全强风化砂页岩地层压密加固效果试验

肖敏, 王晓晨, 王一达, 翁贤杰, 樊文胜, 张连震*

(1.江西省交通投资集团有限责任公司, 南昌 330000; 2.江西省交通投资集团有限责任公司项目管理公司, 南昌 330000;3.山东大学土建与水利学院, 济南 250061; 4.中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院, 青岛 266580)

在港口码头、水利隧洞、交通隧道等工程建设过程中经常遭遇富水全强风化砂页岩地层,该地层具有富水性强、自稳能力差、受扰动作用影响强等特点,在工程施工过程中极易出现地基承载力不足、塌方、突水突泥等灾害问题,严重威胁工程建设期安全,造成重大人员伤亡事故[1-4]。

注浆是提升全强风化砂页岩地层物理力学性能与隧道围岩稳定性的主要方法之一[5-6],通过该方法可实现隧道工程建设期灾害的有效治理。大量工程实践表明,浆液在全强风化砂页岩地层主要以劈裂扩散形式为主[7-8],浆液在扩散过程中形成劈裂通道,通道两侧土体在浆液压力作用下不断被挤密,在该过程中地层土体颗粒间的间距降低,颗粒间有效应力增加,地层物理力学性能得到提升。而其中,含水率是影响地层物理力学性能的重要因素,注浆压力则在一定程度上决定地层的压密加固效果。明确二者与地层物理力学参数之间的关系,对于进一步理解全强风化砂页岩地层注浆压密作用机理,指导注浆工程中参数设计具有重要意义。

试验研究是分析不同地层介质注浆加固问题的主要方法,众多专家学者围绕着富水软弱地层的注浆加固问题开展了大量有益的探索。舒恒等[9]研究了超大直径盾构隧道岩溶地层的地表注浆加固范围,确定了地表注浆加固范围确定方法。刘德安等[10]研究了注浆加固前后富水泥岩大断面隧道的稳定性,提出了超前帷幕注浆最优参数。杨磊等[11]研究了隧道穿越软硬交界地层的注浆控制方法,提出了复合锚杆桩、超前深孔注浆、强化补偿注浆的联合注浆加固技术。李鹏等[12]研究了泥质断层在多序劈裂注浆作用下的变形特性,获得注浆次序对于泥质断层土体应力-应变关系的影响规律。张伟杰等[13]开展了富水破碎岩体多孔次分序注浆试验,获得了注浆扰动作用下富水破碎岩体的物理场演变规律,总结了松散破碎岩体与泥质软弱岩体的注浆加固模式。张连震等[14-16]研究了注浆压力对于含黏性砂土层压密过程的影响,确定压力作用下不同含量黏性土对于砂层应力与应变关系的影响。王凯等[17]通过开展全风化花岗岩注浆模拟试验,分析劈裂注浆对于地层强度特性与水力特性的影响机制。然而,现有富水软弱地层注浆试验研究中,对于全强风化砂页岩地层注浆加固效果的研究较少,地层压密加固后其物理力学性能的提升程度尚不清晰,尚无注浆参数与加固后地层物理力学参数的定量关系模型,难以对于注浆工程实践中的参数设计进行有效指导。

为了研究注浆对于全强风化砂页岩地层的压密加固效果,现以压缩模量、黏聚力、内摩擦角、渗透系数作为表征地层力学性能的主要指标,选取江西省萍-莲高速白竺隧道与莲花隧道的典型全强风化砂页岩地层土体,首先,通过开展固结试验、直剪试验与渗透性试验,测试确定不同含水率条件下注浆压力对于地层物理力学参数的提升规律,获得注浆压力与地层物理力学参数的定量关系。其次,通过回归分析方法,建立可定量化描述不同含水率条件下地层物理力学参数与注浆压力的关系模型。最后,结合莲花隧道工程全强风化砂页岩地层注浆加固工程验证注浆压力-地层物理力学参数关系模型的合理性。

1 全强风化砂页岩地层压密过程分析

受地层孔隙率的影响,全强风化砂页岩地层注浆时,浆液在地层内扩散往往以劈裂注浆扩散形式为主,在注浆压力的作用下,全强风化砂页岩地层被压缩挤密。当土体含水时,在浆液压力的作用下土体发生压缩固结,土体中的水被缓慢排出,此时,土颗粒之间的空隙减少,颗粒之间的有效应力增加,如图1所示。土体被压密加固后,其物理力学参数得到一定提升。

