基于模型試驗(yàn)的劈裂注漿機(jī)制分析

李 鵬，張慶松，張 霄，李術(shù)才，張偉杰，李夢(mèng)天，王 倩

（山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，濟(jì)南 250061）

1 引 言

劈裂注漿方法廣泛應(yīng)用于隧道、礦山、路基、軟土地基和堤壩加固中[1-5]，由于其過(guò)程復(fù)雜，目前劈裂注漿理論的研究遠(yuǎn)落后于工程實(shí)踐[6-9]。鄒金鋒等[10]分析了基于牛頓流體的平面徑向輻射圓形裂縫面的漿液擴(kuò)散規(guī)律。張忠苗等[11]研究了冪律流體樁底劈裂注漿擴(kuò)散半徑的影響因素。孫鋒等[12-14]基于賓漢體流變方程和平板裂縫理想平面流模型，推導(dǎo)了考慮流體時(shí)變性的土體劈裂注漿擴(kuò)散半徑計(jì)算公式。黃明利等[15]提出一種基于彈性力學(xué)原理的誘導(dǎo)劈裂注漿方法，可以控制和改變漿液的劈裂方向。以上研究多是通過(guò)建立數(shù)學(xué)模型研究劈裂注漿機(jī)制，但地下工程受限于自身?xiàng)l件的復(fù)雜性，難以建立確定的數(shù)學(xué)模型，這種研究手段有一定局限性。模型試驗(yàn)方法是研究復(fù)雜工程問(wèn)題的重要手段，張忠苗等[16]進(jìn)行了黏土中壓密注漿及劈裂注漿室內(nèi)模擬試驗(yàn)分析，實(shí)現(xiàn)了黏土注漿過(guò)程中壓密起始漿泡及劈裂裂隙的自然產(chǎn)生與發(fā)展，但其并未對(duì)劈裂過(guò)程關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，且試驗(yàn)裝置尺寸較小，受邊界效應(yīng)影響較大。因此，開展大比例劈裂注漿模型試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)劈裂過(guò)程注漿壓力、滲透壓力和土壓力等參數(shù)，直觀揭露劈裂漿脈賦存特征，對(duì)于揭示劈裂注漿機(jī)制意義重大。

2 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

依托江西省吉蓮高速鐘家山隧道帷幕注漿工程設(shè)計(jì)了一套大比例劈裂注漿模型試驗(yàn)系統(tǒng)。

2.1 依托工程概況

鐘家山隧道為分離式隧道，長(zhǎng)約2 500 m。隧址區(qū)發(fā)育區(qū)域大斷裂F2及等多條次生斷裂，其影響范圍內(nèi)圍巖風(fēng)化程度高，表現(xiàn)為全風(fēng)化的頁(yè)巖夾強(qiáng)風(fēng)化砂巖孤石，巖體結(jié)構(gòu)破碎松散，基本無(wú)自穩(wěn)能力，加之?dāng)鄬觾?nèi)補(bǔ)給水源豐富，具有承壓水特征，揭露后涌水、涌泥量大。

2012年7月2日～8月19日，鐘家山隧道進(jìn)口左洞共發(fā)生8 次大規(guī)模突水、突泥，見(jiàn)圖1。累計(jì)涌出淤泥約17 000 m3，嚴(yán)重影響了隧道正常施工。

圖1 鐘家山隧道第6 次突水突泥情況Fig.1 Sixth gushing water and mud of Zhongjiashan tunnel

2.2 模型架與充填材料

2.2.1 模型架

模型架由圓形試驗(yàn)腔體單元疊加構(gòu)成，見(jiàn)圖2，每2 個(gè)半圓弧板組合成1 個(gè)腔體單元，邊界處焊接寬10 cm 圓環(huán)狀鋼板，通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定，形成高密封性整體，基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型架尺寸Table 1 Size parameters of model test device

圖2 模型架Fig.2 The model test devices

2.2.2 充填材料

充填材料選用隧道原狀土，用烘干箱、電子秤、擊實(shí)儀和液塑限聯(lián)合測(cè)定儀進(jìn)行了天然密度、干密度、擊實(shí)和液、塑限試驗(yàn)。測(cè)得原狀土基本物理參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 鐘家山隧道原狀土基本物理參數(shù)Table 2 Basic physical parameters of undisturbed soil from Zhongjiashan tunnel

