李志鹏1,2,3，张连震1，张庆松2，刘人太2，杨文东1，楚云添1
(1.中国石油大学(华东) 储运与建筑工程学院，山东 青岛 266580; 2.山东大学 岩土与结构工程研究中心，山东 济南 250061; 3.山东交通学院 交通土建工程学院，山东 济南 250357)
摘 要:渗透注浆是煤矿井筒穿越砂层段防渗加固的重要手段之一，为研究砂层渗透注浆加固效果，研发了一套砂层渗透注浆模型试验装置，该装置具备多个试样同时注浆、不拆模测试注浆试样渗透系数等功能;以抗压强度、变形模量、渗透系数作为评价砂层渗透注浆加固效果的性能指标，选取砂层粒径级配、黏性土含量、浆液水灰比、注浆压力4个因素作为渗透注浆效果的影响因素，开展了砂层渗透注浆加固效果正交试验，获得了影响砂层渗透注浆效果的主控因素以及不同条件下砂层注浆加固体的变形破坏特征。研究结果表明:砂层经渗透注浆加固后，3 d抗压强度可达到0.5～8.5 MPa，3 d变形模量可达到35～750 MPa，1 d渗透系数可达到10-6～10-7 cm/s数量级;浆液水灰比是控制砂层注浆加固效果的主控因素，随着浆液水灰比的增加，砂层注浆加固体抗压强度、变形模量及抗渗性能均显著降低;砂层注浆加固体破坏模式受浆液水灰比影响显著，低水灰比(W/C=0.8左右)对应整体破坏模式，高水灰比时(W/C=1.6左右)水泥浆液析水效应对加固体破坏过程产生影响，使其呈现出局部破坏模式，在砂层渗透注浆加固工程中应尽可能选用低水灰比的水泥浆液。
关键词:岩土工程;砂层;渗透注浆;模型试验;注浆加固效果
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李志鹏，张连震，张庆松,等.砂层渗透注浆加固效果模型试验研究[J].煤炭学报,2018,43(12):3488-3497.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2018.0916
LI Zhipeng,ZHANG Lianzhen,ZHANG Qingsong,et al.Simulation test for permeation grouting reinforcement effect of sand layer[J].Journal of China Coal Society,2018,43(12):3488-3497.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2018.0916
中图分类号:TU45
文献标志码:A
文章编号:0253-9993(2018)12-3488-10
收稿日期:2018-07-10
修回日期:2018-10-22
责任编辑:郭晓炜
基金项目:国家自然科学基金面上资助项目(51779133);山东省自然科学基金资助项目(ZR2018BEE035);中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(18CX02003A)
作者简介:李志鹏(1988—)，男，山东泰安人，讲师，博士。E-mail:lizhipengsdu@163.com
通讯作者:张连震(1990—)，男，山东莒县人，讲师，博士。E-mail:zhanglianzhen@upc.edu.cn
LI Zhipeng1，2，3,ZHANG Lianzhen1,ZHANG Qingsong2,LIU Rentai2,YANG Wendong1,CHU Yuntian1
(1.College of Pipeline and Civil Engineering,China University of Petroleum,Qingdao 266580,China; 2.Research Center of Geotechnical and Structural Engineering,Shandong University,Jinan 250061,China; 3.School of Transportation and Civil Engineering,Shandong Jiaotong University,Jinan 250357,China)
Abstract:Permeation grouting method is effectively used in sand layer which usually exposed by mine shaft to shutoff water and reinforce strata.To study the permeation grouting reinforcement effect of sand layer,a simulation test device was developed for testing permeation grouting,which can grout several samples simultaneously and measure permeability coefficient without mold stripping.Compressive strength,deformation modulus and permeability coefficient were used as the evaluation index of grouting reinforcement effect.With four influencing factors,including sand layer gradation,cohesive soil content,water cement ratio and grouting pressure,the or-thogonal test of permeation grouting reinforcement effect was implemented.Ultimately,the main controlling factor of grouting reinforcement effect was obtained,and the deformation and failure characteristics of grouted sand samples under different conditions were revealed.Results show that:sand layer obtains better performances after grouting,three day compressive strength reaches 0.5-8.5 MPa,three day deformation modulus reaches 35-750 MPa,and one day permeability coefficient reaches 10-6～10-7 cm/s.Water cement ratio of slurry is the main con-trolling factor of permeation grouting reinforcement effect of sand layer.When water cement ratio grows,the compressive strength,deformation modulus and anti-permeability of sand layer will decrease significantly.De-formation and failure mode of grouted sand is affected by water cement ratio markedly.Low water cement ratio (W/C=0.8) will lead to global failure mode.High water cement ratio (W/C=1.6) will result in local deformation and failure mode,and the bleeding water effect of cement will affect the failure process of grouted sand.First selection of cement grout with low water cement ratio is suggested in the permeation grouting projects of sand layer.
