Experimental study on compressibility and permeability characteristics of dewatered slurry cake backfill
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摘要: 脱水泥饼是工程泥浆经压滤脱水后形成的块状产物,经装卸、转运等处理环节破碎成尺寸不一的碎散体,其堆填体具有明显的双孔隙特征,由块体间的大孔隙和块体内的小孔隙组成。为了指导泥饼堆填作业,对泥饼堆填体的压缩性及渗透性开展研究。利用大尺寸固体废弃物压缩-渗透装置模拟了泥饼堆填过程中上覆荷载增加,泥饼堆积单元体逐渐被压密的过程,并利用CT扫描对压缩后泥饼块体间大孔隙的变化情况进行了分析；同时测试了泥饼堆积单元体在压缩过程中的渗透性变化规律。试验结果表明：泥饼堆积单元体试样随着上覆荷载增加逐渐被压密,泥饼间孔隙与泥饼内孔隙的尺度差异逐渐减小,双孔隙特征减弱。在上覆荷载为295 kPa时,试样空气孔隙率为5%,此时试样已成为均质块状泥饼,对应压实度为0.87,试样透水性已由初始阶段（0 kPa）的中等透水等级转变为弱透水等级。考虑可操作性和经济性,建议将0.85作为泥饼堆填作业过程中的压实度控制指标。Abstract: After the slurry is dewatered by pressure filtration, the dewatered slurry cake is formed. After loading and unloading, transportation and other processing links, the dewatered slurry cake is broken into pieces of different sizes. Dewatered slurry cake backfill has obvious dual-porosity characteristics, including macro-pores between cakes and micro-pores inside cakes. In order to guide the filling operation of the dewatered slurry cake, the compressibility and permeability of the dewatered slurry cake backfill are studied in this research. The compaction of the dewatered slurry cake as the load increases during the backfilling is simulated by using the large-scale solid waste compression-permeation experimental system. The change of pore structure in the sample during compression is analyzed based on the CT scan. And the change of permeability of dewatered slurry cake backfill in the process of compression is studied at the same time. The results show that the sample of the dewatered slurry cake is compacted gradually with the increase of external load. The scale difference between the macro-pores and the micro-pores decreases gradually, and the dual-porosity characteristics weakens with the process of compression. When the overlying load is 295 kPa, the volume ratio of air of the sample is 5%. At this time, the sample becomes a homogeneous lump slurry cake, and the corresponding