全風化花崗巖地層膨潤土-超細水泥漿液濾失特性研究

孫谞， 李建中*， 黃松， 高宇豪， 汪志韜

(1.有色金屬成礦預測與地質環境監測教育部重點實驗室， 長沙 410083； 2.中南大學地球科學與信息物理學院， 長沙 410083)

全風化花崗巖廣泛分布廣泛，在各種因素如地形環境、溫濕度、底層深度等影響下易發生不均勻風化[1]，對于其物理力學和工程特性，許多學者進行了相關研究，周小文等[2]從孔徑分布、顆粒級配特征、土樣破壞形態與強度、結構性等方面對全風化花崗巖與花崗巖殘積土進行了比較分析。在物理力學方面，李建新等[3]進行了崩解實驗，得到其遇水極易崩解的結論；姚紀華等[4]結合現場原位測試和室內土工試驗，研究了溪頭水庫大壩壩基全風化花崗巖的物理力學特性及變化規律，并計算了壩體的抗滑穩定性；張樹坡等[5]采用礦物成分和微觀結構分析、強度特征和破壞模式研究，分析了贛南花崗巖風化帶巖土體邊坡失穩破壞的5種模式，以坡面沖刷破壞最常見。此外還有室內流變試驗，張素敏等[6]研究發現全風化花崗巖具有明顯的軟巖流變特征；陳裕等[7]檢測了原狀樣和注漿后試樣的微觀結構、礦物成分、比表面積和孔徑分布，并進行了對比分析；陳愛云[8]研究發現，華東、華南的黑云母花崗巖全風化層具有裂隙發育、自穩能力差的特點，在地下工程建設中易失穩垮塌。Liu等[9]對花崗巖地層的滲流-侵蝕特性進行了研究，并建立了滲流-侵蝕耦合突水模型。對于全風化花崗巖結構被嚴重破壞，微小裂隙極度發育，遇水極易軟化崩解的問題，工程上常采用灌漿的方法對全風化花崗巖地層進行防滲加固處理[10]。

為尋找適合全風化花崗巖地層防滲加固的灌漿體系，中外學者開展了相關研究。漿液擴散方面，徐強等[11]提出了基于離散元的裂隙巖體注漿滲流應力耦合計算方法，發現了各因素對漿液擴散的影響規律；漿液黏度對注漿加固效果的也有影響，楊磊等[12]研究了不同黏度漿液的擴散規律；Zhang等[13-14]進行了注漿模擬試驗，研究了不同粒徑分布和注漿壓力下的注漿擴散規律。劈裂灌漿工藝方面，謝超等[15]探究了多個因素對起劈壓力的影響；Yun等[16]提出了確定起裂壓力、劈裂長度、厚度及壓濾現象的解析解。工程應用上，Zheng等[17]通過強度、滲透性、抗沖刷等多項試驗評價充填比、齡期、水流對效果影響，來確定注漿材料的最優參數；Dou等[18]提出了鉆孔注漿與注漿相結合的脈動注漿方法，并結合黏土-水泥漿材料對水庫壩肩進行了注漿試驗。漿液材料方面，朱浩龍等[19]推導出高固相離析漿液在注漿過程中的擴散方程；趙鈺等[20]采用室內模擬試驗研究了該漿液的加固機理和效果；盧書明等[21]采用水泥-水玻璃雙液注漿來解決隧道開挖的滲水問題；張健等[22]開展了全風化花崗巖地層單、雙液漿加固試驗的研究。針對黏土水泥、濕磨水泥和超細水泥，蔣煌斌等[23]、張貴金等[24]研究了此類材料的防滲加固機理和效果。綜上，學者們在注漿技術、注漿材料以及實際工程應用方面開展了大量研究，但相關特性對注漿效果產生影響尚鮮見報道。

