盾构壁后注浆体在不同地层中固结排水试验研究

杜 瑞， 朱 伟， 闵凡路， 钱勇进

(1. 河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室， 江苏 南京 210098； 2. 河海大学土木与交通学院， 江苏 南京 210098)

盾构壁后注浆体在不同地层中固结排水试验研究

杜 瑞， 朱 伟， 闵凡路， 钱勇进

(1. 河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室， 江苏 南京 210098； 2. 河海大学土木与交通学院， 江苏 南京 210098)

为分析盾构壁后注浆过程中不同类型的浆体在不同地层中固结排水规律的差异，采用自制的浆体固结排水试验装置，模拟盾构壁后注浆体的固结排水过程，对惰性浆、硬性浆和厚浆3种典型浆体在不同地层中的固结排水规律展开研究。结果表明： 1)在粉质黏土地层中，浆体的固结排水速度主要由浆体中水分入渗的难易程度决定； 2)在粉细砂地层中，浆体的固结排水速度主要取决于浆体的保水性和抗水分散性； 3)在渗透系数较大的粗砂地层中，固结初期浆体颗粒间的黏结作用对浆体的固结排水速度影响较大，固结完成后浆体的强度受浆体中胶凝材料的影响较大、受地层渗透系数的影响较小； 4)硬性浆固结完成后的7 d强度较3 d强度增加了30%，惰性浆和厚浆固结完成后强度随时间变化较小。

盾构壁后注浆； 浆体固结特性； 浆体类型； 固结过程

0 引言

盾构法具有施工安全、快速和对环境影响小等优点，近几年在地下隧道建设中得到了广泛的应用[1]。盾构壁后注浆是填充盾尾间隙、控制地层沉降的主要手段。盾构壁后注浆控制地层沉降效果的好坏，与浆体在盾尾间隙中的固结规律密切相关[2-3]。在施工过程中，地层条件和浆体性质是影响浆体固结规律的主要因素。在我国不同地区的盾构施工地质情况差异较大[4-5]，例如： 上海以淤泥质土层和粉质黏土层为主；广州以中粗砂和风化岩层为主；南京以粉细砂和砂卵石层为主。不同工程中所用浆体的材料组成、配比和性质差别也较大。因此，有必要对不同类型的壁后注浆体在不同地层中的固结变形特性进行研究。

针对盾构壁后注浆对地层沉降的影响，A. Bezuijen等[6-7]通过硬性浆室内固结试验，推导了以浆体孔隙率为自变量的固结体厚度变化公式；文献[8-9]通过非自立三轴试验，发现惰性浆的固结变形特性与超软弱黏土的大变形特征相似，即具有变形量大、弹性模量小和不排水强度低的特点；张莎莎等[10]推导了浆体在软黏土地层中的固结方程，发现地层阻力可以延缓浆液的固结速度，对浆体最终的固结状态也有较大的影响。在浆体配比优化及工程性质方面，苏华等[11]通过现场配比试验，发现在硬性浆中加入适量的CMC(羧甲基纤维素)可增大浆体的黏聚力，并使浆体不易离析；魏广造等[12]发现在膨胀土地层中浆体的抗压强度和泌水率是控制注浆效果的关键指标；张洪锋等[13]通过厚浆配比试验，发现石灰可以激发粉煤灰的活性、提高浆液的和易性、降低泌水率以及增加结石体的强度；张海涛[14]通过固结和直剪等力学试验得到了浆体的强度、流动度和泌水率等指标的变化规律。在以上的研究中，壁后注浆体的固结试验均是针对单一地层或浆体自身的固结而言的，均未考虑地层条件对浆体固结规律的影响；且在浆液配比的研究中，未能有效地分析浆体的工程性质对固结排水规律的影响。

为了更真实地模拟盾构壁后注浆体固结排水的过程，在前人研究的基础上，以气压代替砝码加压[15-16]，进行了不同地层条件下浆体的固结排水试验，对浆体的孔隙水压力消散、轴向应变和强度变化等规律进行了探讨，为实际工程中不同地层条件下盾构壁后注浆体的选型问题提供了理论依据。

