盾构隧道壁后注浆浆液与地层适配性优选方法

叶飞; 夏天晗; 应凯臣; 李永健; 梁晓明; 韩兴博

doi:10.11779/CJGE202212009

盾构隧道壁后注浆浆液与地层适配性优选方法 English Version

叶飞^1,,
夏天晗¹,
应凯臣^{1, 2},
李永健¹,
梁晓明¹,
韩兴博^1, ,

1.
长安大学公路学院, 陕西西安 710064
2.
西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室, 四川成都 610031

基金项目:

国家自然科学基金项目 51878060

国家自然科学基金项目 52108360

中国博士后科学基金项目 2020M683398

详细信息

作者简介:
叶飞(1977—)，男，教授，博士，主要从事隧道及地下工程方面的研究与教学工作。E-mail: xianyefei@126.com

通讯作者:
韩兴博, E-mail: xingbo.han@chd.edu.cn

中图分类号: TU91;U231
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出版历程
- 收稿日期: 2021-10-28
- 网络出版日期: 2022-12-13
- 刊出日期: 2022-11-30

Optimization method for backfill grouting of shield tunnel based on stratum suitability characteristics

1.
School of Highway Engineering, Chang'an University, Xi'an 710064, China
2.
Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering of Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

摘要

摘要: 盾构隧道壁后注浆是盾构施工中的关键技术，在保证围岩稳定、控制地层变形、有效抑制管片上浮等方面有着良好的效果，注浆浆液与地层相适配是影响其效果的核心因素。通过对中国144个地铁隧道项目壁后注浆材料进行调研，并引入博弈论权重的TOPSIS评价方法和研发一维注入装置进行室内注入试验，得到了实际工程中圆砾地层的适配浆液配合比具体值。研究表明：目前盾构隧道壁后注浆仍以单液浆为主，含水地层中选用的多为双液浆或改性单液浆；经注入试验验证，采用TOPSIS评价方法提出与目标地层相适配的浆液配合比范围值是可靠的；通过自主研发的装置进行实际注入，得到了与目标地层相适配的浆液配合比具体值，演算例中圆砾地层浆液配合比具体值建议为水胶比为0.9，胶砂比为0.7，膨水比为0.2，0.3，灰粉比为0.4。基于提出的优选方法，可以为不同地层浆液配合比具体值的选取提供参考。
- 盾构隧道 /
- 壁后注浆 /
- 浆液配合比 /
- 优选方法 /
- 注入试验 /
- 地层适配性
Abstract: The backfill grouting is the key technology in shield construction, which has good effect in controlling stratum deformation and segment up-floating. The suitability between the backfill grouting and the stratum is the core factor affecting its effect. Based on the investigation on backfill grouting materials of 144 shield tunnel projects in China, the specific value of grout ratio in round gravel stratum is obtained by the TOPSIS evaluation method and the injection tests. The research results show that the main type of grout is the single-component grout. Two-component grout or modified single-component grout are mostly used in the strata with groundwater. Confirmed by the injection tests, the range value of the grout ratio proposed by TOPSIS evaluation method is reliable. Through the injection tests, the specific value of the grout ratio is obtained. The optimum grout ratios in the round gravel stratum are 0.9 (water-binder ratio), 0.7 (binder-sand ratio), 0.2 or 0.3 (bentonite-water ratio), 0.4 (cement-fly ash ratio). The proposed optimization method may provide reference for selecting the speific grout ratios for different strata.
- shield tunnel /
- backfill grouting /
- grout ratio /
- optimization method /
- grouting experiment /
- stratum suitability

