新型速凝材料注浆加固富水破碎带机制分析

谢 波，邵金鹏，高 波，唐 波

(1.南京市轨道交通建设工程质量安全监督站，江苏南京 210015;2.南京地铁建设有限责任公司，江苏南京 210015;3.中铁隧道集团有限公司，河南洛阳 471009)

0 引言

注浆法是将材料按一定配比配制成浆液，用压送设备将其灌入地层或缝隙内使其扩散、胶凝或固化，以达到加固地层或防渗堵漏的目的。经过2个多世纪的理论研究和工程实践，注浆法已广泛应用于各类不良地质灾害治理，解决了诸如地层沉陷、隧道突涌水及竖井围压加固等问题，并避免了疏排水引起的生态环境破坏［1－4］。

针对富水破碎带注浆加固治理问题，国内外很多学者从不同角度进行了研究，很多学者从破碎地层的工程性质、治理注浆工艺及流体力学特性方面展开了研究，同时对破碎岩体注浆加固机制也进行了深入的理论分析并取得了重要的成果［5－7］。目前，国内所做的研究中:杨树才等［8］基于注浆材料加固强度、初凝时间及流动度研究了高水位软流塑淤泥质粉质黏土地层注浆改良问题。刘泉声等［9］等研究了断层破碎带深部区域地表预注浆加固问题，相关措施提高了岩体的自身承载能力及抗变形能力。综合分析前人的研究成果，基于水泥基速凝类注浆材料的富水破碎带注浆加固机制的研究较少，同时关于类似地层的注浆工程实践也较少。

本文在系统分析工程水文地质的基础上，采用COMSOL联合仿真基坑中的渗流状态，模拟水泥基速凝浆液对富水破碎带的注浆加固，并基于此进行注浆工程应用。

1 工程概况

1.1 工程背景

南京地铁3号线TA05标上元门车站距离长江约400 m，区段土层结构复杂，含水砂层发育，江水与地下水水力联系密切，同时车站基坑处于穿经长江的F5断裂分支影响范围内。地质勘探资料显示基坑底板标高处地层横向上有:粉细砂、软塑－流塑状粉质黏土及破碎状中风化白云岩。地基均匀性很差，工程岩体具有一定典型性及复杂性，属于临江富水破碎地层。基坑地层柱状图如图1所示。

上元门车站断面型式为地下3层侧式，施工方式采用明挖顺作法，车站地铁基坑开挖尺寸为163.5 m ×24.4 m ×24 m(长 × 宽 × 深)，底板埋深为25.0 m，底板标高－12.0 m，支护类型采用地下连续墙与支护桩相结合的方式，设计深入中风化岩2.5 m。

车站基坑开挖至埋深18 m处时，在14轴轴线里程、距西侧地连墙4 m位置出现一股泉眼状涌水，涌水量约为720 m3/d，水压约为0.17 MPa。为控制施工风险，对涌水点采用堆载反压进行应急处理，并停止基坑开挖工作，但基坑内仍出现大面积涌水，涌水点超过5处，上元门站100 m范围内全段涌水量超过3 000 m3/d。

1.2 基坑涌水分析

综合区域地质条件、水文地质条件分析认为，南京地铁3号线工程上元门车站处于F5断层分支影响范围内，断层破碎带富水，在基坑底部以下存在厚层含水层。此外岩体基岩面起伏较大，岩溶裂隙发育，含导水构造较发育。

结合工程区域地质条件分析认为:基坑涌水来源主要包括2部分，即微承压裂隙水和周边水平补给，两者补给来源均包括大气降水，同时在基坑开挖形成区域降水漏斗过程中相互补给。

图1 基坑地层柱状图Fig.1 Geological conditions of foundation pit

对基坑采用补充勘探和高密度电法进行探测，探明横穿基坑破碎带范围，显示该区域溶洞裂隙十分发育，存在大量过水通道。基于COMSOL软件建立了基坑开挖渗流模型，得出结果:随着基坑开挖上覆地层应力逐渐减小，逐步破坏了地下水渗流压力与地层应力的平衡状态;同时，地下水的渗入弱化了砂土颗粒间的黏聚力及咬合力，形成透水通道引发基坑涌水。基于横穿基坑富水断裂破碎带及岩溶等不良地质影响，如不采取有效的加固治理措施，随着基坑的开挖势必会影响到基坑稳定和周边环境安全。车站高密度测线图如图2所示。