compaction degree is 0.87. In addition, the permeability of the sample also changes from a medium permeability grade at the initial stage (0 kPa) to a weak permeability grade. Considering the operability and economy, it is suggested that the compaction degree should be set as 0.85 during the backfilling of the dewatered slurry cake.
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0. 引言
地下工程隐蔽性很强且技术要求高,在施工中往往会产生诸多难以预测的问题,如地面沉降[1]等。随着人们对施工质量的要求不断提高,在地下探测领域有着独厚优势的无损检测技术[2-5]逐渐发展起来。目前,工程中常用的无损检测方法主要基于电磁波和弹性波进行探测,电磁波法[6-7]检测效率较高,但极易受到金属和富水环境的屏蔽作用,因此在有地下水的地质条件中检测效果会受到限制。而弹性波法[8-9]利用的是应力波,它能克服了电磁波法的这些局限性,适合长距离作业。冲击映像法[10]就是利用弹性波进行探测的典型方法之一,现已广泛应用于探测介质内部病害及缺陷[11-13]等检测领域。顶管法作为一种常见的非开挖技术[14-15],可避免对环境的破坏。在顶管施工中泥浆减摩技术是降低顶进推力必不可少的一项措施[16],注浆量的多少直接决定着顶管与周围土体间的接触关系,继而影响着顶进时摩擦阻力的大小。为精确掌握泥浆在顶管外的分布状况,本文对顶管施工中顶管、泥浆与围土的相互作用过程进行了研究,并根据冲击映像法的基本原理开展了数值模拟和相应的现场试验。通过数值计算结果总结出了不同接触关系下的冲击响应波形特征,并用于现场检测结果的比对分析,从而得出了一系列适用于实际工程的检测规律。
1. 泥浆、顶管与土体相互作用机理
注浆减摩技术在顶管顶进过程中主要起着两方面的作用[17]：一方面泥浆作为密度相对较小的流体可充当顶管与围土间的润滑剂,减小顶进时的摩擦阻力；另一方面可填补顶管与周围土体之间的缝隙,在注浆压力下有效防止土体坍塌,减小地面变形和沉降。
当泥浆被压入管壁后,顶管与围土之间的空隙会逐渐被充满,产生较大的注浆压力。与此同时,泥浆与土体接触后迅速发生渗透和扩散现象,在泥浆的胶结作用下形成一个相对密实的泥浆套[18]。泥浆套硬化转变为不透水层,之后浆液将无法继续渗入,而停留在环形空间内,起到润滑作用。当顶管外环形空间贯通时,浆液会在自重作用下向底部运移,使得顶管上浮,有效重度减小。
注浆量大小、泥浆的渗流深度和间隙填充率与多种因素有关[19],这些都影响着顶管与周围土体间的接触关系。在形成泥浆套后整个环形空间内泥浆充盈,顶管被浆液包裹漂浮,顶管与土体通过泥浆相互作用,并无直接接触,此时顶管处于理想状态。然而,在多数情况下接触关系并不理想。当开挖环形空间较小时,浆液难以注入,管壁与围土紧密贴合,顶管所受顶推力最大；当注浆量不足或泥浆流失严重时,环向空间内出现脱空,此状况多发于顶部,这时上部覆土可能发生严重变形,且减摩效果无明显提升；当浆液材料配比不当时,浆液密度则会发生离析现象,加上地下水的作用,使得所形成的泥浆套达不到厚度要求,继而对整个顶进过程造成影响。
鉴于此,本文将顶管施工中管壁与围土间的不同接触关系总结为以下4种：①管壁-围土；②管壁-空气-围土；③管壁-水-围土；④管壁-泥浆-围土。
2. 数值模拟
2.1 计算模型及模拟过程
根据上述4种接触关系建立相应的计算模型,并通过数值模拟探讨不同接触关系下冲击震源作用于管道内壁时顶管的冲击响应波场特征。冲击映像法的试验过程由常用有限元分析软件Abaqus进行模拟,图1为数值计算模型图。实际模拟时采用对称计算,其中：图1（a）为模型立体图；横截面示意图如1（b）所示。
