全風(fēng)化花崗巖地層單-雙液漿加固試驗(yàn)研究

張健，李術(shù)才，李召峰，楊磊，張慶松，王凱，齊延海，林榮峰

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全風(fēng)化花崗巖地層單-雙液漿加固試驗(yàn)研究

張健，李術(shù)才，李召峰，楊磊，張慶松，王凱，齊延海，林榮峰

(山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟(jì)南，250061)

針對(duì)全風(fēng)化花崗巖注漿治理工程中的漿液選型及注漿參數(shù)調(diào)控問題，通過注漿模擬試驗(yàn)，對(duì)水泥漿液和水泥?水玻璃漿液(C-S漿液)2種漿液的加固效果進(jìn)行對(duì)比分析研究。研究結(jié)果表明，單?雙液漿在地層中均以劈裂擴(kuò)散為主，但擴(kuò)散模式具有顯著差異：水泥漿液呈直線式和放射式2種，其主控因素為水灰比；而C-S漿液的擴(kuò)散模式主要為放射式和網(wǎng)絡(luò)式，擴(kuò)散模式受水灰比和注漿壓力雙因素影響。2種漿液注入地層后，加固體試樣抗壓強(qiáng)度、抗崩解性均顯著增高，根據(jù)對(duì)加固效果的作用關(guān)系可將水灰比分為注漿壓力作用區(qū)(水灰比為0.80~1.13)和C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)(水灰比為1.13~1.50)，水泥漿液多適用于深部高壓加固區(qū)，C-S漿液多適用于淺部低壓加固區(qū)。在滿足注漿工程要求前提下，C-S漿液加固體壓縮可變形性和殘余強(qiáng)度比水泥漿液加固體的高，加固地層更為穩(wěn)定。通過工程現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證，研究成果對(duì)類似地層的注漿加固治理具有一定的參考和借鑒意義。

全風(fēng)化花崗巖；水泥漿液；水泥?水玻璃漿液；加固模式；抗壓強(qiáng)度；抗崩解性

花崗巖約占我國國土面積的9%，受氣候、結(jié)構(gòu)、裂隙和生物等因素影響，易發(fā)生物理風(fēng)化、化學(xué)風(fēng)化和生物風(fēng)化[1?2]。全風(fēng)化花崗巖巖質(zhì)極軟，已風(fēng)化成硬塑砂質(zhì)黏性土狀，具有承載力低、在地下水作用下泥化嚴(yán)重、易崩解的特點(diǎn)。全風(fēng)化花崗巖在地下工程建設(shè)中極易誘發(fā)突水突泥、圍巖塌方變形等災(zāi)害[3?6]。地下工程建設(shè)中多采用注漿手段對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層進(jìn)行加固。崔紅琴等[7?11]針對(duì)風(fēng)化花崗巖地層突涌水災(zāi)害分別提出了不同的注漿治理方案；李蓉等[12]研究了水泥漿液、超細(xì)水泥漿液、水泥?水玻璃漿液對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層注漿加固效果的影響，并針對(duì)地層特點(diǎn)提出注漿方案；孫峰等[13]研究了水泥復(fù)合漿液流體時(shí)變性對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響，推導(dǎo)了考慮流體時(shí)變性的全風(fēng)化花崗巖地層劈裂注漿擴(kuò)散半徑計(jì)算公式；袁敬強(qiáng)等[14?15]針對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層注漿加固效果開展了深入研究。對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層的注漿治理，國內(nèi)外學(xué)者集中于注漿加固機(jī)制研究以及注漿參數(shù)對(duì)加固效果的影響等方面[13?15]。而實(shí)際注漿工程中往往需要多種漿液相互配合使用，但注漿過程中漿液類型的選取、漿液轉(zhuǎn)換時(shí)注漿參數(shù)調(diào)控等方面，仍缺乏科學(xué)系統(tǒng)的理論與方法。本文作者以廣西均昌隧道突水突泥治理工程DK7+857段全風(fēng)化花崗巖地層為對(duì)象，選取注漿工程中常用的水泥漿液、水泥?水玻璃漿液開展系統(tǒng)的注漿加固模擬試驗(yàn)研究，揭示了2種典型漿液注漿效果的差異性及其影響因素的作用規(guī)律，并明確了2種漿液注漿操作過程中的調(diào)控方法，為全風(fēng)化花崗巖地層的注漿加固治理提供一定理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)材料及注漿模擬試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料

