等[16]建立了受注岩层的孔隙介质数值模型，研究了浆液扩散范围和注浆截流效果。王强等[17]建立了二维裂隙网格浆液渗流模型，给出多因素影响下的注浆扩散半径和注浆量公式。ZOU等[18]建立了考虑DFN和水流的Bingham流体扩散模型，发现网格裂隙显著降低浆液扩散体积分数。GOTH
LL等[19]采用FEM模拟2个不同开度的平行裂隙浆液扩散行为，表明裂隙开度对浆液扩散行为影响显著，单一的增加注浆压力不能改善注浆治理效果。李术才等[20]通过平板裂隙注浆模拟试验研究了定速注浆浆液扩散形态及压力场时空变化规律。王琦等[21]研究了注浆岩体空隙特征与力学性能，改造后岩体单轴抗压强度随水灰比的增加呈现先增大后减小的趋势。目前主要成果是由浆液在单一裂隙或无岩体基质裂隙中的扩散规律研究得出，笔者基于典型含水层，通过物理模拟试验揭示浆液黏度、优势裂隙面和岩溶孔洞对浆液在裂隙岩层的运移、充填、贮留机理，结合数值模拟分析裂隙内应力场分布和变化规律，并借助超声波测缺设备获得了注浆改造前后裂隙岩体动弹模变化规律，为形成新的注浆理论、效果评价方法的提供试验依据。
1.1.1 实验原理与目的
研制的裂隙岩体动水注浆改造模型实验台可以实现裂隙场(裂隙开度、岩溶孔洞、倾角等)、承压动水流场(水压、方向等)、浆液流场(注浆压力、浆液黏度、密度等)的相关参数多水平、多因素调节，并通过控制边界条件可多次循环实验。实验台四周设置有13个多功能孔，可以实现多方位组合注浆，具有可视化的优点。能通过接入不同仪表，对动水条件下注浆压力、裂隙系统压力、含水层水压和进(泄)水口水压的测量，可研究浆液在导水、储水空间的扩散、贮留机制，探究不同因素对目标岩层的注浆改造机理、以及浆液扩散与充填后强度变化规律。
在含流体相似模拟实验中，一些参数不容易同时满足，如雷诺数(Re)、弗劳德数(Fr)等。本次研究的裂隙含水层原型为焦作矿区奥陶系灰岩顶部含水层区域，经过比较后确定主要相似参数，修正实验参数。先根据几何准则，确定几何相似比Cl为1∶80，设计注浆实验装置模拟尺寸为1 000 mm(L)×600 mm(W)×100 mm(H)，以相似三原理确定容重相似比Cγ为1.0∶1.5，应力相似比Cp为1∶120。
1.1.2 实验装置组成
实验模型分为注浆模块(模块①)、岩体裂隙模块(模块②)、可调节动承压水模块(模块③)和信息采集模块(模块④)4个部分，具体装置如图1所示。模块①选用具有流量小、高压力特点的注浆泵。模块②由岩体基质和密封实验装置构成，将水泥、砂子及水按照6∶2∶1的比例制作成尺寸为1 dm3的正方体在通风处晾干，经砂纸打磨后用作模拟裂隙岩体基质。模块③通过调节进(泄)水阀或调换接口位置来模拟不同压力与不同方向承压水流场。模块④包括马氏漏斗、超声波检测装置、高清相机、边界应力测力计与图像数据处理软件。
图1 相似模拟实验设备装置
Fig.1 Experimental model and equipment system
1.2.1 方案设计依据
奥陶系顶部灰岩在垂向上分为3带，其中岩溶裂隙富水带空隙率高，裂隙发育，其钻孔漏失量大且稳定[22]。裂(孔)隙以交错层理为主，不同开度和体积的岩溶孔洞相交，且易在空间上延伸，形成主要储水空间。赵固二矿巷道底板注浆钻孔深部取心后出现开度为8 mm裂隙，部分岩层较大开度可达18 mm，如图2所示。
图2 注浆改造裂隙岩体岩心
Fig.2 Fractured rock core of grouting reform
基于孔隙裂隙弹性理论对双重孔隙介质的划分[23]，文献[6]考虑岩体的破碎程度和孔隙连通性后将改造岩体最终划分为4种类型。本次实验在其划分的连通裂隙岩体和破碎岩体结果上结合现场注浆改造裂隙岩体岩心对实验裂隙分布进行设计。首先，为了避免随机分布的次要裂隙对浆液扩散过程中影响，忽略次要因素，采用投影法将裂隙分别投影至主轴方向以探究优势裂隙及岩溶孔洞对浆液扩散的影响，最终设计了4类5个裂隙场分布方式，分别为：① 裂隙开度a=4 mm的均匀分布裂隙；② 实验台中部存在1条开度a=6 mm的纵向裂隙，其余均为a=4 mm；③ 中部存在1条开度a=8 mm的纵向裂隙，其余均为a=4 mm；④和⑤中部设置体积分别为360 cm3和180 cm3的岩溶孔洞，其余开度均为a=4 mm。浇筑标准含岩溶孔洞岩块，并使用卡件制作标准开度裂隙，具体分布如图3所示。
