膨潤土泥漿改良土壓盾構粉細砂渣土流動性機制分析

李宏飛

(中鐵十二局集團有限公司，山西 太原 030032)

0 引言

近年來，土壓盾構工法以其安全、高效、環保等優勢，在城市地鐵區間隧道建設中得到了廣泛應用[1-2]。與黏性土層相比，砂性土層的摩擦角和滲透系數更大，且級配相對單一，當土壓盾構在此類地層中掘進時，進入到壓力艙內的砂性土若無法抵抗開挖面地層的水頭差，極易在螺旋輸送機內部出現土水分離現象，進而導致噴涌事故的發生，嚴重時還會導致盾構停機、開挖面坍塌等[3]。此外，內摩擦角較大的砂土與盾構刀盤刀具長距離摩擦，易造成刀盤刀具磨損、刀盤轉矩過大、滯排等問題[4-5]。向壓力艙內注入改良劑、進行渣土改良是目前解決這類工程問題最有效的措施，其中改良后渣土的流動性是渣土改良的關鍵指標之一，關系到排土順暢及壓力艙內的壓力保持。

目前，改良后砂性渣土的流動性多采用坍落度值來評價。Peila等[6]開展了多組改良后砂土的坍落度試驗，研究了含水量和泡沫劑添加量對坍落度的影響，提出改良砂土的合理坍落度為150～200 mm；姜厚停等[7]針對泡沫和膨潤土泥漿對卵石地層渣土的改良效果開展研究時，也認為合理的坍落度范圍為150～200 mm，而邱龑等[8]認為深圳富水砂層改良后合適的坍落度范圍為195～210 mm；Jancseczs等[9]研究得到泡沫改良后土體合理的坍落度范圍在200～250 mm；喬國剛[10]則提出泡沫改良土的合理坍落度應在100～160 mm。綜上可知，坍落度作為表征改良渣土流動性的重要指標，在不同地層中其適宜范圍存在較大差異，僅憑坍落度值還不能全面地評價改良渣土的塑性流動特性。

除了通過坍落度評價改良渣土的流動特性外，在其流動剪切過程中土體的應力-應變關系變化規律方面，也有多位學者開展了研究。基于流變學理論，將改良渣土視作非牛頓流體已成為學界共識[11]。Galli等[12]采用十字板剪切儀對不同比例的土-泡沫混合物進行了剪切試驗，確定了改良土體的流動曲線，并表征了其流動模式；Mori等[13]探討了改良渣土在不同法向壓力、十字板轉速、泡沫摻入比下的應變規律和剪切強度特性；孟慶琳等[14]通過更改氣囊壓力水平，采用自主研發的土體旋轉流變儀，對3組不同初始含水率砂土的泡沫改良砂樣進行剪切試驗，得出改良后砂土的黏滯系數和屈服應力值分別為9.1～53.5 kPa·s和1.5～10.2 kPa；鐘嘉政等[15]采用自制的加壓十字板剪切儀，通過改變壓力和十字板轉速，測試并擬合了不同壓力下泡沫改良礫砂渣土的流變參數與實際坍落度之間的關系。然而，目前相關的研究多是針對泡沫改良渣土的剪切特性開展的，關于膨潤土泥漿改性粉細砂的剪切特性和流動度之間的關系尚不明確。

粉細砂地層作為長三角地區的一種常見地層，是土壓盾構掘進穿越的具有代表性的地層。本文針對土壓盾構在粉細砂地層中掘進時面臨的膨潤土泥漿改良砂性渣土流動性機制不明晰的問題，開展不同泥漿配比和摻入比條件下改良渣土的跳桌流動度試驗和電動十字板剪切試驗，探究膨潤土泥漿改良土壓盾構粉細砂渣土流動性機制，以期為合理評估粉細砂渣土改良狀態提供參考。

1 試驗材料與方法

1.1 粉細砂地層

試驗采用的粉細砂取自蘇州地鐵某項目現場，其天然含水量約為20%。采用的粉細砂地層物理性質如表1所示。該粉細砂具有干燥時顆粒少、部分分散、大部分輕微膠結、濕潤后有水滲出的特點。