图2 车站高密度测线图Fig.2 High-density prospecting of the Metro station

2 加固治理及材料特性

2.1 加固治理分析

2.1.1 常规注浆材料治理过程及存在问题

在基本探明基坑范围破碎带、岩溶等不良地质分布的前提下，结合基坑内动水压力高、流速大，且富水破碎带范围内第四纪覆盖层厚度较薄的实际工况，初步采用水泥－水玻璃双液浆涌水进行注浆治理，但在动水作用下大量浆液被水冲散，坑内注浆固结地层的利用率较低。

鉴于基坑不回填(灌)、无可靠止浆措施的情况，很难实现注浆加固效果的均匀性，为增强动水状态下的注浆加固效果，亟需一种初凝时间短、动水抗分散性好、结石强度高以及结实率高的新型材料。

2.1.2 材料选型

注浆材料根据可行性、可注性、环保性、经济性及工艺实施难度综合考虑选择。目前，国内外常用的注浆材料可以分为水泥基浆液(普通水泥浆、超细水泥浆及特制硫铝酸盐水泥等)和非水泥基浆液(改性水玻璃、环氧树脂等)。

考虑复杂地质条件下富水破碎带，注浆材料应满足耐久性和动水耐冲刷的要求，采用山东大学岩土中心研发的新型水泥基注浆浆液进行试验。对凝胶时间、凝结时间、强度及配合比等物理力学特性进行试验。

2.2 新型速凝材料特性

2.2.1 初终凝时间

注浆材料的初、终凝时间决定了注浆材料的可操作性与可泵性［10］，不同水灰比(W/C)下材料初、终凝时间随Vc∶Va变化曲线如图3所示。

图3 初终凝随水灰比与体积配比变化曲线Fig.3 Curves of setting time of grout Vs volume ratio between cement grout and accelerator

分析图3可知:在特定水灰比的条件下，注浆材料的初、终凝时间随着水泥浆与外加剂体积比的增大而减小，在工程应用中应结合浆液的输运距离及设计注浆范围选择合适的注浆材料配比。

2.2.2 结石强度

结石强度指注浆材料在发生凝胶凝固反应后，形成的浆液结石体具有的抗压、抗剪、抗弯强度等力学参数。材料的结石强度决定了材料对高压涌水的封堵能力与浆液结石体的长期稳定性。为测试注浆材料的早期强度，对材料的数小时至28 d内单轴抗压强度增长进行了测定。水泥基材料的不同水灰比、不同水泥浆与外加剂体积比(Vc∶Va)、不同龄期，材料的材料强度–龄期曲线如图4所示。

图4 GT－1注浆材料不同水灰比的强度－龄期曲线Fig.4 Curves of strength Vs age of GT-1 grout with different water-cement ratios

依据图4可知:当水灰比为0.8∶1和1∶1时，Vc∶Va=3∶1的28 d龄期强度最大;当水灰比1.2∶1时，Vc∶Va=2∶1 和 Vc∶Va=3∶1 的 28 d 龄期强度最大。

2.2.3 结石率

取试样浆液200 ml置于密闭容器中，3 h后将存留的水分与未固化浆液移除，测定其结石率。不同水灰比、不同双组分比(Vc∶Va)结石率曲线如图。

图5 不同水灰比与不同体积配比的结石率曲线Fig.5 Curves of consolidation rate Vs volume ratio between cement grout and additives

分析图5可知:当固定水泥浆与外加剂体积比为3∶1时，水灰比为 0.8∶1 的结石率为 93%，水灰比为1∶1的结石率为90%，水灰比为1.2∶1的结石率为88%。

3 基坑数值模拟

3.1 模型建立

将地质模型进行简化，分为上部土层和下部岩层。录入勘查报告中的数据，几何建模中将溶洞简化为一系列大小不一的椭球。对勘查报告中溶洞分布和尺寸等信息进行统计，计算均值、方差等参数，按溶洞参数利用MATLAB中的随机函数建立溶洞的几何模型。上覆土层、下部岩层以及分界面组成的矩形区域，长98 m，宽28 m，高45 m。溶洞由大小不一的椭球表示。地下连续墙的厚度为1 m，深度为基岩层下2 m，创建分条的矩形区域。

计算使用的主要控制方程为牛顿流体的稳态达西定律、布里克曼方程以及达西定律与层流流动的联合方程。在渗流的数值计算中，潜水面以及渗出面的确定是关键因素，在本计算中，由于基坑开挖深度较深以及地下连续墙存在使得潜水面变化对开挖面以下流场分布影响较小，因此假定潜水面为一个平面并忽略潜水面的动态变化。

渗流有限元计算分析的实质就是求解渗流场满足的偏微分方程式和边界条件式。COMSOL预置的Subsurface Flow Module模块包含了渗流计算中常用基本微分方程和边界条件［11］:

式中:ρ为流体密度;κ为渗透率;μ为流体黏度;p为压力;D为位置水头;Qm为源汇项;ε为孔隙率。

布里克曼方程:

式中:ρ为流体密度;u为流速;κ为渗透率;μ为流体黏度;Qbr为源汇项;εp为孔隙率。

主要计算参数赋值及计算设置如下:采用的主要控制方程为达西定律。在其求解域内，水的密度1 000 kg/m3，水的动力黏度1 ×10－3Pa·s，上覆土层渗透率1 ×10－5cm/s，孔隙率0.25，下部岩体渗透率 1 ×10－6cm/s，孔隙率0.15，水头高度为40 m。在溶洞区域，采用布里克曼方程或层流控制方程，地连墙为相对隔水层。计算过程中取消了岩土层分界面，墙外设置为定水头边界，开挖面设置为压力为零。计算流场分布，并绘制三维效果图，如图6所示。

图6 新型材料注浆前基坑地下水渗流示意图Fig.6 Ground water seepage before grouting

由数值模拟可知:由于破碎地层的存在，地下水渗流压力分布不均匀，尤其是破碎区域，渗压比周围明显增大，极易超过地层的封堵能力，造成突涌水灾害，必须进行相应的注浆加固治理，改变地层渗流分布，提高地层封堵能力。

3.2 注浆过程渗流场变化

将水泥基浆液在地层中扩散进行简化［12］，不考虑浆液扩散瞬态变化对流场的影响，在同一水平面上，浆液按照各向同性扩散，扩散距离视为时间的函数，浆液界面相对于周围地层设为相对不透水边界。注浆孔分布按实际设计值进行设定。首先在开挖面内布置等间距的注浆孔，再沿45°方向孔间中点处插入新孔。浆液界面初值设定为直径为0.1 m的圆。计算中涌水点设置有2种选择:将涌水点设置为半径较小的圆形区域。

图7展示了浆液界面由0.1 m扩散到2 m时的流场变化。其中颜色梯度表示压力变化，蓝色线条表示流线，白色线条表示等压线。由图7可以明显看到注浆范围的扩大对流场的影响，在浆液扩散范围内基体的渗透率降低，改变了流线的方向使流线绕行，流线长度增加，流速降低。随着浆液扩散范围的增大，在涌水点附近等压线向四周扩散，压力梯度降低，流速减小。靠近浆液范围的压力梯度较大，浆液扩散范围内的等压线密集，远离浆液扩散范围的等压线较为稀疏。

图7 注浆过程渗流示意图Fig.7 Water seepage during grouting

假定浆液按照柱形扩散，设置钻孔深度和扩散半径，在浆液扩散范围内，设定基体的渗透率为1×10－10，计算流场分布，并绘制三维效果图(如图8所示)。通过对注浆前后基坑渗流进行数值模拟，对比分析可以看到，注浆后，基坑的渗流明显降低，地下水渗流压力基本平均，降低突涌水发生的可能性。

图8 新型材料注浆后基坑地下水渗流示意图Fig.8 Water seepage after grouting

选取溶洞上方的M点为研究对象，得到了该点渗流压力随注浆时间的变化曲线，如图9所示。

图9 注浆过程M点渗压变化图Fig.9 Seepage pressure at point M during grouting

分析图9可知，渗压分为3个阶段:1)开始注浆，浆液量进入溶洞较少，渗压变化缓慢;2)随着浆液的大量进入，溶洞破碎带逐渐被充填，渗压迅速下降;3)溶洞被充填，浆液进入速度减慢直至停止注浆，渗压变化缓慢，基本趋向稳定。

4 工程应用

4.1 注浆设计

基于上述COMSOL数值模拟及涌水加固分析，在富水破碎带区域采取小间距钻孔设计，钻孔分为4序次设计施工:第1序次钻孔用于验证水文地质分析和注浆;第2序次钻孔用于检查注浆效果和补充注浆;第3序次钻孔用于关键涌水点封堵注浆;第4序次钻孔为最终检验钻孔。其中1序布孔106个，2序布孔56个，3序布孔58个，检查钻孔7个。第1序次钻孔间距为3 m梅花形布置，由于施工场地的限制，钻孔间距可根据实际情况进行调整。根据1序钻孔的布置点位将2，3序钻孔内插布置，注浆孔的最终间距为1.5 m。钻孔开孔直径φ108 mm，钻孔深度确定为底板下7 m。