1.1.1 注漿材料

水泥選用廣西潤豐水泥廠生產(chǎn)的普通硅酸鹽水泥(PO.42.5)；水玻璃型號(hào)為波美度Be′=35，模數(shù)為3.3。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)水灰比選取0.8，0.9，1.0，1.2，1.5。水泥漿液和體積比為1:1的水泥-水玻璃漿液(C-S漿液)的基本物理力學(xué)性能見表1。

1.1.2 被注介質(zhì)

廣西均昌隧道工程穿越全風(fēng)化花崗巖地層，試驗(yàn)所用土樣取自里程DK7+857處，土樣基本物理性質(zhì)見表2。

1.2 注漿模擬試驗(yàn)方法

基于山東大學(xué)自主研發(fā)的三維注漿模擬試驗(yàn)系統(tǒng)[16]，開展注漿試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置如圖1所示，雙液注漿泵型號(hào)為ZBSS0.13，泵速0~15 L/min，壓力0~10 MPa；被注腔體直徑×高度為28 cm×45 cm，用于裝載全風(fēng)化花崗巖土樣。

表1 單雙漿液物理力學(xué)性能

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注：*表示C-S漿液凝固時(shí)間單位為s。

表2 全風(fēng)化花崗巖的基本物理性質(zhì)

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖

試驗(yàn)方法：將所選土樣按表2參數(shù)制備成重塑土后，分層夯實(shí)到被注腔體中(每層5 cm，稱土質(zhì)量6.34 kg)，用千斤頂密封系統(tǒng)。使用雙液注漿泵將漿液由注漿管注入被注土體中，控制注漿泵速為4 L/min；達(dá)到設(shè)計(jì)終壓穩(wěn)壓30 s后停止注漿。注漿后24 h取樣測(cè)試。

1.3 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.3.1 注漿壓力

注漿壓力是注漿加固的重要控制參數(shù)，適當(dāng)?shù)膲毫梢猿浞掷谩皾{土互壓”作用提高加固效果，壓力過低達(dá)不到注漿效果，壓力過高會(huì)破壞圍巖完整性。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)，考慮全風(fēng)化花崗巖地層注漿加固特點(diǎn)及注漿模擬試驗(yàn)系統(tǒng)的限制，設(shè)定注漿壓力為1.0，1.5和2.0 MPa；因在本試驗(yàn)注漿壓力范圍內(nèi)，水泥漿液、C-S漿液擴(kuò)散半徑均大于模型試驗(yàn)裝置半 徑[17]，二者均存在邊界效應(yīng)，因此，本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析過程中不考慮邊界效應(yīng)的影響。試驗(yàn)共開展30組。

1.3.2 土體試樣取樣標(biāo)準(zhǔn)

注漿后24 h取出試樣。取樣標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)及抗崩解性試驗(yàn)如圖2~4所示?？紤]邊界效應(yīng)的影響，所測(cè)試樣均取自垂直高度25 cm、距離橫截面圓心 7 cm處的漿脈壓密土體區(qū)域(以下簡(jiǎn)稱壓密區(qū))，漿脈寬度測(cè)量選自主漿脈中間部位。

單軸抗壓強(qiáng)度試樣在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)7 d進(jìn)行測(cè)試；加固體(直徑×高度為28 cm×45 cm)單軸壓縮試驗(yàn)于標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d進(jìn)行測(cè)試；濕化試驗(yàn)取樣后立即測(cè)試[14]。

圖2 試樣取樣標(biāo)準(zhǔn)

(a) 單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)；(b) 加固體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)

圖4 抗崩解性試驗(yàn)

2 注漿加固模式對(duì)比分析

2.1 漿液擴(kuò)散模式差異性研究

圖5所示為不同水灰比條件下2種漿液的擴(kuò)散模式(注漿壓力為1.5 MPa)，圖6所示為不同注漿壓力條件下2種漿液在土體中的擴(kuò)散模式(水灰比為1)。

由圖5和圖6可知：水泥漿液和C-S漿液在土體中均以劈裂擴(kuò)散方式為主。全風(fēng)化花崗巖土體致密，可注性差，漿液很難通過滲透的方式進(jìn)入地層，在選取的全風(fēng)化花崗巖地層中，2種漿液均為劈裂擴(kuò)散模式。

