高溫富水環(huán)境下裂隙巖體注漿試驗(yàn)裝置研制及漿液擴(kuò)散規(guī)律

余永強(qiáng)，張紀(jì)云，范利丹，王樹(shù)仁，徐 峰，楊 杰，任連偉

(1.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 焦作 454003；2.河南省地下空間開(kāi)發(fā)及誘發(fā)災(zāi)變防治國(guó)際聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，河南 焦作 454003)

近年來(lái)，我國(guó)隧道工程的修建規(guī)模和數(shù)量已躍居世界前列。我國(guó)中西部地區(qū)的隧道施工正面臨高地溫、高地應(yīng)力、高滲透壓及強(qiáng)烈擾動(dòng)的影響。施工中遇到越來(lái)越多高溫富水裂隙巖體，裂隙面的結(jié)構(gòu)形態(tài)和巖體所處的地質(zhì)環(huán)境對(duì)注漿漿液的流動(dòng)有重要影響，裂隙的連通性、粗糙度和充填程度等，會(huì)引起漿液的線(xiàn)性或非線(xiàn)性流動(dòng)特性。因此，研究高溫富水環(huán)境下， 漿液擴(kuò)散受地層溫度、水灰比和單位時(shí)間注漿量影響的規(guī)律，對(duì)更好地理解和掌握注漿效果、保證隧道安全高效施工具有重要意義。

目前，許多學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)的研究，如鐘祖良等研制了適于土石混合體注漿的試驗(yàn)裝置，發(fā)現(xiàn)含石量對(duì)漿液擴(kuò)散效果的影響顯著。張偉杰等自制了三維注漿模型試驗(yàn)裝置，揭示了巖體總壓力、孔隙水壓力和位移的時(shí)空變化規(guī)律。為研究漿液在巖體裂隙網(wǎng)絡(luò)的擴(kuò)散規(guī)律，劉濱等研制了可視化恒壓注漿試驗(yàn)系統(tǒng)，發(fā)現(xiàn)漿液在經(jīng)裂隙網(wǎng)絡(luò)后造成了各支流間壓力降幅和流量分配系數(shù)的不同。DING等設(shè)計(jì)了可視化注漿裝置，發(fā)現(xiàn)受粗糙度的影響漿液擴(kuò)散形式呈橢圓形，并提出了漿液擴(kuò)散模型中粗糙度因子的修正方法。針對(duì)漿液與地下水相互作用的問(wèn)題，WANG等通過(guò)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)動(dòng)水作用下漿液被沖刷后具有空間非連續(xù)性，殘余漿液形態(tài)與原始裂隙有重要關(guān)系。LEE等研制了可調(diào)整裂隙間距的裝置，對(duì)離散節(jié)理中漿液擴(kuò)散進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)不考慮黏度變性時(shí)漿液的流動(dòng)距離明顯變長(zhǎng)。DENG等對(duì)不同巖體注漿的效果進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算。王強(qiáng)等利用數(shù)值模擬得出了定量預(yù)測(cè)漿液擴(kuò)散范圍和注漿量的經(jīng)驗(yàn)公式。劉人太等發(fā)現(xiàn)動(dòng)水對(duì)漿液擴(kuò)散有積極作用。LIU等對(duì)流固耦合作用下影響裂隙巖體注漿的因素進(jìn)行了數(shù)值分析。SUN等建立了水-力耦合模型，發(fā)現(xiàn)由于裂縫間的相互應(yīng)力作用，導(dǎo)致細(xì)小裂隙更難注漿。REN等發(fā)現(xiàn)動(dòng)水可改變漿液的擴(kuò)散形式，水流對(duì)沿流動(dòng)方向漿液擴(kuò)散具有顯著的促進(jìn)和沖刷作用。ZHU等通過(guò)確定裂隙孔徑與跡長(zhǎng)的關(guān)系，建立了三維裂隙網(wǎng)絡(luò)模型。MOVASSAGH等發(fā)現(xiàn)理想脆性材料的截面在分形維數(shù)較大時(shí)與粗糙度吻合度較高，截面的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對(duì)裂隙的增長(zhǎng)及流體運(yùn)移至關(guān)重要。PHILLIPS等通過(guò)3D打印構(gòu)造裂隙，研究了粗糙度對(duì)滲流的影響，發(fā)現(xiàn)孔徑小于20 μm時(shí)，裂隙接觸面積比粗糙度更能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)滲透性。

