隧道、矿山及水利水电工程建设过程中经常遇到各种土质地层. 强度低、遇水容易弱化的土体是地下工程开挖过程中常见的不良地层，对土体进行注浆加固是处置围岩塌方、失稳、突水涌泥等灾害的主要手段之一[1-3]. 目前，受限于浆-土耦合作用的复杂性，难以通过理论方法建立有效的数学模型研究土体劈裂注浆加固机理. 注浆模拟试验能够反映注浆工程的实际情况，逐渐成为研究注浆工程问题的重要技术手段之一. 一些学者研发了不同的注浆模型试验装置，开展了一系列土体注浆模型试验，探索了浆液扩散规律与注浆加固机制[4-9]. 还有一些学者[10-15]通过测试注浆加固岩体力学参数研究了不同被注介质、浆液性质、注浆压力等对于注浆加固体破坏形式、强度的影响，分析了注浆加固机制. 这些研究对于促进注浆加固理论的发展起到了重要推动作用，但大多侧重于研究土质地层中浆液扩散模式、起劈压力或破碎岩体、裂隙岩体、砂层的破坏模式及强度，针对土质地层注浆加固主控因素的研究较少.
依据土体劈裂注浆结束后形成的浆-土两相复合体分析土体劈裂注浆加固机理，提出表征注浆挤密及浆脉骨架作用程度的参数“注浆挤密系数及浆脉骨架系数”及其计算方法. 注入扩散能力具有显著差异的水泥浆液及水泥-水玻璃浆液形成不同的浆脉骨架；注浆挤密系数及浆脉骨架系数的相对大小通过注浆压力、土压力、土体密度和浆脉空间分布特征确定. 将注浆加固后的隧道变形作为注浆加固效果评价指标，定性分析注浆挤密作用和注浆骨架作用对注浆加固效果的影响，确定土体劈裂注浆加固的主控因素.
1 注浆挤密及浆脉骨架系数水泥浆液为颗粒类材料，而土体的孔隙与渗透系数较低，水泥浆液难以通过渗透注入的方式进入土体，主要通过劈裂方式注入土体. 浆液凝固后形成浆-土两相复合体，如图1所示. 少量水泥颗粒或水化离子进入两侧土体浅表区域，提高浆脉与土体之间的胶接作用. 在浆-土两相复合体中，土体为主要承载结构，浆脉对于土体起到加筋补强的作用. 土体注浆加固后强度的提高主要源于注浆挤密作用及浆脉骨架作用，一方面浆液在土体内部形成纵横交错的浆脉骨架对周边起到支撑及限制变形作用；另一方面土体在注浆挤密作用下自身强度有所提高[16-18].
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图 1 吉莲高速永莲隧道注浆工程揭露浆脉 Fig. 1 Slurry veins revealed in Yonglian grouting tunnel, Jilian motorway |
当浆液只在注浆管处聚集鼓泡但是不劈裂土体时，称作挤密注浆. 挤密注浆容易转变为劈裂注浆，对于注浆技术要求严格，目前较少采用[17-19]. 许多学者[17-18]认为挤密注浆主要是通过压密周边土体来提高注浆加固土体强度. 在挤密注浆中，当浆液只通过鼓泡挤密周边土体时，注浆挤密作用达到最大值，浆脉骨架作用达到最小值；在劈裂注浆中，浆脉分散在足够大的区域内，浆脉骨架作用达到最大值，注浆挤密作用达到最小值. 浆脉对于周边土体的支撑、变形限制作用与浆脉的强度、厚度呈正相关关系. 定义浆脉骨架作用系数为浆脉骨架作用对于周边土体的支撑及限制变形作用，浆脉骨架作用系数的表达式为
| ${E_{{\rm{gs}}}} = {k_{{\rm{gs}}}}{f_{\rm{g}}}{Q_{\rm{g}}}\left( {1 - {{\sum\limits_{n = 1}^{{N_{\rm{g}}}} {{V_{{\rm{g}}n}}} } \Big/ {\sum\limits_{n = 1}^{{N_{\rm{g}}}} {{V_n}} }}} \right).$ | (1) |
式中：kgs
注浆挤密程度反映土体在注浆压力作用下自身强度的提高程度，与单位注浆加固区域内浆液注入体积成正相关关系，定义注浆挤密系数为
| ${E_{{\rm{gc}}}} = {k_{{\rm{gc}}}}{{{Q_{\rm{g}}}} / {{V_{\rm{g}}}}}.$ | (2) |
式中：kgc
式（1）、（2）表明当浆脉强度与注浆体积均相同时，浆脉空间分布状态反映了浆脉骨架系数与注浆挤密系数的相对大小. 选取水泥浆液、水泥-水玻璃浆液结石体单轴抗压强度相同的龄期作为土体劈裂注浆加固试验中注浆加固效果测试时间，分析注浆挤密作用、浆脉骨架作用对于注浆加固效果的影响.