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0. 引言

近年来,盾构施工技术已经在地铁隧道中得到了广泛的应用,如何正确预测城市地下工程施工对周围地层变形尤其是地表位移显得异常重要^[1-2]。纵观目前的地下施工技术,理论研究明显不足,实际施工大多数依赖于工程经验,因此,许多学者对盾构隧道施工引起的地层变形进行了研究。Peck^[3]于1969年提出了一种经验公式来预测地表沉降变形,许多工程实例已经证明了它的使用效果,但该公式中参数的选取往往取决于实际工程经验,未考虑土层条件,也不能预测深部土层位移情况；吴昌胜等^[4]研究了不同盾构直径对隧道地层损失率和地表沉降的影响；张冬梅等^[5]在研究隧道地表沉降时考虑了衬砌局部渗流作用的影响。以上研究均没有考虑土体的小应变特性,而大量工程实测数据表明,实际工程诸如地铁、基坑变形等中岩土体应变都很小,主要集中在0.01%～0.3%^[6-7],在此情况下,土体的剪切刚度是随着应变的增加而减小的,土体在小应变阶段的刚度要远大于较大应变阶段的刚度。众多的岩土试验^[8-9]也表明,土体的剪切模量与剪应变之间存在一种非线性关系,图1是相应的归一化刚度退化曲线。

图 1 刚度衰减曲线和应变范围

Figure 1. Curves of stiffness decreasing with strain and ranges of strain

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Lee等^[10-11]的研究表明,利用理想弹塑性本构模型（莫尔-库仑模型）来预测实际盾构施工变形,其结果偏于保守。因此,土体小应变特性会对预测盾构施工地层尤其是地表变形产生重要的影响。

鉴于此,本文从小应变塑性硬化本构（PH-SS模型）^[12]和莫尔-库仑本构（MC模型）出发,对盾构施工地层变形规律展开了研究。首先基于三轴模拟试验证实了PH-SS模型反映土体小应变特征的有效性；依托上海某一软土隧道工程,比较PH-SS模型和MC模型在模拟盾构施工中地表及深部土体变形规律的异同；最后结合现场监测数据,说明PH-SS模型在盾构施工地表变形预测中的先进性和合理性。

1. PH-SS模型的介绍

1.1 有限差分程序中的小应变本构模型

针对有限差分程序中的小应变特性研究,尹骥^[13]在室内试验的基础上,利用FLAC^3D中内嵌的fish语言将试验结果应用到有限差分程序的二次开发中,但这往往难度较大,同时自定义的本构模型往往受到试验结果较大的影响。本文利用FLAC^3D内置的Plastic Hardening-Small Strain model（简称PH-SS模型）^[12]来反映土体的小应变特性。

PH-SS模型以硬化土模型（PH模型）为基础,充分考虑了BENZ^[8]提出的卸载—再加载应变相关刚度关系,将土体的小应变特性考虑到有限差分程序中,最终用小应变参数G₀（初始剪切模量）和γ₇₀（剪应变阈值）来反应土体的小应变特性。除此之外,PH-SS还包含了11个硬化土模型参数：有效黏聚力c′、膨胀角ψ、有效内摩擦角 $φ^{'}$ 、三轴固结排水剪切试验的参考割线模量 $E_{50}^{ref}$ 、固结试验的参考切线模量 $E_{oed}^{ref}$ 、三轴固结排水卸载再加载试验的参考加卸载模量 $E_{ur}^{ref}$ 、与模量应力水平相关的幂指数m、参考应力p^ref、破坏比R_f、泊松比 $ν$ 、正常固结时的静止侧压力系数K₀。

PH模型以增量弹性定律来描述弹性行为；采用的是剪切屈服流动准则,确定剪切硬化开始和发展的剪切屈服函数可以表示为

$f^{s} = \frac{E_{ur}}{E_{i}} \cdot \frac{q_{a} q}{(q_{a} - q)} - q - \frac{E_{ur} γ^{p}}{2} = 0$ 。

(1)

