DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.036

破碎围岩注浆加固体开挖稳定性及水压超载试验研究

张伟杰¹，李术才²，魏久传¹，张庆松²，张霄²，李鹏²

(1. 山东科技大学 地球科学与工程学院，山东 青岛。266590；

2. 山东大学 岩土与工程结构研究中心，山东 济南。250061)

摘要：利用三维注浆模型试验系统，开展帷幕注浆加固体开挖稳定性试验，研究位移、总压力及孔隙水压力时空演化规律。研究结果表明：加固体内部位移、土压力及孔隙水压力随开挖步序推进，经历缓慢增长—急剧增加—逐渐稳定3个阶段；开挖对注浆加固体影响范围约3倍洞径，且拱顶位置扰动最大。6级水压超载试验过程中，隧洞拱顶持续沉降，注浆加固体渐进破坏；超载水头压力与初始水头比值h/h₀＜3时，涌水速率q_w呈线性增大；h/h₀≥3后，q_w非线性急剧增长；涌出物(水、泥沙)形式经历渗水—滴水—股状涌水—溃水—涌泥的发展阶段；总压力和孔隙水压力均呈现快速增大-稳定-再增大特征，并于破坏时刻附近突跳，且孔隙水压力响应灵敏度更高。注浆加固体渗透性测试试验表明，注浆后泥质软弱区(SCZ)渗透系数k减小3个数量级，破碎区(FZ) k减小2个数量级。基于注浆薄弱区短板效应的认识，提出加固安全度K作为注浆综合效能评判指标，破碎岩体加固后综合性能提高10.3倍。

关键词：开挖稳定性；水压超载试验；物理场演化特征；渗透性；加固安全度

中图分类号：TU457.5             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2016)06-2083-08

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)

Abstract: 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 rate q_w increases linearly, when the ratio between overload pressure head and initial head h/h₀＜3. After h/h₀≥3, q_w increases 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 permeability k of soft-clay zone (SCZ) reduces three orders of magnitude after grouting, and the k of fracture zone (FZ) reduced two orders of magnitude. The strengthening safety degree K is 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 fractured rock mass is increased by 10.3 times after being grouted.

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

地下工程建设中常遇到软弱、破碎、富水等不良地质条件，注浆是解决诸类难题的重要手段，广泛应用于加固、堵水、岩体失稳(破坏)控制等多个领域^[1]。注浆工程实践中，工程技术人员关注的核心问题之一即为表示工程成败的注浆效果，其检验检测方法成为注浆领域关键课题之一：众多学者借助物探、钻探、原位触探等手段检验注浆效果^[2-6]，但这些手段仅能对注浆加固体局部有效，缺乏整体效果判识；有学者利用数值分析手段对注浆加固圈渗透性及稳定性进行研究^[7-8]，将注浆加固圈视为均一、连续的岩体，显然与实际工程中存在注浆薄弱区这一事实不符，只能获得定性结论。模型试验因其真实、全面、直观地反映岩土体在外力扰动下的力学行为及变形特征，常用于地下工程结构力学与施工力学课题研究^[9-11]。注浆领域，模型试验方法也得到重视，邹金峰等^[12-22]建立了不同的模型试验装置，研究了不同被注岩体、注浆材料、地质环境条件下的模型试验，探索了浆液扩散规律与加固机制，为揭示注浆机理做出了重要贡献。现有注浆模拟试验研究均未涉及到开挖过程中注浆加固体稳定性分析，对其内部物理场变化特征研究较少，此外，注浆加固体在不同地下水环境下的稳定性也是注浆研究的重要内容，可为注浆加固圈厚度的确定提供依据。本文作者在帷幕注浆三维模型试验基础上，开展了注浆加固体开挖试验及水压超载试验，研究总压力、孔隙水压力、位移等物理场时空演化规律，以分析富水破碎围岩注浆加固体开挖稳定性及超载条件注浆加固体失稳破坏特征。

1  试验设计

图1所示为试验装置设计示意图。

三维注浆模型试验系统由承载试验台、伺服稳压供水单元、注浆单元、多元信息监测单元及图像采集单元等5部分组成。先期开展了富水破碎岩体帷幕注浆模拟试验^[23]。试验利用某隧道断层破碎带突泥体制备模型材料，即围岩与破碎岩体，其中破碎岩体包括松散破碎区与泥质松软区(见表1和表2)。根据开挖扰动情况，松散破碎区划分为扰动破碎区和原状破碎区。注浆结束后扰动破碎区(DFZ)、泥质软弱区(SCZ)及原状破碎区(FZ)内形成连续分布的注浆加固体，分别为DFG，SCG和FG(如图1所示)。