1 试验材料与方法

1.1试验材料

制备单元试验地层时，无法对盾构施工盾尾间隙进行实际模拟，只能以地层渗透系数为变量对施工地层进行模拟。试验时，用粉质黏土配制D1地层，用2种不同粒径的砂土分别配制D2和D3地层(D1、D2和D3地层分别代表粉质黏土地层、粉细砂地层和粗砂地层)。试验地层的物理参数见表1。

表1 试验地层的物理参数Table 1 Physical parameters of test strata

惰性浆的主要成分为粉煤灰、中细砂、膨润土和水；硬性浆在惰性浆的基础上添加了水泥作为胶凝材料，并通过添加减水剂调整浆液的和易性及凝结时间；厚浆中采用熟石灰代替水泥(水泥和熟石灰的颗粒级配曲线如图1所示)，以激发粉煤灰的活性。3种浆体的具体配比见表2。按照相关规范标准对3种浆体的基本工程参数进行测试，结果见表3。

图1 水泥和熟石灰的颗粒级配曲线Fig. 1 Particle grading curves of cement and hydrated lime

浆液类型水胶质量比胶砂质量比膨水质量比添胶质量比惰性浆0．720．590．14硬性浆0．850．480．190．003厚浆0．910．730．150．002

表3 3种浆体的基本工程参数

1.2试验装置与试验方法

自制的浆体固结试验装置如图2所示。装置分为上、中、下3部分。试验时，首先将空气压缩机提供的气压加载到“4”水面上，把气压转化为液压，并通过液压压缩乳胶膜气囊内的浆液；然后通过调压装置(精度为0.01 MPa)调节和监控注浆压力，通过孔隙水压力采集系统(精度为0.01 kPa)采集和记录浆体中孔隙水压力随时间的变化情况，通过U型管(最小刻度为1 mm)及秒表(精度为0.01 s)读取浆体的固结沉降量随时间的变化情况。

1—法兰盘； 2—缸盖； 3—压缩空气； 4—清水； 5—乳胶膜； 6—乳胶膜套圈； 7—进水阀； 8—浆体； 9—孔隙水压力计； 10—地层； 11—透水石； 12—底座； 13—进气阀门； 14 —带刻度的U型管； 15—出水阀； 16—调压装置； 17—空气压缩机； 18—排水阀； 19—滤水收集采集系统。

图2自制的浆体固结试验装置
Fig. 2 Consolidation test device of slurry

试验时，采用分层击实的方法在下层筒体中装入10 cm的试验地层(填装时应控制好击实度)，如图3(a)所示。然后在乳胶膜内装入900 mL的浆液(约高11 cm)，密封乳胶膜，在其上部注入清水。试验加压过程中，水位会随着浆体的固结沉降而下降。由于装置内径较大，液面沉降量的读取难度也较大，而U型管内径较小，且凹液面与装置“4”的液面始终平齐，刻度变化较容易读取，所以可通过U型管凹液面刻度随时间的变化规律反映浆体沉降量随时间的变化规律。当U型管内的液面稳定后，打开底座阀门，将孔隙水压力计清零，记录U型管凹液面的初始刻度，通过调压装置将注浆压力设置到100 kPa，待其稳定后开始加压，同时按下秒表开始计时。观察U型管内液面的读数，并通过秒表记录浆体固结沉降量随时间的变化情况。固结完成后打开试验装置，如图3(b)所示；然后分别采用渗透仪环刀和无侧限抗压强度环刀取样，如图3(c)所示；接着对各浆体的渗透系数进行测定，同时将无侧限抗压强度试样放入养护箱内进行养护，当达到设计龄期时测其无侧限抗压强度，如图3(d)所示。

