土石分层介质地层是一种由土体介质、岩石体介质及分层界面组成的具有不良工程地质性的二元结构地层[1].土石分层介质是隧道及地下工程施工过程中普遍遇到的地层情况, 如：厦门翔安隧道、青岛胶州湾隧道等多个大型海底隧道工程均穿越残积土和破碎软岩组成的土石分层介质[2]；济南地铁区间隧道穿越黏土和风化灰岩组成的土石分层介质[3]；汶川龙溪隧道[4]、江西永莲隧道[5]均穿越断层带中软弱土体和破碎岩体组成的土石分层介质；淮南煤田潘谢矿区[6]分布有深埋土和煤系软岩组成的土石分层介质.
大量工程实践[7]表明：当隧道及地下工程穿越土石分层介质时, 由于分层界面两侧介质的物理力学性质不匹配, 在施工扰动及地下水作用下, 土体和岩石体的受力变形极易发生跳跃突变, 进而造成塌方失稳、突水突泥等重大地质灾害.如, 土家湾隧道[8]穿越致密黄土和软泥岩组成的土石分层介质时发生大规模塌方；均昌隧道穿越硬塑砂质黏性土和风化花岗岩组成的土石分层介质时发生重大突水突泥灾害.
注浆法[9-10]作为加固软弱地层、治理塌方及突水突泥的有效手段, 在隧道及地下工程防灾减灾领域已取得到了广泛应用.不少学者亦通过模型试验的方法在劈裂注浆[11-12]、压密注浆[13]、渗透注浆[14]及裂隙注浆[15]等方面开展了大量研究, 但上述研究均是以单一被注介质为研究对象, 未涉及分层介质.目前, 工程科学领域在分层介质方面的研究多集中在桩端刺入及桩基设计[16-17]、围岩及边坡稳定性[18-19]和地基沉降[20-22]等方面, 鲜见在注浆方面的研究.由于土石分层介质涉及不连续弱面及物理力学性质差异明显的2种被注介质, 浆液在土石分层介质中的扩散过程必然涉及不同的浆液穿层路径和介质被注时序, 所以现有以单一介质为研究对象的试验规律不符合土石分层介质中实际注浆扩散过程.
此外, 在涉及土石分层介质的注浆工程实践[23-25]中, 现有治理思路均是以单一介质注浆理论为依据, 按照不同介质区域采用不同注浆加固方式进行工程设计.但上述过程仅考虑了土石分层介质的层内一致性, 忽略了介质层间突变性对浆液扩散模式和加固效果的影响, 结果往往造成治理效果不佳, 易引发二次突涌水灾害, 影响工程的安全稳定, 一般需要大范围的整体帷幕注浆或者局部反复补强注浆, 对工程的工期及造价亦产生不利影响.因此, 开展土石分层介质中注浆扩散规律的研究, 揭示介质层间突变性对浆液穿层扩散和加固模式的影响机制, 对有效指导土石分层介质注浆工程及其必要.
本文依托江西省吉莲高速永莲隧道断层破碎带内土石分层介质注浆治理工程, 利用自主研制的分层介质注浆试验装置, 以断层角砾岩体和断层泥介质模拟土石分层介质, 考虑介质不同的被注时序和浆液不同的穿层路径, 开展了分层介质注浆试验研究.获得了浆液在土石分层介质中的扩散模式及加固效果, 讨论了现有注浆理论对分层介质中各扩散模式的适用性, 并从工程应用角度提出了土石分层介质注浆控制方法.研究成果初步探索了土石分层介质中的浆液扩散机制, 为类似分层介质条件下的灾害治理工程提供了一定借鉴意义.
1 土石分层介质注浆扩散试验 1.1 工程背景江西省吉莲高速永莲隧道为分离式双线隧道, 隧址区内地层岩性复杂, 主要以泥盆系砂岩、页岩及石炭系灰岩为主；地下水丰富, 水力联系密切, 主要以砂岩裂隙水为主；地质构造发育, 发育富水断裂带F2, 其走向SSE, 倾角约84°, 延伸长度约750 m, 与隧道45°相交.F2断层带内互层分布断层角砾岩和断层泥, 为典型的土石分层介质.断层角砾岩主要以全风化角砾石、碎粒砂岩及糜棱岩为主, 松散破碎；断层泥主要以黏土为主, 呈硬塑~软塑状, 软弱松散, 地层信息及其物理力学特性分别如图 1、表 1所示, 图中θ为涌水量.表 1中ρ为密度, w为含水率, E为弹性模量, σt为抗拉强度.
