富水砂卵石地层注浆参数优化研究

李享松，覃娟，罗概，邓俊

(1.中铁五局集团有限公司,湖南 长沙 410100；2.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075)



富水砂卵石地层注浆参数优化研究

李享松1，覃娟1，罗概1，邓俊2

(1.中铁五局集团有限公司,湖南 长沙 410100；2.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075)

摘要:富水砂卵石地层具有结构松散、空隙率大、高渗透性的特点，在进行注浆加固设计时，合理地确定注浆参数是注浆加固成功与否的关键。以长沙某地铁车站为工程依托，结合富水砂卵石地层的特点，针对水泥-水玻璃(CS)双液浆注浆凝结时间控制难、注浆孔距设计凭经验确定等问题，通过室内注浆材料试验、现场注浆试验及有限元数值模拟对注浆材料参数及注浆孔距进行优化分析，提出相应的注浆控制标准。研究结果表明:富水砂卵石地层采用CS双液浆注浆，当水灰比取0.8～1.0时，水玻璃浓度应控制在40波美度左右，水玻璃掺合量控制在8%～10%，注浆孔间距宜控制在1.8 m左右。

关键词：富水砂卵石地层；注浆加固；水泥-水玻璃双液浆；注浆参数优化

富水砂卵石地层具有结构松散、空隙率大、高渗透性的特点，在基坑施工过程中需要对地层进行加固处理。目前，在富水砂卵石地层加固方面，袖阀管注浆应用较多[1-4]。在采用袖阀管进行水泥-水玻璃(CS)双液浆注浆时，合理地选择注浆参数是注浆加固成功与否的关键。该地层注浆参数选择相比其他的地层要求更高，选择参数时必须考虑浆液凝结时间的可控性以及注浆孔距设计取值等问题。CS双液浆凝结时间受水玻璃的浓度及其掺量影响较大，水玻璃浓度或掺量过大会使浆液凝结过早，不利于浆液扩散到设计的注浆范围，易造成孔间土体加固不密实；浓度或掺量过小会使浆液凝结时间过长，注浆时浆液易被地下水冲释，造成注浆材料大量流失。同样注浆孔间距设计对于注浆效果至关重要，孔距过大，浆液将不能到达设计的扩散范围，易造成孔与孔间土体加固不密实；孔距过小，易造成浆液大量浪费，影响注浆施工的经济性。如不能很好的处理这些问题，将严重影响注浆加固效果，同时给后续基坑开挖工程留下极大的安全隐患。因此对富水砂卵石地层注浆参数进行研究具有重要意义。国内外不少学者[5-13]通过理论分析、试验及数值计算对富水地层注浆参数及其作用效果进行了研究，并积累了一定的经验和成果，但目前对富水地层注浆参数研究主要集中在富水软弱地层，对于富水砂卵石地层下注浆参数研究较少，工程上对该地层下注浆参数的取值主要是凭经验，而没有一个合理的参考标准，导致误差较大。本文在前人研究的基础上，以长沙某地铁车站为工程依托，针对富水砂卵石地层下CS双液浆注浆所遇到的实际问题，通过室内注浆材料试验、现场注浆试验及有限元数值模拟，比较不同的注浆参数的注浆效果，对注浆参数进行优化，考虑施工经济性与安全性，得到合理的注浆参数，并提出了相应的注浆控制标准，以确保有效加固地层。