2 试验结果与分析

2.1固结时间与地层之间的关系

试验过程中，在注浆压力的作用下浆体中的水分不断排向地层，直至浆体中的孔隙水压力消散为0。因此，可以采用孔隙水压力消散时间代表各浆体的固结完成时间，并绘制出注浆压力为100 kPa时3种地层中各浆体的孔隙水压力随固结时间的变化曲线，如图4所示。

(a) 装入试验地层 (b) 固结完成

(c) 环刀取样 (d) 无侧限抗压强度试验

由图4(a)可知，加压初期3种浆体的孔隙水压力消散曲线形态相似，均在加压后的1 500 s内迅速下降，并逐渐趋于稳定。而不同浆体的固结完成时间差异较大，惰性浆固结完成时间最短，约为3 700 s；其次是厚浆，约为5 000 s；硬性浆的固结完成时间最长，约为6 000 s。经分析认为，在D1地层中，地层的渗透系数在一定程度上限制了浆体的固结排水速度，浆体中水分排出的难易程度直接决定了浆体孔隙水压力消散的快慢，而浆体的含水率对浆体固结排水速度的影响相对较弱。

由图4(b)可知，加压后3种浆体都在各自1/4的固结时间内完成了不少于70%的压力转化。随着固结时间的延长，孔隙水压力消散速率逐渐减慢。厚浆和硬性浆的固结完成时间均在700 s左右；惰性浆的固结完成时间最短，约为440 s。经分析可知，在D2地层中，浆体固结排水速度的快慢不再受地层渗透系数的限制，而更多地取决于浆体自身的工程性质，浆体良好的保水性和抗水分散性会减缓浆体的排水速度，同时浆体中胶凝材料的胶结作用也对其有一定的影响。

由图4(c)可知，惰性浆、厚浆和硬性浆3种浆体的起始孔隙水压力为60～85 kPa，曲线形态相似，固结完成时间相差不大，分别约为370、470、560 s。经分析可知，在渗透系数较大的D3地层中，浆体保水性和抗水分散性对浆体的固结排水速度影响较弱，而浆体中胶凝材料的胶结作用对浆体固结排水速度的影响较为显著。

(a) D1地层

(b) D2地层

(c) D3地层

图4 3种地层中各浆体的孔隙水压力随固结时间的变化曲线(注浆压力为100 kPa)

Fig. 4 Variation curves of pore water pressure vs. consolidation time (grouting pressure of 100 kPa)

2.2轴向应变与地层之间的关系

在不同地层条件下浆体的固结排水速度不同，U型管中凹液面下降的速度也不相同。在粗砂地层中浆体固结排水速度较快，与之对应的凹液面下降速度也较快，若凹液面刻度每下降1 mm读取固结时间，则误差较大。为了增加结果的准确性，在粗砂地层中凹液面刻度每下降5 mm记录一次固结时间；在粉细砂地层中凹液面刻度每下降3 mm记录一次固结时间；在粉质黏土地层中凹液面刻度每下降1 mm记录一次固结时间。采用U型管凹液面刻度随时间的变化规律反映浆体沉降量随时间的变化规律，并绘制浆体的轴向应变曲线。各浆体在3种地层中的轴向应变曲线如图5所示。

(a) D1地层

(b) D2地层

(c) D3地层

Fig. 5 Axial strain curves of different slurries in three different strata

由图5(a)可知，固结前期3种浆体的轴向应变曲线形态相似，先线性增加，此后逐渐趋于稳定直至达到最大值，曲线最终的斜率和轴向应变随浆体的不同而不同。惰性浆的最终轴向应变最大，约为9.54%；厚浆次之，约为9.06%；硬性浆最小，约为8.41%。经分析可知，饱和浆体的单元体体积减小量等于净排水量，惰性浆排水量最大，故其轴向应变最大； 此外，浆体中水分的入渗能力直接决定了浆体的排水速率，因此各浆体的轴向应变随时间大致呈线性增加的趋势。

