礦用新型復(fù)合注漿材料的力學(xué)特性及破壞特征

耿耀強(qiáng) 徐文全 黃耀光 胡國(guó)和 趙騰飛

摘 要：為研究新型復(fù)合注漿材料（SCPJG-2）的變形和破壞機(jī)理，以提高注漿加固效果，并為指導(dǎo)破碎煤巖體注漿設(shè)計(jì)提供依據(jù)，采用CT掃描、常規(guī)壓拉剪試驗(yàn)和VIC-3D觀測(cè)相結(jié)合的方法，重點(diǎn)探究具有不同漿液體積配比的新型復(fù)合注漿固結(jié)體的微觀結(jié)構(gòu)、力學(xué)強(qiáng)度和破壞特征。結(jié)果表明：隨著漿液體積配比的增大，固結(jié)試樣的內(nèi)部缺陷呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢(shì)，導(dǎo)致試樣的抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度與抗剪強(qiáng)度均呈現(xiàn)先快速增大后急劇減小再緩慢增大的趨勢(shì)。并且體積配比為1∶1時(shí)，其拉壓剪強(qiáng)度皆為最大，宜被作為復(fù)合注漿加固材料。不同配比下的固結(jié)試樣在單軸壓縮下呈現(xiàn)出塑性破壞、劈裂破壞和剪切破壞等不同的破壞特征。但在巴西劈裂下皆為起裂于中心且沿縱向擴(kuò)展貫通的劈裂破壞。隨著漿液體積配比的增加，試樣沿中心且沿剪傾角方向的剪切破壞越明顯；而隨著剪傾角的增大，試樣發(fā)生剪切主破壞時(shí)伴生的次生裂紋也增多。其可為預(yù)測(cè)和評(píng)估新型復(fù)合注漿材料對(duì)破裂圍巖的強(qiáng)化效果和穩(wěn)定性奠定基礎(chǔ)。

關(guān)鍵詞：復(fù)合注漿材料；CT掃描；單軸抗壓強(qiáng)度；抗拉強(qiáng)度；抗剪強(qiáng)度；破壞特征

中圖分類(lèi)號(hào)：TD 235

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-9315（2022）05-0884-10

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2022.0506開(kāi)放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)識(shí)碼（OSID）：

Mechanical properties and failure characteristics of new composite grouting material for mining

GENG Yaoqiang^1，2，3，XU Wenquan^2，3，HUANG Yaoguang⁴，HU Guohe^2，3，ZHAO Tengfei^2，3

（1.College of Energy Science and Engineering，Xian University of Science and Technology，Xian 710054，China；2.Weinan Shaanxi Coal Qichen Technology Co.，Ltd.，Weinan 714000，China；3．National ＆ Local United Engineering Research Center of Green Safety Efficient Mining，Xian 710065，China；4.College of? Sciences，Xian University of Science and Technology，Xian 710054，China）

Abstract：To explore the deformation and failure mechanism of the new composite grouting material（SCPJG-2），improve the grouting reinforcement effect，and provide a basis for guiding the grouting design of broken coal and rock mass，a combination method of CT scanning，conventional compression-tension-shear test and VIC-3D observation was adopted.The microstructure，mechanical strength，and failure characteristics of new composite grouting consolidated bodies with different volume ratios of grouts were investigated.The results show that with the increase of the volume ratio of grouts，the internal defects in the consolidated bodies decrease first，then increase，and then decrease，resulting in the facts that the compressive strength，tensile strength and shear strength of the samples increase rapidly at first，then sharply decrease and then slowly increase.Moreover，when the volume ratio is 1∶1，the tensile，compressive and shear strength reaches the maximum，which works well with composite grouting reinforcement material.The consolidated samples with different volume ratios of grouts shows different failure characteristics such as plastic failure，splitting failure and shear failure under uniaxial compression.However，under Brazilian splitting，the splitting failure starts in the center and extends along the longitudinal direction.With the increase of the volume ratios of grouts，the shear failure of the consolidated bodies along the center and along the shear inclination angle becomes ever more obvious.With the increase of the shear inclination angle，the secondary cracks associated with the shear failure of the consolidated bodies also increase.The? results can lay a foundation for predicting and evaluating the strengthening effects and stability of the new composite grouting material on the fractured surrounding rock.