Key words:geological engineering;sand layer;permeation grouting;simulation test;grouting reinforcement effect
煤矿井筒经常穿越富水软弱砂层，在井筒建设及使用过程中极易诱发涌水溃砂灾害[1]，严重威胁煤矿的安全生产。注浆方法[2-4]是煤矿井筒穿越砂层段防渗加固的重要手段之一，通过注浆可有效提高砂层的整体力学性能及抗渗性能。大量工程实践表明，对于砾砂、粗中砂等可注性较好的砂层，浆液一般以渗透形式在砂层介质中扩散，浆液在颗粒骨架孔隙中进行有效充填，最终浆液与砂层形成较为均质的注浆加固体。
国内外学者针对砂层渗透注浆理论进行了大量研究，杨志全[5]、杨秀竹[6]、叶飞[7-8]等分别基于不同浆液流型本构(牛顿流体、宾汉流体、幂律流体)建立了考虑浆液黏度时变性的渗透注浆理论模型，推导了注浆扩散范围及注浆压力的计算公式，张庆松[9]、叶飞[10]等在此基础上考虑了黏度空间分布非均匀性，建立了适用于速凝类浆液的渗透注浆理论模型;SAADA[11]、YOON[12]、李术才[13]、房凯[14]等通过理论、室内试验等手段研究了砂层渗透注浆中渗滤效应对注浆扩散过程的影响，验证了考虑渗滤效应的必要性。张连震[15]、惠冰[16]、宁博[17]等分别通过数值模拟与室内试验手段研究了动水渗流环境对渗透注浆扩散范围的影响。以上对砂层渗透注浆的研究主要集中于注浆扩散过程，研究重点在于浆液扩散范围、注浆压力与注浆速率、浆液自身特性、动水环境等因素的关系，并未涉及砂层注浆前后力学性能的改善。
目前对砂层渗透注浆加固效果的研究较少，杨坪等[18]开展了砂卵砾石层的水泥浆液渗透注浆试验，获得了注浆体抗压强度与注浆压力、注浆时间等参数的回归公式;钱自卫等[19]应用自研渗透试验装置研究了6组弱胶结孔隙介质的化学浆液注浆充填及减渗的基本规律，揭示了注浆加固前后的注浆充填率、渗透系数及抗压强度变化程度。由于砂层注浆加固效果影响因素众多、注浆地层变异性强等原因，目前砂层渗透注浆加固效果的研究系统性较差、实验结果离散性较强，无法为注浆设计提供可靠的支持。
为了系统研究砂层注浆加固效果，笔者研发了一套砂层渗透注浆模型试验装置，该装置可实现多个试样同时注浆、不拆模测试注浆试样渗透系数等功能，以抗压强度、变形模量、渗透系数作为评价砂层渗透注浆加固效果的性能指标，开展了砂层渗透注浆加固效果正交试验，研究了砂层粒径级配、黏性土含量、浆液水灰比、注浆压力4个因素对注浆加固效果的影响，最终获得了影响砂层渗透注浆效果的主控因素以及不同条件下砂层注浆加固体的变形破坏特征。
试验装置由动力装置、承压储浆桶、试验架3部分构成，试验原理为利用压缩氮气所具有的气体压力作为注浆动力，将浆液注入到被注砂层中，注浆过程中维持注浆压力恒定，试验装置原理及实物照片如图1，2所示。
(1)动力装置采用压缩氮气瓶提供注浆动力，压缩氮气瓶中所储存的氮气压力大于10 MPa，设置气压调节阀控制输出氮气压力，其输出压力可达到3 MPa，完全满足模拟实际注浆压力的需求。
(2)储浆桶采用壁厚10 mm的承压桶，储浆桶设置有可拆卸顶盖，方便注浆结束后对桶内进行清理，顶盖与桶之间采用橡胶密封垫配合螺栓进行密封。储浆桶上部与氮气瓶连接，储浆桶内下部为浆液，上部为氮气，氮气瓶输出的空气压力转换为浆液压力，为注浆过程提供动力，顶盖上设置压力表监测注浆压力，压力表量程为0～3 MPa。