1工程概况

车站所处地下水位高，地层从上到下主要有素填土层、粉质粘土层、圆砾层、卵石层、强风化砂岩和中风化灰岩，其中粒径分布为20～40 mm，渗透系数达35～45 m/d的圆砾层、卵石层分布广泛，土层厚度大，自稳能力差，渗透性强。紧邻基坑西侧有建筑群(洋湖景园22号-25号楼，见图1)，建筑群房屋基础距地连墙比较近，且地连墙底部大部分位于卵石层及圆砾层，车站基坑施工风险高。在基坑施工时需要基坑内降水，由于基底砂卵石土层结构比较松散，渗透性强，如果不对基底进行注浆加固处理，则基坑开挖时基底易发生涌水或渗透破坏等问题，处理不当，易影响基坑开挖面的稳定性，同时也会引起基坑外的水位持续下降，导致周边土体产生较大的固结沉降，土体带动周边建筑物，使建筑物产生过大的变形，影响建筑物的安全使用。因此为了保证基坑开挖本身的安全性，同时为了有效地减小基坑施工对周边建筑物的影响，确保周边建( 构) 筑物的安全，本工程配置水泥单液浆和CS双液浆，采用袖阀管注浆对基底砂卵石地层进行注浆加固处理。由于CS双液浆具有凝胶时间短、可注性好及早期强度高的特点，且相比单液水泥浆，CS浆液具有更强的抗地下水稀释能力，本工程紧邻地连墙的2排孔注浆时采用CS双液浆，先注外围(紧邻地连墙侧)，有效地截断外围的地下水向基底中部渗流，为基底中间部分水泥单液浆注浆提供一个良好的环境，以达到有效加固地层的目的。

图1　车站平面位置图Fig.1 Diagram of station plane location

2注浆参数优化研究

2.1注浆材料参数优化研究

本文通过CS双液浆凝结试验，在控制水泥浆液水灰比(0.8∶1和1∶1)不变的条件下，首先在原来水玻璃浓度为42波美度，掺量为15%的基础上，不断降低浓度与掺量，研究水玻璃浓度和掺量(水玻璃质量占水泥质量百分比)对CS双液浆凝结时间的影响，将凝结时间控制在合理的范围内，在此基础上研究水玻璃掺量对浆液凝固后抗压强度的影响，最后结合CS浆液凝结试验结果、强度试验结果确定适应于富水砂卵石地层的注浆材料参数。

依据CS双液浆凝结试验检测结果和强度试验结果作出CS双液浆凝结时间变化曲线与不同水玻璃掺量下浆体强度变化曲线如图2～3所示。

图2　不同水玻璃浓度下的凝胶时间曲线Fig.2 Gel time curves under different water glass concentration

图3　不同水玻璃掺量下浆体强度变化曲线Fig.3 Slurry intensity change curves under different water glass concentration

图2表明，1)凝结时间随着水玻璃浓度的增加而逐渐减少，不同掺量下CS双液浆凝结时间变化曲线在水玻璃浓度为40波美度左右时存在明显的拐点，该点之后水玻璃浓度对浆液凝结时间影响不大；2)水玻璃的掺量对浆液凝结时间影响较大，当掺量小于8%或大于10%时，随着水玻璃掺量的增大，凝结时间持续变小；当掺量为8%～10%时，随着水玻璃掺量的增大，相比掺量小于8%或大于10%时的情况凝结时间减小的速率要小的多，说明凝结时间比较好控制。

从以上分析可知在不同的水玻璃掺量下，浆液凝结时间与水玻璃浓度曲线都存在着明显的拐点，从前人的研究成果[14]得知，在满足质量的前提下，从经济角度看，在曲线拐点位置附近选择浆液配合比对施工是最有利、最经济的，故选取水玻璃浓度为40波美度左右较为合适，且由于水玻璃掺量为8%～10%时，凝结时间比较好控制，故水玻璃掺量宜控制在8%～10%。

图3表明，浆液凝固体强度随水玻璃掺量的增加而持续减小，当掺量小于10%时，强度随水玻璃掺量的变化较小，强度比较好控制且保持较高；当掺量大于10%时，强度曲线发生骤降，强度不好控制且最终强度保持较低；由于基底砂卵石土结构比较松散，为保证在基坑开挖过程中基底不发生渗透破坏，基底加固层必须保持较高的强度；同时也有研究表明[15]CS双液浆加固体强度受地下水的侵蚀而强度降低，这也要求土体加固后强度必须保持较高，因此为保证安全， CS双液浆的水玻璃掺量不宜超过10%。

