随着矿产资源开采逐步向深部延伸
[1-3],地层水压逐渐增大
[4-5],且地层对施工扰动愈加敏感,这使得富水碎裂岩体成为深部地层中常见的一种不良地质条件。在深部富水碎裂带地层施工,极易诱发突涌水灾害
[6]。注浆是突涌水防治的有效手段
[7]。然而传统水泥基注浆材料固化速度慢,抗冲刷性差,且在深部地层需较大注浆压力,注浆压力过高易造成围岩失稳,施工风险高。聚氨酯-水玻璃注浆材料可注性好,固化速度快
[8],所需注浆压力较小,在深部地层具有独特优势。在现场调研中发现,富水碎裂岩体存在众多渗水裂隙,裂隙发育联通,难以实现对所有渗水裂隙的同步封堵,现场地下水始终处于流动状态,导致部分浆液在凝固前从裂隙流失,注浆效果显著下降。仅依靠单一注浆材料难以解决现存问题。为此,提出不同功能聚氨酯-水玻璃注浆材料复合注浆的方法。通过两种以上注浆材料复合注浆,充分利用其各自特性,实现快速、有效封堵,以提升堵水效率和效果。
注浆材料是影响注浆效果的因素之一,近年来国内外注浆材料发展迅速,可将注浆材料分为无机材料和有机材料
[9]。对于无机材料,可以再按照浆液的状态,将无机浆液分为颗粒材料和胶凝材料。水泥等颗粒材料胶凝时间长、不抗水分散
[10-11]且可注性受限于颗粒粒径
[12]。为促进绿色发展,出现了利用固体废弃物制备高性能、低成本的颗粒注浆材料,如铜尾矿改性水泥基地聚合物注浆材料
[13]、工业固废改性硫铝酸盐水泥基注浆材料
[14]等。纳米硅溶胶等胶凝材料,具有高渗透性、环保无毒等特点,但早期强度较低
[15-16],针对纳米硅溶胶材料强度,在硅溶胶浆材配比上,利用响应面法确定了最优强度配比
[17]。以聚氨酯为代表的有机材料,可注性好、固化时间短且可控、高早强,但造价高、存在自燃等安全隐患,难以广泛应用
[18-19]。为此,研究者们尝试添加阻燃剂、催化剂以及组分复配等,降低其反应温度,提升阻燃性能
[20-23]。
研究表明,聚氨酯-水玻璃同时具有无机材料水玻璃和有机材料聚氨酯的优点,渗透性好,凝结时间短,成本低
[24]。Li等
[25]对聚氨酯-水玻璃固化时间、硬化时间、强度增长等进行了研究。Zhang等
[26]分别添加了两种不同的催化剂制备聚氨酯-水玻璃,研究了两种催化剂对聚氨酯-水玻璃胶凝时间、固化时间、力学性能、热稳定性、微观结构形貌的影响。Wang等
[27]研发了新型纤维聚氨酯-水玻璃注浆材料,通过正交试验确定了材料性能最优配比。王维萱等
[28]研究了催化剂种类及含量、水玻璃模数对聚氨酯-水玻璃材料的影响。Mei等
[29]研究了环氧树脂对聚氨酯-水玻璃膨胀率、最高反应温度等的影响。曾志鹏等
[30]研究了聚氨酯-水玻璃在固化过程中的宏观力学性能,并从微观层面揭示其在固化过程中的微观反应机制。康志鹏等
[31]通过建立相似仿真注浆模型,分析了注浆过程中浆液的扩散规律,对不同位置的注浆加固体进行力学性能分析,检验注浆加固效果。通过调整聚氨酯-水玻璃组分和比例,可配置出具有不同功能的聚氨酯-水玻璃材料,如具有快速膨胀堵水功能的发泡型聚氨酯-水玻璃和高强度的加固型聚氨酯-水玻璃。两种聚氨酯-水玻璃复合注浆,通过发泡注浆快速发泡堵水,加固注浆提升注浆效果,Wang等
[32]研究了两种聚氨酯-水玻璃复合注浆后不同位置处浆液与碎石混合物的强度、孔隙率等,并给出了经验强度-等效孔隙率方程。