(3)试验架由上部顶盖、中部钢制承压管、下部底盘3部分构成，顶盖、钢制承压管及底盘厚度均为
图1 渗透注浆试验装置原理
Fig.1 Principle of permeation grouting test device
图2 渗透注浆试验装置
Fig.2 Permeation grouting test device
10 mm，以满足注浆装置对较高注浆压力的承压需求。钢制承压管内部盛放待注浆砂样，砂样上方设置滤网，防止松散的砂颗粒移动，砂样下方设置透水石，透水石的作用体现在2个方面:一方面限制砂样的整体移动，另一方面为注浆过程中的自由水提供排泄通道。砂样尺寸为标准试件尺寸(高度10 cm、直径5 cm)。钢制承压管与上顶盖、下底盘通过螺栓连接并紧固，并在接触位置设置橡胶密封垫以保证装置的密封性。注浆过程中浆液由上部顶盖进入砂层中，注浆过程中多余的水分通过下部底盘排出。
该套试验装置具有3方面优势:① 被注试样尺寸为标准试样尺寸，既便于进行注浆试样的抗压强度分析，又具有尺寸小，试验可重复性强，试验效率高的优点;② 注浆结束后，将被注浆试样在不拆模的条件下养护一定时间后，可直接利用该套装置进行砂层注浆后的渗透性测试，获得注浆试样的渗透系数;③ 可一次性连接多个注浆试验装置，实现多个试样同时注浆，可有效提高试验效率。
试验过程中每个砂样渗透注浆的持续时间为2 min。待注浆结束后，将注浆后砂样和注浆模具一同进行养护，养护条件为:温度20 ℃，湿度95%，养护时间分别为1，3 d。
1.2.1 单轴压缩试验设备
当注浆试样养护时间满足要求后，采用手动脱模器将注浆试样进行脱模，随后进行单轴压缩试验，测试注浆试样的单轴抗压强度与变形模量，单轴压缩试验采用济南时代试金WDW-100型万能试验机，试验机最大加载力为100 kN，可实现位移控制的单轴加载。在本文试验中，砂层注浆加固体的变形模量由试样所承受的最大压力与该最大压力所对应的应变量确定，即
(1)
其中，E为变形模量，MPa;σcu为单轴抗压强度，MPa;εcu为试样达到最大压力时的应变量，εcu=ΔL/L,其中ΔL为试样达到最大压力时的变形量，cm,L为试样的初始高度，L=10 cm。
1.2.2 渗透性测试装置
在测试注浆试样渗透系数时，采用常规的渗透系数测试装置一般很难保证注浆试样与测试仪器内壁之间的密封性，往往导致渗透系数测试不准确。为解决这个问题，在进行注浆试样渗透系数测试时，注浆试样在注浆结束后不拆模，注浆试样与注浆模具一同养护，因此注浆试样与模具内壁之间的密封性可得到有效保证。
渗透性测试装置如图3所示，该装置包括空压机、承压储水罐、注浆试样模具及配套管路，承压储水罐内储存一定量水，空压机提供的空气压力作用于储水罐内，进而转换为水压力作用于注浆试样的一端。注浆试样另一端为自由流出端，通过测量一段时间内的渗水量，并结合注浆试样尺寸、所施加的水压力等参数可获得注浆后试样的渗透系数，由于注浆后试样的渗透系数普遍在10-6～10-7 cm/s数量级，故需要较长的测量时间，测量时间t一般为2 h。
图3 注浆试样渗透性测试装置
Fig.3 Permeability test device of grouted body
注浆试样内的水流速度可表示为
(2)
式中，A为试样截面积，cm2，A=π(D/2)2;D为注浆试样直径，D=5 cm;t为测量时间，t=7 200 s;Q为与测量时间t对应的出流端的出水体积，cm3。
根据达西定律，注浆试样内水流速与渗透系数的关系为
