Optimization of mixture ratio of muck grout by earth pressure balance shield machine
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摘要: 粉质黏土是城市浅覆盾构隧道工程中常见渣土,如何实现渣土的就地资源再利用是盾构领域亟待解决的问题。以南京地铁7号线某粉质黏土地层盾构掘进段为工程背景,采用X射线衍射技术及室内试验等手段,结合SPSS多元回归分析及Matlab多目标规划工具,开展符合现场要求的渣土浆液配比优化研究,探讨粉质黏土替代壁后注浆浆液膨润土的可行性,结合现场实际,研究浆液性能及注浆参数等对渣土浆液渗透阶段扩散规律的影响。研究结果表明:通过配比优化,粉质黏土可替代膨润土制备满足现场施工要求的渣土注浆浆液;性能最优配比渣土浆液在7 d和28 d强度、泌水率和28 d结石体收缩率方面有优势,具备较好的胶结强度、结石效果和稳定性,可节省10.0%的成本;成本最优配比浆液比原配比浆液性能更优,且可节省20.2%的成本。相较于原配比浆液,采用性能最优配比浆液时要适当的减小注入率,采用成本最优配比浆液时要适当的增加注入率。Abstract: The silty clay is the common muck in urban shallow tunnels, and how to realize the reuse of on-site resources of muck is an urgent problem to be solved in the field of shield tunneling. A shield tunneling section of Nanjing Metro Line 7 in silty clay formation is taken as the engineering background. Based on the SPSS multiple regression analysis and the Matlab multi-objective planning tools, the X-ray diffraction technology and the laboratory tests are used to carry out the optimization of the mixture ratio of muck grout. The feasibility of the silty clay as a substitute for bentonite of backfill grout is discussed. Based on the actual situation, the influences of grout performance and grouting parameters on the diffusion laws of the grout at the seepage stage are studied. The results show that the silty clay can be used to replace the bentonite to prepare grout that meets the requirements of on-site construction through the optimization of the mixture ratio. The grout with the best performance has advantages in 7 d & 28 d-strength, bleeding rate and 28 d shrinkage rate of bonding body. It has good bonding strength, effect and stability, and 10.0% of the costs can be saved. The grout with the cost-optimized mixture ratio has better performance than the grout with the original mixture ratio, and 20.2% of the costs can be saved. Compared with the original grout, the injection rate should be appropriately reduced when the grout with the best performance is used, and the injection rate should be increased when the grout with cost-optimized mixture ratio is used.
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Keywords:
- shield tunnel /
- simultaneous grouting /
- silty clay /
- multi-objective planning /
- diffusion mechanism
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0. 引言
在截排减压抗浮系统中,位于止水帷幕内侧的减压井系统是主要的排水通道,确定井流量和止水帷幕内侧的水头分布是抗浮设计的关键一环,将为水泵及管路的设计以及验算底板配筋和裂缝宽度提供依据[1-2]。特别是对于采用了人工疏水层的地下结构,由于疏水层厚度和透水性较均匀,非常适合采用简化计算方法。然而,目前除了采用渗流分析之外,尚无实用的简化计算方法来确定多井系统流量和水头分布。
