王小龍，王起才，2，張戎令，2，潘亞康

(1．蘭州交通大學土木工程學院，甘肅蘭州730070;2．道橋工程災害防治技術國家地方聯(lián)合工程實驗室，甘肅蘭州730070; 3．蘭州鐵道設計院有限公司，甘肅蘭州730070)

水泥-水玻璃雙液注漿力學行為的定量研究

王小龍1，王起才1，2，張戎令1，2，潘亞康3

(1．蘭州交通大學土木工程學院，甘肅蘭州730070;2．道橋工程災害防治技術國家地方聯(lián)合工程實驗室，甘肅蘭州730070; 3．蘭州鐵道設計院有限公司，甘肅蘭州730070)

水泥-水玻璃雙液注漿力學行為的定量研究對注漿土層中地下管線等結構的變形分析具有重要意義。對注漿壓力0.4，0.8，1.0 MPa，距注漿中心0.5，0.8，1.0 m，不同注漿齡期時的高精度測斜管的變形進行了試驗測定，依據(jù)試驗結果提出注漿土層測斜管受到的均布荷載的計算公式。經(jīng)有限元模擬計算驗證，當測斜管承受由該公式計算得出的均布荷載時，測斜管變形有限元計算值與實測值比較吻合。該結論對變形控制嚴格、必須進行變形預測與分析的水泥-水玻璃雙液注漿加固結構具有參考價值。

水泥-水玻璃雙液注漿;力學行為;測斜管;均布荷載

隨著國民經(jīng)濟的發(fā)展和城鄉(xiāng)建設的加快，土地資源越來越緊缺，促使人們著眼于地下空間的開發(fā)與利用。在地下工程建設中，確保既有建筑及地下管線安全，提高軟弱地層承載力成為地下工程順利施工的關鍵［1］。注漿技術作為不良地質處理的有效手段之一，得到廣泛應用。水泥-水玻璃雙液漿以水泥和水玻璃為主劑，注入加固土層中可提高土體的物理力學性質，增強土體本身抗剪強度、承載力特性等［2］。

國內(nèi)外學者在注漿理論與施工工藝方面做了大量研究［3-6］，Maag提出砂土層中的牛頓漿液球形滲透理論公式［7］，在Maag的球形滲透理論基礎上，Raffle等推導出漿液流量、球形擴散半徑和注漿壓力之間的關系式［8］。王勝等［9］對不同水灰比漿液的膠凝時間和流動性進行了試驗研究，初步獲得了磷酸氫二鈉對水泥-水玻璃雙液漿凝固性能的影響規(guī)律。安妮等［10］針對盾構施工過程中常出現(xiàn)的壁后注漿問題，分析了水泥-水玻璃雙液漿膠凝時間、抗壓強度的影響因素及相關規(guī)律。然而當前研究大多著眼于注漿參數(shù)的確定與施工工藝的改進，忽略了水泥-水玻璃雙液注漿的力學行為?；诖耍疚睦酶呔葴y斜儀測定粉質黏土區(qū)不同注漿參數(shù)下測斜管的變形，分析了水泥-水玻璃雙液注漿土層中測斜管的受力特點，并定量研究了水泥-水玻璃雙液注漿的力學行為。

1 試驗

1.1 試驗原理

水泥-水玻璃雙液漿注入土體時，土體受到水泥-水玻璃雙液漿的擠壓產(chǎn)生擾動，離注漿中心越近，水泥-水玻璃雙液漿越容易到達，土體受到的擠壓力越大，相應的該處測斜管的變形越大。水泥-水玻璃雙液注漿斷面示意如圖1。

圖1 水泥-水玻璃雙液注漿斷面示意

1.2 試驗材料和儀器

1)試驗材料

試驗用水采用自來水，水泥采用河南省衛(wèi)輝市春江水泥有限公司生產(chǎn)的P．O42.5級普通硅酸鹽水泥，水泥漿水灰比為1∶1。按照《水泥膠砂強度檢驗方法》(GB/T 17671—1999)檢測，硅酸鹽水泥性能參數(shù)見表1。水玻璃采用市場上銷售的符合國家要求的水玻璃，水玻璃模數(shù)2.96，水玻璃溶液濃度為35°Be'。水泥漿與水玻璃體積比為1∶1。測斜管采用高精度鋁合金測斜管，高精度鋁合金測斜管各項參數(shù)見表2。

表1 硅酸鹽水泥性能參數(shù)

表2 高精度鋁合金測斜管參數(shù)