式中 E_i=2E₅₀/(2-R_f)是初始变形模量； $q_{a}$ = $q_{f}$ /R_f,破坏比R_f是一个比1还小的值（通常取0.9）；而最终偏应力q_f的定义和莫尔-库仑准则是一致的,q是偏应力,PH模型还引入一种截止因子f_cut（Cut-off）以防止偏应力过大； $γ^{p}$ 是剪切硬化参数（内部变量之一）, $Δ γ^{p} = - (Δ ε_{1}^{p} + Δ ε_{2}^{p} + Δ ε_{3}^{p})$ ,由此可见, $γ^{p}$ 与3个塑性应变有关。

PH模型中的体积塑性应变和剪切塑性应变之间的流动规律如下：

$Δ ε_{v}^{p} = \sin ψ_{m} Δ γ^{p}$ 。

(2)

式中, $\sin ψ_{m}$ 为动力膨胀角,应该小于或等于定义的最终膨胀角ψ。

PH模型的剪切势函数为

$g^{s} = (- 1 + sin ψ_{m}) + (1 + \sin ψ_{m}) σ_{3} / 2$ 。

(3)

式中, $σ_{1}$ 为最大主应力, $σ_{3}$ 为最小主应力。

为了避免土体达到临界孔隙状态e_max时发生过度膨胀,对膨胀角进行了稍微修改。主要是采用Schanz等^[14]提出的一种设定分割线方法：

$\begin{array}{l} \sin ψ_{m}^{cut} = 0 & (e \geq) e_{max} \end{array}$ 。

(4)

这时为避免膨胀角的突然变化,对膨胀角进行平滑处理：

$\sin ψ_{m}^{smooth} = 100 (1 - e / e_{\max}) \sin ψ_{m} (e \geq 0.99 e_{\max})$ 。

(5)

对有截止因子f_cut（Cut-off）,光滑处理（Smoothing）和没有截止因子f_cut（No Cut-off）3种情况下的土体膨胀规律进行了如图2所示的对比,可以看出,光滑处理（Smoothing）情况下的数值计算最为稳定（渐变过程）,与实际情况也最为贴近。

图 2 标准三轴压缩试验的体积应变曲线

Figure 2. Curves volumetric strain of standard triaxial compression tests

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PH模型的体积屈服函数定义为

$f^{v} = g^{v} = {\tilde{q}}^{2} / a^{2} + p^{2} - p_{c}^{2} = 0$ 。

(6)

式中 $α$ 为一个常量,是基于数值固结仪测试推导得到的； $\tilde{q}$ 为一个剪应力量度；p为硬化参数,而硬化参数初值 $p_{c}^{}$ （代表是先前固结压力）可以由初始应力状态和超固结比OCR来确定。此处的体积硬化采用相关联流动法则。

PH-SS模型中的小应变特性是由小应变参数 $G_{0}$ 和 $γ_{70}$ 来反映的,其相应的关系式为

$G / G_{0} = {(1 + 0.385 γ / γ_{70})}^{^{- 2}}$ ,

(7)

式中 $γ_{70}$ 为剪切模量衰减到初始剪切模量的70%所对应的剪应变；初始剪切模量G₀可以由参考压力p^ref下的模量 $G_{0}^{ref}$ 在极小的应变水平下得

$G_{0} = G_{0}^{ref} {(\frac{c^{'} \cos ϕ^{'} + {σ^{'}}_{3} \sin ϕ^{″}}{c^{'} \cos ϕ^{'} + p^{ref} \sin ϕ^{'}})}^{m}$ 。

(8)

考虑到土体的实际情况,有限差分程序在PH-SS模型中充分考虑了卸载剪切模量 $G_{u r}$ 和卸载弹性模量 $E_{u r}$ 之间的关系,并设置了一个下限值：

$G_{u r} = E_{u r} / [3 (1 - 2 v)]$ 。

(9)

1.2 基于三轴模拟试验的PH-SS模型分析

利用FLAC^3D构建三轴压缩数值计算模型,模型尺寸为1 m×1 m×1 m,围压为100 Pa。为说明PH-SS模型在反映软土加载和卸载过程的优越性,该三轴模拟试验利用不同的本构模型（MC模型,PH模型和PH-SS模型）进行计算,且每种情况下都采用相同的循环荷载过程。