目前复合注浆在深部巷道、钻井等多个地下工程中应用,用于堵水、围岩加固和结构修复等
[33-35],已有专家学者对复合注浆进行了大量研究。在工程中常采用多种手段检验注浆效果,付玉凯等
[36]对比了现场未注浆区域与注浆区域的锚杆锚固力、岩体单轴抗压强度、声波声速,得出复合注浆加固效果良好;但注浆过程具有隐蔽性,在注浆过程中难以判断注浆效果,无法检验复合注浆方案的科学性和安全性。在复合注浆机制方面,张顶立等
[37]针对海底隧道,根据地层注浆细化模型的浆液扩散规律,从宏观和微观结构分别分析了复合注浆机制,总结了常见的复合注浆加固模式。在复合注浆技术方面,张顶立等
[38]通过预测加固体稳定性,设计注浆参数等,对复合注浆实现全过程工艺控制。
目前针对聚氨酯-水玻璃复合注浆材料的研究多聚焦于材料制备工艺优化、水化反应动力学机制、固结体力学性能表征等基础领域,对于聚氨酯-水玻璃浆液渗流规律缺乏研究。从中外复合注浆应用现状及发展趋势看,复合注浆设计缺乏相关理论支撑,且复合注浆的理论研究滞后于实际工程,特别是复合注浆浆液扩散机制、浆液相互作用机制、复合注浆方法等还需进一步研究和完善。
为此,现根据现场调研结果,研发可视化富水碎裂岩体复合渗透注浆模拟试验系统。选取发泡型聚氨酯-水玻璃和加固型聚氨酯-水玻璃两种注浆材料复合注浆,运用模型试验系统,以加固型聚氨酯-水玻璃为主要注浆材料,以发泡型聚氨酯-水玻璃为辅助注浆材料,以饱和砾石为被注浆介质,研究聚氨酯-水玻璃复合注浆过程中的渗透扩散规律,分析聚氨酯-水玻璃复合注浆渗透扩散过程中压力场和浆液渗流的动态演化规律;采用数值模拟方法验证聚氨酯-水玻璃复合注浆的扩散形态及压力场分布,并分析流速流线等参数的演化规律,实现在富水碎裂岩体复合注浆的数值模拟,深入讨论复合注浆渗透扩散机制。为聚氨酯-水玻璃复合注浆在富水碎裂岩体中的设计参数选取与施工工艺优化提供理论依据与方法支撑,并对完善复合注浆渗流扩散理论体系,提升复杂地层注浆治理的工程适用性具有重要意义。
1 复合注浆模型试验
1.1 试验材料
试验所用的砾石由济南南部山区的石灰岩经过破碎筛选制备而成。其抗压强度为118 MPa,杨氏模量为50 GPa,自身密度为2 520 kg/m3。其矿物成分为91%的方解石,8%的白云石和1%的黏土矿物。破碎后保留粒径在10~20 mm的碎石,其堆积密度为1 529 kg/m3。使用前需对砾石进行清洗,去除表面灰尘。
试验所用的发泡型聚氨酯-水玻璃是一种双组分化学浆液。发泡型聚氨酯-水玻璃A组分的主要成分为水玻璃和发泡剂,B组分的主要成分为二苯基甲烷二异氰酸酯(methylene diphenyl diisocyanate,MDI)、聚醚多元醇和稳泡剂。发泡型聚氨酯-水玻璃的反应起始时间为1.3 min,发泡倍率为8.3倍,发泡后密度为0.117 g/cm
3。发泡型聚氨酯-水玻璃注浆材料中各组分的配比如
表1所示。
试验所用的加固型聚氨酯-水玻璃也是一种双组分化学浆液。加固型聚氨酯-水玻璃A组分的主要成分为水玻璃和催化剂,B组分的主要成分为PAPI、聚醚多元醇和塑化剂。加固型聚氨酯-水玻璃的反应起始时间为2.5 min,发泡倍率为0 (不发泡),固化后密度为1.214 g/cm
3。加固型聚氨酯-水玻璃注浆材料中各组分的配比如
表2所示。
发泡型聚氨酯-水玻璃与加固型聚氨酯-水玻璃各自A、B组分混合后的黏度时间变化公式在先前的研究中通过试验测试后拟合给出
