破碎圍巖注漿加固體開(kāi)挖穩(wěn)定性及水壓超載試驗(yàn)研究

張偉杰，李術(shù)才，魏久傳，張慶松，張霄，李鵬

?

破碎圍巖注漿加固體開(kāi)挖穩(wěn)定性及水壓超載試驗(yàn)研究

張偉杰1，李術(shù)才2，魏久傳1，張慶松2，張霄2，李鵬2

(1. 山東科技大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，山東青島。266590；2. 山東大學(xué)巖土與工程結(jié)構(gòu)研究中心，山東濟(jì)南。250061)

利用三維注漿模型試驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)展帷幕注漿加固體開(kāi)挖穩(wěn)定性試驗(yàn)，研究位移、總壓力及孔隙水壓力時(shí)空演化規(guī)律。研究結(jié)果表明：加固體內(nèi)部位移、土壓力及孔隙水壓力隨開(kāi)挖步序推進(jìn)，經(jīng)歷緩慢增長(zhǎng)—急劇增加—逐漸穩(wěn)定3個(gè)階段；開(kāi)挖對(duì)注漿加固體影響范圍約3倍洞徑，且拱頂位置擾動(dòng)最大。6級(jí)水壓超載試驗(yàn)過(guò)程中，隧洞拱頂持續(xù)沉降，注漿加固體漸進(jìn)破壞；超載水頭壓力與初始水頭比值0＜3時(shí)，涌水速率w呈線性增大；0≥3后，w非線性急劇增長(zhǎng)；涌出物(水、泥沙)形式經(jīng)歷滲水—滴水—股狀涌水—潰水—涌泥的發(fā)展階段；總壓力和孔隙水壓力均呈現(xiàn)快速增大?穩(wěn)定?再增大特征，并于破壞時(shí)刻附近突跳，且孔隙水壓力響應(yīng)靈敏度更高。注漿加固體滲透性測(cè)試試驗(yàn)表明，注漿后泥質(zhì)軟弱區(qū)()滲透系數(shù)減小3個(gè)數(shù)量級(jí)，破碎區(qū)()減小2個(gè)數(shù)量級(jí)?；谧{薄弱區(qū)短板效應(yīng)的認(rèn)識(shí)，提出加固安全度作為注漿綜合效能評(píng)判指標(biāo)，破碎巖體加固后綜合性能提高10.3倍。

開(kāi)挖穩(wěn)定性；水壓超載試驗(yàn)；物理場(chǎng)演化特征；滲透性；加固安全度

地下工程建設(shè)中常遇到軟弱、破碎、富水等不良地質(zhì)條件，注漿是解決諸類難題的重要手段，廣泛應(yīng)用于加固、堵水、巖體失穩(wěn)(破壞)控制等多個(gè)領(lǐng)域[1]。注漿工程實(shí)踐中，工程技術(shù)人員關(guān)注的核心問(wèn)題之一即為表示工程成敗的注漿效果，其檢驗(yàn)檢測(cè)方法成為注漿領(lǐng)域關(guān)鍵課題之一：眾多學(xué)者借助物探、鉆探、原位觸探等手段檢驗(yàn)注漿效果[2?6]，但這些手段僅能對(duì)注漿加固體局部有效，缺乏整體效果判識(shí)；有學(xué)者利用數(shù)值分析手段對(duì)注漿加固圈滲透性及穩(wěn)定性進(jìn)行研究[7?8]，將注漿加固圈視為均一、連續(xù)的巖體，顯然與實(shí)際工程中存在注漿薄弱區(qū)這一事實(shí)不符，只能獲得定性結(jié)論。模型試驗(yàn)因其真實(shí)、全面、直觀地反映巖土體在外力擾動(dòng)下的力學(xué)行為及變形特征，常用于地下工程結(jié)構(gòu)力學(xué)與施工力學(xué)課題研究[9?11]。注漿領(lǐng)域，模型試驗(yàn)方法也得到重視，鄒金峰等[12?22]建立了不同的模型試驗(yàn)裝置，研究了不同被注巖體、注漿材料、地質(zhì)環(huán)境條件下的模型試驗(yàn)，探索了漿液擴(kuò)散規(guī)律與加固機(jī)制，為揭示注漿機(jī)理做出了重要貢獻(xiàn)?，F(xiàn)有注漿模擬試驗(yàn)研究均未涉及到開(kāi)挖過(guò)程中注漿加固體穩(wěn)定性分析，對(duì)其內(nèi)部物理場(chǎng)變化特征研究較少，此外，注漿加固體在不同地下水環(huán)境下的穩(wěn)定性也是注漿研究的重要內(nèi)容，可為注漿加固圈厚度的確定提供依據(jù)。本文作者在帷幕注漿三維模型試驗(yàn)基礎(chǔ)上，開(kāi)展了注漿加固體開(kāi)挖試驗(yàn)及水壓超載試驗(yàn)，研究總壓力、孔隙水壓力、位移等物理場(chǎng)時(shí)空演化規(guī)律，以分析富水破碎圍巖注漿加固體開(kāi)挖穩(wěn)定性及超載條件注漿加固體失穩(wěn)破壞特征。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

