吳 悅，趙春風(fēng)，王有寶，費(fèi) 逸

(1.巖土與地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(同濟(jì)大學(xué))，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 地下建筑與工程系，上海 200092)

壓密注漿是指用稠度較大的漿液注入土體，通過(guò)對(duì)周圍土體的擠壓來(lái)加固土體的方式，壓密注漿最早由Graf[1]于1969年首先提出，并對(duì)其工藝進(jìn)行了詳細(xì)的描述，主要應(yīng)用于沉降建筑物的抬升、樁基承載力提高、土石壩的加固和隧洞掘進(jìn)時(shí)地層位移的控制等方面[2].

對(duì)于壓密注漿問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外已有很多學(xué)者從試驗(yàn)、理論和數(shù)值等方面展開(kāi)了較為深入的研究.Brown[3]、Younis等[4]也通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)等研究了壓密注漿的適用性以及漿液對(duì)土體的影響；El-Kelesh等[5]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)樁的壓密注漿加固效果進(jìn)行分析，研究了土體特性、漿液注入順序、置換比等對(duì)壓密注漿效果的影響，發(fā)現(xiàn)漿液注入順序?qū)秹好茏{效果產(chǎn)生很大影響；Seo等[6]通過(guò)一系列試驗(yàn)研究了4種不同花崗巖殘積土壓密注漿效果對(duì)抗拔錨索抗拔承載力的影響，并通過(guò)圓孔擴(kuò)張理論對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比研究，發(fā)現(xiàn)壓密注漿提高抗拔承載力主要通過(guò)孔擴(kuò)張進(jìn)行壓密土體、殘余應(yīng)力作用以及對(duì)土體剪脹角的影響；Nichols等[7]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)得出壓密注漿漿液在土體中形成的漿泡呈現(xiàn)圓柱形和淚珠形兩種并且將漿泡直徑與注漿管的直徑進(jìn)行比值無(wú)量綱化，從而建立了其與漿液上返高度之間的關(guān)系；張忠苗等[8]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了黏土中壓密注漿漿液擴(kuò)散機(jī)理，發(fā)現(xiàn)黏土注漿中存在壓濾效應(yīng)并且貫穿于整個(gè)注漿過(guò)程，壓密注漿形成的漿泡大小隨著漿液水灰比的增大而減??；鄒金峰等[9]基于能量分析法和孔擴(kuò)張理論研究了土體中壓密注漿的極限注漿壓力，發(fā)現(xiàn)球形擴(kuò)孔得出的注漿壓力比柱形擴(kuò)孔的注漿壓力要小得多；張忠苗[10]、鄒健等[11]采用球形和柱形孔擴(kuò)張理論對(duì)黏土中壓密注漿進(jìn)行了分析，引入有效應(yīng)力比并考慮了漿液壓濾效應(yīng)對(duì)壓密注漿的影響，計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)要比未考慮漿液壓濾效應(yīng)更準(zhǔn)確；葉飛等[12]利用球孔擴(kuò)張理論，通過(guò)對(duì)壓密注漿漿液擴(kuò)散擴(kuò)張過(guò)程的力學(xué)分析，建立了盾構(gòu)壁后壓密注漿的力學(xué)模型，分析了漿體擴(kuò)張對(duì)管片襯砌產(chǎn)生壓力效應(yīng)的影響因素主要是注漿壓力、土體彈性模量、黏聚力和內(nèi)摩擦角；曾勝等[13]利用球形擴(kuò)孔過(guò)程中的能量和體變守恒原理推導(dǎo)出壓密注漿極限注漿壓力求解的理論方程組并得出了壓密注漿的極限注漿壓力；Ivanetich等[14]通過(guò)數(shù)值方法研究了漿液特性對(duì)漿泡形成的影響；Wang等[15]通過(guò)有限元數(shù)值分析方法研究了壓密注漿漿體徑向擴(kuò)張和對(duì)地表土體隆起的影響，并通過(guò)與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和理論解析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證了結(jié)果的合理性，發(fā)現(xiàn)壓密注漿效果受控于漿體上方圓錐體重量和土的剪切強(qiáng)度.