图3 标准裂隙及岩溶孔洞制作
Fig.3 Standard fissure and karst cavity deatil
1.2.2 实验方案
实验以赵固二矿注浆现场浆液黏度作为参数标准，选取被广泛用于注浆改造工艺中的硅酸盐水泥浆液作为实验材料，经反复实验后最终确定水灰比为1.5∶1.0，其中浆液干料由硅酸盐水泥和膨润土组成，比例为4∶3。同时选取相邻矿井的奥陶系灰岩含水层注浆加固工程浆液黏度作为对比，增设2组具有水灰比梯度差的浆液，3种黏度注浆实验编号分别为A，B，C。首先将马氏漏斗测得流体流动特性通过式(1)进行校正，转化成非牛顿流体有效黏度值[24]。实验参数见表1。
(1)
式中，μe为浆液有效黏度；t为马氏黏度时间；ρ为浆液密度。
表1 实验参数(23 ℃)
Table 1 Experimental parameter(23 ℃)
实验编号注浆浆液参数水灰质量比密度/(g·cm-3)马氏黏度/s有效黏度/(MPa·s)裂隙分布方式备注A41.8∶11.1829.697.32①低黏度A61.8∶11.1829.697.32②低黏度A81.8∶11.1829.697.32③低黏度B41.5∶11.2633.0211.82①中黏度B4B1.5∶11.2633.0211.82④中黏度B4S1.5∶11.2633.0211.82⑤中黏度B61.5∶11.2633.0211.82②中黏度B81.5∶11.2633.0211.82③中黏度C41.2∶11.3736.1316.67①高黏度C61.2∶11.3736.1316.67②高黏度C81.2∶11.3736.1316.67③高黏度
物理实验流程如图4所示。裂隙系统首先进行注水加压，检查密闭性。通过控制注浆口流速来维持注浆过程中的裂隙系统中的单位时间注浆量稳定，一般实验中期时注浆压力稳定。实验过程以设定目标靶点完全充填为停止注浆标志，实验思想符合现场注浆工程设计初衷，即见浆停注。关闭阀门后保持水压，对注浆改造后裂隙岩体进行72 h保压养护。凝固后再次注浆弥补脱水硬化过程中的残留细小裂隙。
图4 注浆实验流程
Fig.4 Flow chart of grouting experiment
1.4.1 注浆量、注浆压力与裂隙系统压力
(1)读取数显式台秤记录压入岩体裂隙模块的浆液量，结合浆液密度，计算注入浆液体积；
(2)注浆桶腔内的高精度压力表可显示注浆压力；
(3)各部位水压表读取水压。
1.4.2 岩块及裂隙标记方法
以相似模型实验台注浆口左侧底角为原点，设定坐标系，以实验台短边为X轴，长边为Y轴。记坐标系中第x行、y列的岩块为B(x,y)。为减少误差，使用两条正交短线标定岩块方位转动的方向，确保岩块在每次实验中都为同一位置。Ly(i,i+1)表示第i列与i+1列之间的纵向裂隙(i=1,2,3,4)；Lx(j,j+1)表示第j行与j+1行之间的横向裂隙(j=1,2,3,4,5,6,7,8)。
1.4.3 浆液扩散确定方法
浆液扩散过程可透过透明盖板观察。经保压养护后的注浆裂隙岩体逐层移除，对裂隙间浆液进行“多方位逐层”图像记录。先将充填后的改造裂隙岩体基质岩块以列为单位进行分离，揭露各列岩块中充填的浆液后采用白色记号笔描摹出浆液轮廓，使用高清相机记录纵向裂隙中浆液充填结果(图5(a))。按照岩块既定位置以行的方式重新记录横向裂隙中浆液充填结果(图5(c))。再通过数据软件将图片中充填迹线进行坐标提取。
1.4.4 超声波测试方法
本次研究选取位于实验台中心的B43-B44和B53-B54两组岩块作为超声波研究对象。首先在饱和水的装置中测量2组岩块的注浆前波速。注浆后移除到第2，5列岩块时，依据《超声法检测混凝土缺陷技术规程》，选取2组岩块上的7个点测试超声波数据，使用ZBL-U520非金属超声检测仪观测注浆改造后2组岩块内部波速。去掉极值后的平均波速为注浆改造前、后岩块波速，并计算动弹性模量。