基于正交試驗(yàn)方法，龐建勇和姚韋靖得到了松散富水砂卵石層漿液擴(kuò)散范圍與地層含水率、水灰比和注漿壓力的關(guān)系。秦鵬飛等設(shè)計(jì)了砂礫石滲透注漿試驗(yàn)，研究了孔隙率、水灰比和注漿壓力，對(duì)漿液擴(kuò)散半徑的影響。張玉等發(fā)現(xiàn)巖體注漿中孔隙率、水灰比、注漿壓力和注漿時(shí)間，與擴(kuò)散距離呈冪函數(shù)關(guān)系。謝聰考慮了地層滲透系數(shù)、水灰比和注漿壓力的砂礫層注漿試驗(yàn)，得到了漿液擴(kuò)散半徑的定量表達(dá)式。郝晉偉等通過(guò)改變注漿壓力、水灰比及注漿量等對(duì)破碎巖體進(jìn)行注漿，發(fā)現(xiàn)注漿壓力對(duì)注漿效果的影響最大。考慮滲濾效應(yīng)影響，李術(shù)才等通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到了孔隙率、漿液運(yùn)動(dòng)黏度以及漿液壓力隨時(shí)間和空間的分布規(guī)律，得到了注漿有效加固范圍與注漿壓力的函數(shù)關(guān)系式。KIM等考慮漿液的黏時(shí)變性和過(guò)濾作用，發(fā)現(xiàn)滲濾系數(shù)與介質(zhì)粒徑、水泥粒徑和漿液運(yùn)動(dòng)黏度有關(guān)。目前，關(guān)于裂隙粗糙度、動(dòng)水環(huán)境和裂隙巖體網(wǎng)絡(luò)，對(duì)巖體注漿效果的影響雖有一定研究，但耦合地層溫度并考慮水灰比等因素，對(duì)漿液擴(kuò)散規(guī)律的影響鮮見(jiàn)報(bào)道。

針對(duì)上述不足，筆者基于大瑞鐵路高黎貢山隧道構(gòu)造應(yīng)力復(fù)雜、巖體破碎及高溫富水的特點(diǎn)，研制一套滿(mǎn)足高溫富水環(huán)境下破碎巖體注漿的試驗(yàn)裝置，進(jìn)行了不同地層溫度、水灰比和單位時(shí)間流量下的注漿試驗(yàn)，對(duì)漿液擴(kuò)散規(guī)律和各因素對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的敏感性進(jìn)行研究，對(duì)正確認(rèn)識(shí)地層溫度對(duì)漿液擴(kuò)散規(guī)律的影響和準(zhǔn)確評(píng)價(jià)注漿效果具有重要意義。研究成果可為高溫富水環(huán)境下裂隙發(fā)育地下工程的注漿設(shè)計(jì)和施工提供依據(jù)和參考。

1 試驗(yàn)裝置

1.1 工程背景

大瑞鐵路高黎貢山隧道全長(zhǎng)34.5 km，最大埋深1 155 m，平均埋深800 m。線(xiàn)路地處印度板塊與歐亞板塊碰撞接合帶，受構(gòu)造擠壓影響，巖體完整性差，裂隙、褶皺構(gòu)造發(fā)育，差異風(fēng)化嚴(yán)重，地質(zhì)鉆孔顯示局部巖體破碎嚴(yán)重，巖塊粒徑大小不一，基本符合連續(xù)級(jí)配狀態(tài)。周邊有著名的“騰沖火山群”，水熱活動(dòng)強(qiáng)烈，形成天然溫泉多達(dá)122處，導(dǎo)熱裂隙斷層含水溫度高達(dá)80 ℃，隧道施工中高溫?zé)岷?wèn)題突出。

1.2 地溫度作用下注漿試驗(yàn)裝置研制

1.2.1 試驗(yàn)原理

由于現(xiàn)場(chǎng)高溫?zé)岷?wèn)題是由溫泉水引起的，實(shí)驗(yàn)室內(nèi)用大功率磁力泵提供動(dòng)力實(shí)現(xiàn)恒溫水持續(xù)在破碎地層中循環(huán)，模擬地下高溫水引起的高地?zé)岘h(huán)境。用PT100溫度傳感器進(jìn)行測(cè)溫，待地層溫度達(dá)到預(yù)定值10 min后，開(kāi)啟注漿泵進(jìn)行恒流量注漿，實(shí)現(xiàn)漿液驅(qū)替水進(jìn)而充填裂隙的目的。

1.2.2 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方法

注漿試驗(yàn)裝置由試驗(yàn)架模塊、破碎地層模擬模塊、不同溫度水供給模塊、注漿系統(tǒng)模塊和流量變頻控制模塊等5部分組成，原理和實(shí)物如圖1，2所示。

圖1 地層溫度作用下裂隙巖體注漿試驗(yàn)裝置原理Fig.1 Principle of grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

圖2 地層溫度作用下裂隙巖體注漿試驗(yàn)裝置Fig.2 Grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