湖南省岳陽市平江抽水蓄能電站建造場地內的全風化花崗巖地層，受到強烈的蝕變作用，地層內存在從幾毫米到幾微米的大小貫通裂隙，根據前期灌漿試驗研究，發現采用普通水泥漿材則無法實現有效灌注，若采用超細水泥漿材也存在一些問題：地層中存在超細水泥也無法進入的裂隙，且地下水位較低，在非飽和的地層中灌漿時，漿體內的水分隨裂隙擴散，但水泥顆粒無法進入一些微小裂隙，導致固結體因水化不足而出現防滲加固效果不佳的問題，因此，提升漿材的抗濾失性是相關灌漿加固工程中急需解決的問題。而在對膨潤土-水泥灌漿材料配方的前期研究中，發現漿液的濾失特性會受到漿液配比的影響，其中主要為膨潤土和超細水泥，鑒于此，開展進一步的試驗研究，設置更全面的配比來測定漿液的濾失特性，并選取其中較為典型的配比下濾失泥餅進行微觀結構的檢測，從微觀角度來分析造成其濾失性質不同的原因，最后再結合多孔介質的有限元模擬，進一步研究泥餅中抗濾失結構及其分布情況對此方面特點的貢獻，以期揭示該漿液濾失特性變化規律，后續在地下水位以上相對干燥的全風化、強蝕變花崗巖地層中進行注漿施工時，能夠通過調整各組分的摻入量，或者結合研究成果選取更合適的材料，來減少漿液中水分的濾失，保證加固體的充分水化、凝結，為地層注漿加固工程項目提供指導。

1 試驗設備與試驗材料

1.1 試驗設備

如圖1所示，首先采用 Mastersizer3000激光粒度分析儀對材料的粒徑進行測定，得到材料的粒徑級配曲線，判斷材料的粒徑分布特征；然后采用ZNS-2型中壓失水儀測定材料中主要起到抗失水作用的膨潤土的濾失特性，根據前期配方實驗，找到適合體現濾失量變化規律的配比，進行濾失量測定，最后選取合適的試驗組，采用TESCAN公司的MIRA3型掃描電鏡，對濾失試驗中形成泥餅的側斷面進行微觀結構檢測，從微觀角度分析濾失特性變化原因。

圖1 試驗設備Fig.1 Test equipment

1.2 試驗材料

試驗根據工程需要和全風化花崗巖的地層特性，采用普通硅酸鹽水泥摻入一定量超細水泥增加可灌性，并加入膨潤土調節黏度、降低析水率、增強漿液穩定性和抗濾失性，一方面滿足全風化花崗巖地層的灌漿要求，另一方面也需要配合灌漿工藝進行具體參數的調控。材料具體信息如下：①普通硅酸鹽水泥：選用湖南婁底漣源水泥廠生產的海螺牌普通硅酸鹽水泥(P.O.42.5水泥)；②超細硅酸鹽水泥：選用山東康晶新材料科技有限公司生產的K1340級別超細水泥；③膨潤土：選用山東華濰膨潤土有限公司生產的800目商品鈉基膨潤土，有機物含量小于3%，75 μm篩余量不超過3.2%。

首先針對3種材料，使用Mastersizer3000激光粒度分析儀進行了粒徑分布測試，計算出的相關粒徑曲線參數如表1所示，計算得到材料的顆粒級配曲線如圖2所示。

數據表明，膨潤土級配較好，粒徑均勻，從零點幾微米到幾十微米都有分布。相比于普通硅酸鹽水泥，超細水泥的平均粒徑更小，粒徑范圍更集中。地層的可灌比可用地層顆粒尺寸與注漿材料顆粒尺寸表示，即可灌比M，其計算公式為[23]

(1)

式(1)中：d15為地層中小于某粒徑尺寸的顆粒含量占總質量的15%；D85為注漿材料中小于某粒徑尺寸的顆粒含量占總質量的85%。

該全風化花崗巖地層的d15約為0.1 mm，通過對粒徑級配進行計算，得到了不同超細水泥摻入比下的可灌比，結果如圖3所示。

發現普通水泥中加入該超細水泥能夠有效地提升可灌比，漿液更容易進入花崗巖地層的微小裂隙。針對該膨潤土，前期試驗進行了不同濃度下膨潤土漿液的馬氏漏斗黏度和濾失量測定試驗，得到的結果如圖4所示。

表1 普通硅酸鹽水泥、超細水泥、膨潤土級配參數Table 1 Grading parameter of ordinary portland cement, ultrafine cement and bentonite

圖2 普通硅酸鹽水泥、超細水泥、膨潤土級配曲線Fig.2 Grading curves of ordinary portland cement, ultrafine cement and bentonite

數據表明，該膨潤土的抗濾失特性較好，較低濃度下也能有效阻止漿體內水分濾出，形成的泥皮薄而韌，折后不形成裂紋，如圖5所示。隨著膨潤土濃度提升，濾失量明顯減小，但黏度提升也十分顯著，基本呈指數型增長，因此需要控制其摻入量。