图5 图像采集方法
Fig.5 Image acquisition method
11组注浆实验结果相关参数和通过数学软件提取并计算的各区域轮廓迹线距离注浆口最远距离(Lmax)、各区域面积占比(S)参数值见表2。
为便于分析，可将改造后的裂隙岩体根据其是否贮存浆液可将其定义为浆液扩散区(Diffusion zone，DF区)和未扩散区(Undiffusion zone，UD区)；根据Z方向上充填的完整与否又可将DF区分为完全充填区(Full filling zone，FF区)和部分充填区(Partial filling zone，PF区)。UD区依据裂隙是否再次发育分为原岩裂隙区(Original fracture zone，OF区)和裂隙二次发育区(Development fracture zone，DeF区)。各区域分布关系与特性如图6所示。
注浆过程中注浆压力是浆液扩散的主要动力来源，部分研究发现浆液在平面裂隙中的扩散形态呈现“U”形[25]。本次注浆扩散结果如图7所示，浆液黏度、岩溶优势裂隙和岩溶孔洞对浆液扩散形态影响较大。
其结果表明，考虑了不同浆液黏度、含有岩溶优势裂隙和孔洞条件下作用后的注浆扩散形态呈现出非标准圆弧形，结合表2分别对注浆试验形成的分区规律进行总结。
(1)FF区。高黏度浆液FF区面积分别占总面积的45.24%(C4)，36.89%(C6)，30.80%(C8)。浆液受到岩溶孔洞体积影响，浆液须充填孔洞所需浆液总量较大，相邻贯通裂隙浆液对孔洞有一定的补给作用，远端裂隙受影响较小，造成含岩溶孔洞的裂隙FF区出现“M”形。当岩溶孔洞存在且体积较小时，FF区出现“︹ ”形的过渡形态。高黏度浆液将注浆压力从纵向裂隙，尤其是优势裂隙中转移至横向裂隙的能力弱于低黏度浆液。均质裂隙中注浆扩散形态近似“∩”形分布，这与李术才等[25]研究结果一致。而存在裂隙优势面的注浆的扩散形态呈“Λ”形。注浆压力改变了原岩应力场与承压水流场平衡，是浆液扩散阶段形成FF区的动力来源。裂隙开度的增大降低了浆液扩散阻力，因此，相同时间内开度较小的裂隙扩散距离相较变小，造成其扩散面积总体减小。同一裂隙分布岩体中，随着浆液黏度的增加，形成的FF区面积逐渐减小。
表2 实验参数及充填扩散结果
Table 2 Experimental parameters and diffusion results
实验编号试验结果参数FF区PF区实际注入体积/mL注浆时间/min数值模拟注入体积/mLLmax/mmS/%Lmax/mmS/%A42 59010.52 590.0620.7748.9227.5313.4B42 42010.02 240.0611.6048.8136.4012.9B4B2 3909.72 160.0617.9061.0127.6614.6B4S2 1609.52 080.4609.1069.3211.508.3C43 27313.72 025.6608.3045.262.1012.7A62 87911.93 175.7607.1040.1232.3021.7B62 0869.02 910.9604.6038.1121.3014.4C61 9968.81 920.0612.1036.945.408.4A82 1808.51 800.3596.8041.8224.0014.7B82 0218.12 084.1602.3036.7173.3012.6C81 8958.01 950.3591.3030.8135.6011.1
注：实验台倾角为0°，注浆压力为1 MPa，承压水压力为40 kPa，注浆速度约为240 mL/min。
图6 改造后裂隙岩体区域划分示意
Fig.6 Schematic diagram of regional division of fractured rock mass after reconstruction
图7 裂隙岩体注浆扩散区域