2.3 注漿與記錄系統(tǒng)

（1）注漿泵

試驗(yàn)采用ZBQS-12/10 注漿泵，使用空氣壓縮機(jī)提供動(dòng)力。

（2）注漿材料

鐘家山隧道帷幕注漿工程水泥單液漿采用普通425 硅酸鹽水泥與水混合而成，水灰比為1:1，試驗(yàn)中選擇相同漿液，參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 水泥漿液基本參數(shù)Table 3 Basic parameters of cement grouting

（3）注漿記錄儀

注漿記錄儀由管路注漿壓力測(cè)定裝置、數(shù)據(jù)傳輸線、數(shù)據(jù)接收儀和G2008 操作軟件構(gòu)成，見(jiàn)圖3。管路注漿壓力測(cè)定裝置設(shè)置在注漿管路中，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)注漿壓力并將采集數(shù)據(jù)通過(guò)數(shù)據(jù)傳輸線實(shí)時(shí)傳送至數(shù)據(jù)接收儀，經(jīng)接收儀處理后傳輸至電子計(jì)算機(jī)，通過(guò)G2008操作軟件可實(shí)時(shí)顯示注漿過(guò)程壓力變化曲線，具有監(jiān)測(cè)過(guò)程全自動(dòng)且數(shù)值準(zhǔn)確性高等優(yōu)點(diǎn)。

圖3 注漿記錄儀Fig.3 The grouting pressure recorder

3 土體劈裂壓力值變化規(guī)律分析

不考慮試驗(yàn)中管路壓力損失、孔隙水壓力等因素，注漿管路中壓力變化即可反映土體劈裂壓力變化特征。

3.1 土體劈裂壓力變化曲線分析

3.1.1 P-t 曲線

P-t 曲線如圖4 所示。從圖中可以看出，（1）土體劈裂壓力總體呈現(xiàn)類似脈沖狀規(guī)律，存在多個(gè)不均一變化循環(huán)，每循環(huán)極值大小及持續(xù)時(shí)間均有差別，如第一循環(huán)可用圖5 中①～③階段代表；（2）試驗(yàn)條件下出現(xiàn)的首個(gè)土體劈裂壓力極大值0P=0.12 MPa，將其定義為土體啟劈壓力，即當(dāng)注漿壓力達(dá)到0.12 MPa 時(shí)土體發(fā)生第一次劈裂，距試驗(yàn)開始時(shí)間t=7 s（圖4 中 Pz1點(diǎn)）；（3）出現(xiàn)注漿壓力極大值代表土體發(fā)生劈裂形成漿液擴(kuò)散通道，是反映土體劈裂過(guò)程的關(guān)鍵控制性指標(biāo)。本次試驗(yàn)共累計(jì)出現(xiàn)60 次注漿壓力極大值，歷時(shí)399 s，極大值出現(xiàn)時(shí)刻以及數(shù)值大小見(jiàn)表4。

圖4 土體劈裂壓力變化曲線Fig.4 Fracture grouting pressure curves of the test

表4 注漿壓力極大值統(tǒng)計(jì)表Table 4 Maximum statistics of grouting pressure

3.1.2 土體啟劈壓力理論解

文獻(xiàn)[17]在塑性力學(xué)和大變形理論的基礎(chǔ)上，分析了土體在劈裂灌漿初始階段的力學(xué)機(jī)制，推導(dǎo)出土體劈裂灌漿壓力的理論公式：

式中：μzhu為柱形孔擴(kuò)張漿液產(chǎn)生的初始超孔隙水壓力；pshu1為柱形孔擴(kuò)張漿液豎向劈裂土體時(shí)的壓力；au為擴(kuò)孔后孔半徑；rp為塑性區(qū)半徑；cu為土的不排水強(qiáng)度；Af為孔隙壓力系數(shù)；σt為土體的抗拉強(qiáng)度；φ為內(nèi)摩擦角；c為黏聚力；p0為土體中作用的初始應(yīng)力。

本次試驗(yàn)中注漿孔埋深為1 m，其附近土體基本參數(shù)見(jiàn)表5。將表中參數(shù)代入式（1）、（2），可得pshu1=117.9 kPa≈0.118 MPa，與試驗(yàn)中測(cè)得的啟劈壓力0.12 MPa 大致相同。