(3)
式中，K为注浆试样的渗透系数，cm/s;ρ为水的密度，ρ=1 000 kg/m3;g为重力加速度，g=9.8 m/s2;Δp为注浆试样两端的水压力差，该压力差恒定，Δp=0.5 MPa;L为注浆试样渗流路径长度，L=10 cm。
综上，注浆试样渗透系数可表示为
(4)
砂层注浆的目的是提高砂层的力学性能及抗渗性能，相关研究表明[19-20]，砂层粒径级配、黏性土含量、浆液水灰比、注浆压力对渗透注浆效果有重要影响，选取以上4个因素作为渗透注浆效果试验的影响因素，开展四因素三水平正交试验设计。选择抗压强度、变形模量以及渗透系数3个物理量作为衡量砂层渗透注浆效果的性能指标。
(1)注浆材料。
注浆材料采用普通水泥单液浆，注浆材料采用水泥单液浆，试验用水泥为P.O 42.5R级早强型普通硅酸盐水泥。
试验中浆液水灰比的3个水平分别为W/C=0.8，W/C=1.2，W/C=1.6，3种水灰比浆液的基本性能见表1。
(2)注浆压力。
根据实际砂层注浆工程中的注浆压力范围，确定注浆压力的3个水平分别为0.5，1，1.5 MPa。
(3)被注介质条件。
根据文献[20]对砂层可注性的研究，普通水泥浆液以渗透形式进行扩散的被注砂层介质基本为粗中砂，试验中选取被注介质粒径级配的3个水平分别为粗砂(粒径1.25～2.5 mm)、粗中砂(粒径0.63～2.5 mm)以及中砂(粒径0.63～1.25 mm)。
表1 试验用水泥浆液基本性能
Table 1 Basic properties of cement grout
试验中选取砂层黏性土含量的3个水平分别为0，4%，8%。不同砂层粒径级配及黏性土含量所对应的砂层试样基本物理指标见表2，试验中均采用烘干的黏性土与砂子制作被注介质试样，故含水率均为0。为控制被注介质的紧密程度保持一致，消除因被注介质紧密程度不同所导致的试验结果差异，在被注介质试样制作过程中将被注介质的干密度统一确定为1.73 kg/m3。
表2 被注介质基本物理指标
Table 2 Basic physical indexes of the injected medium
由表2可知，随着砂层粒径的减小，砂层渗透系数呈减小趋势，但是数值差别不大，砂层粒径对砂层渗透系数影响不显著。而砂层渗透系数随着黏性土含量的增加显著减小，黏性土的存在可使得砂层渗透系数降低一到两个数量级，黏性土含量对砂层渗透系数影响非常显著。
(4)试验安排。
砂层注浆效果试验为4因素×3水平正交试验，不考虑因素间的交互作用，正交表采用L9(34)，正交试验安排见表3。
考虑到注浆试验过程受人为操作因素影响较大，可能会造成试验结果离散性大，为尽量减小试验操作
表3 正交试验安排及试验结果
Table 3 Orthogonal test arrangement and test results
误差对试验结果的影响，在试验过程中每组试样均重复进行6次试验，剔除明显异常数据，最终数据取有效数据的平均值。
脱模后砂层注浆试样如图4所示，对于不同工况的砂层试样，浆液均全部进入砂层中，且注浆后试样表观质量较好，不存在明显的薄弱区，验证了注浆装置的可用性。
图4 砂层注浆试样脱模后
Fig.4 Grouted sand after mold unloading
砂层试样注浆后的抗压强度、变形模量及渗透系数试验测试结果见表3。砂层试样在注浆之前为松散的堆积体，所以抗压强度与变形模量均为0。通过试验发现砂层注浆加固后3 d渗透系数非常小，无法有效测量，因此采用1 d渗透系数作为渗透性能指标进行分析。
