黄喆1,马超2,辛志勇1,阳林1,李建锋1,王树英3,4,朱汉标3,∗
(1.中铁五局集团电务工程有限责任公司,湖南长沙410117;2.中铁投资集团有限公司,北京100055;3.中南大学土木工程学院,湖南长沙410075;4.深圳大学土木与交通工程学院,广东深圳518060)
摘要：为更好地分析盾构结泥饼风险及渣土塑流性特征,开展旋转剪切试验、三轴试验和坍落度试验,探究长春中风化泥岩渣土黏附强度和抗剪强度特征;基于渣土强度提出长春泥岩渣土合理改良坍落度的建议,并结合实际工程验证其合理性。主要结论如下:1)随着含水率的增大,长春中风化泥岩渣土(界面)黏聚力先增大后减小,(界面)摩擦角逐渐减小。当含水率为22.58%~27.36%时,土-金属间的界面黏聚力大于黏聚力;当含水率为15.99%~24%时,界面摩擦角大于内摩擦角。2)渣土坍落度与强度密切相关,随着坍落度的增大,渣土黏附强度和抗剪强度快速降低。当坍落度大于4cm时,黏附强度和抗剪强度变化较小;当坍落度为0.5~1cm时,渣土黏附强度大于抗剪强度,因此建议盾构渣土坍落度不小于1cm,且尽可能使渣土坍落度大于4cm,以充分减小渣土强度和增大渣土塑流性。
0引言
盾构在黏性地层中掘进时,细颗粒渣土容易黏附在刀盘刀具表面,并在高温高压作用下形成坚硬的泥饼,堵塞刀盘开口,严重影响盾构的掘进效率和安全[1-2]。渣土改良是黏性渣土泥饼防治的重要手段,在盾构掘进时,通常往开挖面和土舱中注入改良剂,改善渣土塑流性和黏附性,降低盾构结泥饼风险[3]。
合理改良渣土的必要条件是充分认识和理解渣土结泥饼机制。结泥饼被认为与渣土状态和强度有关,Thewes等[4]和Hollmann等[5]结合大量工程实例绘制了盾构结泥饼风险与渣土界限含水率间的风险评估图,指出黏稠指数在0.5~0.75的渣土具有大的结泥饼风险。Basmenj等[6]、方勇等[7]、Cui等[8]和Wang等[9]结合法向或切向黏附强度的变化规律对风险评估图进行了修正。Wang等[10]和龚振宇等[11]分析了不同粒径下土体黏附强度的变化规律,指出粒径大于0.15mm时,渣土没有界面黏聚力,当渣土细粗颗粒表面积比大于25∶1时,渣土结泥饼风险较小。Zumsteg等[12]、Wang等[13]、Qiu等[14]、Oliveira等[15]、Yoshimi等[16]和Littleton[17]采用旋转剪切试验、拉拔试验、搅拌混合试验、环剪试验、改进直剪试验等揭示渣土黏附强度的变化规律及影响因素,并基于此提出渣土结泥饼风险评价方法。然而,渣土结泥饼风险不仅与渣土黏附强度有关,还与抗剪强度相关。黏附强度大于抗剪强度时,剪切破坏面位于渣土内部,导致部分渣土黏附在刀盘刀具表面,形成泥饼[3]。目前对渣土黏附特性的研究较多,而较少关注渣土黏附强度和抗剪强度间的相互关系。
坍落度试验是目前评判渣土合理改良状态的常用方法,其操作简单且可以快速判断渣土的整体改良特性[18-20]。王树英等[21]、Souwaissi等[22]和Lee等[23]根据粗粒渣土的坍落状态和渗透性提出粗粒渣土的合理改良范围。然而,对于黏性渣土而言,坍落度反映了渣土塑流性的变化规律,但没有考虑渣土结泥饼的影响[18]。Todaro等[24]对粉质黏土和黏土开展了叶片旋转剪切试验和坍落度试验,指出若改良后的渣土没有析水析泡沫则认为改良效果是有效的,但仍需结合渣土的叶片旋转剪切试验对比不同工况下的旋转转矩大小和改良效果。Zhuo等[25]探究了分散剂和泡沫改良对高岭土、蒙脱土和伊利土坍落度和叶片旋转转矩的影响,指出泡沫和分散剂改良能增大渣土的塑流性和减小旋转叶片转矩。蔡兵华等[26]根据经验选定坍落度100~150mm为黏土合理的改良范围,探究了新型改良剂对红黏土的适用性。可见,坍落度试验是评价黏性渣土改良效果的重要手段之一,但仍需考虑渣土结泥饼风险以确定改良的合理坍落度范围,且渣土结泥饼风险与黏附强度和抗剪强度有关。
