藏東南地區(qū)冰磧物斜坡鋼花管注漿加固試驗研究

楊 棟，王軍朝，石勝偉，楊東旭

（中國地質科學院探礦工藝研究所，四川成都611734）

帕隆藏布流域是我國海洋性冰川最重要的發(fā)育區(qū)，存在大量的冰川遺跡，形成為數眾多的松散堆積體，孕育著密集的地質災害。冰磧物堆積體存在3 種不同結構，其中以淺表冰磧層降雨蠕滑型最為常見。冰磧物是由粘粒、粉粒、砂、礫石和漂石組成的非成層的冰川沉積土，其特征是粒級級配寬、粒度極不均勻，且固結程度差異極大［1-3］。失穩(wěn)的冰磧物斜坡往往存在較多架空結構，且固結程度欠佳。針對上述情形，擬對架空結構較多、固結程度欠佳的冰磧物斜坡進行一定網點密度的鋼花管注漿加固試驗，以填充冰磧物中架空結構，并在壓力注漿下形成球形或類柱狀結石體，極大改善冰磧物物理力學特征，并形成類似樁土“土拱效應”，從而達到加固冰磧物不穩(wěn)定斜坡的目的。

注漿加固松散堆積體既可改善巖土體的穩(wěn)定性，又可保留原有坡面進行綠化，是一種經濟、有效且環(huán)保的技術手段，因此應用較為廣泛。雷進生［4］以三峽庫區(qū)廣泛存在的碎石土地基為工程研究背景，考慮非均質土物性參數空間分布的結構性和隨機性、注漿參數的動態(tài)和時變特性及滲流場與應力場的流固耦合作用，探討了非均質松散巖土體漿液隨機擴散過程。牛小玲等［5］在喀喇昆侖公路隧道洞頂松散崩坡積體進行注漿加固試驗研究，其注漿擴散半徑為 9～18 cm。孫子正等［6］、楊樹才等［7］、李術才等［8］研究了軟流塑地層注漿加固機理，對注漿加固的可行性、注漿加固范圍、注漿施工及加固效果進行了探討。周科峰等［9］對順層邊坡加固機理進行了探索。王成華等［10］開展了粒狀碎屑溜砂坡注漿樹根樁技術研究，注漿深度1 m，壓力為0.2～0.3 MPa。路文琴等［11］使用斜導管注漿框架梁加固路堤邊坡。為方便研究注漿加固機理，張家奇等［12］研制了一套新型多功能綜合注漿加固試驗系統(tǒng)，該系統(tǒng)成功應用于斷層角礫介質注漿加固室內模擬試驗，分別從應力響應-傳遞特征、加固體強度增長規(guī)律及加固模式等方面探究了斷層角礫介質的注漿加固機理。目前關于鋼花管注漿加固松散冰磧物斜坡的研究較少，其注漿加固范圍、加固機理、設計及施工是亟待解決的問題。

1 現場試驗概況

1.1 現場試驗點概況

地理位置：位于波密縣玉普鄉(xiāng)政府對岸的格巴村，加桑隆巴匯入帕隆藏布的匯口兩岸，為末次冰期的側磧壟，可見多期次堆積，如圖1 中A、B、C 所示，至少可分為3 個不同時期的堆積。冰川主谷走向約19°，為寬大的U 形谷，且多處存在堰塞體。冰磧壟在溝口兩側呈不對稱分布，左岸壟長約900 m，寬度范圍700 m；右岸壟長930 m，寬度范圍約1120 m，平均壟高60 m。壟內側坡面長度約100 m，平均寬度930 m，前緣高程最低為3220 m，后緣高程最高為3350 m，最大高差 130 m，坡向 115°，平均坡度約37.3°，坡形基本為直線形，微地貌屬于緩坡，平面形態(tài)呈長條形。溝谷兩側由于修建公路及水渠，發(fā)育多處淺層溜滑（見圖1）。

圖1 試驗點全貌Fig.1 Test point panorama

冰磧壟頂部可見大量冰漂礫分布，粒徑多為0.5～1.5 m，最大可見3 m×2 m 巨石，礫石母巖為晚石炭統(tǒng)來姑組變質砂巖。經現場顆分試驗及側窗分析其粒徑大小，冰磧土粒徑以6 cm 以下含量居多，物質整體呈灰白色，較松散且存在大量架空結構（見圖2）。

圖2 斜坡物質Fig.2 Exposed substances

1.2 注漿方案

由于藏區(qū)屬于生態(tài)脆弱區(qū)，土壤層較薄，為盡量減少對生態(tài)脆弱區(qū)環(huán)境的影響，地面以下1 m 深度范圍內不使用壓力注漿，在中空注漿錨桿孔下1 m處，設置特制的止?jié){塞，在1～2 m 深度范圍內進行注漿加固，通過漿液填充架空結構及入滲土體孔隙來加固土體，增加斜坡的自穩(wěn)性，而坡面則進行植物護坡（見圖3）。