对于多井系统的求解,在不存在隔水边界的条件下,相互干扰的井群在任意一点处的水位降深等于各单井在这一点的降深的叠加[3]。基于叠加原理,毛昶熙给出了任意布置的承压和无压井群在任意一点降深的解[4]。如果井群沿着闭合边界布置,井群区域的降水漏斗接近圆形,各井的影响半径接近相等,各单井的流量也近似相同,则可以得到将井群等效为圆环分布时的流量和降深结果[4-5]。近似计算时,常将沿任一封闭轮廓布置的井群虚拟为一个“大井”,井群轮廓以内的水位近似与“大井”水位相同,则井群流量可采用Dupuit公式表达,即“大井公式”[4]。当存在隔水边界且完全不透水时,任一点的水位降深可按镜像叠加法求解,即隔水边界可按照对称布置的两个抽水井来模拟,线源边界按照对称布置的一个抽水井和一个注水井来模拟。在基坑降水设计过程中,吴林高[6]采用该方法对止水帷幕内侧开始抽水至抽水稳定时的非稳定渗流过程进行了求解。
然而,止水帷幕并不完全隔水,止水帷幕底部的绕渗问题是存在的,止水帷幕墙体本身的透水性也不能忽视,例如板桩接缝渗水、止水帷幕因施工缺陷渗水等[7]。在截排减压抗浮系统中,这些绕渗和墙体透水的流量是排水的主要来源。对于止水帷幕的绕渗和墙身透水问题,毛昶熙[4]给出了不考虑桩厚度和桩身透水性,只考虑桩底绕渗的单宽流量计算公式。王仁东[8]则考虑了止水帷幕厚度,采用保角变换法求出了桩底绕渗情况下的水头和流量解,并分析了不考虑止水帷幕厚度对结果的影响。胡瑶[9]则对考虑墙体透水时的镜像叠加法作了初步的近似计算和数值模拟研究。
本文以止水帷幕内侧呈圆形(或等效为圆形)均匀布置的多井系统为研究对象,考虑止水帷幕的绕渗和墙身透水问题,提出止水帷幕内侧多井流量和水头分布的实用简化计算方法,并给出截排减压抗浮系统设计流程,为该方法推广应用扫清障碍。
1. 简化计算思路及基本假定
1.1 简化计算思路
在抗浮计算和设计时,首先需要明确抗浮需求,即根据地下结构自身能提供的抗浮力及周边环境条件,为地下结构确定一个合理的上限水位,明确排水抗浮目标。
当采用截排减压抗浮系统时,需要求解的几个问题是排水总流量、减压后底板下的水头分布以及减压井布置的数量、位置、井径和井口高程参数。
为求解上述问题,以止水帷幕为界将渗流场分为内侧和外侧两部分(图1),两侧的总流量相同,在止水帷幕处再以恰当的形式联合起来。由于外侧渗流场较为简单,关键是要求解内侧渗流场。
1.2 简化计算基本假定
假定止水帷幕为圆形,减压井沿圆周均匀布置于其内侧。对于其它不规则多边形止水帷幕,可根据复变函数论中的Schwarz-Christoffel变换,将其共形映射为圆形[10],井点坐标及待求点坐标同理可映射到圆形渗流场中。当多边形等边时,这种映射关系可解析,不等边时需要采用数值法求解。
设止水帷幕内侧半径为R,减压井数为n,单井流量为q,减压井所在圆周半径为r,两井间圆心角为2β,见图1。减压井半径为rw,井口高程为hw。外侧渗流场影响半径为R0,远场边界水头为H0。
根据对称性,只取两口减压井间的一半区域分析,即图2中的扇形域OM1M2,减压井位于M3,在OM2线上。假定止水帷幕内侧为等水头线,其水头可与止水帷幕外侧区域相联系(见下节内容)。这里等水头线假定并不完全合理,例如M1距离减压井比M2更远,其水头可能比M2点更高,但差距不大,且采用M1点作控制水头并不影响抗浮安全性。
2. 止水帷幕内侧渗流场求解
2.1 平面映射
(1)z平面映射到t平面
要求解OM1M2区域的不规则渗流场,可先将其映射到一个规则平面,这里可用复变函数中的对数变换将扇形域共形映射(保角变换)到一个带形域[10],即将z平面映射到t平面,见图2,3。
即作如下对数变换:
t=C1lnz+C2。 (1) 在z平面和t平面中,M1,M2点分别有:
M1:
z=R⋅eiπ(1−1/n) ,t=iRβ=iRπ/n ;M2:
z=R⋅eiπ ,t=0 。将其代入式(1)得
C1=−R ,C2=Rln(eiπR) 。即有t=RlnR⋅eiπz。 (2) (2)
ζ 平面映射到t平面继续将图4中的上半平面
ζ 平面映射到t平面,这里使用Schwarz-Christoffel变换[10]:t=C3∫dζ√ζ⋅√ζ−1+C4。 (3) 在M1,M2点分别有:
M1:
t=iRπ/n ,ζ=0 ;M2:
t=0 ,ζ=1 。将其代入式(3)得
C3=R/n ,C4=0 。即有t=2Rnln(√ζ+√ζ−1)。 (4) 在M3点有:
t=Rln(R/r) ,ζ=α 。将其代入式(4)求得
α=cosh2[nln(R/r)/2] 。将式(4)代入式(2)求得z平面和
ζ 平面的映射关系:ζ=14[(R eiπ/z)n/2+(R eiπ/z)−n/2]2。 (5) (3)
ζ 平面映射到ω 平面建立图5所示的复势平面
ω 平面,并将ζ 平面映射到ω 平面,以建立z平面和复势平面ω 的关系,这里继续采用Schwarz-Christoffel变换:ω=C5∫dζζ12(ζ−1)12(ζ−α)+C6。 (6) 图5中
qr 为M3点单井在单位厚度的出水量,qr=q/(KT),为研究区域OM1M2总流量的两倍,K,T分别为研究区域土层的渗透系数和厚度。在M1,M2点分别有:
M1:
ω=iqr2 ,ζ=0 ;M2:
ω=0 ,ζ=1 。将其代入式(6)得
C5=−qr2π√α(α−1) ,C6= −qr2π(ln2−iπ) 。即有
ω=−qr2πln√α−1√ζ−√α√ζ−1√α−1√ζ+√α√ζ−1。 (7) 将
α=cosh2[nln(R/r)/2] 及式(5)代入式(7)得ω=−qr2πln(reiπ/z)n−1(R/r)−n−(Reiπ/z)n。 (8) 式(8)即为复势平面与原渗流场z平面的映射关系。
2.2 特征点的势函数
(1)M1M2段
令
z=R⋅eiθ, (π−β)<θ≤π ,代入式(8)得ω=−qr2πn(π−θ)i, (9) ψ=−qr2πn(π−θ) (0≤ψ≤qr2)。 (10) 上式表明,在M1M2段,势函数为常数0,流函数呈线性分布,与计算基本假定相符。
(2)OM1段
令
z=seiπ(1−1/n), 0≤s≤R ,代入式(8)得ω=qr2πln(s/R)n+(R/r)n1+(s/r)n+iqr2。 (11) 在O点,令
s→0 ,有ω=qrn2πlnRr+iqr2。 (12) 由于M1处位势为0,上式表明O点位势高于(或水头低于)M1点
qrn2πlnRr 。(3)OM2段
令
z=seiπ, 0≤s≤R ,代入式(8)得ω={qr2πln(R/r)n−(s/R)n(s/r)n−1 (r<s<R)qr2πln(R/r)n−(s/R)n1−(s/r)n+iqr2 (0<s<r) 。 (13) 在M3点,令s=r,可见势函数趋于正无穷,水头则趋于负无穷。
