Model tests on consolidation of soft foundation by deep cement mixing method
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摘要: 为确定水下深层水泥搅拌各种施工参数,现场试桩需花费较多的时间和成本。依托中交集团DCM(Deep Cement Mixing)法加固软基课题,研发了DCM模型试验装置,开展了DCM加固软基叶片改造、土层识别和成桩强度物理模型试验。结果表明:增加自由叶片后可有效防止水泥搅拌桩在黏土中糊钻问题。不同土层界面处扭矩会发生突变,通过不同深度处扭矩的变化可以感知不同土层。相同水泥掺量前提下不同土样水泥搅拌桩14,28,60,90 d无侧限抗压强度(UCS)规律为淤泥质土 < 黏土 < 砂土,在砂土中水泥土强度较大且增长速度较快,砂层中可以适当减少水泥喷浆量。模型试验研究成果,可对深层水泥搅拌桩施工提供参考。Abstract: In order to determine various construction parameters of underwater deep cement mixing, the field tests needs more time and cost. Based on the (deep cement mixing) DCM method of China Communications Group, the DCM model test devices are developed, and a series of tests are carried out including the blade upgrading, soil layer identification and unconfined compressive strength (UCS) tests. The tests results indicate that adding free blades can effectively prevents blade wrapping issues in clay soils using the DCM method. The torque at the interface of different soil layers changes abruptly, and different soil layers can be identified by the change of torque at different depths. Under the same cement content conditions, the UCS of the cement mixing piles with different soil samples cured 14, 28, 60 d and 90 d is that silt soil < clay < sandy soil. In sandy soil, the compressive strength of the cement soil is larger and the growth rate is faster than that of clay, and the amount of cement grouting in sand layer can be reduced. The results of model tests may provide reference for deep cement mixing piles.
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Keywords:
- deep cement mixing /
- wrapping drilling /
- soft foundation /
- model test
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0. 引言