表1 粉細砂地層物理性質

1.2 膨潤土泥漿

膨潤土是以蒙脫石(Al2O3·4SiO2·H2O)為主要礦物成分的非金屬黏土類礦物，根據其吸附陽離子的類型，一般可分為鈣基膨潤土和鈉基膨潤土。本試驗采用的是蘇州地鐵某項目現場用的鈉基膨潤土，其主要礦物成分包括蒙脫石、石英、方解石、鈣長石。

膨潤土泥漿按不同膨水比(膨潤土質量/水質量)配制完成后，一般靜置膨化24 h后才開始使用。膨水比不能過大或過小，膨水比過大會影響泥漿的泵送性能，造成泥漿堵管等現象，而膨水比過小同樣會導致泥漿密度、黏度無法滿足要求。故在試驗前配制不同膨水比的泥漿進行性質測試，本研究主要測試了膨水比為1∶2、1∶4、1∶6、1∶8、1∶10等5組泥漿的漏斗黏度和密度，見表2。

表2 鈉基膨潤土泥漿漏斗黏度和密度

由試驗結果可知：膨水比為1∶2時泥漿流動性太小，難以滿足泵送要求；膨水比為1∶10時泥漿馬氏漏斗黏度為29 s，與渣土混合后跳桌流動度較大。故選擇膨水比為1∶4、1∶6、1∶8作為后續試驗所用的膨水比，同時，根據工程經驗，選擇不同膨水比泥漿的摻入質量比(膨潤土泥漿質量/干粉細砂質量)分別為7%、10%、13%、16%，以此來確認適合粉細砂地層的膨潤土泥漿配比和摻量大致范圍。

1.3 試驗方法

1.3.1 流動度測試方法

測定土體的流動度一般使用坍落度筒或者跳桌，土體的坍落度在100～150 mm符合土體改良的要求，對應的跳桌測定結果為190～240 mm[16]。相比坍落度筒試驗，跳桌試驗需要的土樣較小，僅為坍落度試驗所需量的3.2%，便于試驗的操作。受試驗條件限制，本研究中選用跳桌進行流動度試驗。跳桌直徑為30 cm，試模內徑為6 cm，試驗裝置如圖1所示。跳桌試驗依據GB/T 2419—2005《水泥膠砂流動度測定方法》進行。試驗時將試模置于跳桌中心，分2層裝入試樣。試樣裝入一半高度后使用搗棒進行振動攪拌，使試樣分布均勻；隨后再加入第2層試樣，填至與頂部平齊。完成裝填后提起試模，打開跳桌開關，以1次/s的頻率振動25次，測量其最大長度作為流動度數值。

(a)將砂樣裝入試模

1.3.2 流變參數測試方法

本研究使用電動十字板剪切儀(見圖2)測試改良渣土的剪切特性。操作流程大致為：將試驗土樣裝入土樣桶，選取并安裝轉矩傳感器及十字板頭，將容器放置在機架上，調整十字板中心，十字板插入土樣一定深度后，設置旋轉速度、最大角度、采集間隔等試驗參數，施加扭轉力矩，使土體在不同轉速下發生剪切破壞，測定不同轉速下的轉矩。

圖2 電動十字板剪切儀

通過式(1)將實際轉矩轉換為剪切應力，通過式(2)將電動十字板轉速轉化為剪切應變速率。

(1)

(2)

式(1)和式(2)中：M為十字板轉矩，N·m；n為電動十字板轉速，(°)/min；D為土樣桶內徑，取10 cm；d為葉片直徑，取5 cm。

由盾構施工中刀盤旋轉等實際工況可知，土壓盾構刀盤切削速度通常為1.0～1.8 r/min，剪切應變速率為0.005～0.067 s-1。結合式(2)及儀器實際尺寸，選取試驗轉速分別為10、20、30、40(°)/min。電動十字板轉速與剪切應變速率對應關系見表3。