抗压强度可表征砂层注浆加固体的最大承载能力，在注浆前由于砂层自身几乎没有黏结能力，不能形成自稳结构，抗压强度为0。在注浆结束后，试样的抗压强度得到了一定程度的提高，分析表3中抗压强度数据可知，砂层注浆试样3 d抗压强度在0.5～8.5 MPa，不同工况下试样抗压强度差别较大。采用极差分析方法，分析影响砂层注浆试样抗压强度的主控因素，分析结果见表4。
表4 抗压强度极差分析结果
Table 4 Range analysis results of compressive strength
注:Kj为水平号为j时，所对应试验结果的平均值;j=1，2，3，下同。
由表4可知，D1>D4>D2>D3，上述4个因素对砂层注浆加固体抗压强度的影响次序为:水灰比>黏性土含量>注浆压力>砂层粒径，水灰比为影响抗压强度的主控因素。各因素对砂层注浆加固体抗压强度的影响趋势如图5所示。
图5 各因素对抗压强度的影响趋势
Fig.5 Influence of related factors on compressive strength
分析图5可知，与砂层注浆加固体抗压强度呈负相关关系的因素为水灰比，呈正相关关系的因素为砂层粒径，注浆压力、黏性土含量与抗压强度的关系没有表现出明显的趋势关系，分析各个因素对抗压强度的影响趋势可知:
(1)当浆液水灰比较大时，浆液中所含有的水分会增加，但是浆液发生水化反应所需要的水量是一定的，多余的水分在水泥浆液发生凝胶反应过程中会一直存在于砂层注浆试样中，多余的水分会显著降低注浆试样的黏结性能，故水灰比与砂层注浆加固体抗压强度负相关。
(2)注浆压力与砂层注浆加固体抗压强度的关系较为复杂，从实验结果来看，并非越高的注浆压力会达到越好的注浆效果，对于渗透注浆，一味通过提高注浆压力来提高注浆效果是不可行的。
(3)当砂层颗粒粒径变大时，砂层颗粒之间的空隙尺寸也随之增大，水泥浆液进入砂颗粒间空隙的难度降低，注入的浆液量会相应增加，所以抗压强度随着砂层颗粒粒径的变大而增加。
变形模量可表征砂层注浆加固体发生变形的难易程度，与砂层抗压强度指标一样，在注浆前砂层自身不能形成自稳结构，砂层变形模量几乎为0，在注浆后砂层才获得一定的变形模量。分析表3中注浆后砂层变形模量数据可知，砂层试样注浆加固体3 d变形模量大多在35～750 MPa内，采用极差分析方法，分析影响砂层注浆试样变形模量的主控因素，分析结果见表5。
表5 变形模量极差分析结果
Table 5 Range analysis results of compressive strength
由表5可知，上述4个因素对砂层注浆加固体变形模量的影响次序为:水灰比>黏性土含量>注浆压力>砂层粒径，水灰比为影响砂层注浆加固体变形模量的主控因素。各因素对砂层注浆加固体变形模量的影响趋势如图6所示。
图6 各因素对变形模量的影响趋势
Fig.6 Influence of related factors on deformation modulus
在主控因素及各个因素的影响次序方面，砂层注浆试样抗压强度与变形模量的结果保持一致，说明随着浆液凝胶反应的进行，砂层注浆试样抗压强度与变形模量的增长过程是同步的。
渗透系数可表征砂层注浆加固体的抗渗性能，砂层注浆加固体渗透系数越小说明砂层注浆加固体抗渗能力越强，注浆效果越好。分析表3中注浆后砂层1 d渗透系数数据可知，砂层注浆加固体1 d渗透系数大多在10-6～10-7 cm/s数量级范围内。采用极差分析方法，分析影响砂层注浆试样渗透系数的主控因素，分析结果见表6。