現(xiàn)有的研究很少涉及壓密注漿在土體中存在卸荷情況條件下對(duì)土體以及結(jié)構(gòu)物等力學(xué)特性影響研究，而在實(shí)際工程中經(jīng)常會(huì)涉及土體中存在卸荷工況條件下注漿的情況，比如隧道拱頂注漿(襯砌背后注漿)的加固過(guò)程[12]等.為此，采用理論分析的方法，基于球孔擴(kuò)張理論，在假定后注漿為壓密注漿模式下呈球形擴(kuò)散方式的基礎(chǔ)上，通過(guò)土體彈性模量折減值來(lái)考慮不同卸荷程度對(duì)土體壓密注漿效應(yīng)的影響，分析得出不同卸荷程度下壓密注漿極限注漿壓力、漿體擴(kuò)張率、塑性區(qū)擴(kuò)張率、徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布以及徑向位移沿徑向的分布關(guān)系，得出考慮土體卸荷效應(yīng)影響的壓密注漿模型，為實(shí)際工程中壓密注漿實(shí)踐提供一定的理論指導(dǎo).

1 壓密注漿模型

1.1 基本假定

為便于研究，結(jié)合已有有關(guān)壓密注漿的研究[12]，對(duì)黏土中壓密注漿球孔擴(kuò)散做如下假定：

1)忽略漿液在土體交界面處的滲透效應(yīng)，認(rèn)為注漿過(guò)程中僅存在漿液對(duì)土體的壓密效應(yīng)；

2)忽略漿液沿結(jié)構(gòu)物表面的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)，注漿體在土體中呈球形擴(kuò)散，壓密注漿過(guò)程相當(dāng)于在土體中擴(kuò)張一個(gè)半徑為Ru的球形漿體，如圖1所示，p為注漿壓力，R0為球形漿體的初始半徑，Rp為土體塑性區(qū)最大半徑；

3)土體在初始狀態(tài)下為均質(zhì)各向同性體；

4)土體在受到漿體擴(kuò)張擠壓后發(fā)生彈塑性變形，且變形在應(yīng)力施加后立刻發(fā)生；

5)漿液和土顆粒不可壓縮；

6)忽略重力對(duì)土體壓縮的影響.

圖1 壓密注漿模型

1.2 理論推導(dǎo)

根據(jù)球?qū)ΨQ問(wèn)題的平衡微分方程為

(1)

式中σr和σθ分別表示徑向和切向正應(yīng)力.

幾何方程為

(2)

式中：ur為土體的徑向位移，εr和εθ分別表示徑向應(yīng)變和切向應(yīng)變.

物理方程為

(3)

式中υ和E分別表示泊松比和土體彈性模量.

應(yīng)力邊界條件為

σr|r=Ru=p,σr|r→∞=p0.

(4)

式中：p和p0分別表示注漿壓力和初始靜壓力，Ru為漿體半徑.

當(dāng)注漿壓力較小時(shí)，漿體周圍土體全部處于彈性狀態(tài)，根據(jù)彈性理論，聯(lián)立式(1)～(3)并考慮邊界條件式(4)可得彈性區(qū)應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)為

(5)

1.3 彈塑性應(yīng)力分析

隨著注漿壓力的持續(xù)增大，注漿體邊緣土體逐漸進(jìn)入塑性屈服狀態(tài).塑性變形階段采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，其屈服函數(shù)表達(dá)式為

F=(σr-σθ)-(σr+σθ)sinφ-2ccosφ=0.

(6)

式中c和φ分別為土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角.將式(6)簡(jiǎn)化為如下形式：

σr-ασθ=Y.

(7)

其中

(8)

當(dāng)p=py時(shí)，漿體邊緣土體首先出現(xiàn)屈服，根據(jù)屈服準(zhǔn)則式(6)和式(5)得土體進(jìn)入塑性狀態(tài)的臨界壓力為

(9)

隨著注漿壓力p的進(jìn)一步增大，當(dāng)p>py時(shí)，在孔壁周圍土體內(nèi)會(huì)形成一個(gè)半徑為Rp的塑性區(qū)，塑性區(qū)外為彈性區(qū)，彈性區(qū)和塑性區(qū)的交界面為Sc，交界面Sc上的土體徑向正應(yīng)力為py.分別用Rp和py代替式(5)中的Ru和p，可得彈性區(qū)域De={r|r≥Rp,p>py}的應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)為

(10)

聯(lián)立式(1)和(6)得塑性區(qū)(Ru

(11)

式中A為待定常數(shù).

