全強風化砂頁巖地層壓密加固效果試驗

肖敏, 王曉晨, 王一達, 翁賢杰, 樊文勝, 張連震*

(1.江西省交通投資集團有限責任公司, 南昌 330000; 2.江西省交通投資集團有限責任公司項目管理公司, 南昌 330000;3.山東大學土建與水利學院, 濟南 250061; 4.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院, 青島 266580)

在港口碼頭、水利隧洞、交通隧道等工程建設過程中經常遭遇富水全強風化砂頁巖地層,該地層具有富水性強、自穩能力差、受擾動作用影響強等特點,在工程施工過程中極易出現地基承載力不足、塌方、突水突泥等災害問題,嚴重威脅工程建設期安全,造成重大人員傷亡事故[1-4]。

注漿是提升全強風化砂頁巖地層物理力學性能與隧道圍巖穩定性的主要方法之一[5-6],通過該方法可實現隧道工程建設期災害的有效治理。大量工程實踐表明,漿液在全強風化砂頁巖地層主要以劈裂擴散形式為主[7-8],漿液在擴散過程中形成劈裂通道,通道兩側土體在漿液壓力作用下不斷被擠密,在該過程中地層土體顆粒間的間距降低,顆粒間有效應力增加,地層物理力學性能得到提升。而其中,含水率是影響地層物理力學性能的重要因素,注漿壓力則在一定程度上決定地層的壓密加固效果。明確二者與地層物理力學參數之間的關系,對于進一步理解全強風化砂頁巖地層注漿壓密作用機理,指導注漿工程中參數設計具有重要意義。

試驗研究是分析不同地層介質注漿加固問題的主要方法,眾多專家學者圍繞著富水軟弱地層的注漿加固問題開展了大量有益的探索。舒恒等[9]研究了超大直徑盾構隧道巖溶地層的地表注漿加固范圍,確定了地表注漿加固范圍確定方法。劉德安等[10]研究了注漿加固前后富水泥巖大斷面隧道的穩定性,提出了超前帷幕注漿最優參數。楊磊等[11]研究了隧道穿越軟硬交界地層的注漿控制方法,提出了復合錨桿樁、超前深孔注漿、強化補償注漿的聯合注漿加固技術。李鵬等[12]研究了泥質斷層在多序劈裂注漿作用下的變形特性,獲得注漿次序對于泥質斷層土體應力-應變關系的影響規律。張偉杰等[13]開展了富水破碎巖體多孔次分序注漿試驗,獲得了注漿擾動作用下富水破碎巖體的物理場演變規律,總結了松散破碎巖體與泥質軟弱巖體的注漿加固模式。張連震等[14-16]研究了注漿壓力對于含黏性砂土層壓密過程的影響,確定壓力作用下不同含量黏性土對于砂層應力與應變關系的影響。王凱等[17]通過開展全風化花崗巖注漿模擬試驗,分析劈裂注漿對于地層強度特性與水力特性的影響機制。然而,現有富水軟弱地層注漿試驗研究中,對于全強風化砂頁巖地層注漿加固效果的研究較少,地層壓密加固后其物理力學性能的提升程度尚不清晰,尚無注漿參數與加固后地層物理力學參數的定量關系模型,難以對于注漿工程實踐中的參數設計進行有效指導。

為了研究注漿對于全強風化砂頁巖地層的壓密加固效果,現以壓縮模量、黏聚力、內摩擦角、滲透系數作為表征地層力學性能的主要指標,選取江西省萍-蓮高速白竺隧道與蓮花隧道的典型全強風化砂頁巖地層土體,首先,通過開展固結試驗、直剪試驗與滲透性試驗,測試確定不同含水率條件下注漿壓力對于地層物理力學參數的提升規律,獲得注漿壓力與地層物理力學參數的定量關系。其次,通過回歸分析方法,建立可定量化描述不同含水率條件下地層物理力學參數與注漿壓力的關系模型。最后,結合蓮花隧道工程全強風化砂頁巖地層注漿加固工程驗證注漿壓力-地層物理力學參數關系模型的合理性。