圖1所示為試驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)示意圖。

1—試驗(yàn)臺(tái)；2—導(dǎo)洞盤；3—被注破碎巖體；4—擾動(dòng)破碎區(qū)加固體；5—泥質(zhì)軟弱區(qū)加固體；6—原狀破碎區(qū)加固體；7—帷幕注漿加固體界線；8—開(kāi)挖隧洞；9—引線孔；10—空壓機(jī)；11—高壓供水泵；12—穩(wěn)壓儲(chǔ)水腔；13—三通；14—穩(wěn)壓調(diào)節(jié)閥；15—轉(zhuǎn)換閥門；16—流量計(jì)；17—精密壓力表；18—監(jiān)測(cè)斷面；19—數(shù)據(jù)線；20—數(shù)據(jù)采集儀。

三維注漿模型試驗(yàn)系統(tǒng)由承載試驗(yàn)臺(tái)、伺服穩(wěn)壓供水單元、注漿單元、多元信息監(jiān)測(cè)單元及圖像采集單元等5部分組成。先期開(kāi)展了富水破碎巖體帷幕注漿模擬試驗(yàn)[23]。試驗(yàn)利用某隧道斷層破碎帶突泥體制備模型材料，即圍巖與破碎巖體，其中破碎巖體包括松散破碎區(qū)與泥質(zhì)松軟區(qū)(見(jiàn)表1和表2)。根據(jù)開(kāi)挖擾動(dòng)情況，松散破碎區(qū)劃分為擾動(dòng)破碎區(qū)和原狀破碎區(qū)。注漿結(jié)束后擾動(dòng)破碎區(qū)(DFZ)、泥質(zhì)軟弱區(qū)(SCZ)及原狀破碎區(qū)(FZ)內(nèi)形成連續(xù)分布的注漿加固體，分別為DFG，SCG和FG(如圖1所示)。

表1 破碎巖體材料主要參數(shù)

注:材料配比指5~10 mm石子、黏土及1.25~2.5 mm標(biāo)準(zhǔn)砂質(zhì)量比。

表2 圍巖材料主要參數(shù)

注：材料配比指黏土、河砂、水泥、凡士林及硅油的質(zhì)量比；s為圍巖滲透系數(shù)。

1.1 監(jiān)測(cè)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

采用光纖多元信息監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，在注漿區(qū)布置6個(gè)混合監(jiān)測(cè)斷面[22]。監(jiān)測(cè)斷面布置如圖1所示，傳感器布置方式如表3及圖2所示。

表3 各監(jiān)測(cè)斷面?zhèn)鞲衅鹘y(tǒng)計(jì)

注：下標(biāo)D為位移；PP為孔隙水壓力；TP為總壓力；S為應(yīng)變；V為拱頂；H為拱腰；B為拱腳；J為拱肩。

(a)Ⅰ斷面；(b) Ⅱ斷面；(c)Ⅴ斷面；(d) Ⅵ斷面；(e)Ⅲ斷面；(f) Ⅳ斷面

1.2 注漿加固體開(kāi)挖試驗(yàn)設(shè)計(jì)

帷幕注漿試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)模型巖體施加2 m的初始水頭(與注漿試驗(yàn)過(guò)程一致)[23]進(jìn)行飽水處理。模型采用人工鉆鑿方式掘進(jìn)開(kāi)挖，開(kāi)挖總長(zhǎng)度76 cm，采用全斷面單向開(kāi)挖，開(kāi)挖步長(zhǎng)取5 cm；每開(kāi)挖完1個(gè)進(jìn)尺后掘進(jìn)停止，等各傳感器數(shù)據(jù)穩(wěn)定，進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，然后重復(fù)下一進(jìn)尺開(kāi)挖，直至隧洞開(kāi)挖完畢。整個(gè)開(kāi)挖過(guò)程中，使用攝像儀和內(nèi)置攝像頭對(duì)開(kāi)挖過(guò)程圍巖狀態(tài)及滲水情況進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控；開(kāi)挖至注漿加固體后，調(diào)配安裝涌出物量測(cè)裝置，實(shí)現(xiàn)固定時(shí)間段內(nèi)涌出物及流速變化情況的實(shí)時(shí)監(jiān)控。試驗(yàn)過(guò)程包括模型開(kāi)挖、涌出物量測(cè)、穩(wěn)壓供水、開(kāi)挖影像采集、超載試驗(yàn)影像采集、物理場(chǎng)數(shù)據(jù)采集，開(kāi)挖步說(shuō)明見(jiàn)表4。