Key words：composite grouting material；CT scanning；uniaxial compressive strength；tensile strength；shear strength；failure characteristics

0 引 言當(dāng)前，煤炭開(kāi)采不得不面臨深部巷道圍巖在“三高一擾動(dòng)”下呈現(xiàn)變形破壞極為嚴(yán)重的問(wèn)題^[1-2]，而注漿加固是維持圍巖穩(wěn)定的一種有效方法^[3]。為了提高圍巖承載力并獲得更好的注漿效果，選擇合適的注漿材料變得尤為重要^[4]?；诖耍絹?lái)越多具有不同用途和經(jīng)濟(jì)成本的注漿材料被用于煤礦注漿加固工程中，包括無(wú)機(jī)注漿材料、有機(jī)注漿材料和復(fù)合注漿材料等^[5-7]。其中，復(fù)合注漿材料由于具有早期強(qiáng)度高、反應(yīng)時(shí)間可控、滲透擴(kuò)散性能好、材料價(jià)格適中等特點(diǎn)，因而在注漿工程被廣泛應(yīng)用^[8]。但這些材料本身具有不同的力學(xué)特性，其膠凝和固結(jié)破裂、破碎圍巖的能力存在差別，進(jìn)而影響注漿加固后的效果。因此，掌握新型復(fù)合注漿材料的力學(xué)性能和破壞特征將有助于評(píng)估和預(yù)測(cè)其注漿加固效果。對(duì)此，劉人太等研究一種新型注漿材料（VCH）的主要性能參數(shù)，指出VCH材料前期強(qiáng)度增長(zhǎng)相比傳統(tǒng)注漿材料要快^[9]。陳灃等得出以最佳漿液配比配制的鋼渣改性硅酸鹽水泥-水玻璃漿液硬化后的早期強(qiáng)度均大于40 MPa^[10]。管學(xué)茂等將有機(jī)調(diào)節(jié)劑和無(wú)機(jī)注漿材料復(fù)合，并制備微納米注漿材料，且其2h抗壓強(qiáng)度為10.2 MPa^[11]。賀文等利用水玻璃作為漿液主劑，對(duì)復(fù)合漿液的膠凝時(shí)間、抗壓強(qiáng)度進(jìn)行了研究^[12]。試驗(yàn)結(jié)果表明，新型復(fù)合漿液能實(shí)現(xiàn)漿液的膠凝時(shí)間的可調(diào)性，且固砂體力學(xué)性能較高。孫鈞祥等對(duì)不同配比、不同養(yǎng)護(hù)時(shí)間條件下的復(fù)合材料進(jìn)行的單軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果表明，材料破壞類(lèi)型有典型塑性破壞、劈裂破壞、局部剪切破壞等^[13]。黃志安等對(duì)復(fù)合漿液固結(jié)體進(jìn)行抗壓強(qiáng)度與抗折強(qiáng)度測(cè)試^[14]。結(jié)果表明，復(fù)合漿液固結(jié)體抗折抗壓強(qiáng)度均較高。SANG等得出硅酸鹽、鋁酸鹽膠凝復(fù)合注漿材料的抗壓強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)時(shí)間的延長(zhǎng)而增加^[15]。WANG等在硫鋁酸鹽水泥基復(fù)合材料中加入石灰石粉，發(fā)現(xiàn)漿液凝結(jié)時(shí)間大大縮減，早期和后期的抗壓強(qiáng)度均有明顯升高^[16]。