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图 1 地层岩性分布及钻孔取芯岩样 Fig. 1 Stratum lithology and rock samples of drill core |
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表 1 地层物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of stratum |
受F2断层带影响, 在隧道开挖过程中, 左、右洞先后共发生15次大规模突水突泥灾害, 总突泥量达350 000 m3, 多次突水突泥后F2断层上方山顶形成了直径约62、42 m, 深度约30 m的地表塌陷坑, 如图 2所示.灾害发生后, 课题组对隧道左洞先行开展灾后注浆治理, 由于未考虑土石分层介质对浆液扩散的影响, 注浆后开挖过程中发现：开挖断层泥区域(ZK91+308~319)时, 围岩完整、稳定, 并且揭露大量浆脉；但开挖至土石分层交界附近(ZK91+320.5)时, 掌子面右侧核心土上方及右侧拱顶位置, 多处出现渗、流水现象, 且涌水量呈逐渐增大趋势, 初始涌水量约6 m3/h, 峰值达33 m3/h, 水质浑浊.表明土石分层介质, 尤其是分层界面附近的注浆治理效果不理想.
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图 2 山顶地表塌陷坑 Fig. 2 Surface collapse pit of mountaintop |
针对隧道断层破碎带内土石分层介质交界面附近注浆加固效果不佳的情况, 为探索灾后土石分层介质注浆扩散和加固规律, 设计了该套由试验台架系统、注浆系统和信息采集监测系统组成的分层介质注浆试验装置.
1.2.1 试验台架系统模型试验台架由三层正方形腔体单元叠加构成, 如图 3所示, 腔体层与层之间利用焊接翼板通过高强螺栓连接, 模型四周侧壁底部中央留有溢浆孔.模型台架内部空腔整体尺为(60×60×60)cm.整个模型台架具有高强性、高密封性以及易拆组性.
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图 3 分层介质注桨试验装置 Fig. 3 Layered medium grouting model test device |
注浆系统主要包括注浆泵和注浆材料.注浆泵采用ZBSS0.1/10手动注浆泵, 最大注浆压力10 MPa, 排量0.1 L/行程, 活塞行程50 mm, 通过调整缸体活塞伸缩频率可实现注浆速率可控.注浆材料采用水泥-水玻璃(C-S)双液浆.水泥为P.O.32.5普通硅酸盐水泥, 水泥浆水灰比为m(W):m(C)=1:1；水玻璃采用普通水玻璃溶液, 模数3.2, 浓度31°Be；双液浆体积比为V(C):V(S)=1:1.浆液在24°室温条件下测得基本参数如表 2所示, 其中ρs为浆液密度, t为凝胶时间, σt-3为结石体3天抗压强度, r为结石率, μ(t)为浆液黏度时变函数.
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表 2 浆液基本性能参数 Table 2 Basic performance parameter slurry |
通过设置在注浆管路上的耐震压力表来实时监测注浆压力, 并通过高清摄像机拍摄记录.结合相关类似试验及前期试验结果[26], 本试验选用布莱迪仪器仪表公司生产的YN60型0~0.4 MPa压力表.
1.3 试验原理和方案土石分层介质作为典型的二元结构, 具有层内一致性和层间突变性.浆液在土石分层介质中的扩散过程包括：单一介质中的层内扩散和由一种介质经界面扩散至另一种介质的穿层扩散, 而穿层扩散涉及土体和岩石体2种介质不同的被注时序和浆液不同的扩散路径.因此, 通过固定注浆孔位置和改变介质充填方式来模拟土石分层介质在浆液扩散路径上的不同被注时序, 从而研究浆液不同穿层路径情况下的扩散和加固规律.
在多次突水突泥灾害扰动作用下, 突泥涌出量和地表塌陷量较大, 地应力急剧释放, 灾后F2断层内的断层角砾和断层泥所受的侧向地应力和垂向地应力均较低, 介质呈分层堆积状态, 分层界面处胶结强度较低.因此, 试验采用“逐层填料, 分层堆积, 压平夯实”的填料方法, 从而既能保证分层介质的分层堆积状态又能消除堆积过程中造成的界面弱面, 实现了灾后扰动条件下土石分层介质赋存状态的模拟.
