竇金熙 張貴金 蔣煌斌 匡楚豐 張 熙

(①長沙理工大學(xué)水利工程學(xué)院,長沙 410114,中國)(②水沙科學(xué)與水災(zāi)害防治湖南省重點實驗室,長沙 410114,中國)(③國家電投集團五凌電力有限公司,長沙 410114,中國)

0 引 言

全風(fēng)化花崗巖(土)體工程力學(xué)性狀特殊( 李術(shù)才等,2013; 張聰?shù)?2019a,2019b),作為建筑地基時,往往存在地基承載力不高,地基變形較大的問題; 作為防滲體時,多存在透水性好,防滲處理難度大,防滲標(biāo)準(zhǔn)難以滿足工程要求的問題。脈動注漿工藝,是一種深厚覆蓋多孔介質(zhì)地層型地基處理的有效方法(張聰?shù)?2019a),可有效解決穩(wěn)壓注漿孔底難以升壓、漿液擴散不可控、防滲加固效果差等關(guān)鍵技術(shù)問題。雖然脈動注漿工藝,已經(jīng)得到一定應(yīng)用,但是,仍存在脈動壓力控制作用下漿液擴散規(guī)律、滲濾效應(yīng)不明等亟待研究的問題。

注漿漿液可分為溶液型和懸浮液型,無論是賓漢流體和冪律流體型皆屬于懸浮漿液。懸浮顆粒漿液在多孔介質(zhì)中最大穿透距離主要由兩種不同的流動停止機制控制:流變阻滯機制和滲濾機制(Yoon et al.,2014)。對于流變阻滯機制,漿體的停止主要受壓力梯度控制; 對于滲濾機制,顆粒漿液滲透的停止取決于漿液和土體的相對物理配置,即取決于漿液的顆粒粒徑和土體孔隙大小等; 介質(zhì)中隨著漿液流動,顆粒發(fā)生滲濾,被滲濾的顆粒堵塞了流動路徑,則可導(dǎo)致漿液流動停止(Herzig et al.,1970; Axelsson et al.,2009)。注漿過程中發(fā)生滲濾效應(yīng)是多孔介質(zhì)孔隙被充填普遍存在的現(xiàn)象和產(chǎn)生顆粒淤積的主要原因(Gustafson et al.,1996),因此顆粒的擴散受滲濾機理影響較大,在滲透注漿中起著非常重要的作用。脈動注漿周期壓力下,懸浮顆粒漿液擴散的滲濾機理研究滯后于工程實踐。

目前,針對脈動注漿,研究仍處于漿液擴散初步階段,如張聰?shù)?2018a,2018b)對冪律流體和賓漢流體的脈動注漿滲透擴散機制做了研究; 張貴金等(2016),對松軟地層脈動注漿的止?jié){機制做了研究。且國內(nèi)外學(xué)者就滲濾效應(yīng)的研究成果都基于穩(wěn)壓注漿; 如李術(shù)才等(2015,2017)對砂土介質(zhì)中考慮滲濾效應(yīng)的注漿擴散規(guī)律,及滲濾效應(yīng)下多孔介質(zhì)滲透注漿的擴散規(guī)律做了研究,得出了砂土介質(zhì)顆粒漿液的滲濾系數(shù)。馮嘯等(2016)對深層滲濾效應(yīng)下水泥漿動界面特征做了研究。朱光軒等(2017)對滲濾效應(yīng)下沙層劈裂注漿的擴散規(guī)律做了算法研究。Bouchelaghem (2009)和Sangroya et al.(2017)對水泥懸浮漿液滲濾過程中細(xì)砂滲透演化進(jìn)行了多尺度模擬,建立了膨潤土漿液在顆粒土中恒通量滲透的滲濾模型;Yoon et al.(2015)做了基于滲濾模型的膨潤土顆?？晒嘈匝芯?并提出了一種用于評價膨潤土漿液通過顆粒土的最大滲透距離的滲濾模型。雖然學(xué)者對灌漿滲濾效應(yīng)研究取得了一定成果,但都基于穩(wěn)壓條件,且脈動壓力作用條件下注漿擴散機制及其滲濾機理尚不明確。