表4 開(kāi)挖步說(shuō)明

1.3 注漿加固體水壓超載試驗(yàn)設(shè)計(jì)

模型開(kāi)挖完成后，逐次提高水頭壓力，開(kāi)展水壓梯度超載試驗(yàn)。試驗(yàn)方法如下：伺服穩(wěn)壓供水單元與預(yù)埋承壓水箱連通供給承壓水；水箱底板鉆設(shè)多組滲水孔并鋪墊濾層，保證供水均勻連續(xù)補(bǔ)給注漿加固體；通過(guò)穩(wěn)壓調(diào)節(jié)閥調(diào)整輸出壓力，實(shí)現(xiàn)水壓梯度加載(如圖1所示)。各級(jí)超載試驗(yàn)中對(duì)物理參量實(shí)時(shí)采集，待傳感器數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，進(jìn)行下一級(jí)試驗(yàn)，直至注漿加固體失穩(wěn)破壞。調(diào)配安裝涌出物量測(cè)裝置，實(shí)時(shí)測(cè)量隧洞內(nèi)涌水(泥)量及涌水(泥)速率。試驗(yàn)方案如表5所示。

表5 梯度水壓超載試驗(yàn)方案

受帷幕注漿試驗(yàn)影響，部分監(jiān)測(cè)元件受損失效，本文依據(jù)保存完好的傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 開(kāi)挖過(guò)程中物理場(chǎng)變化特征

2.1.1 位移變化特征分析

開(kāi)挖測(cè)試試驗(yàn)中，位移隨隧洞開(kāi)挖步變化曲線如圖3所示。

1—ⅠVD；2—ⅡVD；3—ⅡBD；4—ⅢVD-1；5—ⅢVD-2；6—ⅤVD；7—ⅥVD。

由圖3可知：開(kāi)挖測(cè)試試驗(yàn)中，隨隧洞開(kāi)挖不斷接近注漿加固體位置，隧洞拱頂表現(xiàn)為持續(xù)的沉降變形，均隨開(kāi)挖進(jìn)行而緩慢增加；當(dāng)開(kāi)挖通過(guò)監(jiān)測(cè)斷面時(shí)，該斷面拱頂沉降跳躍式增長(zhǎng)，并緩慢趨于穩(wěn)定。

注漿加固體受開(kāi)挖影響較大，在距掌子面3個(gè)開(kāi)挖步(SR?DFG界面處)時(shí)加固體斷面Ⅲ拱頂沉降快速增大，掌子面通過(guò)該斷面時(shí)后，拱頂沉降速率加大，增幅遠(yuǎn)大于圍巖斷面。與洞周拱頂沉降相比，2倍洞徑拱頂位移曲線呈相同變化趨勢(shì)，但最終豎向位移小于洞周拱頂沉降，位移變化較為平緩；底板隆起變化趨勢(shì)亦然，但變化趨勢(shì)更平緩，說(shuō)明隧洞開(kāi)挖對(duì)拱頂位移影響大于拱底。

加固區(qū)的拱頂沉降總量比圍巖的大1個(gè)數(shù)量級(jí)，表明開(kāi)挖過(guò)程中雖未出現(xiàn)塌方、涌水現(xiàn)象，但注漿加固體穩(wěn)定性仍屬較低水平。

2.1.2 總壓力變化特征分析

圖4所示為開(kāi)挖測(cè)試試驗(yàn)中，總壓力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)隨開(kāi)挖步變化曲線。

1—ⅡHTP；2—ⅥHTP；3—ⅤHTP。

由圖4可知：隨開(kāi)挖進(jìn)行，總壓力緩慢持續(xù)降低；當(dāng)開(kāi)挖通過(guò)監(jiān)測(cè)斷面，斷面內(nèi)各關(guān)鍵點(diǎn)總壓力突變。距離掌子面6.5個(gè)開(kāi)挖步(SR?DFG界面處)時(shí)，斷面Ⅳ監(jiān)測(cè)點(diǎn)開(kāi)始響應(yīng)，伴隨跳躍式突降，此后持續(xù)下降。