根据上述试验原理, 设计A、B、C这3种试验工况.试验A：注浆孔位于断层角砾岩中, 浆液从角砾介质经分层界面扩散至断层泥介质；试验B：注浆孔位于断层泥中, 浆液从断层泥介质经分层界面扩散至角砾介质；试验C：注浆孔位于土石分层交界面附件, 浆液同时接触断层泥介质和角砾介质.各试验工况分层介质的充填情况如图 4所示.
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图 4 各试验工况分层介质充填 Fig. 4 Layered medium filling of all tests |
试验采用单孔端头注浆方式, 采取“定量、控速、测压”的试验方法：以注浆量(50 kg)为试验结束控制标准；通过控制注浆泵的压动频率(每分钟约10行程)实现恒定速率(1 L /min)注浆；通过信息监测和采集系统实时采集注浆压力等试验数据.
1.4 土石分层介质条件断层泥利用永莲隧道突泥体模拟, 断层角砾岩利用天然河沙、砾石等按照一定的级配关系制成的角砾混合物来模拟.通过土力学试验, 测得3组试验中充填介质的基本物理力学参数如表 3所示, 其中e为孔隙比, k为渗透系数.
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表 3 土石分层介质主要性质 Table 3 Main properties of rock and soil layered medium |
1) 填充介质.由下自上每层填料厚度为10 cm, 每层填料时先用分隔板定位分隔空间, 按试验设计工况填入断层泥和断层角砾, 抽出分隔板让介质自然堆积成分层介质, 压平夯实该层分层介质后再次放入分隔板进行下一层分层介质的填充, 逐层进行.
2) 密封顶盖.采用纵剖面5 mm×15 mm的硅胶条密封顶盖, 胶条相接处剪45°角保证密封性.
3) 连接管路.注浆泵的吸浆管端部连接网格龙头, 防止吸浆液过程中颗粒较大杂质堵塞注浆泵.
4) 注浆试验.试验开始时, 手压注浆泵至顶盖泄压阀流出双液浆后, 关闭泄压阀, 打开注浆阀, 开始注浆, 待注浆量达到设计要求时停止注浆.
5) 开挖取样.注浆结束24 h后, 对被注分层介质自上而下进行开挖取样.
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图 5 分层介质注浆试验步骤 Fig. 5 Layerer medium grouting test procedure |
开挖被注土石分层介质, 发现浆液主要以浆脉及注浆加固体的形式留存分布, 通过分析其分布特征来研究浆液在分层介质中的扩散规律.
2.1.1 试验A断层角砾为先序被注介质.浆液由角砾介质穿层扩散至断层泥介质中.开挖揭露的整体浆脉特征及界面附近局部注浆加固体特征如图 6所示.先序被注介质断层角砾区域形成完整、坚硬的注浆加固体；土石分层界面处留存明显的界面浆脉, 黏结界面两侧介质；断层泥区域基本未见明显浆脉, 松散软弱易开挖.
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图 6 试验A开挖特征 Fig. 6 Excavation disclosure of test A |
分析图 6：孔隙率、渗透率较大的断层角砾作为先序被注介质, 浆液在角砾介质区域内发生充分的渗透、充填扩散, 将原本松散破碎的角砾介质胶结为完整加固体.当浆液在分界面附近发生穿层扩散时, 根据注浆扩散的“弱链”特征, 浆液将沿界面优势扩散, 最终形成界面浆脉, 并通过黏结及压密作用加固界面附近的部分断层泥.在试验设计注浆量内, 浆液基本未对断层泥区域产生扩散和加固效应, 故断层泥区域未见明显浆液扩散留存痕迹.
2.1.2 试验B断层泥为先序被注介质.浆液由断层泥介质穿层扩散至角砾介质中.开挖揭露的整体浆脉特征及界面附近局部注浆加固体特征如图 7所示.先序被注介质断层泥区域形成一条明显的主贯穿浆脉, ；土石分层界面被贯穿浆脉及微细浆脉串接；两侧角砾介质区域在沿贯穿浆脉方向上被有效胶结, 形成对角加固体.浆液扩散路径沿贯穿浆脉方向, 贯穿浆脉沿线上的加固体完整坚硬, 而远离贯穿浆脉的分层介质均未见明显浆脉, 且松散软弱.