表3 電動十字板轉速與剪切應變速率對應關系

2 試驗結果與討論

2.1 不同膨水比泥漿改良渣土流動度變化規律

圖3示出改良后粉細砂渣土的流動度試驗結果。可以看出：使用不同膨水比的泥漿改良時，流動度均隨著膨潤土泥漿摻入質量比的增加和泥漿膨水比的減小而增大；當泥漿膨水比為1∶4、摻入質量比為7%～13%時，流動度符合190～240 mm的改良要求；隨著摻入質量比的增加，流動度達到243 mm，超出了改良要求。

圖3 不同膨水比泥漿改良渣土流動度規律

圖4示出不同摻量下膨水比為1∶4的泥漿改良粉細砂渣土跳桌試驗后的形態。4組改良后的渣土均未出現析水現象。泥漿膨水比為1∶6、摻入質量比為7%時，流動度為238 mm，符合改良要求，其余摻入質量比均不滿足改良要求。泥漿膨水比為1∶8時，各摻入質量比下流動度均大于240 mm，均無法滿足改良流動度要求。綜合以上試驗結果，可知滿足改良粉細砂渣土流動性的膨潤土泥漿配比與摻量范圍為：膨水比為1∶4的泥漿摻入質量比7%～13%、膨水比為1∶6的泥漿摻入質量比7%以及兩者之間的配比和摻量，比如膨水比為1∶5的泥漿摻入質量比7%～10%，應該也是滿足改良要求的。本次僅討論了改良后渣土的流動度，而現場還需要根據實際情況綜合考慮改良渣土的其他性質以及成本分析，以確定合適的改良用膨潤土泥漿配比和摻量。

2.2 自由水摻加對渣土流動性影響分析

由上述試驗可知，不同膨水比、不同摻入質量比的泥漿對渣土的流動度影響均存在較大差異，而在泥漿摻入的過程中，相當于不同含量的自由水被摻入渣土，這部分自由水的摻加對渣土流動性的影響，將通過下面1組試驗來對比說明。

以膨水比為1∶4的泥漿為例，其摻入質量比分別為7%、10%、13%、16%時，泥漿中所含自由水含量(自由水質量/干粉細砂質量)分別為5.6%、8%、10.4%、12.8%。分別向粉細砂渣土中添加5.6%、8%、10.4%、12.8%的自由水，攪拌均勻后使用跳桌測試其流動度(見圖5)，然后與圖4中膨潤土泥漿改良后的渣土流動狀態進行對比。結果表明，加入對應質量的自由水后，粉細砂渣土流動度均明顯增大，即使摻入5.6%的自由水，改良渣土的流動度已達255 mm，超出了砂性土流動度的合理范圍。隨著自由水摻量的繼續增加，渣土的流動度增大更明顯，平均增大了50 mm以上；同時，改良后渣土的析水現象越來越嚴重，表明改良后渣土的和易性越來越差。由此可見，對于粉細砂這種弱黏性地層，渣土含水量的增加是導致其流動度增大的主要原因，但是單純加入自由水無法取得良好的改良效果。

(a)泥漿摻入質量比7%

(a)水摻入質量比5.6%

2.3 不同膨水比泥漿改良渣土剪切參數變化規律

選取膨水比為1∶4和1∶6的2組膨潤土泥漿為例，摻入質量比分別為7%、10%、13%、16%，在4組十字板轉速(10、20、30、40(°)/min)下共進行32組剪切試驗。圖6(a)示出十字板轉速為40(°)/min下，膨水比為1∶4的泥漿改良渣土的剪切試驗結果。隨著電動十字板的剪切角度不斷變大，剪切應力均呈現先變大再減小的趨勢。隨著葉片旋轉角度的不斷增大，剪應力不斷變大直至達到峰值，對應的剪應力即為峰值抗剪強度，此時改良渣土出現明顯的剪破面(見圖6(b))。當泥漿摻入質量比為7%、十字板轉動角度約為30°時，改良渣土峰值剪切應力達到6.78 kPa；隨著泥漿摻入質量比的增加，改良渣土峰值剪切應力則呈現逐漸降低的趨勢。