不同于经典理论假定的常规加载路径,深部岩体经历了从三向等压的原岩高应力状态,到开挖诱导产生围压降低状态,直至最终破坏的复杂路径,且在此过程中同时存在由爆破与机械开挖等引起的循环加载作用。对该条件下岩体的损伤与渗透性演化过程认识不清,是导致煤矿瓦斯突出、深埋隧道突涌水、低功效油气抽采和注浆加固等工程问题频发的主因[1-2]。
在单纯循环加载下岩石损伤与渗透性研究方面,陈兴周等[3]发现孔隙水压促进了岩样循环加载过程的拉剪破坏。陈旭等[4]根据声发射RA和AF值发现多级等幅循环加载产生的剪切裂纹多于常规三轴,且循环加载后基于应变的渗透率损失率减小。Wang等[5]通过分析盐岩的微观结构变化发现,仅当孔隙率超过阈值时,其对渗透率的影响才较为明显,并建立了盐岩的疲劳损伤演化方程。Ning等[6]提出岩石渗透性与损伤过程中的裂纹扩展密切相关。Wang等[7]发现高围压会抑制岩样循环加载损伤与峰后渗透率的发展。在单纯卸荷下岩石损伤与渗透性研究方面,张培森等[8]根据岩石卸荷损伤演化与围压的关系提出,围压可提高岩石储能能力并抑制能量的耗散,且卸围压过程中渗透率呈波动上升趋势。李克钢等[9]结合核磁共振技术与三轴卸荷渗流试验,发现其渗透率呈四级演变特征,且当卸荷比超过60%后,岩石内部裂隙发育程度突增。Yang等[10]发现初始围压越大,初始渗透率越小,破坏后渗透率增幅也越小,且卸荷速率越小,裂纹体积扩展应变越大。Chen等[11]提出强卸荷作用会显著提高岩石的渗透率、脆性断裂特征、能量硬化性能和能量释放率。
上述研究主要关注单纯循环加载或卸荷下岩石的损伤破裂与渗透特性。事实上,与单纯循环加载或卸荷作用不同,深地工程中岩体往往同时承受着开挖强卸荷作用和循环加载作用,即循环加载与卸围压组合扰动。Xiao等[12]开展了预先循环加载后卸荷的真三轴试验,发现预先循环加载显著改变了岩石的损伤破裂特性,随着预循环加载次数的增加,岩石强度和弹性模量均为先增大后减小,且岩样均出现剪切和拉伸裂隙。侯志强等[13]进行了先循环加载后卸围压的三轴试验,并配合CT扫描,发现预先循环加载对岩样起到了主因损伤作用,而卸围压是岩样破坏的主因。
综上,当前研究极大地推动了岩石在循环加载或卸围压下的损伤演化与渗透特性研究,但多数仅考虑单一扰动作用,或将其中一种扰动作为另一种的预先作用,而未考虑二者共同作用效应。鉴此,开展了同步进行波速与渗透性测试的红砂岩循环加载与卸围压组合扰动试验,研究其在组合扰动下的变形与破坏规律、损伤演化与渗透特性。研究结论可为深地工程开挖的安全性评价提供参考。
1. 试验概述
1.1 试样制备与试验设备
砂岩属于沉积岩,是地下工程中较为常见的岩石。本次研究中所采用的岩样是采自四川自贡同一区域的红砂岩,以保证岩样物理力学特征的均一性。岩样根据国际岩石力学学会(ISRM)试验规程的建议[14],制成Φ50 mm×100 mm(直径×高度)、端面平整度不超过0.03 mm、轴向偏差不超过0.25°的标准圆柱体岩石试样,如图 1(a)所示,可见岩样质地均匀,无明显节理、裂隙等。岩样平均密度为2.36 g/cm3,平均孔隙率为8%。试验前采用DS5-16C超声波检测仪测定岩样纵波波速,选择波速差异较小的岩样进行试验,从而进一步减少岩石离散性对试验结果的影响,并采用真空抽气装置使岩样饱和。
本次试验中所采用的设备为TFD-2000/D型岩石电液伺服三轴试验系统,该试验机可以通过手动气驱泵和控制软件相配合,对轴压、围压以及水压进行独立控制,可进行单调加载与复杂应力路径下的三轴试验,并同步测定渗透率和波速。三轴试验机、渗透率-波速联合测定压头、岩样封装以及超声波波速测试系统示意图如图 1(b)所示,波速测定由DS5-16C超声波/声发射测试系统与三轴试验机配合完成。
1.2 试验原理及方案
本次试验采用瞬态法测定渗透率,具体步骤如下:①先由真空饱和器对岩样进行抽真空饱和;②在施加围压之后,对岩样再抽真空约1 h;③在岩样两端施加1.5 MPa水压,大约保持1 h,使岩样饱和;④快速将下游水压降至0.5 MPa,待水压稳定后卸掉水压;⑤加载至下一个测点后,重复步骤③和④,由于岩样已饱和过,步骤③时长可缩短。