1 全強風化砂頁巖地層壓密過程分析

受地層孔隙率的影響,全強風化砂頁巖地層注漿時,漿液在地層內擴散往往以劈裂注漿擴散形式為主,在注漿壓力的作用下,全強風化砂頁巖地層被壓縮擠密。當土體含水時,在漿液壓力的作用下土體發生壓縮固結,土體中的水被緩慢排出,此時,土顆粒之間的空隙減少,顆粒之間的有效應力增加,如圖1所示。土體被壓密加固后,其物理力學參數得到一定提升。

圖1 注漿壓力作用下土體壓縮加固過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of soil consolidation process

土體壓縮固結過程中,固結應力實質上由注漿壓力提供,注漿壓力的大小決定了土體的壓密加固效果,而土體的含水率對于土體壓密加固具有重要影響。本文研究將注漿壓力與土體含水率作為影響加固效果的兩個關鍵因素來進行研究。

2 全強風化砂頁巖地層壓密加固效果室內試驗

2.1 試驗目的

為了確定全強風化砂頁巖地層的地層含水率、注漿壓力與注漿加固效果之間的關系,以壓縮模量作為地層抗變形能力的表征,黏聚力與內摩擦角作為地層抗剪切破壞能力的表征,滲透系數為地層抗滲性的表征,研究地層在不同初始含水率條件下,注漿壓力對于上述參數的提升作用。

2.2 試驗材料

為了使研究結果更貼近于工程實際,依托江西省萍-蓮高速公路白竺隧道與蓮花隧道,選取了工程中典型的全強風化砂頁巖地層進行原位土體取樣,如圖2所示,經土體含水率試驗測試發現,該地層土樣含水率在26%左右。為了分析含水率對于地層注漿壓密加固效果的影響,試驗中在此土樣的基礎上對于土樣的初始含水率進行了擴展,調整后,土樣的初始含水率分別為12%、14%、16%、18%、20%、22%、24%、26%、28%、30%、32%。

圖2 原位土體取樣Fig.2 In-situ soil sampling

2.3 試驗方法

通過開展模型試驗定量化研究注漿壓力對于全強風化砂頁巖地層的壓密加固效果往往十分困難,而注漿過程中地層在漿液壓力的作用下出現壓縮固結,固結應力的產生與固結過程的發生使得地層被壓密加固,物理力學性質得到提升。因此,本文研究采用間接方法開展研究,即首先對于地層土樣進行預先壓縮,以模擬注漿對于地層的壓密加固作用,然后分別測試預壓縮后土樣的壓縮模量、黏聚力、內摩擦角以及滲透系數。在實際注漿工程中,注漿壓力的區間一般為0～4 MPa[14-16],為了更好地模擬注漿壓力的影響,對土樣進行預先壓縮時的荷載區間為0～4 MPa。

2.3.1 固結壓縮試驗

通過開展壓縮固結試驗確定注漿壓力對于地層土體壓縮模量的影響。固結試驗采用南京土壤儀器廠生產的單杠桿固結儀開展,如圖3所示。試驗過程中施加荷載的順序與荷載梯度為0、25、50、100、200、300、400、800、1 600、3 200 kPa。新加一級荷載1 h以內,固結儀百分表讀數變化不超過0.005 mm,則認為在該級荷載下,試樣穩定不再壓縮變形,進行下一步加載。壓縮固結后的土樣如圖4所示。

圖3 WG型單杠桿固結儀Fig.3 WG type single lever consolidation instrument

圖4 固結后土樣Fig.4 Soil sample after consolidation

試驗結束后,通過式(1)計算相鄰兩級荷載之間所受應力差和應變差的比值以確定壓縮模量。

(1)