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图 7 试验B开挖特征 Fig. 7 Excavation disclosure of test B |
分析图 7：先序被注介质为致密断层泥介质, 浆液在断层泥区域内发生典型的劈裂扩散, 形成一条贯穿整个断层泥区域的主劈裂浆脉, 为整个区域提供骨架连接作用.当浆液在贯穿劈裂通道内扩散至分层交界面时, 由于角砾介质的孔隙率及渗透率较大, 浆液连通角砾介质后迅速发生渗透充填扩散, 并通过主贯穿浆脉和次生微细浆脉在界面处将断层泥和断层角砾连接加固为一个整体.断层泥介质中只有一条劈裂浆脉而无后续劈裂浆脉, 显然不同于浆液在单一断层泥介质中的扩散模式[27-28].
2.1.3 试验C浆液在土石分层界面附近穿层扩散.开挖揭露的整体浆脉特征及界面附近局部注浆加固体特征如图 8所示.断层泥区域存在多条粗大的并行劈裂浆脉；分层界面处留存界面浆脉和从界面开始的微细劈裂浆脉；近界面处的角砾介质被浆液充填胶结为完整结石体；分层界面附近两侧介质均被有效加强且完整性较高.
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图 8 试验C开挖特征 Fig. 8 Excavation disclosure of test C |
分析图 8：注浆孔位于土石分层界面附近, 浆液直接穿层扩散.该过程中浆液先在断层角砾和分层界面处优势扩散, 由于试验采用水泥-水玻璃双液注浆, 浆液凝胶时间短, 此外受分层介质层间突变性的影响, 浆液逐渐开始通过界面浆脉侧向压缩断层泥介质.随着注浆压力升高并达到某一阈值, 断层泥前期被浆液浸透的空隙和孔隙等微观弱面将发生扩展和贯通, 最终浆液经分层界面劈裂断层泥介质, 并形成连接界面的多条并行主劈裂浆脉, 及伴生微细劈裂浆脉, 但远离并行劈裂浆脉的断层泥介质松散软弱易开挖.
对比工况A和C, 虽然均产生界面浆脉, 但二者的加固效应显然不同.前者浆液只有在角砾介质中发生充分完全的渗透扩散后才能到达界面附近, 而后者浆液可直接在界面附近发生扩散, 在相同注浆量条件下, 工况A的界面浆脉基本只能产生黏结效应, 而工况C则可产生劈裂效应.
对比工况B和C, 虽然均在断层泥介质中产生劈裂浆脉, 但二者的浆脉形式显然不同.前者是浆液通过球状浆泡压缩断层泥介质后发生主劈裂, 而后者是通过条状界面浆脉沿分层界面侧向压缩断层泥进而劈裂土体.
2.2 注浆压力变化规律分析通过数据监测采集装置, 可获得试验过程中的注浆压力.分析压力数据, 选取手动注浆泵注浆过程中每行程最大压力值作为特征值, 绘制注浆压力变化特征曲线(p-t1曲线)如图 9所示, 图中p为注浆压力，t1为注浆时间.
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图 9 注浆压力变化特征曲线 Fig. 9 Grouting pressure curves of test |
对于试验A, 注浆压力整体呈缓慢上升趋势, 但注浆压力值相对较低, 最大注浆压力仅为0.08 MPa.整个过程基本符合渗透扩散的注浆压力变化特征.表明在试验过程中, 浆液主要在角砾介质中发生渗透扩散, 几乎未发生在断层泥介质区域的劈裂扩散行为.这也与图 6揭露的浆脉分布规律一致.
对于试验B, 注浆压力先迅速持续上升, 达到峰值(0.13 MPa)后又持续急剧下降, 后半试验段在较低压力值(0.01 ~0.03 MPa)范围内波动.注浆压力在经历持续上升后发生突降, 再结合被注介质条件可以分析得知, 浆液在断层泥介质区域中发生典型劈裂扩散, 图 7中的贯穿浆脉与该过程相对应.当贯穿浆脉延伸到达分层交界面时, 浆液迅速连通孔隙率及渗透率更大的角砾介质, 从而导致浆液在试验过程中不在断层泥介质中发生后续劈裂扩散, 而是主要经分层界面在角砾介质中发生渗透扩散, 故后期注浆压力迅速下降并维持在较低范围.