表5 土體基本參數(shù)Table 5 Basic parameters of soil

3.2 土體劈裂壓力變化機(jī)制分析

劈裂發(fā)生在土體最薄弱面[18-19]，而注漿是對(duì)土體不斷加固的過(guò)程，土體最薄弱面在不斷改變，結(jié)合第4 章節(jié)從能量角度分析土體劈裂過(guò)程以及揭露的漿脈空間分區(qū)域分布特征可以判斷劈裂區(qū)域呈現(xiàn)分區(qū)變換特征，漿液劈裂路徑可概括為(a)漿液擴(kuò)散形式轉(zhuǎn)換；(b)主、次生劈裂通道飽和；(c)新劈裂通道形成和(d)后續(xù)次劈裂區(qū)域飽和4 個(gè)階段，如圖5所示。

圖5 漿液劈裂路徑Fig.5 Fracture path of slurry

基于漿液劈裂路徑對(duì)土體劈裂壓力變化機(jī)制作出如下分析：

（1）漿液擴(kuò)散形式轉(zhuǎn)換

圖5 中(a)階段，漿液以擠密和滲透作用為主，介質(zhì)孔隙率不斷降低，壓力逐漸上升至第一個(gè)極大值Pz1（見(jiàn)圖4），漿液第一次劈裂土體形成主劈裂通道，轉(zhuǎn)而以充填和滲透作用為主，壓力迅速下降。

（2）主、次生劈裂通道飽和

圖5 中(b)階段，主劈裂通道規(guī)模擴(kuò)大，漿液不斷充填、滲透，介質(zhì)孔隙率降低，壓力抬升，當(dāng)主劈裂通道達(dá)到飽和時(shí)，漿液需在主劈裂通道周邊尋求新的劈裂通道，發(fā)生后序次劈裂，劈裂強(qiáng)度低于區(qū)域內(nèi)主劈裂，在主劈裂通道邊緣產(chǎn)生多條次生劈裂通道，故壓力又多次經(jīng)歷先升后降的階段，但是壓力極大值小于區(qū)域內(nèi)主劈裂，如圖5 中出現(xiàn)在Pz1和Pz2之間的數(shù)個(gè)小峰值。漿液不斷凝結(jié)加固土體，當(dāng)漿液能量不足以再劈裂土體時(shí)，次生劈裂通道飽和，本劈裂區(qū)域最終飽和。

（3）新劈裂通道形成

圖5 中(c)階段，前序次劈裂區(qū)域飽和后，土體得到加固，漿液需在土體應(yīng)力重分布后的最弱面發(fā)生劈裂尋找新的擴(kuò)散區(qū)域，由于擴(kuò)散距離漸增加、擴(kuò)散通道漸復(fù)雜、介質(zhì)孔隙率漸低等因素，新的劈裂區(qū)域內(nèi)形成主劈裂通道所需壓力大于前序次區(qū)域。

（4）后序次劈裂區(qū)域飽和

圖5 中(d)階段，在主、次生劈裂通道飽和后，新的劈裂區(qū)域也最終飽和，漿液需要更大的壓力在土體應(yīng)力重分布后尋找新的主劈裂面，形成新的劈裂區(qū)域，如此重復(fù)直至注漿結(jié)束。

3.3 主、次生劈裂壓力值界定方法及分析

漿液在每個(gè)擴(kuò)散區(qū)域內(nèi)首次劈裂即主劈裂所需壓力是本區(qū)域內(nèi)最大的，且漿液在其通道內(nèi)擴(kuò)散時(shí)間最長(zhǎng)，形成漿脈規(guī)模最大，因此有必要對(duì)劈裂壓力極大值進(jìn)行界定對(duì)分析漿脈分布特征。