圖3 各超細水泥摻入量下漿液的可灌比Fig.3 Grouting ratio of grout with different ultrafine cement content

圖4 膨潤土濾失量和馬氏漏斗黏度曲線Fig.4 Filtration curve and Marsh funnel viscosity curve of bentonite

圖5 膨潤土抗濾失泥皮Fig.5 The bentonite mud cake to resist filtration

2 濾失試驗及微觀檢測

2.1 濾失試驗

首先根據前期試驗，在膨潤土含量為6%～10%范圍內漿體的濾失特性變化較明顯，又由于倒入容器的漿液體積有限，水固比小于1.2時，漿液水分含量較少，易發生噴氣現象，氣壓無法維持穩定而急劇降低，當水固比大于1.4時，漿液結石體強度又不滿足工程需要，因此調整水固比為1.2、1.3、1.4，最后改變超細水泥的含量進行試驗。

調配漿液時，首先根據試驗用量來量取清水，根據水固比計算出所需固體重量，再根據材料的摻入比分別稱取備好。配漿過程中，首先使用玻璃棒邊攪拌邊加入膨潤土，全部加入后再使用泥漿攪拌機對膨潤土漿液進行偏心高速攪拌，讓其完全分散、充分水化，偏心攪拌法能夠促進容器底部的膨潤土結塊分散，攪拌時間不低于10 min；待膨潤土漿液攪拌均勻后加入超細水泥，先用玻璃棒攪拌，使干粉消失后再用泥漿攪拌器進行偏心高速攪拌，攪拌時間不低于10 min；最后加入普通水泥，同樣先用大玻璃棒攪拌，使干粉消失后再用小型手持水泥攪拌器進行攪拌，使漿液達到均勻的狀態，攪拌時間不低于10 min。

進行濾失試驗時，先將均勻漿液倒入濾失杯至刻度線，后將膠圈放置好、杯口鋪上泥漿濾失專用濾紙，再蓋上杯蓋固定好，使倒置容器漿液不流出。將濾失杯安裝在失水儀上，加壓至0.69 MPa，接通加壓部分與濾失杯中間的端口，氣壓進入濾失杯瞬間開始計時，實驗過程中注意氣壓降低情況，及時補充壓力，使其穩定在0.69 MPa，計時到達7 min 30 s后取走量筒讀取濾失量[25]。得到數據如表2所示。

表2 濾失量測定數據Table 2 The measurement data of filtration

根據試驗數據，可以發現以下規律。

(1)對比不同膨潤土摻入比下的濾失量數據，發現隨著膨潤土含量增大，濾失量顯著降低：當膨潤土含量為6%時，大部分的試驗組都無法完成7 min 30 s的濾失試驗而提前出現噴氣現象，即在此濃度下，漿液的抗濾失性很差，無法保持漿體內的水分；當膨潤土含量為10%時，不同水固比下漿液的濾失量都較低，且變化范圍也不大，即膨潤土較多時，其水化形成的膠體網絡能夠很好地阻止漿體內水分濾出。漿液的失水特性主要由膨潤土決定。

(2)一定范圍內加入超細水泥顆粒有利于減少濾失量，各水固比、各膨潤土濃度下，濾失量基本都在超細水泥為10%左右時達到最低，但隨著超細水泥持續增加，失水也逐漸增大，甚至超過不加超細水泥時的水平。

2.2 微觀結構檢測

根據濾失試驗數據結果，1.4水固比、8%膨潤土、不同超細水泥含量下漿液的濾失量變化最大，因此選取了該條件下0、10%、50%超細水泥摻入量下的濾失泥餅，試驗后馬上烘干阻止水泥水化，后掰開泥餅，取側斷面進行處理，采用TESCAN公司的MIRA3型掃描電鏡觀測其微觀結構，得到泥餅照片和電鏡掃描照片如圖6所示。

