穩(wěn)定圍巖地層盾尾管片壁后注漿竄漿預(yù)防研究

汪浩 鐘小春

摘 要：在穩(wěn)定性地層中盾構(gòu)掘進，盾尾管片壁后注漿將不可避免沿著盾殼與地層之間的縫隙竄漿到刀盤和開挖面。而普通的同步單液漿和水玻璃雙液漿則不滿足盾尾注漿的充填性和泵送性的要求。為此，本文采用賓漢姆流體建立了盾尾漿液流失理論計算公式，并分析了流失量與漿液性質(zhì)、縫隙厚度、注漿壓力的關(guān)系。在此基礎(chǔ)上，提出了一種新型的同步雙液漿，其隨著時間變化，初凝時間、稠度可調(diào)。當(dāng)B料的摻入比為漿液的1.5%左右時，可滿足穩(wěn)定性地層中同步注漿的性質(zhì)要求，基本上不發(fā)生竄漿。

關(guān)鍵詞：穩(wěn)定地層;盾構(gòu);同步雙注漿;竄漿

中圖分類號：U175.2 文獻標(biāo)識碼：A 文章編號：1003-5168（2019）31-0104-07

Study on Prevention of Grouting Slurry after Stabilizing Wall

of Shield Tail Pipe in Surrounding Rock Stratum

WANG Hao ZHONG Xiaochun

（School of Civil Engineering and Transportation， Hohai University，Nanjing Jiangsu 210000）

Abstract： In shield tunneling in stable stratum， grouting behind the shield tail segment wall will inevitably pass along the gap between shield crust and stratum to the cutter head and excavation surface. The common synchronous single slurry and water glass double slurry can not meet the filling and pumping requirements of shield tail grouting. In this paper， Bingham fluid was used to establish a theoretical formula for calculating slurry loss in shield tail， and the relationship between slurry loss and slurry properties， crack thickness and grouting pressure was analyzed. On this basis， a new type of synchronous double slurry with adjustable initial setting time and consistency was proposed. When the mixing ratio of B material was about 1.5% of the slurry， it could satisfy the requirement of synchronous grouting in the stable formation， and basically did not occur channeling.

Keywords： stable stratum;shield;synchronized double grouting;grouting channeling

1 研究背景

據(jù)統(tǒng)計，目前我國已經(jīng)有43個城市開展地鐵建設(shè)。城市地鐵建設(shè)不可避免會嚴(yán)重影響城市交通。而盾構(gòu)隧道法由于能最大限度降低對城市機能的影響，成為城市隧道建設(shè)的主流方法。設(shè)計盾構(gòu)機械時，為了避免盾構(gòu)推力過大對后方管片結(jié)構(gòu)造成不利影響，設(shè)計的刀盤外徑通常比盾殼外徑稍大，因此地層與盾殼之間存在一定縫隙。在軟土地質(zhì)中盾構(gòu)掘進時，地層很容易填滿該縫隙;但如果是在穩(wěn)定性地層中掘進，則該縫隙不易被填充且存在時間較長。在全斷面圍巖、密實砂卵石地層中盾構(gòu)掘進時，盾尾管片的同步注漿液有可能沿著該縫隙向開挖面方向發(fā)生竄漿，盾尾空隙無法充填滿。打開頂部的管片注漿孔，大量泥水涌入隧道，管片同步注漿起不到固定管片的作用。長時間浸泡于液態(tài)狀不凝固的漿液包裹之中，剛拖出盾尾的管片環(huán)受到較大浮力，不可避免會出現(xiàn)管片上浮、錯臺或破損。拖出盾尾的管片上浮引起管片環(huán)錯臺如圖1所示。

國內(nèi)外專家對同步注漿進行了一系列研究。宋天田等[1]分析了盾構(gòu)隧道盾尾同步注漿的作用機理，又進一步采用理論分析及計算的方法，對同步注漿的注漿壓力和注漿量進行了研究;張雨帆[2]以同步注漿對隧道上浮及管片錯臺的影響為主體框架，先后對盾尾空隙漿液充填壓力分布規(guī)律、漿液滲透擴散規(guī)律、注漿產(chǎn)生的上浮力對隧道局部錯臺及整體上浮的影響以及施工期管片錯臺規(guī)律進行了系統(tǒng)性研究;趙軍[3]對盾構(gòu)隧道同步注漿壓力分布模式及其引起的地層變位展開研究，得出漿液沿隧道縱向壓力分布的規(guī)律，并利用Midas/GTS大型有限元軟件對盾構(gòu)隧道開挖施工全過程進行三維仿真模擬，系統(tǒng)分析盾構(gòu)掘進過程中注漿壓力分布模式、同步注漿時間、等代土層厚度以及掌子面推力對地層變位的影響規(guī)律。