利用塑性區(qū)應(yīng)力邊界條件σr|r=Ru=p，σr|r=Rp=py，可得積分常數(shù)A為

(12)

則塑性區(qū)徑向、環(huán)向應(yīng)力為

(13)

由式(12)可得塑性區(qū)外半徑Rp與當(dāng)前注漿體半徑Ru和注漿壓力p之間的關(guān)系為

(14)

1.4 彈塑性位移分析

將r=Rp代入式(10)可得彈塑性邊界位移為

(15)

在孔內(nèi)壁作用均勻分布?jí)毫(p>p0)時(shí)，孔周圍土體產(chǎn)生的彈塑性體積變化應(yīng)該等于孔的體積變化[17]，假定某一離小孔中心初始距離為r0的點(diǎn)，在進(jìn)入塑性區(qū)后，離小孔中心的距離變?yōu)閞，即

(16)

式中：χ定義為考慮結(jié)構(gòu)物表面曲率變化對(duì)漿液球形擴(kuò)散的影響系數(shù)，χ的取值為(0，1]，當(dāng)土體中不存在結(jié)構(gòu)物表面影響時(shí)，漿液呈完整球形擴(kuò)散，χ取為1，當(dāng)存在結(jié)構(gòu)物表面曲率影響時(shí)，χ取值范圍為(0,1)，χ具體取值對(duì)后續(xù)球孔擴(kuò)張應(yīng)力位移分析無(wú)影響；Δ為塑性區(qū)的體積變形.相關(guān)研究認(rèn)為[16-17]，Δ受剪脹等因素的影響，可以忽略.在彈塑性邊界，有

(17)

(18)

則漿體擴(kuò)張率為

(19)

塑性區(qū)擴(kuò)張率為

(20)

對(duì)于塑性區(qū)位移的求解，設(shè)小孔周圍土體某一離小孔中心初始距離為r0的點(diǎn)，在進(jìn)入塑性區(qū)后，離小孔中心的距離變?yōu)閞，若令該點(diǎn)的位移為ur，則有

ur=r-r0.

(21)

對(duì)上式進(jìn)行變換，有

r0=r-ur.

(22)

如前文所述，若塑性區(qū)的體積變形可忽略，則有

(23)

聯(lián)立式(22)和(23)有

(24)

1.5 極限注漿壓力

聯(lián)立式(14)和(18)可得注漿壓力表達(dá)式為

(25)

對(duì)于初始孔徑R0不為0，擴(kuò)孔后注漿體半徑Ru→∞，則極限注漿壓力為

(26)

1.6 孔周土體彈塑性應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)

根據(jù)上述分析，可得到小孔周圍土體彈塑性狀態(tài)下的應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng)的解析解如下：

(27)

(28)

(29)

2 土體卸荷效應(yīng)影響

在實(shí)際工程注漿過(guò)程中，存在土體卸荷效應(yīng)的影響，如隧道拱頂注漿(襯砌背后注漿)的加固過(guò)程[12]，即會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力釋放.在土體應(yīng)力釋放過(guò)程中，土體彈性模量減小，因此，在考慮隧道拱頂注漿(襯砌背后注漿)加固過(guò)程存在的卸荷效應(yīng)時(shí)，上文推導(dǎo)的理論公式中，彈性模量應(yīng)是土體原始彈性模量的折減值.根據(jù)文獻(xiàn)[18]給出的對(duì)軟黏土初始彈性模量的估算公式：

Ei=C0ηsu.

(30)

式中：su為不排水抗剪強(qiáng)度；C0和η為無(wú)量綱系數(shù)，可根據(jù)土體的超固結(jié)比ROC和塑性指數(shù)Ip查圖2得到.

超固結(jié)比ROC的計(jì)算式為

(31)

式中:Pc為先期固結(jié)壓力，Pul為當(dāng)前壓力.在考慮卸荷效應(yīng)時(shí)，若引入卸荷比[19]

(32)

則式(30)可轉(zhuǎn)化為

(33)

聯(lián)立式(30)～(33)即可得出不同卸荷程度下的土體初始彈性模量折減值.

圖2 估計(jì)初始切線模量方法[18]

3 參數(shù)確定與模型適用性的討論

3.1 參數(shù)確定

從模型的推導(dǎo)過(guò)程可以看出，與壓密注漿漿體擴(kuò)散過(guò)程有關(guān)的參數(shù)有：初始靜壓力p0、注漿壓力p、球形漿體初始半徑R0、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、泊松比ν.漿體初始半徑R0應(yīng)與注漿孔半徑相等，注漿壓力p可通過(guò)注漿泵上的壓力表測(cè)得，土體的特性參數(shù)可通過(guò)試驗(yàn)得到.