由圖5可以看出：全風(fēng)化花崗巖地層中水泥漿液劈裂擴(kuò)散模式可分為直線式和放射式2種。當(dāng)水灰比為0.8~0.9時(shí)，水泥漿液的漿脈呈直線式擴(kuò)散，當(dāng)水灰比大于0.9時(shí)，水泥漿液擴(kuò)散模式變成放射式。隨著水灰比增大，漿液黏度降低，流動(dòng)中壓力損耗減小，劈裂土體所需要的注漿壓力減小[18]，在相同壓力下可形成多個(gè)劈裂面。因此水泥漿液在水灰比較小時(shí)，在土體中呈直線式擴(kuò)散，當(dāng)水灰比增大，在土體中呈放射式擴(kuò)散。

C-S漿液劈裂擴(kuò)散模式為放射式和網(wǎng)絡(luò)式2種。當(dāng)水灰比為0.8時(shí)，C-S漿液的漿脈呈放射式，當(dāng)水灰比為0.9時(shí)，在主漿脈上開始出現(xiàn)次生漿脈，隨著水灰比的升高，C-S漿液的漿脈數(shù)量增多，漿脈擴(kuò)展形態(tài)由放射式向網(wǎng)絡(luò)式轉(zhuǎn)變。C-S漿液前期黏度低，自身剪切力小，漿液劈裂土體需要的注漿壓力小，注漿前期漿液在土體中形成3個(gè)主劈裂面。當(dāng)C-S漿液在劈裂通道內(nèi)運(yùn)移一段時(shí)間后部分固結(jié)，漿液在注漿壓力作用下于原有劈裂通道周圍土體的薄弱區(qū)劈裂新通道，形成次生漿脈。水灰比增大時(shí)，C-S漿液凝結(jié)時(shí)間增長(zhǎng)，漿液黏度降低，漿液在主劈裂通道周圍會(huì)形成更多次生漿脈。因此在相同注漿壓力下，隨著水灰比的增大，C-S漿液形成與水泥漿液不同的網(wǎng)絡(luò)式擴(kuò)散模式。

由圖6可知：隨著注漿壓力的變化，水泥漿液擴(kuò)散模式均為放射式。當(dāng)漿液達(dá)到啟裂壓力在土體中形成劈裂通道后，水泥漿液凝結(jié)時(shí)間長(zhǎng)，隨著注漿壓力的升高，漿液傾向于沿劈裂通道運(yùn)移。因此，注漿壓力對(duì)水泥漿液擴(kuò)散模式影響較小。

C-S漿液的擴(kuò)散模式隨著注漿壓力的升高逐漸由放射式向網(wǎng)絡(luò)式轉(zhuǎn)變。C-S漿液凝結(jié)時(shí)間短，漿液在劈裂通道中固結(jié)，難以進(jìn)一步在通道中運(yùn)移，在注漿壓力的作用下漿液在土體中形成多條劈裂通道。隨著注漿壓力的升高，漿脈數(shù)量呈增多的趨勢(shì)。

由圖7可知：2種漿液的漿脈寬度均與注漿壓力呈正比，與水灰比呈反比，且C-S漿液漿脈寬度的變化幅度比水泥漿液的小。

在試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)范圍內(nèi)，不同水灰比和注漿壓力條件下，水泥漿液的擴(kuò)散模式為直線式和放射式2種，擴(kuò)散模式由漿液水灰比控制，而注漿壓力對(duì)漿液擴(kuò)展模式影響較小。C-S漿液的擴(kuò)散模式為放射式和網(wǎng)絡(luò)式2種，且擴(kuò)散模式是水灰比和注漿壓力共同作用的結(jié)果。

2.2 注漿加固效果分析

2.2.1 壓密區(qū)土體強(qiáng)度對(duì)比分析

土體強(qiáng)度是衡量全風(fēng)化花崗巖地層注漿加固效果的一個(gè)重要指標(biāo)，注漿前后土體壓密區(qū)試樣抗壓強(qiáng)度如圖8所示。

(a) 水泥漿液，水灰比為0.8；(b) 水泥漿液，水灰比為0.9；(c) 水泥漿液，水灰比為1.0；(d) 水泥漿液，水灰比為1.2；(e) 水泥漿液，水灰比為1.5；(f) C-S漿液，水灰比為0.8；(g) C-S漿液，水灰比為0.9；(h) C-S漿液，水灰比為1.0；(i) C-S漿液，水灰比為1.2；(j) C-S漿液，水灰比為1.5；