对于试验C, 在注浆开始阶段, 注浆压力变化不大, 呈缓慢增长趋势, 但起始注浆压力高于试验A低于试验B；从68 s附近开始, 注浆压力急剧增长, 158 s时达到第1个峰值(0.2 MPa), 整个压力激增过程相较试验B中的压力激增过程明显持续时间长、增长幅度大；随后注浆压力开始下降并重复出现多次上升下降过程.对上述压力变化特征分析如下：1)试验初期浆液以在角砾介质和分层界面中的渗透扩散为主, 故前68 s内基本不起压；但该过程同时伴随浆液对断层泥介质的压缩挤密, 所以初始注浆压力高于渗透扩散为主的试验A, 低于劈裂扩散为主的试验B；2)随后, 注浆压力急剧增长, 表明该阶段浆液以对断层泥介质的压缩挤密作用为主, 当注浆压力达到启劈压力时, 浆液沿界面劈开断层泥介质并发生后续压密、劈裂过程；3)本试验压力激增阶段持续时间长达90 s, 而试验B相应阶段仅为52 s, 结合试验开挖特征图 8可以认为该阶段是在为多条并行劈裂浆脉的出现积聚应变能.
通过对整个试验过程的p-t1曲线特征分析, 验证了2.1部分对浆脉分布特征的分析结论.
2.3 渗透系数变化规律分析分层介质注浆加固后成为“土-石-浆”混合体, 无明显“浆-土”或“浆-岩”界面, 开展直剪或固结试验测定加固体抗剪强度或孔隙比、压缩系数等力学参数实际意义不大.钱自卫等[29]相关研究认为渗透系数与孔隙充填率即注浆加固效果呈显著负相关关系.因此本文通过研究界面不同位置处分层介质注浆加固体的渗透特征来定性分析其加固效果.
2.3.1 取样方法为研究浆液在土石分层介质中穿层扩散时的加固规律, 因此沿注浆加固后的土石分层界面取分层介质加固体试样.为弱化试验装置的边界条件对试样性能的影响, 试样的采集位置分布在注浆孔附近且距试验装置边界15 cm之外.注浆孔空间坐标(30, 30, 30), 试样采集点位置及部分试样如图 10所示.
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图 10 试样信息 Fig. 10 Information of test sample |
利用TST-55型变水头渗透仪对分层介质加固体试样开展渗透性测试, 结果如表 4所示.
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表 4 分层介质加固体渗透系数 Table 4 Permeability coefficient of layered medium |
对比工况A和工况C试验结果：二者均通过条状界面浆脉对两侧介质产生加固作用, 界面沿线上分层介质的加固效果差异性较小, 但工况A中加固体的渗透系数均明显大于工况C.因为工况A是通过界面浆脉黏结加固断层泥介质, 而工况C则是通过界面浆脉劈裂断层泥介质产生并行架构加固效应, 因此二者加固效果差异较大.
对比工况B和工况C试验结果：二者均发生渗透和劈裂联合扩散, 尤其在断层泥介质中发生显著的劈裂加固效应.因此工况B中靠近贯穿浆脉的试样B-4、B-3与工况C中试样的渗透系数相差不大, 表明因劈裂产生的贯穿浆脉和并行架构浆脉均可产生较好的加固效果.但工况B中贯穿浆脉的加固效果呈现出显著的空间差异性, 远离贯穿浆脉的试样渗透系数偏大, 即分层界面处存在加固薄弱区.
联合对比A、B、C这3种工况, 界面浆脉可有效提升界面沿线附近的加固整体性, 减少加固盲区；而在界面附近的断层泥中产生的劈裂浆脉则可显著提高分层介质界面处的加固效果.
综合2.1~2.3部分的现象规律及分析结论可以发现, 相同的设计注浆量内, 土石分层介质不同的被注时序对应浆液不同的穿层扩散路径, 产生“渗透-界面扩散、劈裂-渗透扩散和渗透-界面-劈裂扩散”三类分层介质浆液扩散模式, 分别主要通过界面浆脉黏结、贯穿浆脉连接和并行浆脉架构对界面附近分层介质产生不同的加固效果.