(1)試驗(yàn)架模塊有龍門(mén)吊、反力約束架和千斤頂組成。龍門(mén)吊的作用是便于裝置的拆卸；反力架和千斤頂是為活塞提供反向作用力，控制地層孔隙率，可防止注漿時(shí)引起的活塞上移，導(dǎo)致漿液擴(kuò)散范圍和結(jié)石體形狀的變化。

(2)破碎地層模擬模塊由三維充填腔體、活塞和底座組成。其中，三維腔體由高強(qiáng)無(wú)縫鋼筒制成，內(nèi)、外徑分別為580 mm和600 mm、壁厚10 mm、高度700 mm；活塞半徑579 mm，厚度50 mm，等距離開(kāi)設(shè)2道厚度7 mm和深度3.5 mm的環(huán)形凹槽，用厚度7 mm、直徑570 mm的丁晴橡膠“O”型圈鋪于凹槽中。在高于鋼筒底部5 mm處焊接外徑800 mm、內(nèi)徑600 mm、厚度10 mm的薄壁圓環(huán)作為法蘭，在法蘭上均勻布置6個(gè)20 mm的絲孔，用于與底座連接；底座為直徑800 mm、厚度50 mm的圓形鋼板。在底座中心鑿取直徑600 mm、高度5 mm的凹槽，以該凹槽為基礎(chǔ)面，在鋼筒壁正下方沿環(huán)向開(kāi)設(shè)一道厚度7 mm、深度3.5 mm的環(huán)形凹槽，用同尺寸的“O”型圈鋪設(shè)，實(shí)現(xiàn)密封。整個(gè)裝置內(nèi)部做拋光處理，在反力約束架和千斤頂作用下實(shí)現(xiàn)活塞下移，控制模擬地層孔隙率和壓縮變形量，以保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

(3)不同溫度水供給模塊由恒溫水浴箱和磁力泵組成。其中，恒溫水浴箱的調(diào)溫范圍為室溫至100 ℃，磁力泵的揚(yáng)程和吸程分別為33 m和12 m。注漿管位于鋼筒底部正中心，恒溫水入口位于鋼筒側(cè)面底部，循環(huán)水出口位于活塞上部。地層鋪設(shè)完成后開(kāi)啟磁力泵使恒溫水不斷進(jìn)入地層，后經(jīng)出水管進(jìn)入儲(chǔ)水箱實(shí)現(xiàn)循環(huán)。同時(shí)，沿鋼筒高度均勻布置2個(gè)PT100溫度傳感器，當(dāng)?shù)貙訙囟冗_(dá)到預(yù)定值后繼續(xù)循環(huán)10 min，此時(shí)認(rèn)為整個(gè)地層的溫度達(dá)到試驗(yàn)要求。

(4)注漿系統(tǒng)模塊和流量變頻控制模塊由注漿泵、流量變頻器和儲(chǔ)漿桶組成，其中，控制器頻率在10～50 Hz可調(diào)，可實(shí)現(xiàn)1.07～8.45 L/min的注漿。試驗(yàn)中采用秒表計(jì)時(shí)，以額定功率下一分鐘的漿液流量作為標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行恒流量注漿。

2 模型試驗(yàn)

2.1 方案設(shè)計(jì)

目前設(shè)計(jì)試驗(yàn)時(shí)多采用正交設(shè)計(jì)和均勻設(shè)計(jì)法，均勻設(shè)計(jì)試驗(yàn)法是數(shù)論方法中“偽蒙特卡羅方法”的一個(gè)應(yīng)用，由于均勻設(shè)計(jì)具有均衡分散、整齊可比的特點(diǎn)，在保證偏差的基礎(chǔ)上可顯著減少試驗(yàn)次數(shù)，減少工作量，即用相對(duì)較少的試驗(yàn)次數(shù)得到更有代表性的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，故更適合于多因素多水平試驗(yàn)。現(xiàn)對(duì)2種設(shè)計(jì)方法在確定影響因素?cái)?shù)量為3個(gè)時(shí)，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)偏差的對(duì)比分析，以確定選用均勻設(shè)計(jì)法的合理性。

表1 正交設(shè)計(jì)與均勻設(shè)計(jì)的偏差比較Table 1 Deviation comparison between orthogonal design and uniform design

圖3 試驗(yàn)參數(shù)分布曲線(xiàn)Fig.3 Distribution curves of test parameters

2.2 地層模擬

由于用大粒徑巖塊模擬破碎圍巖時(shí)，單裂隙長(zhǎng)度較大導(dǎo)致漿液流經(jīng)裂隙所用時(shí)間增長(zhǎng)，當(dāng)漿液繞流巖塊的長(zhǎng)度不足以對(duì)其形成黏結(jié)，脫模后該巖塊便不能作為結(jié)石體體積的有效組成，進(jìn)而影響對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的評(píng)估。為減小巖塊粒徑大小對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，試驗(yàn)過(guò)程中，先在圓柱形鋼筒中自然堆積同等高度的2～5 mm巖塊，并初步測(cè)定其對(duì)應(yīng)的孔隙率。然后，以5 kN為一個(gè)加載梯度，進(jìn)行模擬地層孔隙率的控制加載。隨著反向作用力的增加，模擬地層壓縮變形不斷增大、孔隙率不斷減小。當(dāng)模擬地層孔隙率處于37.28%～37.73%時(shí)，停止加壓，保持恒載，以保證模擬地層破碎程度和孔隙率的大小具有一致性。