(4)井边
在M3点附近,取井边附近的两点z1和z2:
z1=(r+rw)eiπ ,z2=(r−rw)eiπ 。} (14) 代入式(8)得求得两点的势函数φ1,φ2为
φ1=qr2πln(R/r)n−[(r+rw)/R]n[(r+rw)/r]n−1,φ2=qr2πln(R/r)n−[(r−rw)/R]n1−[(r−rw)/r]n。} (15) 若
rw≪r ,则两点的势函数值可近似为φ1≈φ2≈φw=qr2πln2rsh[nln(R/r)]nrw。 (16) 式中,φw为井边圆周势函数的近似值。对于不在OM2线上的其它井边圆周上各点,也有同样的特性,表明井边不同方位的水头近似为常值。
(5)场地水头换算
令场地水头为H,水头与势函数φ的关系为H=-φ,由于势函数零点位于圆弧M1M2上,现以井口高程hw为基点,根据势函数算得场地水头为
H=−φ+qr2πln2rsh[nln(R/r)]nrw+hw。 (17a) 若抗浮设计时以OM1线上的水头值为设计依据,利用式(11),(17a)可得该线上距离圆心为s(0≤s≤R)的点的水头值为
H=qr2πln2rsh[nln(R/r)][1+(s/r)n]nrw[(s/R)n+(R/r)n]+hw。 (17b) 现设置不同条件,观察OM1线上的水头随井数量n的变化,令R=100 m,Q=300 m3/d,rw=0.5 m,T=0.5 m。这里T取0.5 m相当于设置一层人工疏水层。其它条件及OM1线水头分布见图6。
从图6可以看到,当土层渗透系数较大时(本算例为7×10-3 cm/s,但一般可认为渗透系数约大于等于1×10-3 cm/s即为较大),设置较少数量的减压井就可以达到较好的降压效果(平均约为每万平方3~4口井),随着土层渗透系数的降低,要达到相同的降压效果减压井数量需要迅速增加;同时,当井数量达到一定值,如每万平方米10口井,再增加井数量减压效果亦不明显;当减压井适当靠近止水帷幕布置,减压范围较大,减压效果更明显。
3. 止水帷幕内外侧渗流场串联求解
3.1 流量连续性条件
设止水帷幕内侧半径为R,外侧半径为Rd,内侧水头为HR,外侧水头为Hd;止水帷幕厚度为b,渗透系数为Kw;渗流场影响区半径为R0,影响区边缘水头为H0。减压井总流量Q=nq。总流量在止水帷幕外侧按轴对称均匀分布,向内侧的渗流及通过止水帷幕的水量按质量守恒也为Q。止水帷幕厚度b相对较小,在计算中可简化成有阻力的薄墙。
3.2 止水帷幕外侧水头损失
止水帷幕外侧渗流场可分承压和潜水两种模式。取止水帷幕外侧单位宽度圆环流场分析,根据达西定律,对主要含水层为承压土层有(图7(a)):
H0−Hd=Q2πK0T0lnR0Rd, (18a) 式中,K0为止水帷幕外侧承压强透水层的渗透系数,T0为承压强透水层的厚度。如有多层渗透系数相差不大的强透水层,可采用等效渗透系数。
式(18a)也可写为
H0−Hd=QK0ξ1 ,ξ1=12πT0lnR0Rd 。} (18b) 当止水帷幕外侧主要含水层为潜水层则有(图7(b)):
H20−H2d=QπK0lnR0Rd, (19a) 式中,K0为止水帷幕外侧潜水层的渗透系数。该式设潜水层底面为水头基准面,若潜水层为多层土,则最下一层土的底面为基准面,若取其它基准面,且潜水层底面高程为z0,则式(19a)变为
H0−Hd=Q2πK0T′0lnR0Rd。 (19b) 式(19b)也可写为
H0−Hd=QK0ξ1 ,ξ1=12πT′0lnR0Rd ,} (19c) T′0=(h0+hd)/2, h0=H0−z0;hd=Hd−z0 。} (19d) 由于式(19d)中包含未知量Hd,使得后续计算需要迭代,即先赋予Hd一个略小于H0的初值代入式(19c),(19d)算得
ξ1 ,并由后续算得流量Q,然后将Q值回代式(19c)求得Hd的新值,如此反复迭代3~4次即可达到较好的精度。3.3 止水帷幕处的水头损失
止水帷幕处的渗流包含墙体透水和墙底绕渗两部分[11],设墙体透水总流量为Q1,墙底绕渗总流量为Q2,即有
Q1+Q2=Q=nq。 (20) 根据止水帷幕外侧渗流场的不同,可按两种模式计算。
(1)承压模式
当止水帷幕外侧渗流场为承压模式时(图7(a)),对于止水帷幕墙体透水部分,根据达西定律可以按以下近似公式计算:
Hd−HR=Q12πRKw⋅bT0/2+T/2。 (21a) 式(21a)也可写为
Q1=(Hd−HR)2πRKwξa ,ξa=bT0/2+T/2 。} (21b) 对于止水帷幕墙底绕渗部分,可根据努麦诺夫提出的“局部水头损失的总和计算法”求得,具体过程可见文献[11,12],见下式:
Hd−HR=Q22πRK1[bD+2 π (T1DlnT1+DT1−D+lnT21−D2D2)], (22a) 式中,K1为止水帷幕底部弱水层的渗透系数,D为止水帷幕底部弱水层的厚度,式(22a)也可写为
Q2=(Hd−HR)2πRK1ξb ,ξb=bD+2 π (T1DlnT1+DT1−D+lnT21−D2D2) 。} (22b) (2)潜水模式
当止水帷幕外侧渗流场为潜水模式时(图7(b)),止水帷幕墙体透水部分的流量计算表达式与式(21b)相同,但
ξa 的形式有所不同,见下式:ξa=bHd−z0+T。 (23) 因Hd值未知,也需要先赋予初值并迭代计算。对于止水帷幕墙底绕渗部分,其流量计算表达式与式(22b)相同,但ξb的内容有变化,见下式:
ξb=bD+1 π (T1DlnT1+DT1−D+lnT21−D2D2+T2DlnT2+DT2−D+lnT22−D2D2)。 (24) 将式(21b),(22 b)相加并代入式(20)可得
Hd−HR=Q2πRξs ,ξs=ξaξbKwξb+K1ξa 。} (25) 3.4 止水帷幕内侧水头损失
在式(17a)中,令φ=0,qr=Q/(nKT),可得
HR−hw=Q2πnKTln2rsh[nln(R/r)]nrw。 (26a) 或写为
HR−hw=QKξ2 ,ξ2=12πnTln2rsh[nln(R/r)]nrw 。} (26b) 将式(18b)或(19b)、(25)、(26b)相加可得