2.1.3 孔隙水壓力變化特征分析

開(kāi)挖測(cè)試試驗(yàn)中，孔隙水壓力監(jiān)測(cè)值隨隧洞開(kāi)挖步變化曲線如圖5所示。

1—ⅠHPP；2—ⅡVPP；3—ⅡHPP；4—ⅢVPP；5—ⅢBPP-1；6—ⅢBPP-2；7—ⅤVPP；8—ⅤHPP。

由圖5可知：隨開(kāi)挖進(jìn)行，孔隙水壓力緩慢持續(xù)降低；當(dāng)開(kāi)挖通過(guò)監(jiān)測(cè)斷面，斷面內(nèi)各關(guān)鍵點(diǎn)孔隙水壓力突變。距離掌子面3個(gè)開(kāi)挖步(SR?DFG界面處)時(shí)，斷面Ⅲ監(jiān)測(cè)點(diǎn)開(kāi)始響應(yīng)，伴隨跳躍式突降，尤其是拱頂位置更強(qiáng)烈。掌子面推進(jìn)至SCG及FG過(guò)程中，孔隙水壓力持續(xù)緩慢下降，逐漸達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，形成二次滲流場(chǎng)。

通過(guò)以上分析，SR?DFG界面處存在優(yōu)勢(shì)滲流通道，開(kāi)挖揭露時(shí)孔隙水壓力瞬間釋放，導(dǎo)致加固體沿界面的滑移，造成3個(gè)物理參量突變。

2.2 超載試驗(yàn)中物理場(chǎng)變化特征

2.2.1 涌水速率結(jié)果分析

水壓超載試驗(yàn)分別選取水頭高度為2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m，每級(jí)壓力試驗(yàn)持續(xù)時(shí)間依據(jù)監(jiān)測(cè)結(jié)果而定，涌水量等穩(wěn)定后再提高水頭壓力，進(jìn)行下一級(jí)試驗(yàn)。

圖6所示為隧洞注漿加固區(qū)涌水速率隨時(shí)間變化曲線。

圖6 隧洞涌水速率隨時(shí)間變化曲線

分析圖6可知：涌水速率w具漸變特征，初始水頭0條件下時(shí)，注漿加固體滲流通道保持基本閉合狀態(tài)；超載水頭=(1.50~2.25)0時(shí)，w線性增長(zhǎng)，滲流通道開(kāi)始擴(kuò)展；=30時(shí)，w非線性增長(zhǎng)，加固體損傷迅速積累，滲流通道開(kāi)始貫通，SR?DFG界面拱腰處出現(xiàn)少量掉塊；=3.750時(shí)，w非線性快速增長(zhǎng)，網(wǎng)絡(luò)狀滲流通道形成，在SR?DFG界面左拱肩發(fā)生塌方；=4.50時(shí)，w急劇增長(zhǎng)，管道型通道最終形成，在SR?DFG界面左拱肩發(fā)生涌水涌泥，加固體由局部破壞發(fā)展為整體失穩(wěn)。

水壓超載試驗(yàn)中，涌出物(水、泥沙)形式呈現(xiàn)滲水—滴水—股狀涌水—潰水—涌水涌泥的發(fā)展歷程。

2.2.2 位移變化特征分析

水壓超載試驗(yàn)中，位移變化曲線如圖7所示。

1—ⅠVD；2—ⅡBD；3—ⅡVD；4—ⅢVD-1；5—ⅤVD。

分析圖7可知：當(dāng)＜30時(shí)，水壓荷載施加導(dǎo)致隧洞上部巖體變形，引起拱頂緩慢持續(xù)沉降；＞30時(shí)，關(guān)鍵點(diǎn)位移快速增大，拱底開(kāi)始抬升；=4.50時(shí)，關(guān)鍵點(diǎn)位移進(jìn)入急速增長(zhǎng)，直至整體失穩(wěn)。

不同斷面上位移變化總量從大到小依次為ⅡVD，ⅠVD，ⅢVD-1，ⅤVD。ⅡVD臨近SR?DFG交界滑移面，沉降量大；ⅠVD位于加固體失穩(wěn)部位近，受其波及產(chǎn)生一定量的沉降；ⅢVD-1雖處于破碎區(qū)，但注漿加固效果好，且距注漿加固薄弱區(qū)(失穩(wěn)部位)較遠(yuǎn)，因而拱頂沉降量不大；ⅤVD距離加固體失穩(wěn)部位最遠(yuǎn)，涌水涌泥對(duì)其影響小，沉降量最小。