為驗(yàn)證研制模型的合理性，保證每組試驗(yàn)的孔隙率誤差均小于0.5%，可用式(1)描述模擬地層孔隙率與壓縮變形量(=-)的關(guān)系。巖塊重新堆積、壓縮穩(wěn)定一段時(shí)間后，其孔隙率可看作一定值，體積確定后孔隙率的大小直接影響漿液的滲流通道和結(jié)石體體積。

(1)

式中，為模擬地層巖塊的質(zhì)量，kg；為模型的截面積，m；為模擬地層的初始高度，m；為模擬地層受壓后的壓縮量，m；為模擬地層巖塊的密度，kg/m。

由圖4可知，式(1)中模擬地層孔隙率與壓縮變形量呈線(xiàn)性關(guān)系，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)2者關(guān)聯(lián)度較高。在壓縮變形量相同時(shí)，孔隙率的試驗(yàn)值與理論值的誤差較小。在反向作用力施加初期，試驗(yàn)曲線(xiàn)與理論曲線(xiàn)偏差較明顯，這是由于鋼筒中模擬地層鋪設(shè)不平整而引起的，不平整度導(dǎo)致鋪設(shè)面與活塞不能完全接觸，在反向作用力初始加載時(shí)，活塞在有限小范圍內(nèi)出現(xiàn)不均勻下降現(xiàn)象，隨反向作用力的持續(xù)施加，由于活塞的剛度大于巖塊的剛度，巖體逐步被壓密、孔隙率進(jìn)一步縮小，實(shí)現(xiàn)了活塞隨反向作用力的均勻下移。模擬地層孔隙率值與理論值的誤差均小于0.1%，2者的曲線(xiàn)基本重合，說(shuō)明設(shè)計(jì)的模型合理可靠。

圖4 孔隙率與壓縮位移理論值與實(shí)際值的對(duì)比曲線(xiàn)Fig.4 Relationship between theoretical and actual values of porosity and compression displacement

試驗(yàn)中通過(guò)向模擬地層中注水，計(jì)算其孔隙率，在進(jìn)行恒流量注漿時(shí)，漿液的擴(kuò)散范圍用結(jié)石體體積表征。共進(jìn)行了7組不同工況的試驗(yàn)，由圖5可知，試驗(yàn)中模擬地層的最大和最小孔隙率分別為37.73%和37.28%，最大和最小誤差分別為0.45%和0.03%，誤差控制在0.5%以?xún)?nèi)，滿(mǎn)足試驗(yàn)要求。通過(guò)對(duì)注漿裝置施加反向作用力，是為了將地層孔隙率這個(gè)影響漿液擴(kuò)散范圍的因素控制在一定范圍內(nèi)。整個(gè)動(dòng)態(tài)壓縮過(guò)程中，控制地層孔隙率的最大值和最小值分別為37.73%和37.28%，誤差在0.5%以?xún)?nèi)，本研究即認(rèn)為達(dá)到終態(tài)。此時(shí)保持反向作用力不變，即防止注漿時(shí)由于孔隙壓力的增大而引起孔隙率變化，最終影響漿液擴(kuò)散范圍。

圖5 模擬地層孔隙率分布Fig.5 Porosity distribution of simulated stratum

由圖6可知，將模擬地層鋪設(shè)完成后，用排水法進(jìn)行地層結(jié)構(gòu)孔隙率的測(cè)定，首先，計(jì)算出地層結(jié)構(gòu)的體積，記錄好容器中水的質(zhì)量，用磁力泵將水注入模擬地層，通過(guò)剩余水的質(zhì)量計(jì)算出初始孔隙率。

圖6 試驗(yàn)過(guò)程孔隙率的測(cè)試Fig.6 Test of porosity during the experiment process

然后，通過(guò)千斤頂與反力架做功實(shí)現(xiàn)對(duì)活塞提供向下的作用力，加載的同時(shí)伴隨模擬地層的壓縮變形，有一定量的水從排水口流出，用精度為0.000 1 g的電子秤記錄每次加載完成且靜載10 min后排出的水量，以計(jì)算實(shí)時(shí)孔隙率，直至達(dá)到預(yù)定孔隙率。