图1  试验系统设计示意图(单位：mm)

Fig. 1  Schematic of test system design

表1  破碎岩体材料主要参数

Table 1  Main parameters of in fractured zone

表2  围岩材料主要参数

Table 2  Main parameters of surrounding rock material

1.1  监测系统设计

采用光纤多元信息监测系统，在注浆区布置6个混合监测断面^[22]。监测断面布置如图1所示，传感器布置方式如表3及图2所示。

表3  各监测断面传感器统计

Table 3  Statistical of sensors in each monitoring section

1.2  注浆加固体开挖试验设计

帷幕注浆试验结束后，对模型岩体施加2 m的初始水头(与注浆试验过程一致)^[23]进行饱水处理。模型采用人工钻凿方式掘进开挖，开挖总长度76 cm，采用全断面单向开挖，开挖步长取5 cm；每开挖完1个进尺后掘进停止，等各传感器数据稳定，进行数据采集，然后重复下一进尺开挖，直至隧洞开挖完毕。整个开挖过程中，使用摄像仪和内置摄像头对开挖过程围岩状态及渗水情况进行实时监控；开挖至注浆加固体后，调配安装涌出物量测装置，实现固定时间段内涌出物及流速变化情况的实时监控。试验过程包括模型开挖、涌出物量测、稳压供水、开挖影像采集、超载试验影像采集、物理场数据采集，开挖步说明见表4。

图2  传感器布置图

Fig. 2  Layout of sensors

表4  开挖步说明

Table 4  Explanation of excavation steps

1.3  注浆加固体水压超载试验设计

模型开挖完成后，逐次提高水头压力，开展水压梯度超载试验。试验方法如下：伺服稳压供水单元与预埋承压水箱连通供给承压水；水箱底板钻设多组渗水孔并铺垫滤层，保证供水均匀连续补给注浆加固体；通过稳压调节阀调整输出压力，实现水压梯度加载(如图1所示)。各级超载试验中对物理参量实时采集，待传感器数据稳定后，进行下一级试验，直至注浆加固体失稳破坏。调配安装涌出物量测装置，实时测量隧洞内涌水(泥)量及涌水(泥)速率。试验方案如表5所示。

受帷幕注浆试验影响，部分监测元件受损失效，本文依据保存完好的传感器监测数据分析。

表5  梯度水压超载试验方案

Table 5  Arrangement of cascade hydraulic test

2  试验结果分析

2.1  开挖过程中物理场变化特征

2.1.1  位移变化特征分析

开挖测试试验中，位移随隧洞开挖步变化曲线如图3所示。

图3  开挖过程监测点位移变化图

Fig. 3  Displacement-excavation step curves in excavation process

由图3可知：开挖测试试验中，随隧洞开挖不断接近注浆加固体位置，隧洞拱顶表现为持续的沉降变形，均随开挖进行而缓慢增加；当开挖通过监测断面时，该断面拱顶沉降跳跃式增长，并缓慢趋于稳定。

注浆加固体受开挖影响较大，在距掌子面3个开挖步(SR-DFG界面处)时加固体断面Ⅲ拱顶沉降快速增大，掌子面通过该断面时后，拱顶沉降速率加大，增幅远大于围岩断面。与洞周拱顶沉降相比，2倍洞径拱顶位移曲线呈相同变化趋势，但最终竖向位移小于洞周拱顶沉降，位移变化较为平缓；底板隆起变化趋势亦然，但变化趋势更平缓，说明隧洞开挖对拱顶位移影响大于拱底。

加固区的拱顶沉降总量比围岩的大1个数量级，表明开挖过程中虽未出现塌方、涌水现象，但注浆加固体稳定性仍属较低水平。

2.1.2  总压力变化特征分析

图4所示为开挖测试试验中，总压力监测数据随开挖步变化曲线。

图4  开挖过程监测点总压力变化图

Fig. 4  Total pressure-excavation step curves in excavation process

由图4可知：随开挖进行，总压力缓慢持续降低；当开挖通过监测断面，断面内各关键点总压力突变。距离掌子面6.5个开挖步(SR-DFG界面处)时，断面Ⅳ监测点开始响应，伴随跳跃式突降，此后持续下降。