由图5(b)可知，固结前期惰性浆和硬性浆的轴向应变增加较快，在200 s左右时已经达到了最大轴向应变的90%，此后惰性浆的轴向应变很快达到最大值并趋于稳定，而硬性浆开始缓慢增加直至固结完成；与惰性浆和硬性浆相比，厚浆的轴向应变曲线变化较为缓慢，最大轴向应变约为9.20%。经分析认为，厚浆的保水性和抗水分散性最好，在D2地层中固结排水速度最缓慢，使得浆体在单位时间内的轴向应变最小，轴向应变变化曲线较为平缓。

由图5(c)可知，固结时间为100 s时，惰性浆的轴向应变达到最大值并逐渐趋于稳定；厚浆和硬性浆的轴向应变变化曲线形态相近，呈先快后慢的增长趋势；惰性浆、厚浆和硬性浆的最大轴向应变分别为13.41%、11.21%和9.94%。经分析认为： 1)惰性浆中颗粒间的黏结作用较弱，加压的瞬间浆体中的细小颗粒在水流的作用下不断被带出，轴向应变也迅速达到最大值； 2)硬性浆中，颗粒间的黏结作用较强，形成的骨架结构在浆体与砂地层的交界处形成了1层“滞留带”，在降低固结体渗透系数的同时，减少了浆体中细小颗粒的流失，使其轴向应变最小。

2.3固结体的渗透系数kt和强度与地层之间的关系

浆体的渗透系数是影响浆体固结排水速度快慢的重要因素之一，同时对提高管片的抗渗性也起着决定性作用；固结体的强度直接影响管片和地层的早期稳定性。试验结束后，采TST-55型变水头试验仪和YYW-2型应变控制式无侧压力仪对各浆液固结体的渗透系数及第3天和第7天的无侧限抗压强度进行了测试(每组试验取3个平行试样，求其平均值)。3种地层中各固结体的物理参数测试结果如图6所示。R3d和R7d分别代表浆体第3天和第7天的无侧限抗压强度。

由图6可知： 1)惰性浆在D1地层中的R3d和R7d较为接近，随着地层渗透系数的增加固结体的强度逐渐降低，且R7d略高于R3d； 2)厚浆在同种地层中的R3d和R7d较为接近，且在D3地层中的固结体强度明显小于D1和D2地层的固结体强度； 3)硬性浆的固结体强度随地层的不同变化较小，但同种地层条件下的R7d较R3d增加较多； 4)随着地层渗透系数的增加固结完成后的浆体渗透系数明显增加，在同种地层条件下硬性浆的固结体渗透系数最小，惰性浆的固结体渗透系数最大。

(a) D1地层

(b) D2地层

(c) D3地层

Fig. 6 Test results of physical parameters of consolidation body in three different strata

经分析认为，当浆液固结体的渗透系数大于地层的渗透系数时，浆体的力学性质主要受浆体中胶凝材料的影响，地层渗透系数对其影响较弱；当浆液固结体的渗透系数远小于地层时，浆液中的细小颗粒开始流失，浆体强度受地层渗透系数的影响较大，同时浆体内细小颗粒间的黏结强度开始逐渐发挥作用。惰性浆颗粒间的黏结强度最小，浆体中的细小颗粒流失最严重，使得固结体的渗透系数最大、强度最低；硬性浆中颗粒间的黏结强度大，固结体孔隙结构均匀度较好，细小颗粒的流失量小，使得固结体渗透系数小、强度最高。

3 讨论

3.1不同地层条件下各浆体的固结特性

通过对比不同地层条件下各浆体的固结排水规律发现: 随着地层渗透系数的增大浆体孔隙水压力消散完成时间逐渐减小，轴向应变量逐渐增大；同一地层条件下各浆体的固结完成时间和轴向应变速率取决于浆体的材料和工程性质。具体分析如下。

粉质黏土地层中，浆体固结排水速度受到了地层渗透系数的限制，且浆体中水分的入渗能力直接决定着排水速度。由图1可知，水泥和熟石灰中可溶于水的物理性黏粒(粒径小于10 μm)含量占30%左右，粒径小于1 μm的颗粒含量占5%左右。所以，以水泥和熟石灰为主要胶凝材料的硬性浆和厚浆的水分入渗能力较差，固结排水速度较慢；惰性浆中可融入水的黏粒含量少，固结排水速度快。