2.3 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)裝置組裝完成后，開(kāi)始構(gòu)建模擬地層，為保證漿液向四周均勻擴(kuò)散，將出漿孔布置在鋼筒的幾何中心，模擬地層高度350 mm，注漿管長(zhǎng)度150 mm，在注漿管的頂部沿徑向均勻布置3個(gè)直徑3 mm的出漿孔。模擬地層分層鋪設(shè)，每層厚度約50 mm，操作過(guò)程層層壓實(shí)直至達(dá)到預(yù)定厚度，同時(shí)，在鋪設(shè)高度達(dá)到100和300 mm時(shí)，分別安設(shè)1個(gè)PT100溫度傳感器。通過(guò)反力架和千斤頂對(duì)活塞做功實(shí)現(xiàn)對(duì)模擬地層壓縮，待孔隙率達(dá)到預(yù)定值后停止加壓，完成模擬地層的鋪設(shè)。此時(shí)開(kāi)啟磁力泵對(duì)模擬地層進(jìn)行恒溫水循環(huán)，達(dá)到預(yù)定溫度后，按下預(yù)先調(diào)試好頻率的流量控制器和注漿泵開(kāi)關(guān)，開(kāi)始進(jìn)行恒流量注漿試驗(yàn)，注漿1 min后關(guān)閉上述開(kāi)關(guān)，停止注漿，整個(gè)過(guò)程采用秒表計(jì)時(shí)。最后認(rèn)真沖洗管路，結(jié)束本工況的注漿。

注漿過(guò)程地層溫度變化與注漿持續(xù)時(shí)間如圖7所示，由圖7可知，試驗(yàn)中在模擬地層水溫達(dá)到預(yù)定溫度，且恒溫時(shí)間大于10 min后開(kāi)始注漿，整個(gè)過(guò)程溫度誤差在±2 ℃，保證整個(gè)模擬地層結(jié)構(gòu)的溫度可達(dá)到預(yù)定值。

圖7 注漿過(guò)程地層溫度保持與變化趨勢(shì)Fig.7 Layer temperature maintenance and change trend during grouting

3 結(jié)果分析及討論

3.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理的數(shù)學(xué)模型

漿液的可注性與巖體的滲透系數(shù)有關(guān)，而滲透系數(shù)由巖體的孔隙率占比決定。針對(duì)多孔介質(zhì)的滲透系數(shù)與孔隙率的半經(jīng)驗(yàn)半理論公式，表達(dá)式可概括為=()。其中，為與巖體相關(guān)的參數(shù)(如有效粒徑、巖體孔隙率等)。一般認(rèn)為，當(dāng)基體滲透系數(shù)小于10m/s時(shí)，認(rèn)為其失去可注性。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)本文所選擇巖塊粒徑組成的基體其滲透系數(shù)約在0.013 m/s左右，故漿液在該工況下具有可注性。

高溫富水破碎巖體注漿時(shí)，漿液擴(kuò)散規(guī)律受多個(gè)因素共同影響，在處理由多個(gè)自變量引起的問(wèn)題時(shí)，多采用多元線(xiàn)性回歸分析和多元線(xiàn)性逐步回歸分析。設(shè)計(jì)的試驗(yàn)因變量為結(jié)石體體積，自變量分別為單位時(shí)間流量、水灰質(zhì)量比、地層溫度。初步分析發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)結(jié)果與影響因素間并非線(xiàn)性關(guān)系，而是多元冪函數(shù)關(guān)系，因此，假設(shè)其函數(shù)模型為

=()

(2)

將式(2)非線(xiàn)性模型兩邊取對(duì)數(shù)得

lg=lg+lg+lg()+lg

(3)

假設(shè)=lg，=lg，=lg，=lg()，=lg，則式(3)非線(xiàn)性模型可轉(zhuǎn)化為多元線(xiàn)性回歸模型：

=+++

(4)

式中，，，分別為漿液擴(kuò)散范圍對(duì)單位時(shí)間流量、水灰質(zhì)量比和地層溫度的回歸系數(shù)；為對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的綜合影響系數(shù)。

3.2 漿液擴(kuò)散規(guī)律的數(shù)學(xué)關(guān)系式

進(jìn)行高溫富水環(huán)境下破碎巖體注漿試驗(yàn)，得到的結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 不同地層溫度作用下漿液擴(kuò)散范圍Table 2 Slurry diffusion range under different geo-temperature

依據(jù)對(duì)數(shù)學(xué)模型的求解，將表2的數(shù)據(jù)代入式(2)，可得到漿液結(jié)石體體積與流量、水灰質(zhì)量比()、地層溫度之間的數(shù)學(xué)關(guān)系為

=10530995()02450233

(5)