圖3 冰磧物不穩(wěn)定斜坡鋼花管注漿加固示意Fig.3 Sketch of grouting reinforcement

因所加固冰磧物為欠固結、顆粒級配寬的土石混合體，成孔較難，極易產生垮孔、卡鉆等現象，且部分冰磧物不穩(wěn)定斜坡坡高較高、交通不便，因此考慮輕型成孔、注漿工藝，具體如下。

（1）成孔：主要設備及材料為3.5 m3空壓機、YT28 型鑿巖機及空心自鉆式錨桿。鉆桿為1 m+1 m，其中下部1 m 鉆桿上鉆有直徑10 mm、間距20 cm 呈螺旋型分布的小孔。

（2）上部封閉：在上部1 m 處進行封閉。將土工布包裹在鉆桿周圍，使用水灰比0.5 的水泥漿液自重灌漿，待其凝固后，再進行下一步注漿。

（3）注漿：在上部封閉12 h 后，進行注漿試驗。注漿主要設備及材料：3.5 m3空壓機、空心自鉆式錨桿及氣動式注漿泵。由于注漿量較少，可用人工攪拌的方式進行。水灰比按照設計應控制在0.5、1 及2。根據《地質災害治理工程施工技術手冊》，注漿壓力以不掀動巖體為原則，該處注漿深度較淺，故擬定注漿壓力分別為 0.5、1、1.5 MPa 及 2 MPa。注漿時應記錄注漿時間、注漿壓力變化、注漿量、終止壓力等。當注漿孔周圍土體有返漿現象時，說明當前注漿壓力與土體結構下，注漿達到飽和無法再注入漿液，結束注漿。

（4）開挖：注漿完成2 周后，使用挖機開挖，觀測記錄結石體形狀，取樣、送檢。主要檢測指標為抗壓強度、彈性模量、抗剪強度參數。并取相應深度土樣進行檢測，主要包括土體的重度、含水量、滲透系數、孔隙率、顆粒級配、抗剪強度參數。

2 試驗成果分析

2.1 冰磧物有效加固半徑

現場根據不同水灰比及注漿壓力，共進行15 組現場試驗，記錄其終孔壓力、注漿時間及注漿量，結果見表1。

表1 注漿試驗統(tǒng)計Table 1 Grouting test data

根據目前已有的理論有球形結石體理論、柱形結石體理論，假設結石體的形狀為球形或者柱形，注漿速率恒定，則擴散半徑與滲透系數、注漿孔半徑、注漿時間、漿液粘度比相關，注漿時間越長則擴散半徑越大。實際上本次現場試驗開挖注漿結石體發(fā)現，由于冰磧物特有的架空結構使得其滲透性質存在很大的不均勻性，漿液沿著優(yōu)勢滲流路徑擴展較遠，最遠達到1.7 m；且由于注漿難度不同，注漿速率很難保持恒定，實際上，影響注漿時間的因素很多，與注漿泵壓力、流量有關（壓力與時間的乘積并不等于注漿量），還與采取的工藝相關。實際操作時并非時間越長注漿量越大，個別孔由于注漿困難，耗時長，但注漿量小?，F場試驗時，由于記錄了實際注漿量，因此，選擇使用地基處理規(guī)范中的公式計算有效加固半徑：

式中：Q——注漿量（取值按照現場試驗記錄），L；l——注漿長度，此處取1 m；n——孔隙比，根據巖礦測試中心出具的室內試驗報告，該點孔隙率約為1。

開挖后發(fā)現，由于鉆頭直徑為75 mm，鉆桿直徑為51 mm，中間有較大空隙，漿液在空隙中和孔周土體形成硬殼層，其半徑為8～10 cm。有效半徑、最遠擴散距離、硬殼體半徑如圖4 所示。

圖4 冰磧物注漿加固試驗擴散半徑Fig.4 Diffusion radius of grouting tests

本次冰磧物淺表層注漿試驗的有效加固半徑為20～55 cm，其符合期望為27.14 cm、方差9.07362 的正態(tài)分布（見圖5）。

圖5 擴散半徑正態(tài)分布檢驗Fig.5 Distribution of diffusion radius

2.2 加固后土體物理力學性質

將原土樣、加固后土體及開挖出的硬殼層采取一定數量樣本送檢，其力學性質指標如表2 所示，需要指出的是，由于冰磧物原狀土樣難以獲得，而且室內試驗時剔除了粒徑較大的礫石，因此室內試驗難以反映真實的土體力學性質，但可以作為對比。從表2 中可見，加固后土體（TR）與原土體（TY）相比，其粘聚力、內摩擦角、壓縮模量均得到了改善，豎直滲透系數變??；而硬殼層（YK）的抗壓強度達到21 MPa。

表2 注漿加固實驗力學測試結果Table 2 Mechanical test results

2.3 合理注漿壓力及水灰比

單孔注漿量與注漿壓力及水灰比的關系見圖6。由圖6 可見，注漿壓力越大，單孔注漿量越大，但其趨勢線斜率較緩，增長得并不快，且在淺層注漿加固中，不易保持較穩(wěn)定的壓力，因此注漿壓力使用0.5～1.0 MPa 即可。漿液水灰比0.5 時，可灌性較差，滲透性太差，而水灰比2 時，漿液太稀，無法保證加固效果。水灰比2、1 時比較適宜。