粉细砂地层中，各浆液固结体的渗透系数与地层的渗透系数相近，固结快慢主要取决于浆体自身的工程性质。1)惰性浆的保水性差、泌水率大，固结排水速度快，颗粒间的胶结作用弱，轴向应变大； 2)厚浆中熟石灰激发了粉煤灰的活性，使得浆体的保水性和抗水分散性较好，所以浆体固结排水速度慢、轴向应变较小； 3)硬性浆中水泥的胶结作用使得浆体的轴向应变小，同时水泥的水化反应消耗了孔隙内的水，缩短了固结完成时间。

粗砂地层中，浆体的固结特性主要与固结体的孔隙结构有关。1)惰性浆中细小颗粒间的黏结作用弱，固结排水时流失严重，固结体孔径较大、连通性好，固结排水速度快，轴向应变大； 2)硬性浆中水泥的胶结作用将颗粒黏结起来形成骨架结构，且产生的结石体不断对骨架孔隙进行填充，使得浆体孔隙结构的均匀度较好，所以浆体的固结排水速度慢、轴向应变小； 3)厚浆的胶结反应速度较快，前期形成的骨架结构后期得不到有效填充，孔隙结构的均匀度较差，固结排水速度和轴向应变均介于惰性浆和硬性浆之间。

3.2模拟试验与实际情况的对比分析

试验模拟条件与盾构壁后注浆的实际情况存在一些差异，但浆体在盾尾间隙中的固结排水过程与实际情况相同，得到的试验结果能较为真实地反映各浆体在盾构施工地层中的孔隙水压力消散规律、沉降规律和强度变化规律。具体对比分析如下。

试验条件与实际情况的相同点： 1)试验浆液采用工程中最常用的3种典型浆液，各浆液的工程性质与实际情况相近； 2)盾构施工中注浆压力一般为在地层阻力的基础上增加0.05～0.15 MPa的压力差，试验所选取的注浆压力为0.1 MPa，与实际情况相符合； 3)选用的粉质黏土、粉细砂和粗砂3种地层是盾构掘进过程中经常穿越的地层类型； 4)试验时装入的高度约为11 cm的浆液与施工中的盾尾间隙(10～20 cm)相近。

试验条件与实际情况的不同点： 1)试验中的地层未考虑地下水压，在实际工程中浆体中的水是在压力差的作用下不断向地层中排出的，地下水压对其影响较小，试验中可以不考虑； 2)试验装置尺寸远小于实际尺寸，属于单元试验，但其受力状态与盾构壁后注浆体在盾尾间隙中的局部应力状态一致； 3)盾构壁后注浆过程中浆体是流动的，而本文主要进行的是浆体固结试验，侧重于浆体固结特性的研究，所以未考虑浆体的流动性。

4 结论与建议

1)随着地层渗透系数的增大，不同类型浆体的孔隙水压力消散完成时间均逐渐减小，轴向应变均逐渐增大。在同种地层中，其减小或增大的速率主要与浆体材料组成、材料配比以及工程性质有关。

2)粉质黏土地层中，浆体的轴向应变速率主要由浆体中水分入渗的难易程度决定；粉细砂地层中，浆体的轴向应变速率主要取决于浆体的保水性和抗水分散性；在渗透系数较大的粗砂地层中，固结初期浆体颗粒间的黏结作用对浆体的轴向应变速率影响较大。

3)浆液的材料性质直接决定了浆体的强度，地层的渗透系数对浆体强度的影响较小。硬性浆中水泥的胶结作用使得浆体强度最大，并随时间不断增加；与惰性浆相比，厚浆中的石灰能激发粉煤灰的活性，在一定程度上增加了浆体强度，但随着时间的延长浆体强度不再明显增加。