鑒于此,本文基于脈動注漿壓力周期變化特征,推導(dǎo)脈動注漿漿液擴散運移方程; 依托COMSOL 多物理場耦合平臺,結(jié)合MATLAB開發(fā)考慮滲濾效應(yīng)的脈動注漿擴散數(shù)值模擬程序; 設(shè)計一套脈動和穩(wěn)壓注漿模擬試驗裝置,研究脈動注漿與穩(wěn)壓注漿的漿液擴散差異; 并采用數(shù)值模擬構(gòu)造隨機孔隙率非均質(zhì)模型,通過以上方法的相互驗證,來揭示脈動注漿壓力控制下全風(fēng)化花崗巖(土)體中的擴散規(guī)律,以期為脈動注漿技術(shù)工藝的工程應(yīng)用,提供科學(xué)的理論指導(dǎo)。

1 脈動注漿理論模型

脈動注漿的實現(xiàn)原理如圖1所示,從圖1中可以看出,脈動注漿不同于穩(wěn)壓注漿,穩(wěn)壓注漿過程中,無論是入口壓力還是出口壓力都是恒定的,但是脈動注漿的壓力存在脈沖段和間歇段兩部分。脈沖段的壓力為脈沖泵正常注漿時間段,間歇段的壓力為0,即壓力泵停止泵送壓力。

1.1 脈動注漿擴散解析方程

對于顆粒型的懸浮漿液,如高濃度的水泥和黏土漿液,通常具有屈服應(yīng)力,在屈服應(yīng)力以下,漿液表現(xiàn)出具有無限黏度的類似固體的行為。當(dāng)施加的應(yīng)力超過屈服應(yīng)力時,漿液表現(xiàn)為液體狀態(tài),黏度隨施加的剪切速率而變化。黏土漿液的這種流變行為可以用賓漢姆流體模型描述:

τ=τy+k′γn′

(1)

式中:τy為屈服應(yīng)力(Pa);γ為剪切應(yīng)變率(%);k′為流動特性指標(biāo);n′ 為流動行為指標(biāo)。流動行為指標(biāo)控制著流動的黏性阻力,假塑性流體(n′<1),膨脹流體(n′>1),賓漢流體(n′=1)。

根據(jù)學(xué)者已有研究表明(Gustafson et al.,1996),無論是基于壓迫濾水論和流動沉積論,漿液穿透多孔介質(zhì)的孔隙皆由顆粒粒徑?jīng)Q定,粒徑越小、多孔介質(zhì)孔隙越大、穿透距離越大。同時,考慮漿液的屈服應(yīng)力、土體參數(shù)和注入壓力聯(lián)系起來,以估計黏土和水泥懸浮液通過顆粒土的最大滲透距離,Greenwood (1991)提出了如下等式:

(2)

式中:S是穿透距離(cm); Δp(=P-u)為脈動壓力P與孔隙水壓力u之差(Pa);τy為屈服應(yīng)力(Pa);α為最小粒徑(mm)。

對于土體的參數(shù),考慮孔隙率、土體密度和級配以及顆粒形狀的變化,Jefferis (2003)提出了考慮這些因素的方程:

(3)

式中:n為土體孔隙率(%);f為考慮土體內(nèi)部流道幾何形狀和彎曲度的因素(一般為0.3);D10為土體的有效粒徑(mm)。

漿液流經(jīng)脈沖泵時,在閥前后會產(chǎn)生壓降Δp,一般采用單通道壓降計算公式進(jìn)行簡化計算,壓力和流量的關(guān)系表達(dá)式為:

(4)