图1 注浆压力作用下土体压缩加固过程示意图Fig.1 Schematic diagram of soil consolidation process

土体压缩固结过程中,固结应力实质上由注浆压力提供,注浆压力的大小决定了土体的压密加固效果,而土体的含水率对于土体压密加固具有重要影响。本文研究将注浆压力与土体含水率作为影响加固效果的两个关键因素来进行研究。

2 全强风化砂页岩地层压密加固效果室内试验

2.1 试验目的

为了确定全强风化砂页岩地层的地层含水率、注浆压力与注浆加固效果之间的关系,以压缩模量作为地层抗变形能力的表征,黏聚力与内摩擦角作为地层抗剪切破坏能力的表征,渗透系数为地层抗渗性的表征,研究地层在不同初始含水率条件下,注浆压力对于上述参数的提升作用。

2.2 试验材料

为了使研究结果更贴近于工程实际,依托江西省萍-莲高速公路白竺隧道与莲花隧道,选取了工程中典型的全强风化砂页岩地层进行原位土体取样,如图2所示,经土体含水率试验测试发现,该地层土样含水率在26%左右。为了分析含水率对于地层注浆压密加固效果的影响,试验中在此土样的基础上对于土样的初始含水率进行了扩展,调整后,土样的初始含水率分别为12%、14%、16%、18%、20%、22%、24%、26%、28%、30%、32%。

图2 原位土体取样Fig.2 In-situ soil sampling

2.3 试验方法

通过开展模型试验定量化研究注浆压力对于全强风化砂页岩地层的压密加固效果往往十分困难,而注浆过程中地层在浆液压力的作用下出现压缩固结,固结应力的产生与固结过程的发生使得地层被压密加固,物理力学性质得到提升。因此,本文研究采用间接方法开展研究,即首先对于地层土样进行预先压缩,以模拟注浆对于地层的压密加固作用,然后分别测试预压缩后土样的压缩模量、黏聚力、内摩擦角以及渗透系数。在实际注浆工程中,注浆压力的区间一般为0～4 MPa[14-16],为了更好地模拟注浆压力的影响,对土样进行预先压缩时的荷载区间为0～4 MPa。

2.3.1 固结压缩试验

通过开展压缩固结试验确定注浆压力对于地层土体压缩模量的影响。固结试验采用南京土壤仪器厂生产的单杠杆固结仪开展,如图3所示。试验过程中施加荷载的顺序与荷载梯度为0、25、50、100、200、300、400、800、1 600、3 200 kPa。新加一级荷载1 h以内,固结仪百分表读数变化不超过0.005 mm,则认为在该级荷载下,试样稳定不再压缩变形,进行下一步加载。压缩固结后的土样如图4所示。

图3 WG型单杠杆固结仪Fig.3 WG type single lever consolidation instrument

图4 固结后土样Fig.4 Soil sample after consolidation

试验结束后,通过式(1)计算相邻两级荷载之间所受应力差和应变差的比值以确定压缩模量。

(1)

2.3.2 预压固结后直剪试验

通过开展直剪试验确定注浆对于地层土体黏聚力与内摩擦角的影响。试验开展前,首先对地层土样进行预压缩,其中,预压缩应力分别设置0、0.5、1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 MPa九个等级。预压缩后,对地层土体开展直剪试验(图5),直剪试验中法向应力设置100、200、300、400 kPa 4个梯度,记录各法向应力作用下发生剪切破坏时的极限剪切应力。采用线性莫尔库仑包络线形式对不同法相应力条件下对应的峰值剪切应力进行回归分析,确定地层土体的黏聚力与内摩擦角。

图5 直剪试验Fig.5 Shear test

2.3.3 预压固结后渗透性试验

开展渗透性试验以确定注浆对于地层渗透性的影响。由于渗透试验过程中地层土体均处于饱和状态,因此,仅分析注浆压力对于地层土体渗透率的影响。试验前,对于地层土样进行预压缩,预压缩应力分别设置为0、0.5、1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 MPa。预压缩后,采用变水头法测量地层土体的渗透率,试验仪器如图6所示。

图6 渗透实验所用装置Fig.6 Device for penetration test

3 试验结果与分析

3.1 压密加固后地层压缩模量特征

不同含水率条件下地层土体的压缩模量与应力的关系如图7所示,由图7分析得出以下结果。

图7 不同含水率情况下固结应力对压缩模量影响Fig.7 Effect of consolidation stress on compression modulus under different water content