表6 渗透系数极差分析结果
Table 6 Range analysis results of permeability coefficient
由表6可知，上述4个因素对砂层注浆加固体渗透系数的影响次序为:水灰比>砂层粒径>黏性土含量>注浆压力，水灰比为影响砂层注浆加固体渗透系数的主控因素。各因素对砂层注浆加固体渗透系数的影响趋势如图7所示。
图7 各因素对渗透系数的影响趋势
Fig.7 Influence of various factors on permeability
分析图7可知，与砂层注浆加固体渗透系数呈显著正相关的因素是水灰比与黏性土含量，也就是与注浆加固体抗渗性能负相关，注浆压力、砂层粒径与砂层注浆加固体渗透系数没有明显的趋势关系。当浆液水灰比较大时，未参加水泥水化反应的多余水分会一直存在于砂层注浆加固体中，增加了砂层注浆加固体的孔隙率及渗透率，导致水灰比与砂层注浆加固体渗透系数正相关，可见较高的水灰比不利于砂层注浆加固体抗渗性能的提高。
由表2可知，在注浆前砂层渗透系数与黏性土含量呈显著负相关关系，黏性土含量越高，砂层初始渗透系数越小。但是砂层注浆后的渗透系数与黏性土含量正相关，分析产生上述差别的原因为:黏性土颗粒充填于砂颗粒之间的空隙，减小了砂层试样的孔隙率与渗透系数，造成浆液注入难度增加，较高的黏性土含量引起浆液注入量减少，对注浆加固体渗透系数的降低具有负面影响，浆液注入量减少对注浆加固体渗透系数的影响超过了初始渗透系数对注浆加固体渗透系数的影响，最终导致砂层注浆加固体渗透系数与黏性土含量正相关。在砂层渗透注浆过程中，砂层黏性土含量越高，砂层注浆加固体抗渗性能越差。
综上，从砂层注浆加固体抗压强度、变形模量及抗渗性能3个方面来看，浆液水灰比是控制注浆加固效果的主控因素，随着浆液水灰比的增加，砂层注浆加固体抗压强度、变形模量及抗渗性能均显著降低;砂层粒径越大对应的砂层注浆加固体抗压强度及变形模量均变大，但是砂层粒径对砂层注浆加固体渗透系数影响不显著;注浆压力对砂层注浆加固体抗压强度、变形模量及抗渗性能三项指标的影响均不显著;黏性土含量与砂层注浆加固体抗渗性能呈负相关关系。
注浆加固体破坏形式在一定程度上反应了注浆加固体加固模式及加固整体性。单轴压缩试验结果表明，砂层注浆加固体破坏过程随着水灰比的不同呈现2种典型破坏模式，在水灰比较低时注浆试样呈现整体性破坏特征，一条或若干条裂缝贯通整个注浆试样(图8(a)，(b));在水灰比较高时注浆试样发生局部破坏，裂缝在注浆试样上半部分发生并发展，试样破坏时均是上半部分发生破坏，下半部分不发生明显破坏(图9(c)，(d))。
图8 砂层注浆加固体破坏过程
Fig.8 Failure process of grouted sand
图9 注浆试样应力-应变曲线
Fig.9 Stress-strain curve of grouted sand samples
分析图8(a)，(b)可知:试样1与试样2两组试样的破坏模式基本相同，在单轴压缩初始阶段，在试样中部先产生一条或若干条微裂缝，随着试样不断被压缩，微裂缝逐渐变宽并伸长，最终裂缝贯通整个试样，试样随即发生整体破坏。试样之所以发生整体破坏，分析原因为:2组试样所采用的水灰比均为0.8，浆液在注入砂层试样后不会发生显著的析水效应[21]，浆液在从注浆结束到初凝的过程中，浆液颗粒未发生明显的析水沉降，最终导致浆液结石体基本保持均质的状态。