Fig.7 Results of grouting diffusion in the fractured rock mass
(2)PF区。PF区域形成的主要原因是重力与承压水压力作用或岩溶孔洞浆液对裂隙内的补给作用，故浆液性质(ρ，μe等)是决定该区域形态的主要因素，该区域的扩散轮廓形态与FF区形态相似。分析认为：低黏度浆液稳定性较差，在以上2种作用下向远离注浆口方向扩散较远，高黏度浆液稳定性好，受影响小于低黏度浆液，SPF与μe负相关。裂隙场中SPF占比均随黏度的增加普遍减小，A6实验的SPF最大，约占总面积的21.7%，C6实验的SPF为8.4%；B4B实验中岩溶孔洞体积大，在水压与重力共同作用下，对PF区裂隙的补给能力大于B4S中的孔洞，因此前者SPF大于后者。
(3)DeF区、OF区。2个区域内均未见浆液。注浆压力经裂隙中充填浆液传递至距离注浆口较远的UF低应力区域岩块，引起预置裂隙张开度减小，甚至闭合。4类裂隙分布的DeF区域面积分别为8.2%，7.6%，6.9%和5.2%，其中含较大岩溶孔洞的SDeF最小。DF区域内注浆压力大于岩基应力边界条件而造成滑移，DeF区域岩体基质受到影响，造成裂隙二次发育。OF区域裂隙开度未发生变化，岩块无位移。
极差值的大小可用来确定各影响因素的主次排序[26]。设浆液黏度为因素a，溶蚀优势裂隙开度为因素b，a和b的自由度为2，其交互作用的自由度为4，而每一列的自由度仅为2，因此a×b的交互作用占据2列，分别为(a×b)1和(a×b)2。表3，4给出了基于L9(34)正交表的实验结果和对SFF和SPF的极差分析，耦合分布结果如图8，9所示。
表3 以SFF为评价指标的极差分析
Table 3 Range analysis with SFF as the evaluation index
试验编号影响因素ab(a×b)1(a×b)2S/%A41(低黏度)1(4 mm)1148.9A612(6 mm)2240.1A813(8 mm)3341.8B42(中黏度)12348.8B6223138.1B8231236.7C43(高黏度)13245.2C6321336.9C8332130.8K1130.8142.9122.5117.8K2123.6115.1119.7122.0K3112.9109.3125.1127.5k143.647.640.839.3k241.238.439.940.7k337.636.441.742.5R6.011.21.83.2因素主次b>a>a×b
表4 以SPF为评价指标的极差分析
Table 4 Range analysis with SPF as the evaluation index
试验编号影响因素ab(a×b)1(a×b)2S/%A41(低黏度)1(4 mm)1113.4A612(6 mm)2221.7A813(8 mm)3314.7B42(中黏度)12312.9B6223114.4B8231212.6C43(高黏度)13212.7C632138.4C8332111.1K149.839.034.438.9K239.944.545.747.0K332.238.441.836.0k116.613.011.512.9k213.314.815.215.7k310.712.813.912.0R5.92.03.73.7因素主次a>a×b>b
表3，4中，Ki表示任何一列中对应于水平编号的测试结果总和。ki为Ki的算术平均值，ki=Ki/s，其中s为每一列中每个水平出现的次数。R为极差，可以通过式(2)计算，根据此值大小，可以判断因素的主次顺序。
R=max{k1，k2，k3}-min{k1，k2，k3}
(2)
极差的大小表示对测试结果的影响程度。极差越大，影响程度越大。由表3可知，在FF区域，由于
Rb>Ra>Ra×b，各因素的主次顺序为：b>a>a×b。可知，优势裂隙开度是影响此区域浆液扩散面积的主要因素，且随着裂隙开度的增加，其扩散范围出现减小现象。由表4可知，在PF区域，由于Ra>Ra×b>Rb，各因素的主次顺序为：a>a×b>b。可确认浆液黏度是影响PF区域浆液扩散面积的主要因素，且随着浆液黏度的增加，其扩散范围出现减小现象，在PF区域中优势裂隙开度对浆液扩散面积的影响较小，但与浆液黏度间的交互作用对试验结果有着较大影响。