3.3.1 主、次生劈裂壓力值界定方法

根據(jù)章節(jié)3.2 的分析，定義啟劈壓力為第一次主劈裂壓力值 Pz1，隨時(shí)間推移，出現(xiàn)的首個(gè)大于Pz1的注漿壓力極大值，即第二次主劈裂壓力值Pz2，如此類推，第n 次主劈裂壓力值后出現(xiàn)的首個(gè)大于Pzn的注漿壓力極大值即為第n+1次主劈裂壓力值Pz(n+1)，介于 Pzn和Pz(n+1)之間的時(shí)間段為 Tzn。定義除主劈裂壓力值之外的注漿壓力極大值即為次生劈裂壓力值，按照時(shí)間先后順序定義為Pc1… Pcn，介于 Pcn和Pc(n+1)之間的時(shí)間段為 Tcn。

根據(jù)以上定義可知，本次試驗(yàn)60 次注漿壓力極大值中包含7次主劈裂壓力值和53次次生劈裂壓力值，其中主劈裂壓力值的發(fā)生時(shí)刻、持續(xù)時(shí)間以及數(shù)值大小見(jiàn)表6。

表6 主劈裂壓力參數(shù)統(tǒng)計(jì)Table 6 Parameters of primary fracture grouting pressure

3.3.2 主、次生劈裂壓力值分析

（1）7 次主劈裂壓力值呈遞增規(guī)律如圖6 所示，Pz7與Pz1差值達(dá)220 kPa，一方面因?yàn)橥馏w在逐步被加固，另一方面因?yàn)殡S著劈裂注漿的進(jìn)行漿液擴(kuò)散距離漸增加、擴(kuò)散通道漸復(fù)雜、介質(zhì)孔隙率漸低，需要更大的壓力形成新的主劈裂通道。

圖6 各序次主劈裂壓力值及持續(xù)時(shí)間Fig.6 Duration and values of each primary fracture pressure

（2）53 次次生劈裂壓力值有整體升高的趨勢(shì)，但從細(xì)部看壓力值變化并不規(guī)則，如圖7 所示。參照章節(jié)3.2 的分析，這是由于在某區(qū)域內(nèi)次生劈裂發(fā)生在主劈裂通道分支部分，隨漿液擴(kuò)散距離增大，介質(zhì)條件不斷變化，土體性質(zhì)的各向異性造成了次生劈裂壓力值的大小不一。

圖7 各序次次生劈裂壓力值及持續(xù)時(shí)間Fig.7 Duration and values of each secondary fracture pressure

（3）每序次主劈裂及次生劈裂持續(xù)時(shí)間變化不規(guī)則，是由土體的各向異性造成的。

4 土體劈裂過(guò)程及漿脈分布規(guī)律

結(jié)合P-t 曲線從能量角度分析了土體劈裂過(guò)程，通過(guò)開挖土體直觀揭露漿脈賦存特征，提了出漿脈的空間分區(qū)域分布規(guī)律和主、次生漿脈共存規(guī)律。

4.1 土體劈裂過(guò)程分析

（1）土體有效應(yīng)力監(jiān)測(cè)

有效應(yīng)力是使土體變形的直接因素，在數(shù)值上等于土體總壓力與等效孔隙壓力之差。試驗(yàn)中埋設(shè)應(yīng)變式土壓力和滲透壓力傳感器，通過(guò)XL2101G 靜態(tài)應(yīng)變儀監(jiān)測(cè)土壓力和滲透壓力變化特征，見(jiàn)圖8。

圖8 滲透壓力、土壓力監(jiān)測(cè)系統(tǒng)Fig.8 The seepage pressure and earth pressure monitoring system

以注漿孔為坐標(biāo)原點(diǎn)，分析典型坐標(biāo)點(diǎn)A（0，20，20）和B（0，20，40）兩位置土壓力和滲透壓力數(shù)據(jù)并繪制有效應(yīng)力變化曲線，如圖9 所示。對(duì)比圖4 可知，注漿過(guò)程中兩個(gè)位置土體的有效應(yīng)力與注漿壓力有呼應(yīng)關(guān)系，總體呈波動(dòng)上升趨勢(shì)。400 s 時(shí)，A 處有效應(yīng)力升高至最大值312 kPa；401 s 時(shí)，B 處有效應(yīng)力升高至最大值162 kPa。以上變化與注漿結(jié)束時(shí)間一致，反映出注漿過(guò)程中漿液不斷壓縮、楔入土體，土體持續(xù)發(fā)生塑性變形，有效應(yīng)力隨注漿時(shí)間增加不斷上升；漿液對(duì)注漿孔近端土體的壓縮、楔入作用要強(qiáng)于遠(yuǎn)端。