式中:A為鉆桿的流量面積(m2);Q為漿液的流量(m3·s-1);Cd為活塞閥的流量系數(shù),在實際超過雷諾數(shù)時,一般取常數(shù)0.6～0.8;ρ為漿液密度(kg·m-3);Δp為漿液流經(jīng)活塞閥產(chǎn)生的壓降與孔隙水壓力u之差(Pa)。

考慮土的比表面積的賓漢姆流體,在脈動壓力下最大穿透距離的理論方程:

(5)

式中:ω為土體的比表面積(m2·m-3);U為土體不均勻系數(shù)(D60/D10)。

脈動壓力下賓漢姆流體的擴散解析方程適用條件:①在假設(shè)漿液的擴散過程中為層流的基礎(chǔ)上推導(dǎo)出,不適用于旋噴的紊流擴散。②對于純水泥漿液(水灰比0.5～0.7)和黏土摻量在30%以上的水泥漿液型冪律流體不適用。

1.2 脈動注漿擴散滲濾模型

漿液擴散滲濾效應(yīng)主要產(chǎn)生于脈動持續(xù)段,所以利用平流-離散方程來表述懸浮顆粒在多孔介質(zhì)中的流動,通過對包括固相和液相在內(nèi)的特征體積的空間平均,推導(dǎo)出控制方程。控制方程表示為:

(6)

式中:n為孔隙率(%);C為溶質(zhì)濃度(L2·T-1);V為實際流體速度(m·s-1);D為水動力彌散張量(L2·T-1維數(shù));σ為初始單位孔隙體積沉積的漿液顆粒質(zhì)量(M·L-3)。

假設(shè)顆粒間應(yīng)力對顆粒沉積的抑制作用最小,忽略孔隙率的變化、漿液濃度變化、彌散度變化而得出的。則滲濾速率的動力模型表示為:

(7)

式中:λ為沉積系數(shù)(1/T)。為了實現(xiàn)式(6),做了以下假設(shè):1)水動力彌散對水泥漿的稀釋作用被忽略,滲流是顆粒漿液流動的主導(dǎo)作用(Raupach et al.,1982); 2)孔隙度變化不大(?n/?t≈0)。式(6)變?yōu)?

(8)

式中:V為實際流速(cm·s-1);V=v/n(v為平均流速(m·s-1);n為孔隙率(%)。

漿液需要一定時間來流經(jīng)多孔介質(zhì),因此,漿液到達(dá)多孔介質(zhì)中某一位置的時間沿其長度是不相同的。因此,在相同的相對時間尺度下,應(yīng)比較土體中漿液的性質(zhì)。保留時間函數(shù)表示為:

(9)

式中:ξ(x,t)為保留時間函數(shù);x為元素在多孔介質(zhì)中的位置;V為實際流速(cm·s-1);t為時間(s);x/V為漿液在多孔介質(zhì)中達(dá)到x位置所需的時間。

通過引入保留時間的概念,將偏微分方程(式(9))簡化為常微分方程。Reddi et al.(1997)提供的解決方案為:

(10)

式中:f1為邊界條件的函數(shù);f2為初始條件的函數(shù);U為heaviside單位階躍函數(shù)。使用以下初始條件和邊界條件求解式(10):

C(x,0)=0=f2(x)=0,f1(t)=c(0,t)=C0

(11)

漿液的濃度由以下公式獲得:

(12)

單位孔隙體積在孔隙空間中沉積的漿液顆粒量用表示:

(13)

對式(13)積分,得到初始單位孔隙體積在基質(zhì)中保留的漿液顆粒量為:

(14)

根據(jù)Kim Y S et al.(2009)研究,提出的三維球面計算的逐級方法。克服了式(14)懸浮漿液孔隙率和恒定的顆粒沉積速率隨時間變化的局限性。

砂柱被劃分為高度無窮小的體塊(每個體塊在柱的橫截面上延伸)Δh(=hi-hi-1)。影響漿液滲透的因素(如孔隙內(nèi)流體速度、孔隙度和過濾系數(shù))被認(rèn)為在每個無窮小體積塊內(nèi)是恒定的。每個塊上的注入時間由下式表達(dá):