本文首先对中风化泥岩渣土开展一系列旋转剪切试验和三轴试验,对比不同含水率下渣土黏附强度参数和抗剪强度参数的变化规律;然后,分析了不同含水率下渣土坍落度的变化规律,以及不同坍落度下渣土强度的变化规律,提出黏性渣土合理改良坍落度范围的建议;最后,结合实际工程验证渣土改良坍落度范围的合理性。
1工程背景
1.1工程概况
长春市轨道交通5号线一期工程5工区自硅谷大街站沿卫星路向东、前进大街向北,与南湖广场站对接,其中硅谷大街站—繁荣路西站区间(简称硅繁区间)在YK30+848.529~+278.500、ZK30+853.778~+284.039处为叠落段,右线在上、左线在下,区间平面最小转弯半径为310m。硅繁区间左线采用土压平衡盾构施工,盾构开挖直径为6.47m。刀盘开口率为40%,正面刀具主要为撕裂刀与刮刀,如图1所示;同时,为了防止结泥饼,刀盘正面配备6个渣土改良剂喷口,中心配备固定搅拌棒及高压水通道,可对渣土进行有效改良。
1.2工程地质及结泥饼风险
硅繁区间左线隧道埋深14.8~31.6 m,穿越地层以中风化泥岩为主,地质纵断面见图2。由于黏土矿物的质量分数是影响渣土结泥饼风险的重要因素[27],因此通过盾构接收端车站获取中风化泥岩土体,并对中风化泥岩进行XRD试验分析,结果如图3(a)所示。盾构掘进过程不会改变黏土矿物成分和粒径分布,由图可知,中风化泥岩渣土矿物成分包括29.3%石英、24.9%钠长石、24.4%蒙脱石、7.1%微斜长石、6.4%云母和7.9%方解石,其中蒙脱石为膨胀性最强的黏土矿物,导致中风化泥岩渣土具有较高的塑性指数和结泥饼风险[4]。将现场盾构中风化泥岩烘干后,采用橡胶锤充分破碎,按GB 50123—2019《土工试验方法标准》[28]进行机械筛分和激光粒度分析,粒度分布如图3(b)所示,泥岩渣土中粒径小于0.075mm的累计质量占比达89%。
中风化泥岩渣土的基本物性如表1所示。可见中风化泥岩渣土中黏土矿物质量分数较大,土体天然含水率对应的黏稠指数为0.83,位于0.75~1.00,根据Hollmann等[5]的研究,此时渣土具有中度结泥饼风险。根据Wang等[10]的研究可知,渣土结泥饼风险也与颗粒粒径有关,当渣土颗粒粒径大于0.15mm的临界粒径时,土-金属界面黏聚力为0kPa,则该粒径渣土结泥饼风险较小;当渣土为粗细颗粒混合土时,若粒径小于0.15mm颗粒与粒径大于0.15mm颗粒的表面积比值(简称细粗颗粒表面积比)小于25∶1时,渣土没有饼化的可能。根据图3(b)可得渣土细粗颗粒表面积比为2 609∶1,远大于临界表面积比25∶1。综上所述,中风化泥岩渣土结泥饼风险较大,需要对渣土进行合理改良,以预防泥饼的产生。
2试验方案
2.1旋转剪切试验
黏附性是导致渣土结泥饼的关键因素之一,因此开展旋转剪切试验以测量渣土的黏附强度。试验仪器多功能联合旋转剪切仪如图4所示。通过监测加压土体中金属圆盘的旋转转矩,并通过式(1)换算即得到土-金属界面间的剪切应力,取剪切稳定后的剪切应力作为渣土和圆盘间的界面黏附强度[10]。
式中:a为土-金属界面剪切应力;T为旋转转矩;d为圆盘直径。