3.2 模型適用性

本文模型適用于滲透系數(shù)較小的軟黏土地層中，以及存在卸荷情況下軟黏土中進(jìn)行壓密注漿，不適用于滲透系數(shù)較大的砂性土地層.本文模型未考慮漿液特性對(duì)壓密注漿效果的影響.

4 實(shí)例分析

4.1 不同卸荷程度下球形漿體和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率

按照給定的卸荷比換算出超固結(jié)比ROC帶入式(30)～(33)計(jì)算出折減后土體彈性模量值，并將上述土體參數(shù)代入式(19)和(20)，得出圖3不同卸荷程度下球形漿體和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率隨注漿壓力的變化曲線.可以看出，注漿壓力對(duì)球形漿體擴(kuò)張率和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率的影響明顯.漿體擴(kuò)張率和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率在初始階段均隨注漿壓力的增大而增大，并且增大的速率隨注漿壓力的增大不斷提高.當(dāng)注漿壓力超過(guò)一定值后，漿體和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率趨于無(wú)窮大，此時(shí)注漿壓力值即可做為壓密注漿的極限注漿壓力.不同卸荷工況下的極限注漿壓力如表1所示.

圖3 不同卸荷比下漿體擴(kuò)張率和土體塑性區(qū)擴(kuò)張率與注漿壓力關(guān)系

表1 不同卸荷比下極限注漿壓力

分析表1可知，達(dá)到壓密注漿的極限注漿壓力隨著卸荷程度的增大而減小，且這種減小隨卸荷程度的改變呈非線性，當(dāng)卸荷比小于0.7時(shí)，壓密注漿極限注漿壓力隨卸荷比的減小改變不明顯，當(dāng)卸荷比大于0.7時(shí)，壓密注漿極限注漿壓力明顯減小，并且減小幅度隨著卸荷程度的增大而快速增長(zhǎng).因此，在實(shí)際注漿過(guò)程中，當(dāng)土體中存在卸荷效應(yīng)，要達(dá)到壓密注漿效果所需的注漿壓力時(shí)，需考慮此時(shí)土體卸荷程度的大小進(jìn)而分析采用合適的注漿壓力.

4.2 不同卸荷程度下塑性區(qū)半徑與漿體擴(kuò)散半徑關(guān)系

圖4給出了不同卸荷程度下塑性區(qū)半徑與漿體擴(kuò)散半徑關(guān)系曲線，可以看出，塑性區(qū)半徑隨著漿體擴(kuò)散半徑的增大而增大，增大速率逐漸變大并最后趨于穩(wěn)定，即二者最后呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)關(guān)系.不同卸荷比條件下，塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑的穩(wěn)定增長(zhǎng)速率隨卸荷比的增大而非線性減小，即卸荷程度越大，塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑增長(zhǎng)的速率越低；當(dāng)卸荷比小于0.7時(shí)，土體中卸荷程度的改變對(duì)塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑的增長(zhǎng)速率影響很??；當(dāng)卸荷比大于0.7時(shí)，土體中卸荷程度的改變對(duì)塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑的增長(zhǎng)速率影響較為顯著.

圖4 塑性區(qū)半徑與漿體擴(kuò)散半徑關(guān)系

4.3 不同卸荷程度下徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布關(guān)系

圖5給出了注漿壓力370 kPa不同卸荷程度下注漿體周圍土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向的分布關(guān)系曲線，可以看出，同一注漿壓力下，當(dāng)卸荷比小于0.8時(shí)，不同卸荷程度下注漿體周圍土體的徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布基本一致，當(dāng)卸荷比大于0.8時(shí)，注漿體周圍同一位置處的土體徑向應(yīng)力明顯高于卸荷比小于0.8時(shí)的應(yīng)力.不同卸荷比條件下的環(huán)向應(yīng)力均呈現(xiàn)沿半徑方向先增大后減小的規(guī)律，且當(dāng)卸荷比小于0.8時(shí)，最小環(huán)向應(yīng)力均在同一位置出現(xiàn)，當(dāng)卸荷比大于0.8時(shí)，最小環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)位置距注漿孔距離較卸荷比小于0.8情況下大.不同卸荷比條件下最小環(huán)向應(yīng)力大小基本一致，約為78 kPa.徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力均隨著徑向距離的增大而逐漸趨于穩(wěn)定，即趨向于初始靜壓力100 kPa.