2.2.3 總壓力變化特征分析

水壓超載試驗(yàn)中，總壓力變化曲線如圖8所示。

1—ⅢHTP-1；2—ⅢHTP-2；3—ⅢHTP-3；4—ⅣSTP-2；5—ⅣSTP-3。

分析圖8可知：水壓超載試驗(yàn)中，總壓力隨施加水頭壓力梯度增加，整體呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，在涌水涌泥瞬間發(fā)生突跳，其變化歷經(jīng)增長(zhǎng)—穩(wěn)定—再增長(zhǎng)—突降發(fā)展過(guò)程。

超載水頭壓力=4.50時(shí)，總壓力急劇增長(zhǎng)，經(jīng)多次強(qiáng)烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。以關(guān)鍵斷面Ⅲ和Ⅳ為例，斷面Ⅲ和Ⅳ關(guān)鍵點(diǎn)監(jiān)測(cè)值分別在13 085 s和13 135 s時(shí)刻發(fā)生突跳，表明加固體破壞過(guò)程中應(yīng)力傳遞具有時(shí)空效應(yīng)，破壞區(qū)附近應(yīng)力集中，監(jiān)測(cè)點(diǎn)響應(yīng)更靈敏。

2.2.4 孔隙水壓力變化特征分析

水壓超載試驗(yàn)孔隙水壓力變化曲線如圖9所示。

1—ⅡVPP；2—ⅢBPP-1；3—ⅢBPP-2；4—ⅢBPP-3；5—ⅣVPP-1；6—ⅣVPP-2；7—ⅣVPP-3。

分析圖9可知：在水壓超載試驗(yàn)中，孔隙水壓力隨施加水頭壓力梯度增加，整體呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，在涌水涌泥瞬間發(fā)生突跳，其變化歷經(jīng)增長(zhǎng)—穩(wěn)定—再增長(zhǎng)—突降發(fā)展過(guò)程。

超載水頭壓力=4.50時(shí)，孔隙水壓力急劇增長(zhǎng)，經(jīng)多次強(qiáng)烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。以關(guān)鍵斷面Ⅲ和Ⅳ為例，斷面Ⅲ和Ⅳ關(guān)鍵點(diǎn)監(jiān)測(cè)值分別在13 085 s和13 135 s時(shí)發(fā)生突跳，表明加固體破壞過(guò)程中應(yīng)力傳遞具有時(shí)空效應(yīng)，破壞區(qū)附近應(yīng)力更集中，監(jiān)測(cè)點(diǎn)響應(yīng)更靈敏。

當(dāng)=4.50時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)滲透壓力劇增長(zhǎng)，經(jīng)多次強(qiáng)烈震蕩后發(fā)生瞬間突跳。自突變時(shí)刻起，60 s內(nèi)斷面Ⅲ拱頂監(jiān)測(cè)值下降0.69 kPa，拱底為0.13~0.4 kPa，拱腰為0.35 kPa。表明加固體破壞影響最嚴(yán)重的部位拱頂附近，拱底和拱腰次之。

3 注漿加固效果評(píng)價(jià)

3.1 滲透性分析

試驗(yàn)結(jié)束后在加固體內(nèi)取樣，進(jìn)行滲透性測(cè)試。為避免擾動(dòng)，取樣時(shí)先切割出較大塊體，然后利用削土刀沿環(huán)刀邊緣切削，環(huán)刀套入樣品后，以環(huán)刀頂?shù)酌鏋榻缃財(cái)鄻悠?、削平。將樣品放入滲透儀套筒中，澆注熔融蠟液至樣品與套筒空隙，期間輕晃套筒，使蠟液完全充填空間，待蠟液冷凝后將樣品及套筒放置在底座上，用于滲透試驗(yàn)。

由于擾動(dòng)破碎區(qū)加固體(DFG)破壞，僅對(duì)原狀破碎區(qū)加固體(FG)及泥質(zhì)軟弱區(qū)加固體(SCG)取樣，測(cè)試滲透系數(shù)。試驗(yàn)采用變水頭試驗(yàn)法。測(cè)試結(jié)果如表6所示。由表6可見(jiàn)：注漿加固后，SCZ滲透系數(shù)由7.79×10?7 m/s降至8.15×10?10 m/s，減小約3個(gè)數(shù)量級(jí)，而FZ滲透系數(shù)由5.1×10?6降至1.61×10?7 m/s，減小約2個(gè)數(shù)量級(jí)。

表6 注漿加固體滲透系數(shù)

3.2 安全度分析

注漿薄弱區(qū)是影響注漿工程成敗的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，短板效應(yīng)顯著。定義注漿前后薄弱區(qū)巖體持續(xù)承載水壓能力比值為加固安全度，評(píng)判注漿加固綜合效能。定義如下：