從圖6(a)可以看出，泥餅表面光滑，在膨潤土膠結作用下較完整，表面不存在大裂縫作為泄水通道，發揮一定的抗失水特性。

從圖6(b)可以看出，泥餅斷面上存在表層輕微水化的水泥顆粒、膨潤土水化膠結物以及最大能夠達到20 μm的孔隙等。膠結產物的主要以包裹細小顆粒黏附在大顆粒表面的形式存在，當不加入超細水泥時，細顆粒含量非常少，黏附在大顆粒上的膠體十分常見，但由于膨潤土含量較少，膠體難以連結起來，也無法填充顆粒間的孔隙，更不能形成一個完整的抗濾失膠體面，因此水泥顆粒本身的孔隙和顆粒之間的孔隙成為了漿體內水分泄出的通道，導致膨潤土的抗濾失性質沒有得到很好發揮。

圖6 濾失泥餅斷面10 000倍鏡下微觀結構Fig.6 Microscopic structure of mud cake section at 10 000 magnification

對濾失量最小實驗組的微觀結構進行觀察，從圖6(c)可以看出，大顆粒之間的間隙有許多被膠體包裹的細顆粒填充，導致孔隙變小讓孔隙的透水性減弱；由于膨潤土膠體包裹了細顆粒形成塊狀、球狀的膠結體，體積更大，難以附著在大顆粒表面，而是在壓力水流驅動下進入裂隙，不同膠結體之間的相互黏結也更常見，稍大的抗濾失膜更易形成，濾失量進一步下降。由于試樣是在干燥情況下觀察的，使得顆粒間以及顆粒本身的孔隙比較明顯，如圖中下部紅圈，但在飽水狀態下，膨潤土水化膠體吸水膨脹幾倍到幾十倍，形成網狀結構，包裹超細水泥顆粒填充孔隙，能有效減少漿體內水分從孔隙中的濾出，讓濾失量達到該膨潤土摻入量下的最小。

觀察圖6(d)發現，在超量加入超細水泥時，斷面上鋪滿超細水泥顆粒及其表面的水化產物，即細顆粒反過來包裹了膠體，阻止其相互連結，雖然原本存在的大孔隙也被細顆粒填充，完全不見，但是水泥顆粒在水化前非常松散，并不能連接成一個完整的、密實的抗濾失膜來阻止水分濾出，同時也不具備蒙脫石吸水膨脹進而形成凝膠的特性，甚至其本身就存在大量微小的孔隙，這些微小孔隙連貫形成的貫通微裂隙網作為濾水通道，如圖中方框所示，導致濾失量明顯增加，甚至超過不加入超細水泥的試驗組。

綜上，通過微觀結構觀察，可以發現以下規律。

(1)在膨潤土-水泥漿液中，根據各種材料特性分析，灌漿過程中，起到抗濾失作用的成分主要是膨潤土，依靠蒙脫石吸水膨脹形成膠體網絡結構，附著在未水化或正在緩慢水化的水泥顆粒上，填充在大水泥顆粒之間的孔隙里，阻止水分濾出。

(2)不加入超細水泥時，膨潤土含量較少，形成的膠體主要附著在大顆粒表面，無法填充裂隙，濾失量較大；適量加入超細水泥時，增加了細顆粒含量，膠體包裹細顆粒后形成球狀，體積更大，難以黏附在大顆粒表面，更易進入大顆粒之間的裂隙，填充度提高，濾失量降低；超量加入超細水泥時，膠體反而被細顆粒包裹，雖然裂隙的填充度達到最佳，但膨潤土沒有起到抗失水作用，導致水泥顆粒本身的微小孔連貫起來成為濾水通道，濾失量達到最大。

3 多孔介質滲流數值模擬

漿體內水分滲流經泥餅流出的過程可采用有限元軟件中常用計算流體力學中的多孔介質模塊進行數值模擬研究。對于此類多孔介質中的緩流，可采用達西定律接口，在設定的進出口壓力(速度)、流體黏度、介質滲透率等參數下，對滲流場進行計算，得到其流動參數和特征。

分析可知，膨潤土水化形成膠體的形態和分布決定了泥餅抗濾失性能好壞，數值模擬也將從這個方面展開，模型如圖7所示。

模型根據ZNS-2型中壓失水儀的漿液容器建立，容器內徑即為模型寬度，約76.2 mm，容器深度為模型長，約65.1 mm。流體入口設置為模型的頂邊，壓力設置為0.69 MPa；出口則是模型底邊，設置為自由出口，外界壓力為0；設置重力g，方向向下。而針對濾失形成的泥餅，取厚度為15 mm，為了更清晰地展示滲流情況，兩邊各延長1 mm，在該尺寸下，進一步將其分割為6行5列共30個更小的區域，能夠進一步通過設置不同區域的滲透率來區分膠結部分與非膠結部分。如圖8所示，將膠結物的形態與分布分為4種類型，分別為完整膜狀、小孔隙狀、大孔隙狀、分散塊狀。