从经济角度，结合CS双液浆凝结试验结果、强度要求考虑，为了有效地控制CS双液浆凝结时间，有利于浆液达到设计的扩散范围，并保证加固体具有较高的强度，CS双液浆注浆参数取水灰比为1∶1，水玻璃浓度为40波美度左右，水玻璃掺合量控制在8%～10%，当地下水比较活跃时，浆液需要较高浓度，取水灰比为0.8∶1。

2.2注浆孔距优化研究

注浆孔参数主要包括注浆孔距、钻孔深度及孔数，注浆孔参数选择是否合理直接关系到CS双液注浆施工的经济性，同时对孔间加固土体密实程度影响较大，当钻孔深度及注浆面积一定时，注浆孔的数量实质上可以通过注浆孔间距的大小来体现。因此孔间距是控制孔间加固土体密实程度至关重要的指标。注浆孔间距设计对于注浆效果至关重要，孔距过大，浆液将不能到达设计的扩散范围，易造成孔间土体加固不密实。孔距过小，易造成浆液大量浪费，增加工程成本。

本文采用优化后的注浆材料参数，在优化前孔距为2.0m的基础上，选取不同注浆孔距(孔间距分别取1,1.25，1.5和1.8 m)进行现场注浆试验，根据现场注水试验检测不同孔间距下加固体的渗透系数，同时通过FLAC3D模拟不同孔距下的加固效果，最后通过现场检测结果和数值模拟结果，考虑经济性和安全性，确定最优孔距。

2.2.1现场注浆试验

在全面注浆施工前，选取基坑南端盾构井区域作为注浆试验段。基底中部加固采用袖阀管单液注浆，水泥采用普通硅酸盐水泥，紧邻地连墙的2排孔注浆时采用水玻璃掺量为10%的CS双液浆，注浆扩散半径为1.25 m，钻孔深度36.8～37.2 m左右，孔间距分别取1，1.25，1.5和1.8 m，注浆孔采用梅花形布置，注浆压力为0.8～2.0 MPa，水灰比取1∶1。通过采用不同孔距进行注浆施工，然后通过常水头注水试验对现场进行检测。

通过检测试验得到不同孔间距下加固体的渗透系数如表1。

由表1可知，注浆孔距对砂卵石地层加固后渗透性影响较大，加固后土体渗透系数随着注浆孔距的增大而持续增大。当孔距为2.0 m时，加固后土体的渗透系数为9.35×10-5cm/s超出了5.0×10-5cm/s，不满足试验规范[16]要求，当孔距小于1.8 m时，加固后土体的渗透系数为4.74×10-5cm/s小于5.0×10-5cm/s，满足试验规范要求，相比孔距为2.0 m时减小了49.3%，根据规范以及施工现场反馈，考虑经济性与可操作性，CS双液浆注浆孔距宜控制为1.8 m左右。

2.2.2注浆孔距优化数值模拟分析

上文通过注浆试验得到不同孔间距下土体加固后的渗透系数，并将渗透系数与规范渗透系数比较来验证注浆质量，但是规范规定的渗透系数标准值是针对普遍土体加固情况，富水砂卵石地层具有结构松散、空隙率大、高渗透性等特点，基于这些特殊性，即使加固后土体满足规范规定的普遍渗透系数标准值，加固措施是否能够有效地控制后续基坑开挖对基坑周边环境的影响也是未知的，本文通过FLAC3D软件模拟不同孔距下(孔间距分别取1，1.25，1.5，1.8和2.0 m)的加固措施对地表沉降和周边建筑物的最大沉降的控制效果，并结合现场检测结果考虑经济性和安全性确定最优孔距。