2.3.2 預壓固結后直剪試驗

通過開展直剪試驗確定注漿對于地層土體黏聚力與內摩擦角的影響。試驗開展前,首先對地層土樣進行預壓縮,其中,預壓縮應力分別設置0、0.5、1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 MPa九個等級。預壓縮后,對地層土體開展直剪試驗(圖5),直剪試驗中法向應力設置100、200、300、400 kPa 4個梯度,記錄各法向應力作用下發生剪切破壞時的極限剪切應力。采用線性莫爾庫侖包絡線形式對不同法相應力條件下對應的峰值剪切應力進行回歸分析,確定地層土體的黏聚力與內摩擦角。

圖5 直剪試驗Fig.5 Shear test

2.3.3 預壓固結后滲透性試驗

開展滲透性試驗以確定注漿對于地層滲透性的影響。由于滲透試驗過程中地層土體均處于飽和狀態,因此,僅分析注漿壓力對于地層土體滲透率的影響。試驗前,對于地層土樣進行預壓縮,預壓縮應力分別設置為0、0.5、1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 MPa。預壓縮后,采用變水頭法測量地層土體的滲透率,試驗儀器如圖6所示。

圖6 滲透實驗所用裝置Fig.6 Device for penetration test

3 試驗結果與分析

3.1 壓密加固后地層壓縮模量特征

不同含水率條件下地層土體的壓縮模量與應力的關系如圖7所示,由圖7分析得出以下結果。

圖7 不同含水率情況下固結應力對壓縮模量影響Fig.7 Effect of consolidation stress on compression modulus under different water content

(1)地層土體初始壓縮模量范圍在2～10 MPa,隨著應力的增加,壓縮模量最高達到100 MPa,增長了近10倍。相同含水率條件下,隨著應力的增加地層土體的壓縮模量隨之增大,并且近似呈近似正相關趨勢。這表明注漿工程實踐中,通過提高注漿壓力能夠進一步提升地層壓密加固效果,提升土體抵抗壓縮變形的能力。

(2)當應力變化范圍在0～1 600 kPa時,具有不同含水率的土體被壓密固結后其壓縮模量差距不大,這表明低應力條件下含水率對于壓縮模量的影響不明顯。隨著應力的增加,含水率對于地層壓縮模量的影響逐漸顯現,當應力提高至3 200 kPa時,含水率為30%的地層土體縮模量達到了100 MPa,而含水率為22%僅為75 MPa,具有高含水率的地層土體其壓縮模量明顯高于低含水率的工況,這意味提高注漿壓力對于含水率較高地層的壓縮模量的提升具有更明顯作用。

3.2 壓密加固后地層剪切力學特征

不同含水率條件下地層土體的黏聚力與應力的關系如圖8所示,由圖8分析可知:地層土體未經過預壓固結的時候,即土體為原狀土時,地層初始含水率決定了其自身黏聚力的大小,且二者呈負相關關系。土體經過預壓固結后,不同含水率地層土體其黏聚力均有了不同程度的提升。當預壓固結應力處于較低水平范圍時,地層黏聚力隨著預壓固結應力的增加而增大,含水率較高的地層其黏聚力增長較為明顯,此時,壓密加固后地層黏聚力的提升主要受含水率和預壓固結應力共同影響。隨著預壓固結應力的不斷增加,地層土體的黏聚力不斷增大,當預壓固結應力處于較高水平范圍時,不同含水率地層其黏聚力均達到了80 kPa左右。然而,隨著預壓固結應力的繼續增加,不同含水率地層土體其黏聚力差距逐漸減小,進一步提升預壓固結應力,不同含水率地層土體其黏聚力基本一致,壓密加固后地層黏聚力的提升不再受地層含水率的影響。

