考慮滲濾效應的全風化花崗巖體脈動注漿擴散規律*

竇金熙 張貴金 蔣煌斌 匡楚豐 張 熙

(①長沙理工大學水利工程學院,長沙 410114,中國)(②水沙科學與水災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

全風化花崗巖(土)體工程力學性狀特殊( 李術才等,2013; 張聰等,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,防滲標準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地層型地基處理的有效方法(張聰等,2019a),可有效解決穩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鍵技術問題。雖然脈動注漿工藝,已經得到一定應用,但是,仍存在脈動壓力控制作用下漿液擴散規律、滲濾效應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; 介質中隨著漿液流動,顆粒發生滲濾,被滲濾的顆粒堵塞了流動路徑,則可導致漿液流動停止(Herzig et al.,1970; Axelsson et al.,2009)。注漿過程中發生滲濾效應是多孔介質孔隙被充填普遍存在的現象和產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,如張聰等(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漿機制做了研究。且國內外學者就滲濾效應的研究成果都基于穩壓注漿; 如李術才等(2015,2017)對砂土介質中考慮滲濾效應的注漿擴散規律,及滲濾效應下多孔介質滲透注漿的擴散規律做了研究,得出了砂土介質顆粒漿液的滲濾系數。馮嘯等(2016)對深層滲濾效應下水泥漿動界面特征做了研究。朱光軒等(2017)對滲濾效應下沙層劈裂注漿的擴散規律做了算法研究。Bouchelaghem (2009)和Sangroya et al.(2017)對水泥懸浮漿液滲濾過程中細砂滲透演化進行了多尺度模擬,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。雖然學者對灌漿滲濾效應研究取得了一定成果,但都基于穩壓條件,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,推導脈動注漿漿液擴散運移方程; 依托COMSOL 多物理場耦合平臺,結合MATLAB開發考慮滲濾效應的脈動注漿擴散數值模擬程序; 設計一套脈動和穩壓注漿模擬試驗裝置,研究脈動注漿與穩壓注漿的漿液擴散差異; 并采用數值模擬構造隨機孔隙率非均質模型,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化花崗巖(土)體中的擴散規律,以期為脈動注漿技術工藝的工程應用,提供科學的理論指導。

1 脈動注漿理論模型

脈動注漿的實現原理如圖1所示,從圖1中可以看出,脈動注漿不同于穩壓注漿,穩壓注漿過程中,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,通常具有屈服應力,在屈服應力以下,漿液表現出具有無限黏度的類似固體的行為。當施加的應力超過屈服應力時,漿液表現為液體狀態,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為屈服應力(Pa);γ為剪切應變率(%);k′為流動特性指標;n′ 為流動行為指標。流動行為指標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)。

根據學者已有研究表明(Gustafson et al.,1996),無論是基于壓迫濾水論和流動沉積論,漿液穿透多孔介質的孔隙皆由顆粒粒徑決定,粒徑越小、多孔介質孔隙越大、穿透距離越大。同時,考慮漿液的屈服應力、土體參數和注入壓力聯系起來,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為屈服應力(Pa);α為最小粒徑(mm)。

對于土體的參數,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)。

漿液流經脈沖泵時,在閥前后會產生壓降Δp,一般采用單通道壓降計算公式進行簡化計算,壓力和流量的關系表達式為:

(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,在實際超過雷諾數時,一般取常數0.6～0.8;ρ為漿液密度(kg·m-3);Δp為漿液流經活塞閥產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(D60/D10)。

脈動壓力下賓漢姆流體的擴散解析方程適用條件:①在假設漿液的擴散過程中為層流的基礎上推導出,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

漿液擴散滲濾效應主要產生于脈動持續段,所以利用平流-離散方程來表述懸浮顆粒在多孔介質中的流動,通過對包括固相和液相在內的特征體積的空間平均,推導出控制方程?？刂品匠瘫硎緸?