图8 黏度a和裂隙开度b对SFF耦合影响分布
Fig.8 Viscosity and fracture aperture coupling effect on the distribution of the SFF
图9 黏度a和裂隙开度b对SPF耦合影响分布
Fig.9 Viscosity and fracture aperture coupling effect on the distribution of the SPF
FLUENT模拟多相流具有精度高的优点，其中VOF模型适合在具有清晰的相界流场中对多流体的各相体积分数进行独立计算[27-28]。本次研究先对实验台裂隙场采用ICEM样条插值法得到的结构化网格进行划分，设定2 mm的岩块与实验台裂隙作为裂隙系统中承压水与浆液流动通道，除优势裂隙和岩溶孔洞外的岩块之间裂隙为4 mm，该种设定符合实验台实况。
按照表1设定材料参数，选用VOF模型对注浆实验裂隙系统进行1∶1还原。数值模型如图10所示，共剖分1 152 900个单元，1 601 150个节点。注浆前模型充满承压水，初始设定水泥浆定速入口，v=0.02 m/s，两相(浆液、承压水)混合压力出口，Wall范围为边界条件。
图10 数值计算模型及网格划分
Fig.10 Numerical calculation model and mesh generation
3.2.1 浆液扩散结果
浆液扩散至见浆点后，仿真实验中浆液扩散最终形态如图11所示，红色区域为水泥浆液，蓝色区域为承压水。靠近出水口的上半部分实验台均为稳压动水，限于篇幅，本文只给出浆液扩散及部分承压水区域的贮存和应力分布形态。对比含优势裂隙面的扩散结果发现，浆液在溶蚀优势裂隙中的扩散能力大于普通均质裂隙。当优势裂隙的开度与普通裂隙开度差值Δa增大时，浆液在普通裂隙中的扩散能力减小。见浆点反浆后，Δa越大，普通裂隙的扩散距离越短，“Λ”形的顶角角度越小，形成的扩散面积越小。同一裂隙分布岩体中，见浆停注后的浆液扩散面积随黏度的增加而降低。岩溶孔洞浆液饱和后其余裂隙充填规律符合物理模拟试验。
裂隙系统中由于浆液流经汇交裂隙会出现封闭住某段裂隙的承压水出、入路径，导致Ly34，Ly45，Lx12裂隙均出现“浆包水”现象，该现象在实际注浆工程和实验台中也出现。对比数值模拟与注浆试验注浆扩散面积发现数值模拟结果略大于实验值，平均偏差约4.9%，属于可接受的误差范围。分析误差产生原因为：① 数值实验未考虑裂隙岩体在注浆过程中受注浆压力后产生的微小位移以及停止注浆后的浆液水化作用；② 实际注浆过程中的浆液扩散受实验人员和装置误差等因素影响；③ 数值模拟计算过程存在较多假设条件，未考虑注浆浆液的时变特性等。
3.2.2 浆液应力分布结果
注浆实验数值模拟应力分布结果如图12所示。根据P=r3μen/(kat)分析[17]可知：本次实验中见浆停注点与注浆口的距离保持不变，故r为常数；定速注浆时，压力P与将液有效黏液μe成正比，与注浆时间t成反比。实验中的相同裂隙分布，即渗透系数k、孔隙率n相同，其裂隙中的压力分布并非线性递减，呈现注浆点附近的应力衰减速度大于距离较远处，在浆液与水的分界面出现应力平衡。
图11 数值模拟注浆扩散形态
Fig.11 Numerical simulation of grouting diffusion pattern
随着浆液扩散范围的增大，浆液μe增加后压力P上升明显，其中C浆液产生的最高应力平均为A浆液的2.4倍；含8 mm优势面的裂隙分布最大应力平均为含6 mm优势面裂隙分布的1.31倍，是4 mm均质裂隙的1.63倍；B4-B实验中最大压力与B4-S基本相等，最大应力范围约为后者的2倍。
3.3.1 Ly34裂隙应力分布
图13为11组数值模拟结果中Ly34裂隙的应力分布结果，该裂隙中注浆压力随着与注浆孔距离的增加出现非线性衰减，越靠近注浆孔衰降的越快，符合整体应力衰减规律。