试验前,在压头和岩石接触面涂抹凡士林填充空隙以改善声波在岩样中的传播性能,并调整噪声信号使其低于门槛值。测定时,由CH1通道激发超声波,由CH2通道接收,根据时间差计算波速,之后由CH2通道激发超声波,由CH1通道接收,再次计算波速,最终取二者平均值。
(1)单调加载试验
以0.5 MPa/s速率加载至静水压力状态(5,10,15,20 MPa),测定初始渗透率和波速,之后保持围压恒定并以0.375 MPa/s速率加载偏应力,每当偏应力增幅达到10 MPa时测定渗透率和波速,直至岩样破坏,并测定破坏岩样的渗透率与波速。
(2)循环加载与卸围压组合扰动试验
组合扰动加载路径如图 2所示,步骤如下:①加载至静水压力状态(此时围压即为初始围压σ3Ⅰ)并测定初始渗透率和初始波速;②加载偏应力至初始应力水平K0P(K0为初始应力比,取0.4,0.6和0.8,即低、中、高初始应力比,分别对应深地工程中低、中、高应力集中程度,P为单调加载峰值应力),每当偏应力增幅达到10 MPa时测定渗透率和波速;③以0.375 MPa/s速率进行轴向循环加载,应力上限为K0P,应力下限均为0.15P,每级循环加载10周期;④以0.5 MPa/s速率卸围压,每一级卸荷量为0.2σ3Ⅰ;⑤重复步骤③和④直至岩样破坏或循环加载达到六级。不同扰动阶段开始、结束及岩样破坏后均测定渗透率及波速。
2. 变形特性试验结果分析
2.1 应力应变关系
单调加载应力应变曲线如图 3所示,根据岩石在三轴应力状态下的渐近破坏特征,通常分为如下几个阶段:①初始压密阶段(原点至A):岩石中的裂纹闭合,应力应变曲线呈非线性;②弹性变形阶段(AB):岩石几乎没有产生新裂纹,应力应变曲线呈线性;③裂纹稳定扩展阶段(BC):岩石内部所产生的裂纹为稳定裂纹,若保持应力水平恒定,则已有裂纹不扩展;④裂纹非稳定扩展阶段(CD):岩石塑性变形发展迅速,裂纹大量增加并扩展连通,应力应变曲线呈非线性;⑤峰后破坏阶段(D之后):当达到峰值应力后,裂纹贯通形成宏观破裂面,岩样破坏。
红砂岩在组合扰动下的典型应力应变曲线见图 4~6。由图 4~6可知,组合扰动变形具有显著阶段特征,其末端形态取决于在何种扰动阶段破坏,若在循环加载阶段破坏,为显著不闭合的滞回曲线;若在卸围压阶段破坏,则为径向变形显著增加。
由图 4可知,当K0=0.4时,岩样在组合扰动前尚处于弹性变形阶段,滞回曲线非常密集。初期不可逆应变很小,后期逐渐增加。整体上,径向应变增加较轴向应变更明显。
由图 5可知,当K0=0.6时,初始加载已超过岩石起裂应力,裂纹在组合扰动前已发育至一定程度,故相比于K0=0.4时,组合扰动中不可逆应变有所增加,且滞回曲线密集程度有所下降。综上可知,在中低K0下,均属于在裂纹非稳定扩展前对岩样施加组合扰动,二者存在一定共同点:首先,在组合扰动初期,不可逆应变增量很小,且轴向不可逆应变增量明显小于径向,同时,滞回曲线在扰动破坏阶段前无显著不闭合特征。
由图 6可知,当K0=0.8时,在组合扰动前岩样内部裂纹发育程度已较高,在组合扰动中不可逆变形显著增长,滞回曲线稀疏,这与中低K0的结果明显不同。由此可知,初始应力比,即岩石在组合扰动前的裂纹发育及变形程度,对组合扰动促使岩石变形发展的效率具有重要影响。此外,当σ3Ⅰ增大后,岩石所能承受的组合扰动次数(每一级循环加载或卸围压记为1次扰动)减少,且不可逆变形发展更快,这是由于高初始围压下单次卸荷量更大,故每级卸围压引起的损伤也更大。
综上,在双低(低K0与低σ3Ⅰ)条件下,不可逆变形增长缓慢,滞回曲线密集,而在双高(高K0与高σ3Ⅰ)条件下,不可逆变形增长迅速,滞回曲线稀疏。同时,岩样在破坏时刻应力跌落迅速,发生脆性破坏,脆响声清晰。在深地工程中,往往围压较高,故在应力集中区可达到双高条件,该区域岩体在开挖过程中具有较高安全风险。