2)試驗儀器

采用GZJB型液壓雙液注漿泵進行注漿，其工作原理示意如圖2。測斜儀系統(tǒng)精度為±0.25 mm/m，分辨率為±0.02 mm/500 mm。

圖2 水泥-水玻璃雙液注漿泵工作原理示意

1.3 試驗分組

試驗根據(jù)注漿壓力不同分為3組，每組試驗按照距注漿中心距離不同又分為3個對照組，試驗分組見表3。

表3 水泥-水玻璃雙液注漿試驗分組

1.4 測斜管變形計算方法

試驗在粉質黏土區(qū)進行，試驗區(qū)環(huán)境條件單一，沒有外界因素對測斜管變形產(chǎn)生影響。由水泥-水玻璃雙液注漿引起的測斜管變形Δ(正值向注漿中心外側偏移，負值向注漿中心內(nèi)側偏移)由下式計算。

式中:St為注漿齡期t時測斜管變形值;S0為測斜管的初始變形值。

2 結果與分析

2.1 不同注漿齡期和注漿深度測斜管的變形

注漿壓力1.0 MPa，距注漿中心0.5 m和0.8 m，測斜管變形隨注漿齡期變化曲線見圖3。由圖3可見:同一注漿齡期距注漿中心越遠測斜管的變形越小;距注漿中心距離不變時，注漿齡期1 h時土體在注漿壓力和水泥-水玻璃漿液共同作用下產(chǎn)生側移，測斜管受到擠壓發(fā)生變形;2 h時測斜管側向壓力減小，變形回彈;4 h時測斜管變形值超過1 h時，12 h時測斜管變形持續(xù)增大。忽略其他因素的影響，如果沒有進行注漿，測斜管不會產(chǎn)生任何變形，注漿之后測斜管才發(fā)生變形。根據(jù)力與變形的關系，一定的變形，必然對應著一定的外力。因此，由圖3可知，注漿齡期1，2，4，12 h，水泥-水玻璃雙液注漿對測斜管施加的壓力值先增大后減小，再持續(xù)增大。

圖3 測斜管變形隨注漿齡期變化曲線

注漿壓力1.0 MPa、距注漿中心0.5 m時各個注漿齡期測斜管變形隨注漿深度變化曲線見圖4。由圖4可見:注漿齡期12 h時注漿深度2 m處測斜管發(fā)生最大變形，為10.2 mm，離注漿土層中心深度(注漿深度為2 m)越遠，測斜管變形越小。各個注漿齡期測斜管變形隨注漿深度變化趨勢相同，即測斜管變形最大值均在注漿土層中心深度處，離注漿土層中心深度越遠，測斜管變形越小。

2.2 水泥-水玻璃雙液注漿測斜管受力與變形分析

水泥-水玻璃雙液注漿測斜管受力變形示意如圖5所示。由圖5(a)可見，在未注漿土層2 m處，測斜管變形很小，近似為0。注漿土層范圍注漿管開花孔，土質為粉質黏土，分布均勻。水泥-水玻璃雙液漿通過土體顆粒之間的孔隙進入注漿土層，漿液呈柱面擴散［11］。測斜管受到的壓力主要由土體受到擠壓橫向移動以及水泥-水玻璃的物理化學反應引起。因此，水泥-水玻璃雙液注漿對測斜管施加的壓力可以簡化為注漿土層測斜管受到的均布荷載q。注漿土層測斜管受到的均布荷載q的計算可以簡化為:未注漿土層2 m處為固端約束;注漿土層中心深度(h/2)處測斜管變形實測值Δm對應均布荷載q。其中h為水泥-水玻璃雙液注漿土層深度。

圖4 測斜管變形隨注漿深度變化曲線

圖5 水泥-水玻璃雙液注漿測斜管受力變形示意

注漿壓力1.0 MPa，距注漿中心0.5 m，注漿齡期12 h時測斜管發(fā)生最大變形，為10.2 mm，而測斜管總長為10 m，因此測斜管只發(fā)生了微小變形，彈性力學理論完全適用于測斜管的變形計算。根據(jù)圖5(b)，先利用力法計算出在均布荷載q作用下注漿土層中心深度(h/2)處測斜管的變形值Δm(q)［12］。假設圖5(b)測斜管的簡化受力與測斜管的實際受力狀態(tài)相吻合，