其中：0為初始水頭壓力；p為梯度加載水頭壓力；為基準(zhǔn)巖體滲透系數(shù)；0為原破碎巖體滲透系數(shù)；1為注漿加固體滲透系數(shù)，定義為常量；0為原破碎巖體厚度；1為注漿加固體厚度；2為未加固巖體厚度。

根據(jù)文獻(xiàn)[24]，取=7.088 4，根據(jù)試驗(yàn)，注漿加固體經(jīng)歷4級(jí)水壓梯度加載，導(dǎo)致薄弱區(qū)局部破壞，因此=4。根據(jù)文獻(xiàn)[20]及前面研究結(jié)論，0=0.5 m，1=0.29 m，2=0.21 m，0=5.1 μm/s，1=16.1 μm/s，0= 13 s，1=1 800 s，2=2 700 s，3=3 180 s，4=1 230 s，0=1=0.02 MPa，2=0.03 MPa，3=0.045 MPa，4= 0.06 MPa。將以上參數(shù)帶入式(1)~(3)，得=10.3，即注漿加固體整體安全度為10.3。

4 結(jié)論

1) 帷幕注漿加固體開(kāi)挖試驗(yàn)過(guò)程中，加固體豎向位移、總壓力及孔隙水壓力隨開(kāi)挖步序推進(jìn)，經(jīng)歷緩慢增長(zhǎng)、急劇增加、逐漸穩(wěn)定3個(gè)階段，開(kāi)挖對(duì)加固體影響范圍約為3倍洞徑，拱頂位置擾動(dòng)最大。

2) 依次進(jìn)行水頭壓力為2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m等6級(jí)超載試驗(yàn)。隨增大，w呈線性增長(zhǎng)；當(dāng)進(jìn)一步增加，w呈非線性急劇增長(zhǎng)；注漿加固體表現(xiàn)為漸進(jìn)失穩(wěn)破壞特征，涌出物歷經(jīng)滲水—滴水—股狀渾濁涌水—潰水—涌水涌泥的發(fā)展歷程。

3) 水壓超載試驗(yàn)中，隨著增加，總壓力和孔隙水壓力歷經(jīng)增長(zhǎng)—穩(wěn)定—再增長(zhǎng)—突降發(fā)展過(guò)程。加固體失穩(wěn)時(shí)，總壓力和孔隙水壓力均表現(xiàn)為瞬間跳躍式突降，但孔隙水壓力響應(yīng)更靈敏，且應(yīng)力傳遞具有顯著時(shí)效性。

4) 泥質(zhì)軟弱區(qū)注漿后滲透系數(shù)減小3個(gè)數(shù)量級(jí)，破碎區(qū)減小2個(gè)數(shù)量級(jí)。利用加固安全度評(píng)價(jià)注漿綜合效能，計(jì)算結(jié)果表明破碎巖體注漿加固后綜合性能提高10.3倍，注漿加固效果顯著。

[1] 張民慶, 張文強(qiáng), 孫國(guó)慶. 注漿效果檢查評(píng)定技術(shù)與應(yīng)用實(shí)例[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2006, 25(增2): 3909–3918.ZHANG Minqing, ZHANG Wenqing, SUN Guoqing. Evaluation technique of grouting effect and its application to engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(Suppl 2): 3909?3918.

[2] 劉紅軍, 單紅仙, 鄭建國(guó), 等. 重力式碼頭水下拋石體加固技術(shù)及檢測(cè)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2004, 26(3): 344?348. LIU Hongjun, SHAN Hongxian, ZHENG Jianguo, et al. Technique for reinforcement of the underwater riprap of gravity-type piers and researches on its effectiveness detection[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2004, 26(3): 344?348.

[3] 劉招偉, 張頂立, 張民慶. 圓梁山隧道毛壩向斜高水壓富水區(qū)注漿施工技術(shù)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2005, 24(10): 1728?1734. LIU Zhaowei, ZHANG Dingli, ZHANG Minqing. Grouting technique for high-pressure and water-rich area in Maoba syncline at Yuanliangshan Tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(10): 1728?1734.

[4] 邱恩喜, 謝強(qiáng), 文江泉. 電測(cè)深法和電磁波CT法在采空區(qū)注漿加固效果檢測(cè)中的綜合應(yīng)用[J]. 工程地質(zhì)學(xué)報(bào), 2008(6): 834?839. QIU Enxi XIE Qiang, WEN Jiangquan. Application of the combination of electric sounding and electromagnetic CT in detection of grouting quality[J]. Journal of Engineering Geology, 2008(6): 834?839.