H0−hw=Q(ξ1K0+ξ2K+ξs2πR)。 (27) ξ1,ξ2,ξa,ξb均称为阻力系数,求得这4个系数即可由式(27)求得总流量Q,qr。并可由式(17b)求出特征点水头,作为地下结构抗浮设计的依据。这种以求阻力系数的方式联合求解止水帷幕内外侧渗流场的方法也叫阻力系数法。
4. 算例验证
为验证本文简化算法,建立两个计算模型,分别采用有限元法和本文算法计算。模型1为承压模式,几何参数T=1 m,T0=4 m,T1=3 m,D=2.5 m,R=80 m,R0=200 m,r=65 m,rw=0.5 m,b=0.8 m,hw=0 m,H0=5.8 m,渗透系数K=5×10-2 cm/s,K0=5×10-2 cm/s,K1=5×10-4 cm/s,Kw=5×10-5 cm/s。模型2为潜水模式,模拟人工疏水层,几何参数T=0.5 m,T0=3 m,T1=7 m,T2=3.5 m,D=2.5 m,z0=3 m,R=80 m,R0=200 m,r=65 m,rw=0.5 m,b=0.8 m,hw=0 m,H0=5.8 m,渗透系数K=5×10-2 cm/s,K0=5×10-2 cm/s,K1=5×10-4 cm/s,Kw=5×10-5 cm/s。有限元模型采用华南理工大学岩土工程研究所开发的《多层透水地层渗流分析程序》建立,模型1中表层弱透水覆盖层渗透系数取为5×10-4 cm/s,将主要计算结果列于表1。
表 1 计算结果比较Table 1. Comparison of calculated resultsn 模型1 模型2 Q/(m3·d-1) Hd/m HR/m(M1) HR/m(M2) Q/(m3·d-1) Hd/m HR/m(M1) HR/m(M2) 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 本文 有限元 4 606 560 5.3 5.2 2.3 2.9 2.3 2.0 392 368 5.3 5.4 3.0 3.7 3.0 2.7 8 741 717 5.2 4.9 1.5 1.7 1.5 1.5 503 504 5.1 5.2 2.1 2.1 2.1 2.1 16 823 802 5.1 4.9 1.0 1.1 1.0 1.1 574 586 5 5 1.4 1.5 1.4 1.5 24 850 836 5.1 4.8 0.9 0.9 0.9 0.9 597 611 5 5 1.2 1.3 1.2 1.3 332 862 851 5.1 4.8 0.8 0.8 0.8 0.8 607 627 5 4.9 1.1 1.2 1.1 1.2 从表1来看,两种方法计算的总流量值Q十分接近,仅在井数量为4时差值略大;从有限元结果看到,M1点的水头在井数为4时比M2点高近1 m,随着井增多(两点与井点的间距差逐渐缩小)而趋近相同。这印证了本文算法基本假定的合理性,一般在2万多平方米的面积上布井数量必多于8口。随着井的增加,Hd值变化不大,表明外侧渗流场由于止水帷幕的存在而不受内侧布井方式的影响。
图8为OM1和OM2线的水头分布结果(n=32与n=24时结果相比差距较小,故不显示)。可以看到,有限元结果始终比本文方法的计算结果略高,随着井数量的增加差值逐渐减小,两个模型分别从35 cm减小到7 cm和从43 cm减小到11 cm,这是由于有限元计算时考虑了井损的影响(井损系数0.1),这从有限元计算时井口位置的水头值始终无法归零可以看到。
以文献[11]中5.3节的工程案例为例,场地表层粉质黏土为覆盖层,渗透系数为5.8×10-4 cm/s,止水帷幕外侧渗流场按承压模式考虑,确定几何参数T=1.6 m,T0=9.6 m,T1=5.7 m,D=3.7 m,R=69.3 m,R0=300 m,r=28.3 m,rw=1 m,b=0.774 m,hw=0.05 m,H0=9.5 m,渗透系数K=2.2×10-1cm/s,K0=2.2×10-1 cm/s,K1=2×10-4 cm/s,Kw=5×10-5 cm/s。求得场地总流量Q为1479 m3/d,止水帷幕内侧水头HR为0.87 m,实测总流量平均值为1563 m3/d,地下室侧墙周边平均水头值为1.7 m。这里总流量计算偏小是因为止水帷幕存在集中渗漏现象,计算水头偏低是由于板底砂层厚薄不均,地下室侧墙附近的板底砂层较薄甚至缺失。
5. 截排减压抗浮设计及流程
在排水减压抗浮设计时,为防止单井流量q(q=Q/n)过大引起井周土体颗粒启动流失而掏空底板下的土体,或流失的土颗粒在井壁沉积而产生淤堵,需要对井周水力坡降作如下限制:
i=Q2nπrwKT≤icr。 (28) 式中i为井周计算水力坡降;icr为井周土体(滤层以外)的临界水力坡降,对于级配连续的稳定土体可取0.4~0.5[13],对于级配不稳定的土体(管涌土)可取0.1~0.2[14];rw为井半径,当井壁外侧设置滤层时,应取至滤层外边缘。
此外,为保证结构抗浮安全性,对底板水头值也要作一定限制,为与场地抗浮设防水位区分,这里采用抗浮控制水位Hc表示,并采用下式计算:
Hmax⋅κ≤Hc=G+FtAγw。 (29) 式中G为结构自重及荷载;Ft为被动抗浮措施提供的抗浮力;A为结构底面积;
γw 为水的重度;Hc为抗浮控制水位;Hmax为结构底板下的水头最大值;κ为大于等于1的安全系数。在抗浮设计时,为达到较好的减压效果并兼顾经济性,可以对参数n,r,hw,rw进行调整。对一般工程而言,hw可取至底板顶面以下20~30 cm的位置为宜;若取至底板顶面以上时,减压井井盖需要采用繁琐的承压防水措施,因此hw的调整余地不大。参数rw对整个渗流场的影响也很有限。因此,可确定4个参数的调整优先级依次为n>r>hw>rw。至此,归纳全文,可以给出截排减压抗浮系统的设计流程,见图9。
6. 结论
(1)对于圆形止水帷幕内均匀布置的多井系统,采用共形映射方法,可以方便求得止水帷幕内侧的水头分布。经计算,当采用渗透系数较大(约大于等于1×10-3 cm/s)的人工疏水层时,用较少的井数即可达到良好的降压效果,约为每万平方米3~4口。
(2)采用阻力系数法,将止水帷幕内外侧渗流场串联起来,是求解多井系统总流量的关键。经算例验证,本文简化计算结果与有限元结果相比差值较小,且当井数较多时M1,M2点的水头趋近相同,与基本假定相符。