[39],黏度时变曲线如
图1所示。拟合公式可表述为
式(1)中:μ为黏度,mPa·s;t为时间,s;A1、t3和μ0均为常数,由试验确定,本文中加固型聚氨酯-水玻璃A1=3.398 82×10-7,t3=9.874 27,μ0=0.457 91;发泡型聚氨酯-水玻璃A1=7.338 5×10-7,t3=9.874 27,μ0=0.428 87。
1.2 试验装置
通过现场调研明确了富水碎裂岩体动水注浆特点,发现富水碎裂岩体中裂隙发育联通,注浆过程中地下水始终处于流动状态,导致注入的部分浆液在凝固前流失。根据现场调研结果,自行研发了可视化渗透注浆试验系统,该系统由可视注浆舱室系统和注浆泵系统组成,如
图2所示。
可视化注浆舱室为内径φ150 mm×1 500 mm的透明圆柱体。将舱室左边作为起点,距离起点的距离用D表示。6个压力表分别布置在D=375 mm、D=750 mm和D=1 125 mm处的前端和顶端。试验采用活塞式双液气动注浆泵。将发泡型聚氨酯-水玻璃注浆材料或加固型聚氨酯-水玻璃注浆材料双组分浆液按1∶1的体积比通过静态混合器混合后注入注浆舱室。试验所用的静态混合器共包含72个混合单元,以保证浆液混合均匀。
图像采集用单反相机布置于透明注浆舱室的正前方,根据录像每5 s绘制一次浆液外轮廓,以获取浆液渗流规律。同时按照每1 s读取1次的频率记录压力表读数,以获取注浆过程中浆液压力变化规律。
1.3 试验流程
在试验开始前,在注浆舱室内部均匀涂抹脱模剂,将清洗后的砾石装填入注浆舱室并使之充分密实。联通管路后,进水管与恒压0.2 MPa的水源相连,并打开进水管阀门和出水管阀门,出水管流速为0.01 m/s。试验中使用的注浆速率为30 mL/s。
注浆试验的第一步为压水测试,通过注浆管向透明注浆舱室中注水,关闭其他阀门。水压升至1 MPa后停止,记录注浆舱室内部的压力变化,确定注浆舱室的密封性。
第二步为发泡注浆,进水阀门和出水阀门保持打开状态,使动水能够以0.2 MPa的恒压通过舱室。通过发泡注浆管将混合均匀的发泡型聚氨酯-水玻璃注入舱室内,注浆通量为21 kg/(m2·s)。步骤以注浆量作为注浆停止标准,发泡型聚氨酯-水玻璃的注入体积控制为4 L。注浆结束后清洗注浆泵,等待发泡反应结束后开展下一步试验。舱室内碎裂岩体裂隙发育联通,渗透性高,注浆前,裂隙中充满水。注浆开始后,浆液在同压力下驱替原有位置的水,并在重力共同作用下完成渗流扩散。
第三步为加固注浆,通过加固注浆管将混合均匀的加固型聚氨酯-水玻璃入舱室内,注浆通量为45 kg/(m
2·s)。本步骤以注浆压力作为注浆停止标准,当出现注浆压力突增并且注浆压力达到1 MPa以上时,表明注浆已完成,停止注浆并清洗注浆泵,等待浆液完全固化。试验步骤流程图如
图3所示。
2 复合注浆渗透扩散规律数值模拟
采用COMSOL Multiphysics软件,运用多孔介质多相流模块和达西定律模块进行耦合,通过二次开发实现了考虑重力、考虑流动水和考虑浆液黏度时空变化特性的数值模拟。复合注浆中发泡注浆过程和加固注浆过程分开模拟,先模拟发泡注浆,后模拟加固注浆,研究了聚氨酯-水玻璃浆液复合注浆过程中渗流、压力、流速流线等参数的演化规律。计算模型、计算参数介绍如下。
2.1 几何模型
2.1.1 发泡注浆模拟几何模型