目前，國內(nèi)同步注漿所用漿液以單液漿為主，對同步雙液漿的研究較少，大部分研究集中在雙液漿的性質(zhì)總結(jié)和改良上。董作虎[4]等結(jié)合工程實踐，從漿液材料、配比、注漿壓力、注漿量及注漿要點等方面，對大管棚加注水泥-水玻璃雙液漿技術(shù)進行了總結(jié);安妮[5]探究了水泥用量和水玻璃用量對雙液漿膠凝性能的影響，并發(fā)現(xiàn)增大水泥用量有利于漿液強度的提高，并在傳統(tǒng)水-水玻璃雙液漿的基礎(chǔ)上，復(fù)合水泥基-水玻璃雙液漿用粉煤灰和礦渣代替部分水泥摻入，利用堿激發(fā)粉煤灰和礦渣活性的特點，最終形成由低CaO/SiO2的C-S-H膠凝體和耐久性很好的無定形類沸石類物質(zhì)共同構(gòu)成的密實體結(jié)構(gòu)，有效提高了雙液漿耐久性，同時降低了成本。王紅喜[6]提出以鋼渣復(fù)合粉煤灰、礦渣或偏高嶺土等硅鋁質(zhì)材料形成低水灰比的A漿液，取代水泥漿液，與水玻璃混合形成新型的高性能雙液漿注漿材料，通過試驗驗證了該材料良好的工作性能、高固結(jié)性、高耐久性，并將該材料成功應(yīng)用于武漢長江隧道施工中;劉旺[7]對水泥-水玻璃雙液漿配比進行了正交設(shè)計實驗，并研究了外加劑氯化鋁和磷酸氫二鈉對漿液凝膠時間、結(jié)石率、抗壓強度的影響，最后驗證了最優(yōu)配比能很好地限制隧道地表沉降。

綜上所述，對具有穩(wěn)定性的地層進行盾構(gòu)掘進，采用常用的同步注漿液單液漿進行管片壁后注漿，由于其初凝時間較長、稠度較低，不可避免會發(fā)生竄漿現(xiàn)象，難以充填滿盾尾空隙。而采用常用的水玻璃雙液漿雖然有較好的填充效果，但注漿實施過程中存在經(jīng)常性堵管問題，因此并沒有得到推廣。本文開展了盾尾竄漿理論計算模型研究，并使用同步雙液漿進行盾尾管片壁后注漿，以解決上述施工中存在的施工性和充填性矛盾，確保不發(fā)生竄漿以及充填滿盾尾空隙、及時穩(wěn)定管片，提高盾構(gòu)掘進的效率。

2 工程概況

廣州一隧道項目某盾構(gòu)段由33#井始發(fā)，沿芳村大道南大致向南前行，到達34號井。區(qū)間最小半徑[R]=250m，區(qū)間最大線路縱坡40‰，區(qū)間埋深為19.04～29.97m。盾構(gòu)區(qū)間隧道基本位于粉砂質(zhì)泥巖中風(fēng)化層、泥質(zhì)粉砂巖中風(fēng)化層，局部位于粉砂質(zhì)泥巖強風(fēng)化層、泥質(zhì)粉砂巖強風(fēng)化層、泥質(zhì)粉砂巖微風(fēng)化層中?；鶐r穩(wěn)定水位埋深為0.85～7.2m，標(biāo)高為4.62～10.16m。隧道周圍地層自穩(wěn)性較好，在盾構(gòu)機穿越后管片和地層之間會形成較大的空隙，這樣同步注漿時若漿液的初凝時間較長、稠度較低時可能發(fā)生竄漿現(xiàn)象，漿液流入壓力艙污染掌子面，嚴(yán)重影響施工安全和效率。