圖8 固結應力對黏聚力的影響Fig.8 Effect of consolidation stress on cohesion

不同含水率條件下地層土體的內摩擦角與應力的關系如圖9所示,由圖9分析可知:未經預壓固結的地層土體,其自身內摩擦角主要受含水率的影響,二者同樣呈負相關關系。地層土體經過預壓固結后,不同含水率地層土體內摩擦角均有了不同程度的提升。當預壓固結應力處于降低水平范圍時,地層內摩擦角隨預壓固結應力增加而增大,這與黏聚力-預壓固結應力變化關系一致,但不同的是,預壓固結應力處于較高水平時,并未出現不同含水率地層土體黏聚力趨于一致的情況,不同含水率地層土體黏聚力仍存在一定差距,這意味著高應力作用下地層土體的內摩擦角依舊受含水率的影響。

圖9 固結應力對內摩擦角的影響Fig.9 Effect of consolidation stress on internal friction angle

地層含水率與預壓固結應力是影響地層土體壓密加固效果的重要因素,在注漿工程實踐中,進一步提高注漿壓力能夠有效提升地層土體的黏聚力并進一步提升其抗剪性能,有效改善土體自身力學性質。

3.3 壓密加固后地層滲透特征

不同含水率條件下地層土體的滲透系數與應力的關系如圖10所示,由圖10分析可知:地層土體的滲透系數隨著預壓固結應力的增加呈現近似線性降低的趨勢。地層土體未經預壓固結時的滲透系數為1.8×10-6cm/s,當預壓固結應力達4 MPa時,地層土體的滲透系數降低至5×10-7cm/s,降低了一個數量級。這表明在原狀土體的抗滲性已經較好的情況下,提升預壓固結應力能夠進一步提升地層土體的抗滲能力,提升其壓密加固效果。在注漿工程中,注漿壓力越大,地層土體在漿液壓力作用下發生壓縮變形,體積變小,先前的土體顆粒之間的體積被擠壓壓縮,土體顆粒間的縫隙降低,滲流通道縮小,因此,滲透系數降低。

圖10 固結應力對滲透系數影響Fig.10 Effect of consolidation stress on permeability coefficient

4 注漿壓密效果與地層物理力學參數定量關系模型表征

由上文分析可知,注漿壓力大小影響著地層土體壓密加固后的物理力學參數,進一步建立預壓固結應力與地層土體物理力學參數之間的定量關系,可為劈裂壓密注漿工程的注漿參數定量化設計提供一定的參考。

4.1 地層土體壓縮模量與預壓固結應力關系模型

由上文可知,不同含水率條件下地層土體壓縮模量與預壓固結應力近似呈線性關系,采用線性方程y=Ax+B(A、B為待定常數)對二者關系進行回歸分析。試驗數據與回歸分析曲線如圖11所示,不同含水率條件下地層土體壓縮模量與預壓固結應力關系模型如表1所示。

表1 不同含水率條件下地層壓縮模量(Es)與預壓固結應力(P)關系模型Table 1 Relationship model between the consolidation stress on compression modulus under different water content

圖11 不同含水率下壓縮模量與固結應力關系回歸分析結果Fig.11 Regression analysis results of relation between compression modulus and consolidation stress under different water content

由上文可知,不同含水率條件下地層土體壓縮模量與預壓固結應力近似呈線性關系,采用線性方程y=Ax+B(A、B為待定常數)對二者關系進行回歸分析。試驗數據與回歸分析曲線如圖11所示,不同含水率條件下地層土體壓縮模量與預壓固結應力關系模型如表1所示。

由表1可知,Es-P關系模型回歸分析的相關系數均在99%以上,這表明線性回歸分析方程能夠較好地表征二者關系。因此,此不同含水率情況下全強風化砂頁巖壓縮模量與固結應力的關系為

Es=AP+B

(2)

式(2)中:A、B為由地層初始含水率確定的常數。式(2)適用范圍為含水率22%～30%的全強風化砂頁巖。

4.2 地層剪切力學參數與預壓固結應力關系模型

黏聚力與內摩擦角是反映地層土體抵抗剪切破壞的重要參數,由上文可知,地層土體的黏聚力、內摩擦角與預壓固結應力之間的關系有所不同,故分別分析建立剪切力學參數與預壓固結應力關系模型。