2.2 试验材料 2.2.1 试验土体试验土体取自山东大学兴隆山校区，黏粒质量分数为42.9%，粉粒质量分数为38.9%，砂粒质量分数为18.2%，d60=0.012 5 mm，有效粒径d10=0.000 9 mm，d30=0.003 5 mm，不均匀系数Cu=13.8，曲率系数Cc=1.1，为级配良好的黏土，粒径级配曲线如图2所示. 图中，m为小于某粒径的土粒的累计质量分数，d为粒径. 采用烘干法测得试验土体中水的质量分数为20.1%，采用联合液塑限测试仪测得试验土体的液限wL为40.8%，塑限wp为22.3%.
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图 2 试验土体的颗粒级配曲线 Fig. 2 Particle gradation curve of test soil |
室温条件下，水泥浆液的凝固时间不小于15 h，认为较短的注浆时间内，水泥浆液无黏度时变性. 试验采用的水泥浆液的水灰比m（水）∶m（灰）=1∶1，表观黏度为0.018 Pa·s. 水泥为普通425#硅酸盐水泥. 试验用水玻璃溶液模数M=3.0，波美度(°Bé)=38.0；水泥浆液水灰比m（水）∶m（灰）=1∶1，水泥浆液与水玻璃溶液的体积比Vc∶Vs=1∶1. 水泥-水玻璃浆液在试验温度条件下的浆液表观黏度μ随时间t的变化曲线如图3所示.
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图 3 水泥-水玻璃浆液黏度时变曲线 Fig. 3 Viscosity time-varying curve of cement-sodium silicate slurry |
水泥浆液凝固时间较长，浆液黏度较低，浆液扩散范围难以控制，注浆工程中往往在水泥浆液中掺入水玻璃溶液以加快水泥的水化作用，缩短水泥浆液的凝固时间，提高浆液结石体的早期强度，限制浆液扩散范围. 通常情况下水泥-水玻璃浆液早期强度大于水泥浆液，后期强度低于水泥浆液. 水泥浆液和水泥-水玻璃浆液结石体的强度都源于水泥的水化反应，两种浆液结石体具有相似的力学性质. 单轴抗压强度是表征岩土体承载能力的关键参数之一，依据浆液结石体的单轴抗压强度确定注浆加固效果测试时间.
如表1所示为试验用水泥浆液及水泥-水玻璃浆液不同龄期(a)结石体的单轴抗压强度qu；试验用水泥浆液及水泥-水玻璃浆液结石体的单轴抗压强度随龄期变化曲线如图 4所示. 当浆液凝固时间为7~14 d时，水泥浆液及水泥-水玻璃浆液的单轴抗压强度较接近. 综合考虑试验结果的准确性及试验进度，选取浆液注入后的第7 d作为隧道开挖时间及注浆加固效果检测时间. 对浆液凝固时间为7 d的浆液结石体进行三轴压缩试验，测试不同围压下的强度，获取浆液结石体的黏聚力c与内摩擦角φ，试验数据如表2所示. 表中，σ3为最小主应力，σ1为最大主应力. 三轴压缩测试结果表明，在凝固时间为7 d时，水泥浆液、水泥-水玻璃浆液结石体的抗剪强度参数较接近.
