不同龄期下水玻璃-氯化铝改性盾构壁后注浆体三轴试验研究

2022-05-26陆凯君石锦江方治纲钱勇进

河南科学 2022年4期

陆凯君，石锦江，方治纲，钱勇进，王璐

（1.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，南京 210098；2.河海大学土木与交通学院，南京 210098；3.济南轨道交通集团有限公司，济南 250101；4.中铁三局集团第五工程有限公司，山西晋中 030600）

随着我国地下空间开发不断进行，越来越多的城市地铁隧道、穿江跨海隧道采用盾构技术进行施工［1］.盾构隧道建设的主要特点是在地下施工时最大限度地降低地面的沉降变形，而壁后注浆是对围岩变形及地表的沉降控制最重要的手段.常用的壁后注浆体主要分为单液浆和双液浆，其中单液浆在国内盾构隧道建设中使用最为广泛［2］，双液浆在巷道及隧道二次补浆过程中应用较多［3-4］.国内外学者对不同盾构隧道壁后注浆材料适应性进行研究，邹翀［5］对不同地层条件、地下水情况下注浆材料的工程性质进行研究，认为浆液配比应根据实际情况随时进行调整；朱东元等［6］研究浆液配比对渗透性影响，发现浆液中细颗粒含量是影响渗透性大小关键因素.

在壁后注浆材料力学性质方面，一些学者开展了相关研究.Bezuijen等［7］利用自制固结试验装置研究壁后注浆的固结排水过程，发现固结显著地提高浆液的强度；韩月旺等［8］利用自制固结仪对壁后注浆体孔压消散特性进行研究，发现浆液性质及地层条件对浆液消散速率有很大的影响；王睿等［9］基于南京纬三路过江通道工程，对新拌的浆液进行固结不排水剪试验，研究浆液早期固结及强度特性，发现水泥含量显著影响浆液的早期强度.

在改性浆液及土体后力学特性变化方面，刘鑫等［10］在淤泥质土中掺入水泥砂浆固化后开展三轴试验，确定了水泥砂浆固化淤泥质土的最优掺砂量；王海龙等［11］在寒区开展了水泥砂浆固化土的三轴试验，分析掺砂量对固化土抗剪强度的影响；范惜辉等［12］采用早强水泥对淤泥固化后强度特性进行研究，分析了早强水泥固化淤泥的强度变化规律；徐超［13］针对单液硬性浆凝结时间长的问题，提出添加少量水玻璃促进浆液胶结作用，开展改性浆液的流动性及凝结时间等试验，发现添加少量水玻璃可以大幅提高单液浆的凝结时间，而浆液强度随龄期如何变化未进行深入研究；郭棋武等［14］使用氯化铝改良双液浆后提高了浆体抗压强度、减缓凝结时间等特性.

上述研究主要讨论壁后注浆材料的强度、固结特性及流动性等早期力学特性变化，分析水泥、砂等掺量对改性材料力学性质的影响，但对壁后注浆材料改性后抗剪强度的研究较少.对水玻璃与氯化铝混合材料对壁后注浆体抗剪强度的影响规律尚不清楚，本文基于该问题对4组浆液开展三轴试验，研究不同龄期下改性浆液的抗剪强度变化规律，为盾构隧道工程单液浆改性材料的选择提供了一定的参考.

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

试验材料主要包括水泥、粉煤灰、砂、膨润土、水、减水剂、水玻璃及氯化铝溶液.原壁后注浆配比如表1所示，其中水泥为安徽海螺水泥股份有限公司生产的海螺牌P.O 42.5水泥，粉煤灰为南京下关电厂Ⅲ级粉煤灰，膨润土为南京汤山钙基膨润土，砂采用河砂经过1 mm土工筛后余下部分.

表1 济南地铁某工程壁后注浆配比Tab.1 Original mixing proportion of backfill grouting

试验中采用的水玻璃为南京某公司生产的商品水玻璃，模数为2.5，波美度为35.氯化铝为国药集团生产的分析纯99%的无水氯化铝，使用时配制成1 mol/L的溶液.

1.2 试验方法

1.2.1 制样

试验中先按表1配制原始壁后注浆浆液，再按表2加入一定体积比的氯化铝与水玻璃溶液［14］，并搅拌均匀.浆液配制完后倒入直径39.1 mm、高度80 mm的圆柱体试模中，振实并排除气泡后，静置24 h脱模，在恒温恒湿标准养护箱（温度20℃±2℃，湿度＞95%）中进行养护到对应的龄期，养护龄期分别为1、3、7、14、28 d.