由上文可知,不同含水率條件下地層黏聚力隨預壓固結應力的增加非線性增加,基于試驗數據,采用二次函數形式,即y=Hx2+Ix+J(H、I、J為待定常數),對二者關系進行回歸分析,試驗數據與回歸分析曲線如圖12所示,不同含水率條件下地層土體黏聚力與預壓固結應力關系模型如表2所示。

表2 不同含水率條件下地層黏聚力(c)與預壓固結應力(P)關系模型Table 2 Relationship model between consolidation stress and cohesion under different water content

圖12 不同含水率下黏聚力與固結應力關系回歸分析結果Fig.12 Regression analysis results of relation between cohesion and consolidation stress under different water content

由表2可知,c-P關系模型回歸分析的相關系數均在96%以上,這表明線性回歸分析方程能夠較好地表征二者關系。因此,此不同含水率情況下全強風化砂頁巖黏聚力與固結應力的關系為

c=HP2+IP+J

(3)

式(3)中:H、I、J為由地層初始含水率確定的常數。式(3)適用范圍為含水率22%～30%的全強風化砂頁巖。

由上文可知,不同含水率條件下地層內摩擦角與預壓固結應力近似呈線性關系,采用線性方程y=Ax+B,對二者關系進行回歸分析,試驗數據與回歸分析曲線如圖13所示,不同含水率條件下地層土體內摩擦角與預壓固結應力關系模型如表3所示。

表3 不同含水率條件下地層內摩擦角(φ)與預壓固結應力(P)關系模型Table 3 Relationship model between consolidation stress and cohesion under different water content

圖13 不同含水率下內摩擦角與固結應力關系回歸分析結果Fig.13 Regression analysis results of relation between internal friction angle and consolidation stress under different water content

由表3可知,φ-P關系模型回歸分析的相關系數均在95%以上,這表明線性回歸分析方程能夠較好地表征二者關系。因此,不同含水率情況下全強風化砂頁巖內摩擦角與固結應力的關系為

φ=LP+M

(4)

式(4)中:L、M為由地層初始含水率確定的常數。式(4)適用范圍為含水率22%～30%的全強風化砂頁巖。

4.3 地層滲透系數與預壓固結應力關系模型

由上文可知,不同含水率條件下地層土體滲透系數與預壓固結應力近似呈線性關系,采用線性方程y=Ax+B(A、B為待定常數)對二者關系進行回歸分析。試驗數據與回歸分析曲線如圖14所示。

圖14 不同含水率下滲透系數與固結應力關系回歸分析結果Fig.14 Regression analysis results of relation between permeability coefficient and consolidation stress under different water content

由圖14可知,滲透系數-固結應力關系模型回歸分析的相關系數在95%以上,這表明線性回歸分析方程能夠較好地表征二者關系。因此,此不同含水率情況下全強風化砂頁巖滲透系數與固結應力的

關系為

k=LP+V

(5)

式(5)中:L、V為由地層初始含水率確定的常數。式(5)適用范圍為含水率22%～30%的全強風化砂頁巖。

5 工程應用

蓮花隧道工程為雙線分離式隧道,左右線樁號分別為ZK35+035～ZK38+245,YK35+050～YK38+270。隧道最大埋深317 m(左洞)/330 m(右洞),左右線長度分別為3 210 m、3 220 m。依據地質勘探資料,隧道穿越地層主要以全風化砂巖、強風化砂巖、中風化砂巖與極破碎巖層為主,地層物理力學性質較差,隧道開挖后穩定性較低,容易出現塌方、涌水涌泥、拱頂大變形等重大災害事故。