模型分为有限元区域和无限元区域两个部分,其中管壁-泥浆-围土工况和管壁-水-围土工况的有限元区域由固体模块和流体模块轮流迭代运算,而管壁-围土工况和管壁-空气-围土工况仅在固体模块下计算,且管壁-围土工况未设置环形空间区域。有限元固体模块为长3000 mm、内径1972 mm、外径4000 mm的圆柱筒体,由内至外依次是24 mm厚的钢管层（与实际顶管等厚）、30 mm厚的环形空间和960 mm厚的围土区。考虑到各工况下顶管不能完全脱空,故在顶管腰线以下等间距设置不连续支撑,每小段支撑弧长约为50 mm,对应圆心角为0.3°,支撑间间隔亦为50 mm。固体模块中采用C3D8R结构化网格,网格密度为24～50 mm。在腰线以下间隙和腰线以上环形空间内为流体模块,分别建立泥浆和水两个工况,采用FC3D8结构化网格,网格密度为10 mm。而有限元区域前后及外侧为无限元区域,采用C3D8扫掠式网格,与有限元区域接触部分网格密度设置也为24～50 mm。模型各组成部分材料的基本参数如表1所示。
表 1 数值模型各组分基本参数Table 1. Basic parameters of parts in numerical model模型组成 物性参数 顶管 参照Q235b型钢材。密度为7.85 g/cm3；弹性模为206 GPa；泊松比为0.2 围土（支撑） 采用顶管涉及土,为粉质黏土层。含水率为30.6%；重度18 kN/m3；孔隙比为0.855；黏聚力27 kPa；内摩擦角15.2° 泥浆 按现场配比方案（膨润土与水质量比为5∶100）估计。动力黏度取0.03；密度取1.05 g/cm3 模拟时弹性波由小钢球沿管道内表面法线方向冲击内壁产生,钢球直径为1 cm。考虑到底部支撑体对模拟响应可能产生影响,本模型对小球在轴线中点处做竖直上抛运动,设置小球与管壁接触瞬间冲击速度为2 m/s,计算与冲击点轴向偏移距为10 cm处的波动场。
2.2 模拟结果
图2所示为不同接触关系下钢球冲击管道内壁时所得波动的时程曲线,由图2可明显看出4工况在0.01 s内能量基本衰减完成。响应波形振幅差异主要体现在首波,第一个周期内即达到了最大振幅,其中管壁-空气-围土接触关系下首波振幅最大,最大和最小峰值相差约为1.1 mm/s；而其他接触关系下首波振幅相对较小,管壁-围土工况振幅最小,且波形振幅衰减较快。管壁-水-围土和管壁-泥浆-围土这两种接触关系中波形时程曲线的衰减规律、振幅大小等都十分相近,难以进行判别。
研究不同接触关系下各频率成分的幅值特征和能量分布,对4工况的波形进行快速傅里叶变换。图3为不同接触关系下冲击响应波形频谱图,通过分析可知4接触关系下弹性波频谱范围均在1800 Hz以下,且800～900 Hz皆存在一个显著峰值。然而,除管壁-围土工况主频单一外,其他接触关系的频谱特征都相对复杂。图3（b）显示当接触关系为管壁-空气-围土时,在800～1400 Hz出现多个峰值,能量较为分散,第一个卓越峰值相对于管壁-围土工况大大降低,这说明当有气体存在时,由于其波阻抗远小于土体,弹性波在相交界面处产生较强的散射、反射以及叠加现象,这就使得冲击响应拓展到了高频区域。而图3（c）与图3（d）中两种工况的频率图也大致相同,图中都存在明显的4个峰值,且除第一个卓越峰值外后续峰值大小相当,仅为第一峰值的二分之一。4种接触关系中该工况下的第一卓越峰值最小,能量衰减程度最大。
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图 3 不同接触关系下波形的频谱特征Figure 3. Spectral characteristis of wave form under different contact relationships图4给出了不同接触关系下各频率的幅值比,由图4（a）可知在整个频率范围内管壁-泥浆-围土和管壁—水-围土接触关系的幅值比接近于1,且仅在1400～2200 Hz有小幅波动,说明这两种工况和前文观察时程曲线和频谱特征所得结论一致,分辨难度极大,这很可能由于泥浆和水皆为流体介质,弹性波在流体或流固边界处传播时差异性特征波形被吸收或弱化导致。而由图4（b）可知环形空间内充满空气工况与充满泥浆工况时,两者各频率的幅值比均在1以上,平均值在2.2左右,但数据点较为离散,在能量集中区有波动较大,最大幅值比可达5倍,这说明两种工况的差异性十分显著,极易分辩。图4（c）为管壁-泥浆-围土接触关系与密实接触关系的频谱幅值比,从图中可看出在0～700 Hz和1600～3000 Hz两个频段内比值较稳定,倍数关系约为1；对于900～1500 Hz频段,由于管壁-围土工况经第一个卓越峰值后骤然衰减,而管壁-泥浆-围土工况的响应仍然较强,频谱图中幅度比值急剧变化,在1400 Hz左右达到最大值；而在700～900 Hz频段内,管壁-围土工况能量较为集中,幅值明显大于管壁-泥浆-围土工况,两者的幅值比小于1。类比推理可得：在频谱图中,管壁-空气-围土或管壁-水-围土工况与管壁-围土工况的幅值比也呈现类似规律,文中不再赘述。