(15)

式中:下標(biāo)i和j分別為空間節(jié)點和時間步長(i≤j); Δh為hj-1和hi之間的距離(5mm);nij為hj-1和hi時間增量j的孔隙率;kij為hj-1和hi時間增量j的透水率; (γg)ij為hj-1和hi漿液時間增量j的單位重量; (μg)ij為hj-1和hi時間增量j的漿液黏度;i′為水力坡降假設(shè)在注射過程中是恒定的。

由于滲濾過程的動態(tài)性(Bai et al.,1997),沉積系數(shù)(k)難以確定(Saada et al.,2005),因此要根據(jù)實驗結(jié)果反分析得到(Bouchelaghem et al.,2001)。

Reddi et al.(1997)提出了一種基于粒子捕獲概率方法的過濾速率的封閉表達(dá)式。提出集總參數(shù)θ概念,集總參數(shù)反應(yīng)離子強度、pH值和流速的影響,θ值越大表明滲濾位越高。θ值用指數(shù)函數(shù)表示:

(16)

式中:θ為集總參數(shù); 其中θ0為常數(shù),視離子條件而定;vcr為無顆粒沉積時的臨界流速(cm·s-1)。土體的vcr接近0.1cm·s-1(Santagata et al.,2003)。

將粒徑分布曲線細(xì)分為平均粒徑半徑、Ri、權(quán)重分?jǐn)?shù)、wi的粒徑范圍。在每個尺寸范圍內(nèi),孔隙體積用已知宏觀孔隙比下的等效單孔半徑來表示,即孔隙半徑(r)與顆粒半徑(R)之間的關(guān)系。

(17)

式中:Ri為粒子半徑(mm);ri為等效孔隙半徑(mm);α*為表示流動方向有效孔隙長度的參數(shù)(假設(shè)為圓柱形),α*在淤泥和粗砂之間分別為3～15mm(粒子半徑從10-3～1mm),α*砂值為9.11mm(Kim J S et al.,2009)。沉積系數(shù)取決于孔隙流體的速度,其表達(dá)式為:

(18)

式中:Vij為hj-1和hi時間增量j的孔隙速度;a為遷移顆粒半徑;m和b分別為對數(shù)正態(tài)孔隙半徑分布的均值和標(biāo)準(zhǔn)差;θ為集總參數(shù)。

在每個無限小體積塊的中心可以計算出粒子的沉積:

(19)

然后計算為沉積量隨時間的總和,利用密度關(guān)系,得到了塊體處多孔介質(zhì)的新孔隙率:

(20)

式中:nij為hj-1和hi時間增量j的新孔隙率;n0為多孔介質(zhì)的初始孔隙率;σij為hj-1和hi時間增量j的每單位體積的多孔介質(zhì)中滲濾粒子的質(zhì)量;Gs為固體顆粒的比重;γw為水的單位重量。當(dāng)孔隙率接近零(e≈0)時,漿液流動停止。

當(dāng)孔隙率接近零(n≈0)時,漿液流動停止?；贙ozeny-Carman方程和水力半徑模型(Reddi et al.,2000),內(nèi)在透水率的變化公式如下:

(21)

由于前一個區(qū)塊的顆粒損失,隨著滲濾的進(jìn)行,漿液濃度降低,影響了后一個區(qū)塊的單位重量和漿液流動的表觀黏度。計算了顆粒濃度、單位質(zhì)量和表觀黏度的變化:

Ci+1j=Cij-Δσij

(22)

(23)

(24)

式中:μw、μeq,0分別為水的黏度和漿液的初始黏度(mPa·s);γg為漿液的單位重量;φ0為漿液中初始的顆粒體積分?jǐn)?shù);φ為漿液中當(dāng)前的顆粒體積分?jǐn)?shù)。

由于注漿過程是連續(xù)的,應(yīng)考慮體積塊體之間的耦合。在計算每個塊體的最大運行時間時,考慮耦合從而控制了任意給定時間步長j的注漿過程:

Δtj=max(Δt1j,Δt2j,Δt2j…Δtij)

(25)

在確定的時間內(nèi),利用式(20)～式(24)計算單元中部的滲濾量、固有滲透率的變化和相應(yīng)的體積響應(yīng)。然后計算注漿前沿的位置為:

h=(j-1)·Δh

(26)

1.3 脈動注漿“漿-土”耦合方程

1.3.1 脈動壓力控制方程

采用三角形波函數(shù),對脈動壓力的漿液控制方程進(jìn)行建模。方程如式:

(27)

式中:T為一個周期;A為脈沖最大壓力;t為時間。

1.3.2 理查茲方程

漿液在多孔介質(zhì)的擴散采用非飽和流理查茲方程,同時結(jié)合MATLAB二次開發(fā)得到考慮滲濾效應(yīng)的脈動注漿平流-離散方程內(nèi)嵌得到COMSOL Multiphysics平臺的溶質(zhì)運移模塊進(jìn)行耦合,來表述懸浮顆粒在多孔介質(zhì)中的流動,理查茲方程如下所示:

(28)

式中:P為壓力;ρ為流體的密度;為Hamilton算子;u為流體的流速;Qm為流體的質(zhì)量源項;κ為滲透系數(shù)。

1.3.3 固體力學(xué)方程

多孔介質(zhì)固體的應(yīng)力和應(yīng)變,根據(jù)固體力學(xué)理論,方程如下式:

0=·s+Fv

(29)

s=sad+C︰εel,εel=ε-εinel

(30)

εinel=ε0+εext+εth+εhs+εpl+εcr+εvp

(31)

sad=s0+sext+sq

(32)

(33)

C=C(Ε,ν)

(34)

式中:E為楊氏模量;ν為泊松比;為Hamilton算子;εinel為彈性應(yīng)變量;u為流體速度;Sad為彈性體應(yīng)變周長;ε0、εext、εth、εhs、εpl、εcr、εvp為應(yīng)變分量;Fv為體積力。

1.4 算法計算流程

采用數(shù)值模擬多物理場耦合軟件COMSOL MultiPhysics溶質(zhì)運移模塊,并結(jié)合MATLAB二次開發(fā)自定義PDE方程,通過預(yù)定義地層孔隙率隨機分布函數(shù)和脈動壓力周期函數(shù)(雷曉丹等,2020; 征西遙等,2020),考慮漿液黏度時變性與地層的非均值性(朱遙等,2020)。具體計算步驟如圖2所示:

圖2 注漿擴散過程算法流程圖

2 脈動注漿擴散數(shù)值模擬

2.1 模型建立與參數(shù)設(shè)置

根據(jù)注漿模型試驗設(shè)備,同時考慮數(shù)值模擬可以更方便數(shù)值試驗,覆土深度增加為1m,左右擴散距離均設(shè)為1m,二維模型為2×2m的方形,注漿孔內(nèi)徑為模擬真實注漿管規(guī)格0.056m。注漿時間為20min,漿液流變特性如表1,網(wǎng)剖分和地質(zhì)模型格如圖3所示。脈動注漿數(shù)值模擬擴散做了如下假設(shè):①漿液符合假設(shè)的賓漢姆流體模型,除了流變特性不發(fā)生其他變化。②注漿過程中無論是持續(xù)段和間隔段,脈動輸出壓力不考慮管路損失。全風(fēng)化花崗巖體和漿液數(shù)值模擬參數(shù)由室內(nèi)實驗和原位實驗得出,如表2所示。

表1 漿液流變方程

表2 數(shù)值計算基本參數(shù)

圖3 網(wǎng)格剖分與初始隨機孔隙率多孔介質(zhì)模型

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

采用漿液在土體內(nèi)飽和度對土體的加固防滲效果進(jìn)行判定。認(rèn)為漿液在土體內(nèi)無論發(fā)生了劈裂、擠密、滲透等的擴散形式,都將會反映在土體的孔隙率和漿液的濃度變化,所以漿液在土體內(nèi)的飽和度可以作為土體防滲加固的判定依據(jù)。