隧道采用復合襯砌形式,其中,初期支護由工字鋼拱架、超前小導管、超前錨桿以及C30混凝土等組成,二次襯砌采用鋼筋混凝土,隧道施工設計如圖15所示。針對隧道穿越全強風化砂頁巖地層區段,采用全斷面帷幕注漿方式對于地層進行超前加固,帷幕注漿加固圈厚度為6 m,加固長度為20 m。注漿材料以普通硅酸鹽水泥單液漿為主,注漿過程中輔以水泥-水玻璃漿液等材料。治理前,對全強風化砂頁巖地層區段取樣進行含水率測試分析,結果顯示該區段地層含水率為25.8%。采用本文提出的注漿壓力-地層物理力學參數關系模型[式(1)～式(5)]進行計算,計算時地層含水率按26%取值,結合注漿材料的特性,確定現場注漿壓力范圍為3～4 MPa,注漿速率為15～90 L/min。

圖15 隧道施工設計Fig.15 Tunnel construction design

通過注漿治理后,蓮花隧道工程全強風化砂頁巖地層得到有效加固,開挖過程中圍巖完整、地層穩定無坍塌,全強風化砂頁巖地層得到成功治理,現場揭露的漿脈特征與加固壓密地層如圖16所示。

圖16 現場揭露漿脈Fig.16 Expose the grouted veins in the field

對注漿加固區段地層進行取樣,分別開展固結壓縮試驗、直剪試驗與滲透性試驗測試其力學參數。實測壓密后地層土體的彈性模量、黏聚力、內摩擦角以及滲透系數與設計值誤差在15%以下,由此表明本文所提出的注漿壓密效果-地層物理力學參數定量化模型能夠為全強風化砂頁巖地層注漿治理參數設計提供可靠指導。

6 結論

(1)初始壓縮模量為2～10 MPa的全強風化砂頁巖地層土體,當注漿壓力達到3.2 MPa時,地層土體壓縮模量最高達到100 MPa,增長了近10倍。通過提高注漿壓力可有效提高地層的壓縮模量。低應力條件下不同含水率地層壓密加固后其壓縮模量的差距不大,高應力條件下高含水率地層土體的壓縮模量明顯高于低含水率的工況,提高注漿壓力對于含水率較高地層的壓縮模量提升具有顯著作用。

(2)地層土體未經注漿加固時其剪切力學參數(黏聚力、內摩擦角)受含水率控制。當注漿壓力處于較低水平范圍時(即0～3 MPa),含水率較高的地層黏聚力增長較為明顯,壓密加固后地層黏聚力的提升受含水率和注漿壓力共同影響。當注漿壓力處于較高水平范圍時(即>3 MPa),壓密加固后不同含水率地層土體的黏聚力基本一致,地層黏聚力的提升不再受地層含水率影響。對于地層內摩擦角而言,無論注漿壓力處于何范圍,含水率一直是影響地層內摩擦角的重要因素。

(3)地層土體的滲透系數隨著注漿壓力的增大呈非線性降低的趨勢。在地層原狀土體抗滲性已經較好的情況下,提高注漿壓力能夠進一步提升土體的抗滲能力,提升其壓密加固效果。

(4)通過回歸分析,確定了不同地層含水率條件下地層土體物理力學參數(壓縮模量、滲透系數、內摩擦角、黏聚力)與壓密加固效果之間的定量關系模型,該關系模型能夠較好地描述注漿壓密作用對于全強風化砂頁巖地層物理力學參數的提升程度。該關系模型是適用范圍為:①全強風化砂頁巖地層;②地層初始含水率范圍為22%～30%;③注漿壓力范圍0～4 MPa。

(5)結合蓮花隧道工程全強風化砂頁巖地層注漿加固工程,采用本文提出的注漿壓力-地層物理力學參數關系模型計算分析,給出了滿足地層加固要求的注漿壓力設計值,注漿治理后開挖揭露漿脈清晰,地層穩定,所提出的模型可為全強風化砂頁巖地層注漿治理參數設計提供參考。