2.1.3  孔隙水压力变化特征分析

开挖测试试验中，孔隙水压力监测值随隧洞开挖步变化曲线如图5所示。

由图5可知：随开挖进行，孔隙水压力缓慢持续降低；当开挖通过监测断面，断面内各关键点孔隙水压力突变。距离掌子面3个开挖步(SR-DFG界面处)时，断面Ⅲ监测点开始响应，伴随跳跃式突降，尤其是拱顶位置更强烈。掌子面推进至SCG及FG过程中，孔隙水压力持续缓慢下降，逐渐达到稳定状态，形成二次渗流场。

通过以上分析，SR-DFG界面处存在优势渗流通道，开挖揭露时孔隙水压力瞬间释放，导致加固体沿界面的滑移，造成3个物理参量突变。

图5  开挖过程监测点孔隙水压力变化

Fig. 5  Pore pressure-excavation step curves in excavation process

2.2  超载试验中物理场变化特征

2.2.1  涌水速率结果分析

水压超载试验分别选取水头高度为2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m，每级压力试验持续时间依据监测结果而定，涌水量等稳定后再提高水头压力，进行下一级试验。

图6所示为隧洞注浆加固区涌水速率随时间变化曲线。

分析图6可知：涌水速率q_w具渐变特征，初始水头h₀条件下时，注浆加固体渗流通道保持基本闭合状

图6  隧洞涌水速率随时间变化曲线

Fig. 6  Curve of water inflow velocity with time

态；超载水头h=(1.50~2.25)h₀时，q_w线性增长，渗流通道开始扩展；h=3h₀时，q_w非线性增长，加固体损伤迅速积累，渗流通道开始贯通，SR-DFG界面拱腰处出现少量掉块；h=3.75h₀时，q_w非线性快速增长，网络状渗流通道形成，在SR-DFG界面左拱肩发生塌方；h=4.5h₀时，q_w急剧增长，管道型通道最终形成，在SR-DFG界面左拱肩发生涌水涌泥，加固体由局部破坏发展为整体失稳。

水压超载试验中，涌出物(水、泥沙)形式呈现渗水—滴水—股状涌水—溃水—涌水涌泥的发展历程。

2.2.2  位移变化特征分析

水压超载试验中，位移变化曲线如图7所示。

图7  不同监测断面位移随时间变化曲线

Fig. 7  Displacement-time curves on different monitoring sections

分析图7可知：当h＜3h₀时，水压荷载施加导致隧洞上部岩体变形，引起拱顶缓慢持续沉降；h＞3h₀时，关键点位移快速增大，拱底开始抬升；h=4.5h₀时，关键点位移进入急速增长，直至整体失稳。

不同断面上位移变化总量从大到小依次为Ⅱ_VD，Ⅰ_VD，Ⅲ_VD-1，Ⅴ_VD。Ⅱ_VD临近SR-DFG交界滑移面，沉降量大；Ⅰ_VD位于加固体失稳部位近，受其波及产生一定量的沉降；Ⅲ_VD-1虽处于破碎区，但注浆加固效果好，且距注浆加固薄弱区(失稳部位)较远，因而拱顶沉降量不大；Ⅴ_VD距离加固体失稳部位最远，涌水涌泥对其影响小，沉降量最小。

2.2.3  总压力变化特征分析

水压超载试验中，总压力变化曲线如图8所示。

分析图8可知：水压超载试验中，总压力随施加水头压力梯度增加，整体呈增长趋势，在涌水涌泥瞬间发生突跳，其变化历经增长—稳定—再增长—突降发展过程。

超载水头压力h=4.5h₀时，总压力急剧增长，经多次强烈震荡后发生瞬间突跳。以关键断面Ⅲ和Ⅳ为例，断面Ⅲ和Ⅳ关键点监测值分别在13 085 s和13 135 s时刻发生突跳，表明加固体破坏过程中应力传递具有时空效应，破坏区附近应力集中，监测点响应更灵敏。

图8  不同监测断面总压力随时间变化曲线

Fig. 8  Total pressure-time curves on different monitoring sections

2.2.4  孔隙水压力变化特征分析

水压超载试验孔隙水压力变化曲线如图9所示。

分析图9可知：在水压超载试验中，孔隙水压力随施加水头压力梯度增加，整体呈增长趋势，在涌水涌泥瞬间发生突跳，其变化历经增长—稳定—再增  长—突降发展过程。

超载水头压力h=4.5h₀时，孔隙水压力急剧增长，经多次强烈震荡后发生瞬间突跳。以关键断面Ⅲ和Ⅳ为例，断面Ⅲ和Ⅳ关键点监测值分别在13 085 s和   13 135 s时发生突跳，表明加固体破坏过程中应力传递具有时空效应，破坏区附近应力更集中，监测点响应更灵敏。