3 盾尾竄漿理論模型計算

3.1 漿液沿盾殼與土層間隙滲透模型

為了方便計算，進行以下假設(shè)：①漿液為賓漢姆流體，漿液在平板縫隙內(nèi)的流速較小且恒定，只沿[L]軸單向流動，流體運動符合水力平衡條件;②漿液在注漿擴散過程中流型不變，不考慮漿液流變參數(shù)（如黏度）的時變性;③假定為理想平行平面流模型，裂縫寬度和高度均勻，即[δL=b]，[δZ=δ]。賓漢姆流體漿液是具有固相顆粒的非均勻流體（泥漿、水泥漿），其屈服值與液體中各顆粒間的靜電引力有關(guān)，具有懸浮液的典型特征，流變曲線是不通過原點的直線。當(dāng)外部施加的剪切力很小時，漿液只會產(chǎn)生類似于固體的彈性，并不會發(fā)生流動;當(dāng)剪切力達到流體內(nèi)部靜切力后，漿體發(fā)生類似于牛頓流體的流動，其流變方程表示為：

[τ=τs+ηγ]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （1）

式中：[τ]為剪切應(yīng)力，Pa;[τs]為靜切力，Pa;[η]為塑性黏度，Pa·s;[γ]為剪切速率，其計算公式為：

[γ=du/dy]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （2）

分析平板窄縫中流體沿[L]軸正向的層流運動。在板內(nèi)取以板軸線為對稱軸，長[dL]為流體平板單元。流體微元段上兩端壓力為[p+dp]和[p]，段上壓差為[dp]。流體單元上下表面所受剪切應(yīng)力為[τ]，其方向向左，與流速方向相反，如圖2所示。

在不計重力的情況下，由流體單元水力平衡條件得：

[τ=ydp/dL]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（3）

從式（3）可知，流體單元表面的切應(yīng)力[τ]與單元高度[y]和壓力梯度[dp/dL]成正比，式（2）對牛頓體和非牛頓體均適用。

由式（1）（3）可得：

[γ=dudy=1ηydpdL-τs]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （4）

對于賓漢姆流體，當(dāng)[τ=ydp/dL≤τs]時，流體單元不受剪切力作用，即在平板縫隙中存在一個臨界距離[yp]。當(dāng)[0≤y≤yp]時，流體相對于鄰層流體靜止，呈活塞式整體運動，速度[u=up];而在[yp≤y≤δ/2]時，流體相對于臨層處于運動狀態(tài)。根據(jù)式（4）可得出：

[yp=τsdpdL]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（5）

當(dāng)平板縫隙中的流體流動為層流時，對式（5）分離變量，并考慮邊界條件[y=±δ/2]時，[u]=0，則：

[u=1ηdp8dL4y2-δ2+τsδ2-y]? ? ? ? ? ? ? ? （6）

當(dāng)[yp≤y≤δ/2]或[-δ/2≤y≤-yp]時，流速直接用式（6）表示;當(dāng)[-yp≤y≤yp]，流體呈活塞式整體運動，則：

[up=1ηdp8dL4yp2-δ2+τsδ2-yp]? ? ? ? ? ? ? （7）

根據(jù)上述分析，又由圖2可知，平板縫隙中的流體速度為截頭拋物面形狀。其流量為通過剪切區(qū)與活塞區(qū)流量之和，于是通過寬度[b]、光滑平板縫隙厚度[δ]的單位時間流量為：

[q=2bypδ2udy+2bupyp]? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（8）

將式（6）、（7）代入式（8）可得：

[q=2bηdp8dL8y3p-δ33+τsδ2-4y2p8]? ? ? ? ? ? （9）

[q=2bητsδ28-δ324dpdL-τs36dpdL2]? ? ? ? ? ? ? ? （10）

從式（10）可以看出流量[q]與塑性黏度[η]、靜切力[τs]、壓力梯度[dp/dL]、盾殼及地層空隙厚度[δ]有關(guān)，下面分析這四方面對流量[q]的影響。

3.2 靜切力[τs]對漿液流失量的影響

取塑性黏度[η]=2Pa·s，壓力梯度[dp/dL]=100kPa。漿液流失量與靜切力[τs]的關(guān)系如圖3所示。

由圖3可知，隨著漿液靜切力的增大，漿液流失量呈線性降低。靜切力是使賓漢姆流體產(chǎn)生流動的臨界力，數(shù)值越大說明漿液越難以發(fā)生流動，故流失量減小。