将组合扰动下偏应力跌落前一时刻的应变称为总峰值应变,由初始加载应变和组合扰动应变两部分构成。初始加载与组合扰动轴向应变如图 7所示,二者相加即为总峰值轴向应变。由图 7及前文可知,岩样在围压5,10,15,20 MPa下的单调加载峰值轴向应变分别为0.36%,0.52%,0.54%,0.62%,均高于组合扰动下总峰值轴向应变,即组合扰动可缩短岩石变形破坏进程,而变形是地下工程开挖中常用的监测对象与稳定性判别指标,故简单套用常规理论进行开挖稳定性分析可能存在安全隐患。此外,K0越高,初始加载与总峰值轴向应变越大,而组合扰动轴向应变占比始终较低。
红砂岩在组合扰动下的总峰值体积应变由初始加载体积应变和组合扰动体积应变构成,见图 8。可以看出,相较于组合扰动轴向应变,组合扰动体积应变在总应变中的占比显著增高,同时,随着K0增加,组合扰动体积应变绝对值均为先增大后减小,且该现象在高初始围压下更明显。
将图 8中初始加载体积应变与组合扰动体积应变相加得到总峰值体积应变,如图 9所示。可以发现,总峰值体积应变变化规律与组合扰动体积应变一致,结合图 8可知,组合扰动决定岩样体积应变变化趋势,为诱导岩样扩容的主导因素。
2.2 红砂岩扩容特性与围压卸载敏感性
将组合扰动中当前围压与初始围压的比值定义为相对围压比,每级卸围压后,体积应变与相对围压比的关系如图 10所示,图中5-0.4表示σ3Ⅰ=5 MPa且K0=0.4,其余同理。
由图 10可知,即使在低K0下,当组合扰动开始后,岩样迅速开始扩容,相比于单调加载,组合扰动可使红砂岩扩容提前。随着相对围压比减小,岩样扩容呈先慢后快的趋势,在双低条件下,扩容缓慢,在双高条件下,扩容迅速。此外,若K0很低,即使σ3Ⅰ很大,岩样仍需经历多次组合扰动才会破坏;若K0很高,即使σ3Ⅰ较小,岩样仍迅速破坏。且岩石扩容的本质是其内部裂纹发育、扩展,故K0是决定组合扰动破坏难易程度的主要因素,σ3Ⅰ为次要因素。
采用应变围压增量比λi[15]描述红砂岩组合扰动应变对围压卸载的敏感程度:
λi=ΔεiΔσ3。 (1) 式中:Δεi为组合扰动应变;Δσ3为组合扰动中围压卸载量。
轴向、体积应变围压增量比与初始应力比的关系如图 11所示。除双高条件下的体积应变围压增量比外,其余条件下应变对围压卸载的敏感性均与K0呈正相关关系。在双高条件下,裂纹在组合扰动前已进入非稳定扩展阶段,在组合扰动中新生裂纹的发育受到抑制,主要为裂纹间岩桥断裂、既有裂纹贯通等,而新生裂纹是岩石扩容的主要因素[16],故其λi比K0=0.6时降低,这与图 8中高K0下,组合扰动体积应变减小类似。同时,体积应变围压增量比普遍高于轴向应变围压增量比,即体积应变对围压卸载的敏感程度高于轴向应变,故在深地工程开挖过程中,需格外关注径向变形的变化。
3. 损伤破裂与渗透性试验结果分析
3.1 波速与渗透性变化规律及损伤演化特性
岩样波速及渗透率与体积应变的关系如图 12所示。部分试验在组合扰动后期围压已小于2 MPa,不便再进行渗透率测试,故仅展示此前所测渗透率。
由图 12可知,波速与渗透率曲线波动较大,这是由于循环加载与卸围压诱导裂纹发育的机制与效率不同。在初始加载阶段,岩样压密,波速增大、渗透率减小,并分别在体积应变拐点处达到最大、最小值;在组合扰动阶段,裂纹迅速发育,体积应变增大,波速下降、渗透率增大,且散点分布为先密集后稀疏,表明组合扰动诱导裂纹发育先慢后快。此外,在中低K0下,在组合扰动前裂纹尚处于稳定发展阶段,故之后波速下降与渗透率增加的趋势较为平缓;在高K0下,由于已进入裂纹非稳定扩展阶段,故波速下降与渗透率增加均显著加快。
岩样损伤的表达式为[17]
D=1−(v/v0)2。 (2) 式中:v为损伤岩样的波速;v0为初始加载结束后岩样的波速。组合扰动开始后,损伤与体积应变的关系如图 13所示。
由图 13可知,红砂岩组合扰动损伤与体积应变近似呈线性关系,且高K0下线性拟合斜率绝对值最大,即该条件下岩样损伤演化最迅速。并且,在高K0下,随着σ3Ⅰ增大,拟合斜率绝对值增幅分别为0.64,10.20,61.35,可见σ3Ⅰ的增加可显著促进组合扰动损伤演化,也说明双高条件会极大影响深地工程开挖的安全性。