图3为三轴试样偏应力随轴向应变的变化曲线。可以看出,MC模型的卸载模量和加载模量是相同的；PH模型能够反映加载和卸载模量的差异性,但是不区分加载路径和卸载路径；PH-SS模型不仅能够区分加载和卸载模量的差异,而且能较好地区分加载路径和卸载路径,这种情况最符合相关试验^[15]的结果,同时也和谢东武等^[16]的模拟结果保持一致。PH-SS模型中出现回滞环进一步说明,随着剪应变的增大,土体的剪切模量迅速衰减,在加载—卸载的过程中产生塑性积累。

图 3 三轴试验中加卸载的应力应变曲线

Figure 3. Stress-strain curves of loading and unloading in triaxial tests

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图4为三轴试样的剪切模量随剪应变的变化曲线。由此可知：MC模型和PH模型中的模量始终保持恒定；而PH-SS模型能够较好地反应土体模量随剪应变增大逐渐衰减的特性,并达到一个下限值,这与式（9）是保持一致的,说明了PH-SS模型能够很好地表现土体的小应变特性。

图 4 剪切模量随剪应变的关系曲线

Figure 4. Curve of shear modulus with shear strain

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2. 基于不同模型的盾构隧道地层变形分析

2.1 计算模型的建立

根据上海某隧道^[17]的实际工程情况,建立二维数值模型。其中,隧道埋深为11.9 m,隧道直径为D为6.2 m。为避免边界的影响,X两侧方向取6倍的直径尺寸,下底边界取3倍的直径尺寸,即模型尺寸为76 m×40 m（宽×高）。隧道周围取1倍的隧道半径进行加密处理,单元尺寸为0.5 m,其他单元尺寸为1 m,数值模型共计有11942个节点、5880个单元。

本文分别利用PH-SS模型与MC模型对土体的力学行为进行模拟。参照文献[17～20],确定上海地区典型土层的小应变模型参数见表1。为保证数值计算结果更具有对比性,MC模型参数选取与PH-SS模型中相同的数值（其中,弹性模量取对应土层的加卸载模量）。衬砌材料利用shell单元来模拟,衬砌结构为线弹性材料, $γ$ =24.5 kN·m^-3, $ν$ =0.2；E= 24.44×10³ MPa,衬砌厚度d=0.35m。

表 1 PH-SS模型的土体参数^[17-20]

Table 1. Parameters of soil of PH-SS model

介质	$γ$ /(kN·m^-3)	$ν$	φ/(°)	c/kPa	/MPa	$E_{ur}^{ref}$ /MPa	/MPa	$p_{}^{ref}$ /kPa	m	$γ_{70}$ /10^-4
1素填土	18.0	0.35	18.0	10.0	4.0	23.2	92.8	100	0.9	2
2粉质黏土	18.7	0.35	15.0	18.0	6.0	34.8	139.2	100	0.9	2
3淤泥质粉质黏土	18.0	0.35	24.0	10.0	5.0	29.0	116.0	100	0.9	2
4淤泥质黏土	17.0	0.35	19.5	10.0	4.0	23.2	92.8	100	0.9	2
5-1粉质黏土	18.3	0.35	18.5	12.0	5.0	29.0	116.0	100	0.9	2
5-2粉质黏土	18.3	0.35	21.0	15.0	6.5	37.7	150.8	100	0.9	2
6粉质黏土	19.9	0.35	17.0	30.0	6.4	37.1	148.4	100	0.9	2
7-粉质黏土夹粉砂	20.1	0.30	26.3	6.0	10.2	59.2	236.6	100	0.9	2

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2.2 计算方案

采用应力释放法模拟盾构隧道的开挖和支护过程^[21]。利用不同的应力释放系数（ $λ$ 为0.1,0.2,0.3,0.4）反映隧道周围的地应力因开挖所引起的扰动程度。本文分别采用PH-SS和MC两种本构模型,总计八组计算工况,如表2。