ZHANG等研究了由水泥、硅粉等復(fù)合而成的注漿材料的單軸抗壓強(qiáng)度^[17]。魏廣造等通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)漿液材料水泥、粉煤灰、砂、膨潤(rùn)土、水不同配比下漿液的析水率、抗壓強(qiáng)度、黏度、結(jié)石率進(jìn)行研究^[18]。這些成果為認(rèn)識(shí)各種復(fù)合注漿材料的力學(xué)特性及注漿效果提供了試驗(yàn)依據(jù)，但是因其僅涉及復(fù)合注漿材料的抗壓強(qiáng)度和壓縮破壞特征，而缺乏對(duì)其抗剪強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度及破壞特征的研究，導(dǎo)致其不能有效評(píng)價(jià)經(jīng)復(fù)合材料注漿加固后的固結(jié)體在復(fù)雜應(yīng)力下的強(qiáng)度。為了解決上述問(wèn)題，對(duì)不同配比下的新型復(fù)合注漿加固材料SCPJG-2（該材料是在現(xiàn)有煤巖體加固用硅酸鹽改性聚氨酯材料基礎(chǔ)上，通過(guò)添加環(huán)氧樹(shù)脂來(lái)降低聚氨酯的用量，從而達(dá)到降低最高反應(yīng)溫度，提高抗壓強(qiáng)度的目的，且具有反應(yīng)時(shí)間可調(diào)、可注性、流動(dòng)性好和粘結(jié)性強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)）開(kāi)展CT掃描試驗(yàn)、單軸壓縮試驗(yàn)、變角剪切試驗(yàn)、巴西劈裂試驗(yàn)及VIC-3D試驗(yàn)，研究其在壓拉剪下的變形、強(qiáng)度和破壞特征，以及漿液配比對(duì)力學(xué)特性的影響規(guī)律，為選擇合適的漿液配比提供依據(jù)，并為研究新型復(fù)合注漿加固材料SCPJG-2對(duì)破裂圍巖注漿加固后的力學(xué)性能奠定一定的基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)儀器在常規(guī)單軸壓縮試驗(yàn)和巴西劈裂試驗(yàn)中，儀器主要包括DNS200電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、非接觸全場(chǎng)應(yīng)變光學(xué)測(cè)量?jī)xVIC-3D和數(shù)據(jù)采集計(jì)算機(jī)等，其中在常規(guī)單軸壓縮試驗(yàn)中，DNS200電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)采用位移控制，加載速率為0.5 mm/min；在巴西劈裂試驗(yàn)中，DNS200電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)采用力控制，加載速率為0.3 MPa/s，VIC-3D用于實(shí)時(shí)拍攝試樣的表面宏觀變形和破壞演化圖，并進(jìn)行應(yīng)變場(chǎng)計(jì)算，其具體的測(cè)試原理和使用方法可參考文獻(xiàn)^[19-20]。在變角剪切試驗(yàn)中，儀器主要包括WDW100電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、變角剪切儀、VIC-3D和數(shù)據(jù)采集計(jì)算機(jī)等，加載速率為0.5 mm/min。各強(qiáng)度試驗(yàn)儀器整體連接如圖1所示。

1.2 試樣制備將材料A液與B液按照一定體積比例混合即為復(fù)合注漿材料SCPJG-2。在制樣過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，隨著漿液A∶B的配比的增大，漿液反應(yīng)溫度逐漸升高，且當(dāng)配比超過(guò)2.5∶1時(shí)，溫度達(dá)到130 ℃左右，不利于礦用注漿工程的安全性。因此，選擇A液與B液體積配比為0.5∶1，1∶1，1.5∶1，2∶1及2.5∶1的5種比例混合，攪拌均勻后分別倒入?50 mm×100 mm的圓柱形模具、?50 mm×25 mm圓盤(pán)形模具以及50 mm×50 mm×50 mm的正方體模具中，待固結(jié)后脫模養(yǎng)護(hù)7 d，再用打磨機(jī)將試樣表面打磨光滑，分別制得單軸壓縮圓柱形標(biāo)準(zhǔn)試樣、巴西劈裂圓盤(pán)形試樣及變角剪切方形試樣。為了減少試驗(yàn)誤差，提高試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，每種試驗(yàn)在不同比例下的試樣均制作3個(gè)，試驗(yàn)結(jié)果皆取3個(gè)試樣測(cè)試結(jié)果的平均值。其中，單軸壓縮試樣按照配比的遞增，依次標(biāo)記為M1～M5，M1下的3個(gè)試樣標(biāo)記為M1-1，M1-2，M1-3，依次類(lèi)推。同理，巴西劈裂試樣在0.5∶1配比下依次標(biāo)記為MB1-1，MB1-2，MB1-3，其余類(lèi)推。變角剪切試樣按照配比的遞增依次標(biāo)記為MS1～MS5，用于剪傾角為50°，60°，70°的變角剪切試驗(yàn)，0.5∶1配比用于50°剪傾角下的試樣標(biāo)記為MS1-5-1，MS1-5-2，MS1-5-3，其余類(lèi)推。制得的試樣如圖2所示。