(1)地层土体初始压缩模量范围在2～10 MPa,随着应力的增加,压缩模量最高达到100 MPa,增长了近10倍。相同含水率条件下,随着应力的增加地层土体的压缩模量随之增大,并且近似呈近似正相关趋势。这表明注浆工程实践中,通过提高注浆压力能够进一步提升地层压密加固效果,提升土体抵抗压缩变形的能力。

(2)当应力变化范围在0～1 600 kPa时,具有不同含水率的土体被压密固结后其压缩模量差距不大,这表明低应力条件下含水率对于压缩模量的影响不明显。随着应力的增加,含水率对于地层压缩模量的影响逐渐显现,当应力提高至3 200 kPa时,含水率为30%的地层土体缩模量达到了100 MPa,而含水率为22%仅为75 MPa,具有高含水率的地层土体其压缩模量明显高于低含水率的工况,这意味提高注浆压力对于含水率较高地层的压缩模量的提升具有更明显作用。

3.2 压密加固后地层剪切力学特征

不同含水率条件下地层土体的黏聚力与应力的关系如图8所示,由图8分析可知:地层土体未经过预压固结的时候,即土体为原状土时,地层初始含水率决定了其自身黏聚力的大小,且二者呈负相关关系。土体经过预压固结后,不同含水率地层土体其黏聚力均有了不同程度的提升。当预压固结应力处于较低水平范围时,地层黏聚力随着预压固结应力的增加而增大,含水率较高的地层其黏聚力增长较为明显,此时,压密加固后地层黏聚力的提升主要受含水率和预压固结应力共同影响。随着预压固结应力的不断增加,地层土体的黏聚力不断增大,当预压固结应力处于较高水平范围时,不同含水率地层其黏聚力均达到了80 kPa左右。然而,随着预压固结应力的继续增加,不同含水率地层土体其黏聚力差距逐渐减小,进一步提升预压固结应力,不同含水率地层土体其黏聚力基本一致,压密加固后地层黏聚力的提升不再受地层含水率的影响。

图8 固结应力对黏聚力的影响Fig.8 Effect of consolidation stress on cohesion

不同含水率条件下地层土体的内摩擦角与应力的关系如图9所示,由图9分析可知:未经预压固结的地层土体,其自身内摩擦角主要受含水率的影响,二者同样呈负相关关系。地层土体经过预压固结后,不同含水率地层土体内摩擦角均有了不同程度的提升。当预压固结应力处于降低水平范围时,地层内摩擦角随预压固结应力增加而增大,这与黏聚力-预压固结应力变化关系一致,但不同的是,预压固结应力处于较高水平时,并未出现不同含水率地层土体黏聚力趋于一致的情况,不同含水率地层土体黏聚力仍存在一定差距,这意味着高应力作用下地层土体的内摩擦角依旧受含水率的影响。

图9 固结应力对内摩擦角的影响Fig.9 Effect of consolidation stress on internal friction angle

地层含水率与预压固结应力是影响地层土体压密加固效果的重要因素,在注浆工程实践中,进一步提高注浆压力能够有效提升地层土体的黏聚力并进一步提升其抗剪性能,有效改善土体自身力学性质。

3.3 压密加固后地层渗透特征

不同含水率条件下地层土体的渗透系数与应力的关系如图10所示,由图10分析可知:地层土体的渗透系数随着预压固结应力的增加呈现近似线性降低的趋势。地层土体未经预压固结时的渗透系数为1.8×10-6cm/s,当预压固结应力达4 MPa时,地层土体的渗透系数降低至5×10-7cm/s,降低了一个数量级。这表明在原状土体的抗渗性已经较好的情况下,提升预压固结应力能够进一步提升地层土体的抗渗能力,提升其压密加固效果。在注浆工程中,注浆压力越大,地层土体在浆液压力作用下发生压缩变形,体积变小,先前的土体颗粒之间的体积被挤压压缩,土体颗粒间的缝隙降低,渗流通道缩小,因此,渗透系数降低。

图10 固结应力对渗透系数影响Fig.10 Effect of consolidation stress on permeability coefficient

4 注浆压密效果与地层物理力学参数定量关系模型表征

由上文分析可知,注浆压力大小影响着地层土体压密加固后的物理力学参数,进一步建立预压固结应力与地层土体物理力学参数之间的定量关系,可为劈裂压密注浆工程的注浆参数定量化设计提供一定的参考。