表2 改性浆液配比（体积分数）Tab.2 Mixing proportion of modified grout（volume fraction）

1.2.2 三轴剪切试验

三轴剪切试验采用南京土壤仪器厂制造生产的LSY30-1型应力应变控制式三轴仪，如图1所示.王睿等［9］的研究发现，硬性浆的固结在浆液注入1 d内几乎完成，因此对不同龄期的浆液按《土工试验方法标准》（GB/T 50123—1999）进行不固结不排水剪试验，剪切速率设为0.08 mm/min，各试样分别在100、200、400 kPa围压进行试验.

图1 应力应变控制式三轴仪Fig.1 Stress-strain controlled triaxial apparatus

2 试验结果与分析

2.1 养护龄期对峰值强度的影响

对4组浆液在不同龄期下进行不固结不排水剪试验，得出4种浆液的应力应变关系.以浆液A和B3为例，如图2所示，图2（a），图2（c）分别为浆液A在7 d、28 d龄期的应力应变关系图.在三种围压作用下，浆液试样的应力应变关系一开始呈现应变硬化的特征，随着应变的增加，偏应力达到峰值，此时的应力为最大偏应力或峰值强度.随着应变继续增加，应力逐渐减小，此时浆液呈现应变软化的特征，最终趋于一定值.图2（b）、图2（d）分别为浆液B3在7 d、28 d龄期的应力应变关系，其与浆液A具有相同的变化特征，其他两种浆液均呈现相同的变化特征.

图2 不同围压下偏应力随轴向应变规律Fig.2 Regularities of deviatoric stress with axial strain under different confining pressures

随着应变的不断增加，不同浆液在不同围压下达到最大偏应力时发生的轴向应变具有一定的差异.浆液A养护7 d后400 kPa围压下达到最大偏应力产生的应变最大，最大应变为3.9%，随着养护时间的增加，达到最大偏应力产生的应变逐渐减小.养护28 d产生最大偏应力对应的应变为2.5%，浆液A发生剪切破坏时应变较小，均在4%范围内.

浆液B3养护7 d后在400 kPa围压下达到最大偏应力产生的应变最大为5.3%，随着养护时间的增加，达到最大偏应力时的应变逐渐减小.28 d龄期产生最大偏应力时的应变为2.0%，浆液B3在早期剪切破坏时应变较大，随着养护龄期的增加，剪切破坏时发生的应变逐渐减小，其他两组改性浆液中也表现出相同的特征.

对同一围压下浆液峰值强度随着养护龄期的变化进行分析，得到100 kPa围压下4组浆液在不同养护龄期的峰值强度变化曲线（图3）.随着养护龄期的增加，原浆液的峰值强度呈两段式增加，1 d至7 d龄期范围内峰值强度快速增加，增加速率最快；7 d至28 d范围内峰值强度增加速率变慢.而改性浆液峰值强度的增加速率较一致，并且在龄期大于7 d时，改性浆液的峰值强度逐渐超过原浆液，100 kPa围压下，28 d改性浆液峰值强度达4160 kPa，而原浆液为3230 kPa，强度提高至原来的1.3倍.

图3 峰值强度随着龄期变化规律Fig.3 Variation of peak strength with different ages

2.2 围压对峰值强度影响

不同围压下浆液剪切过程中峰值强度有一定的差异，对4组浆液在不同龄期不同围压与最大偏应力关系进行整理，如图4所示，以7 d、28 d养护龄期峰值强度变化进行分析.

从图4中可知，4组浆液峰值强度随着围压增加均呈现增加的趋势，但原浆液和改性浆液峰值强度的增加速率具有一定的差异.7 d龄期下，随着围压的增加，改性浆液峰值强度增长速率较大，但原浆液在100、200 kPa围压下的峰值强度较高，随着围压增加至400 kPa，改性浆液的峰值强度逐渐大于原浆液，见图4（a）.而在28 d养护龄期下，4组浆液的峰值强度均有所提高，不同围压下的三组改性浆液的峰值强度均大于原浆液，见图4（b）.随着围压的增加，改性浆液更快地达到峰值强度，长期峰值强度更高.