(3)板底土层厚度和渗透性较均匀时,采用本文简化算法,仅需提供不多的几何参数,即可求得较精确的流量和水头结果,对采用人工疏水层的场地尤为适用。
(4)在进行截排减压抗浮设计时,控制板底水头值和井周水力坡降是关键,为兼顾安全性和经济性,需要对参数n,r,hw,rw进行反复调整以达到最佳效果。
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表 1 土的主要矿物成分
Table 1 Main mineral components of soil
种类 蒙脱石 石英 长石 方解石 伊利石 沸石 其他 膨润土 74% 10% 9% — — 7% 粉质黏土 15% 35% 39% 6% 3% — 2% 表 2 浆液原材料简要性能指标
Table 2 Brief performance indexes of grout materials
材料名称 性能指标 水 符合国家标准的水;pH值>4 水泥 P.O42.5普通硅酸盐水泥 粉质黏土黄砂 现场取样烘干破碎细砂,含泥量须≤6% 粉煤灰 Ⅱ级,0.045 mm方孔筛筛余不大于20%~45%,含水率≤5% 膨润土 钠基,过200目筛量超95%,膨胀率范围:13~30 mL/g 表 3 原配比下浆液性能试验结果
Table 3 Results of grout performance under original ratio mixture
试验号 稠度/cm 抗压强度/MPa 凝结时间/min 泌水率/% 结石体收缩率/% 初始流动度/cm 7 d 28 d 1 12.4 1.27 4.44 1010 7.89 7.83 29.3 2 12.8 1.67 5.16 1050 9.55 8.30 31.1 表 4 浆液均匀试验设计配比表
Table 4 Design mixture ratios of uniform tests on grout
单位: kg/m3 试验号 列号 C F D S W 1 151.40 454.20 72.67 818.37 363.36 2 121.45 485.82 47.37 820.64 394.73 3 172.86 432.15 33.88 817.59 423.51 4 121.97 426.90 82.33 807.16 411.65 5 180.47 360.93 69.30 796.18 433.12 6 137.53 481.34 29.71 910.10 371.32 7 192.07 384.14 89.89 929.37 374.54 8 140.15 420.45 62.79 904.19 392.42 9 110.43 441.73 33.13 890.59 414.12 10 141.43 353.58 95.04 883.94 396.01 11 113.74 454.95 54.59 1015.51 341.21 12 161.00 402.50 43.95 1006.26 366.28 13 113.75 398.14 86.00 1023.78 358.32 14 167.52 335.04 75.38 1005.13 376.92 15 123.20 369.61 47.31 985.63 394.25 表 5 粉质黏土浆液性能试验结果
Table 5 Test results of grout performance of silty clay
试验号 密度/(g·cm-3) 稠度/cm 抗压强度MPa 凝结时间/min 泌水率/% 结石体收缩率/% 初始流动度/cm 7 d 28 d 1 1.86 12.6 2.91 9.69 855 3.06 2.40 28.5 2 1.87 13.7 2.00 7.80 1140* 12.29* 4.30 31.3 3 1.88 13.3 2.34 8.04 1060* 12.41* 7.80 32.1 4 1.85 13.1 1.46 5.53 985* 10.46* 6.10 31.7 5 1.84 13.3 3.72 9.75 900* 17.28* 8.60 33.2 6 1.93 11.4 3.13 8.39 870 8.57 3.40 26.2 7 1.97 11.8 3.48 10.50 700 4.60 4.60 28.5 8 1.92 12.6 2.77 8.14 990* 7.68 5.20 28.9 9 1.89 12.4 1.86 6.74 1183* 9.75 10.60 30.3 10 1.87 12.9 2.79 8.06 1000* 8.30 7.30 34.2 11 1.98 10.7 2.09 7.88 863 5.65 5.20 25.2 12 1.98 11.9 3.00 9.36 780 8.21 8.10 25.3 13 1.98 12.0 1.86 4.92 960* 5.27 6.10 27.3 14 1.96 12.1 3.40 8.02 785 9.05 7.20 28.2 15 1.92 12.2 1.87 5.20 1050* 14.06* 10.30 31.4 注:不满足现场要求的数据右上角标记“*”。 表 6 拟合效果评价
Table 6 Evaluation of fitting effects
变量 表达式 R² P f稠度 8.865−7.636X1+81.217X3−3.615X4+14.962X22−114.868X23+5.2X1X4−68.6X2X3 0.907 0.04 f初始流动度 −11.168+58.785X1+37.382X22+23.323X23−36.587X1X3 0.912 0.01 f凝结时间 −121.939+3642.742X3+448.831X1X4+1243.688X22−6660.487X2X3−30.687X24 0.902 0.01 f泌水率 −32.735+99.226X1−91.459X3−20.078X1X4+1.359X24+3.744X2X4+19.171X3X4 0.900 0.01 f体积收缩率 58.0−256.2X3−23.3X4−25.0X22+239.8X23+7.6X1X4+132.5X2X3+2.3X24+25.2X3X4 0.966 0.01 f7d抗压强度 −3.915+9.152X1+16.127X3+3.024X4−5.7X3X4−4.274X1X4 0.888 0.02 f28d抗压强度 2.370+42.704X3+4.670X4+8.417X1X2−14.589X3X4−5.842X1X4 0.873 0.03 表 7 优化浆液试验结果验证