表 2 计算工况设计

Table 2. Design of numerical cases

工况名称	是否考虑小应变特性	本构模型	应力释放系数λ
MC-0.1	否	MC	0.1
MC-0.2			0.2
MC-0.3			0.3
MC-0.4			0.4
PH-SS-0.1	是	PH-SS	0.1
PH-SS-0.2			0.2
PH-SS-0.3			0.3
PH-SS-0.4			0.4

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为研究深部土体的水平位移情况,取5个剖面（编号为^#1,^#2,^#3,^#4和^#5,相对位置分别如图5所示）为研究对象。对于地层竖向位移情况,本文重点关注地表、地表以下5 m处、地表以下10 m处、以及隧道以下5 m处的地层隆沉规律。

图 5 深层位移分析剖面位置示意图

Figure 5. Profile locations for displacement analysis of deep soils layers

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2.3 地表位移分析

图6给出了利用PH-SS模型计算得到的地表位移曲线,图7是利用MC模型计算得到的地表位移曲线。

图 6 利用PH-SS模型计算得到的地表位移曲线

Figure 6. Curves of surface displacement based on PH-SS model

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图 7 利用MC模型计算得到的地表位移曲线

Figure 7. Curves of surface displacement based on MC model

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由图6,7可知,两种地表沉降规律大致相似,但是在较大应力释放系数情况下（如 $λ$ =0.4）,PH-SS模型下的最大地表位移明显比MC模型下的地表位移大很多；在同一种本构模型计算工况下,应力释放系数越大,地表变形（竖向沉降、水平位移）越大,这是因为应力释放系数较大时,地层的应力扰动较大,造成地表变形较大。由图8可以得到,当应力释放系数小于0.3时,采用MC模型和PH-SS模型计算得到的地层损失率和最大地表沉降差别相对较小；但是当应力释放系数大于0.3时,采用PH-SS模型比MC模型计算的结果大得多,此时考虑模型之间的差异是必要的,这是因为盾构开挖应力释放系数较小（地层扰动较小）时,地层变形的小应变行为表现得不明显,当应力释放系数较大（地层扰动较大）时,小应变特征则十分明显,此时因剪应变而引起的刚度变化则十分显著。

图 8 地表最大沉降值、地层损失率与应力释放系数之间的关系

Figure 8. Relationship among maximum surface settlement, volume loss rate and stress release coefficient

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2.4 深部土层位移分析

以应力释放系数为0.3为例进行两种本构模型下的深部土层位移分析。图9分别为地表以下5 m、地表以下10 m的土层沉降的对比曲线,可以得到,深部土层位移场中的考虑小应变特性的沉降槽宽度比不考虑小应变特性的情况要小一些。图10是剖面^#1,^#2,^#4,^#5剖面的水平位移曲线,鉴于^#3剖面处于中央的位置,水平位移的差异性不明显,所以不单独列出^#3剖面的曲线。对图10的结果进行分析,沿着隧道对称的剖面（^#1和^#4,^#2和^#5）的水平位移变化规律沿隧道轴线对称,当埋深较浅时,由于地层沉降槽的形成产生了趋向隧道轴线方向的水平位移,而当埋深达到开挖面附近时,由于盾构管片的挤压作用,水平位移变成正值（土体沿着坐标轴正向移动）,随着分析剖面与隧道轴向距离的增加,岩土体受开挖扰动的影响逐渐减小。由此可见,盾构推进引起隧道周围土体向开挖面临空移动,最终水平位移大致关于中轴线对称。同时,考虑到隧道开挖造成周围地层在不同方向都产生了卸载作用,因而考虑土体加载模量和卸载模量的差异性时,土体模量变化较大,PH-SS模型相较MC模型在隧道轴线埋深处的地层水平位移更大。