1)计算模型建立

计算模型尺寸417.2 m×227.2 m×66 m，为了确保计算精度，局部网格进行加密，共计划分网格共296 780个，坐标轴及网格划分形式如图4所示。

2)计算结果分析

图5表明，不同孔距下基坑开挖对地表的扰动影响差异较大，随着注浆孔距的增大，基坑开挖引起的最终周边地表沉降也在不断地增大。当孔距为1.5 m以下时，地表沉降控制在-19.22 mm以下，当孔距为1.8 m时，最大地表沉降已达到了-24.8 mm，比较接近一级基坑监测预警值[17]-25 mm，但当孔距为2.0 m及未加固时，最大地表沉降分别达到了-29.15和-33.16 mm远远地超出了预警值。图6表明，不同孔距下基坑开挖对周边建筑物的扰动影响差异较大，随着注浆孔距的增大，基坑开挖引起的周边建筑物最大沉降也在不断地增大。当孔距为1.8 m时最大沉降值达到了-9.28 mm接近预警值[17]-10 mm，当孔距为2.0 m及未加固时，最大建筑物沉降分别为-11.65和-14.26 mm远远地超过了预警值。

(a)网格模型；(b)基坑支护结构图4　基坑计算模型Fig.4 Calculation model of foundation pit

材料参数密度/(kg·m-3)体积模量/MPa剪切模量/MPa黏聚力/KPa内摩擦角/(°)孔隙率渗透系数/(m·d-1)素填土19303.460.996.010.80.44780.500粉质黏土19703.521.4436.617.30.41550.005圆砾194023.4615.4535.03.00.295830.000卵石200022.2216.6743.02.00.312045.000强风化砂岩204073.3344.0020.048.00.42590.800中风化灰岩2210231.48152.4433.0100.00.31001.500

图5　周边地表沉降变化Fig.5 Change curves of settlement of surrounding surface

图6　周边建筑物最大沉降变化Fig.6 Change curves of settlement of surrounding buildings

结合不同孔距下注浆试验检测结果和数值模拟计算结果可知，注浆孔间距既是影响注浆施工经济性的一个重要指标，也是影响基坑开挖安全性的一个控制性指标，对于粒径分布为20～40 mm，渗透系数在 35～45 m /d 的富水砂卵石地层，注浆孔距宜控制在1.8m左右,有利于形成完整的加固体，保证基坑开挖安全。

3现场注浆效果分析

将优化后的注浆参数应用到现场基底注浆工程，现场注浆采用水玻璃掺量为10%的CS双液浆，注浆扩散半径为1.25 m，孔间距取1.7 m，注浆压力为0.8～2.0 MPa，水灰比取1∶1。

注浆完后对基底加固区进行常水头注水试验，测试加固后土体渗透系数大小主要分布在4.55×10-5～4.68×10-5cm/s范围，小于规范规定渗透系数标准值5 x 10-5cm/s，相比优化前砂卵石地层加固后渗透系数9.35×10-5cm/s缩小了近2倍，说明采用优化后的注浆参数，有效地控制了浆液的凝结时间，有利于浆液扩散到设计的范围，提高了注浆孔与孔之间的土体密实度。注浆完后进行基坑开挖，为了确保在基坑施工过程中周边环境的安全，通过布置监测点进行实时监测，对施工进行信息化指导。监测点布置见图7。

图7　部分监测点平面布置图Fig.7 Diagram of part of the monitoring points plane layout

基坑开挖正常施工时间段为2015-03-10～07-31，期间建筑物累计沉降和地表累计沉降见图8～9。

图8表明: 基坑在施工过程中，基坑开挖对建筑物扰动较大，建筑物整体趋于下沉状态，累计沉降量最大的监测点为A069及 A062，该监测点距离地连墙较近，对基坑施工比较敏感，累计沉降量分别达到-9.38和-8.77 mm，但都小于建筑物沉降预警值-10 mm，相比优化前(上节孔距为2.0 m时对应的数值计算值)的-11.65 mm分别减少了24%，33%。图9表明: 基坑开挖对地层扰动较大，基坑开挖过程中，地表随着基坑开挖的进行有着不同程度的沉降，最大沉降点为A009，最大累计沉降值为-24.36 mm，小于地表沉降预警值-25 mm，相比优化前(上节孔距为2.0 m时对应的数值计算值)的-29.15 mm减小了近19.7%。说明采用优化后的加固参数取得了很好的加固效果，有效地减小了基坑开挖对周边环境的影响。