圖4a～圖4d為多孔介質(zhì)脈動注漿漿液擴散飽和度隨時間變化圖,從圖中數(shù)值模擬結(jié)果可以得出,脈動注漿壓力控制下,地層模型中注漿孔處出現(xiàn)了>90%的飽和度加固圈,漿液擴散呈橢圓形與真實注漿漿泡類似; 且從圖中還可以看出,漿液飽和度隨著時間的推移,5～20min時段飽和度圈不斷擴大,離注漿孔距離越近的位置飽和度越高; 飽和度>50%的加固圈由于滲濾效應(yīng)的存在,漿液擴散范圍更大,呈均勻分布擴散,沒有出現(xiàn)劈裂的漿脈。說明在脈動壓力控制下,滲濾效應(yīng)讓小顆粒穿過大孔隙運移到了更遠(yuǎn)的距離,大顆粒聚集于出漿口出現(xiàn)了擠密注漿; 同時也間接表明多孔介質(zhì)孔隙率得到有效降低。

圖4 脈動注漿漿液擴散飽和度隨時間變化云圖

圖5a～圖5d為多孔介質(zhì)穩(wěn)壓注漿漿液擴散飽和度隨時間變化圖,從圖中數(shù)值模擬結(jié)果可以得出,穩(wěn)壓注漿,漿液在地層中出現(xiàn)了明顯的漿脈,5min時漿液擴散范圍小,隨注漿時間的延長10min時,注漿口附近漿液飽和度超過90%,開始出現(xiàn)漿脈,但是漿脈厚度小。當(dāng)注漿時間延長至15min時,出現(xiàn)了明顯的4條漿脈,20min時漿脈的厚度不斷增大,部分漿脈開始出現(xiàn)分支。且滲濾范圍小,飽和度>50%的擴散圈只存在于漿脈邊緣。根據(jù)以上現(xiàn)象,表明在穩(wěn)壓控制下,漿液擴散不易控制,重復(fù)劈裂明顯; 且漿液的滲濾擴散受阻滯,前期漿液擴散對多孔介質(zhì)充孔隙率填充阻礙了后續(xù)顆粒進(jìn)入,持續(xù)注漿已無效果。

圖5 穩(wěn)壓注漿漿液擴散飽和度隨時間變化云圖

圖6為注漿管的出漿口處漿液應(yīng)力變化,從圖中可以看出在脈動周期壓力控制下,出漿口處漿液的壓力應(yīng)力呈波浪變化,且隨著時間的推移應(yīng)力變小,說明隨著時間的推移漿液內(nèi)部應(yīng)力,隨著擴散距離的增加,應(yīng)力逐漸變小,但是內(nèi)部脈動應(yīng)力沒有改變。圖7為模型左邊界的應(yīng)力隨時間的變化,從圖中可以看出模型邊界的中間處應(yīng)力最大。說明該受脈動周期壓力的控制下,漿液的應(yīng)力集中于出漿口,這有利于地層的抬動控制,減小劈裂注漿帶來的無效擴散。

圖6 模型出漿口應(yīng)力隨時間變化圖

圖7 模型邊界應(yīng)力隨時間變化圖

綜上可知,脈動壓力下賓漢流體懸浮液顆粒擴散、充填多孔介質(zhì)孔隙相比穩(wěn)壓更充分,擴散更均勻; 同時,間接表明考慮滲濾效應(yīng)的脈動注漿擴散,能有效反映漿液的擴散影響范圍和分布區(qū)域。

3 脈動注漿擴散模擬試驗

為了有效得出脈動注漿與穩(wěn)壓注漿擴散滲濾效應(yīng)機理的差異,懸浮漿液的擴散機制,試驗設(shè)計采用屏漿方式。根據(jù)水工建筑物水泥灌漿施工技術(shù)規(guī)范(DL/T5148-2012),擬通過封閉外部環(huán)境迫使?jié){液沿多孔介質(zhì)路徑擴散。