圖5 注漿壓力370 kPa不同卸荷比下土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布

圖6給出了同一注漿量(注漿體半徑0.5 m)不同卸荷程度下注漿體周圍土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向的分布關(guān)系曲線.可以看出，當(dāng)注漿量相同時(shí)，不同卸荷程度下注漿體周圍土體徑向應(yīng)力沿徑向逐漸趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定徑向應(yīng)力為初始靜壓力100 kPa，并且隨著卸荷程度的增大，達(dá)到穩(wěn)定徑向應(yīng)力的徑向距離逐漸減?。煌晃恢锰幍膹较驊?yīng)力隨著卸荷程度的增大而減??；對(duì)于環(huán)向應(yīng)力，同樣呈現(xiàn)沿著徑向先減小后增大最后趨于穩(wěn)定即初始靜壓力值100 kPa；達(dá)到最小環(huán)向應(yīng)力值以及穩(wěn)定環(huán)向應(yīng)力的徑向距離隨著卸荷程度的增大而減小，并且不同卸荷程度下最小環(huán)向應(yīng)力值相等，即最小環(huán)向應(yīng)力值不隨卸荷程度的改變而變化.

根據(jù)環(huán)向應(yīng)力計(jì)算公式(28)可知，最小環(huán)向應(yīng)力出現(xiàn)在r=Rp情況下，即彈塑性界面處.在彈性區(qū)一側(cè)，由于柱孔擴(kuò)孔使環(huán)向應(yīng)力逐漸減小，在彈塑性界面處環(huán)向應(yīng)力達(dá)到最小；對(duì)于塑性區(qū)一側(cè)，所有土體都滿足屈服準(zhǔn)則，環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力呈正比，隨徑向應(yīng)力的變化而變化，因此，也在彈塑性界面處最小[17].此時(shí)最小環(huán)向應(yīng)力為

(34)

從該最小環(huán)向應(yīng)力表達(dá)式可以看出，最小環(huán)向應(yīng)力σθ只與土體初始靜壓力p0和土體進(jìn)入塑性狀態(tài)的臨界壓力py有關(guān)，與卸荷程度大小無(wú)關(guān).因此，最小環(huán)向應(yīng)力值不隨卸荷程度的改變而變化.

圖6 同一注漿量不同卸荷比下土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布

4.4 不同卸荷程度下徑向位移沿徑向分布關(guān)系

圖7給出了注漿壓力370 kPa不同卸荷程度下徑向位移沿徑向的分布關(guān)系曲線，可以看出，同一注漿壓力下注漿體周圍不同卸荷程度下土體徑向位移沿著半徑方向逐漸趨于穩(wěn)定值0；當(dāng)卸荷比小于0.8時(shí)，徑向位移沿半徑方向分布基本一致，當(dāng)卸荷比大于0.8時(shí)，徑向位移沿半徑方向分布明顯區(qū)別于卸荷比小于0.8時(shí)情況，具體表現(xiàn)為：在達(dá)到穩(wěn)定值之前，同一位置處的土體徑向位移，卸荷比大于0.8情況下土體的徑向位移遠(yuǎn)大于卸荷比小于0.8時(shí)的情況；卸荷比小于0.8時(shí)土體徑向位移沿半徑方向達(dá)到穩(wěn)定值的位置基本一致并且小于卸荷比大于0.8時(shí)的徑向距離.

圖8給出了同一注漿量(注漿體半徑0.5 m)不同卸荷程度下徑向位移沿徑向的分布關(guān)系曲線.可以看出，同一注漿量下周圍不同卸荷程度下土體徑向位移沿著半徑方向同樣逐漸趨于穩(wěn)定值0，但達(dá)到穩(wěn)定值的位置要遠(yuǎn)大于相同注漿壓力下的情況；不同卸荷程度下的土體徑向位移沿半徑方向的分布一致，即同一注漿量下的土體徑向位移沿半徑方向的分布不受卸荷程度的影響.