式中:E為測斜管材料彈性模量;I為測斜管截面慣性矩。

2.3 測斜管變形計算的有限元驗證與實際應用

測斜管由6061-T6鋁合金制成，彈性模量E= 67 620 MPa，慣性矩I=233 320 mm4。距注漿中心0.5 m，注漿壓力1 MPa，注漿齡期12 h時，注漿土層中心深度(h/2)處測斜管變形實測值Δm為10.2 mm。根據(jù)式(2)計算出Δm=10.2 mm時注漿土層測斜管受到的均布荷載q，再利用有限元軟件ABAQUS模擬計算出當測斜管受到圖5(b)所示的均布荷載q時各個位置的變形。注漿土層不同深度測斜管變形有限元模擬計算值與實測值對比見表4。

表4 注漿土層不同深度測斜管變形計算值與實測值對比

由表4可以看出:注漿土層中心深度(2.0 m)處，測斜管變形計算值與實測值相吻合;離加固土層中心稍遠，兩者差值略微變大，但總體來說可以滿足工程要求;加固土層兩端測斜管變形計算值與實測值誤差最大，此計算模型已不適用。

根據(jù)試驗不同注漿壓力下測斜管變形實測值，利用公式(2)計算出距離注漿中心0.5，0.8 m注漿土層測斜管受到的均布荷載，見表5。則利用力法計算的在均布荷載q作用下注漿土層中心深度(h/2)處測斜管的變形值Δm(q)與注漿土層中心深度(h/2)處測斜管變形實測值Δm相等，即Δm(q)= Δm，根據(jù)Δm(q)=Δm反算求得q。

表5 不同注漿參數(shù)下測斜管承受的均布荷載

對水泥-水玻璃雙液注漿土層管線外形與試驗測斜管相似的地下管線進行變形驗算時，其受力狀態(tài)可參考表5確定。

3 結論

1)注漿齡期1 h時土體在注漿壓力和水泥-水玻璃漿液共同作用下產(chǎn)生側移，測斜管受到擠壓發(fā)生變形;2 h時測斜管側向壓力減小，變形回彈;4 h時測斜管變形值超過1 h時，12 h時測斜管變形持續(xù)增大。

2)在未注漿土層2 m處，測斜管變形很小，近似為0。水泥-水玻璃雙液注漿土層中測斜管承受的均勻荷載的計算可簡化為:未注漿土層2 m處為固端約束，注漿土層中心深度(h/2)處測斜管變形實測值Δm對應均布荷載q。q=EIΔm/(0.333 3 h+0.25h2+ 0.0417h3+0.002 6h4)。

3)對水泥-水玻璃雙液注漿土層管線外形與試驗測斜管相似的地下管線進行變形驗算時，其受力狀態(tài)可參考本文表5確定。

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Quantitative Research on Mechanical Behavior of Cement-Waterglass Double Liquid Grouting

WANG Xiaolong1，WANG Qicai1，2，ZHANG Rongling1，2，PAN Yakang3
(1．School of Civil Engineering，Lanzhou Jiaotong University，Lanzhou Gansu 730070，China;2．National and Provincial Joint Engineering Laboratory of Road＆Bridge Disaster Prevention and control，Lanzhou Gansu 730070，China; 3．Lanzhou Railway Survey and Design Institute Co．，Ltd．，Lanzhou Gansu 730070，China)

Quantitative study of cement-waterglass double liquid grouting mechanical behavior has an important meaning for deformation analysis of underground pipeline structures in grouting soil and so on．Experimental measurements for the high-precision inclinometer pipe deformation at 0.5 m，0.8 m and 1.0 m from grouting center were made with grouting pressure of 0.4 M Pa，0.8 M Pa and 1.0 M Pa during different grouting stages，and the calculation formula for uniform load of inclinometer pipe in grouting soil was put forward according to the experimental results．T hrough verification by finite element simulating and calculating，the results calculated by finite element method are well coincident with the measured value of the inclinometer pipe deformation when the inclinometer pipe is under the uniform load calculated by the above formula．T he conclusion has strict deformation requirements and the deformation of cement-waterglass double liquid grouting reinforcement structure must be predicted and analyzed，which has a certain reference value．

Cement-waterglass double liquid grouting;M echanical behavior;Inclinometer pipe;Uniform load

U457+．3

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2016．12．35

1003-1995(2016)12-0133-04

(責任審編葛全紅)

2016-07-10;

2016-10-10

長江學者和創(chuàng)新團隊發(fā)展計劃(IRT15R29);國家自然科學基金(51268032)

王小龍(1989—)，男，碩士研究生。