Table 7 Validation of test results of optimized grout
项目 稠度/cm 初始流动度/cm 凝结时间/h 抗压强度/MPa 2 h泌水率/% 结石体收缩率/% 7 d 28 d 性能最优试验值 10.6 24.6 14.4 2.02 6.60 3.97 5.07 性能最优理论值 11.25 26.03 14.7 1.95 6.13 3.35 4.95 误差率% -6.13 -5.81 -2.08 3.47 7.12 15.62 2.37 成本最优试验值 12.5 32.2 14.8 1.92 6.32 7.43 5.71 成本最优理论值 11.98 30.26 15.07 1.84 6.15 7.06 5.59 误差率% 4.16 6.02 -1.82 4.17 2.69 4.98 2.10 注:误差率指(试验值-理论值)/试验值。 表 8 浆液水下工作性能
Table 8 Underwater working performance of grout
试验号 抗渗性/MPa 7 d水路强度比 28 d水路强度比 原配比 0.50 0.73 0.66 性能最优 0.65 0.79 0.70 成本最优 0.48 0.70 0.61 表 9 不同注浆压力下扩散参数
Table 9 Diffusion parameters under different grouting pressures
注浆压力/kPa 扩散半径/cm 对管片产生的压力/kN 对管片产生的压强/kPa 性能最优 成本最优 原配比 性能最优 成本最优 原配比 性能最优 成本最优 原配比 400 103.67 138.28 109.86 651.40 868.82 690.26 385.83 289.28 364.10 430 107.03 142.80 113.43 722.96 964.51 766.13 401.74 301.13 379.10 460 110.27 147.15 116.86 796.77 1063.25 844.39 417.16 312.61 393.63 490 113.39 151.35 120.17 872.76 1164.93 924.97 432.13 323.75 407.74 520 116.41 155.41 123.38 950.86 1269.44 1007.79 446.70 334.59 421.46 550 119.34 159.35 126.49 1030.99 1376.70 1092.77 460.88 345.15 434.83 表 10 不同注浆时间下扩散参数
Table 10 Diffusion parameters under different grouting time
注浆时间/min 扩散半径/cm 对管片产生的压力/kN 对管片产生的压强/kPa 性能最优 成本最优 原配比 性能最优 成本最优 原配比 性能最优 成本最优 原配比 10 66.88 88.83 70.81 420.21 558.13 444.89 598.10 450.31 564.92 20 88.59 118.00 93.85 556.64 741.39 589.68 451.51 339.00 426.21 30 103.67 138.28 109.86 651.41 868.82 690.26 385.82 289.27 364.10 40 115.29 153.91 122.20 724.41 967.06 767.78 346.94 259.89 327.35 50 124.69 166.56 132.17 783.44 1046.51 830.44 320.80 240.16 302.64 60 132.50 177.07 140.46 832.49 1112.56 882.53 301.90 225.90 284.78 -
[1] 协会快报: 2020年上半年中国内地城轨交通线路概况[J]. 城市轨道交通, 2020(7): 42. Association express: overview of China urban rail transit lines in the first half of 2020[J]. China Metros, 2020(7): 42. (in Chinese)
[2] YANG B, LI H, LI H Z, et al. Experimental investigation on the mechanical and hydraulic properties of urease stabilized fine sand for fully permeable pavement[J]. International Journal of Transportation Science and Technology, 2022, 11(1): 60-71. doi: 10.1016/j.ijtst.2020.12.002
[3] XU Y T, YANG B, LIU X M, et al. Investigation of the medium calcium based non-burnt brick made by red mud and fly ash: durability and hydration characteristics[J]. International Journal of Minerals, Metallurgy, and Materials, 2019, 26(8): 983-991. doi: 10.1007/s12613-019-1814-9