1.3 試驗(yàn)方案為了獲得不同配比下新型復(fù)合注漿材料SCPJG-2的抗壓、抗拉、抗剪力學(xué)性能與破壞特征，對(duì)試樣進(jìn)行CT掃描試驗(yàn)，獲得內(nèi)部微觀孔裂隙特征，然后對(duì)試樣分別進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)、巴西劈裂試驗(yàn)、變角剪切試驗(yàn)及同步的VIC-3D試驗(yàn)，

以獲得新型復(fù)合注漿材料的力學(xué)特征及破壞特征。

2 注漿材料固結(jié)體的內(nèi)部微觀特征CT掃描試驗(yàn)可以在較高精度下呈現(xiàn)材料內(nèi)部的復(fù)雜孔裂隙微觀結(jié)構(gòu)^[21]，為了探究新型復(fù)合材料固結(jié)體的內(nèi)部密實(shí)程度，對(duì)不同體積配比下的固結(jié)試樣進(jìn)行了CT掃描試驗(yàn)，結(jié)果如圖3所示，見(jiàn)表1。

從圖3可以看出，不同配比下的復(fù)合材料試樣內(nèi)部孔裂隙分布不同。隨著漿液體積配比的增大，試樣內(nèi)部的缺陷表現(xiàn)出先減小后增大再減小的變化趨勢(shì)。其中，當(dāng)體積配比為1∶1時(shí)，漿液A和B反應(yīng)最為充分，形成的試樣孔隙裂隙較少，密實(shí)程度較高，而其它配比下形成的固結(jié)試樣均有較多的孔隙裂隙，內(nèi)部缺陷程度較大。這將顯著影響試樣的力學(xué)特征，導(dǎo)致其強(qiáng)度與破壞也將會(huì)存在一定差異。

3 注漿材料的抗壓強(qiáng)度和破壞特征

3.1 單軸抗壓強(qiáng)度對(duì)不同配比下的新型復(fù)合注漿材料試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，得到試樣在整個(gè)加載過(guò)程中的應(yīng)力-應(yīng)變（σ-ε）曲線?？紤]到相同配比下的試樣的σ-ε曲線的變化規(guī)律具有相似性，因此選擇每一種配比下的固結(jié)試樣的一組試驗(yàn)數(shù)據(jù)（M1-2，M2-2，M3-1，M4-3及M5-2）繪制σ-ε曲線，結(jié)果如圖4所示，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。從圖4和表2可以看出，不同配比下的新型復(fù)合注漿材料試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化特征相似，都先后經(jīng)歷了壓密階段、彈性階段、塑性階段、破壞階段、峰后殘余變形階段。隨著A液與B液體積配比的增大，試樣的單軸抗壓強(qiáng)度表現(xiàn)為先快速增大再急劇減小后緩慢增大的趨勢(shì)。首先，試樣的平均單軸抗壓強(qiáng)度先從0.5∶1配比下的23.62 MPa增大到1∶1配比下的41.76 MPa，增大約76.8%，緊接著，試樣的單軸抗壓強(qiáng)度下降到1.5∶1配比下的22.05 MPa，減小約47.2%，最后增大到2.5∶1配比下的31.56 MPa，增大約43.13%。