图 9 地表以下地层剖面的沉降曲线

Figure 9. Settlement curves of soil layers below surface

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图 10 深部土体剖面的水平位移曲线

Figure 10. Curves of horizontal displacement of deep soil profile

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2.5 隧道以下地层隆起分析

盾构开挖会引起隧道以下地层发生卸载,PH-SS模型能区分土体加载和卸载模量的差异性。图11给出了不同应力释放系数情况下的隧道以下地层的位移规律。可以看出,两种本构模型下的地层位移规律差异较大。图12给出了对应地层处的最大隆起量（隆起为正、沉降为负）变化规律。可以看出,PH-SS模型计算隆起量比MC模型计算值较小,并且当应力释放系数增大时,其差异性逐步增大,说明应力释放系数越大（地层扰动越大）,应力相关模量的力学响应越明显,这也与前述保持一致,说明了PH-SS模型在地层隆起研究中的适宜性。

图 11 不同应力释放系数下的隧道以下5 m地层处的隆沉规律

Figure 11. Heave or settlement curves of layer 5 m below tunnel under different stress release coefficients

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图 12 地层隆起量随应力释放系数的变化曲线

Figure 12. Curves of soil layer uplift with stress release coefficient

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3. 与实测数据对比

根据上述研究,地层变形受到应力释放系数的影响较大。而实际工程情况受很多因素的影响,本文从简单问题出发,以地层损失为衡量标准^[22],通过三维数值计算结果反演二维模型的应力释放系数。三维模拟按照现场工况进行,每步推进1个管片环宽即1.0 m,利用强度不同的等代层来模拟注浆层及超挖层部分,最终确定二维数值计算的应力释放系数为0.38。因此,将 $λ$ =0.38情况下基于PH-SS模型和MC模型的数值计算结果与文献[17]中的监测数据进行对比,如图13所示。

图 13 数值计算结果与实测数据对比

Figure 13. Comparison between numerical results and measured data

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由此可知,利用PH-SS模型计算的地表沉降值更大,其地表沉降曲线相较MC模型更加符合实际监测结果,因此验证了预测盾构隧道地层变形中考虑小应变特性的必要性,同时也说明了PH-SS模型在预测地表沉降变形中的适用性。

4. 结论

软土地区盾构施工中的大部分区域处于小应变的状态,本文基于FLAC^3D内置的MC模型和PH-SS模型对盾构施工地层变形规律展开研究。首先基于三轴模拟试验证明了PH-SS在表现土体小应变特性方面的合理性和优越性；依托上海某软土隧道工程,分别利用MC模型和PH-SS模型进行二维盾构施工数值计算研究,着重研究了地层变形尤其是地表沉降随应力释放系数的演化规律,以及利用两种本构模型计算所得结果之间的差异性；最后将数值结果与现场数据进行了对比。

（1）相较MC模型,PH-SS模型不仅可以区分软土加载和卸载模量的差异性,而且可以较好地反映土体剪切模量随剪应变增大而逐渐衰减的特性,在表现软土行为时更为合理。

（2）当应力释放系数小于0.3时,预测地表沉降时考虑小应变特性与不考虑时的情况区别不大；但是当应力释放系数大于0.3时,考虑土体小应变特性是十分必要的。

（3）应力释放系数越大,土体应力相关模量的力学响应越明显,地层变形越大。

（4）数值计算结果与实测数据进行对比的结果表明,考虑小应变特性的PH-SS模型地表沉降更大,与实测数据更为贴近,说明了PH-SS模型在预测盾构隧道地表变形规律更为合理。

图 1 浆液调研统计(依地层分类)

Figure 1. Statistics of grout investigation (classification by stratum)