流體入口設置為模型的頂邊(藍線)，壓力設置為0.69 MPa； 出口是模型底邊(黃線)，設置為自由出口，外界壓力為0圖7 多孔介質泥餅模型Fig.7 Porous media model of mud cake

圖8 多孔介質泥餅內膠結物的形態分布Fig.8 Morphological distribution of colloid in the porous media model

數值模擬具體參數根據室內試驗結果和相關參數選取，其中關鍵參數如表3所示，對此模型進行計算，得到各形態膠結物存在下多孔介質泥餅內的滲流情況如圖9所示。

從圖9可知,多孔介質泥餅內的滲流主要由滲透率較小的膠結體形態和分布決定。從圖9(a)看出，當膠結體呈現完整膜存在時，流體難以從泥餅滲出，整體的滲流速度非常小，壓力分布也非常均勻；圖9(b)表明，當膠結體相互的膠結效果一般時，細小裂隙存在并作為滲流通道，滲流就會從其中流向下方出口，膠結體上下的壓力差非常大，即滲流經過小孔隙后壓力急劇減小，變化過程很短，導致經過孔隙后滲流的較大速度仍保持一段距離；圖9(c)中的膠結體相互膠結更差，存在尺寸更大的孔隙，這就決定了滲流的主要流動方向，為追求最易流動路徑，速度云圖中甚至出現了閃電狀的轉折，該情況下的流體壓力則在流動過程中逐漸減小；圖9(d)中，分散塊狀膠結體中沒有流動，但滲流被阻擋后沿著膠結物的側邊流出模型，由于膠結體沒有有效地阻止滲流流動，流體壓力釋放很早，在遇到膠結體之前就開始下降。

圖9 各形態膠結物的多孔介質泥餅內滲流速度場與壓力場Fig.9 Velocity field and pressure field of seepage in porous media with different Morphological distribution of colloid

此外，還計算了出口上的最大速度與線流率，數據結果如表4所示。

表3 數值模擬參數Table 3 Numerical simulation parameters

表4 模型出口最大流速和線流率Table 4 The maximum flow velocity and maximum linear flow rate at the outlet of the model

可以看出，不同膠結物形態的最大流速與線流率差別巨大，完整膜狀膠結物的抗濾失性能最佳，水分濾出量相對來說極小；結合前面分析，膠結體雖然改變了流動方向，但只要存在孔隙，就無法有效阻止滲流在多孔介質內的流動，其最大滲出速度就達到了完整膜狀模型中速度的上萬倍；隨著孔隙變大，抗濾失效果也越差，模型出口的線流率也呈現倍數增長。

4 結論

通過對膨潤土-水泥漿液的一系列試驗、檢測，關于該花崗巖灌漿材料的抗濾失特性得出如下結論。

(1)該漿液體系采用普通水泥混合超細水泥的方式，能夠有效提升該漿液中細顆粒的含量，增強對微小裂隙的填充性能。漿液中主要起到抗濾失作用的成分是膨潤土。

(2)采用確定水固比、膨潤土含量和超細水泥含量的方法進行了多組漿液濾失實驗，發現膨潤土含量決定了濾失量大小，而相同膨潤土含量下，適量加入超細水泥也能有效提升漿液的抗濾失性。但超細水泥的摻入量持續增大時，濾失量也會增加，甚至超過不加入超細水泥的試驗組。

(3)通過對抗濾失泥餅斷面的微觀結構觀察，發現濾失量最低的試驗組中，適量增加的細顆粒含量，能夠讓膠體包裹細顆粒后形成球狀，體積更大，更易進入大顆粒之間的裂隙，提高填充度，濾失量降至最低；而不加入和超量加入超細水泥的試驗組，都因為膨潤土水化形成膠體的形態與分布不佳，而導致濾失量增大。

(4)對不同膠結體形態與分布情況下泥餅內的滲流情況進行了有限元數值模擬研究，發現在相同邊界條件下，不同膠結體形態分布決定了滲流的流動：膠結體間的間隙決定了滲流的方向，膠結體成膜的完整性和孔隙大小決定了滲流速度及其流率的大小。