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图 4 不同接触关系下各频率的幅值比Figure 4. Amplitude ratios of various frequencies under different contact relationships综上分析可知,除管壁-水-围土和管壁-泥浆-围土工况外,在冲击荷载作用下不同接触关系所产生的波形皆呈现出较为明显的响应特征,可通过分析波形的振幅大小和频谱特性初步判断顶管与围土之间的接触状态,并应用到现场的实际检测当中。
3. 冲击映像法实际工程应用
本研究以苏州第二水源引水工程第3标段为试验场地进行了冲击映像法的检测试验。
3.1 仪器设备及试验方法
冲击映像法检测仪器主要由100 Hz速度型垂直分量动圈式检波器、数字地震采集仪以及连接电缆构成,详细的技术指标表2所示。
表 2 冲击映像法试验所用仪器的技术指标Table 2. Technical specifications of instruments used in impact image method数据采集设备 传感器 电缆 型号 A/D 转换 动态范围 通频带 型号 灵敏度 固有频率 Geode-24 24 bit-δε 144 dB 1.75~20000 Hz Benthos 0.28±5% V/cm/s 100±5% Hz 27芯信号线 由于顶管内壁为环形曲面,现场试验中难以在侧面及顶部对小钢球进行操作,故现场试验采用冲击锤代替数值模型中的小钢球进行弹性波的激发操作。检测时冲击锤在传感器一侧进行敲击,冲击锤上配有力传感器,可记录每次敲击时冲击力的大小,以便数据分析时能对响应波形进行归一化处理（经多次实践,冲击力与冲击响应强度间呈近似线性关系）。传感器与敲击点间距离为0.1 m,同时采样间隔为20.833 μs,采集时长为0.1 s。数据采集完成后将传感器沿测线向前移动0.1 m,利用冲击锤进行第二次激发,并采集数据。重复上述过程,直至整条测线采集完毕。根据现场情况,本次试验沿顶管内部轴线平行布置4条测线,分别位于管道截面的8点、9点、10点和11点位置（由时钟规定测线方向）,测线起始端离洞口处距离为84 m,测线总长为72 m,如图5所示。
3.2 检测结果分析
弹性波由冲击锤激发后向检测面下部空间内传播,引起介质在其平衡位置运动。根据数值仿真结果,当传播过程中所遇介质有差异时,波形振幅、衰减时长、频谱特征等都会发生变化。鉴于此,本文采用能综合表征振幅大小和波动时长的冲击响应强度指标及波形频谱特性对顶管施工中管壁与围土接触情况进行分析,直观系统地判别环形空间内的泥浆分布情况。
在采集数据完成后,去除异常波形并对数据进行滤波处理,消除施工时电气和机械设备所产生的噪音,同时对激发源进行归一化处理。图6为试验段注浆前及注浆后的冲击响应强度平面展开分布结果,图中横坐标为洞口与检测点之间的距离,洞口位置为0.00 m；纵坐标为沿管道壁的弧长,顶管腰线位置处坐标为0.00 m,即9点钟测线位置,规定向上为正,向下为负,则由顶管内径1.972 m计算得到8点钟测线纵坐标为-0.516 m,10点钟测线坐标为0.516 m,11点钟测线坐标为1.032 m。由图6可见,注浆前管道9点钟测线与11点钟测线之间存在大片的冲击响应强度低值,说明该区域内管壁与周围土体接触密实,无泥浆填充或泥浆层极薄,顶进时管道内壁将产生较大的摩擦阻力；管道9点钟测线以下为冲击响应强度高值区域,管道与周围土体之间泥浆可能较为充盈。注浆后管道在腰线（9点钟测线）以下大部分区域内冲击响应强度显示高值,而管道腰线以上除了84～95 m和108～126 m区间外冲击响应强度较低,这说明顶管上方大部分区域在注浆后仍然与围土密实接触,摩擦阻力较大。
上述分析初步判定了环形空间内泥浆的可能分布情况,即通过冲击响应强度分布图将低值区的接触关系总结为管壁-围土接触；而高值区则与管壁-泥浆-围土接触关系对应。然而,环形空间内介质成分十分复杂且介质密度差异性并不显著,这使得管壁与围土间通过空气或流体接触时所引起的冲击响应强度也可能呈现高值。鉴于此,本研究结合数值计算中各工况下的频谱特性分析结果对冲击响应强度高值区作进一步研究。同时,数值模拟结果显示管壁-水-围土接触关系和管壁-泥浆-围土接触关系的冲击响应波形特征相近,考虑到管壁-水-围土接触关系是一种极限情况,即已将泥浆与环形空间内可能存在的流体差异性放大,在实际工程中即使泥浆配比不当或受到强烈地下水稀释作用的影响,浆液也必然会存在一定浓度,故本文认为该检测手段不能区分管壁-水-围土和管壁-泥浆-围土工况。