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图 2 浆液基本性能测试

Figure 2. Basic performance tests on grout

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图 3 盾构隧道壁后注浆模型试验装置

Figure 3. Model test device for backfill grouting of shield tunnel

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图 4 渗透注浆装置

Figure 4. Permeation grouting device

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图 5 试验模拟地层级配

Figure 5. Stratum gradation of experimental simulation

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图 6 管内压力监测数据

Figure 6. Monitoring data of pressure in tube

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图 7 注浆扩散范围测量示意

Figure 7. Measurement of grouting diffusion range

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图 8 图片处理过程

Figure 8. Processing of images

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表 1 盾构隧道同步注浆材料施工参数调研(部分)

Table 1 Investigation on construction parameters of back-filled grouting materials (part)

城市	地层情况	浆液配合比情况(组分比值)
北京	黏土、砂性土、砂砾石	生石灰︰粉煤灰︰细砂︰膨润土︰水=1︰1.25︰1.5︰1.75︰2
上海	淤泥质黏土地层	石灰︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水︰外加剂=1︰4︰0.5︰8︰3.4︰0.03
广州	砂土	水泥∶粉煤灰∶黏土∶生石灰∶硫酸钠∶水=1∶2.56∶0.30∶4.90∶2.32
南京	粉质黏土、中砂、粗砂和砂卵石	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水︰外加剂=1︰4︰1︰25︰8.4︰0.076
沈阳	圆砾、砾砂	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1︰2.94︰0.35︰4.71︰2.47
沈阳	黏土层	熟石灰︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1~2.17︰2~3.175︰0.42~0.5︰6.49︰3.83~3.92
大连	中风化碎裂岩和中风化辉绿岩	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1~1.75︰3.0125~4.7625︰0.625~0.75︰8.875~11.675︰5.75~5.875
哈尔滨	中砂层	水泥︰粉煤灰︰水=1︰8︰5
太原	粉质黏土、粉土、粉细砂、粗砂、砂砾	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1︰1.93︰0.38︰7.54︰2.31
苏州	粉质黏土层	消石灰︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水︰减水剂=1︰6.67︰1.17︰13.33︰8.33︰0.017
杭州	粉土粉砂质地层	水泥︰膨润土︰粉煤灰︰细砂︰水=1︰2︰10.8︰24.8︰17.6
宁波	软土	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1︰5.84︰0.55︰7.91︰8.76
郑州	砂层	水泥︰粉煤灰︰膨润土︰砂︰水=1︰8︰1.6︰17.8︰7.6
南昌	中风化泥质粉砂岩	水泥浆︰水玻璃=1∶1

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表 2 常见地层及其渗透系数

Table 2 Common strata and their permeability coefficients

地层	渗透系数/(cm·s^-1)	渗透性等级
黏土、粉质黏土、粉土地层	< 6.0×10^-4	弱透水及以上
粉、细砂地层	6.0×10^-4~6.0×10^-3	中等透水
中、粗砂地层	6.0×10^-3~6.0×10^-2	中等透水
砾石地层	6.0×10^-2~1.8×10^-1	强透水

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表 3 常见地层浆液配合比参考范围

Table 3 Reference ranges of grout mixing ratio of common strata

地层	水胶比	胶砂比	膨水比	灰粉比
黏土，粉质黏土，粉土地层	0.31~1.28	0.29~0.92	0.11~0.70	0.11~0.62
粉、细砂地层	0.60~1.68	0.41~0.88	0.11~0.40	0.17~0.40
中、粗砂地层	0.56~0.96	0.39~0.82	0.13~0.36	0.49~0.81
砾石地层	0.45~1.51	0.22~1.30	0.07~0.30	0.18~0.83

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表 4 各因子及水平列表

Table 4 List of factors and levels

水平	因子
水平	水胶比A	胶砂比B	膨水比C	灰粉比D
I	0.6	0.45	0.1	0.2
II	0.8	0.65	0.2	0.4
III	1.0	0.85	0.3	0.6
IV	1.2	1.05	0.4	0.8
V	1.4	1.25	0.5	1.0

