急倾斜层状岩体巷道顶板膨胀型浆体注浆支护效果研究

叶义成 刘一鸣 姚 囝 邓兴敏

(1.武汉科技大学资源与环境工程学院，湖北 武汉 430081;2.冶金矿产资源高效利用与造块湖北省重点实验室，湖北 武汉 430081)

急倾斜岩层倾角大，当岩体结构面强度弱时支护较为困难[1-2]。目前针对急倾斜岩层内巷道顶板支护多采用锚(索)杆支护、喷浆支护、锚网支护、工字钢支护等方式或其中几种形式的联合支护方案，其中以锚杆支护及注浆支护为主[3-4]。由于急倾斜岩层内巷道顶板围岩的层理面倾角与锚杆安装角度接近，难以通过锚杆将各层间岩体形成有效组合。

部分学者考虑采用注浆方式对特殊岩体巷道进行支护。王波等[5]采用实验室试验和数值模拟等方法，分析了注浆前后围岩强度与变形破坏情况，研究表明:采用锚注支护方式对于提高围岩承载能力及支护结构强度具有很好的效果，可有效抑制巷道围岩发生变形破坏;王晓蕾等[6]系统讨论了分析评价法、钻孔检查法、开挖取样法和物探测试法4种工艺的注浆加固效果评价方法;刘泉声等[7]针对常规工艺对深部软岩巷道注浆效果不理想的问题，提出了“三步注浆”工艺对深部软岩巷道进行加固，能显著提高深部软岩巷道周围煤岩体的承载能力，使巷道围岩稳定性得到了有效控制。

采用注浆方式支护急倾斜层状岩体巷道顶板时，普通浆体材料仅起到黏结作用，能在一定程度上提高顶板围岩的完整性[8-9]，但是对于浆体的黏结力大小具有较高的要求。依据岩石力学理论，岩石在三向受力状态较单向受力状态强度更大，因此本研究提出采用在凝结过程中能产生膨胀约束应力的膨胀型浆体对急倾斜层状岩体进行注浆，形成对层理面两侧岩体产生挤压作用的“先挤后黏”膨胀型浆体注浆加固思路[10-12]，进一步提高围岩承载能力。

为研究急倾斜层状岩体巷道顶板膨胀型浆体注浆后的支护效果，采用ABAQUS软件分别建立其顶板普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆加固以及未注浆数值分析模型，结合巷道顶板应力、位移与塑性应变变化特征，分析膨胀型浆体注浆加固机理，最后通过相似模拟试验进行验证，为急倾斜层状岩体巷道顶板支护提供借鉴。

1 数值模型构建

1.1 基本假设

釆用ABAQUS软件建立急倾斜层状岩体巷道数值模型。模型范围以外的区域用等效荷载代替，各层岩体都为各向同性等效连续介质[13]，岩层接触面之间采用cohesive接触，原始应力状态设置为自重应力。

1.2 模型建立与网格划分

图1为急倾斜层状岩体巷道网格模型，模型尺寸为40m×30m，共有14 400个单元。巷道断面尺寸为4.0 m×3.6 m，层理面水平间距为1.2m，注浆至巷道顶板上方5 m高度处。

图1 巷道模型与监测点Fig.1 Roadway model and monitoring points

1.3 边界条件

模型底部和左右两侧设置为固定边界，分别限制其垂直位移和水平位移。模型顶部施加线性增加至45.9 MPa的垂直荷载，模拟实际中的上覆岩层自重应力。本次数值模拟试验中对巷道顶板注浆层理面两侧施加2.4 MPa的膨胀应力。

1.4 监测点设置

巷道上方1m和2m高度各设置6个监测点，监测点左右间隔1.2 m，监测加载过程的顶板应力变化情况;巷道顶部中心及与中心左右水平间距1 m处共设置3个监测点，监测加载过程的顶板位移变化情况(图1)。模型材料参数取值见表1。