同时考虑到实际工程中在管壁-水-围土和管壁-泥浆-围土两种工况下,顶管与围土间顶进施工所产生的摩擦阻力均较小,对工程结论无太大的影响,故在本次现场数据分析时也仅考虑管壁—空气-围土、管壁-泥浆-围土、管壁-围土3种接触情况。依据介质密度的相对大小,本研究猜想环形空间底部的接触关系更可能表现为管壁-泥浆-围土接触,而顶部则更多地表现为管壁-空气-围土接触。同时基于猜想在注浆前后冲击响应强度发生明显变化的典型区域内的4条测线上选取了6个测点进行波形的频谱特征分析,其中除测点④处在低值区外,其余测点都位于高值区。测点②、③、④位于同一测线,同时测点①、②与测点③、⑤、⑥分别处在同一纵列上,所有测点的位置信息如表3所示,同时布置于图6（b）中。
表 3 选定测点的位置信息Table 3. Location information of selected test points测点 测线标号 距洞口位置/m 测点 测线标号 距洞口位置/m ① 11点测线 92 ④ 10点测线 145 ② 10点测线 92 ⑤ 9点测线 118 ③ 10点测线 118 ⑥ 8点测线 118 图7所示为所选测点波动的时程曲线和频谱特征图,可看出实际采集数据与数值计算结果基本相似,弹性波在介质中传播速度较快,检波器基本经0.001 s左右即能采集到返回波,且波动持续时长较短,在0.015 s内完全衰减。频谱图带宽范围在0～2500 Hz,且在800～1000 Hz也都存在一个明显峰值。图7（d）中响应波形规整且频谱范围较窄,与数值模拟中的管壁-围土工况结果十分吻合,且测点④在冲击响应强度的低值区内,可综合判断出该点为管壁与围土密实接触。由图7（a）可知,测点①波形的首波幅值都在-200～150 mV（采集仪通过电信号记录波形数据,单位为mV）,与测点④波形的首波幅值相当,在频谱图中呈现多个峰值,且各频率下能量较小,说明该区域内的接触关系可能为管壁-泥浆-围土。
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图 7 所选测点的波形及频谱图Figure 7. Time-history curves and spectra of waveform for selected points本文假定测点①的接触关系即为管壁-泥浆-围土,并以测点①的数据结果作为比较标准,在频谱图内对其他冲击响应高值区测点的接触关系进行逐一分析。对于测点②,频谱特征基本与测点①相当,易得该测点为管壁-泥浆-围土接触。测点③首波幅值显著增加,扩大到了-450～300 mV,频谱图中出现多个峰值,且与测点①对比可知各频率幅值比在2.1（平均值）左右,故此测点接触关系与管壁-空气-围土更为相近。测点⑤的频谱特征和测点③类似,幅值变小,与测点①各频率幅值比大约为1.5,也多为管壁-空气-围土接触。而测点⑥与测点①频谱图较为相似,但其第一个卓越峰值比测点①高出30%左右,从频谱特征和时程曲线可判断环形空间内的泥浆层较薄,接触关系介于管壁-围土与管壁-泥浆-围土之间。
总结上述各测点的判定结果对冲击响应强度高值区的接触关系进行区域划分。通过测点①和②可知在管道9点钟测线以上84～95 m区域内泥浆层较厚,而通过测点③、⑤、⑥可知：对于108～126 m的大片冲击响应强度高值区,在环形空间内顶部处有少量泥浆层；中间10点测线位置多为气体填充；而10点钟测线与底部区间内为较薄泥浆层,局部也存在零星脱空现象,故此次工程中除了对冲击响应低值区进行二次补浆外,在108～126 m区域内也需对顶管侧面进行补浆作业。
4. 结论
本文通过数值模拟和实际工程检测对冲击映像法在顶管施工泥浆套检测中的应用进行了研究,并依据顶管推进过程中泥浆、顶管与土体相互作用机理将管壁与围土间可能存在的接触关系总结为4种,研究结论如下：
（1）当管壁与围土密实接触时,冲击响应波形振幅较小,且频谱范围分布较窄；而当环形空间内有泥浆或空气填充时,波形振幅变大,在频谱图中出现多个峰值。
（2）根据数值计算结果将不同接触关系下各频率的幅值大小进行对比,可得到管壁-水-围土工况和管壁-泥浆-围土工况在0～3000 Hz频段内幅度比值接近于1,仅在1400～2200 Hz有小幅波动,分辨难度大。管壁-空气-围土与管壁-泥浆-围土工况在试验频率范围内幅值比的平均值在2.2左右,两者差异性明显,极易区分。而管壁-泥浆-围土与密实接触的频谱幅值比不再是一个固定的倍数关系,在不同频段呈现不同的响应特征,辨别度也较高。
（3）现场检验中采用冲击响应强度指标对响应振幅大小和波动时长进行综合描述,初步区分了管道与围土间的接触关系,直观系统地判别了泥浆可能分布的区域。同时通过分析波形的频谱特性对接触关系进一步细化,使检测结果准确度和精度大幅提升。