(a) 水泥漿液，p=1.0 MPa；(b) 水泥漿液，p=1.5 MPa；(c) 水泥漿液，p=2.0 MPa；(d) C-S漿液，p=1.0 MPa；(e) C-S漿液，p=1.5 MPa；(f) C-S漿液，p=2.0 MPa

1—水泥漿液，p=1.0 MPa；2—水泥漿液，p=1.5 MPa；3—水泥漿液，p=2.0 MPa；4—C-S漿液，p=1.0 MPa；5—C-S漿液，p=1.5 MPa；6—C-S漿液，p=2.0 MPa。

由圖8可知：2種漿液加固后壓密區(qū)土體抗壓強(qiáng)度均與注漿壓力呈正比。不同水灰比條件下，水泥漿液注漿后土體壓密區(qū)試樣抗壓強(qiáng)度從大到小的順序?yàn)?.0，1.2，0.8，0.9，1.5，C-S漿液的抗壓強(qiáng)度從大到小的順序?yàn)?.0，1.2，1.5，0.9，0.8。

對(duì)于水泥漿液，當(dāng)擴(kuò)散模式為放射式時(shí)，漿液對(duì)周圍土體的壓密作用范圍大于直線式，但當(dāng)水灰比為1.5時(shí)，受漿脈寬度的制約，對(duì)周圍土體的擠密作用較水灰比0.8~0.9時(shí)的弱。C-S漿液在土體中形成主漿脈與次生漿脈相互交錯(cuò)的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，網(wǎng)絡(luò)式對(duì)周圍土體的擠密作用強(qiáng)于放射式。

1—C-S漿液，1.0 MPa；2—C-S漿液，1.5 MPa；3—C-S漿液，2.0 MPa；4—原狀土；5—水泥漿液，1.0 MPa；6—水泥漿液，1.5 MPa；7—水泥漿液，2.0 MPa。

由圖8還可以看出，根據(jù)土體強(qiáng)度可將水灰比分為3個(gè)區(qū)域：注漿壓力作用區(qū)(水灰比0.80~0.98)、水泥漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)(水灰比0.98~1.22)和C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)(水灰比1.22~1.50)。

在注漿壓力作用區(qū)，2種漿液的土體強(qiáng)度由注漿壓力控制。因該區(qū)域水灰比大，當(dāng)注漿壓力為1 MPa時(shí)，水泥漿液的擴(kuò)散模式為直線式，C-S漿液的擴(kuò)散模式為放射式，水泥漿液漿脈寬，但對(duì)土體的壓密作用范圍較C-S漿液的小，當(dāng)注漿壓力升至1.5~2.0 MPa時(shí)，水泥漿液形成漿脈的寬度增加顯著，C-S漿液形成漿脈的寬度變化微弱，網(wǎng)絡(luò)式對(duì)土體的擠密作用弱于水泥漿液的直線式，水泥漿液的加固效果優(yōu)于C-S漿液加固效果。

在水泥漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)和C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)，水泥漿液的擴(kuò)散模式為放射式，C-S漿液的擴(kuò)散模式為網(wǎng)絡(luò)式。但在水泥漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)，因水泥漿液漿脈寬度大，其加固效果優(yōu)于C-S漿液加固效果；隨著水灰比的增大，漿脈寬度逐漸減小，在C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)，C-S漿液網(wǎng)絡(luò)式的擴(kuò)散模式對(duì)土體的壓密作用大于水泥漿液的壓密作用，其加固效果優(yōu)于水泥漿液。

2.2.2 加固體穩(wěn)定性對(duì)比分析

注漿加固體穩(wěn)定性是加固效果的一個(gè)重要評(píng)價(jià)指標(biāo)，注漿28 d后進(jìn)行加固體的單軸壓縮試驗(yàn)(注漿壓力為2 MPa，水灰比為0.8，0.9，1.0和1.2)，試驗(yàn)結(jié)果如表3和圖9所示。

由表3和圖9可以看出：相同條件下水泥漿液加固體的峰值強(qiáng)度均比C-S漿液加固體的高，因?yàn)榧庸腆w強(qiáng)度受內(nèi)部漿脈控制，且水泥漿液漿脈的強(qiáng)度和寬度均比C-S漿液的高。