3 理论分析结合第2部分的试验现象和分析结论发现：浆液在土石分层介质中发生层内均一扩散和层间穿层扩散时, 不论何种扩散模式, 均涉及角砾介质中渗透扩散、断层泥介质中劈裂扩散和分层界面中界面扩散.但目前的注浆压力理论均是基于单一被注介质, 下面分别讨论现有注浆压力理论对土石分层介质中浆液扩散问题的适用性.
3.1 渗透-界面扩散模式对于工况A, 浆液先在单一角砾介质中发生充分的渗透扩散.由于角砾介质孔隙率和渗透率较大, 其与断层泥介质的界面接触带仍属于较大空隙的多孔介质, 可注性较好, 所以即使当浆液扩散至分层界面沿界面扩散时, 仍主要发生渗透扩散, 在较低的压力梯度下即可完成整个渗透-界面扩散过程, 所以整个扩散过程符合现有渗透注浆理论, 应用单一多孔介质的启动压力梯度模型[14]求解即可.
3.2 劈裂-渗透扩散模式对于工况B, 浆液先在单一断层泥介质中发生劈裂扩散, 由于孔隙率大的角砾介质在整个分层介质属于“优势被注介质”, 所以浆液在贯穿浆脉劈裂通道连通分层界面时, 迅速进入角砾介质中发生后续渗透扩散, 这也是断层泥介质中无其余主浆脉和分层界面处无界面浆脉的原因.整个过程的启动注浆压力即为浆液在单一断层泥介质中的启劈压力, 应用单一土体劈裂注浆扩孔理论模型[11]求解即可.
3.3 渗透-界面-劈裂扩散模式对于工况C, 浆液向角砾介质中发生渗透扩散, 同时顺界面扩散形成界面浆脉, 并侧向压缩断层泥介质直至其劈裂.显然, 该过程中浆液不再是以球形浆泡的形式来压密断层泥介质, 形成的劈裂浆脉亦不是围绕注浆孔为中心, 而是以沿界面的条状浆体对介质进行压密, 最终形成自界面开始的多条并行劈裂浆脉, 即相当于条形荷载作用于半无限体从而产生劈裂效应.该过程与单一土体介质启劈前中的劈裂扩散过程显著不同.因此现有以注浆孔为中心的扩孔理论模型已不适用于求解该过程中断层泥劈裂问题.
为解决该问题, 本文将断层泥介质作为非连续介质考虑, 其存在孔隙、空隙及微裂隙等天然微观结构面[30], 断裂力学理论将其视为微观裂纹缺陷.浆液在注浆压力作用下浸透到断层泥介质微观裂纹中, 随着注浆压力升高, 微裂纹尖端附近将产生较大的应力集中, 当注浆压力达到临界压力时, 这些微裂纹将发生扩展和贯通, 宏观上即表现为断层泥介质被劈裂并形成连接交界面的劈裂浆脉.
基于断层泥介质内部断裂机制, 以平面开裂裂纹为研究对象建立力学模型, 受力示意图如图 11所示.开裂纹内部受注浆压力p的作用, σ1和σ3分别为最大和最小主应力, σt为断层泥介质抗拉强度.浆液为不可压缩、匀质、各向同性的Bingham流体, 注浆过程中流型保持不变, 且不考虑浆液的重力影响.
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图 11 断层泥劈裂过程分析模型图 Fig. 11 Analysis model of fault mud splitting Griffith |
Griffith断裂理论适用于低围压条件下含水率较低的非饱和黏土强度问题[30], 因此在该问题中, 求得裂纹尖端断裂点的应力状态为
| $ \sigma '=\frac{{{\sigma }_{1}}+{{\sigma }_{3}}}{2}+2{{\sigma }_{t}}, $ | (1) |
| $ {{\left( \tau ' \right)}^{2}}={{(\frac{{{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}}}{2})}^{2}}-4{{({{\sigma }_{t}})}^{2}}; $ | (2) |
式中:σ′、τ′分别为注浆前断裂点的正应力和切应力.
考虑浆液浸透裂纹, 注浆压力作用于裂纹内部, 式(1)和(2)变为
| $ \sigma =\frac{{{\sigma }_{1}}+{{\sigma }_{3}}}{2}+2{{\sigma }_{t}}-p, $ | (3) |
| $ {{\left( \tau \right)}^{2}}={{(\frac{{{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}}}{2})}^{2}}-4{{({{\sigma }_{t}})}^{2}}; $ | (4) |
式中:σ、τ分别为注浆时断裂点的正应力和切应力.