經(jīng)計(jì)算得式(5)的為0.976，驗(yàn)證了所建立數(shù)學(xué)關(guān)系式的準(zhǔn)確性。

由表3和圖8可知，理論值與實(shí)測(cè)值誤差較小，分布均勻且2值的大小交叉分布，在有限范圍內(nèi)波動(dòng)，平均誤差率為7.92%。說(shuō)明回歸結(jié)果良好，建立的數(shù)學(xué)關(guān)系式可靠。

表3 不同地層溫度作用下漿液擴(kuò)散范圍實(shí)測(cè)值與理論值對(duì)比Table 3 Comparison of measured and theoretical values of slurry diffusion range under different geo-temperature dm3

圖8 結(jié)石體體積實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的對(duì)比Fig.8 Comparison of measured and calculated values of stone body volume

3.3 漿液擴(kuò)散規(guī)律影響因素分析

選取地層溫度、單位時(shí)間流量和水灰比3個(gè)變量進(jìn)行參數(shù)敏感性分析。

實(shí)際工程中為保證注漿后巖體的強(qiáng)度，水灰比往往已確定，依據(jù)上述分析可得不同流量下地層溫度與漿液擴(kuò)散范圍的關(guān)系。由圖9知，在其他試驗(yàn)條件一定時(shí)，單位時(shí)間流量越大漿液的結(jié)石體體積越大，但各單位時(shí)間流量下，結(jié)石體體積隨地層溫度的增加變化不大，增長(zhǎng)速率隨流量的增加逐漸增大，總體表現(xiàn)為漿液擴(kuò)散范圍受地層溫度的影響較小。

圖9 地層溫度與漿液擴(kuò)散范圍的關(guān)系Fig.9 Relationship between geo-temperature and slurry diffusion range

調(diào)整好單位時(shí)間注漿流量，可反演不同地層溫度下水灰質(zhì)量比與漿液擴(kuò)散范圍變化的關(guān)系。由圖10知，地層溫度越高，漿液的結(jié)石體體積越大。隨注漿時(shí)間的延長(zhǎng)漿液不斷置換巖體中的水分，實(shí)現(xiàn)對(duì)巖體的充填加固，靜水壓狀態(tài)下漿液的水灰比基本不受影響，但高地溫作用會(huì)降低漿液的黏度，故出現(xiàn)上述現(xiàn)象。漿液的擴(kuò)散范圍隨水灰比的增加逐漸增大，但增長(zhǎng)速率逐漸變緩，當(dāng)水灰質(zhì)量比大于1.0時(shí)，增幅明顯變小，這是由于水灰質(zhì)量比大于1.0的漿液可近似看作牛頓流體，此時(shí)繼續(xù)增大水灰比，對(duì)漿液的流動(dòng)性影響不大，要得到更大的漿液擴(kuò)散范圍，需提供更大的注漿動(dòng)力或注漿時(shí)間?？偟膩?lái)說(shuō)，漿液的擴(kuò)散范圍受水灰比的影響較為顯著，這與回歸所得關(guān)系式呈現(xiàn)的規(guī)律具有一致性。

圖10 水灰質(zhì)量比與漿液擴(kuò)散范圍的關(guān)系Fig.10 Relationship between water-cement ratio and slurry diffusion range

在地層溫度無(wú)法改變時(shí)，結(jié)合公式可進(jìn)行不同水灰比下單位時(shí)間注漿流量與漿液擴(kuò)散范圍變化關(guān)系的分析。由圖11知，水灰比越大，漿液的結(jié)石體體積越大。隨單位時(shí)間流量增大，用大水灰比與小水灰比漿液注漿，得到的結(jié)石體體積差距在逐步增大。在統(tǒng)計(jì)范圍內(nèi)，結(jié)石體體積隨單位時(shí)間流量的增大線(xiàn)性增加，增長(zhǎng)速率隨單位時(shí)間流量的增幅基本保持不變?？偟膩?lái)說(shuō)，漿液擴(kuò)散范圍受單位時(shí)間注漿流量的影響非常明顯。

圖11 單位時(shí)間流量與漿液擴(kuò)散范圍的關(guān)系Fig.11 Relationship between unit time flow rate and slurry diffusion range

對(duì)裂隙發(fā)育的巖體注漿，施工時(shí)綜合考慮到漿液黏度和水泥石強(qiáng)度的影響，較多使用水灰比為0.8和1.0的漿液。在確定水灰比后，地層溫度和單位時(shí)間流量共同作用下漿液擴(kuò)散的規(guī)律如圖12所示。

圖12 注漿流量和地層溫度對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響Fig.12 Influence of grouting flow rate and layer temperature on slurry diffusion range

漿液的擴(kuò)散范圍隨單位時(shí)間流量和地層溫度的增加而增大。單位時(shí)間流量作用下，擴(kuò)散范圍的增長(zhǎng)率基本保持不變，顯著大于地層溫度。在有限增量范圍內(nèi)，單位時(shí)間流量為1.07 L/min時(shí)，漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為3.12和2.54 dm，2者差值較??；當(dāng)?shù)貙訙囟葹?0 ℃時(shí)，單位時(shí)間流量下，漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為19.14和2.84 dm，2者差值較大?？梢?jiàn)單位時(shí)間流量和地層溫度耦合環(huán)境下，漿液擴(kuò)散范圍受前者的影響明顯大于后者。