3.3 塑性黏度[η]對漿液流失量的影響

取靜切力[τs]=50Pa，壓力梯度[dp/dL]=100kPa。漿液流失量與塑性黏度[η]的關(guān)系如圖4所示。

由圖4可知，隨著塑性黏度[η]的增高，30min后的流失量呈倒數(shù)型快速降低?？梢姡苄责ざ戎苯佑绊憹{液的流動性，若塑性黏度較高，則漿液產(chǎn)生剪切應(yīng)變所需要的應(yīng)力越大，故流動性越差，30min后的流失量就越小。

3.4 盾殼與巖層間空隙厚度對漿液流失量的影響

取塑性黏度[η]=2Pa·s，壓力梯度[dp/dL]=100kPa。漿液流失量與盾殼地層空隙厚度的關(guān)系如圖5所示。

由圖5可知，隨著盾殼與巖層空隙厚度的增大，30min后漿液的流失量呈類似指數(shù)型的趨勢增大。盾殼與巖層空隙厚度增大，漿液流動時失去更多的約束，趨向于自由流動的狀態(tài)，故流失量增多。觀察流失量大小后發(fā)現(xiàn)，相對于漿液本身的性質(zhì)等其他影響因素而言，盾殼與巖層間空隙厚度是最大影響因素。

3.5 注漿壓力梯度對漿液流失量的影響

漿液流失量與注漿壓力梯度的關(guān)系如圖6所示。由圖6可知，隨著注漿壓力升高，30min后漿液的流失量逐漸增大，且均在25kPa后流失量變化快速增加。當(dāng)注漿壓力較小時，漿液不會發(fā)生流動，即存在一個能使?jié){液流動的起始壓力，這與漿液的賓漢姆流體性質(zhì)是一致的。當(dāng)開挖面能夠建立起相應(yīng)的支護壓力，則盾尾的注漿壓力與開挖面支護壓力的相對差顯著降低，則對減少漿液的流失具有積極意義。

4 盾尾竄漿預(yù)防措施

在自穩(wěn)性比較好的地層中，若漿液流動性過高，稠度過低，則在同步注漿過程中，漿液很容易流向開挖面壓力艙。與單液漿相比，同步雙液漿具有凝結(jié)時間短、初凝時間可控等優(yōu)點，可以有效防止竄漿的現(xiàn)象。

4.1 同步雙液漿的制備

本次雙液漿為AB液的形式，在傳統(tǒng)砂漿的材料基礎(chǔ)上增加促強干粉A組分和液體激發(fā)劑組分B組分，試驗配比如表1所示，其中B料占比指的是B料占其他所有材料總重量的質(zhì)量比。制備流程如圖7所示。

4.2 同步雙液漿的基本性質(zhì)測量

本次測量了同步雙液漿的初凝時間、強度、比重、泌水率等基本性質(zhì)，測量結(jié)果見表2。從表2可知，B料的摻入顯著降低了漿液的初凝時間，并且隨著B料摻入量的不同，漿液的初凝時間是可調(diào)的，而且其早期強度也可以適當(dāng)提高。很明顯，本項目研發(fā)的新型漿液既可避免普通雙液漿的堵管，又能很好地充填滿盾尾空隙并穩(wěn)定管片。

4.3 同步雙液漿塑性黏度的測定

配出雙液漿后、將漿液倒入NXS-11B旋轉(zhuǎn)黏度計（見圖8）的內(nèi)筒中，目測漿液的黏度，并選取合適的轉(zhuǎn)子，將轉(zhuǎn)子慢慢插入內(nèi)筒，使轉(zhuǎn)子表面均勻覆蓋漿液，啟動儀器后選定一個轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中因漿液的黏性而發(fā)生扭轉(zhuǎn)，等到漿液對轉(zhuǎn)子的摩擦力和儀器內(nèi)部的抗力相平衡時讀數(shù)穩(wěn)定，讀取表盤度數(shù)。之后，換另一個轉(zhuǎn)速重復(fù)操作記錄數(shù)據(jù)。

4.3.1 剪切應(yīng)力[τ]隨時間的變化。分別測量了30、60、90、120、150min和180min的旋轉(zhuǎn)黏度，不同檔位對應(yīng)不同的剪切速率，具體見表3。三種工況下的剪切應(yīng)力[τ]隨時間變化如圖9至圖11所示。