将式(3)和(4)代入Griffith强度曲线方程：
| $ {{\tau }^{2}}=4{{({{\sigma }_{t}})}^{2}}-4{{\sigma }_{t}}\cdot \sigma . $ | (5) |
可得裂纹扩展即断层泥介质劈裂的启劈注浆压力为
| $ {{p}_{1}}=\frac{({{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}})+8({{\sigma }_{1}}+{{\sigma }_{3}})\cdot {{\sigma }_{t}}}{16{{\sigma }_{t}}}. $ | (6) |
上式提出了利用地层应力及介质抗拉强度作为启劈压力的计算参数, 为验证上述公式对本问题的适用性, 下面与传统扩孔模型求解公式对比验算.
文献[11]基于弹塑性理论推导了土体启劈注浆压力的理论公式为
| $ \Delta {{\mu }_{\text{zhu}}}={{c}_{\text{u}}}\left[ 2\text{ln}\left( \frac{{{r}_{\text{p}}}}{{{a}_{\text{u}}}} \right)+(1.73{{A}_{\text{f}}}-0.58) \right], $ | (7) |
| $ {{p}_{\text{zhu1}}}=\frac{(\Delta {{\mu }_{\text{zhu}}}-{{\sigma }_{\text{t}}})(1+\text{sin}~\varphi )+2c\text{cos }\!\!~\!\!\text{ }\varphi }{1-\text{sin}~\varphi }+{{p}_{0}}. $ | (8) |
式中：Δμzhu为圆孔扩张时产生的初始孔隙水压力, cu为介质不排水强度, rp为塑性区半径，au为扩孔后圆孔半径，Af为孔隙压力系数；φ为内摩擦角，c为黏聚力，p0为介质中的初始应力.
李鹏等[27]利用式(7)、(8)验证了本文前期试验结论的正确性.基此, 本文选用式(7)、(8)作为理论验算对比项.在本次试验中, 注浆孔深30 cm, 断层泥介质基本计算参数如表 5所示，其中，γ为断层泥重度.
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表 5 断层泥基本计算参数 Table 5 Basic parameters of fault mud |
将表 5中计算参数分别代入式(7)、(8)和(6), 可得：传统扩孔模型求得的启劈注浆压力pzhu1=110.5 kPa, 本文提出的计算方法求得的启劈注浆压力p1=176 kPa.由图 9得：在试验C中, 浆液经界面通道扩散劈裂断层泥介质的实际注浆压力为p=200 kPa.
比较p1、pzhu1和p, 发现：本文计算方法求解结果误差明显低于传统劈裂理论, 因此基于非连续介质的断裂力学理论并考虑介质抗拉强度提出的注浆启劈压力计算方法更适用于渗透-界面-劈裂式扩散条件下的求解, 相关土石分层介质注浆工程中应以式(6)作为注浆压力设计理论依据.
4 注浆控制方法研究及工程应用第2、3部分分别从试验和理论角度研究、揭示了土石分层介质中的浆液扩散机制, 但在实际注浆工程中, 受限于分层介质实际分布情况和注浆工艺、钻机设备等问题, 实际注浆钻孔往往不能按照试验和理论分析结果布置在最理想的预设位置.因此, 需要对土石分层介质中不同的扩散模式开展不同注浆控制方法的应用研究.
4.1 注浆控制方法研究 4.1.1 注浆材料动态调节当注浆孔只能布设在角砾岩体中时, 浆液扩散模式为渗透-界面式(如试验A), 浆液易在角砾介质这种多孔介质中过度扩散.因此, 注浆前期应提高浆液黏度, 减少其凝胶时间以便迅速在角砾介质区域形成先序凝胶体, 阻断后续浆液在角砾介质中的扩散路径；随着注浆压力升高, 应适当降低浆液浓度并提高注浆速率来增加浆液沿分层界面对断层泥介质的劈裂动力, 保证浆液具有足够的动能实现穿层扩散从而完成对断层泥的加固.