在所研究的復(fù)合材料漿液配比范圍內(nèi)，當(dāng)配比為1∶1時(shí)，試樣的平均單軸抗壓強(qiáng)度最大，這是因?yàn)樵擉w積配比下的漿液反應(yīng)最為充分，形成的試樣內(nèi)部孔、裂隙缺陷較少（圖3（b）），密實(shí)較好且完整程度高，因而承載能力較大。而試樣最小單軸抗壓強(qiáng)度出現(xiàn)在體積配比為1.5∶1處。這主要是由于在該體積配比下，漿液反應(yīng)不充分，試樣內(nèi)部孔、裂隙缺陷最多（圖3（c）），致使其內(nèi)部結(jié)構(gòu)的整體性極差，故承載能力較差。

3.2 單軸壓縮破壞特征考慮到試樣的破壞形式是表現(xiàn)材料破壞機(jī)制的重要特征，將由VIC-3D試驗(yàn)所得的不同配比下的新型復(fù)合注漿材料在單軸壓縮試驗(yàn)過(guò)程中的表面應(yīng)變場(chǎng)如圖5所示。

從圖5可以看出，不同配比下的新型注漿材料試樣在單軸壓縮下的破壞形式是不同的。當(dāng)復(fù)合注漿材料體積配比為0.5∶1和2∶1時(shí)（圖5（a）、（d）），試樣的破壞呈現(xiàn)明顯的塑性破壞。這是由于在此配比下試件混合不均，隨著加載的不斷進(jìn)行，復(fù)合材料試件表現(xiàn)為軸向壓縮，徑向膨脹。當(dāng)試樣的徑向應(yīng)變值超過(guò)極限拉應(yīng)變后，復(fù)合材料試樣表面首先產(chǎn)生微裂紋，并逐漸向材料內(nèi)部擴(kuò)展、貫通，直至試件發(fā)生破壞，顯現(xiàn)出明顯的塑性變形。當(dāng)復(fù)合注漿材料體積配比為1∶1和2.5∶1時(shí)（圖5（b）、（e）），試樣破壞表現(xiàn)為劈裂破壞，試樣兩側(cè)邊緣和內(nèi)部產(chǎn)生較長(zhǎng)的劈裂裂隙，這是壓縮過(guò)程中復(fù)合材料試樣內(nèi)裂紋發(fā)展且不斷向內(nèi)部擴(kuò)展的結(jié)果。當(dāng)復(fù)合注漿材料體積配比為1.5∶1時(shí)（圖5（c）），試樣的破壞形式為剪切破壞。這可能是由于該配比下的復(fù)合注漿材料難以充分結(jié)合，試樣內(nèi)形成較多的弱結(jié)構(gòu)面，在受力不勻條件下，當(dāng)弱結(jié)構(gòu)面上的剪切應(yīng)力大于該界面的強(qiáng)度時(shí)，材料就發(fā)生沿著軟弱結(jié)構(gòu)面的剪切破壞。

通過(guò)對(duì)不同配比條件下新型復(fù)合注漿材料抗壓強(qiáng)度和破壞特征分析可知，試樣在軸向應(yīng)力作用下會(huì)產(chǎn)生劈裂破壞和剪切破壞。由此綜合考慮復(fù)合材料SCPJG-2在不同配比下的固結(jié)密實(shí)程度、反應(yīng)溫度、固結(jié)體試樣的單軸抗壓強(qiáng)度和破壞特征得出，由于1∶1配比下的試樣單軸抗壓強(qiáng)度較高，同時(shí)具有明顯的塑性特征，因此能夠在一定程度上適應(yīng)圍巖變形，達(dá)到較好的注漿加固效果。

4 注漿材料的抗拉強(qiáng)度和破壞特征

4.1 巴西劈裂抗拉強(qiáng)度巴西劈裂實(shí)驗(yàn)作為間接測(cè)量巖石材料抗拉強(qiáng)度的常用手段，最常用的計(jì)算公式為^[22]