[5] 程盼, 鄒金鋒, 羅恒, 等. 松散填土層中注漿效果檢測(cè)方法試驗(yàn)研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 44(9): 3800?3806. CHENG Pan, ZOU Jinfeng, LUO Heng, et al. Experimental research on detection method of grouting effect in loose filled soil[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(9): 3800?3806.

[6] 吳火珍, 焦玉勇, 李海波, 等. 地質(zhì)雷達(dá)檢測(cè)防空洞注漿效果的技術(shù)方法及應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(S1): 307?310. WU Huozhen, JIAO Yuyong, LI Haibo, et al. Technical method of ground penetrating radar for detecting grouting effect of air-raid shelter and its application[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(S1): 307?310.

[7] 李鵬飛. 海底隧道圍巖穩(wěn)定性分析與控制研究[D]. 北京: 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 2011: 102?110. LI Pengfei. Study on stability analysis and control of subsea tunnel surrounding rock[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2011: 102?110.

[8] 張志強(qiáng), 李化云, 何川. 基于流固耦合的水底隧道全斷面注漿力學(xué)分析[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2011, 33(2): 86?90. ZHANG Zhiqiang, LI Huayun, HE Chuan. Study on whole section curtain grouting technique and parameters optimization in subsea NATM tunnel[J]. Journal of the China Railway Society, 2011, 33(2): 86?90.

[9] 李利平, 李術(shù)才, 趙勇, 等. 超大斷面隧道軟弱破碎圍巖漸進(jìn)破壞過(guò)程三維地質(zhì)力學(xué)模型試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2012, 31(3): 550?560. LI Liping, LI Shucai, ZHAO Yong, et al. 3D geomechanical model for progressive failure progress of weak broken surrounding rock in super large section tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(3): 550?560.

[10] 張強(qiáng)勇, 李術(shù)才, 李勇, 等. 大型分岔隧道圍巖穩(wěn)定與支護(hù)三維地質(zhì)力學(xué)模型試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007, 26(Suppl 2): 4051?4059. ZHANG Qiangyong, LI Shucai, LI Yong, et al. 3D geomechanical model test research on stability and supporting for surrounding rock mass of a large-scale diversion tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26 (Suppl 2): 4051?4059.

[11] 李術(shù)才, 李利平, 李樹(shù)忱, 等. 地下工程突涌水物理模擬試驗(yàn)系統(tǒng)的研制及應(yīng)用[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2010, 27(3): 299?304. LI Shucai, LI Liping, LI Shuchen, et al. Development and application of similar physical model test system for water inrush of underground engineering[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2010, 27(3): 299?304.

[12] 鄒金峰, 徐望國(guó), 羅強(qiáng), 等. 飽和土中劈裂灌漿壓力研究[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(7): 1082?1086. ZOU Jinfeng, XU Wangguo, LUO Qiang, et al. Study on grouting pressure of fracture grouting in saturated soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(7): 1082?1086.

[13] 張忠苗, 鄒健, 賀靜漪, 等. 黏土中壓密注漿及劈裂注漿室內(nèi)模擬試驗(yàn)分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2009, 31(12): 1818?1824. ZHANG Zhongmiao, ZOU Jian, HE Jingyi, et al. Laboratory tests on compaction grouting and fracture grouting of clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31(12): 1818?1824.

[14] 郭密文. 高壓封閉環(huán)境孔隙介質(zhì)中化學(xué)漿液擴(kuò)散機(jī)制試驗(yàn)研究[D]. 徐州: 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)資源與地球科學(xué)學(xué)院, 2010: 39?51. GUO Miwen. Experimental investigation of propagation mechanism of chemical grout injection into porous media under a high pressure and closed environment[D]. Xuzhou: China University of Mining and Technology. School of Resources and Geoscience, 2010: 39?51.

[15] 張改玲. 化學(xué)注漿固砂體高壓滲透性及其微觀機(jī)制[D]. 徐州:中國(guó)礦業(yè)大學(xué)資源與地球科學(xué)學(xué)院, 2011: 49?57. ZHANG Gailing. High pressure permeability and micro-mechanism of chemically grouted sands[D]. Xuzhou: China University of Mining and Technology. School of Resources and Geoscience, 2011: 49?57.

[16] BOLISETTI T. Experimental and numerical investigations of chemical grouting in heterogeneous porous media[D]. Windsor: University of Windsor. Department of Civil and Environmental Engineering, 2005: 46?50.

