破碎圍巖注漿加固體開挖穩(wěn)定性及水壓超載試驗研究

張偉杰，李術才，魏久傳，張慶松，張霄，李鵬

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破碎圍巖注漿加固體開挖穩(wěn)定性及水壓超載試驗研究

張偉杰1，李術才2，魏久傳1，張慶松2，張霄2，李鵬2

(1. 山東科技大學地球科學與工程學院，山東青島。266590；2. 山東大學巖土與工程結構研究中心，山東濟南。250061)

利用三維注漿模型試驗系統(tǒng)，開展帷幕注漿加固體開挖穩(wěn)定性試驗，研究位移、總壓力及孔隙水壓力時空演化規(guī)律。研究結果表明：加固體內部位移、土壓力及孔隙水壓力隨開挖步序推進，經(jīng)歷緩慢增長—急劇增加—逐漸穩(wěn)定3個階段；開挖對注漿加固體影響范圍約3倍洞徑，且拱頂位置擾動最大。6級水壓超載試驗過程中，隧洞拱頂持續(xù)沉降，注漿加固體漸進破壞；超載水頭壓力與初始水頭比值0＜3時，涌水速率w呈線性增大；0≥3后，w非線性急劇增長；涌出物(水、泥沙)形式經(jīng)歷滲水—滴水—股狀涌水—潰水—涌泥的發(fā)展階段；總壓力和孔隙水壓力均呈現(xiàn)快速增大?穩(wěn)定?再增大特征，并于破壞時刻附近突跳，且孔隙水壓力響應靈敏度更高。注漿加固體滲透性測試試驗表明，注漿后泥質軟弱區(qū)()滲透系數(shù)減小3個數(shù)量級，破碎區(qū)()減小2個數(shù)量級?；谧{薄弱區(qū)短板效應的認識，提出加固安全度作為注漿綜合效能評判指標，破碎巖體加固后綜合性能提高10.3倍。

開挖穩(wěn)定性；水壓超載試驗；物理場演化特征；滲透性；加固安全度

地下工程建設中常遇到軟弱、破碎、富水等不良地質條件，注漿是解決諸類難題的重要手段，廣泛應用于加固、堵水、巖體失穩(wěn)(破壞)控制等多個領域[1]。注漿工程實踐中，工程技術人員關注的核心問題之一即為表示工程成敗的注漿效果，其檢驗檢測方法成為注漿領域關鍵課題之一：眾多學者借助物探、鉆探、原位觸探等手段檢驗注漿效果[2?6]，但這些手段僅能對注漿加固體局部有效，缺乏整體效果判識；有學者利用數(shù)值分析手段對注漿加固圈滲透性及穩(wěn)定性進行研究[7?8]，將注漿加固圈視為均一、連續(xù)的巖體，顯然與實際工程中存在注漿薄弱區(qū)這一事實不符，只能獲得定性結論。模型試驗因其真實、全面、直觀地反映巖土體在外力擾動下的力學行為及變形特征，常用于地下工程結構力學與施工力學課題研究[9?11]。注漿領域，模型試驗方法也得到重視，鄒金峰等[12?22]建立了不同的模型試驗裝置，研究了不同被注巖體、注漿材料、地質環(huán)境條件下的模型試驗，探索了漿液擴散規(guī)律與加固機制，為揭示注漿機理做出了重要貢獻?，F(xiàn)有注漿模擬試驗研究均未涉及到開挖過程中注漿加固體穩(wěn)定性分析，對其內部物理場變化特征研究較少，此外，注漿加固體在不同地下水環(huán)境下的穩(wěn)定性也是注漿研究的重要內容，可為注漿加固圈厚度的確定提供依據(jù)。本文作者在帷幕注漿三維模型試驗基礎上，開展了注漿加固體開挖試驗及水壓超載試驗，研究總壓力、孔隙水壓力、位移等物理場時空演化規(guī)律，以分析富水破碎圍巖注漿加固體開挖穩(wěn)定性及超載條件注漿加固體失穩(wěn)破壞特征。

1 試驗設計

圖1所示為試驗裝置設計示意圖。

1—試驗臺；2—導洞盤；3—被注破碎巖體；4—擾動破碎區(qū)加固體；5—泥質軟弱區(qū)加固體；6—原狀破碎區(qū)加固體；7—帷幕注漿加固體界線；8—開挖隧洞；9—引線孔；10—空壓機；11—高壓供水泵；12—穩(wěn)壓儲水腔；13—三通；14—穩(wěn)壓調節(jié)閥；15—轉換閥門；16—流量計；17—精密壓力表；18—監(jiān)測斷面；19—數(shù)據(jù)線；20—數(shù)據(jù)采集儀。