4)通过浆液类型、压力条件和地层渗透系数的设置模拟了实际工程中盾构壁后注浆体的固结排水过程。虽然试验中未考虑地层介质等物理参数的影响以及盾构施工对周围地层的扰动影响，但单元试验中浆体固结排水的物理过程与实际盾构壁后注浆情况相同，得到的试验结果仍能较为真实地反映各浆体在工程地层中的固结特性。

本文仅探讨了各浆体在某单一地层中的固结规律，建议下一步应对各浆体在复合地层中的固结规律展开研究，深入地揭示不同地层条件下各浆体的固结特性差异，为不同掘进地层条件下盾构壁后注浆体的选型问题提供更多的依据。

[1] 王梦恕．中国盾构和掘进机隧道技术现状、存在的问题及发展思路[J]． 隧道建设， 2014， 34(3)： 179．

WANG Mengshu. Tunneling by TBM/shield in China: State-of-art, problems and proposals[J]. Tunnel Construction, 2014, 34 (3): 179.

[2] 叶飞， 毛家骅， 纪明， 等． 盾构隧道壁后注浆研究现状及发展趋势[J]． 隧道建设， 2015， 35(8)： 739．

YE Fei, MAO Jiahua, JI Ming, et al. Reasearch status and development trend of back-filled grouting of shield tunnels[J]. Tunnel Construction, 2015, 35(8): 739.

[3] HE Chuan, WANG Bo. Research progress and development trends of highway tunnels in China[J]. Journal of Modern Transportation, 2013, 21(4): 209.

[4] 刘诚. 合肥地区不同地层条件下盾构对地表沉降的影响[D]. 合肥： 合肥工业大学, 2016.

LIU Cheng. Effects of shield structure on ground surface subsidence in different strata of Hefei area[D]. Hefei: Hefei University of Technology, 2016.

[5] 韩煊， 王法， 雷崇红, 等. 盾构隧道施工引起的土层分层沉降规律实测研究[J]．隧道建设， 2017， 37(4)： 401.

HAN Xuan, WANG Fa, LEI Chonghong, et al. Study of rules of ground layered settlement induced by shield tunneling[J]. Tunnel Construction, 2017, 34 (4): 401.

[6] BEZUIJEN A, TALMON A M, KAALBERG F J, et al. Field measurements of grout pressures during tunneling of the Sophia Rail Tunnel[J]. Soils and Foundations, 2008, 44(1): 39.

[7] BEZUIJEN A, SANDERS M P M, DEN D. Laboratory tests on compensation grouting, the influence of grout bleeding[J]. Underground Space-the 4th Dimension of Metropolises, 2007, 1(3): 395.

[8] ZHU Wei, WANG Rui, ZUO Jia, et al. Improved isotropically consolidated undrained triaxial test method for non-self-supporting materials[J]. Geotechnical Testing Journal, 2014, 37(4): 11.

[9] 王睿， 姚占虎， 朱伟, 等. 南京纬三路过江通道盾构壁后注浆固结不排水剪切力学特性研究[J]．现代隧道技术， 2015， 52(4)： 95．

WANG Rui, YAO Zhanhu, ZHU Wei, et al. On the mechanical properties of consolidated-undrained shearing for backfill grouting in the Nanjing Weisan Road River-Crossing Tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2015, 52(4): 95.

[10] 张莎莎， 戴志仁， 白云. 盾构隧道同步注浆浆液压力消散规律研究[J]． 中国铁道科学， 2012, 33(3): 42.

ZHANG Shasha, DAI Zhiren, BAI Yun. Research on the dissipation law of grout pressure during the simultaneous grouting of shield tunnel[J]. China Railway Science, 2012, 33(3): 42.

[11] 苏华, 李珍， 汪在芹. 南水北调中线穿黄隧道盾构注浆浆材试验[J]. 南水北调与水利科技, 2008， 6(1)： 28．

SU Hua， LI Zhen, WANG Zaiqin. Grouting experiment of shield tunnel crossing Yellow River in middle route of the South-to-North Water Diversion Project[J]. South-to-North Water Transfers and Water Science & Technology, 2008, 6 (1): 28.