4.2 工艺参数及方案实施

4.2.1 注浆参数

1)扩散半径类比选择。根据工程经验及工程类比，上断面周边注浆扩散半径为2 m。

2)注浆压力的确定。注浆压力是浆液在地层裂隙中扩散、充填、压实脱水的动能，是注浆设计和施工中的主要注浆参数之一，对提高注浆质量和保证注浆效果起到较大的作用。以水压为依据的经验公式，主要目的在于堵水，适用于深埋地层，注浆时不受覆盖层厚度限制，不考虑地层隆起。考虑到超前预注浆的目的主要是堵水和加固，同时防止浆液击穿覆盖层，因此以静力平衡和裂隙宽度作为压力初步确定选择的依据，根据静力平衡条件计算压力为1.2 MPa，由裂隙宽度确定的注浆压力应在1.4 MPa以上。综合2种方法确定注浆压力为1.5～2 MPa。

4.2.2 注浆工艺

注浆工艺主要有分段前进式注浆和全孔一次性注浆。

分段前进式注浆优点:工艺比较简单，适应性强，反复加固地层，易保证注浆效果。缺点:重复扫孔，施工效率较低，靠近掌子面方向重复注浆。

全孔一次性注浆具有工艺简单，效率高等优点，适合于孔深较小的孔内注浆。

南京上元门车站由于钻孔较浅，工期紧急，采用全孔一次性注浆技术。

4.2.3 注浆量

现场采用模袋注浆管封固工艺［13］，注浆材料采用新型速凝注浆材料GT－1，综合考虑初凝时间、结石强度以及结实率等因素，确定水泥浆液水灰体积比为1∶1，水泥浆液与GT－1配比为3∶1。1序孔施工结束后，根据涌水及检查孔情况施工2序钻孔以及3序孔。注浆孔压力达到1 MPa、地层开始隆起或吸浆量小于1 L/min时为单孔注浆停止条件。最终，设置7个检验钻孔。新型速凝注浆材料消耗478.48 m3。

4.3 注浆效果检测

4.3.1 地质雷达探测

注浆结束，利用地质雷达对原富水区进行探测，探测结果如图10所示。

依据图10可知:地质雷达探测图信号无突变，探测深度内信号较为均匀清晰，表明基坑下部过水通道基本被封堵，土层物理性状均一，可见注浆明显改善了基坑土层的物理力学性质。

4.3.2 压水试验

常规压水试验采用 0.3 MPa—0.6 MPa—1.0 MPa—0.6 MPa—0.3 MPa 5 个压力阶段进行，采用单栓塞止水，每5 m设置为一个试验段，进行常规压水。

注浆结束，进行压水试验，根据岩体透水率计算公式:

式中:Q为试段压入流量，L/min;p为试验压力，MPa;L为试验长度，m。

通过简易压水试验，对注浆前、后的数据进行对比，其中对基坑进行简易压水试验，获得所示的试验结果，如表1所示。

4个检查孔的透水率均小于1.5 Lu，注浆后地层渗透系数在1.65×10－7m/s左右，与注浆前相比，渗透率减小一个数量级，岩体透水性由中等透水下降为弱透水，注浆效果明显。

图10 地质雷达探测图Fig.10 Geological radar detecting results

表1 各孔压水实验结果Table 1 Results of packer permeability test of boreholes

4.3.3 现场开挖

注浆治理结束后，基坑表面已无涌水，现场根据设计图施工补充钻孔补1至补6，如图11所示，钻探取芯为已固结岩芯，各取芯资料显示注浆治理效果良好，后期已实现基坑开挖至基底。

由工程应用可知，COMSOL数值分析，计算成果较为合理，说明软件在工程计算中具有一定的应用价值，为后续注浆方案的设计提供了依据。同时，注浆对基坑溶洞的治理效果显著，在有效封堵溶洞的同时，能显著提高地层的抗渗性，降低基坑突涌水的可能性。

图11 补5钻孔取芯图Fig.11 Cores

5 结论与讨论

1)GT－1注浆材料满足可行性、可注性、环保性及经济性，该材料初终凝时间可调、单轴抗压强度和结石率较高。

2)基于COMSOL对注浆前后基坑渗流进行数值模拟，对比分析可以看到，注浆后，基坑的渗流明显降低，地下水渗流压力基本平均，降低了突涌水发生的可能性。

3)对新型速凝材料注浆加固富水破碎带机制分析，基于物探、水文地质分析，根据新型注浆材料的优选，进行COMSOL数值模拟计算设计方案的设计思路，通过开挖验证了该思路的科学性和准确性。

4)针对新型速凝材料注浆加固富水破碎带机制进行了宏观分析，揭示了其加固机制的宏观表现。对于相应的微观分析有待进一步研究，深入研究其加固机制。

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