[4] 陈蕊, 杨凯, 肖为, 等. 工程渣土的资源化处理处置分析[J]. 环境工程, 2020, 38(3): 22-26. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJGC202003004.htm CHEN Rui, YANG Kai, XIAO Wei, et al. Analysis on recycling treatment and disposal of engineering slag[J]. Environmental Engineering, 2020, 38(3): 22-26. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJGC202003004.htm
[5] 朱考飞, 张云毅, 薛子斌, 等. 盾构渣土的环境问题与绿色处理[J]. 城市建筑, 2018(29): 108-110. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZCS201829032.htm ZHU Kaofei, ZHANG Yunyi, XUE Zibin, et al. Environmental issues and green treatment of shield residues[J]. Urbanism and Architecture, 2018(29): 108-110. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZCS201829032.htm
[6] 姜腾, 姚占虎, 闵凡路. 废弃黏土在泥水盾构泥浆配制中的再利用研究[J]. 隧道建设, 2014, 34(12): 1148-1152. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201412007.htm JIANG Teng, YAO Zhanhu, MIN Fanlu. Study on cyclic use of waste clay in preparing slurry for slurry shield boring[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(12): 1148-1152. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201412007.htm
[7] 张亚洲, 夏鹏举, 魏代伟, 等. 南京纬三路过江通道泥水处理及全线路废弃土再利用技术[J]. 隧道建设, 2015, 35(11): 1229-1233. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201511024.htm ZHANG Yazhou, XIA Pengju, WEI Daiwei, et al. Slurry treatment and waste muck recycling use in construction of weisanlu Yangtze River crossing tunnel in Nanjing[J]. Tunnel Construction, 2015, 35(11): 1229-1233. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201511024.htm
[8] 戴勇, 阳军生, 张聪, 等. 泥水盾构弃渣在同步注浆材料中的再利用研究[J]. 华中科技大学学报(自然科学版), 2019, 47(10): 40-45. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HZLG201910008.htm DAI Yong, YANG Junsheng, ZHANG Cong, et al. Research on recycling of discarded soil produced from slurry shield in synchronous grouting materials[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2019, 47(10): 40-45. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HZLG201910008.htm
[9] 郝彤, 李鑫箫, 冷发光, 等. 郑州市地铁粉质黏土层中盾构渣土制备同步注浆材料特性[J]. 长安大学学报(自然科学版), 2020, 40(3): 53-62. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XAGL202003007.htm HAO Tong, LI Xinxiao, LENG Faguang, et al. Synchronous grouting materials for shield slag in silty clay of Zhengzhou metro[J]. Journal of Chang'an University (Natural Science Edition), 2020, 40(3): 53-62. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XAGL202003007.htm
[10] ZHANG C, YANG J S, FU J Y, et al. Recycling of discharged soil from EPB shield tunnels as a sustainable raw material for synchronous grouting[J]. Journal of Cleaner Production, 2020, 268: 121947.
[11] VINAI R, OGGERI C, PEILA D. Soil conditioning of sand for EPB applications: a laboratory research[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2008, 23(3): 308-317.