在滿足注漿工程要求前提下，從負(fù)荷?位移曲線峰值強(qiáng)度之前的階段可以看出，C-S漿液加固體變形模量比水泥漿液的小，其壓縮可變形性比水泥漿液的高。與水泥漿液相比，在地下工程開挖及運(yùn)營過程中C-S漿液加固體塑性變形更大，更有助于地應(yīng)力能量釋放，能夠保證圍巖的穩(wěn)定性和完整性，實(shí)現(xiàn)工程安全建設(shè)。

從負(fù)荷?位移曲線的應(yīng)變軟化階段可以看出，到達(dá)峰值強(qiáng)度后，水泥漿液加固體迅速脫落，近似成彈脆性破壞，C-S漿液加固體近似成延性破壞。在該階段，C-S漿液加固體的強(qiáng)度比水泥漿液的高。

在應(yīng)力?應(yīng)變曲線的殘余強(qiáng)度階段，C-S漿液加固體殘余強(qiáng)度顯著高于水泥漿液加固體殘余強(qiáng)度，說明水泥漿液漿脈對(duì)土體的骨架支撐作用范圍有限，C-S漿液網(wǎng)絡(luò)式的擴(kuò)散模式對(duì)壓縮破壞過程起控制作用，加固體仍可承受一定荷載。

2.2.3 抗崩解性對(duì)比

全風(fēng)化花崗巖遇水失穩(wěn)破壞是誘發(fā)突水突泥地質(zhì)災(zāi)害的主要原因。土體抗崩解性的提升是注漿加固效果的一個(gè)重要評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。圖10所示為抗崩解試驗(yàn)測(cè)得2種漿液注漿后壓密區(qū)土體的抗崩解性情況。

注漿前原狀土完全崩解時(shí)間為700 s，注漿加固后土體抗崩解性顯著提升。由圖10可知：土體抗崩解性與注漿壓力成正比，隨水灰比的增加呈先增加后減小的趨勢(shì)。

抗崩解性由土體的密實(shí)度和土顆粒之間的黏結(jié)力控制。劈裂注漿過程中，漿液對(duì)劈裂通道周圍土體產(chǎn)生擠密作用。擠密作用可減小土體的孔隙率和含水率，提高土體的密實(shí)度和土顆粒之間的黏結(jié)性，因此，注漿后土體的抗崩解性得到顯著提升。

表3 加固體單軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果

1—原狀土；2—水泥漿液；3—C-S漿液。

1—水泥漿液，p=1.0 MPa；2—水泥漿液，p=1.5 MPa；3—水泥漿液，p=2.0 MPa；4—C-S漿液，p=1.0 MPa；5—C-S漿液，p=1.5 MPa；6—C-S漿液，p=2.0 MPa。

由圖10可以看出：注漿后土體抗崩解性的提升效果可分為注漿壓力作用區(qū)(0.8~1.13)、C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)(1.13~1.5)，與圖8不同的是，水泥漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)范圍減小，成為注漿壓力作用區(qū)。

全風(fēng)化花崗巖崩解是土體浸水發(fā)生結(jié)構(gòu)分散的現(xiàn)象，土體含水量越大時(shí)，崩解速度越快。注漿過程中，漿液在土體中存在“壓濾效應(yīng)”，水泥漿液凝結(jié)時(shí)間長(zhǎng)，“壓濾效應(yīng)”作用下進(jìn)入土體的水分較C-S漿液的多，土體含水量增大的幅度比C-S漿液的大，在低壓注漿時(shí)，C-S漿液試樣抗崩解性較高；當(dāng)注漿壓力升高時(shí)，水泥漿液漿脈寬度增長(zhǎng)幅度高，對(duì)土體的擠密作用大于“壓濾效應(yīng)”引起的負(fù)面作用，其抗崩解性優(yōu)于C-S漿液的抗崩解性。當(dāng)水灰比由1.13升至1.5時(shí)，水泥漿液加固后土體強(qiáng)度與抗崩解性均比C-S漿液的弱。

3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

3.1 方案設(shè)計(jì)

