不同注浆材料对隧道漏水漏砂封堵效果试验研究

刘永超; 袁振宇; 程雪松; 李刚; 张天星; 栗晴瀚

doi:10.11779/CJGE2021S2059

不同注浆材料对隧道漏水漏砂封堵效果试验研究 English Version

刘永超^{1, 2,},
袁振宇¹,
程雪松^1, ,,
李刚²,
张天星²,
栗晴瀚¹

1.
天津大学建筑工程学院,天津　300072
2.
天津建城基业集团有限公司,天津　300301

基金项目:

国家自然科学基金重点项目 41630641

详细信息

作者简介:
刘永超(1970— ),男,博士,教授级高级工程师,主要从事岩土工程设计与施工技术研究与管理。E-mail: chao96521@vip.sina.com

通讯作者:
程雪松, E-mail: cheng_xuesong@163.com

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2021-08-12
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2021-10-31

Experimental study on plugging effect of different grouting materials for water and sand leakage of tunnels

1.
School of Civil Engineering and Architecture, Tianjin University, Tianjin 300072, China
2.
Tianjin Jiancheng Foundation Group Co., Ltd., Tianjin 300301, China

摘要

摘要: 在盾构隧道中经常出现漏水漏砂事故,注浆是常见的抢险方法,由于地下环境经常是动水条件,所以对注浆材料有很高的要求,需要综合考虑注浆材料的凝结时间、动水留存率、堵水率等指标。通过室内试验,对高分子材料、马丽散、双液浆、双组份水反应类聚氨酯、膏状浆液与水玻璃混合物、高分子材料与双液浆混合物等六种注浆材料进行堵漏试验并做对比研究,分析不同注浆材料的堵漏效果及堵漏机理,并提出堵水比量化评价参数。
- 室内试验 /
- 注浆材料 /
- 堵漏效果 /
- 堵漏机理 /
- 堵水比
Abstract: Water and sand leakage accidents often occur in shield tunnels, and grouting is the common emergency treatment method. Because the underground environment is often dynamic water conditions, the grouting materials have high requirements, which need to comprehensively consider the properties of grouting materials, such as setting time, dynamic water retention rate and water plugging rate. Through the laboratory tests on six kinds of grouting materials: polymer materials, marithan, double-grouting, reaction of two-component water polyurethane, paste slurry mixture with sodium silicate, and polymer materials and double-liquid mixture, the plugging effect and mechanism of grouting materials are analyzed, and the quantitative evaluation parameter, water plugging ratio, is put forward.
- laboratory test /
- grouting material /
- plugging effect /
- plugging mechanism /
- water plugging ratio

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0. 引言

近年来,国内外学者针对经历循环荷载历史后土体的剪切特性进行了大量研究^[1-5]。一般来说,循环荷载会使土体的超孔隙水压力增大,平均有效应力降低,从而导致土体的循环后强度降低。王淑云等^[1]针对重塑粉质黏土,在不同围压下进行了一系列静三轴和动-静三轴不排水试验,发现粉质黏土的振后不排水强度衰减程度取决于动载引起的动应变和孔压值；郑刚等^[2]认为原状土样的振后不排水抗剪强度显著衰减,而重塑土的抗剪强度变化不甚明显；Moses等^[3]发现土体的振后不排水强度随循环荷载幅值的增加而减小；Yasuhara等^[5]研究了重塑Ariake黏土的循环后剪切特性,发现循环荷载作用后土体累积孔压可以很好地评价振后不排水剪切强度,并提出了预测土体振后抗剪强度的经验模型。

然而,经历循环荷载作用后的土体往往处于未固结和完全固结的中间状态,该状态可用振后固结度这一概念进行描述。目前针对原状软土在不同振后固结度条件下的剪切特性研究较少。因此,有必要针对不同振后固结度下的软土振后剪切特性进行研究。本文选取珠江入海口原状软土,通过一系列的动-静三轴试验,分析了初始围压,循环应力比以及振后固结度对土体振后剪切特性的影响,以期加深对软土振后静力特性的理解,为工程设计提供试验基础。

1. 土体试样和试验方案

1.1 土样基本物理力学特性

试验选取珠江入海口原状软土为研究对象,土壤呈深灰色,取土深度为0～7 m。依据《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》获得土体的基本物理力学指标和土体的粒径分布曲线分别见表1和图1所示。