3.1 試驗裝置

采用團隊自設(shè)計的試驗裝置開展體脈動注漿和穩(wěn)壓注漿滲濾擴散模擬試驗。其中脈動試驗裝置采用YLSD-2型手搖注漿機,注漿流量為6～10L·min-1,最大工作壓力4MPa。穩(wěn)壓灌漿裝置采用DMAR-04型電動灌漿泵,灌漿量450L·h-1,灌漿壓力:1.5～3MPa。受灌體容器:受灌體容器為高650mm,直徑為450mm圓柱形鋼罐。為了模擬穩(wěn)壓與脈動注漿滲濾效應(yīng)機理,注漿時受注灌上部機械封閉,形成屏漿環(huán)境,具體試驗裝置如圖8所示。

圖8 脈動與穩(wěn)壓注漿試驗裝置

3.2 試驗方案

3.2.1 試驗材料

采用全風(fēng)化花崗巖(土)體構(gòu)造地層,試驗地層的參數(shù)構(gòu)造依據(jù),來自云南紅河州邦干水庫壩肩,并根據(jù)現(xiàn)場試驗獲得。風(fēng)化巖土體密度1650 kg·m-3。按照《巖土工程勘察規(guī)范》確定是屬于中砂。

3.2.2 注漿材料

根據(jù)課題組之前研究(Zhang et al.,2017; Liu et al.,2019; Li et al.,2020),采用黏土-水泥作為注漿漿液。不同水固比的漿液性能參數(shù)見表3。本次試驗采用的漿液配比為典型的賓漢姆流體漿液,水固比為0.8,其漿液的黏度時變模型符合表1中的公式(2)。

表3 不同水固比漿液性能參數(shù)

3.2.3 控制參數(shù)

試驗通過控制壓力不控制流量為原則,以注入時間為停注標(biāo)準(zhǔn),對受注體上部加蓋封死形成屏漿環(huán)境,有利于漿液滲濾效應(yīng)的產(chǎn)生。穩(wěn)壓注漿和脈動注漿入口壓力均設(shè)計為壓力0.2MPa; 單次試驗時間為20min,脈動持續(xù)時間為2s,脈動間歇時間為4s,依次類推其他脈動持續(xù)和間歇時間。

3.3 試驗結(jié)果分析

注漿完成后,待漿液凝固7d后打開受灌體,并清理未膠結(jié)的土體。穩(wěn)壓注漿的漿液擴散形態(tài)如圖9所示。從圖9中可以看出漿液形成了一條或者兩條主漿脈,并伴隨著次漿脈,存在劈裂的與滲透、擠密并存的復(fù)合注漿。由于穩(wěn)壓注漿,漿液會在恒壓的驅(qū)使下沿著單一薄弱裂隙面或小主應(yīng)力面不斷劈裂擴散,導(dǎo)致穩(wěn)壓注漿對于多孔介質(zhì)漿液的擴散極不可控。也間接表明,穩(wěn)壓注漿對于地層的防滲加固存在明顯的不可控現(xiàn)象,同時還存在漿液擴散距離擴大,導(dǎo)致了很多無效灌注的情況。

圖9 穩(wěn)壓注漿試驗漿液擴散形態(tài)

圖10為脈動注漿參數(shù)下漿液擴散形態(tài)土。從圖10中可以看出漿液形成了橢球狀膠結(jié)體,漿液沒有呈脈狀擴散,與穩(wěn)壓注漿的擴散圖差異較大。說明脈動注漿參數(shù)控制下,漿液的擴散在土體內(nèi)沒有沿著單一裂隙面持續(xù)灌入,擴散呈整體輻射較均勻。原因分析表明,頻率輸送壓力導(dǎo)致漿液施加給土體顆粒的荷載不能形成骨架力鏈(竇金熙等,2021),荷載被均勻分布在砂質(zhì)土的顆粒上,不容易形成劈裂漿脈的發(fā)生條件,從而漿液不會持續(xù)一直擴散,先進(jìn)入的漿液會阻滯后進(jìn)入的漿液,漿液的擴散在內(nèi)部之間存在制約,從而能夠形成漿泡。

