水泥-水玻璃双液注浆力学行为的定量研究

王小龙，王起才，2，张戎令，2，潘亚康

(1．兰州交通大学土木工程学院，甘肃兰州730070;2．道桥工程灾害防治技术国家地方联合工程实验室，甘肃兰州730070; 3．兰州铁道设计院有限公司，甘肃兰州730070)

水泥-水玻璃双液注浆力学行为的定量研究

王小龙1，王起才1，2，张戎令1，2，潘亚康3

(1．兰州交通大学土木工程学院，甘肃兰州730070;2．道桥工程灾害防治技术国家地方联合工程实验室，甘肃兰州730070; 3．兰州铁道设计院有限公司，甘肃兰州730070)

水泥-水玻璃双液注浆力学行为的定量研究对注浆土层中地下管线等结构的变形分析具有重要意义。对注浆压力0.4，0.8，1.0 MPa，距注浆中心0.5，0.8，1.0 m，不同注浆龄期时的高精度测斜管的变形进行了试验测定，依据试验结果提出注浆土层测斜管受到的均布荷载的计算公式。经有限元模拟计算验证，当测斜管承受由该公式计算得出的均布荷载时，测斜管变形有限元计算值与实测值比较吻合。该结论对变形控制严格、必须进行变形预测与分析的水泥-水玻璃双液注浆加固结构具有参考价值。

水泥-水玻璃双液注浆;力学行为;测斜管;均布荷载

随着国民经济的发展和城乡建设的加快，土地资源越来越紧缺，促使人们着眼于地下空间的开发与利用。在地下工程建设中，确保既有建筑及地下管线安全，提高软弱地层承载力成为地下工程顺利施工的关键［1］。注浆技术作为不良地质处理的有效手段之一，得到广泛应用。水泥-水玻璃双液浆以水泥和水玻璃为主剂，注入加固土层中可提高土体的物理力学性质，增强土体本身抗剪强度、承载力特性等［2］。

国内外学者在注浆理论与施工工艺方面做了大量研究［3-6］，Maag提出砂土层中的牛顿浆液球形渗透理论公式［7］，在Maag的球形渗透理论基础上，Raffle等推导出浆液流量、球形扩散半径和注浆压力之间的关系式［8］。王胜等［9］对不同水灰比浆液的胶凝时间和流动性进行了试验研究，初步获得了磷酸氢二钠对水泥-水玻璃双液浆凝固性能的影响规律。安妮等［10］针对盾构施工过程中常出现的壁后注浆问题，分析了水泥-水玻璃双液浆胶凝时间、抗压强度的影响因素及相关规律。然而当前研究大多着眼于注浆参数的确定与施工工艺的改进，忽略了水泥-水玻璃双液注浆的力学行为。基于此，本文利用高精度测斜仪测定粉质黏土区不同注浆参数下测斜管的变形，分析了水泥-水玻璃双液注浆土层中测斜管的受力特点，并定量研究了水泥-水玻璃双液注浆的力学行为。

1 试验

1.1 试验原理

水泥-水玻璃双液浆注入土体时，土体受到水泥-水玻璃双液浆的挤压产生扰动，离注浆中心越近，水泥-水玻璃双液浆越容易到达，土体受到的挤压力越大，相应的该处测斜管的变形越大。水泥-水玻璃双液注浆断面示意如图1。

图1 水泥-水玻璃双液注浆断面示意

1.2 试验材料和仪器

1)试验材料

试验用水采用自来水，水泥采用河南省卫辉市春江水泥有限公司生产的P．O42.5级普通硅酸盐水泥，水泥浆水灰比为1∶1。按照《水泥胶砂强度检验方法》(GB/T 17671—1999)检测，硅酸盐水泥性能参数见表1。水玻璃采用市场上销售的符合国家要求的水玻璃，水玻璃模数2.96，水玻璃溶液浓度为35°Be'。水泥浆与水玻璃体积比为1∶1。测斜管采用高精度铝合金测斜管，高精度铝合金测斜管各项参数见表2。

表1 硅酸盐水泥性能参数

表2 高精度铝合金测斜管参数

2)试验仪器

采用GZJB型液压双液注浆泵进行注浆，其工作原理示意如图2。测斜仪系统精度为±0.25 mm/m，分辨率为±0.02 mm/500 mm。

图2 水泥-水玻璃双液注浆泵工作原理示意

1.3 试验分组

试验根据注浆压力不同分为3组，每组试验按照距注浆中心距离不同又分为3个对照组，试验分组见表3。

表3 水泥-水玻璃双液注浆试验分组

1.4 测斜管变形计算方法

试验在粉质黏土区进行，试验区环境条件单一，没有外界因素对测斜管变形产生影响。由水泥-水玻璃双液注浆引起的测斜管变形Δ(正值向注浆中心外侧偏移，负值向注浆中心内侧偏移)由下式计算。

式中:St为注浆龄期t时测斜管变形值;S0为测斜管的初始变形值。

2 结果与分析

2.1 不同注浆龄期和注浆深度测斜管的变形

注浆压力1.0 MPa，距注浆中心0.5 m和0.8 m，测斜管变形随注浆龄期变化曲线见图3。由图3可见:同一注浆龄期距注浆中心越远测斜管的变形越小;距注浆中心距离不变时，注浆龄期1 h时土体在注浆压力和水泥-水玻璃浆液共同作用下产生侧移，测斜管受到挤压发生变形;2 h时测斜管侧向压力减小，变形回弹;4 h时测斜管变形值超过1 h时，12 h时测斜管变形持续增大。忽略其他因素的影响，如果没有进行注浆，测斜管不会产生任何变形，注浆之后测斜管才发生变形。根据力与变形的关系，一定的变形，必然对应着一定的外力。因此，由图3可知，注浆龄期1，2，4，12 h，水泥-水玻璃双液注浆对测斜管施加的压力值先增大后减小，再持续增大。