由图13可知，同一黏度时，优势岩溶裂隙的高应力值更大、分布范围更广，易造成浆液在该优势方向上传导。μe增大后，4 mm裂隙开度(C4)中应力大于15 kPa的长度约为25 mm，8 mm裂隙开度(C8)中长度约为142 mm。当裂隙中存在岩溶孔洞后，浆液充填较大空间孔洞(B4-B)时需要的注浆应力大于小空间岩溶孔洞(B4-S)，其裂隙中大于15 kPa的区域长度约为230 mm。含水岩体裂隙空间随着浆液的充填不断受到压缩，岩体基质受到的浆液应力大小与时间存在差异，较高注浆压力易造成裂隙岩体基质出现位移，继而引发裂隙开度变化，浆液流场会在新的裂隙场适应性变化。分析裂隙中的注浆应力分布认为：经由扩散的浆液传递的高注浆压力，易造成部分裂隙岩体基质产生位移，促使原岩裂隙二次发育，发育后的裂隙场重新引导原有的浆液流动方向，存在优势裂隙和高黏度的注浆加固过程更易引发上述现象。
图12 数值模拟注浆应力分布形态
Fig.12 Numerical simulation of grouting stress distribution pattern
图13 Ly34裂隙应力分布形态
Fig.13 Grouting stress distribution pattern in Ly34 fracture
3.3.2 改造后岩体动弹模变化规律
岩石内部波速可综合反映岩体的物理力学性质[29-30]，动态法检测基础是岩体内部波速与岩体弹性模量等存在一定的关系，通过式(3)可计算岩体动弹性模量；文献[31]以岩体动弹性模量及其变化率为基准提出的注浆加固岩体动弹性模量强度λ。式(4)可以定量描述岩体动弹性模量在注浆前后的变化特征。
(3)
(4)
式中,ρ′为岩体密度，g/cm3；Ed，E′d分别为注浆前后岩体动弹性模量，GPa；μd为岩体动泊松比；Vp为岩体内部纵波波速。
以饱和水中测量的注浆前裂隙岩体构造弹性模量作为对比，裂隙空间经浆液充填后的波速发生较大变化。表5为参照1.4.4节制定的超声波测量方法对11组注浆实验中B43-B44和B53-B54两组岩块注浆前后超声波测缺陷结果。
表5 注浆前后超声波测量结果
Table 5 Ultrasonic measurement results before and after grouting
实验编号B43-B44E′d/GPaλ/%B53-B54E′d/GPaλ/%A423.4563.022.8351.80B424.2568.623.1954.19B4-B21.7651.319.26167.50B4-S22.9259.421.39154.04C429.92108.023.9959.51A624.3669.423.5156.32B626.9287.225.0966.82C627.5591.526.2174.27A827.9594.327.5583.18B829.67106.328.3488.43C835.46146.532.56116.49
注：注浆前弹性模量Ed(GPa)：4.38(B43-B44);15.04(B53-B54)。
通过3.3.1节分析，结合表5认为：裂隙场中岩体基质在不同裂隙条件的注浆加固改造时，受到的注浆压力大小及作用时间具有较大差异，且裂隙场自身的性质不同，导致改造后岩块动弹模具有较大差别。高黏度浆液与岩体基质凝固后的混合体动弹性模量较高于低黏度浆液，即在同一裂隙场中，高黏度浆液改造后的岩块体动弹性模量强度λ更大。实验中在含岩溶孔洞处的Ed分别为7.2(B4-B实验)，8.4 GPa(B4-S实验)，注浆对较大体积的岩溶孔洞改造效果显著。含有岩溶优势裂隙的开度a越大，
越小，而在注浆后的λ与裂隙开度a成反比。
根据以上实验结果，将均布裂隙中的注浆扩散形态呈“∩”形，记为Ⅰ形；优势裂隙中呈现“∧”形态，记为Ⅱ形；浆液经体积较大的岩溶孔洞或特定陷落柱后呈现“M”形，记为Ⅲ形；经过小体积岩溶孔洞的浆液扩散形态呈“︹”形，记为Ⅳ形。