试验主要步骤如下:1)将10kg干燥后的土样与足量的水搅拌均匀,并达到约定含水率,然后静置24h。2)将配制好的土样分层装入试样腔中,相邻层间进行拉毛处理;当装样至试验腔高度的1/2处时,刮平试样表面,将圆盘轻压入土样表面,继续分层装样,然后盖上透水板和顶盖加载板。3)为排出顶盖加载板与土样之间的空气,试验加载前先打开排水阀,采用10kPa的微小法向压力对试样预加载30s。由于盾构掘进时渣土来不及排水固结,因此为不排水不固结试验。关闭排水阀,按照预定法向压力对试样加载5min[29]。4)测量试样竖向变形,以获得试样体积和孔隙比,随后以20°/min的转速和1次/(°)的数据采样频率对试样进行剪切,剪切结束后取圆盘附近土样测定实际含水率。相同工况下均开展2次旋转剪切试验,取平均值作为该工况下渣土黏附强度值。旋转剪切试验工况如表2所示。
2.2土样成型控制三轴试验
由于需要测量渣土位于塑限到液限区域内的强度值,而当渣土含水率较大时土样呈流塑状,采用常规三轴试验仪难以测量,因此采用Ni等[30]研发的土样成型控制三轴仪(见图5)进行试验,试样尺寸为39.1mm(直径)×80mm(高度)。土样成型控制三轴仪不仅能测量高流动性土体的抗剪强度,也具备常规三轴试验仪的基本功能。
试验主要步骤如下:1)按设计的孔隙比计算所需三轴土样的质量,进而为类似旋转剪切试验配制土样。2)将静置后的土样分5层装入乳胶膜中以达到规定高度,并在试样上依次放入滤纸、透水石和试样压帽,然后使用橡胶圈固定乳胶膜。3)安装三轴试验腔盖并确保称重传感器的活塞不接触试样压帽;然后,向围压室注满水,并利用围压控制器施加10kPa初始围压使试样保持自立;接着,利用驱动元件带动2个半圆筒缓慢打开,使网筒模具完全脱离试样,通过这种方式获得规定大小和形状的流动性土样;当土样处于非流动状态时按常规三轴试验方法进行试验。4)利用围压控制器将围压提高到指定值,待围压值稳定后,通过升降电机以0.6mm/min的速度剪切试样,并监测压帽和试样间的轴向荷载,待试样破坏后停止加压并按常规三轴试验方法对数据进行处理。三轴试验工况和旋转剪切试验工况一致。
2.3坍落度试验
坍落度试验通常被用于评价渣土改良效果和渣土塑流性,测试方法简便快捷。坍落度试验仪如图6所示,坍落度筒尺寸与常规坍落度筒相同,为30cm(高)×10cm(上部直径)×20cm(下部直径)。盾构黏性渣土含水率通常位于液塑限之间,据此设定渣土含水率位于液塑限之间,坍落度试验工况如表3所示。
坍落度试验步骤如下:1)按试验工况配制一定含水率的土样并静置24h;当采用分散剂改良时,由于分散剂与土体作用通常需要一定的时间,因此为了保证分散剂与土体的充分作用,以对比不同质量分数分散剂的作用效果,试验时将纯水与相应添加比的分散剂混合后再与土体搅拌均匀,并静置24h;采用泡沫改良时,将泡沫和配制好的渣土混合均匀后立即开始试验。2)将坍落度筒内壁润湿,放在平坦的水平底板或地面上,并保证足够空旷的坍落面积。3)将渣土分3层装入坍落度筒中,每层用振捣棒插捣25次,渣土装填在60s内完成。4)第70s时清理筒边渣土,并垂直将坍落筒提起,测量其坍落度值和延展度值,并拍照记录表观状态。5)取一定质量坍落后渣土测定其含水率。
3试验结果与分析
3.1黏附强度和抗剪强度变化特征
中风化泥岩渣土黏附强度指标分为界面黏聚力和界面摩擦角[10],界面摩擦角即黏附强度随法向压力变化曲线的倾角;界面黏聚力为曲线在黏附强度轴线上的截距。黏附强度参数和抗剪强度参数随含水率的变化如图7所示。随着含水率的增加,渣土黏聚力先增大后减小,而摩擦角逐渐减小。渣土强度主要与水膜厚度和水膜面积有关,随着渣土含水率的增加,水膜面积的增大速度大于水膜厚度的增长速度,水膜面积的增大导致界面或颗粒间毛细管力和表面张力的逐渐发展、颗粒黏聚力逐渐增加;而由于水膜的润湿使摩擦角逐渐减小。当渣土颗粒被水膜包裹后,水膜厚度的增长速度快于水膜面积的增长速度,导致颗粒间间距增大,黏聚力和摩擦角同时减小[29,31]。同时,金属表面与土体表面具有不同的物理化学性质,如接触角、表面张力和光滑程度等;且土体抗剪强度是由土颗粒与土颗粒之间的滑动、滚动、咬合和黏连作用产生的[32]。而黏附强度是土颗粒与光滑金属表面的作用,包括土颗粒的滑动、滚动和黏连,这导致黏附强度参数和土体抗剪强度参数存在一定的差异,当含水率为22.58%~27.36%时,土-金属间的界面黏聚力大于土体本身的黏聚力;当含水率为15.99%~24%时,界面摩擦角大于内摩擦角。