式中 σ_t為材料試樣的抗拉強(qiáng)度，Pa；P_t為破壞載荷，N；d，h分別為試件的直徑和厚度，m。在巴西劈裂試驗(yàn)過(guò)程中，得到試驗(yàn)機(jī)的軸向載荷P_t后，利用式（1）可得材料試樣在整個(gè)巴西劈裂試驗(yàn)加載過(guò)程中的垂直應(yīng)力-垂直應(yīng)變曲線（σ_t-ε_t）?？紤]到相同配比下的試樣的σ_t-ε_t曲線的變化規(guī)律具有相似性，因此選擇每一種配比下試樣的一組試驗(yàn)數(shù)據(jù)（MB1-1，MB2-1，MB3-2，MB4-1及MB5-3）繪制σ_t-ε_t曲線，如圖6所示。

從圖6可以看出，不同配比下的新型復(fù)合注漿材料試樣在巴西劈裂試驗(yàn)中的σ_t-ε_t曲線變化趨勢(shì)相近，試樣都經(jīng)歷了4個(gè)階段，分別是壓實(shí)階段、彈性階段、裂紋擴(kuò)展階段和峰后應(yīng)力驟降階段。由于試樣中存在一定的孔裂隙，在初始加載階段，裂隙面垂直于加載方向的裂隙發(fā)生閉合。當(dāng)裂隙完全閉合后，試件進(jìn)入彈性變形階段，此時(shí)垂直應(yīng)力與應(yīng)變呈線性關(guān)系。隨著加載過(guò)程的持續(xù)，試件中出現(xiàn)新裂紋，并不斷擴(kuò)展，垂直應(yīng)力增長(zhǎng)速率變緩，σ_t-ε_t曲線斜率降低。當(dāng)垂直應(yīng)力達(dá)到巖石極限強(qiáng)度時(shí)，試件被劈裂，壓力瞬間釋放，巖石進(jìn)入峰后驟降階段，5種配比下的試樣均表現(xiàn)為較為明顯的脆性破壞。

為研究不同配比下的復(fù)合材料試樣的抗拉強(qiáng)度，將每種配比下的復(fù)合材料試樣的抗拉強(qiáng)度及其平均值的變化規(guī)律如圖7所示。

從圖7可以看出，隨著復(fù)合材料體積配比的增加，試樣的抗拉強(qiáng)度表現(xiàn)為先快速增大再急劇減小后緩慢增大的趨勢(shì)，這與材料的單軸抗壓強(qiáng)度變化趨勢(shì)一致。例如，試樣的平均抗拉強(qiáng)度先從0.5∶1配比下的2 MPa增大到1∶1配比下的15.77 MPa，增大約688.5%，再下降到1.5∶1配比下的6.72 MPa，減小約57.39%，最后增大到2.5∶1配比下的11.53 MPa，增大約71.58%。但隨著漿液配比的增大，其抗拉強(qiáng)度的增長(zhǎng)曲線斜率明顯減小，增長(zhǎng)速率明顯變緩。同樣考慮到漿液反應(yīng)程度與反應(yīng)溫度。因此綜合考慮認(rèn)為，在所研究的配比范圍內(nèi)，當(dāng)配比為1∶1時(shí)，試樣的平均抗拉強(qiáng)度最大，而體積配比為0.5∶1時(shí)的抗拉強(qiáng)度最小。這主要是由于1∶1配比下的漿液反應(yīng)最為充分，形成的試樣內(nèi)部孔、裂隙缺陷較少，完整程度高，而0.5∶1配比下的則相反。以上表明，當(dāng)新型復(fù)合注漿材料的漿液體積配比為1∶1時(shí)，其抗拉強(qiáng)度最大，具有較好的抵抗拉伸變形的能力。且綜合其混合反應(yīng)溫度和固結(jié)密實(shí)程度認(rèn)為，在實(shí)際的注漿加固工程中宜選取漿液體積配比為1∶1的復(fù)合注漿材料。