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表 1 不同龄期的浆液结石体单轴抗压强度 Table 1 Uniaxial compressive strength of solidified slurry under different ages MPa |
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图 4 浆液结石体单轴抗压强度随龄期变化曲线 Fig. 4 Variation of uniaxial compressive strength of solidified slurry with solidification time |
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表 2 浆液结石体三轴压缩试验数据(7 d) Table 2 Data of three-axial compression test for solidified slurry (7 d) |
根据水泥浆液、水泥-水玻璃浆液在凝固时间为7 d时的单轴压缩应变曲线的直线段的斜率，求得水泥浆液结石体的弹性模量为0.41 GPa、泊松比为0.24，水泥-水玻璃浆液结石体的弹性模量为0.39 GPa、泊松比为0.25，两者的弹性模量和泊松比均较接近.
2.3 注浆加固模拟试验系统三维注浆加固模拟试验系统可以模拟土质地层中隧道全断面帷幕注浆加固及隧道开挖，实施隧道超载试验，分析围岩稳定性，评价注浆效果. 试验系统由试验箱、地应力加载系统、注浆系统、数据采集系统、图像实时采集系统5个部分组成（如图5所示）. 按照土体充填、施加地应力、注浆、隧道开挖、隧道超载试验的顺序进行试验.
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图 5 注浆加固模拟试验系统 Fig. 5 Grouting reinforcement simulation system |
填充试验土体的试验箱由厚度为15 mm的钢板焊接而成，内部尺寸为1.2 m×0.6 m×1.0 m（长×宽×高）. 试验箱前壁依据隧道开挖断面和注浆孔位置预留隧道进口和环形排列的8个全断面帷幕注浆钻孔，后壁预留隧道出口. 隧道开挖之前，隧道进出口由厚度为15 mm的钢板通过螺栓连接密封.
2.3.2 地应力加载系统地应力加载系统由压力调节范围为0~30 MPa的液压站驱动2个双作用液压缸施加地应力. 液压缸活塞杆底端与加载板（厚度为2 cm、长宽分别为1.18、0.58 m的钢板）相连接. 为了模拟地应力，通过滑动导轨将加载板与地应力加载系统上部钢板相连，避免加载板偏心运动，将液压缸施加的集中压力转变为0~500 kPa的均布压力.
2.3.3 数据采集系统数据采集系统主要采集土压力和注浆压力数据. 注浆之前，土体内已经存在初始应力场. 注浆过程中，围岩应力状态发生改变，围岩应力的改变量为土压力. 采用微型电阻式土压力盒及XL2101G静态应变仪采集注浆过程中的土压力. 土压力盒外形尺寸为Φ17 mm×9 mm (直径×厚度)，量程为0~0.2 MPa，灵敏度为0.1% F·S. 注浆模拟试验需要的注浆压力往往较低，要求注浆压力传感器测量精度高、灵敏性高. 在已有土压力盒传感器的基础上设计新型注浆压力采集装置，将与注浆压力大小相匹配的土压力传感器置于密封壳内，通过三通接入注浆管路，监测注浆压力. 监测隧道开挖收敛变形数据需要改造数据采集系统. 隧道开挖模拟试验一般采用多点位移计监测. 多点位移计的原理是在四氟管内安装可自由滑动的钢丝，将监测点处位移传导至外部的位移计进行测量. 但是多点位移计存在精度较低、监测数据失真、多点位移计锚固端可能会偏离设计监测位置等问题，不适用于监测土体注浆加固隧道收敛变形. 考虑到试验目的不是总结隧道开挖过程中隧道收敛变形规律，将改造过的位移计直接安装在隧道内，监测不同超载压力条件下的隧道收敛变形，分析超载试验条件下的隧道收敛变形数据，比较注浆加固土体强度，确定注浆加固主控因素.
数据采集系统还包括图像实时采集系统，由高清摄像头、摄像机和数码相机构成. 数码相机主要用于试验准备、试验过程及试验现象的图像拍摄；高清摄像头主要用于实时记录隧道位移数据.