3.2渣土坍落度变化特征
中风化泥岩和渣土坍落度随含水率的变化如表4和图8所示。由图可知:随着含水率的增加,渣土坍落度逐渐增大,当含水率小于33.11%时,渣土坍落度变化较小。原因在于:含水率小于33.11%时,泥岩渣土内摩擦角和黏聚力较大、强度较高。基于Hollmann等[5]提出的盾构结泥饼风险预测图[2](如图9所示),当泥岩渣土含水率为20.27%~26.69%(对应黏稠指数为0.75~1),坍落度为0.7~1.8cm时,盾构掘进具有中度结泥饼风险;当泥岩渣土含水率为26.69%~30.97%(对应黏稠指数为0.5~0.75),坍落度为1.8~3.4cm时,盾构掘进具有高结泥饼风险;当泥岩渣土含水率为30.97%~41.65%(对应黏稠指数为0~0.5),坍落度为3.4~21.5cm时,盾构掘进具有低结泥饼风险;其余状态为分散或成团泥块状态,结泥饼风险较小。
3.3改良剂对渣土坍落度的影响
当盾构在黏性地层中掘进时,通常采用渣土改良剂改善盾构渣土塑流性,降低结泥饼风险,因此开展改良剂对泥岩渣土塑流性的影响研究。收集长春地铁5号线盾构项目采用的分散剂和泡沫剂,中风化泥岩坍落度随分散剂添加比的变化如图10所示。随着分散剂添加比的增大,渣土坍落度逐渐增大,且增大幅值逐渐减小。泡沫剂体积分数均选用3%,测定分散型泡沫剂的发泡倍率为6.3,半衰期为20min;通用型泡沫剂的发泡倍率为7.1,半衰期为22min。中风化泥岩坍落度随泡沫剂注入比的变化如图11所示。随着泡沫剂注入比的增大,泥岩的坍落度逐渐增大,相比通用型泡沫剂,分散型泡沫剂中的分散剂成分能降低泥岩液限,增大渣土塑流性。因此,在分散型泡沫剂作用下,泥岩渣土具有更大的坍落度。相比分散剂,分散型泡沫剂中泡沫还能增大泥岩孔隙比,降低其强度。可见,分散剂和泡沫剂均能较大程度地增大渣土坍落度,降低盾构结泥饼风险。
3.4基于渣土强度的合理改良坍落度
渣土塑流性结合施工经验能在一定程度上评价盾构结泥饼风险,但结泥饼的根本原因在于土体黏附强度和抗剪强度的相互关系。通过式(2)可获得相应埋深下泥岩渣土抗剪强度和黏附强度,并分析不同坍落度下中风化泥岩渣土强度特征。
式中:τ为泥岩渣土抗剪强度或黏附强度;σ为法向应力;k0 为土体侧向土压力系数,根据地勘资料取0.3; γihi为浅埋隧道地层应力计算公式,其中γi为各地层重度,hi 为对应的地层层厚,当为深埋隧道时,应考虑坍落拱效应的影响进行计算[33];θ为内(界面)摩擦角;c为(界面)黏聚力。
图12示出了泥岩强度与坍落度的关系,随着坍落度的增大,泥岩渣土黏附强度和抗剪强度快速降低。当坍落度为0.5~1cm时,渣土黏附强度大于抗剪强度,因此盾构掘进具有高结泥饼风险,当坍落度大于1cm时,渣土黏附强度均小于抗剪强度,盾构掘进具有低结泥饼风险。由此可知,结合强度的结泥饼风险分析和Hollmann等[5]提出的风险分析方法具有一定相似性,当泥岩渣土坍落度较小时,盾构掘进具有高结泥饼风险。坍落度增大至4cm时,渣土强度快速降低,塑流性增强,有利于减小结泥饼风险。因此建议盾构渣土坍落度不应小于1cm,且尽可能使渣土坍落度大于4cm,以减小渣土强度和增大渣土塑流性。
4现场应用
为验证渣土改良坍落度范围的合理性,对500—560环全断面中风化泥岩地层盾构掘进状态和渣土坍落状态进行跟踪分析。
4.1渣土塑流性分析