[17] BEZUIJEN A. Compensation grouting in sand: experiments, field experiences and mechanisms[D]. Delft: Delft University of Technology. Department of Civil Engineering, 2010: 92?100.

[18] GOTHALL R, STILLE H. Fracture-fracture interaction during grouting[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2010, 25(3): 199?204.

[19] EISA K. Compensation grouting in sand[D]. London: University of Cambridge. Department of Civil Engineering, 2008: 40?45.

[20] 錢自衛(wèi), 姜振泉, 曹麗文, 等. 弱膠結(jié)孔隙介質(zhì)滲透注漿模型試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué), 2013, 34(1): 139?142. QIAN Ziwei, JIANG Zhenquan, CAO Liwen, et al. Experiment study of penetration grouting model for weakly cemented porous media[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(1): 139?142.

[21] 李鵬, 張慶松, 張霄, 等. 基于模型試驗(yàn)的劈裂注漿機(jī)理分析[J]. 巖土力學(xué), 2014, 35(11): 3221?3230. LI Peng, ZHANG Qingsong, ZHANG Xiao, et al. Analysis of fracture grouting mechanism based on model test[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(11): 3221?3230.

[22] 孫子正, 李術(shù)才, 劉人太, 等. 水泥基速凝漿液裂隙擴(kuò)散機(jī)制與壓力特性試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué), 2014, 35(8): 2219?2224. SUN Zizheng, LI Shucai, LIU Rentai, et al. Fracture defusing mechanism and pressure characteristic tests of rapid setting cement-based grouts[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(8): 2219?2224.

[23] 張偉杰. 隧道工程富水?dāng)鄬悠扑閹ё{加固機(jī)理及應(yīng)用研究[D]. 濟(jì)南: 山東大學(xué)土建與水利學(xué)院, 2014: 105?107. ZHANG Weijie. Mechanism of grouting reinforcement of water-rich fault fractured zone and its application in tunnel engineering[D]. Jinan: Shandong University. School of Civil Engineering, 2014: 105?107.

[24] 許宏發(fā). 軟巖強(qiáng)度和彈模的時(shí)間效應(yīng)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 1997, 16(3): 246?251. XU Hongfa. Time dependent behaviours of strength and elasticity modulus of weak rock[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 1997, 16(3): 246?251.

(編輯 趙俊)

Excavation stability and hydraulic overload test of grouting body in fractured zone

ZHANG Weijie1, LI Shucai2, WEI Jiuchuan1, ZHANG Qingsong2, ZHANG Xiao2, LI Peng2

(1. College of Earth Science and Engineering, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China;2. Geotechnical and Structural Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China)

The excavation stability test of curtain grouting reinforced body was carried out using 3D grouting model test system to obtain the temporal and spatial evolution law of displacement, total pressure and pore pressure. The results show that the internal displacement, soil pressure and pore pressure are propelled with the excavation step. It undergoes three periods: slow growth?dramatic increase?gradual stabilization. The influence scope of excavation on grouting was about triple tunnel diameter, and the most serious is on the vault. In the sixth hydraulic overload test, the vault of tunnel subsides continuously; the grouting reinforced body has progressive failure. The water inflow ratewincreases linearly, when the ratio between overload pressure head and initial head0＜3. After0≥3,wincreases rapidly nonlinearly. The water inrush form goes through five developmental stages: water leaking?water dripping?water gushing?water bursting?mud inrushing. Both the total pressure and pore pressure present the rapid increase?stabilization?further increase characters. They change abruptly at the destroying moment. The response sensitivity of pore pressure is higher. The grouting reinforced body permeability test indicates that the coefficient of permeabilityof soft-clay zone (SCZ) reduces three orders of magnitude after grouting, and theof fracture zone (FZ) reduced two orders of magnitude. The

strengthening safety degreeis proposed as the main evaluation index of grouting evaluation indexes based on the cognition of cask effect in non full-reinforced zone. The combination property of fracturedrockmass is increased by 10.3 times after being grouted.

excavation stability; hydraulic overload test; evolution law of physical fields; permeability; safety degree of reinforcement

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.036

TU457.5

A

1672?7207(2016)06?2083?08

2015?06?12；

2015?09?30

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973 計(jì)劃)項(xiàng)目(2013CB036000)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41372290，51509148)；山東省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BS2015NJ010)(Project(2013CB036000) supported by the National Key Basic Research Program(973 Program) of China; Projects(41372290, 51509148) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(BS2015NJ010) supported by the Shandong Provincial Natural Science Foundation of China)

張偉杰，博士，講師，從事地下工程水害預(yù)測(cè)預(yù)報(bào)及治理研究；E-mail：sduzhangweijie@126.com