三維注漿模型試驗系統(tǒng)由承載試驗臺、伺服穩(wěn)壓供水單元、注漿單元、多元信息監(jiān)測單元及圖像采集單元等5部分組成。先期開展了富水破碎巖體帷幕注漿模擬試驗[23]。試驗利用某隧道斷層破碎帶突泥體制備模型材料，即圍巖與破碎巖體，其中破碎巖體包括松散破碎區(qū)與泥質松軟區(qū)(見表1和表2)。根據(jù)開挖擾動情況，松散破碎區(qū)劃分為擾動破碎區(qū)和原狀破碎區(qū)。注漿結束后擾動破碎區(qū)(DFZ)、泥質軟弱區(qū)(SCZ)及原狀破碎區(qū)(FZ)內形成連續(xù)分布的注漿加固體，分別為DFG，SCG和FG(如圖1所示)。

表1 破碎巖體材料主要參數(shù)

注:材料配比指5~10 mm石子、黏土及1.25~2.5 mm標準砂質量比。

表2 圍巖材料主要參數(shù)

注：材料配比指黏土、河砂、水泥、凡士林及硅油的質量比；s為圍巖滲透系數(shù)。

1.1 監(jiān)測系統(tǒng)設計

采用光纖多元信息監(jiān)測系統(tǒng)，在注漿區(qū)布置6個混合監(jiān)測斷面[22]。監(jiān)測斷面布置如圖1所示，傳感器布置方式如表3及圖2所示。

表3 各監(jiān)測斷面?zhèn)鞲衅鹘y(tǒng)計

注：下標D為位移；PP為孔隙水壓力；TP為總壓力；S為應變；V為拱頂；H為拱腰；B為拱腳；J為拱肩。

(a)Ⅰ斷面；(b) Ⅱ斷面；(c)Ⅴ斷面；(d) Ⅵ斷面；(e)Ⅲ斷面；(f) Ⅳ斷面

1.2 注漿加固體開挖試驗設計

帷幕注漿試驗結束后，對模型巖體施加2 m的初始水頭(與注漿試驗過程一致)[23]進行飽水處理。模型采用人工鉆鑿方式掘進開挖，開挖總長度76 cm，采用全斷面單向開挖，開挖步長取5 cm；每開挖完1個進尺后掘進停止，等各傳感器數(shù)據(jù)穩(wěn)定，進行數(shù)據(jù)采集，然后重復下一進尺開挖，直至隧洞開挖完畢。整個開挖過程中，使用攝像儀和內置攝像頭對開挖過程圍巖狀態(tài)及滲水情況進行實時監(jiān)控；開挖至注漿加固體后，調配安裝涌出物量測裝置，實現(xiàn)固定時間段內涌出物及流速變化情況的實時監(jiān)控。試驗過程包括模型開挖、涌出物量測、穩(wěn)壓供水、開挖影像采集、超載試驗影像采集、物理場數(shù)據(jù)采集，開挖步說明見表4。

表4 開挖步說明

1.3 注漿加固體水壓超載試驗設計

模型開挖完成后，逐次提高水頭壓力，開展水壓梯度超載試驗。試驗方法如下：伺服穩(wěn)壓供水單元與預埋承壓水箱連通供給承壓水；水箱底板鉆設多組滲水孔并鋪墊濾層，保證供水均勻連續(xù)補給注漿加固體；通過穩(wěn)壓調節(jié)閥調整輸出壓力，實現(xiàn)水壓梯度加載(如圖1所示)。各級超載試驗中對物理參量實時采集，待傳感器數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，進行下一級試驗，直至注漿加固體失穩(wěn)破壞。調配安裝涌出物量測裝置，實時測量隧洞內涌水(泥)量及涌水(泥)速率。試驗方案如表5所示。

表5 梯度水壓超載試驗方案

受帷幕注漿試驗影響，部分監(jiān)測元件受損失效，本文依據(jù)保存完好的傳感器監(jiān)測數(shù)據(jù)分析。

2 試驗結果分析

2.1 開挖過程中物理場變化特征

2.1.1 位移變化特征分析

開挖測試試驗中，位移隨隧洞開挖步變化曲線如圖3所示。

1—ⅠVD；2—ⅡVD；3—ⅡBD；4—ⅢVD-1；5—ⅢVD-2；6—ⅤVD；7—ⅥVD。

由圖3可知：開挖測試試驗中，隨隧洞開挖不斷接近注漿加固體位置，隧洞拱頂表現(xiàn)為持續(xù)的沉降變形，均隨開挖進行而緩慢增加；當開挖通過監(jiān)測斷面時，該斷面拱頂沉降跳躍式增長，并緩慢趨于穩(wěn)定。