500—560环渣土改良情况如图13所示,其中现场坍落度渣土取自盾构台车皮带机。相比现场坍落度试验,实验室坍落度试验发泡质量好,泡沫与渣土的混合更加充分;且在盾构掘进时,部分改良剂如水或泡沫剂会向地层中渗透,因此现场渣土改良情况与实验室改良情况存在一定差异。当采用通用型泡沫剂进行渣土改良时,现场渣土坍落度较小,普遍为0.5~2cm,其中520环渣土坍落情况如图14(a)所示,坍落度为0.9cm。根据渣土强度分析(见图12)可知,此时渣土黏附强度大于抗剪强度,盾构掘进具有高结泥饼风险。当采用分散型泡沫剂进行渣土改良时,渣土坍落度增大至4.5cm左右,其中548环渣土坍落情况如图14(b)所示,渣土从高结泥饼风险坍落度区间变为低结泥饼风险区间,且根据图12可知,此时渣土具有较小的黏附强度和抗剪强度。
4.2掘进参数分析
某环盾构总推力和刀盘转矩的关系如图15所示,盾构开始推进前4min,盾构转矩随推力的增加先不变后增大,最后稳定在一定范围内。这是因为推力刚开始增大时需抵抗盾壳摩阻力、地层主动水土压力、盾构后配套台车拉力、盾尾密封刷摩阻力[34]。当推力进一步增加时,刀盘开始贯入地层,导致刀盘转矩增大,盾构开始掘进。因此,可将盾构推力分为抵抗推力和掘进推力,盾构转矩分为抵抗转矩和掘进转矩。由于掘进推力和掘进转矩是驱动盾构切削地层的主要动力,因此,掘进推力和掘进转矩比抵抗推力和抵抗转矩更能反映盾构掘进状态的变化。当进行盾构掘进状态分析时,获取各环盾构启动时的抵抗推力和抵抗转矩,通过将盾构总推力减去抵抗推力,总转矩减去抵抗转矩,获得盾构实时掘进推力和掘进转矩随时间的变化,随后将每环中盾构稳定掘进后的掘进推力和掘进转矩取均值,进而获得各环掘进推力和掘进转矩的代表值。
盾构掘进状态随环号的变化如图16所示,土舱压力随环号的变化较小。当采用通用型泡沫剂进行渣土改良时,盾构掘进速度波动性较大,掘进速度为30mm/min左右,最小掘进速度为16mm/min,最小掘进速度远低于正常掘进速度。当盾构掘进速度较小时,盾构具有较大掘进推力和掘进转矩,这反映出盾构具有较大的结泥饼风险。因此,532环后现场换用分散型泡沫剂作为渣土改良剂,由于分散型泡沫剂比通用型泡沫剂具有更好的改良效果(见图11),渣土塑流性更强(见图13),因此在分散型泡沫剂的作用下,盾构掘进转矩、掘进推力和螺机转矩更小,盾构掘进速度更大。
综上可知,当盾构泥岩渣土坍落度小于1cm时,盾构具有较大的结泥饼风险,影响盾构的掘进效率,应尽可能使泥岩渣土坍落度大于4cm,以减小渣土结泥饼风险和增加渣土塑流性,保证盾构的安全高效掘进。
5结论与建议
1)随含水率的增大,渣土(界面)黏聚力先增加后减小,(界面)摩擦角逐渐减小。当含水率为22.58%~27.36%时,土-金属间的界面黏聚力大于黏聚力;当含水率为15.99%~24%时,界面摩擦角大于内摩擦角。
2)随着坍落度的增大,泥岩渣土黏附强度和抗剪强度快速降低。当坍落度大于4cm时,泥岩渣土黏附强度和抗剪强度较小;当坍落度为0.5~1cm时,渣土黏附强度大于抗剪强度。因此建议盾构掘进渣土坍落度不应小于1cm,且尽可能使渣土坍落度大于4cm,以充分减小渣土强度和增大渣土塑流性。
3)相比通用型泡沫剂,采用分散型泡沫剂进行渣土改良时,渣土坍落度增大,处于低结泥饼风险区间,且渣土塑流性更强,有利于盾构掘进和降低结泥饼风险。
4)对于中风化泥岩地层,建议采用分散型泡沫剂进行渣土改良,且改良渣土坍落度宜大于4cm。但对于不同的地层和盾构结构,结泥饼风险通常不同,且温度和固结作用会导致盾构结泥饼风险的进一步增大,因此未来将进一步探索地层类型、盾构结构、温度和固结等因素下的结泥饼风险。
转载文献来源：中国知网-隧道建设（中英文）