廣西均昌隧道遭遇全風(fēng)化花崗巖地層，采用帷幕注漿法對(duì)其實(shí)施系統(tǒng)加固，以進(jìn)口左洞第五循環(huán)(CK7+867-885里程段)為例，采用前進(jìn)式分段注漿方式，漿液選型方案如圖11所示，實(shí)線代表C-S漿液，注漿壓力為2~3 MPa，水灰比為0.9~1.1；虛線代表水泥漿液，注漿壓力為3~5 MPa，水灰比為1.0~1.2。

圖11 左洞第五循環(huán)帷幕注漿漿液選型設(shè)計(jì)圖

3.2 漿液擴(kuò)散模式分析

帷幕注漿完成后實(shí)施開挖工作，分別對(duì)C-S漿液加固區(qū)和水泥漿液加固區(qū)漿脈進(jìn)行觀測(cè)，漿脈分布形態(tài)見圖12。由圖12可知：C-S漿液加固區(qū)漿脈呈網(wǎng)絡(luò)式分布，水泥漿液加固區(qū)漿脈則為粗大漿脈，沒有次生漿脈產(chǎn)生，與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果一致。

(a) C-S漿液加固區(qū)；(b) 水泥漿液加固區(qū)

3.3 注漿加固效果分析

帷幕注漿完成后，采用檢查孔法、鉆孔??曲線法對(duì)本循環(huán)帷幕注漿效果進(jìn)行檢查評(píng)定。檢查孔設(shè)置如圖13所示，其中J-1，J-4，J-5檢查水泥漿液加固區(qū)，J-2，J-3，J-6檢查C-S漿液加固區(qū)。

圖13 檢查孔開孔圖

退出鉆桿后，采用細(xì)鋼管探測(cè)成孔情況，檢查孔成孔情況如表4所示，檢查孔成孔率達(dá)到90%以上。通過本方法進(jìn)行注漿加固，圍巖完整性顯著提高，圍巖強(qiáng)度也相應(yīng)提高。由表4可知：C-S漿液加固的淺部區(qū)域的成孔率比水泥漿液加固的深部區(qū)域的高。

表4 檢查孔成孔情況

通過對(duì)檢查孔進(jìn)行注漿試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，注漿開始后，注水壓力在5 min內(nèi)升高至5.0 MPa。隨著劈裂通道的形成，注漿壓力出現(xiàn)降低?升高波動(dòng)變化，基本穩(wěn)定在4 MPa左右，??曲線符合檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)，隨后停止本孔段注漿。J-1檢查孔在注漿過程中的??曲線如圖14所示。

(a) P?t曲線；(b) Q?t曲線

4 結(jié)論

1) 水泥漿液和C-S漿液在全風(fēng)化花崗巖地層中均為劈裂擴(kuò)散，由于漿液凝結(jié)時(shí)間的差異性，水泥漿液擴(kuò)散模式由水灰比控制，呈現(xiàn)直線式和放射式，C-S漿液擴(kuò)散模式則受水灰比和注漿壓力雙因素影響，呈現(xiàn)放射式和網(wǎng)絡(luò)式。

2) 對(duì)于全風(fēng)化花崗巖地層，注漿后土體強(qiáng)度和抗崩解性得到顯著提高。注漿加固體的壓密區(qū)土體可根據(jù)加固效果將水灰比分為注漿壓力作用區(qū)(0.80~1.13)和C-S漿液優(yōu)勢(shì)區(qū)(1.13~1.50)。針對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層注漿加固治理工程，水泥漿液多用于高壓加固區(qū)，C-S漿液多用于低壓加固區(qū)。為提高注漿治理效果，實(shí)際工程實(shí)踐時(shí)建議2種漿液水灰比控制在0.9~1.2為宜。

3) 在滿足注漿工程要求前提下，C-S漿液加固體的壓縮可變形性和殘余強(qiáng)度均比水泥漿液的高，說明在相同初始地應(yīng)力環(huán)境下，采用C-S漿液加固的地層在開挖擾動(dòng)作用下更穩(wěn)定，有利于保證工程安全。

在廣西均昌隧道帷幕注漿工程進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)論的正確性，研究結(jié)論對(duì)指導(dǎo)注漿工程漿液選型、壓力控制等方面有積極作用。

[1] 趙建軍, 王思敬, 尚彥軍, 等. 全風(fēng)化花崗巖抗剪強(qiáng)度影響因素分析[J]. 巖石力學(xué), 2005, 26(4): 624?628. ZHAO Jianjun, WANG Sijing, SHANG Yanjun, et al. Control factors on shear strength of completely decomposed granite[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(4): 624?628.