由圖9、10、11可知，工況1因為沒有添加B料，漿液的剪切力隨時間變化不明顯，剪切應(yīng)力的數(shù)值為0～100Pa。而工況2和工況3因為添加了B料，漿液的剪切應(yīng)力在180min內(nèi)隨時間增加幾乎是線性變大，剪切應(yīng)力較工況1增大明顯，說明B料的添加在可控時間內(nèi)有效提高了漿液的塑性黏度，可防止?jié){液流失。對比工況2和工況3的數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)摻入更多的B料，漿液的黏度幾乎不再增加，甚至還有所下降。這說明，B料的摻入量有一個較優(yōu)摻入比。

4.3.2 不同配比漿液的靜切力和塑性黏度。不同工況下的不同配比漿液的靜切力和塑性黏度如圖12至圖14所示。

為了更清楚地觀察隨時間變化后漿液靜切力[τs]（Pa）和塑性黏度[η]（Pa·s）的變化規(guī)律，分別測量了上述三種不同配比漿液配完后30、60、90、120、150min和180min的旋轉(zhuǎn)黏度，具體如表4所示。

繪出靜切力和塑性黏度隨時間變化的曲線，如圖15和圖16所示。

由圖15、16可知，隨著時間的增長和B料摻量的增多，漿液的塑性黏度都會增加，而靜切力的變化規(guī)律并不明顯。

4.4 同步雙液漿防止竄漿效果檢驗

由表3可知漿液配完0、30、60、90、120、150min和180min后的靜切力和塑性黏度，分別假設(shè)上述不同性質(zhì)的漿液在30min內(nèi)靜切力和塑性黏度不變，由式（10）可計算漿液流失量。設(shè)同步注漿壓力為200kPa，盾尾間隙厚度為10mm，計算結(jié)果如表5所示。

由表5可知，添加B料后，能顯著減少漿液的流失量，工況1隨著時間增長180min后漿液流失量減少67.9%，工況2減少67.3%，工況3減少78.4%。但是，B料添加量過多反而會增大漿液流失量，故在工程中應(yīng)控制好摻入B料的比例。

5 結(jié)論

①本文對盾尾管片壁后漿液沿盾殼與地層空隙流失模型進行了理論研究，推導(dǎo)出漿液流失量的計算公式。研究發(fā)現(xiàn)，流失量隨漿液靜切力、塑性黏度增大而減小，隨盾殼土層空隙厚度、注漿壓力梯度增大而增大，其中盾殼土層空隙厚度對流失量的影響最大。

②與同步單液漿相比，同步雙液漿初凝時間更短，塑性黏度更大，且初凝時間和稠度均可以根據(jù)實際掘進情況進行相應(yīng)調(diào)整。這種特性剛好解決了穩(wěn)定性地層中盾構(gòu)掘進管片壁后注漿的要求，既能很有效地減少漿液流失量，防止竄漿，又可以穩(wěn)定管片。

參考文獻：

[1]宋天田，周順華，徐潤澤.盾構(gòu)隧道盾尾同步注漿機理與注漿參數(shù)的確定[J].地下空間與工程學(xué)報，2008（1）：134-137.

[2]張雨帆.盾構(gòu)隧道施工期同步注漿引起隧道上浮及管片錯臺研究[D].成都：西南交通大學(xué)，2018.

[3]趙軍.盾構(gòu)隧道同步注漿壓力分布模式及地層變位研究[D].深圳：深圳大學(xué)，2016.

[4]董作虎，石九州，于大舉，等.多雨及軟弱圍巖地區(qū)隧道施工中的水泥-水玻璃雙液注漿施工工藝[J].建筑施工，2019（3）：156-159.

[5]安妮，趙宇，石文廣，等.水泥-水玻璃雙液漿的特性試驗研究及應(yīng)用[J].鐵道建筑，2011（12）：128-130.

[6]王紅喜.高性能水玻璃懸濁型雙液灌漿材料研究與應(yīng)用[D].武漢：武漢理工大學(xué)，2007.

[7]劉旺.水泥-水玻璃漿液性能及其對盾構(gòu)隧道地表沉降的影響研究[D].北京：北京交通大學(xué)，2017.