表 1 原状软土基本物理力学指标值

Table 1. Indices of basic physical and mechanical properties of undisturbed soft soils

物理力学特性	取值
天然密度ρ/(g·cm^-3)	1.54~1.79
含水率w/%	38.3~69.1
孔隙比e	1.12~1.91
相对质量密度G_s	2.71
液限w_L/%	38.5~61.8
塑限w_P/%	19.4~28.0
塑性指数I_P	19.1~33.8
渗透系数K/(10^-7cm·s^-1)	8.79~10.80
压缩系数a_v/MPa^-1	0.48~1.15
侧压力系数K₀	0.44

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图 1 粒径分布曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve

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1.2 试验方案

通过薄壁取土器进行现场取土,并将原状土样保存在恒温恒湿箱中。按照《土工试验方法标准（GB/T 50123—2019）》的要求,将土体制成直径38 mm,高76 mm的原状试样,并采用真空饱和及反压饱和法对试样进行饱和。首先对所有圆柱试样进行真空饱和,然后将试样置于压力室内进行反压饱和,当B值达到0.95以上时,可认为土体已经饱和。随后,对试样施加一定的固结压力,进行等向固结,当试样排水体积速率小于100 mm³/h时,认为土样固结完成。为研究有效固结围压对振后强度的影响,本次试验中选取有效固结围压分别为20,40,60 kPa。

对固结完成后的土体在不排水状态下开展循环三轴试验,并采用Sakai等^[6]提出的循环应力比CSR描述循环偏应力大小,即

$CSR = q / 2 {p^{'}}_{0} = q / 2 {σ^{'}}_{3}$ ,

(1)

式中,q为循环偏应力幅值, ${p^{'}}_{0}$ 为固结完成后的有效围压。为研究CSR对振后土体强度的影响,在围压为60 kPa下,CSR值分别取0.08,0.17,0.25,0.33。循环轴向偏应力采用半正弦波形,频率为0.1 Hz,且循环振次为1000次。

对振动后的试样再次进行固结过程,并采用振后固结度这一概念描述振后土体固结程度。试验过程中为得到不同振后固结度的土体,可通过向振后试样施加不同的反压。具体为：向经历循环荷载作用后的土体施加一定的反压p_u,此时,振后土体在一定围压作用下进行固结,振动过程中产生的超孔隙水压力将逐渐降低直至与反压相等。因此,振后不同固结度U_r可通过下式计算得到,

$U_{r} = 1 - \frac{p_{u}}{{(Δ u)}_{cy}}$ ,

(2)

式中,p_u为再固结过程中施加在试样上的反压,(∆u)_cy为振动过程中产生的超孔隙水压力。

当试样再次固结完成后,对土体进行三轴固结不排水剪切试验。其中,剪切过程中均采用应变控制,剪切速率为0.1%/min。当应变达到20%时,试验结束。对于经历和未经历循环荷载作用的土体而言,若静力剪切过程中应力应变曲线出现峰值点,其不排水抗剪强度为峰值偏应力的1/2；若未出现峰值点,则土体不排水抗剪强度取20%应变处对应偏应力的1/2。整个试验方案如表2所示,其中ST-20,ST-40和ST-60为未经历循环荷载作用的土体在不同围压条件下的静三轴试验。经历和未经历循环荷载作用的土体强度用S_u表示。

表 2 试验方案

Table 2. Test schemes

试样编号	${p^{'}}_{0}$ /kPa	q^ampl/kPa	CSR	循环次数	U_r/%	S_u/kPa
U₀₁	20	10	0.25	1000	0	20.2
U₀₂	20	10	0.25	1000	25	24.4
U₀₃	20	10	0.25	1000	75	22.8
U₀₄	20	10	0.25	1000	100	33.0
U₀₅	40	20	0.25	1000	100	40.4
U₀₆	60	30	0.25	1000	100	39.5
U₀₇	60	10	0.08	1000	100	32.7
U₀₈	60	20	0.17	1000	100	31.5
U₀₉	60	40	0.33	1000	100	42.9
ST-20	20	—	—	—	—	28.5
ST-40	40	—	—	—	—	33.4
ST-60	60	—	—	—	—	33.5