4.2 巴西劈裂破壞特征在巴西劈裂試驗(yàn)過(guò)程中，由VIC-3D試驗(yàn)獲得試樣在巴西劈裂試驗(yàn)過(guò)程中的裂紋擴(kuò)展演化特征，其不同配比下的材料固結(jié)試樣在巴西劈裂試驗(yàn)過(guò)程中的應(yīng)變場(chǎng)演化特征如圖8所示。

從圖8可以看出，不同體積配比下的復(fù)合材料固結(jié)試樣在巴西劈裂試驗(yàn)中的破壞形式基本一致，都是產(chǎn)生縱向劈裂破壞，具體為在試樣中部沿幾乎垂直方向起裂，繼而擴(kuò)展演化為一條主裂紋，且所有的主裂紋都基本上下垂直貫穿。當(dāng)配比為0.5∶1（圖8（a））時(shí)，由于試樣的抗拉強(qiáng)度較小，試樣在較短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生劈裂破壞，因此表面應(yīng)變變化較小。當(dāng)配比為1∶1（圖8（b））時(shí)，試樣表面的應(yīng)變逐漸增大，即表明其需要產(chǎn)生較大的變形后才發(fā)生破壞，因而其抗拉強(qiáng)度最大。隨著漿液體積配比的持續(xù)增大，試樣表面的應(yīng)變先快速減小而后緩慢增加甚至不變（圖8（c）～（e）），且主裂紋也由直裂紋轉(zhuǎn)為傾斜裂紋，并有局部微小裂紋產(chǎn)生，但仍以縱向劈裂破壞為主。

5 注漿材料的抗剪強(qiáng)度和破壞特征

5.1 變角剪切所測(cè)抗剪強(qiáng)度在變角剪切試驗(yàn)中，受剪巖樣剪切面上的正應(yīng)力和剪應(yīng)力分別為

而剪切巖樣的剪應(yīng)變計(jì)算公式為

式中 σ為巖樣剪切面上的正應(yīng)力，MPa；τ為巖樣剪切面上的剪應(yīng)力，MPa；P為壓縮試驗(yàn)機(jī)施加給巖樣的軸向載荷，N；A為巖樣剪切面面積，mm²；α為剪傾角，即剪切試樣放置角度，（°）；ε_τ為剪切巖樣的剪應(yīng)變；S為壓縮試驗(yàn)機(jī)的軸向位移，mm；L為受剪巖樣的長(zhǎng)度，mm。在變角剪切試驗(yàn)過(guò)程中，得到試驗(yàn)機(jī)的軸向載荷P和軸向位移S后，利用式（3）和式（4）可得巖樣在整個(gè)剪切試驗(yàn)加載過(guò)程中的τ-ε_τ曲線。考慮到相同剪傾角、相同體積配比下的τ-ε_τ曲線的變化規(guī)律具有相似性，因此選擇每個(gè)剪傾角及每種體積配比下的復(fù)合材料的一組剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制τ-ε_τ曲線，其中，50°剪傾角下的試樣選擇MS1-5-3，MS2-5-2，MS3-5-3，MS4-5-1，MS5-5-2；60°剪傾角下的試樣選擇MS1-6-2，MS2-6-1，MS3-6-1，MS4-6-3，MS5-6-2；70°剪傾角下的試樣選擇MS1-7-3，MS2-7-3，MS3-7-3，MS4-7-2，MS5-7-2。其結(jié)果如圖9所示，試驗(yàn)結(jié)果平均值見(jiàn)表3。

從圖9和表3可以看出，在相同剪傾角下，隨著復(fù)合材料體積配比的增加，試樣的抗剪強(qiáng)度依然呈現(xiàn)先快速增大后急劇減小再緩慢增大的變化趨勢(shì)。當(dāng)漿液配比為1

∶1時(shí)，不同剪傾角的試樣抗剪強(qiáng)度最大。例如，以60°剪傾角為例，試樣的平均抗剪強(qiáng)度先從0.5∶1配比下的1.96 MPa增大到1∶1配比下的23.25 MPa，增大約1 086.2%；緊接