[12] 魏广造， 王余德， 李俊青, 等. 合肥地铁盾构施工浆液配比优化试验研究[J]．西安科技大学学报， 2015， 35(5)： 611．

WEI Guangzao, WANG Yude, LI Junqing, et al. Synchronous grouting material optimization of the shield construction in Hefei Subway[J]. Journal of Xi′an University of Science and Technology, 2015, 35(5): 611.

[13] 张洪锋， 王文轩. 新型单液浆及在盾构法同步注浆中的应用[C]//2011年现场技术交流会论文集. 上海： 中国交通建设股份有限公司， 2011．

ZHANG Hongfeng, WANG Wenxuan. Application of a new type of single liquid slurry in synchronous grouting of shield[C]//Proceedings of Site Technical Exchange Meeting in 2011. Shanghai: China Communications Construction Company Limited, 2011.

[14] 张海涛. 盾构同步注浆材料试验及隧道上浮控制技术[D]. 上海： 同济大学, 2007.

ZHANG Haitao. Test on synchronous grouting material of shield and tunnel up-floating control technology[D]. Shanghai: Tongji University, 2007.

[15] 张云， 殷宗泽， 徐永福. 盾构隧道引起的地表变形分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2002， 21(3): 388.

ZHANG Yun, YIN Zongze, XU Yongfu. Analysis of three-dimensional groung surface deformationgs due to shield tunnel[J]. Chinese Joumal of Rock Mechanices and Engineering, 2002， 21(3): 388.

[16] 范昭平， 袁小会， 韩月旺, 等. 盾构隧道壁后注浆浆体变形特性[J]. 土木建筑与环境工程, 2009， 31(5): 65.

FAN Zhaoping, YUAN Xiaohui, HAN Yuewang, et al. Deformation properties of backfill grouting in shield tunnel[J]. Journal of Civil, Architecture & Environmental Engineering, 2009，31(5): 65.

ExperimentalStudyofDrainageConsolidationofShieldBackfillGroutingGroutinDifferentStrata

DU Rui, ZHU Wei, MIN Fanlu, QIAN Yongjin

(1.KeyLaboratoryofGeomechanicsandEmbankmentEngineering(HohaiUniversity),MinistryofEducation,Nanjing210098,Jiangsu,China; 2.CollegeofCivilandTransportationEngineering,HohaiUniversity,Nanjing210098,Jiangsu,China)

In order to analyze the difference among drainage consolidation rules of different slurries in different strata during shield backfill grouting, the process of drainage consolidation of shield backfill grouting is simulated by a home-made experiment apparatus; and then the drainage consolidation rules of three kinds of typical slurries, inert slurry, hardness slurry and thick slurry, in different strata are studied. The results show that: 1) In the silty clay stratum, the drainage consolidation speed of the slurry depends on the infiltration degree of water in slurry. 2) In the silty-fine sandy stratum, the drainage consolidation speed of the slurry depends on the water-retaining property and water dispersion resistance of the slurry. 3) In the coarse sandy stratum with large permeability coefficient, the cohesive action of slurry particle has a great impact on drainage consolidation speed of the slurry in the early stages of consolidation; the strength of the slurry is greatly affected by the cementing materials after consolidation; and that is little affected by permeability coefficients of the strata. 4) The 7-day strength of hard slurry increases by 30% compared to the 3-day strength of hard slurry after consolidation; the strengths of inert slurry and thick slurry vary little after consolidation.

shield backfill grouting; consolidation property of slurry; types of slurry; process of consolidation

2017-04-19;

2017-07-19

国家重点基础研究发展计划(973 计划) (2015CB057803)； 国家自然科学基金资助项目(51408191)

杜瑞(1991—)，男，山东威海人，河海大学岩土工程专业在读硕士，研究方向为岩土工程和盾构施工。E-mail: durwmm@163.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.11.009

U 455

B

2096-4498(2017)11-1417-07