图3 测斜管变形随注浆龄期变化曲线

注浆压力1.0 MPa、距注浆中心0.5 m时各个注浆龄期测斜管变形随注浆深度变化曲线见图4。由图4可见:注浆龄期12 h时注浆深度2 m处测斜管发生最大变形，为10.2 mm，离注浆土层中心深度(注浆深度为2 m)越远，测斜管变形越小。各个注浆龄期测斜管变形随注浆深度变化趋势相同，即测斜管变形最大值均在注浆土层中心深度处，离注浆土层中心深度越远，测斜管变形越小。

2.2 水泥-水玻璃双液注浆测斜管受力与变形分析

水泥-水玻璃双液注浆测斜管受力变形示意如图5所示。由图5(a)可见，在未注浆土层2 m处，测斜管变形很小，近似为0。注浆土层范围注浆管开花孔，土质为粉质黏土，分布均匀。水泥-水玻璃双液浆通过土体颗粒之间的孔隙进入注浆土层，浆液呈柱面扩散［11］。测斜管受到的压力主要由土体受到挤压横向移动以及水泥-水玻璃的物理化学反应引起。因此，水泥-水玻璃双液注浆对测斜管施加的压力可以简化为注浆土层测斜管受到的均布荷载q。注浆土层测斜管受到的均布荷载q的计算可以简化为:未注浆土层2 m处为固端约束;注浆土层中心深度(h/2)处测斜管变形实测值Δm对应均布荷载q。其中h为水泥-水玻璃双液注浆土层深度。

图4 测斜管变形随注浆深度变化曲线

图5 水泥-水玻璃双液注浆测斜管受力变形示意

注浆压力1.0 MPa，距注浆中心0.5 m，注浆龄期12 h时测斜管发生最大变形，为10.2 mm，而测斜管总长为10 m，因此测斜管只发生了微小变形，弹性力学理论完全适用于测斜管的变形计算。根据图5(b)，先利用力法计算出在均布荷载q作用下注浆土层中心深度(h/2)处测斜管的变形值Δm(q)［12］。假设图5(b)测斜管的简化受力与测斜管的实际受力状态相吻合，

式中:E为测斜管材料弹性模量;I为测斜管截面惯性矩。

2.3 测斜管变形计算的有限元验证与实际应用

测斜管由6061-T6铝合金制成，弹性模量E= 67 620 MPa，惯性矩I=233 320 mm4。距注浆中心0.5 m，注浆压力1 MPa，注浆龄期12 h时，注浆土层中心深度(h/2)处测斜管变形实测值Δm为10.2 mm。根据式(2)计算出Δm=10.2 mm时注浆土层测斜管受到的均布荷载q，再利用有限元软件ABAQUS模拟计算出当测斜管受到图5(b)所示的均布荷载q时各个位置的变形。注浆土层不同深度测斜管变形有限元模拟计算值与实测值对比见表4。

表4 注浆土层不同深度测斜管变形计算值与实测值对比

由表4可以看出:注浆土层中心深度(2.0 m)处，测斜管变形计算值与实测值相吻合;离加固土层中心稍远，两者差值略微变大，但总体来说可以满足工程要求;加固土层两端测斜管变形计算值与实测值误差最大，此计算模型已不适用。

根据试验不同注浆压力下测斜管变形实测值，利用公式(2)计算出距离注浆中心0.5，0.8 m注浆土层测斜管受到的均布荷载，见表5。则利用力法计算的在均布荷载q作用下注浆土层中心深度(h/2)处测斜管的变形值Δm(q)与注浆土层中心深度(h/2)处测斜管变形实测值Δm相等，即Δm(q)= Δm，根据Δm(q)=Δm反算求得q。

表5 不同注浆参数下测斜管承受的均布荷载

对水泥-水玻璃双液注浆土层管线外形与试验测斜管相似的地下管线进行变形验算时，其受力状态可参考表5确定。

3 结论

1)注浆龄期1 h时土体在注浆压力和水泥-水玻璃浆液共同作用下产生侧移，测斜管受到挤压发生变形;2 h时测斜管侧向压力减小，变形回弹;4 h时测斜管变形值超过1 h时，12 h时测斜管变形持续增大。

2)在未注浆土层2 m处，测斜管变形很小，近似为0。水泥-水玻璃双液注浆土层中测斜管承受的均匀荷载的计算可简化为:未注浆土层2 m处为固端约束，注浆土层中心深度(h/2)处测斜管变形实测值Δm对应均布荷载q。q=EIΔm/(0.333 3 h+0.25h2+ 0.0417h3+0.002 6h4)。

3)对水泥-水玻璃双液注浆土层管线外形与试验测斜管相似的地下管线进行变形验算时，其受力状态可参考本文表5确定。

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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

(责任审编葛全红)

2016-07-10;

2016-10-10

长江学者和创新团队发展计划(IRT15R29);国家自然科学基金(51268032)

王小龙(1989—)，男，硕士研究生。