(6)

式中:n為孔隙率(%);C為溶質濃度(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);σ為初始單位孔隙體積沉積的漿液顆粒質量(M·L-3)。

假設顆粒間應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(1/T)。為了實現式(6),做了以下假設: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作用(Raupach et al.,1982); 2)孔隙度變化不大(?n/?t≈0)。式(6)變為:

(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多孔介質,因此,漿液到達多孔介質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,應比較土體中漿液的性質。保留時間函數表示為:

(9)

式中:ξ(x,t)為保留時間函數;x為元素在多孔介質中的位置;V為實際流速(cm·s-1);t為時間(s);x/V為漿液在多孔介質中達到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;f2為初始條件的函數;U為heaviside單位階躍函數。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中保留的漿液顆粒量為:

(14)

根據Kim Y S et al.(2009)研究,提出的三維球面計算的逐級方法?？朔耸?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(如孔隙內流體速度、孔隙度和過濾系數)被認為在每個無窮小體積塊內是恒定的。每個塊上的注入時間由下式表達:

(15)

式中:下標i和j分別為空間節點和時間步長(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′為水力坡降假設在注射過程中是恒定的。

由于滲濾過程的動態性(Bai et al.,1997),沉積系數(k)難以確定(Saada et al.,2005),因此要根據實驗結果反分析得到(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式。提出集總參數θ概念,集總參數反應離子強度、pH值和流速的影響,θ值越大表明滲濾位越高。θ值用指數函數表示:

(16)

式中:θ為集總參數; 其中θ0為常數,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)。

將粒徑分布曲線細分為平均粒徑半徑、Ri、權重分數、wi的粒徑范圍。在每個尺寸范圍內,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(假設為圓柱形),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)。沉積系數取決于孔隙流體的速度,其表達式為:

(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分別為對數正態孔隙半徑分布的均值和標準差;θ為集總參數。

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,利用密度關系,得到了塊體處多孔介質的新孔隙率:

(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中滲濾粒子的質量;Gs為固體顆粒的比重;γw為水的單位重量。當孔隙率接近零(e≈0)時,漿液流動停止。

當孔隙率接近零(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),內在透水率的變化公式如下:

(21)

由于前一個區塊的顆粒損失,隨著滲濾的進行,漿液濃度降低,影響了后一個區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數;φ為漿液中當前的顆粒體積分數。

由于注漿過程是連續的,應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,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的體積響應。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,對脈動壓力的漿液控制方程進行建模。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

漿液在多孔介質的擴散采用非飽和流理查茲方程,同時結合MATLAB二次開發得到考慮滲濾效應的脈動注漿平流-離散方程內嵌得到COMSOL Multiphysics平臺的溶質運移模塊進行耦合,來表述懸浮顆粒在多孔介質中的流動,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為流體的質量源項;κ為滲透系數。

1.3.3 固體力學方程

多孔介質固體的應力和應變,根據固體力學理論,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為彈性應變量;u為流體速度;Sad為彈性體應變周長;ε0、εext、εth、εhs、εpl、εcr、εvp為應變分量;Fv為體積力。

1.4 算法計算流程

采用數值模擬多物理場耦合軟件COMSOL MultiPhysics溶質運移模塊,并結合MATLAB二次開發自定義PDE方程,通過預定義地層孔隙率隨機分布函數和脈動壓力周期函數(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 脈動注漿擴散數值模擬

2.1 模型建立與參數設置

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

表1 漿液流變方程

表2 數值計算基本參數

圖3 網格剖分與初始隨機孔隙率多孔介質模型

2.2 數值模擬結果分析

采用漿液在土體內飽和度對土體的加固防滲效果進行判定。認為漿液在土體內無論發生了劈裂、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,所以漿液在土體內的飽和度可以作為土體防滲加固的判定依據。

圖4a～圖4d為多孔介質脈動注漿漿液擴散飽和度隨時間變化圖,從圖中數值模擬結果可以得出,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的存在,漿液擴散范圍更大,呈均勻分布擴散,沒有出現劈裂的漿脈。說明在脈動壓力控制下,滲濾效應讓小顆粒穿過大孔隙運移到了更遠的距離,大顆粒聚集于出漿口出現了擠密注漿; 同時也間接表明多孔介質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為多孔介質穩壓注漿漿液擴散飽和度隨時間變化圖,從圖中數值模擬結果可以得出,穩壓注漿,漿液在地層中出現了明顯的漿脈,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%,開始出現漿脈,但是漿脈厚度小。當注漿時間延長至15min時,出現了明顯的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。根據以上現象,表明在穩壓控制下,漿液擴散不易控制,重復劈裂明顯; 且漿液的滲濾擴散受阻滯,前期漿液擴散對多孔介質充孔隙率填充阻礙了后續顆粒進入,持續注漿已無效果。

圖5 穩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力呈波浪變化,且隨著時間的推移應力變小,說明隨著時間的推移漿液內部應力,隨著擴散距離的增加,應力逐漸變小,但是內部脈動應力沒有改變。圖7為模型左邊界的應力隨時間的變化,從圖中可以看出模型邊界的中間處應力最大。說明該受脈動周期壓力的控制下,漿液的應力集中于出漿口,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 模型出漿口應力隨時間變化圖