4.1.2 同孔多序梯度注浆当注浆孔只能布设在断层泥介质中时, 浆液扩散模式为劈裂-渗透式(如试验B), 远离贯穿浆脉处分层介质的加固效果难以保障.因此工程中应采用同孔多序注浆, 即一次注浆完成后间隔一定时间再梯度增压注浆.前期形成的贯穿浆脉可有效提高浆脉周边的介质强度, 后序注浆则劈裂远离前序贯穿浆脉的断层泥介质, 最终形成交叉贯穿浆脉, 从而减少了该种扩散模式下界面加固的不均匀性, 保证了土石分层介质的整体加固效果.
4.1.3 分层界面控域注浆当注浆孔布设在土石分层界面附近时, 浆液扩散模式为渗透-界面-劈裂式(如试验C), 加固效果较好, 工程中应尽量将注浆孔布设在分层界面附近.但当断层泥和断层角砾岩体间的分层间隔空隙较大或密实度较差时, 为防止浆液沿分层界面发生过度充填扩散, 应利用隔压膨胀膜袋限制浆液的空间扩散范围, 对分层界面实现分区定域控制注浆以保证加固效果.
4.2 工程应用针对前期左洞注浆治理效果不佳的情况, 利用本文研究的扩散规律及注浆控制方法, 对隧道右洞展开针对性治理.
4.2.1 钻孔参数为使浆液基本在土石分层界面附近扩散, 结合前期物探和地质钻孔探查结果, 设计钻孔纵向加固长度为30 m, 径向加固长度为开挖面和隧道轮廓线外8 m, 开孔间距0.5~0.9 m, 终孔间距3~3.5 m.采用分层界面控域注浆和前进式分段注浆工艺保证浆液的合理扩散和有效加固.
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图 12 现场钻孔布置图 Fig. 12 Layout drawing of site grouting holes |
根据土石分层介质的地质特征, 本工程注浆材料以水泥-水玻璃双液浆和自主研发的新型速凝浆材(GT-1)为主.水泥浆使用32.5R普通硅酸盐水泥, 水灰比0.8~1；水玻璃浓度为32~42°Be, 模数为2.3~3.0；GT-1初凝时间为45 s~30 min.C-S和C-GT双液浆体积比均控制在1:1~3:1.
4.2.3 注浆参数根据工程类比, 设计注浆加固半径2~3 m；为使浆液有效扩散, 经公式(6)计算后, 结合注浆材料特性, 确定现场注浆压力为3~5 MPa, 注浆速率为15~90 L/min.
4.2.4 注浆结束标准为防止浆液在分层界面处过度扩散, 注浆结束标准采取量压双控, 当注浆压力达到设计终压时, 可结束该孔注浆；若单孔注浆量达到6 t仍未起压, 则结束该孔注浆.
4.2.5 注浆加固效果分析通过上述治理方案最终一次性快速成功治理右洞, 未发送二次突涌水灾害.开挖过程中围岩完整稳定无坍塌, 达到了灾后土石分层介质的有效治理.现场开挖揭露的浆脉特征及界面附近土石分层介质注浆加固体如图 13所示.
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图 13 工程现场浆脉和注浆加固体 Fig. 13 Grouting veins and bodies of construction site |
(1) 浆液在土石分层介质中扩散时, 分层界面两侧介质不同的被注时序对应浆液不同的穿层扩散路径, 分层介质的层间突变性导致不同的穿层扩散路径响应不同的扩散模式和加固效果.
(2) 浆液在土石分层介质中的扩散模式有3种：渗透-界面式、劈裂-渗透式和渗透-界面-劈裂式.分别主要通过界面浆脉黏结、贯穿浆脉连接和并行浆脉架构对分层介质产生不同的加固效果.
(3) 基于单一介质的渗透和劈裂注浆理论适用于土石分层介质中渗透-界面式扩散和劈裂-渗透式扩散.而考虑介质抗拉强度, 从介质内部断裂机制提出的启劈压力求解方法比传统扩孔理论更适用渗透-界面-劈裂式扩散.
(4) 基于不同的扩散模式产生的不同加固效果, 提出了注浆材料动态调节、同孔多序梯度注浆和分层界面控域注浆3种针对土石分层介质注浆工程的注浆控制方法, 并成功应用于隧道右洞分层介质注浆治理工程中, 对相关类似分层介质条件下的灾害治理工程具有一定借鉴意义.
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