现有研究表明[25]动水条件下的浆液扩散形态呈现“∩”形，即Ⅰ形；平面内的单一裂隙浆液扩散形态为标准圆形。本文通过实验验证了受不同因素条件影响下的浆液扩散会出现了如图14所示的Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ形扩散形态。由此推断浆液在天然的含孔隙裂隙等非均分布构造扩散必定同时包含4种形态，甚至复杂平面裂隙的浆液扩散会出现几种扩散类型的组合，各类型数量也随着地质构造的位置及大小发生改变，最后形成与理想形态差异较大的不规则形状。
图14 复杂孔隙裂隙岩体浆液扩散平面模型
Fig.14 Plane model of grout diffusion in complex pore and fractured rock mass
由浆液平面扩散特征可推出，三维浆液扩散也具有相同特征。在均质各向同性的土体或岩层裂隙中，忽略重力影响的点源注浆浆液扩散呈现理想球形(图15(a))。实际工程问题中，奥灰岩裂隙分布与井田内较大断裂构造密切相关，在地质因素(节理构造、溶蚀裂隙孔洞、地下水运动等，如图15(b))与注浆工艺的综合作用下，浆液扩散在空间上呈现极不规则球体(图15(c))。结合本次实验研究结论，实际浆液扩散结果球体分为完全充填区域(FF)与非完全充填区域(PF)。
图15 复杂孔隙裂隙岩体浆液扩散三维模型
Fig.15 3-D model of grout diffusion in complex pore and fractured rock mass
在工程实践中，虽然注浆很难改变裂隙含水层本身固有的力学性质，但通过注入浆料可增强其浆液扩散半径内岩体的整体性和连续性，降低结构弱面对岩体力学性质的影响，故浆液扩散半径成为注浆改造工程的重要参数，而现行的浆液扩散半径通常采取经验值。本次研究的底板含水岩层注浆浆液扩散规律和归纳的注浆模型则可为提高注浆改造区域的有效阻水半径提供实验依据，例如：对集中的较为均匀裂隙区域采用低黏度浆液注浆工艺可提高FF区域面积；对含有优势裂隙或岩溶孔洞的区域可采用高黏度注浆工艺并适当调整钻孔位置及间距可减小PF区域面积。
(1)浆液黏度、含溶蚀优势裂隙和孔洞对浆液在裂隙含水层中扩散影响显著，考虑了不同条件作用后的浆液扩散形态呈现出非标准圆形。均布裂隙中浆液扩散形态接近“∩”形，含有溶蚀优势裂隙的扩散形态呈现“Λ”形，且随着优势裂隙与普通裂隙开度差值Δa增大，“Λ”形角度逐渐减小；含岩溶孔洞的裂隙区浆液扩散形态出现“M”形，浆液经过较小体积的岩溶孔洞出现“︹ ”形。
(2)注浆改造后的裂隙含水层具有分区特性。注浆改造后的岩体可分为4个区域，其中：FF区内裂隙空间被浆液密实充填，裂隙开度对SFF影响最大；PF区域内裂隙未完全充填，扩散轮廓形态与FF区形态相似，浆液黏度对SPF影响较大；DF区内岩体基质受到的注浆压力大于其应力边界条件而出现位移；DeF区裂隙二次发育，原岩裂隙减小甚至闭合。
(3)随着浆液在裂隙岩体中的扩散，裂隙中的压力分布呈现非线性递减，其注浆点附近应力衰减速度大于距离较远处，且受裂隙场类型影响较大。浆液黏度与距注浆压力源的距离决定岩体基质受到的应力作用大小及时间，进而影响改造后岩块动弹模变化量。高黏度浆液对岩体基质作用的最大应力平均为低黏度的2.4倍，改造后岩体动弹模平均提高96.0%。溶蚀裂隙和岩溶孔洞经注浆改造后弹性模量明显增强。
笔者虽然通过对不同黏度浆液在4类裂隙岩体中的扩散、充填结果进行了模拟，但是由于受到模型实验数量的限制，未能将模型中的浆液参数(μe)、裂隙开度、溶洞体积与其充填区域参数建立公式，所取得的成果还是粗浅的。取得的主要成果是建立了一套裂隙岩体注浆改造技术从模拟实验到数值计算的实验方法，在今后的研究工作中，应当继续补充浆液对裂隙岩体改造技术的实验研究，系统讨论不同浆液参数、裂隙参数、注浆工艺参数对改造后裂隙岩体的性能提升研究。同时，用现场工程实际效果检验实验室模拟方法和数值计算方法的可靠性，从而得到科学合理的注浆加固改造技术设计参数，应用到矿井注浆防治水、隧道及其他注浆加固改造技术中。
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