2.3.4 注浆系统注浆系统包括注浆泵、注浆花管、注浆管路连接接头及双液混合器. 双液混合器为Y型三通，保证双液均匀混合. 试验过程中采用手动注浆泵泵送浆液，手动注浆泵体积流量范围为0~10 L/min，可控注浆压力范围为0~10 MPa. 不同于传统注浆泵活塞只能在一个运动过程中泵送浆液，手动注浆泵为活塞往复式注浆泵，在活塞向前、向后的2个运动过程中都可以泵出浆液，注浆过程中压力波动较小，对注浆过程影响较小.
2.4 试验方案 2.4.1 注浆方案试验箱土体充填及地应力施加结束后，将预制的8根注浆花管依次顶入土体内部. 注浆速率、注浆终压、注浆体积是注浆过程控制的主要参数，结合注浆模拟试验实际情况，采用定速率方式注浆，以注浆体积作为注浆结束标准. 实际注浆工程中往往采用跳孔方式注浆，注浆孔之间的距离较大，彼此之间串浆的可能性较小；注浆时间较长，后序注浆孔注浆时，前序注浆钻孔中注入的浆液已经处于初凝或凝固状态. 为了贴近工程实际，采用跳孔方式注浆；相邻序次钻孔注浆间隔时间大于浆液的初凝时间8 h. 由于水泥-水玻璃浆液凝固时间为数秒至数分钟，小于注浆次序切换时间，不考虑注浆间隔时间. 注浆钻孔编号如图6所示，编号数字代表注浆次序.
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图 6 注浆钻孔布置图 Fig. 6 Sketch of grouting holes |
注浆结束后第7 d，采用全断面人工开挖方式进行单向开挖直至贯通，开挖步长为10 cm.
2.4.3 隧道超载试验方案隧道开挖完毕后，安装位移传感器并观察隧道收敛变形情况. 隧道变形稳定后，梯级（10 kPa）增加上覆压力进行隧道超载试验. 当5 min内各位移传感器记录值变化量均小于1 mm时，将稳定值作为隧道变形量，随后施加下一梯级上覆压力.
2.4.4 数据监测方案1）监测土压力. 注浆过程中土压力与监测点位置紧密相关，考虑到隧道注浆加固圈中心部位土体与各注浆孔距离相同，能够较好地消除监测点位置差异性对土压力的影响并且反映注浆对围岩的综合挤密作用，将两个土压力传感器安装在隧道中心部位. 当两个围岩压力传感器都采集到有效数据时，将平均值作为土压力值. 2）监测隧道收敛变形. 隧道内布置4个监测断面，每个监测断面安装1个位移传感器. 前后监测断面处的位移传感器安装在隧道拱腰，用于监测隧道水平收敛变形；中部2个监测断面处的位移传感器安装在隧道拱顶，用于监测隧道竖向收敛变形. 隧道位移传感器安装位置如图7所示. 隧道水平及竖向收敛变形为2个位移传感器的平均值.
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图 7 隧道收敛变形位移计布置图 Fig. 7 Layout of displacement gauges for monitoring convergence deformation of tunnel |
试验箱中隧道埋深远小于实际注浆工程，仅靠试验土体自身重力难以达到较高的地应力水平及土体压实度. 使用地应力加载系统施加竖向压力模拟实际地层中较大的地应力水平，获得密度较大的试验土体. 土体密实度是影响土体注浆加固效果的关键因素，一般来说，土体的密实度越低，注浆加固效果越好. 为了使试验具有普遍性，采用100、150、200 kPa 3种竖向压力形成不同密实度的地层. 如表3所示为不同地应力水平条件下的土体基本参数. 表中，σ0为竖向压力，e为土体孔隙比，ρd为土体干密度. 每一种地应力水平条件下都包含注入水泥浆液或者水泥-水玻璃浆液2种工况，所有的工况都采用相同的注浆体积及注浆速率. 注浆工况编号及注浆参数如表4所示，工况编号中，SN表示注入水泥浆液；CS表示注入水泥-水玻璃浆液，Qd为注浆体积，Qs为单孔注浆体积，qV为平均注浆体积流量.