图8　建筑物累计沉降图Fig.8 Diagram of cumulative settlement of foundation building

图9　地表累计沉降图Fig.9 Diagram of cumulative settlement of ground surface

4结论

1)水玻璃的掺合量对浆液凝固体强度影响较大，随着水玻璃的掺合量的增大，强度持续变小，砂卵石地层结构比较松散，为保证加固体具有较高的强度，基底不发生渗透破坏，应严格控制水玻璃的掺量。

2)注浆孔间距是影响基坑开挖安全性的一个控制性指标，不同孔距下基坑开挖对周边环境的扰动影响差异较大，随着注浆孔距的增大，基坑开挖引起的周边地表最大沉降和周边建筑物最大沉降也在不断地增大。

3)对于粒径分布为20～40mm，渗透系数在 35～45 m /d 的富水砂卵石地层，为了有效地控制CS双液浆凝结时间，有利于浆液扩散到设计的范围，当水灰比取1∶1时水玻璃浓度宜取40波美度左右，水玻璃掺合量宜控制在8%～10%，注浆孔距宜控制在1.8 m左右。

参考文献：

[1] 张明. 隧道强透水砂砾地层袖阀管地表注浆加固工艺研究[J]. 隧道建设， 2014， 10(10):975-980.

ZHANG Ming.Studyon consolidation of tunnel in highly-permeable sandy-gravel strata by means of ground surface soletanche grouting[J]. Tunnel Construction, 2014， 10(10):975-980.

[2] 任国宏. 富水圆砾卵石层袖阀管注浆加固技术研究[J]. 隧道建设, 2014, 12(12):1183-1190.

REN Guohong. Study on consolidation of water-rich cobble /gravel strata in nanning by means of soletanche grouting[J].Tunnel Constructing,2014,12(12):1183-1190.

[3] 王国义. 成都砂卵石地层注浆加固技术应用[J]．隧道建设，2012，32(5) : 90-93．

WANG Guoyi．Application of grouting consolidation technology in sandy cobble strata in Chengdu[J]．Tunnel Construction，2012，32(5) : 90-93.

[4] 闫立鹏. 富水厚砂卵石层明挖基坑地下水处理[J]. 铁道建筑技术， 2014(增1)：45-50.

YAN Lipeng .Ground water treatment for the foundation pit of the rich water thick sand gravel layer[J]. Railway Construction Technology,2014(Suppl 1)：45-50.

[5] Zhang Z Q， Hua-Yun L I， Chuan H E. Study on whole section curtain grouting technique and parameters optimization in subsea NATM tunnel[J]. Journal of the China Railway Society，2011，33(2):86-90.

[6] Chai J，Cui W. Optimum thickness of curtain grouting on dam foundation with minimum seepage pressure resultant[J]. Structural & Multidisciplinary Optimization， 2012， 45(2):303-308.

[7] 石钰锋, 雷金山, 阳军生,等. 富水软弱地层隧道复合加固机理及参数研究[J]. 铁道科学与工程学报, 2015,3(12):596-599.

SHI Yufeng，LEI Jinshan，YANG Junsheng，et al．Research on composition mechanism and parameters of reinforcement for long-span tunneling weak watery stratum[J]. Journal of Railway Science and Engineering，2015,3(12):596-599.

[8] 刘东， 傅鹤林， 马婷，等. 高水压山岭隧道注浆孔参数优化数值模拟分析[J]. 矿业研究与开发，2013，4(33)：455-461.

LIU Dong，FU Helin，MA Ting，et al．Numerical simulation of optimization of grouting borehole parameters for construction of mountain tunnel with high water pressure[J]. Mrning Reserch and Development，2013,4(33):455-461.

[9] 王刚. 隧道富水地层帷幕注浆加固圈参数及稳定性研究[D]. 济南：山东大学， 2014.

WANG Gang. Study on stability and parameters of curtain grouting reinforcement ring in water-rich strata of tunnel[D].Jinan: Shandong University,2014.