圖9 有效應(yīng)力變化曲線Fig.9 Effective stress curves of the test

4.1.2 劈裂過(guò)程分析

文獻(xiàn)[20]將壓縮過(guò)程視為無(wú)限土體中的圓孔擴(kuò)張問(wèn)題，從能量耗散的角度來(lái)研究土體的劈裂機(jī)制。根據(jù)能量守衡原理，注漿所耗能量 EΔ 應(yīng)等于存儲(chǔ)在土體中的能量加上劈裂過(guò)程所耗能量，即

式中：ΔEs為土體的彈性應(yīng)變能；ΔEf為漿液的彈性應(yīng)變能；ΔEic為劈開土體所需要的能量；ΔEip為土體的劈裂區(qū)域中塑性變形所耗能量；ΔEiv為漿體表面與土體摩擦所耗能量；ΔEis為漿液流動(dòng)時(shí)克服其內(nèi)剪力所耗能量；ΔEit為克服注漿系統(tǒng)各種摩擦所耗能量。ΔEic和ΔEip參與了土體的劈裂過(guò)程。

本試驗(yàn)中一定時(shí)間內(nèi)滿足：

試驗(yàn)中注漿速率基本保持恒定，注漿壓力P 的變化特征可以反映注漿所耗能量 ΔE 的變化特征。土體的劈裂是漿液克服土體強(qiáng)度、初始地應(yīng)力和抗拉強(qiáng)度后楔入的過(guò)程，結(jié)合圖4 中①～③階段，土體劈裂過(guò)程可以劃分為土體劈裂能量積聚、劈裂和漿液能量轉(zhuǎn)移3 個(gè)階段：

（1）土體劈裂能量積聚階段

圖4 中①階段：漿液首先在注漿孔附近聚集而形成起始漿泡，對(duì)土體以擠密作用為主，土體在漿液作用下產(chǎn)生塑性變形，以塑性應(yīng)變能的形式貯存能量。隨著注漿壓力升高，土體塑性應(yīng)變能和漿液積聚的劈開土體的能量增加，漿液對(duì)土體的壓縮力以及土體有效應(yīng)力也不斷提高。

（2）劈裂階段

圖4 中②階段：注漿壓力升高至極大值，漿液能量積聚至可以劈裂土體，土體在壓縮力作用下發(fā)生屈服、破壞，漿液在土體最薄弱面處楔入，形成漿液擴(kuò)散通道。此階段持續(xù)時(shí)間極短且土體內(nèi)部無(wú)法實(shí)現(xiàn)可視化，難以捕捉具體試驗(yàn)現(xiàn)象，但P-t 曲線和有效應(yīng)力監(jiān)測(cè)曲線均可反映這一階段的存在。

（3）漿液能量轉(zhuǎn)移階段

圖4 中③階段：通道因最前端出現(xiàn)應(yīng)力集中而迅速擴(kuò)展，局部孔隙率增大，漿液轉(zhuǎn)而以擴(kuò)散為主，其流動(dòng)阻力大幅減小，所需壓力降低，漿液能量也向周邊迅速轉(zhuǎn)移。此階段開挖后表現(xiàn)為漿液形成的由注漿孔近端至遠(yuǎn)端、由粗漸細(xì)的主劈裂漿脈和由主漿脈干部近端至遠(yuǎn)端、由粗漸細(xì)的次生漿脈，見(jiàn)圖10，其中箭頭表示漿脈走向。

圖10 漿脈沿走向漸細(xì)Fig.10 Grouting veins growing fined along the trend

4.2 漿脈空間分區(qū)域分布規(guī)律

試驗(yàn)中開挖土體揭露的漿脈呈現(xiàn)空間分區(qū)域分布規(guī)律，為劈裂理論模型的建立提供了一定參考依據(jù)。

4.2.1 漿脈分布

揭露的漿脈呈現(xiàn)環(huán)注漿孔、多區(qū)域分布特征，且各劈裂區(qū)域漿脈生成規(guī)模和特征不一，見(jiàn)圖11。表7 統(tǒng)計(jì)了各劈裂區(qū)域主干漿脈的分布位置和尺寸，次生漿脈因尺寸較小、數(shù)量多且開挖易破壞，難以統(tǒng)計(jì)。