[12] 扈萍, 黄茂松, 马少坤, 等. 粉细砂的真三轴试验与强度特性[J]. 岩土力学, 2011, 32(2): 465-470. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201102029.htm HU Ping, HUANG Maosong, MA Shaokun, et al. True triaxial tests and strength characteristics of silty sand[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(2): 465-470. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201102029.htm
[13] 彭芳乐, 白小宇, 雷亮. 多种应力路径条件下上海粉细砂的室内试验[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2011, 39(12): 1767-1772. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201112006.htm PENG Fangle, BAI Xiaoyu, LEI Liang. Laboratory experimental study on Shanghai fine sand along different stress paths[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2011, 39(12): 1767-1772. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201112006.htm
[14] 张保卫. 干湿循环过程中粉细砂改良土路基填料试验研究[J]. 铁道建筑, 2019, 59(2): 54-56. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJZ201902014.htm ZHANG Baowei. Experimental study on fine silt improved soil subgrade filling during dry and wet cycles[J]. Railway Engineering, 2019, 59(2): 54-56. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJZ201902014.htm
[15] 钟小春, 左佳, 刘泉维, 等. 地层中粉细砂在盾构壁后注浆中的再利用研究[J]. 岩土力学, 2008, 29(增刊1): 293-296. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2008S1058.htm ZHONG Xiaochun, ZUO Jia, LIU Quanwei, et al. Reuse of excavated fine sand for back grouting of shield tunnelling[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(S1): 293-296. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2008S1058.htm
[16] PANG C R, WEN X. Experiment of slurry shield tunnel recycling waste sand in sand-pebble layer[J]. Advanced Materials Research, 2014, 919/920/921: 1104-1109.
[17] ZHOU S H, LI X, JI C, et al. Back-fill grout experimental test for discharged soils reuse of the large-diameter size slurry shield tunnel[J]. KSCE Journal of Civil Engineering, 2017, 21(3): 725-733.
[18] ABOUSNINA R, MANALO A, LOKUGE W, et al. Properties and structural behavior of concrete containing fine sand contaminated with light crude oil[J]. Construction and Building Materials, 2018, 189: 1214-1231.
[19] 李雪, 黄琦, 王培鑫, 等. 粉细砂地层泥水盾构渣土回收利用及性能优化[J]. 建筑材料学报, 2019, 22(2): 299-307. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZCX201902022.htm LI Xue, HUANG Qi, WANG Peixin, et al. Back-fill grouting and proper performance for discharged soils reuse of the slurry shield tunnel on sand stratum[J]. Journal of Building Materials, 2019, 22(2): 299-307. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZCX201902022.htm
[20] ESTEPHANE P, GARBOCZI E J, BULLARD J W, et al. Using fine sand shape metrics determined from X-ray microcomputed tomography to illustrate the influence of particle shape on the properties of dispersed mortars[J]. Cement and Concrete Composites, 2021, 123: 104176.
[21] 建筑砂浆基本性能试验方法标准: JGJ/T 70—2009[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2009. Standard for Test Method of Basic Properties of Construction Mortar: JGJ/T 70—2009[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2009. (in Chinese)
[22] 预应力孔道灌浆剂: GB/T 25182—2010[S]. 北京: 中国标准出版社, 2010. Grouting Admixture for Prestressed Structure: GB/T 25182—2010[S]. Beijing: Standards Press of China, 2010. (in Chinese)
[23] 王星华. 黏土固化浆液固结过程的SEM研究[J]. 岩土工程学报, 1999, 21(1): 34-40. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/10251 WANG Xinghua. SEM study of hardening processes of clay hardening grouts[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1999, 21(1): 34-40. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/10251
[24] 方开泰. 均匀设计与均匀设计表[M]. 北京: 科学出版社, 1994. FANG Kaitai. Uniform Design and Uniform Design Table[M]. Beijing: Science Press, 1994. (in Chinese)
[25] 水下不分散混凝土试验规程: DL/T 5117—2000[S]. 北京: 中国电力出版社, 2001. Test Code on Non-Dispersible Underwater Concrete: DL/T 5117—2000[S]. Beijing: China Electric Power Press, 2001. (in Chinese)
[26] 阮文军. 注浆扩散与浆液若干基本性能研究[J]. 岩土工程学报, 2005, 27(1): 69-73. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11558 RUAN Wenjun. Research on diffusion of grouting and basic properties of grouts[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(1): 69-73. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11558
[27] 苟长飞. 盾构隧道壁后注浆浆液扩散机理研究[D]. 西安: 长安大学, 2013. GOU Changfei. Study on the Grouts Diffusion Mechanism of Shield Tunnel Back-Filled Grouts[D]. Xi'an: Changan University, 2013. (in Chinese)
[28] 苟长飞, 叶飞, 张金龙, 等. 盾构隧道同步注浆充填压力环向分布模型[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(3): 590-598. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/15002 GOU Changfei, YE Fei, ZHANG Jinlong, et al. Ring distribution model of filling pressure for shield tunnels under synchronous grouting[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(3): 590-598. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/15002
[29] KEFAYATI G H R, HUILGOL R R. Lattice Boltzmann method for the simulation of the steady flow of a Bingham fluid in a pipe of square cross-section[J]. European Journal of Mechanics - B/Fluids, 2017, 65: 412-422.
[30] LIU J, SONG J, ZHANG Z S, et al. Influence of the ground displacement and deformation of soil around a tunnel caused by shield backfilled grouting during construction[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2017, 31(3): 04016117.
-
期刊类型引用(1)
1. 林拥军,张曾鹏,方言,余国菲. 基于承压-潜水耦合运动的坡地地下室底板抗浮水头计算方法. 建筑技术. 2023(06): 757-763 . 百度学术
其他类型引用(4)