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2. 试验结果

2.1 固结围压对振后土体强度的影响

图2展示了循环荷载后完全固结试样在不同围压下的偏应力-应变曲线。其中,CSR=0.25,U_r= 100%。可以看出,不同围压下的q-ε曲线变化趋势相同。当应变较低时,应力在小应变范围内迅速增加。随着应变的增加,应力增速放缓,当轴向应变为20%左右时,偏应力趋于稳定。不同围压下完全固结的振后试样强度大于相同围压无循环荷载作用历史的土体静强度。例如,当围压为60 kPa时,试样的振后强度比未经历循环荷载作用下的强度大6.0 kPa。此外,对比发现,实验条件相同的情况下,振后土体的抗剪强度随着围压的增加基本呈增大趋势。具体为完全固结的振后试样在初始固结围压为20,40,60 kPa时,对应的抗剪强度分别为33.0,40.4,39.5 kPa。

图 2 不同围压下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 2. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different confining pressures

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2.2 循环应力比对振后土体强度的影响

图3展示了不同循环应力比循环荷载作用后完全固结试样（U_r=100%）的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为60 kPa。可以看出,初始应变随着CSR的增加而增加。当CSR值分别为0.08,0.17,0.25和0.33时,对应的初始应变分别为0.24%,0.43%,0.66%,4.27%。当CSR>0.25时,试样的振后剪切强度明显大于静态剪切强度（表2）。相较于未经历循环荷载的土体静强度,当CSR=0.08时,振后土体强度增幅为-0.8 kPa；当CSR=0.33时,振后土体强度增幅为9.4 kPa。同样地,土体振后剪切强度随着CSR的增大而增大。当CSR从0.08增大到0.33时,土体振后剪切强度从32.7 kPa增大到42.9 kPa。

图 3 不同循环应力比下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 3. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different CSRs

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2.3 振后固结度对振后土体强度的影响

图4为不同振后固结度下土体的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为20 kPa,CSR=0.25。通过与未经历动荷载的试样q-ε曲线对比发现,U_r在75%～100%存在临界值,使得振后土体强度等于相同围压下未经历动荷载作用的土体强度。当固结围压为20 kPa,固结度为0%,25%,75%,100%时,抗剪强度分别为20.2,24.4,22.8,33.0 kPa。试验结果表明土体的振后抗剪强度随U_r的增大而增加。

图 4 不同振后固结度下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 4. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different degrees of reconsolidation

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3. 结论

本文通过对珠江入海口原状软土开展一系列动、静三轴试验,对其振后强度特性进行了研究。

（1）经历循环荷载作用后的土体,不同因素影响下对应的偏应力-应变曲线变化趋势基本一致。不同固结围压影响下,振后完全固结试样的振后抗剪强度大于未经历动荷载土体静强度。另一方面,土体振后抗剪强度随初始固结围压的增大呈增加趋势。

（2）当循环应力比大于0.25时,振后完全固结状态下土体剪切强度明显大于相同围压下未经历循环荷载作用的土体静态剪切强度。另一方面,振后完全固结的土体,其振后剪切强度随着循环应力比的增大而增加。

（3）土体振后抗剪强度随振后固结度的增加而增大,且振后固结度存在某一临界值,使得土体的振后抗剪强度与相同围压条件下未经历循环荷载作用的土体抗剪强度基本一致。

图 1 试验装置整体结构及模型箱

Figure 1. Schematic diagram of overall structure and model box

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图 2 试验数据

Figure 2. Experimental data

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图 3 不同材料堵漏机理

Figure 3. Plugging mechanism of different materials

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表 1 试验分组表

Table 1 Test scheme

试验编号	注浆材料	水头/m
1	高分子吸水材料	3
2	高分子吸水材料	5
3	马丽散	3
4	马丽散	5
5	双液浆	3
6	双液浆	5
7	双组份水反应类聚氨酯	3
8	膏状浆液+水玻璃	3
9	高分子吸水材料+双液浆	3

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表 2 各注浆材料堵水比

Table 2 Water plugging ratio of grouting materials

注浆材料	堵水比/%
注浆材料	水头3 m	水头5m
高分子吸水材料	38.4	31.7
马丽散	57.5	43.0
双液浆	40.6	36.1
聚氨酯	100.0	—
膏状浆液	44.2	—
高分子+双液浆	85.0	—

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