注漿加固體受開挖影響較大，在距掌子面3個開挖步(SR?DFG界面處)時加固體斷面Ⅲ拱頂沉降快速增大，掌子面通過該斷面時后，拱頂沉降速率加大，增幅遠大于圍巖斷面。與洞周拱頂沉降相比，2倍洞徑拱頂位移曲線呈相同變化趨勢，但最終豎向位移小于洞周拱頂沉降，位移變化較為平緩；底板隆起變化趨勢亦然，但變化趨勢更平緩，說明隧洞開挖對拱頂位移影響大于拱底。

加固區(qū)的拱頂沉降總量比圍巖的大1個數(shù)量級，表明開挖過程中雖未出現(xiàn)塌方、涌水現(xiàn)象，但注漿加固體穩(wěn)定性仍屬較低水平。

2.1.2 總壓力變化特征分析

圖4所示為開挖測試試驗中，總壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)隨開挖步變化曲線。

1—ⅡHTP；2—ⅥHTP；3—ⅤHTP。

由圖4可知：隨開挖進行，總壓力緩慢持續(xù)降低；當開挖通過監(jiān)測斷面，斷面內各關鍵點總壓力突變。距離掌子面6.5個開挖步(SR?DFG界面處)時，斷面Ⅳ監(jiān)測點開始響應，伴隨跳躍式突降，此后持續(xù)下降。

2.1.3 孔隙水壓力變化特征分析

開挖測試試驗中，孔隙水壓力監(jiān)測值隨隧洞開挖步變化曲線如圖5所示。

1—ⅠHPP；2—ⅡVPP；3—ⅡHPP；4—ⅢVPP；5—ⅢBPP-1；6—ⅢBPP-2；7—ⅤVPP；8—ⅤHPP。

由圖5可知：隨開挖進行，孔隙水壓力緩慢持續(xù)降低；當開挖通過監(jiān)測斷面，斷面內各關鍵點孔隙水壓力突變。距離掌子面3個開挖步(SR?DFG界面處)時，斷面Ⅲ監(jiān)測點開始響應，伴隨跳躍式突降，尤其是拱頂位置更強烈。掌子面推進至SCG及FG過程中，孔隙水壓力持續(xù)緩慢下降，逐漸達到穩(wěn)定狀態(tài)，形成二次滲流場。

通過以上分析，SR?DFG界面處存在優(yōu)勢滲流通道，開挖揭露時孔隙水壓力瞬間釋放，導致加固體沿界面的滑移，造成3個物理參量突變。

2.2 超載試驗中物理場變化特征

2.2.1 涌水速率結果分析

水壓超載試驗分別選取水頭高度為2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m，每級壓力試驗持續(xù)時間依據(jù)監(jiān)測結果而定，涌水量等穩(wěn)定后再提高水頭壓力，進行下一級試驗。

圖6所示為隧洞注漿加固區(qū)涌水速率隨時間變化曲線。

圖6 隧洞涌水速率隨時間變化曲線

分析圖6可知：涌水速率w具漸變特征，初始水頭0條件下時，注漿加固體滲流通道保持基本閉合狀態(tài)；超載水頭=(1.50~2.25)0時，w線性增長，滲流通道開始擴展；=30時，w非線性增長，加固體損傷迅速積累，滲流通道開始貫通，SR?DFG界面拱腰處出現(xiàn)少量掉塊；=3.750時，w非線性快速增長，網(wǎng)絡狀滲流通道形成，在SR?DFG界面左拱肩發(fā)生塌方；=4.50時，w急劇增長，管道型通道最終形成，在SR?DFG界面左拱肩發(fā)生涌水涌泥，加固體由局部破壞發(fā)展為整體失穩(wěn)。

水壓超載試驗中，涌出物(水、泥沙)形式呈現(xiàn)滲水—滴水—股狀涌水—潰水—涌水涌泥的發(fā)展歷程。

2.2.2 位移變化特征分析

水壓超載試驗中，位移變化曲線如圖7所示。

1—ⅠVD；2—ⅡBD；3—ⅡVD；4—ⅢVD-1；5—ⅤVD。

分析圖7可知：當＜30時，水壓荷載施加導致隧洞上部巖體變形，引起拱頂緩慢持續(xù)沉降；＞30時，關鍵點位移快速增大，拱底開始抬升；=4.50時，關鍵點位移進入急速增長，直至整體失穩(wěn)。