實(shí)際巖層的高溫往往不是局部性的，持續(xù)的恒溫?zé)嵩赐ㄟ^(guò)導(dǎo)熱裂隙帶涌向作業(yè)面，這種情況可認(rèn)為地層溫度恒定。圖13可體現(xiàn)不同水灰比和單位時(shí)間流量作用下漿液的擴(kuò)散規(guī)律。漿液的擴(kuò)散范圍隨單位時(shí)間流量和水灰比的增加而增大，單位時(shí)間流量作用下結(jié)石體的增長(zhǎng)率基本保持不變，同比大于水灰比的作用。在設(shè)計(jì)的變量增量等級(jí)下，單位時(shí)間流量為1.07 L/min 時(shí)，研究水灰質(zhì)量比下漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為3.33和2.68 dm，2者差值較?。蝗羲冶葹?.1∶1時(shí)，單位時(shí)間流量下漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為20.20和2.99 dm，2者差值較大?？梢?jiàn)，水灰比和單位時(shí)間流量耦合環(huán)境下漿液擴(kuò)散范圍受后者的影響較明顯。

圖13 注漿流量和水灰比對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響Fig.13 Influence of grouting flow rate and water-cement ratio on slurry diffusion range

考慮到巖體裂隙的發(fā)育程度、滲流路徑長(zhǎng)度和漿液流動(dòng)度等因素，單位時(shí)間注漿流量不可能無(wú)限增大。確定單位時(shí)間注漿流量后，圖14可反映不同地層溫度和水灰質(zhì)量比作用下漿液擴(kuò)散規(guī)律的發(fā)展趨勢(shì)。漿液擴(kuò)散范圍隨單位時(shí)間流量和水灰質(zhì)量比的增加而增大，2者的增長(zhǎng)率變化基本一致，均保持較小的增勢(shì)，圖14中的三維曲面基本呈對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)。

圖14 地層溫度和水灰比對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響Fig.14 Influence of layer temperature and water-cement ratio on slurry diffusion range

在設(shè)計(jì)的變量變化范圍內(nèi)，漿液擴(kuò)散范圍的極大值為9.94 dm，即圖14中的深紅色部分；極小值為6.51 dm，即圖14中下方紫色部分。說(shuō)明2者共同作用下，對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響不大。在有限的變量增量范圍內(nèi)，水灰比為1.1時(shí)，研究地溫下漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為8.93和7.28 dm，2者差值較?。划?dāng)?shù)販囟葹?0 ℃時(shí)，研究水灰質(zhì)量比下漿液擴(kuò)散范圍的最大值與最小值分別為9.04和7.27 dm，2者差值相對(duì)較大。漿液擴(kuò)散范圍受水灰質(zhì)量比和地層溫度的影響差值不大，但前者稍大于后者。

3.4 地溫作用下漿液擴(kuò)散形狀分析

在設(shè)計(jì)的試驗(yàn)條件下，對(duì)漿液擴(kuò)散范圍影響最大的是單位時(shí)間流量，最小的是地層溫度，水灰比處于中間，后續(xù)以單位時(shí)間流量為主導(dǎo)因素對(duì)漿液的擴(kuò)散形狀展開(kāi)分析。

注漿試驗(yàn)完成后，漿巖混合體在三維腔體中養(yǎng)護(hù)48 h，待漿液硬化后拆模取出結(jié)石體，觀察漿巖混合體中漿脈的分布情況和結(jié)石體形狀。所有試驗(yàn)均為1 min的恒流量注漿，設(shè)計(jì)的最大和最小單位時(shí)間流量分別為7.29和1.07 L/min，由圖15可知，試驗(yàn)范圍內(nèi)漿液的滲流路徑均未達(dá)到模型邊界，故結(jié)石體形狀和漿液擴(kuò)散范圍不受鋼筒邊界約束。

圖15 不同注漿流量下模型對(duì)結(jié)石體形狀的約束Fig.15 Constraints of model on stone body shape under different grouting flow rates

設(shè)計(jì)的巖層孔隙率和單位時(shí)間流量范圍內(nèi)，高溫富水裂隙巖層中漿液的擴(kuò)散形式以充填壓密為主，不存在劈裂現(xiàn)象。出漿口位于注漿管的頂部，由沿其環(huán)向均勻布置的3個(gè)直徑3 mm的小孔組成，可保證漿液均勻向四周擴(kuò)散，通過(guò)對(duì)多組漿液擴(kuò)散試驗(yàn)觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)受單位時(shí)間流量的影響漿液固化后結(jié)石體的形狀有較大差別，但膠結(jié)度良好。