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表 3 不同地应力水平下的土体密实度 Table 3 Soil density under different geo-stress levels |
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表 4 试验工况编号和注浆参数 Table 4 Test case numbers and grouting parameters |
水泥浆液及水泥-水玻璃浆液在地应力为150 kPa时浆液扩散特征如图8、9所示. 浆脉与土体之间界面明晰，难以观察到浆液渗透现象，说明水泥浆液及水泥-水玻璃浆液主要以劈裂方式进入土体，土体密度增大、体积减小，为浆液注入提供空间.
对比图8、9可知水泥浆液浆脉厚度小、延展距离大、挤密浆泡小，说明水泥浆液注浆挤密作用弱，浆脉骨架作用显著；水泥-水玻璃浆脉厚度大，延展距离较小，挤密浆泡大，说明水泥-水玻璃浆液注浆挤密显著，浆脉骨架作用较弱. 水泥-水玻璃浆液注浆压力显著大于水泥浆液（如图10、11所示），对于劈裂通道两侧的挤压作用更加显著；水泥-水玻璃浆液的黏度显著大于水泥浆液，扩散性比水泥浆液差并且注浆压力大于水泥浆液，更容易在注浆管处聚集，形成较大的浆泡.
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图 9 地应力为150 kPa时水泥-水玻璃浆液扩散特征 Fig. 9 Cement-sodium silicate slurry diffusion characteristics with crustal stress of 150 kPa |
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图 8 地应力为150 kPa时的水泥浆液扩散特征 Fig. 8 Cement slurry diffusion characteristics with crustal stress of 150 kPa |
水泥浆液及水泥-水玻璃浆液注浆过程中，H2、H4、H6、H8钻孔注浆压力P随注浆时间t变化曲线如图10、11所示. 注浆过程中，注浆压力具有一定幅度的波动，主要是由于注浆泵活塞的往复运动和浆液在扩散过程中的多次劈裂. 后序注浆孔注浆压力往往大于前序注浆孔，表明随着浆液的持续注入，土体强度及压力逐步提高，后期浆液的劈裂、扩散阻力增大. 水泥浆液、水泥-水玻璃浆液的注浆压力增长趋势具有显著差异性. 随着注浆时间增长，水泥浆液注浆压力增长速率逐渐减小，水泥-水玻璃浆液的注浆压力增长速率迅速增大，并且与浆液黏度增长趋势相似（如图3所示）. 浆液在地层内扩散时的能量耗散主要用于克服浆液黏度和劈裂地层产生的阻力及浆液自身的动能. 劈裂通道边缘应力集中，较小的注浆压力就能促使已有劈裂通道不断扩展[19-20]；随着浆液扩散距离增大，浆液运动速度逐渐降低，所具有的动能逐渐减小. 水泥浆液黏度较小并且在注浆过程中几乎不变，水泥-水玻璃浆液黏度随注浆时间延长迅速增大，导致水泥-水玻璃浆液黏度产生的阻力远远大于水泥浆液.
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图 11 水泥-水玻璃浆液注浆压力曲线 Fig. 11 Grouting pressure curves of cement-sodium silicate slurry |
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图 10 水泥浆液注浆压力曲线 Fig. 10 Grouting pressure curves of cement slurry |
注浆终压Pg综合反映注浆挤密程度及浆液扩散能力. 浆液黏度大、扩散能力差，容易在较小的区域内聚集，注浆压力较大，对周边土体的挤密作用强. 如表5所示为不同注浆工况条件下H2、H4、H6及H8注浆孔注浆终压. 可以看出水泥-水玻璃浆液注浆终压显著大于水泥浆液.