圖6 注漿量與水灰比及注漿壓力關系Fig.6 Curve of grouting volume vs water/cement ratio and grouting pressure

2.4 基于土拱效應的數值模擬

基本假定：

（1）有效注漿加固區(qū)為一圓柱體。

（2）加固柱體非剛性。

由于冰磧物裂縫分布的隨機性大大增加了計算難度，為方便計算，假定有效注漿加固區(qū)為一圓柱體；以往討論合理樁間距多假定抗滑樁為剛體，不產生水平位移［13-16］。由于注漿加固體與剛度較大的抗滑樁不同，它與土體一樣會產生位移。

使用巖土計算軟件FLAC3D 建立如下簡化后的冰磧物淺層滑動三維計算模型（見圖7），滑床及滑體均為冰磧物，滑面設置為水平接觸面，模型荷載為均布荷載10 kPa，按照不同的距徑比（s/r）進行模擬。

圖7 花管注漿加固試驗計算模型Fig.7 Sketches for numerical simulation

計算參數見表3。土體、滑床采用彈塑性模型，其中土體彈性模量取壓縮模量的5 倍，滑面采用接觸面模型，注漿孔采用FLAC3D 自帶樁單元建模，其孔徑為有效加固半徑，計算中取r=25 cm，剪切耦合彈簧內聚力為1.3×108Pa，剛度1.0×109Pa，內摩擦角40°；法向耦合彈簧內聚力為1.3×108Pa，剛度1.0×109Pa，內摩擦角40°?？紤]到有效加固區(qū)內存在硬殼層及未拔出的注漿鋼管，其彈性模量綜合考慮后取彈模為5.0×108Pa。

表3 花管注漿加固試驗數值模擬參數Table 3 Numerical simulation parameters

按照距徑比分別為 4、6、8、9、10 進行計算，由于規(guī)律的相似性，限于篇幅，本文重點討論距徑比為8和9 時的應力應變規(guī)律。不同埋深下（離滑面距離z=1.5、1、0.5、0 m）的位移云圖及應力云圖見圖 8 和圖 9（二圖中的 a、b、c、d 為位移云圖，e、f、g、h 為應力云圖）。

圖8 距徑比為8 時的位移云圖、應力云圖Fig.8 Displacement cloud and stress cloud map when the distance to radius ratio is 8

圖9 距徑比為9 時的位移云圖、應力云圖Fig.9 Displacement cloud and stress cloud map when the distance to radius ratio is 9

距徑比為8 時，z=1～1.5 m，位移拱不明顯，加固區(qū)土體位移大于非加固土位移，這是因為由于加固柱體下部受力大于上部受力，在土壓力的作用下產生指向坡外的位移，而由于其剛度遠大于周圍土體，則加固柱體上部也產生指向坡外的位移或者位移趨勢；z=0～1 m 時，位移拱明顯，加固區(qū)土體位移大于加固柱體的位移，柱體前土體被楔緊，形成拱形；注漿有效加固區(qū)的水平位移明顯小于其他部分土體位移，可視為拱支座。其兩排注漿加固體x方向應力也相應呈明顯的拱形分布，說明此時兩排注漿加固體能協調工作，共同發(fā)揮作用；滑面以上2/3范圍內，由于外力的作用，在兩排注漿加固柱體前均形成了有限的位移拱，且能共同發(fā)揮抗滑作用。

距徑比為 9 時，z=0～1.5 m 處，未加固區(qū)土體位移大于加固柱體的位移，但位移云圖不呈拱形分布，且除加固柱體附近外，中間土體與加固區(qū)后土體位移一致，有繞加固柱體運動的跡象；從x方向應力云圖來看，z=0～1 m 時，加固柱體外圍產生應力脫空，說明未加固土體已繞過柱體運動。

綜上，距徑比應不大于8，據現場試驗結果，合適的注漿孔間距約為2 m。

3 結論

（1）隨著災害治理的生態(tài)化需求越來越突出，淺表層崩滑帶注漿加固技術將改善巖土體性質與坡面綠化結合起來，在生態(tài)脆弱區(qū)、景區(qū)災害治理中有較好的前景。且冰磧物由于自身具有較多架空結構，因此注漿加固是一種較好的防治對策。

（2）本文通過現場試驗及數值計算表明，冰磧物淺表層注漿有效加固半徑為20～55 cm，注漿加固后土體粘聚力、內摩擦角、壓縮模量均得到了改善，豎直滲透系數變小，其注漿壓力宜采用0.5～1.0 MPa；水灰比宜選用 1∶0.5、1∶1；注漿孔間距與有效加固半徑的比值不宜大于8。

（3）由于研究區(qū)處于藏區(qū)，交通不便，因此提出3.5 m3空壓機、YT28 型鑿巖機、空心自鉆式錨桿及氣動式注漿機的施工工藝，設備輕便，施工效率較高。

（4）冰磧物的各向不均勻性較為顯著，本文未討論其空間分布的隨機性對其加固力學行為的影響，是后續(xù)研究的重點方向。