不同斷面上位移變化總量從大到小依次為ⅡVD，ⅠVD，ⅢVD-1，ⅤVD。ⅡVD臨近SR?DFG交界滑移面，沉降量大；ⅠVD位于加固體失穩(wěn)部位近，受其波及產(chǎn)生一定量的沉降；ⅢVD-1雖處于破碎區(qū)，但注漿加固效果好，且距注漿加固薄弱區(qū)(失穩(wěn)部位)較遠，因而拱頂沉降量不大；ⅤVD距離加固體失穩(wěn)部位最遠，涌水涌泥對其影響小，沉降量最小。

2.2.3 總壓力變化特征分析

水壓超載試驗中，總壓力變化曲線如圖8所示。

1—ⅢHTP-1；2—ⅢHTP-2；3—ⅢHTP-3；4—ⅣSTP-2；5—ⅣSTP-3。

分析圖8可知：水壓超載試驗中，總壓力隨施加水頭壓力梯度增加，整體呈增長趨勢，在涌水涌泥瞬間發(fā)生突跳，其變化歷經(jīng)增長—穩(wěn)定—再增長—突降發(fā)展過程。

超載水頭壓力=4.50時，總壓力急劇增長，經(jīng)多次強烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。以關鍵斷面Ⅲ和Ⅳ為例，斷面Ⅲ和Ⅳ關鍵點監(jiān)測值分別在13 085 s和13 135 s時刻發(fā)生突跳，表明加固體破壞過程中應力傳遞具有時空效應，破壞區(qū)附近應力集中，監(jiān)測點響應更靈敏。

2.2.4 孔隙水壓力變化特征分析

水壓超載試驗孔隙水壓力變化曲線如圖9所示。

1—ⅡVPP；2—ⅢBPP-1；3—ⅢBPP-2；4—ⅢBPP-3；5—ⅣVPP-1；6—ⅣVPP-2；7—ⅣVPP-3。

分析圖9可知：在水壓超載試驗中，孔隙水壓力隨施加水頭壓力梯度增加，整體呈增長趨勢，在涌水涌泥瞬間發(fā)生突跳，其變化歷經(jīng)增長—穩(wěn)定—再增長—突降發(fā)展過程。

超載水頭壓力=4.50時，孔隙水壓力急劇增長，經(jīng)多次強烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。以關鍵斷面Ⅲ和Ⅳ為例，斷面Ⅲ和Ⅳ關鍵點監(jiān)測值分別在13 085 s和13 135 s時發(fā)生突跳，表明加固體破壞過程中應力傳遞具有時空效應，破壞區(qū)附近應力更集中，監(jiān)測點響應更靈敏。

當=4.50時，監(jiān)測點滲透壓力劇增長，經(jīng)多次強烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。自突變時刻起，60 s內斷面Ⅲ拱頂監(jiān)測值下降0.69 kPa，拱底為0.13~0.4 kPa，拱腰為0.35 kPa。表明加固體破壞影響最嚴重的部位拱頂附近，拱底和拱腰次之。

3 注漿加固效果評價

3.1 滲透性分析

試驗結束后在加固體內取樣，進行滲透性測試。為避免擾動，取樣時先切割出較大塊體，然后利用削土刀沿環(huán)刀邊緣切削，環(huán)刀套入樣品后，以環(huán)刀頂?shù)酌鏋榻缃財鄻悠?、削平。將樣品放入滲透儀套筒中，澆注熔融蠟液至樣品與套筒空隙，期間輕晃套筒，使蠟液完全充填空間，待蠟液冷凝后將樣品及套筒放置在底座上，用于滲透試驗。

由于擾動破碎區(qū)加固體(DFG)破壞，僅對原狀破碎區(qū)加固體(FG)及泥質軟弱區(qū)加固體(SCG)取樣，測試滲透系數(shù)。試驗采用變水頭試驗法。測試結果如表6所示。由表6可見：注漿加固后，SCZ滲透系數(shù)由7.79×10?7 m/s降至8.15×10?10 m/s，減小約3個數(shù)量級，而FZ滲透系數(shù)由5.1×10?6降至1.61×10?7 m/s，減小約2個數(shù)量級。

表6 注漿加固體滲透系數(shù)

3.2 安全度分析

注漿薄弱區(qū)是影響注漿工程成敗的關鍵環(huán)節(jié)，短板效應顯著。定義注漿前后薄弱區(qū)巖體持續(xù)承載水壓能力比值為加固安全度，評判注漿加固綜合效能。定義如下：

其中：0為初始水頭壓力；p為梯度加載水頭壓力；為基準巖體滲透系數(shù)；0為原破碎巖體滲透系數(shù)；1為注漿加固體滲透系數(shù)，定義為常量；0為原破碎巖體厚度；1為注漿加固體厚度；2為未加固巖體厚度。