著，試樣的抗剪強(qiáng)度下降到2∶1配比下的15.74 MPa，

減小約32.3%，最后增大到2.5∶1配比下的17.51 MPa，增大約11.2%。隨著剪傾角的增大，相同配比下的復(fù)合材料的抗剪強(qiáng)度不斷減小，尤其當(dāng)剪傾角為70°時(shí)，復(fù)合材料試樣的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線在過(guò)峰值剪切強(qiáng)度后，其剪應(yīng)力快速減小，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞，幾乎沒(méi)有殘余階段。

5.2 變角剪切破壞特征為了進(jìn)一步研究復(fù)合注漿材料在變角剪切試驗(yàn)過(guò)程中的變形破壞演化規(guī)律，將VIC-3D試驗(yàn)所得的不同配比的試樣破壞后的表面應(yīng)變?cè)茍D由圖10給出。從圖10可以看出，50°剪傾角下（圖10（a）），由于0.5∶1配比的試樣抗剪強(qiáng)度較低，因此其破壞最為嚴(yán)重，而1∶1配比下的試樣抗剪強(qiáng)度較高，故其破壞程度較小。在相同剪傾角下，當(dāng)材料配比小于等于1.5∶1時(shí)，復(fù)合材料試樣剪切破壞過(guò)程中產(chǎn)生較多的次生裂紋，當(dāng)配比大于等于1.5∶1時(shí)，試樣在中間位置產(chǎn)生明顯的剪切破壞。而在相同體積配比下，隨著剪傾角的增加，新型復(fù)合注漿材料試樣的剪切破壞越來(lái)越明顯，剪切主裂隙越來(lái)越接近試樣中心線，且在試樣中間位置處，剪切應(yīng)變值最大，并有較多的次生裂紋產(chǎn)生。但其仍以沿試樣中心位置的剪切破壞為主。

通過(guò)對(duì)不同剪傾角及不同配比下的新型復(fù)合注漿材料試樣的抗剪強(qiáng)度和破壞特征的分析，并結(jié)合反應(yīng)溫度與固結(jié)密實(shí)程度可以認(rèn)為，當(dāng)體積配比為1∶1時(shí)，材料的抗剪強(qiáng)度最大，具有良好的抵抗圍巖剪切變形與破壞的能力，因此在實(shí)際的注漿加固工程中，宜選取體積配比為1∶1的復(fù)合注漿材料。

6 結(jié) 論

1）隨著漿液體積配比的增大，復(fù)合注漿加固材料固結(jié)試樣的內(nèi)部缺陷呈現(xiàn)出先減小后增大再減小的趨勢(shì)，導(dǎo)致試樣的單軸抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度與抗剪強(qiáng)度均呈現(xiàn)出先快速增大后急劇減小再緩慢增大的變化特征。

2）在有效的漿液體積配比范圍內(nèi)，綜合考慮固結(jié)體的密實(shí)程度和反應(yīng)溫度認(rèn)為，當(dāng)復(fù)合注漿加固材料的漿液體積配比為1∶1時(shí)，其固結(jié)試樣的壓拉剪強(qiáng)度皆最大，表明其具有在復(fù)雜應(yīng)力下良好的承載能力，宜被作為復(fù)合注漿加固材料。

3）在不同漿液體積配比下，復(fù)合注漿材料固結(jié)試樣在單軸壓縮下呈現(xiàn)出塑性破壞、劈裂破壞和剪切破壞。在巴西劈裂條件下，其固結(jié)試樣表現(xiàn)為起裂于中心且沿縱向擴(kuò)展的劈裂破壞，且漿液體積配比越大，其貫穿裂隙呈現(xiàn)出傾斜的趨勢(shì)。在變角剪切試驗(yàn)中，當(dāng)剪傾角相同時(shí)，隨著漿液體積配比的增加，其沿試樣中心的剪切破壞越明顯；而在相同體積配比下，隨著剪傾角的增大，其固結(jié)試樣在發(fā)生剪切破壞時(shí)，其伴隨產(chǎn)生的次生裂紋也增多。

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