[10] 王红喜，丁庆军，张高展，等. 大掺量粉煤灰注浆活性单液砂浆配合比优化设计[J]. 粉煤灰综合利用，2007(1):6-9.

WANG HongXi,DING QingJun,ZHANG Gaozhan, et al．The mix proportion optimizing design of grouting activated mortar with volume fly ash[J]. Fly Ash Comprehensive Utilization,2007(1):6-9.

[11] 张成平， 张顶立， 叶英，等. 高压富水岩溶隧道注浆机理及作用效果分析[J]. 地下空间与工程学报， 2009， 5(5):996-1002.

ZHANG Chengping，ZHANG Dingli，YE Ying，et al．Analysis of grouting mechanism and its effect for karst tunneling in high water pressure and water-enriched region[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2009，5 ( 5 ) : 996-1002．

[12] 南玉芳. 高水压隧道渗流场与注浆圈渗透系数优化[J]. 中国建筑防水, 2015, 12(12):37-40.

NAN Yufang . Seepage field and permeability coefficient optimization of grouting circle for tunnel with high water pressure [J]. China Building Waterproofing, 2015，12(12):37-40.

[13] 刘其金． 北京西四环暗涵双液注浆参数的选定[J]．水科学与工程技术，2006(4): 60-61．

LIU Qijin．The choice of double-liquid grouting parameter of west-4-ring road in Beijing[J]. Water Sciences and Engineering Technology，2006(4): 60-61．

[14] 刘玉祥， 柳慧鹏. 水泥-水玻璃双液注浆中的最优参数选择[J]. 矿冶， 2005(4):1-3.

LIU Yuxiang,LIU Huipeng .Optimal parameter selection of cement-water glass two-shot grouting[J]. Mining Metallurgy, 2005(4):1-3.

[15] 程鉴基．化学灌浆在岩石工程中的综合应用[J].岩石力学与工程学报，1996(6):186 -192．

CHENG Jianji .Comprehensive application of chemical grouting in rock engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 1996(6):186 -192．

[16] SL345—2007,水利水电工程注水试验规程[S].

SL345—2007, Water injection test for water resources and hydropower engineering [S].

[17] GB50597—2009,建筑基坑监测技术规范[S].

GB50597—2009, Monitoring of building foundation Pit[S].

(编辑蒋学东)

Study on optimization of grouting parameters in water-soaked sand and cobble stratum

LI Xiangsong1，QIN Juan1,LUO Gai1,DENG Jun2

(1.China Railway No.5 Engineering Group Co. Ltd ,Changsha 410100,China；2.School of Civil Enginneering, Central South University, Changsha 410075, China)

Abstract:Choosing reasonable grouting parameter is the key to grouting reinforcement for Water-soaked sand and cobble stratum, which has the characteristics of looseness, large porosity and high permeability. Taking a subway station in Changsha as the project background, in the light of the actual problems of cement-sodium silicate slurry grouting including difficultly controlling the setting time and empirically determining grouting hole spacing, the paper has optimized grouting material parameters and hole spacing by indoor grouting material testing, field grouting testing and finite element numerical simulation and proposed the corresponding grouting control standards. It is suggested that water-cement ratio should be 0.8-1.0,water glass about 40 Baume Degrees, water glass addition 8% - 10% and grouting hole spacing about 1.8 m when Water-soaked sand and cobble stratum adopted cement-water class to grout.

Key words：Water-soaked sand and cobble stratum; grouting reinforcement; cement-sodium silicate slurry; parameter optimization of grouting

中图分类号：U455.45

文献标志码：A

文章编号：1672-7029(2016)03-0469-07

通讯作者：李享松(1970-)，男，湖南邵阳人，高级工程师，从事隧道与地下工程施工及技术管理工作；E-mail：438849287@qq.com

基金项目：湖南省科技计划资助项目(2010GK3173)；中铁五局集团有限公司资助项目

收稿日期：2015-08-03