表1 模型材料参数Table 1 Material parameters for the model

2 注浆加固数值模拟试验

本研究通过对比不同注浆条件下的巷道顶板位移与围岩应力变化特征，分析膨胀型浆体注浆的加固效果。

2.1 不同注浆条件下巷道围岩顶板位移变化特征

不同注浆条件下的顶板垂直位移如图2所示。在未注浆条件下，由于岩层倾角作用，上覆岩层沿层理面的重力分量远大于岩层层面之间的摩擦力及其自重，易造成岩层沿层理面方向产生滑移。巷道两侧垂直位移呈非对称分布，顶板中部呈错位分布，沿层理面产生较大位移(图2(a))，最大值为80.2 mm。注浆后顶板注浆区域应力云图呈连续分布，表明注浆后顶板各层间岩体有效黏结成整体(图2(b)、图2(c))。普通型浆体注浆后所提供的黏结作用使得顶板沉降显著减小，膨胀型浆体注浆后顶板下沉量进一步减少。普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆条件下的顶板最大位移分别为62.1 mm和54.9 mm。总体上，膨胀型浆体注浆的顶板最终垂直位移量小于普通型浆体注浆，说明膨胀型浆体注浆能更好地控制急倾斜层状岩体巷道顶板沉降。

图2 不同注浆条件下的顶板垂直位移云图Fig.2 Vertical displacement nephogram of roof under different grouting conditions

2.2 不同注浆条件下巷道围岩顶板应力变化特征

不同注浆条件下的巷道围岩应力分布云图(未变形图)如图3、图4所示。未注浆、普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆下的顶板应力变化特征可进行如下分析:

(1)巷道开挖过后，由于应力释放，巷道周边产生了一定的拉应力[14-15]。未注浆、普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆下的顶板水平拉应力最大值σxmax分别为 3.17、0.81、1.03 MPa，垂直拉应力最大值σymax分别为 5.96、2.45、2.07 MPa。

(2)未注浆条件下，由于岩层的倾角作用，巷道围岩应力呈现出非对称分布，且顶板围岩应力受层理面控制明显，呈非连续错位分布(图3(a)、图4(a))。在上覆岩层沿垂直层面的重力分量作用下，顶板各岩层上侧受压下侧受拉，巷道左帮出现应力集中现象。

(3)注浆后顶板注浆区域应力云图呈连续分布，表明注浆后顶板各层间岩体有效黏结成整体(图3(b)、图4(b))。巷道左帮应力分布更加均匀，降低了左帮拱底的应力集中程度，两帮垂直应力接近对称分布。普通型浆体注浆显著降低了顶板水平应力及垂直应力，同时两帮的垂直应力减小;膨胀型浆体注浆进一步降低了顶板及两帮垂直应力，但增大了顶板的水平应力(图3(c)、图4(c))。

图3 不同注浆条件下顶板水平应力云图Fig.3 Horizontal stress nephogram of roof under different grouting conditions

图4 不同注浆条件下顶板垂直应力云图Fig.4 Vertical stress nephogram of roof under different grouting conditions

2.3 不同注浆条件下巷道围岩塑性应变特征

不同注浆条件下的巷道围岩塑性应变分布如图5所示。未注浆条件下的巷道塑性区范围较大并集中于两帮以及两帮与底板交叉处，左侧塑性应变大于右侧。在上部荷载作用下，巷道两帮与底板交叉处最先破坏，然后向两帮和底板扩展破坏[16]。普通型浆体注浆后围岩塑性应变减小，膨胀型浆体注浆进一步减小了交叉处的塑性区面积，两帮以及两帮与底板交叉处的塑性应变也显著减小，说明膨胀型浆体注浆对控制围岩塑性区范围具有良好效果。

图5 不同注浆条件下的塑性应变Fig.5 Plastic strain under different grouting conditions

3 注浆加固相似模拟试验

3.1 相似模拟试验

本研究采用自主设计的可加载相似模拟试验装置进行急倾斜层状岩体巷道顶板注浆加固相似模拟试验。试验方案如图6所示。选取水泥、河沙作为岩体相似模拟材料[17]，相应的岩体力学参数取值见表2。试验模型尺寸为2 000mm×1 500mm×300mm(长×宽×厚)，几何相似比为1∶20，应力相似比为1∶24.2。模型的岩层倾角为75°，层理面采用云母粉分隔。在模型中构筑两个尺寸为200 mm×180 mm×300 mm(宽×高×深)的三心拱巷道，分别进行普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆。巷道底板距离模型底部600 mm，距离左右两边界均为600 mm。巷道顶板5个层理面内各设置1个注浆点，注浆点之间水平相隔60 mm，在层理面预埋小直径注浆软管。