圖11 各劈裂區(qū)域主漿脈分布Fig.11 Distribution of primary grouting veins in each fracture area

表7 主漿脈分布位置和尺寸Table 7 The position and size of primary grouting veins

4.2.2 規(guī)律總結(jié)及成因分析

結(jié)合章節(jié)3.2 分析，漿液擴(kuò)散在某區(qū)域達(dá)到飽和狀態(tài)后會(huì)尋求后續(xù)次擴(kuò)散區(qū)域，且其走向、尺寸與前序次擴(kuò)散區(qū)域不同，漿液的多區(qū)域擴(kuò)散最終使得漿脈在宏觀上形成空間分區(qū)域分布規(guī)律。開挖揭露的7 條主漿脈周邊形成7 個(gè)漿脈分布區(qū)域，與章節(jié)3.3 中劃定的7 個(gè)次主劈裂壓力值一致，在一定程度上驗(yàn)證了壓力值界定的正確性。

4.3 主、次生漿脈共存規(guī)律

（1）土體局部漿脈平均寬度δ 統(tǒng)計(jì)及分類

揭露漿脈后發(fā)現(xiàn)，各劈裂漿脈尺寸不一且同一條漿脈也不是均勻分布的，為了便于分析，取漿脈平均寬度δ 作為衡量漿脈生成程度的標(biāo)準(zhǔn)。在試驗(yàn)條件下，δ＞5 mm 分類為主漿脈，反之為次生漿脈。取土體局部漿脈進(jìn)行統(tǒng)計(jì)以說(shuō)明分布規(guī)律，所選區(qū)域共產(chǎn)生5 條漿脈，其中主漿脈2 條，次生漿脈3條，主、次生漿脈數(shù)量比為2:3，見(jiàn)圖12和表8，但此數(shù)據(jù)僅代表試驗(yàn)條件下此局部漿脈生成情況，在其他不同土體性質(zhì)、漿液配比和注漿參數(shù)條件下會(huì)有不同的主、次生漿脈數(shù)量比。

圖12 土體局部漿脈分布Fig.12 Grouting veins distribution of local soil

表8 土體局部漿脈分類Table 8 Grouting veins classification of local soil

（2）規(guī)律總結(jié)及成因分析

結(jié)合章節(jié)3.2 分析，主劈裂壓力產(chǎn)生漿液擴(kuò)散主通道，漿液在主通道內(nèi)擴(kuò)散時(shí)間最長(zhǎng)，形成主漿脈，其周邊則生成大量次生漿脈，漿脈在宏觀上呈現(xiàn)一條主干，多條分支特征，即主、次生漿脈共存規(guī)律，與章節(jié)3.3 主、次生劈裂壓力值界定呈對(duì)應(yīng)關(guān)系。

5 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

5.1 設(shè)計(jì)方案

針對(duì)吉蓮高速鐘家山隧道斷層及破碎帶發(fā)育、巖體結(jié)構(gòu)破碎松散的復(fù)雜地質(zhì)情況，采用帷幕注漿法實(shí)施系統(tǒng)加固，以進(jìn)口左洞第二循環(huán)（ZK91+330～+355 里程段）為例，采用全斷面帷幕注漿方式，鉆孔設(shè)計(jì)方案如圖13 所示，圖中，A、B 環(huán)代表注漿鉆孔呈環(huán)狀分布；C、D、E、F 排則代表注漿鉆孔呈脈沖狀分布，注漿實(shí)施情況見(jiàn)圖14。

圖13 左洞第2 循環(huán)帷幕注漿鉆孔設(shè)計(jì)剖面圖Fig.13 The curtain grouting drilling profile of second cycle in left tunnel