4.1 地层土体压缩模量与预压固结应力关系模型

由上文可知,不同含水率条件下地层土体压缩模量与预压固结应力近似呈线性关系,采用线性方程y=Ax+B(A、B为待定常数)对二者关系进行回归分析。试验数据与回归分析曲线如图11所示,不同含水率条件下地层土体压缩模量与预压固结应力关系模型如表1所示。

表1 不同含水率条件下地层压缩模量(Es)与预压固结应力(P)关系模型Table 1 Relationship model between the consolidation stress on compression modulus under different water content

图11 不同含水率下压缩模量与固结应力关系回归分析结果Fig.11 Regression analysis results of relation between compression modulus and consolidation stress under different water content

由上文可知,不同含水率条件下地层土体压缩模量与预压固结应力近似呈线性关系,采用线性方程y=Ax+B(A、B为待定常数)对二者关系进行回归分析。试验数据与回归分析曲线如图11所示,不同含水率条件下地层土体压缩模量与预压固结应力关系模型如表1所示。

由表1可知,Es-P关系模型回归分析的相关系数均在99%以上,这表明线性回归分析方程能够较好地表征二者关系。因此,此不同含水率情况下全强风化砂页岩压缩模量与固结应力的关系为

Es=AP+B

(2)

式(2)中:A、B为由地层初始含水率确定的常数。式(2)适用范围为含水率22%～30%的全强风化砂页岩。

4.2 地层剪切力学参数与预压固结应力关系模型

黏聚力与内摩擦角是反映地层土体抵抗剪切破坏的重要参数,由上文可知,地层土体的黏聚力、内摩擦角与预压固结应力之间的关系有所不同,故分别分析建立剪切力学参数与预压固结应力关系模型。

由上文可知,不同含水率条件下地层黏聚力随预压固结应力的增加非线性增加,基于试验数据,采用二次函数形式,即y=Hx2+Ix+J(H、I、J为待定常数),对二者关系进行回归分析,试验数据与回归分析曲线如图12所示,不同含水率条件下地层土体黏聚力与预压固结应力关系模型如表2所示。

表2 不同含水率条件下地层黏聚力(c)与预压固结应力(P)关系模型Table 2 Relationship model between consolidation stress and cohesion under different water content

图12 不同含水率下黏聚力与固结应力关系回归分析结果Fig.12 Regression analysis results of relation between cohesion and consolidation stress under different water content

由表2可知,c-P关系模型回归分析的相关系数均在96%以上,这表明线性回归分析方程能够较好地表征二者关系。因此,此不同含水率情况下全强风化砂页岩黏聚力与固结应力的关系为

c=HP2+IP+J

(3)

式(3)中:H、I、J为由地层初始含水率确定的常数。式(3)适用范围为含水率22%～30%的全强风化砂页岩。

由上文可知,不同含水率条件下地层内摩擦角与预压固结应力近似呈线性关系,采用线性方程y=Ax+B,对二者关系进行回归分析,试验数据与回归分析曲线如图13所示,不同含水率条件下地层土体内摩擦角与预压固结应力关系模型如表3所示。

表3 不同含水率条件下地层内摩擦角(φ)与预压固结应力(P)关系模型Table 3 Relationship model between consolidation stress and cohesion under different water content

图13 不同含水率下内摩擦角与固结应力关系回归分析结果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关系模型回归分析的相关系数均在95%以上,这表明线性回归分析方程能够较好地表征二者关系。因此,不同含水率情况下全强风化砂页岩内摩擦角与固结应力的关系为

φ=LP+M

(4)

式(4)中:L、M为由地层初始含水率确定的常数。式(4)适用范围为含水率22%～30%的全强风化砂页岩。

4.3 地层渗透系数与预压固结应力关系模型

由上文可知,不同含水率条件下地层土体渗透系数与预压固结应力近似呈线性关系,采用线性方程y=Ax+B(A、B为待定常数)对二者关系进行回归分析。试验数据与回归分析曲线如图14所示。

图14 不同含水率下渗透系数与固结应力关系回归分析结果Fig.14 Regression analysis results of relation between permeability coefficient and consolidation stress under different water content

由图14可知,渗透系数-固结应力关系模型回归分析的相关系数在95%以上,这表明线性回归分析方程能够较好地表征二者关系。因此,此不同含水率情况下全强风化砂页岩渗透系数与固结应力的

关系为

k=LP+V

(5)