数值模型的尺寸为直径150 mm,长1 500 mm的圆柱体,与复合注浆模型试验相同。以左侧为起点,加固注浆孔位置在左侧面,发泡注浆孔的位置在
x=750 mm处,出水孔在
x=500 mm处,外接水源在右侧面,几何模型、初始条件和边界条件如
图4所示。
2.1.2 加固注浆模拟几何模型
加固注浆模拟所用数值模型与发泡注浆所用数值模型的几何特征相同,但边界条件、网格划分、注浆参数均有所不同。加固注浆模拟的边界条件为注浆口在左侧壁上部,出水口和外接水压位置与发泡注浆相同。几何模型、初始条件和边界条件如
图5所示。
2.2 模型网格划分
2.2.1 发泡注浆过程模拟模型网格划分
发泡注浆模型网格划分采用四面体网格,曲率因子0.7,最大单元增长率1.20,狭窄区域分辨率0.6。为了保证模型的收敛性,将
x=600~900 mm的网格进行细化。网格划分后共得40个顶点单元,749个边界单元,共计255 481个四面体单元,最大单元大小17.2,最小单元大小5.15,网格划分如
图6所示。
2.2.2 加固注浆过程模拟模型网格划分
模拟加固注浆采用四面体网格,曲率因子0.8,最大单元增长率1.25,狭窄区域分辨率0.5。为了保证模型的收敛性,首先将
x=550~950 mm处网格进行细化,然后对
x=0~800 mm,
z=0~50 mm区域位置进行1次常规网格细化,对
x=650~850 mm,
z=100~150 mm区域位置进行1次常规网格细化。网格划分后共得45个顶点单元,674个边界单元,共计309 960个四面体单元,最大单元大小22.3,最小单元大小6.87,网格划分如
图7所示。
2.3 计算参数
在数值模拟中,模型边界条件设置与实际试验保持一致,模型中流体材料参数依据试验所得的发泡型与加固型聚氨酯-水玻璃注浆材料性能参数设置。发泡注浆模拟与加固注浆模拟均采用多孔介质相传递与达西定律耦合的方法。
由于发泡注浆对多孔介质性质产生影响,通过将发泡注浆的最终浆液分布结果存储为分辨率为1 400×140的彩色图像,并在COMSOL软件中运用图像函数功能建立名为im1的图像函数。函数的输入量为
x坐标和
z坐标的值,根据不同浆液体积分数输出为0~1的数值,所得到的图像函数输出值如
图8所示。借助此图像函数来定义加固注浆过程的渗透系数与孔隙率,以体现发泡注浆对多孔介质性质产生的影响。数值模型计算参数如
表3所示。
3 结果与讨论
3.1 模型试验压水测试结果
图9所示为压水测试步骤期间的压力变化。0~19 s,水压逐渐增加到1 MPa,注浆舱室中充满水。19~51 s,停止注水,砾石在水中饱和,水压逐渐消散,并趋于稳定。51~55 s,水被排出,透明注浆舱室中的压力迅速降低。不同位置处的压力大小和变化趋势基本保持一致,表明砾石孔隙连通,压力传导顺畅。这也表明注浆期间舱室可以保持良好的密封性。
3.2 发泡注浆模型试验结果
图10所示为发泡注浆步骤期间的压力变化,
图11所示为发泡注浆过程中浆液渗流过程及外轮廓的演变。参数
t1表示模型试验发泡注浆的开始时间,从
t1+0 s到
t1+35 s,注浆压力在较小范围内波动。此时浆液仅出现在发泡注浆管出口位置附近,即渗流仅在舱室中间位置附近小范围发生。在
t1+35 s后,压力稳定在0.2 MPa,与外接水压一致,渗流范围注浆扩大。发泡反应在
t1+75 s开始,
图11中对应时间段内的相邻轮廓线变稀疏,这意味着浆液体积在迅速增加。根据发泡注浆步骤的注浆停止标准,注浆在