[2] 于洪丹, 陳衛(wèi)忠, 郭小紅, 等. 廈門海底隧道強(qiáng)風(fēng)化花崗巖力學(xué)特性研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2010, 29(2): 381?387. YU Hongdan, CHEN Weizhong, GUO Xiaohong, et al. Research on mechanical characteristics of strongly weathered granite for Xiamen subsea tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 26(4): 624?628.

[3] 張素敏, 朱永全, 高炎, 等. 全風(fēng)化花崗巖流變特性試驗(yàn)研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào), 2016, 12(4): 904?911. ZHANG Sumin, ZHU Yongquan, GAO Yan, et al. Experimental investigation on rheological properties of completely weathered granite[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2016, 12(4): 904?911.

[4] 李建新, 陳秋南, 趙柳, 等. 南岳地區(qū)全風(fēng)化花崗巖崩解特性試驗(yàn)研究[J]. 湖南科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 30(4): 59?63. LI Jianxin, CHEN Qiunan, ZHAO Liu, et al. Experimental research on disintegration characteristics of weathered granite in Nanyue[J]. Journal of Hunan University of Science & Technology(Natural Science Edition), 2015, 30(4): 59?63.

[5] 顏波, 湯連生, 胡輝, 等. 花崗巖風(fēng)化土崩崗破壞機(jī)理分析[J]. 水文地質(zhì)工程地質(zhì), 2009, 36(6): 68?71. YAN Bo, TANG Liansheng, HU Hui, et al. The mechanism of disintegration damage of granite weathered soil[J]. Hydrogeology and engineering geology, 2009, 36(6): 68?71.

[6] 張先偉, 孔令偉, 臧濛. 雷州半島玄武巖殘積土的工程地質(zhì)特性研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2014, 36(5): 855?863. ZHANG Xianwei, KONG Lingwei, ZANG Meng. Engineering geological characteristics of basalt residual soils in Leizhou Peninsula[J]. Geotechnical Engineering, 2014, 36(5): 855?863.

[7] 崔紅琴. 超淺埋富水全風(fēng)化花崗巖大斷面隧道施工技術(shù)[J]. 鐵道建筑技術(shù), 2014(3): 1?5. CUI Hongqin. Construction technology of ultra shallow water rich fully weathered granite and large section tunnel[J]. Railway Construction Technology, 2014(3): 1?5.

[8] 郭小紅, 王夢(mèng)恕. 廈門翔安海底隧道F1風(fēng)化深槽注漿加固技術(shù)[J]. 中國工程科學(xué), 2011, 13(9): 38?41. GUO Xiaohong, WANG Mengshu. Study on the grouting technology adopted in F1 weathered trough for Xiamen Xiang’an Subsea Tunnel[J]. Chinese Engineering Science, 2011, 13(9): 38?41.

[9] 袁敬強(qiáng), 陳衛(wèi)忠, 黃世武, 等. 全強(qiáng)風(fēng)化花崗巖隧道突水災(zāi)害機(jī)制與協(xié)同治理技術(shù)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2016, 35(增2): 4164?4171. YUAN Jingqiang, CHEN Weizhong, HUANG Shiwu, et al. Mechanism and synergetic treatment technology of water inrush disaster in completely and strongly weathered granite tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(suppl 2): 4164?4171.

[10] 張頂立, 孫鋒, 李鵬飛. 海底隧道復(fù)合注漿機(jī)制研究及工程應(yīng)用[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2012, 31(3): 445?452. ZHANG Dingli, SUN Feng, LI Pengfei. Mechanism of composite grouting subsea tunnel and its application[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(3): 445?452.

[11] 程盼, 鄒金鋒, 羅恒, 等. 松散填土層中注漿效果檢測(cè)方法試驗(yàn)研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 44(9): 3800?3806. CHENG Pan, ZOU Jinfeng, LUO Heng, et al. Experimental research on detection method of grouting effect in loose filled soil[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(9): 3800?3806.

[12] 李蓉, 李治國. 海底隧道全強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地層注漿技術(shù)研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2008, 45(1): 21?29. LI Rong, LI Zhiguo. Study on the grouting technology adopted in strong- weathered granite for an under-sea tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2008, 45(1): 21?29.