圖14 帷幕注漿施工情況Fig.14 Construction of curtain grouting

5.2 注漿施工過(guò)程P-t 曲線

以掌子面左側(cè)典型鉆孔A29為例，30～35 m（ZK91+351.3～+356.1）注漿段共耗時(shí)21 h，因數(shù)據(jù)量大，取注漿后6～21 h 壓力數(shù)據(jù)，每15 min 讀取壓力表數(shù)值記錄并繪制P-t 曲線如圖15 所示。分析數(shù)據(jù)并對(duì)比注漿模型試驗(yàn)P-t 曲線可知，（1）A29鉆孔注漿后6～21 h內(nèi)P-t曲線總體呈現(xiàn)類似脈沖狀分布，與模型試驗(yàn)結(jié)論基本一致；（2）依據(jù)章節(jié)3.3提出的主、次生劈裂壓力值界定方法，15 h 內(nèi)共累計(jì)出現(xiàn)5 次主劈裂壓力值、20 次次生劈裂壓力值，相對(duì)于模型試驗(yàn)，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中主、次生劈裂發(fā)生次數(shù)均偏少，這是由于壓力記錄周期（15 min）較長(zhǎng)可能會(huì)出現(xiàn)遺漏現(xiàn)象，而且受地應(yīng)力影響，漿液劈裂圍巖的難度更大，因而劈裂次數(shù)偏少，但整體仍與模型試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖15 A29 鉆孔注漿過(guò)程P-t 曲線Fig.15 P-t curve of A29 drilling during grouting

5.3 開挖揭露漿脈分布

全斷面帷幕注漿完成后實(shí)施開挖工作，揭露大量漿脈，選取典型區(qū)域1、2，漿脈分布見(jiàn)圖16。

圖16 施工現(xiàn)場(chǎng)劈裂漿脈Fig.16 Grouting veins of construction site

取漿脈平均寬度δ 作為衡量漿脈生成程度的標(biāo)準(zhǔn)，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)漿脈生成程度，平均寬度δ＞50 mm分類為主漿脈，反之為次生漿脈。區(qū)域1 共生成8條漿脈，其中主漿脈2 條，次生漿脈6 條，主、次生漿脈數(shù)量比為1:3；區(qū)域2 共產(chǎn)生8 條漿脈，其中主漿脈1 條，次生漿脈7 條，主、次生漿脈數(shù)量比為1:7。具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表9。

與模型試驗(yàn)相比，施工現(xiàn)場(chǎng)漿脈尺寸大幅度增加，可能造成原因是：（1）全斷面帷幕注漿設(shè)計(jì)鉆孔較多，逐次注漿后被注介質(zhì)中會(huì)出現(xiàn)大量漿脈交叉區(qū)，且漿脈幾乎無(wú)色差難以區(qū)分各漿脈與鉆孔的隸屬關(guān)系；（2）現(xiàn)場(chǎng)注漿壓力最高可達(dá)4～6 MPa，漿液劈裂介質(zhì)能力更強(qiáng)，生成漿脈尺寸更大。

現(xiàn)場(chǎng)開挖揭露的大量劈裂漿脈在一定程度上驗(yàn)證了第4 章節(jié)提出的漿脈空間分區(qū)域分布規(guī)律和主、次漿脈共存規(guī)律。

表9 施工現(xiàn)場(chǎng)土體局部漿脈分類Table 9 Grouting veins classification of local soil at the construction site

6 結(jié) 論

（1）設(shè)計(jì)了一套大比例劈裂注漿模型試驗(yàn)裝置，開展劈裂注漿室內(nèi)模擬試驗(yàn)，通過(guò)布設(shè)監(jiān)測(cè)元件采集了劈裂過(guò)程關(guān)鍵參數(shù)變化特征。

（2）試驗(yàn)條件下土體啟劈壓力 P0=120 kPa，土體劈裂壓力總體呈現(xiàn)類似脈沖狀變化規(guī)律，結(jié)合漿液劈裂路徑分析了劈裂壓力變化機(jī)制，提出了主、次生劈裂壓力值界定方法。

（3）結(jié)合P-t 曲線，從能量耗散角度將劈裂過(guò)程劃分為土體劈裂能量積聚、劈裂和漿液能量轉(zhuǎn)移3 個(gè)階段，并通過(guò)開挖揭露提出了漿脈的空間分區(qū)域分布規(guī)律和主、次生漿脈共存規(guī)律。

在鐘家山隧道帷幕注漿工程進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)論的正確性，研究結(jié)論對(duì)完善劈裂注漿理論，指導(dǎo)注漿工程鉆孔設(shè)計(jì)、壓力控制和效果評(píng)價(jià)等方面有積極作用。

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