圖7 模型邊界應力隨時間變化圖

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

3 脈動注漿擴散模擬試驗

為了有效得出脈動注漿與穩壓注漿擴散滲濾效應機理的差異,懸浮漿液的擴散機制,試驗設計采用屏漿方式。根據水工建筑物水泥灌漿施工技術規范(DL/T5148-2012),擬通過封閉外部環境迫使漿液沿多孔介質路徑擴散。

3.1 試驗裝置

采用團隊自設計的試驗裝置開展體脈動注漿和穩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。為了模擬穩壓與脈動注漿滲濾效應機理,注漿時受注灌上部機械封閉,形成屏漿環境,具體試驗裝置如圖8所示。

圖8 脈動與穩壓注漿試驗裝置

3.2 試驗方案

3.2.1 試驗材料

采用全風化花崗巖(土)體構造地層,試驗地層的參數構造依據,來自云南紅河州邦干水庫壩肩,并根據現場試驗獲得。風化巖土體密度1650 kg·m-3。按照《巖土工程勘察規范》確定是屬于中砂。

3.2.2 注漿材料

根據課題組之前研究(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

3.2.3 控制參數

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準,對受注體上部加蓋封死形成屏漿環境,有利于漿液滲濾效應的產生。穩壓注漿和脈動注漿入口壓力均設計為壓力0.2MPa; 單次試驗時間為20min,脈動持續時間為2s,脈動間歇時間為4s,依次類推其他脈動持續和間歇時間。

3.3 試驗結果分析

注漿完成后,待漿液凝固7d后打開受灌體,并清理未膠結的土體。穩壓注漿的漿液擴散形態如圖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、擠密并存的復合注漿。由于穩壓注漿,漿液會在恒壓的驅使下沿著單一薄弱裂隙面或小主應力面不斷劈裂擴散,導致穩壓注漿對于多孔介質漿液的擴散極不可控。也間接表明,穩壓注漿對于地層的防滲加固存在明顯的不可控現象,同時還存在漿液擴散距離擴大,導致了很多無效灌注的情況。

圖9 穩壓注漿試驗漿液擴散形態

圖10為脈動注漿參數下漿液擴散形態土。從圖10中可以看出漿液形成了橢球狀膠結體,漿液沒有呈脈狀擴散,與穩壓注漿的擴散圖差異較大。說明脈動注漿參數控制下,漿液的擴散在土體內沒有沿著單一裂隙面持續灌入,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土的顆粒上,不容易形成劈裂漿脈的發生條件,從而漿液不會持續一直擴散,先進入的漿液會阻滯后進入的漿液,漿液的擴散在內部之間存在制約,從而能夠形成漿泡。

圖10 脈動注漿試驗漿液擴散形態

4 討 論

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

圖11 理論計算、室內試驗、數值模擬漿液擴散距離對比圖

從圖11中可以看出,理論計算與數值模擬得出的滲濾擴散距離相近,但是室內試驗相比理論計算、數值模擬存在一定誤差。脈動注漿的數值模擬擴散均勻度較高呈圓形和室內試驗存在偏差,分析認為:1)理論計算、數值模擬屬于理想計算,而室內試驗,漿液注漿壓力均為手動脈動泵輸出壓力,室內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值模擬中可以實現凈值為0,但在實驗中存在殘余壓力; 3)室內模型試驗的尺寸與存數值模擬和理論計算存在差異,導致邊界條件和初始值不同,且注漿試驗環境、試驗操作等諸多因素有關,是一個十分復雜的過程,難以與理論完全一致。

5 結 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力與黏度時變性,多孔介質滲濾效應,及地層參數的不確定性,依托COMSOL Multiphysics平臺,結合MATLAB開發了適用于模擬脈動注漿擴散的程序; 基于脈沖泵注漿原理,在閥前后會產生壓降,推導了適用于計算脈動注漿工藝工程應用的漿液運移擴散距離實用方程。

(2)根據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,實現了滲濾效應下的脈動注漿擴散的模擬,得到了脈動周期壓力和穩壓施工參數下,漿液的滲濾擴散形態。結果表明,全風化花崗巖體中,穩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充填率更高。

(3)理論分析、數值模擬與室內試驗所得漿液擴散趨勢一致、運移距離相近; 室內試驗數據得出的漿液擴散形態與數值模擬計算的漿液擴散形態一致。研究結果表明,脈動壓力控制下,漿液的擴散均勻,穩壓注漿更易產生漿脈。研究結論為脈動注漿工藝進一步實現工程應用,提供了較強的理論指導。