损伤与组合扰动次数的关系见图 14。由图 14可以看出,随着组合扰动进行,损伤演化趋势均为先慢后快。在中低K0下,岩样需经历多次组合扰动才会破坏,甚至当σ3Ⅰ很低时,岩样未破坏,且不同扰动阶段损伤演化速率差异明显。随着K0提高,岩样破坏所需组合扰动次数减少,当达到双高条件时,损伤增速显著增大,此时不同扰动阶段损伤演化速率的差异性不明显。并且,损伤演化由慢变快的拐点均近似在同一直线上,将其分为损伤发育和损伤加速阶段。
渗透率与组合扰动次数的关系如图 15所示。由图 15可以看出,在中低K0下,渗透率在多次扰动后才明显增大。值得注意的是,当K0=0.4时,所有条件下渗透率增长拐点分布均接近;当K0=0.6时,σ3Ⅰ≥15 MPa时的渗透率增长拐点比σ3Ⅰ≤10 MPa时明显提前;当K0=0.8时,渗透率增长拐点均显著提前,且在双高条件下,渗透率在极少次扰动后便显著增长。类似于损伤与组合扰动次数的关系,渗透率增长拐点均近似在同一直线附近,将其分为渗透率稳定增长和加速增长阶段。
3.2 破坏模式
岩样的破坏模式如图 16,17所示,其中,σ3Ⅰ=5 MPa且K0=0.4时岩样最终未破坏,σ3Ⅰ=10 MPa(全部)及σ3Ⅰ=15 MPa且K0=0.8时岩样在循环加载阶段破坏,其余岩样均在卸围压阶段破坏。可以看出,破坏模式可分为主剪切破裂面并伴有大量裂隙的单剪切破坏模式及具有两个主剪切破裂面的共轭剪切破坏模式。
由图 16,17可知,单调加载与组合扰动卸围压阶段破坏的岩样均为单剪切破坏模式,破坏局限在单一条带附近且非均匀,但显然组合扰动使岩样产生的伴生裂隙更多、破碎程度更严重;在组合扰动循环加载阶段破坏为共轭剪切破坏模式,破坏集中在两个交叉的条带上,破碎程度较低且较均匀。其中较为特殊的是,σ3Ⅰ=15 MPa且K0=0.8时岩样虽在循环加载阶段破坏,却为单剪切破坏模式,这是由于最终阶段仅一个循环周期,未能改变上一级卸围压对破坏模式的影响。此外,中低K0下岩样经历多次组合扰动才破坏,新生裂纹较多,故此时单剪切破坏模式的破碎程度更严重,而高K0下,岩样在较少组合扰动后便破坏,且多为原有裂纹的扩展、连通,故破碎程度相对较低。
4. 结论
(1)组合扰动应力应变曲线末端形态取决于最终扰动阶段,其总峰值轴向应变小于单调加载峰值应变;随着初始应力比增加,总峰值轴向应变逐渐增大,而组合扰动轴向应变占比始终较低;组合扰动为诱导岩样扩容主导因素;体积应变对围压卸载更敏感,且多数情况下,轴向和体积应变对围压卸载的敏感程度与初始应力比呈正相关关系;初始应力比为决定组合扰动破坏难易程度的主要因素,初始围压为次要因素。
(2)在初始加载阶段波速小幅增加、渗透率小幅下降,在组合扰动阶段,波速下降、渗透率上升,双高条件下波速衰减与渗透率增加最迅速;组合扰动阶段损伤与体积应变近似呈线性关系,且在高初始应力比下,损伤与体积应变线性拟合斜率的绝对值随初始围压增大而增大;损伤与渗透率随组合扰动次数的增加呈先慢后快的增长趋势,且各自拐点分别近似在一条直线上,可分别分为损伤发育与损伤加速演化阶段,以及渗透率稳定增长与加速增长阶段。
(3)红砂岩在组合扰动卸围压阶段破坏为单剪切破坏模式,破坏局限在单一条带附近,在组合扰动循环加载阶段破坏为共轭剪切破坏模式,破坏集中在两交叉共轭条带附近;中低初始应力比下单剪切破坏模式的破碎程度更严重。
(4)在双高条件下,红砂岩在组合扰动下的变形发展更迅速、损伤与渗透性变化更剧烈,即在深地工程中,应力集中区和高围压区的交叉区域存在更高的安全风险。
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表 1 模型与原型关键参数的对比表
Table 1 Comparison of key parameters of model and prototype
序号 关键参数 原型 模型 1 单桩直径/mm 1300~1600 160 2 每米切土次数/(r·m-1) 450~1500 300~1500 3 钻杆转速/(r·min-1) 20~60 10~50 4 下贯及提升速度/(m·min-1) 0.3~1.0 0~0.5 -
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