[13] 孫峰, 張頂立, 陳鐵林. 基于流體時(shí)變性的隧道劈裂注漿機(jī)理研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2011, 33(1): 88?93. SUN Feng, ZHANG Dingli, CHEN Tielin. Fracture grouting mechanism in tunnels based on time-dependent behaviors of grout[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(1): 88?93.

[14] 袁敬強(qiáng), 陳衛(wèi)忠, 黃世武, 等. 全風(fēng)化花崗巖注漿加固特性試驗(yàn)研究[J], 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2016, 35(增1): 2876?2882. YUAN Jingqiang, CHEN Weizhong, HUANG Shiwu, et al. Experimental study on physico-mechanical properties of grouted completely weathered granite[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(suppl 1): 2876?2882.

[15] 劉金泉, 陳衛(wèi)忠, 袁敬強(qiáng). 全風(fēng)化花崗巖注漿加固體抗沖刷特性試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2016, 35(9): 1767?1775. LIU Jinquan, CHEN Weizhong, YUAN Jingqiang. Test on anti-scouring property of grouting reinforced body in completely weathered granite[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(9): 1767?1775.

[16] 李召峰, 李術(shù)才, 張慶松, 等. 富水破碎巖體注漿加固模擬試驗(yàn)及應(yīng)用研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2016, 38(12): 2246?2253. LI Zhaofeng, LI Shucai, ZHANG Qingsong, et al. Model tests on grouting reinforcement of water-rich broken rock mass[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(12): 2246?2253.

[17] 楊曉華, 俞永華. 水泥?水玻璃雙液注漿在黃土隧道施工中的應(yīng)用[J]. 中國公路學(xué)報(bào), 2004, 17(2): 68?72. YANG Xiaohua, YU Yonghua. Application of cement-silicate double solution grouting in loess tunnel constructi on[J]. China Journal of Highway and Transport, 2004, 17(2): 68?72.

[18] 張永成. 注漿技術(shù)[M]. 北京: 煤炭工業(yè)出版社, 2012: 10?30. ZHANG Yongcheng. Cementation technology[M]. Beijing: China Coal Industrial Publishing House, 2012: 10?30.

Comparative study of reinforcement patterns between single- and double-fluid grouting in fully-weathered granite

ZHANG Jian, LI Shucai, LI Zhaofeng, YANG Lei, ZHANG Qingsong, WANG Kai, QI Yanhai, LIN Rongfeng

(Geotechnical and Structural Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China)

The selection of slurry types and the grouting parameter in the grouting engineering were discussed. The difference between two slurries in reinforcement pattern was analyzed based on grouting simulation experiment. The results show that diffusion patterns of the two slurries are different from each other due to the grouting characteristics. The cement paste has line model and emanant model, which is determined by the water/cement ratio, the cement/sodium silicate slurry has emanant model and network model, which is determined by the effect of water/cement ratio and grouting pressure. The compressive strength of the grouted weathered granite and anti-disintegration characteristics of both slurries are increased significantly. There are grouting pressure zone(water/cement ratio 0.80?1.13) and cement/sodium silicate slurry zone(water/cement ratio 1.13?1.50) of water/cement ratio according to the compressive strength and anti-disintegration characteristics. It is concluded that cement paste is suitable for high pressure reinforcement area and cement/sodium silicate slurry is suitable for low pressure reinforcement area. Under the condition that the requirements of grouting engineering are met, the deformability and residual strength of cement/sodium silicate slurry is higher than cement paste. The experimental results can provide some guidance for the grouting engineering in the similar stratum through test in-site.

fully-weathered granite; cement paste slurry; cement/sodium silicate slurry; reinforcement pattern; compressive strength; anti-disintegration

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.12.019

U45

A

1672?7207(2018)12?3051?09

2017?12?29；

2018?05?09

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51709158，51509146)；山東省自然科學(xué)基金重大基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(ZR2017ZC0734) (Projects (51709158, 51509146) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(ZR2017ZC0734) supported by the Major Basic Project of Shandong Provincial Natural Science Foundation of China)

李召峰，博士，碩士生導(dǎo)師，從事地下工程災(zāi)害防控及注漿材料研究；E-mail：lizf@sdu.edu.cn

(編輯 趙俊)