图9  不同监测断面孔隙水压力随时间变化曲线

Fig. 9  Curves of seepage pressure with time in different monitoring sections

当h=4.5h₀时，监测点渗透压力剧增长，经多次强烈震荡后发生瞬间突跳。自突变时刻起，60 s内断面Ⅲ拱顶监测值下降0.69 kPa，拱底为0.13~0.4 kPa，拱腰为0.35 kPa。表明加固体破坏影响最严重的部位拱顶附近，拱底和拱腰次之。

3  注浆加固效果评价

3.1  渗透性分析

试验结束后在加固体内取样，进行渗透性测试。为避免扰动，取样时先切割出较大块体，然后利用削土刀沿环刀边缘切削，环刀套入样品后，以环刀顶底面为界截断样品、削平。将样品放入渗透仪套筒中，浇注熔融蜡液至样品与套筒空隙，期间轻晃套筒，使蜡液完全充填空间，待蜡液冷凝后将样品及套筒放置在底座上，用于渗透试验。

由于扰动破碎区加固体(DFG)破坏，仅对原状破碎区加固体(FG)及泥质软弱区加固体(SCG)取样，测试渗透系数。试验采用变水头试验法。测试结果如表6所示。由表6可见：注浆加固后，SCZ渗透系数由7.79×10^{-7 m/s}降至8.15×10^{-10 m/s}，减小约3个数量级，而FZ渗透系数由5.1×10^-6降至1.61×10^{-7 m/s}，减小约2个数量级。

表6  注浆加固体渗透系数

Table 6  Permeability coefficient of grouting body  m/s

3.2  安全度分析

注浆薄弱区是影响注浆工程成败的关键环节，短板效应显著。定义注浆前后薄弱区岩体持续承载水压能力比值为加固安全度K，评判注浆加固综合效能。K定义如下：

       (1)

               (2)

            (3)

其中：p₀为初始水头压力；p_i为梯度加载水头压力；k为基准岩体渗透系数；k₀为原破碎岩体渗透系数；k₁为注浆加固体渗透系数，定义为常量；h₀为原破碎岩体厚度；h₁为注浆加固体厚度；h₂为未加固岩体厚度。

根据文献[24]，取A=7.088 4，根据试验，注浆加固体经历4级水压梯度加载，导致薄弱区局部破坏，因此n=4。根据文献[20]及前面研究结论，h₀=0.5 m，h₁=0.29 m，h₂=0.21 m，k₀=5.1 μm/s，k₁=16.1 μm/s，t₀= 13 s，t₁=1 800 s，t₂=2 700 s，t₃=3 180 s，t₄=1 230 s，p₀=p₁=0.02 MPa，p₂=0.03 MPa，p₃=0.045 MPa，p₄=  0.06 MPa。将以上参数带入式(1)~(3)，得K=10.3，即注浆加固体整体安全度为10.3。

4  结论

1) 帷幕注浆加固体开挖试验过程中，加固体竖向位移、总压力及孔隙水压力随开挖步序推进，经历缓慢增长、急剧增加、逐渐稳定3个阶段，开挖对加固体影响范围约为3倍洞径，拱顶位置扰动最大。

2) 依次进行水头压力h为2.0，3.0，4.5，6.0，7.5和9.0 m等6级超载试验。随h增大，q_w呈线性增长；当h进一步增加，q_w呈非线性急剧增长；注浆加固体表现为渐进失稳破坏特征，涌出物历经渗水—滴水—股状浑浊涌水—溃水—涌水涌泥的发展历程。

3) 水压超载试验中，随着h增加，总压力和孔隙水压力历经增长—稳定—再增长—突降发展过程。加固体失稳时，总压力和孔隙水压力均表现为瞬间跳跃式突降，但孔隙水压力响应更灵敏，且应力传递具有显著时效性。

4) 泥质软弱区注浆后渗透系数减小3个数量级，破碎区减小2个数量级。利用加固安全度K评价注浆综合效能，计算结果表明破碎岩体注浆加固后综合性能提高10.3倍，注浆加固效果显著。

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(编辑  赵俊)

收稿日期：2015-06-12；修回日期：2015-09-30

基金项目(Foundation item)：国家重点基础研究发展计划(973 计划)项目(2013CB036000)；国家自然科学基金资助项目(41372290，51509148)；山东省自然科学基金资助项目(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)

通信作者：张伟杰，博士，讲师，从事地下工程水害预测预报及治理研究；E-mail：sduzhangweijie@126.com