圖10 脈動注漿試驗漿液擴散形態(tài)

4 討 論

根據(jù)解析方程理論計算,采用數(shù)值模擬和室內(nèi)試驗脈動注漿的擴散距離進(jìn)行了驗證,在砂質(zhì)土中,注漿壓力取0.2MPa時理論計算的距離為17.8cm,室內(nèi)試驗平均為16.4cm,數(shù)值模擬顯示擴散距離為18.2cm,擴散范圍區(qū)間的誤差在8%之內(nèi),具體擴散距離如圖11所示。

圖11 理論計算、室內(nèi)試驗、數(shù)值模擬漿液擴散距離對比圖

從圖11中可以看出,理論計算與數(shù)值模擬得出的滲濾擴散距離相近,但是室內(nèi)試驗相比理論計算、數(shù)值模擬存在一定誤差。脈動注漿的數(shù)值模擬擴散均勻度較高呈圓形和室內(nèi)試驗存在偏差,分析認(rèn)為:1)理論計算、數(shù)值模擬屬于理想計算,而室內(nèi)試驗,漿液注漿壓力均為手動脈動泵輸出壓力,室內(nèi)模擬試驗出漿口到壓力輸入口存在管路壓力的沿程損失; 2)脈動注漿過程中,脈動壓力的停止泵送在數(shù)值模擬中可以實現(xiàn)凈值為0,但在實驗中存在殘余壓力; 3)室內(nèi)模型試驗的尺寸與存數(shù)值模擬和理論計算存在差異,導(dǎo)致邊界條件和初始值不同,且注漿試驗環(huán)境、試驗操作等諸多因素有關(guān),是一個十分復(fù)雜的過程,難以與理論完全一致。

5 結(jié) 論

(1)基于脈動注漿周期壓力輸出特性,考慮賓漢姆流體類漿液的屈服應(yīng)力與黏度時變性,多孔介質(zhì)滲濾效應(yīng),及地層參數(shù)的不確定性,依托COMSOL Multiphysics平臺,結(jié)合MATLAB開發(fā)了適用于模擬脈動注漿擴散的程序; 基于脈沖泵注漿原理,在閥前后會產(chǎn)生壓降,推導(dǎo)了適用于計算脈動注漿工藝工程應(yīng)用的漿液運移擴散距離實用方程。

(2)根據(jù)脈動注漿周期壓力輸出原理,自制了一套試驗室脈動注漿模擬試驗裝置,實現(xiàn)了滲濾效應(yīng)下的脈動注漿擴散的模擬,得到了脈動周期壓力和穩(wěn)壓施工參數(shù)下,漿液的滲濾擴散形態(tài)。結(jié)果表明,全風(fēng)化花崗巖體中,穩(wěn)壓注漿存在明顯的劈裂漿脈,漿液的擴散對土體的劈裂效應(yīng)明顯; 脈動注漿能夠形成有效的加固圈與漿泡,且脈動注漿的擴散對于多孔介質(zhì)充填率更高。

(3)理論分析、數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗所得漿液擴散趨勢一致、運移距離相近; 室內(nèi)試驗數(shù)據(jù)得出的漿液擴散形態(tài)與數(shù)值模擬計算的漿液擴散形態(tài)一致。研究結(jié)果表明,脈動壓力控制下,漿液的擴散均勻,穩(wěn)壓注漿更易產(chǎn)生漿脈。研究結(jié)論為脈動注漿工藝進(jìn)一步實現(xiàn)工程應(yīng)用,提供了較強的理論指導(dǎo)。