表2 相似材料力学参数Table 2 Mechanical parameters of similar materials

图6 相似试验方案(单位:mm)Fig.6 Similar test scheme

采用注浆泵对层理面注浆并养护7 d后，对模型上部进行阶梯加载，模拟巷道上覆岩层自重应力[18]。试验共阶梯加载8次至1.9MPa(模拟实际应力45.9 MPa，与数值模拟相对应)，每次加载间隔12 h，具体加载参数取值见表3。每个巷道顶部中心及距中心左右50 mm共安装5个电子千分表，监测顶板位移。巷道上方50 mm处的层理面之间岩体内部埋设12个压力盒，监测围岩应力，压力盒沿急倾斜岩层倾向放置，左右水平间隔60 mm，垂直间隔50 mm，测点具体位置见图6。

表3 加载参数Table 3 Loading parameters

3.2 相似试验结果分析

普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆后7 d内巷道顶板各测点的应力变化特征如图7所示。由于加载过程中的8#和12#压力盒数据异常，故未监测到数据。注浆后，各测点应力大约在108 h后趋于稳定。普通型浆体注浆下顶板应力为0.04～0.22 MPa，左右侧差异明显。膨胀型浆体注浆下顶板应力在24 h内急剧增大，7 d后的应力为0.59～0.78 MPa，顶板两侧的应力较大，且顶板应力整体上显著大于普通型浆体注浆后的顶板应力，表明膨胀型浆体注浆后的凝结期间对层理面产生了明显的膨胀挤压作用。

图7 注浆后7 d内的顶板应力变化Fig.7 Variation of roof stress within 7 days after grouting

7 d后各测点应力基本不再发生变化，此时顶板内部应力处于稳定状态。清零后对模型进行阶梯加载。普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆后的巷道顶板各测点垂直位移随着加载进程的变化特征如图8所示。巷道顶板随加载梯度增加下沉量明显增加，各测点数据存在差异，1#测点即巷顶中心处下沉量最大，左侧2#、4#测点下沉量均大于右侧3#、5#测点。普通型浆体注浆、膨胀型浆体注浆下的顶板最大位移分别为2.451 mm和2.049 mm。

图8 加载过程中顶板位移变化Fig.8 Variation of roof displacement during loading process

加载过程中顶板应力变化特征如图9所示。分析图9可知:巷道顶板应力随着加载梯度增加增长速率明显增加，普通型浆体注浆下的顶板应力大于膨胀型浆体注浆下的顶板应力，膨胀型浆体注浆下的应力在加载过程前期增长缓慢。由于岩层倾角作用，受上覆岩层垂直层理面的重力分量影响，普通浆体注浆、膨胀型浆体注浆条件下的最大应力均在2#压力盒监测点处，分别为1.69、1.13 MPa。

图9 加载过程中顶板应力变化Fig.9 Variation of roof stress during loading process

相似模拟试验中两种注浆方式下的巷道顶板位移、应力换算结果与数值模拟结果对比如图10所示。由图10可知:相似模拟应力分布规律与数值模拟结果近似。相似模拟与数值模拟中膨胀型浆体注浆下的顶板监测点位移均小于普通型浆体注浆下的位移，巷顶中心处的位移最大;膨胀型浆体注浆下的顶板监测点应力整体小于普通型浆体注浆下的应力，巷道顶板左侧监测区域的应力相对于右侧区域更大，高度接近巷顶的监测点应力更大。

图10 相似模拟监测点数据与数值模拟结果对比Fig.10 Comparison between the data of similar simulated monitoring points and the results of numerical simulation

4 膨胀型浆体注浆加固机理分析

结合上述试验中不同注浆条件下的巷道顶板位移及应力变化特征分析可知，急倾斜岩层巷道顶板膨胀型浆体注浆支护效果更好的原因在于，其进一步降低了顶板的垂直位移以及顶板和两帮的垂直应力。具体分析如下:

(1)注浆后浆体的黏结作用使巷道顶板形成浆体—层间岩体预应力组合，使上部载荷均匀地传递给浆体—层间岩体组合体(图11)，顶板整体受载时沉降减小，同时降低了两帮的垂直应力，因此两帮以及两帮与底板交叉处的塑性应变也减小。

图11 浆体—层间岩体组合体承载效果Fig.11 Load bearing effect of slurry-interlayer rock mass combination

(2)浆体—层间岩体组合体模型如图12所示。假设岩体所受应力状态为平面应力状态，组合体纵向正应力为σ1，侧向应力为σ3。膨胀型浆体与层理面间产生的压应力σe，方向为层理面的法线方向，膨胀应力可以等效至注浆加固围岩体边缘的约束应力σp，相当于提高了浆体—层间岩体组合体的约束应力，因此膨胀型浆体注浆后的组合体强度更高。

图12 浆体—层间岩体组合体模型Fig.12 Models of slurry-interlayer rock mass combination

(3)膨胀型浆体产生的膨胀应力改变了层理面的应力状态。假设层理面倾角为θ，黏聚力为cθ，内摩擦角为φθ，除了层理面外，两侧岩体为各向同性均质体，岩体强度及层理面强度均服从摩尔-库伦屈服准则。注浆加固只改变层理面的应力状态，不改变层理面及岩体的其他力学性质。

采用普通型浆体注浆加固后，层理面上将生成因浆体凝结而产生的黏结力T(图13)，该黏结力是岩体被加固后自身产生的作用力，与正应力作用下产生的剪应力方向相反。采用膨胀型浆体注浆后，除了因浆体凝结产生的黏结力外，层理面还受到浆体产生的膨胀应力σe及因层理面法向作用力增大而增大的摩擦力Δf，计算公式为

图13 层理面应力状态Fig.13 Stress state of bedding plane

式中，μ为摩擦因数。

同时，层理面在摩尔-库伦准则下的剪应力满足:

由式(2)、式(3)联立可得，摩尔-库伦准则下的普通型浆体注浆加固后的层理面强度为

同理，膨胀型浆体注浆加固后的层理面强度为

由此可见，膨胀型浆体注浆后的黏结作用将急倾斜层状岩体黏结成浆体—层间岩体组合预应力承载结构，提高了围岩完整性。膨胀型浆体产生的膨胀应力可以等效至注浆加固围岩体的边缘，相当于提高了浆体—层间岩体共同形成的组合体的约束应力，提高了组合体的强度。并且从结构面上提高了层理面之间的摩擦力，改善了层间岩体的抗剪强度。因此相似模拟结果中，膨胀型浆体注浆后的顶板承载能力和抵抗变形能力更强，加载后较普通型注浆下的顶板位移与应力更小，内部应力分布更加均匀。可见，对急倾斜层状岩体巷道顶板应用膨胀型浆体注浆加固具有合理性，且较普通型浆体注浆具有更好的支护效果。

5 结 论

(1)采用ABAQUS软件分别建立了顶板层理面普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆加固的数值分析模型，对比分析了不同注浆条件下的巷道顶板位移以及围岩应力分布变化。结果表明:普通型浆体注浆和膨胀型浆体注浆条件下的顶板垂直位移较未注浆时分别平均减少了19.7%和30.2%，膨胀型浆体注浆较普通型浆体注浆的垂直应力平均降低了18.4%。

(2)根据急倾斜层状岩体巷道顶板注浆相似模拟试验中的位移和应力监测数据，其顶板位移及内部应力变化规律与数值模拟结果相吻合，表明对急倾斜层状岩体巷道顶板应用膨胀型浆体注浆加固具有合理性，且较普通型浆体注浆具有更好的支护效果。

(3)膨胀型浆体注浆的黏结作用使巷道顶板形成浆体—层间岩体预应力组合岩梁，使上部载荷均匀地传递给围岩—浆体结构，提高了顶板支撑能力。此外，膨胀型浆体的膨胀作用在层理面中产生了膨胀应力，提高了浆体—层间岩体共同形成的组合体的约束应力，同时提高了层理间的摩擦力，改善了层间岩体的抗剪强度，使巷道顶板更加稳定。