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表 5 浆液性能指标回归关系

Table 5 Regression relations for performance indexes of grout

性能指标	回归关系	相关系数
密度	$y =2.256-0.366 A-0.566 C-1.534 C^2-0.394 A B+1.003 A C+0.704 B C+0.117 C D$	0.967
泌水率	$y =-0.266+0.372 A+0.255 B-0.098 B^2+0.744 C^2-0.685 A C-0.054 A D-0.205 B C+0.125 C D$	0.973
结石率	$y =126.276-36.223 A-26.868 B+10.578 B^2-71.124 C^2+66.802 A C+5.204 A D+20.046 B C-12.301 C D$	0.971
稠度	$y =-272.427+440.515 A+257.049 B+167.540 D-164.273 A^2-79.068 B^2-40.499 D^2-45.480 A B-33.041 A D-90.728 B D$	0.947
凝结时间	$y =-12.532+32.132 A-7.802 B^2-18.962 C^2+37.925 D^2+30.151 A B-50.429 A D-11.908 B D$	0.930
3 d抗压强度	$y =-1.789-1.217 A+7.211 B+4.692 D+3.096 A^2-12.333 C^2-2.298 D^2-7.791 A B-1.524 A D+5.293 B C+3.467 C D$	0.945
28 d抗压强度	$y =5.146-16.275 A+5.102 B+20.002 D+10.918 A^2+2.048 B^2+8.942 C^2-4.097 A B-13.083 A D+1.041 B D-10.28 C D$	0.981

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表 6 回归模型对比表

Table 6 Comparison of regression models

组数	浆液密度 /(g·cm^-3)	泌水率 /%	结石率 /%	稠度 /mm	凝结时间 /h	抗压强度/MPa
组数	浆液密度 /(g·cm^-3)	泌水率 /%	结石率 /%	稠度 /mm	凝结时间 /h	3 d	28 d
25	1.5150	4.7000	95.288	—	28.0700	0.3000	0.7000
回归模型	1.5240	3.8000	95.978	131	32.3520	0.1680	0.6920
GEH	0.0073	0.4366	0.0706	—	0.7790	0.2729	0.0096

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表 7 评价指标权重

Table 7 Weights of evaluation indexes

评价指标	APH	TEM	综合权重
经济指标	0.0798	0.0044	0.0293
密度	0.0424	0.0067	0.0185
泌水率	0.0798	0.5924	0.4232
稠度	0.2660	0.0384	0.1135
凝结时间	0.2660	0.3123	0.2970
28 d抗压强度	0.2660	0.0458	0.1185

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表 8 浆液性能评价排序

Table 8 Sorting of grout performance evaluation

排序	水胶比	胶砂比	膨水比	灰粉比	分值C_i
1	0.8	0.7	0.2	0.4	0.98
2	0.7	0.7	0.2	0.4	0.97
3	0.8	0.7	0.3	0.4	0.97
4	0.7	0.7	0.3	0.4	0.97
5	0.7	0.7	0.1	0.4	0.96
6	0.9	0.7	0.3	0.4	0.94
7	0.9	0.7	0.2	0.4	0.90

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表 9 验证组浆液配合比及评价分值

Table 9 Grout mixing ratio and performance evaluation of validation group

组数	水胶比	胶砂比	膨水比	灰粉比	分值C_i
8	0.6	0.7	0.3	0.4	0.85
9	1.0	0.7	0.1	0.4	0.69

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表 10 实际注浆扩散范围

Table 10 Ranges of actual grouting diffusion

组别	扩散范围 /cm	组别	扩散范围 /cm	组别	扩散范围/cm
1	12.5	4	11.1	7	16.4
2	11.6	5	13.7	8	9.7
3	11.7	6	13.0	9	18.2

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表 11 11 cm处各组注浆体宏观孔隙率

Table 11 Macroscopic porosities of grouting at 11 cm in each group

组别	宏观孔隙率/%	组别	宏观孔隙率/%
1	3.00	6	0.64
2	1.41	7	1.73
3	1.24	8	—
4	4.17	9	8.72
5	2.70

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