t1+120 s后停止。可以观察到浆液在重力作用下堆积到舱室底部。
t1+120 s后浆液的外轮廓变化主要由发泡引起。
t1+200 s后,浆液外轮廓停止变化,出水管不再有水流出,表明泡沫注浆阻止了注浆舱室内的水流动,注浆舱室内由动水变为静水。
3.3 加固注浆模型试验结果
图12所示为加固注浆步骤期间的压力变化,
图13所示为加固注浆过程中浆液渗流过程及外轮廓的演变。参数
t2表示模型试验加固注浆的开始时间。位置为1 125 mm处的浆液压力明显与位置为375 mm和750 mm处的浆液压力变化趋势不同。从
t2+0 s到
t2+165 s,位置为1 125 mm处的浆液压力始终在0.2 MPa左右波动。位置为375 mm和750 mm处的浆液压力大小和变化趋势相似,
t2+0 s到
t2+8 s,浆液压力保持在0.2 MPa左右;
t2+8 s到
t2+25 s,浆液压力逐渐增加到0.45 MPa,浆液从注浆舱室左侧逐渐向右渗流,有水从出水管流出。
t2+25 s到
t2+138 s,浆液压力在0.45 MPa左右波动并逐渐稳定,此阶段可以观察到加固浆液逐步填充了注浆舱室左侧所有发泡浆液未充填的孔隙,并开始渗入位于500~1 100 mm的发泡浆液已充填的区域,该区域的加固浆液外轮廓稀疏。
t2+138 s到
t2+154 s,压力迅速上升,浆液外轮廓再次变得致密,观察到有加固浆液从出水管流出。根据加固型聚氨酯-水玻璃的反应时间特性,可知原因是此时加固注浆材料已经开始反应,材料的稠度迅速增加。
3.4 发泡注浆数值模拟结果
过模型两侧圆心竖直取中心切面,每5 s绘制一次浆液体积分数,如
图14所示。可以发现浆液受到重力影响,在注浆舱室底部呈现堆积状分布。与试验中浆液的渗流模式相同。当注浆接近结束时,由于黏度的时空变化,浆液的扩散逐渐放缓,并且在入口处有聚集的趋势。由于目前还未能通过COMSOL模拟浆液的发泡过程,因此最终的发泡注浆范围小于试验中的发泡浆液范围,但浆液的整体渗流趋势与复合注浆试验中发泡注浆过程相似,可见较好地模拟了发泡注浆过程。
图15为发泡注浆模拟的流速分布演化结果,取过两侧圆心的竖直界面绘制达西速度云图,
图15中曲线和箭头表示三维空间中的流线和方向。当
t=0.1 s 时,注浆发泡刚刚开始,可见外接水压处流速较大,水从外接水压处流入,经过整个注浆舱室,从出水口流出。当
t=20 s时,发泡浆液外轮廓即将触碰舱室底部,浆液流过位置存在较大流速,从流线可看出注浆过程中浆液限制了水的流动范围。当
t=60 s时,发泡浆液已经扩散至底部,右侧的水流被浆液所阻挡,渗流路径被阻隔。当
t=120 s时,浆液扩散范围继续变大,左侧水的体积被挤压,右侧水源向左侧无补给。当渗流路径被阻隔后,进水口水流无法从出水口流出,注浆舱室内部应从动水变为静水。因在数值模拟中进、出水口处设置固定流速边界,导致在注浆末期进、出水口处水流仍存在一定的流速。
发泡注浆过程中压力分布云图如
图16所示。舱室内压力分布几乎没有变化,保持在稳定的0.2 MPa左右,此结果与复合注浆模型试验的结果吻合良好。过模型两侧圆心取中心线,在250、500、750、1 000、1 250 mm位置处取点,观察压力随时间变化,对应的压力-时间曲线如
图17所示。所有位置处压力均在0.2 MPa附近,模型左侧压力有随着时间增大而减小的趋势,这是发泡注浆对压力引起的扰动。压力减小量小于10