图4 不同围压下峰值强度变化规律Fig.4 Variation of peak strength under different confining pressures

2.3 龄期对抗剪强度指标影响

对浆液抗剪强度的变化规律进行分析，并基于不同围压下浆液的峰值强度绘制浆液的总应力包线图，计算出4组浆液抗剪强度指标，即黏聚力c和内摩擦角φ，抗剪强度指标随龄期变化如图5所示.图5（a）为浆液的黏聚力随龄期的变化曲线，可以看出随着养护龄期的增加原浆液的黏聚力不断增大，在7 d龄期快速增大到364 kPa后变缓，至28 d龄期时增大到436 kPa.而改性浆液7 d养护龄期内黏聚力的增大速率较慢，但超过7 d龄期后，黏聚力快速增加，浆液B3在28 d时黏聚力最大达到1330 kPa，是原浆液黏聚力的3倍，即浆液改性后大幅增加了7 d龄期后的黏聚力.

图5（b）为浆液的内摩擦角随养护龄期的变化曲线，随着养护时间的增加，原浆液的内摩擦角不断增大，由1 d时的34°增大到28 d的52°.而改性浆液的内摩擦角随着养护龄期的增加变化不明显，在40°～50°范围内不断变化，即浆液改性后内摩擦角未出现大幅变化.

图5 浆液剪切强度参数随龄期变化规律Fig.5 Variation of grout shear strength parameters with different ages

2.4 氯化铝添加量对抗剪强度指标影响

三种改性浆液抗剪强度指标的变化有明显的差异，分析抗剪强度指标随氯化铝添加量变化，如图6所示.图6（a）为不同龄期的改性浆液黏聚力随着氯化铝添加量的变化，可以看出，当改性浆液在7 d龄期内时，氯化铝添加量几乎对黏聚力不产生影响；但当龄期达14 d，随着氯化铝添加量的增加改性浆液的黏聚力逐渐增大；当养护龄期达到28 d时，黏聚力由876 kPa增加至1330 kPa.

图6（b）为不同龄期的改性浆液内摩擦角随着氯化铝添加量的变化情况，随着添加量的增加，改性浆液内摩擦角变化较小，变化范围在10°以内.当改性浆液在7 d养护龄期内时，内摩擦角略微增加；当养护龄期继续增加，内摩擦角略微减小，因此氯化铝添加量对浆液的内摩擦角的影响较小.

图6 浆液抗剪强度参数随氯化铝添加量变化规律Fig.6 Variation of grout shear strength parameters with the addition amounts of aluminum chloride

3 讨论

水泥在水化反应过程中生成氢氧化钙和水合硅酸钙凝胶体（C—S—H），使得浆体的强度不断提高，反应方程如式（1）、式（2）所示.水玻璃与水泥水解生成的氢氧化钙反应生成了水合硅酸钙，进而打破了水泥的水解平衡，加速了反应过程，同时生成大量的水合硅酸钙凝胶体，快速增加浆体的强度，反应方程如式（3）所示.

当氯化铝与水玻璃混合后加入原浆液时，氯化铝先与水玻璃反应，形成氯化钠、氢氧化铝和硅酸，反应方程如式（4）所示，使得水玻璃延缓了与氢氧化钙反应过程，减弱了水泥水化反应速率，浆液强度增加变慢.以100 kPa围压下不同浆液峰值强度为例（图3），由于氯化铝对水泥水化的延缓作用，7 d养护龄期内改性浆液峰值强度较低.

从抗剪强度指标的变化规律可以看出，随着养护龄期的不断增加，原浆液及改性浆液的早期（7 d内）强度通过黏聚力及内摩擦角的增加来实现；但是当养护龄期大于7 d时，原浆液强度增加速率放缓，强度增加主要依赖试样内摩擦角的增大，而改性浆液强度仍按一定速率增加，其强度的增加则主要通过黏聚力的不断增加.结合李婷等［15］研究，由于氯化铝与水玻璃发生反应过程中产生了Al（OH）3和Si（OH）4，两者进一步反应生成了铝硅酸盐胶结物质，黏附在砂土或其他细颗粒表面，逐渐提高试样的黏聚力.因此氯化铝添加量变化主要对浆液黏聚力产生影响，对内摩擦角的影响较小.随着水泥水化反应及氯化铝与水玻璃反应产生胶结物，黏聚力的增加对改性浆液后期强度的增加起到关键作用.本文中氯化铝添加量变化范围较小，未深入讨论水玻璃及氯化铝对浆液中粉煤灰及膨润土的反应及对强度影响.后续将进一步开展改性材料对浆液各成分作用机理，重点对改性浆液长期的强度指标及耐久性进行研究.