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表 5 H2、H4、H6、H8注浆孔注浆终压 Table 5 Final grouting pressures of H2, H4, H6 and H8 grouting holes kPa |
土压力传感器获得的数据为注浆压力作用下产生的围压变化量，反映了注浆压力对于土体的挤密程度. 如图12、13所示分别为水泥浆液、水泥-水玻璃浆液注浆过程中土压力Pt随注浆时间的变化曲线. 土压力的波动性比注浆压力小，因为土压力监测点与浆液扩散通道之间存在一定厚度的土体，消除了部分注浆压力的波动性. 后序土压力往往大于前序土压力，因为随着浆液的持续注入，土体应力及强度逐步提高. 连续注入浆液，土压力逐步增大，直至注浆结束时达到峰值，称作峰值土压力. 注浆结束后浆液泵送压力消失，劈裂通道内的浆液压力逐渐消散，浆液对于两侧土体的挤压作用逐渐消失；同时土体具有一定的蠕变性，随着时间的增长，土压力逐渐减小并且趋于稳定；稳定后的土压力称作残余土压力. 注浆过程中，土压力初始值为上一序钻孔注浆结束后的残余土压力.
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图 12 水泥浆液注浆过程中土压力变化曲线 Fig. 12 Soil pressure curves during grouting cement slurry |
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图 13 水泥-水玻璃注浆过程中土压力变化曲线 Fig. 13 Soil pressure curves during grouting cement-sodium silicate slurry |
如表6、7所示分别为不同工况条件下，H2、H4、H6、H8钻孔注浆过程中的初始土压力Pi与峰值土压力Pp. 水泥-水玻璃浆液的初始土压力和峰值土压力都大于水泥浆液，表明水泥-水玻璃浆液的注浆挤密作用大于水泥浆液，水泥浆液的骨架作用大于水泥-水玻璃浆液.
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表 6 H2、H4、H6、H8注浆孔初始土压力 Table 6 Initial soil pressures of H2, H4, H6 and H8 grouting holes kPa |
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表 7 H2、H4、H6、H8注浆孔峰值土压力 Table 7 Peak soil pressures of H2, H4, H6 and H8 grouting holes kPa |
隧道收敛变形是反映注浆加固效果最直观、最容易准确获取的物理量之一. 不同工况条件下水泥浆液与水泥-水玻璃浆液注浆加固后的隧道收敛变形如表8、9所示. 表中，ΔDV为隧道竖直收敛变形，ΔDH为隧道水平收敛变形，Po为超载压力. 水泥-水玻璃浆液注浆加固后隧道水平收敛及竖向收敛变形均小于水泥浆液，说明水泥-水玻璃浆液注浆加固效果优于水泥浆液.
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表 8 不同超载压力条件下隧道竖直收敛变形 Table 8 Vertical convergence deformation of tunnel under different overloading pressures mm |
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表 9 不同超载压力条件下隧道水平收敛变形 Table 9 Horizontal convergence deformation of tunnel under different overloading pressures mm |
注浆挤密作用是注浆加固效果的主控因素，这一研究结论可以解释注浆工程实践中具体问题，比如向若干个注浆孔注入大量水泥浆液时注浆加固效果往往不显著，采用水泥-水玻璃浆液或优化注浆参数后，较小的注浆体积就能够显著提高注浆加固效果. 原因是前者浆液自身黏度较小或注浆参数设置不合理，浆液扩散距离较远，注浆压力较低，注浆设计加固区域内的围岩挤密作用不明显. 采用水泥-水玻璃浆液或优化注浆参数后，较小的注浆体积就能够限制浆液扩散范围，提高注浆设计加固区域围岩的注浆挤密作用，获得较好的效果.
3 结 语对比分析水泥浆液、水泥-水玻璃浆液注浆过程中的注浆压力、围岩附加应力，以及隧道开挖揭露的浆脉空间分布特征，结果表明水泥-水玻璃浆液注浆挤密程度大于水泥浆液，水泥-水玻璃浆液骨架作用小于水泥浆液. 基于隧道收敛变形定性分析注浆挤密作用、浆脉骨架作用对于注浆加固效果影响的相对大小，明确注浆挤密作用是土体劈裂注浆加固的主控因素. 浆脉空间分布状态具有较大的随机性，下一步将采用开挖揭露浆脉分布的试验或数值分析方法定量化研究注浆挤密系数及浆脉骨架系数对于注浆加固效果的影响.
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