根據(jù)文獻[24]，取=7.088 4，根據(jù)試驗，注漿加固體經(jīng)歷4級水壓梯度加載，導致薄弱區(qū)局部破壞，因此=4。根據(jù)文獻[20]及前面研究結論，0=0.5 m，1=0.29 m，2=0.21 m，0=5.1 μm/s，1=16.1 μm/s，0= 13 s，1=1 800 s，2=2 700 s，3=3 180 s，4=1 230 s，0=1=0.02 MPa，2=0.03 MPa，3=0.045 MPa，4= 0.06 MPa。將以上參數(shù)帶入式(1)~(3)，得=10.3，即注漿加固體整體安全度為10.3。

4 結論

1) 帷幕注漿加固體開挖試驗過程中，加固體豎向位移、總壓力及孔隙水壓力隨開挖步序推進，經(jīng)歷緩慢增長、急劇增加、逐漸穩(wěn)定3個階段，開挖對加固體影響范圍約為3倍洞徑，拱頂位置擾動最大。

2) 依次進行水頭壓力為2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m等6級超載試驗。隨增大，w呈線性增長；當進一步增加，w呈非線性急劇增長；注漿加固體表現(xiàn)為漸進失穩(wěn)破壞特征，涌出物歷經(jīng)滲水—滴水—股狀渾濁涌水—潰水—涌水涌泥的發(fā)展歷程。

3) 水壓超載試驗中，隨著增加，總壓力和孔隙水壓力歷經(jīng)增長—穩(wěn)定—再增長—突降發(fā)展過程。加固體失穩(wěn)時，總壓力和孔隙水壓力均表現(xiàn)為瞬間跳躍式突降，但孔隙水壓力響應更靈敏，且應力傳遞具有顯著時效性。

4) 泥質軟弱區(qū)注漿后滲透系數(shù)減小3個數(shù)量級，破碎區(qū)減小2個數(shù)量級。利用加固安全度評價注漿綜合效能，計算結果表明破碎巖體注漿加固后綜合性能提高10.3倍，注漿加固效果顯著。

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(編輯 趙俊)

Excavation stability and hydraulic overload test of grouting body in fractured zone

ZHANG Weijie1, LI Shucai2, WEI Jiuchuan1, ZHANG Qingsong2, ZHANG Xiao2, LI Peng2

(1. College of Earth Science and Engineering, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China;2. Geotechnical and Structural Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China)

The excavation stability test of curtain grouting reinforced body was carried out using 3D grouting model test system to obtain the temporal and spatial evolution law of displacement, total pressure and pore pressure. The results show that the internal displacement, soil pressure and pore pressure are propelled with the excavation step. It undergoes three periods: slow growth?dramatic increase?gradual stabilization. The influence scope of excavation on grouting was about triple tunnel diameter, and the most serious is on the vault. In the sixth hydraulic overload test, the vault of tunnel subsides continuously; the grouting reinforced body has progressive failure. The water inflow ratewincreases linearly, when the ratio between overload pressure head and initial head0＜3. After0≥3,wincreases rapidly nonlinearly. The water inrush form goes through five developmental stages: water leaking?water dripping?water gushing?water bursting?mud inrushing. Both the total pressure and pore pressure present the rapid increase?stabilization?further increase characters. They change abruptly at the destroying moment. The response sensitivity of pore pressure is higher. The grouting reinforced body permeability test indicates that the coefficient of permeabilityof soft-clay zone (SCZ) reduces three orders of magnitude after grouting, and theof fracture zone (FZ) reduced two orders of magnitude. The

strengthening safety degreeis proposed as the main evaluation index of grouting evaluation indexes based on the cognition of cask effect in non full-reinforced zone. The combination property of fracturedrockmass is increased by 10.3 times after being grouted.

excavation stability; hydraulic overload test; evolution law of physical fields; permeability; safety degree of reinforcement

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.036

TU457.5

A

1672?7207(2016)06?2083?08

2015?06?12；

2015?09?30

國家重點基礎研究發(fā)展計劃(973 計劃)項目(2013CB036000)；國家自然科學基金資助項目(41372290，51509148)；山東省自然科學基金資助項目(BS2015NJ010)(Project(2013CB036000) supported by the National Key Basic Research Program(973 Program) of China; Projects(41372290, 51509148) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(BS2015NJ010) supported by the Shandong Provincial Natural Science Foundation of China)

張偉杰，博士，講師，從事地下工程水害預測預報及治理研究；E-mail：sduzhangweijie@126.com