式(5)中:L、V为由地层初始含水率确定的常数。式(5)适用范围为含水率22%～30%的全强风化砂页岩。

5 工程应用

莲花隧道工程为双线分离式隧道,左右线桩号分别为ZK35+035～ZK38+245,YK35+050～YK38+270。隧道最大埋深317 m(左洞)/330 m(右洞),左右线长度分别为3 210 m、3 220 m。依据地质勘探资料,隧道穿越地层主要以全风化砂岩、强风化砂岩、中风化砂岩与极破碎岩层为主,地层物理力学性质较差,隧道开挖后稳定性较低,容易出现塌方、涌水涌泥、拱顶大变形等重大灾害事故。

隧道采用复合衬砌形式,其中,初期支护由工字钢拱架、超前小导管、超前锚杆以及C30混凝土等组成,二次衬砌采用钢筋混凝土,隧道施工设计如图15所示。针对隧道穿越全强风化砂页岩地层区段,采用全断面帷幕注浆方式对于地层进行超前加固,帷幕注浆加固圈厚度为6 m,加固长度为20 m。注浆材料以普通硅酸盐水泥单液浆为主,注浆过程中辅以水泥-水玻璃浆液等材料。治理前,对全强风化砂页岩地层区段取样进行含水率测试分析,结果显示该区段地层含水率为25.8%。采用本文提出的注浆压力-地层物理力学参数关系模型[式(1)～式(5)]进行计算,计算时地层含水率按26%取值,结合注浆材料的特性,确定现场注浆压力范围为3～4 MPa,注浆速率为15～90 L/min。

图15 隧道施工设计Fig.15 Tunnel construction design

通过注浆治理后,莲花隧道工程全强风化砂页岩地层得到有效加固,开挖过程中围岩完整、地层稳定无坍塌,全强风化砂页岩地层得到成功治理,现场揭露的浆脉特征与加固压密地层如图16所示。

图16 现场揭露浆脉Fig.16 Expose the grouted veins in the field

对注浆加固区段地层进行取样,分别开展固结压缩试验、直剪试验与渗透性试验测试其力学参数。实测压密后地层土体的弹性模量、黏聚力、内摩擦角以及渗透系数与设计值误差在15%以下,由此表明本文所提出的注浆压密效果-地层物理力学参数定量化模型能够为全强风化砂页岩地层注浆治理参数设计提供可靠指导。

6 结论

(1)初始压缩模量为2～10 MPa的全强风化砂页岩地层土体,当注浆压力达到3.2 MPa时,地层土体压缩模量最高达到100 MPa,增长了近10倍。通过提高注浆压力可有效提高地层的压缩模量。低应力条件下不同含水率地层压密加固后其压缩模量的差距不大,高应力条件下高含水率地层土体的压缩模量明显高于低含水率的工况,提高注浆压力对于含水率较高地层的压缩模量提升具有显著作用。

(2)地层土体未经注浆加固时其剪切力学参数(黏聚力、内摩擦角)受含水率控制。当注浆压力处于较低水平范围时(即0～3 MPa),含水率较高的地层黏聚力增长较为明显,压密加固后地层黏聚力的提升受含水率和注浆压力共同影响。当注浆压力处于较高水平范围时(即>3 MPa),压密加固后不同含水率地层土体的黏聚力基本一致,地层黏聚力的提升不再受地层含水率影响。对于地层内摩擦角而言,无论注浆压力处于何范围,含水率一直是影响地层内摩擦角的重要因素。

(3)地层土体的渗透系数随着注浆压力的增大呈非线性降低的趋势。在地层原状土体抗渗性已经较好的情况下,提高注浆压力能够进一步提升土体的抗渗能力,提升其压密加固效果。

(4)通过回归分析,确定了不同地层含水率条件下地层土体物理力学参数(压缩模量、渗透系数、内摩擦角、黏聚力)与压密加固效果之间的定量关系模型,该关系模型能够较好地描述注浆压密作用对于全强风化砂页岩地层物理力学参数的提升程度。该关系模型是适用范围为:①全强风化砂页岩地层;②地层初始含水率范围为22%～30%;③注浆压力范围0～4 MPa。

(5)结合莲花隧道工程全强风化砂页岩地层注浆加固工程,采用本文提出的注浆压力-地层物理力学参数关系模型计算分析,给出了满足地层加固要求的注浆压力设计值,注浆治理后开挖揭露浆脉清晰,地层稳定,所提出的模型可为全强风化砂页岩地层注浆治理参数设计提供参考。