由圖16可知，當(dāng)單位時(shí)間流量較小時(shí)，結(jié)石體形狀呈餅狀，這是由于模擬地層結(jié)構(gòu)的孔隙率較大，各滲流通道貫通良好，優(yōu)勢(shì)路徑明顯，單位時(shí)間流量較小時(shí)，漿液從出漿口排出后均勻向四周擴(kuò)散，由于漿液供給的中斷還未來(lái)得及形成球狀體，在其自重的作用下向模型底部沉積，最終形成餅狀結(jié)構(gòu)。之后，隨流量的逐漸增大，結(jié)石體形狀逐漸向錐形體過(guò)渡，最后，呈明顯、完整的球狀體。

圖16 不同單位時(shí)間注漿流量下結(jié)石體形狀的對(duì)比Fig.16 Comparison of stone body shape under different unit time grouting flow rate

在結(jié)石體形狀從餅狀向球狀體逐漸過(guò)渡的階段，球狀體直徑的增大速度遠(yuǎn)大于餅狀結(jié)構(gòu)，具體表現(xiàn)為流量為1.07和7.29 L/min時(shí)，結(jié)石體餅狀結(jié)構(gòu)的直徑分別為31.5和40.3 cm。而流量為1.07 L/min時(shí)，認(rèn)為結(jié)石體形狀不存在球狀結(jié)構(gòu)；當(dāng)流量增至為4.62 L/min 時(shí)，結(jié)石體出現(xiàn)明顯的球狀結(jié)構(gòu)，此后流量在4.62～7.29 L/min變化時(shí)，球狀結(jié)構(gòu)直徑分別為22.07，23.13和25.91 cm。伴隨單位時(shí)間注漿流量從1.07～7.29 L/min變化，結(jié)石體的高度從7增至28 cm，完成從低于注漿管到高于注漿管的過(guò)渡。

綜上所述，可預(yù)測(cè)當(dāng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缱銐虼髸r(shí)，對(duì)高溫富水破碎巖體進(jìn)行恒流量注漿，隨流量從小到大，漿液結(jié)石體形狀從初始的餅狀逐漸過(guò)渡到錐形體，然后到類(lèi)似圓球車(chē)阻石的形狀，此后隨流量的不斷增大球狀結(jié)構(gòu)直徑逐漸增大，餅狀結(jié)構(gòu)的直徑變化很小，最后結(jié)石體形狀成為完整的球形結(jié)構(gòu)。

4 結(jié) 論

(1)研制了一套可滿(mǎn)足高溫富水環(huán)境下破碎巖體注漿的試驗(yàn)裝置，該裝置由試驗(yàn)架模塊、破碎地層模擬模塊、不同溫度水供給模塊、注漿系統(tǒng)模塊和流量變頻控制模塊等5部分組成，可實(shí)現(xiàn)對(duì)富水破碎巖體的壓縮變形分析和孔隙率的測(cè)定。進(jìn)行了富水破碎巖體壓縮變形分析，試驗(yàn)得到的模擬地層孔隙率值與理論值的差小于0.1%，驗(yàn)證了研制模型的合理性。

(2)高溫富水環(huán)境下對(duì)破碎巖體進(jìn)行恒流量注漿，得到了地層溫度、水灰比和注漿流量耦合作用下漿液擴(kuò)散范圍的經(jīng)驗(yàn)公式。當(dāng)?shù)貙悠扑闈B流通道較大，由高溫水引起地層高溫條件下，發(fā)現(xiàn)影響漿液擴(kuò)散范圍的主要因素是單位時(shí)間流量，地層溫度最小，水灰比對(duì)漿液擴(kuò)散范圍影響居中，且水灰比和地層溫度對(duì)漿液擴(kuò)散范圍的影響不大。

(3)高溫富水環(huán)境下破碎巖體恒流量注漿，漿液的擴(kuò)散形式以充填壓密為主，不存在劈裂現(xiàn)象。漿液結(jié)石體的形狀隨單位時(shí)間流量的增大有較大差別，從餅狀逐漸過(guò)渡到錐形體，再到類(lèi)似圓球車(chē)阻石形狀，隨流量的增大球體直徑的增幅大于餅狀結(jié)構(gòu)直徑，最后，結(jié)石體形狀成完整球形結(jié)構(gòu)。

隨著我國(guó)隧道施工受高地溫環(huán)境影響的實(shí)例越來(lái)越多，借助新的科技手段加強(qiáng)試驗(yàn)研究、提高物理模型的相似程度，考慮水-力-熱耦合作用下，漿液在裂隙巖體中的擴(kuò)散規(guī)律是未來(lái)重要的研究方向。