圖7 注漿壓力370 kPa不同卸荷比下土體徑向位移沿徑向分布

圖8 同一注漿量不同卸荷比下土體徑向位移沿徑向分布

由不同卸荷比下對(duì)應(yīng)的土體彈性模量折減值可以看出，當(dāng)土體卸荷比為0.8和0.9時(shí)，對(duì)應(yīng)的土體彈性模量明顯小于其他卸荷比下對(duì)應(yīng)的土體彈性模量，卸荷比0～0.6內(nèi)的土體彈性模量折減值變化不大，而土體彈性模量越小在同一壓力下對(duì)應(yīng)的變形量則相應(yīng)越大.因此，在同一注漿壓力下，卸荷比大于0.8時(shí)對(duì)應(yīng)的土體徑向位移沿半徑方向分布區(qū)別于卸荷比小于0.8時(shí)的情況.而在同一注漿量下，由于最終形成的球形漿體體積一致，不同土體卸荷程度下對(duì)應(yīng)的土體徑向位移沿半徑方向分布區(qū)別不明顯.

4.5 不同注漿量下徑向、環(huán)向應(yīng)力和徑向位移沿徑向分布關(guān)系

為了分析卸荷工況下不同注漿量對(duì)土體內(nèi)部應(yīng)力和位移分布的影響，圖9給出了卸荷比0.5不同注漿量下注漿體周圍土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向的分布關(guān)系曲線，可以看出，當(dāng)卸荷比相同時(shí)，不同注漿量下注漿體周圍土體徑向應(yīng)力沿徑向逐漸趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定徑向應(yīng)力為初始靜壓力100 kPa，并且隨注漿量的增大，達(dá)到穩(wěn)定徑向應(yīng)力的徑向距離逐漸增大；同一位置處的徑向應(yīng)力隨注漿量的增大而增大；對(duì)于環(huán)向應(yīng)力，同樣呈現(xiàn)沿著徑向先減小后增大最后趨于穩(wěn)定值即初始靜壓力值100 kPa；達(dá)到最小環(huán)向應(yīng)力值以及穩(wěn)定環(huán)向應(yīng)力的徑向距離隨注漿量的增大而增大，并且不同注漿量下最小環(huán)向應(yīng)力值亦相等，即最小環(huán)向應(yīng)力值不隨注漿量的改變而變化.

圖9 卸荷比0.5不同注漿量下土體徑向和環(huán)向應(yīng)力沿徑向分布

圖10給出了卸荷比0.5不同注漿量下徑向位移沿徑向的分布關(guān)系曲線，可以看出，同一卸荷比不同注漿量下土體徑向位移沿著半徑方向同樣逐漸趨于穩(wěn)定值0，達(dá)到穩(wěn)定值的徑向距離隨注漿量的增大而增大.

圖10 卸荷比0.5不同注漿量下土體徑向位移沿徑向分布

5 結(jié)論與建議

1)當(dāng)卸荷比小于0.7時(shí)，壓密注漿極限注漿壓力以及土體塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑的增長(zhǎng)速率受卸荷程度改變的影響較小，當(dāng)卸荷比大于0.7時(shí)，壓密注漿極限注漿壓力以及塑性區(qū)半徑隨漿體擴(kuò)散半徑的增長(zhǎng)速率則隨卸荷程度的增大而快速減小.因此在實(shí)際工程注漿中，要實(shí)現(xiàn)壓密注漿效果，必須考慮實(shí)際工況下可能存在的土體卸荷工況以及卸荷程度的大小.

2)同一注漿壓力下，當(dāng)卸荷比小于0.8時(shí)，注漿體周圍土體的徑向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力以及徑向位移沿徑向分布基本一致，當(dāng)卸荷比大于0.8時(shí)，注漿體周圍同一位置處的土體徑向應(yīng)力以及徑向位移明顯高于卸荷比小于0.8時(shí)的情況.

3)同一注漿量下，相同位置處的徑向應(yīng)力、達(dá)到最小環(huán)向應(yīng)力、穩(wěn)定環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力的徑向距離均隨著卸荷程度的增大而減小，但是土體徑向位移分布不受卸荷程度的影響；最小環(huán)向應(yīng)力大小不受卸荷程度的影響但出現(xiàn)位置受其影響.

4)同一卸荷比下，相同位置處的徑向應(yīng)力、達(dá)到最小環(huán)向應(yīng)力、穩(wěn)定環(huán)向應(yīng)力、穩(wěn)定徑向應(yīng)力以及穩(wěn)定徑向位移對(duì)應(yīng)的徑向距離均隨著注漿量的增大而增大，但最小環(huán)向應(yīng)力值不隨注漿量的改變而變化.