（4）冲击映像法在顶管施工泥浆套检测中得到了较好的应用,日后的研究中可对冲击响应波形的其他特征做进一步拓展,从而使检测结果更具备有效性。
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图 2 大尺寸固体废弃物压缩-渗透装置
Figure 2. Large-scale solid waste compression-permeation experimental system
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图 3 泥饼压缩-渗透系列试验方案
Figure 3. Experimental scheme for compression-permeation of dewatered slurry cake
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图 4 试样分级加载时压缩量、孔隙比及饱和度变化曲线
Figure 4. Change of deformation, void ratio and saturation of samples during loading
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图 6 A试样在不同荷载条件下孔隙分布示意图
Figure 6. Pore distribution of Sample A under different loading conditions
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图 7 试样空气孔隙率和压实度与荷载的关系
Figure 7. Change of volume ratio of air and degree of compaction of samples against external loads
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图 8 试样孔隙比和压实度与荷载的关系
Figure 8. Curves of void ratio and degree of compaction of samples against external loads
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图 11 渗透系数和压实度与荷载的关系
Figure 11. Curves of permeability coefficient and degree of compaction of the sample against external loads
表 1 试验所用泥饼的基本物理性质
Table 1 Basic physical properties of dewatered slurry cake
相对质量密度Gs 塑性指数 含水率/% 初始干密度/(g·cm-3) 最大干密度/(g·cm-3) 最优含水率/% 粒径组成/% d>0.075 0.075≥d>0.005 d≤0.005 2.66 13.52 45.16 1.19 1.38 29.84 0.95 68.5 30.55 
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表 2 试验所用泥饼的矿物组分及含量
Table 2 Mineral composition and content of dewatered slurry cake
矿物成分 石英 云母 方解石 钙长石 高岭石 含量 33% 31% 10% 22% 4%
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表 3 分级加载过程中试样的固结系数
Table 3 Consolidation coefficient of samples during graded loading
荷载/kPa 固结系数cv*/(mm2·s-1) A试样 B试样 50 609.31 806.78 100 140.85 497.62 200 108.36 115.81 400 38.60 32.80 800 2.33 2.02
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