(a)膨水比為1∶4的泥漿峰值剪切應力

表4示出32組試驗下所有改良渣土的峰值剪切應力。可以看出，在其條件相同的情況下，改良渣土的峰值剪切應力值隨十字板轉速的增大而增大，隨著泥漿摻入質量比的提高和泥漿膨水比的降低而顯著降低。這一結果與圖3中得到的隨著泥漿摻入質量比的提高和泥漿膨水比的降低，改良渣土的流動度顯著增大是對應的，表明改良渣土的流動度與其剪切應力大小存在負相關關系。由于渣土峰值剪切應力大小受十字板轉速的影響，下面將采用流變模型和剪切參數進一步說明渣土流動性機制。

表4 不同膨水比、摻入質量比泥漿改良后渣土的峰值剪切應力

2.4 膨潤土泥漿改良粉細砂渣土流動性機制分析

流體流變模型有多種表達形式，目前，學術界普遍接受用理想的Bingham模型簡化分析土-其他流動物質(如泥漿、水泥漿、渣土等)的流變特性[17]。Bingham模型的表達式見式(3)和式(4)。

γ=0(τ<τ0);

(3)

τ=τ0+μγ(τ>τ0)。

(4)

式(3)和式(4)中：τ為剪切應力；τ0為屈服應力，是流體發生流動的起始剪切應力；μ為塑性黏度，表征流體內部摩擦力的強弱。

由于Bingham流體的屈服應力τ0和塑性黏度μ是固定的，不隨剪切速率的變化而發生變化，因此，這2個參數是表征流體剪切特性的重要參數。

將表3中的剪切應變速率和表4中的剪切應力用Bingham模型進行擬合，得到不同工況下改良后渣土試樣的剪切應力-剪切應變速率關系圖(見圖7)。由圖7可知，膨水比為1∶4及1∶6泥漿改良后的粉細砂渣土，Bingham模型擬合R2均大于0.96，表明改良后的渣土均符合Bingham流變模型。擬合直線與Y軸的交點即為該組渣土的屈服應力τ0，擬合直線的斜率即為該組渣土的塑性黏度μ。將各組改良渣土的τ0和μ，以及前面測到的流動度值全部列于表5。

(a)泥漿膨水比為1∶4

由表5可以看出，對于相同膨水比的泥漿，隨著其摻入質量比的增大，改良渣土的流動度逐漸增加，但塑性黏度和屈服應力呈降低趨勢，說明渣土流動度與塑性黏度之間存在明顯的負相關關系。塑性黏度反映的是渣土抵抗剪切變形的能力，塑性黏度的降低也說明渣土更易發生剪切破壞，即更易流動。而對于采用膨水比為1∶6、摻入質量比為7%和10%的泥漿改良的渣土，其流動度值均小于膨水比為1∶4、摻入質量比為16%的泥漿改良的渣土，而其塑性黏度則并不是負相關的關系，表明對于不同膨水比的泥漿，這一負相關關系并不是一直存在的，此時也不能僅依靠塑性黏度判別改良狀態。

表5 改良渣土流動度及流變參數

3 結論與討論

1)基于本研究采用的地層和膨潤土，膨水比為1∶4的泥漿摻入質量比7%～13%、膨水比為1∶6的泥漿摻入質量比7%以及兩者之間的配比和摻量，可以滿足改良粉細砂渣土流動性的要求，而僅添加對應量的自由水無法取得良好的改良效果。

2)隨著泥漿摻入質量比的提高和泥漿膨水比的降低，改良渣土的流動度顯著增大，且流動度與其剪切應力大小存在負相關關系。

3)膨潤土泥漿改良后的粉細砂渣土符合 Bingham模型，塑性黏度的降低是渣土流動性增大的根本原因。

影響膨潤土泥漿改良渣土流動度的因素有很多，后續的研究還需要考慮泥漿膨水比、水分形態、總的含水量以及土體顆粒級配等因素。