分析图8(c)，(d)可知:试样7与试样8两组注浆试样在外观上均表现出非均质性，试样下半部分比较光滑致密，上半部分试样表面呈蜂窝状，有的砂颗粒暴露在表面。试样7上半部分在压缩过程中发生膨胀，最终试样膨胀发展到一定程度导致试样发生破坏。试样8上半部分在压缩过程中形成若干条裂缝，在最终破坏时试样上半部分与下半部分发生错动，但是两组试样的破坏模式在总体上都表现为上部结构破坏，下部结构基本保持完好。分析试样发生局部破坏的原因为:2组试样所采用的水灰比为1.6，浆液在注入砂样后在自重力作用下会发生明显的析水[21]，浆液颗粒由试样上部逐渐往下部移动，导致水泥颗粒主要在试样下部发生凝胶化学反应，上部水泥颗粒少，参与水泥水化反应的水泥量比较少，最终导致注浆试样在养护结束后下部力学性能较好，上部力学性能较差。
4组试样所对应的应力-应变曲线如图9所示。
分析图9可知:
(1)试样1与试样2所对应的应力-应变曲线为单峰曲线，在上升段均较为平滑，在压缩初期应力随应变增加较为缓慢，在达到峰值前应力随应变增长速率加快，分析应力随应变增长速率存在差异的原因为:在加载初期，注浆试样与试验机加载端头并未完全接触，导致变形模量偏小。在注浆加固体所受压力达到峰值后，2组试样的应力均随着应变的增加而逐渐减小，且减小趋势逐渐平缓，表现出明显的塑性特征，说明砂层注浆加固体具有良好的延性特征。
试样1峰值强度在9.5 MPa左右，达到峰值强度所需要的应变量在0.010～0.012;试样2峰值强度在2.5 MPa左右，达到峰值强度所需要的应变量在0.012 5左右。
(2)试样7与试样8所对应的应力-应变曲线基本为单峰曲线，但是存在较大的波动，说明注浆加固体存在一定的非均质性，有可能是高水灰比导致。试样7峰值强度在0.7 MPa左右，达到峰值强度所需要的应变量在0.02左右;试样8峰值强度在0.75 MPa左右，达到峰值强度所需要的应变量在0.015左右。在峰值强度与变形模量等力学性能方面，试样7，8远远低于试样1，2。
总结以上应力-应变曲线结果可知:相比采用低水灰比浆液的砂样注浆加固体，采用高水灰比浆液的注浆加固体在单轴抗压强度及变形模量方面均表现出了明显的衰减，分析造成力学性能衰减显著的原因主要在2个方面:① 当浆液水灰比较大时，水化反应不能消耗的自由水会一直存在于砂层注浆试样中，多余的水分会显著降低注浆试样的黏结性能，故水灰比越高，力学性能越差。② 高水灰比会导致析水显著，造成砂层注浆试样上下不均质，进一步弱化了砂层注浆加固体力学性能。
(1)研发了一套砂层渗透注浆试验装置，该装置由动力装置、承压储浆桶、试验架3部分构成，可实现多个试样同时注浆、不拆模测试注浆试样渗透系数等功能。
(2)在本文试验条件下，砂层经渗透注浆加固后，3 d抗压强度可达到0.5～8.5 MPa，3 d变形模量可达到35～750 MPa，1 d渗透系数可达到10-6～ 10-7 cm/s数量级。
(3)浆液水灰比是控制砂层渗透注浆加固效果的主控因素，随着浆液水灰比的增加，砂层注浆加固体抗压强度、变形模量及抗渗性能均显著降低。
(4)采用低水灰比浆液时砂层注浆加固体呈现整体性破坏特征，当水灰比较高时，砂层注浆加固体由于水泥析水效应的影响呈现局部破坏特征，注浆加固体均匀性较差。
参考文献
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