-6 MPa,压力随时间变化可以忽略不计。
3.5 加固注浆数值模拟结果
过模型两侧圆心竖直取中心切面,分析加固浆液体积分数变化,如
图18所示。可见加固浆液随着注浆时间增长,从左向右逐渐扩散,由于受到重力影响,在模型底部出现浆液堆积。当浆液渗透扩散到中部,即上一步中发泡浆液的区域,由于发泡浆液在此区域堆积、充填,此区域的渗透性和孔隙率减小,限制加固浆液渗流范围,加固注浆渗透趋势减缓,并且随着注浆时间增长,远端浆液的黏度增长大于注浆口端的黏度增长,浆液向前渗透的趋势逐渐停止,加固浆液体积分数提升,浆液充填密实。
图19为加固注浆模拟的流速分布演化结果,取过两侧圆心的竖直界面绘制达西速度云图。
图19中曲线和箭头表示三维空间中的流线和方向。当
t=0 s 时,注浆刚刚开始,可见外接水压处流速较大。受出水口和中部渗透性减小的影响,流线在模型中部有突变。当
t=100 s时,浆液流过位置存在较大流速,从浆液位置的流线可以看出受到重力影响,浆液向模型下方堆积。当
t=210 s时,浆液区域的流速已经减小,表明浆液已经基本不再流动,这是因为浆液黏度增大导致的。
加固注浆过程中压力分布云图如
图20所示。过模型两侧圆心取中心线,在250、500、750、1 000、1 250 mm位置处取点,观察压力随时间变化,对应的压力-时间曲线如
图21所示。加固注浆开始时,保持在稳定的0.2 MPa左右,在注浆接近结束时,模型内左侧压力突增,出现憋压现象,这是由于中部渗透性和孔隙率较小造成的,此结果与复合注浆模型试验的结果吻合良好。
3.6 模型试验与数值模拟结果讨论
3.6.1 发泡注浆模型试验与数值模拟对比分析
发泡注浆过程中模型试验的压力变化如
图10所示,数值模拟的压力变化如
图17所示。对于发泡注浆,在注浆初期,模型试验浆液压力在较小范围内波动,此后舱室内各测点处浆液压力稳定在0.2 MPa,发泡注浆模拟整个过程舱室内各测点处浆液压力也稳定保持在0.2 MPa左右。模型试验与数值模拟趋势一致。发泡注浆的注浆压力处于较低水平,进水口位置压力恒定,在低压注浆的情况下,舱室内压力不会发生较大波动,舱室内压力与外界保持一致。
模型试验与数值模拟浆液扩散结果如
图22所示。可见浆液扩散形状的模拟结果与试验结果相近,模拟结果的浆液扩散范围略小于试验结果,这是由于数值模拟仅模拟了注浆过程,未能模拟浆液发泡造成的体积膨胀。
3.6.2 加固注浆模型试验与数值模拟对比分析
加固注浆过程中模型试验的压力变化如
图12所示,数值模拟的压力变化如
图21所示。对于加固注浆,在注浆初期,模型试验发泡区左侧浆液压力由0.2 MPa升至0.45 MPa,浆液渗流过程中左侧浆液压力在0.45 MPa左右波动并逐渐稳定,在注浆末期浆液开始反应,黏度迅速增长导致左侧浆液压力突增,发泡区右侧注浆压力在整个试验过程中始终在0.2 MPa左右波动。数值模拟发泡区左侧注浆压力稳定在较低压力水平,注浆压力突增;发泡区右侧注浆压力在整个注浆过程中也保持在稳定的0.2 MPa左右。模型试验与数值模拟趋势吻合。
发泡注浆降低了舱室中部渗透性,阻碍水流和水压的传导,导致加固注浆浆液发生体积压缩。在此过程中,左侧浆液压力提高,右侧与外界水压保持一致;随着加固注浆的进行,加固浆液体积分数逐渐提升,充填整个加固注浆区域,然而受发泡注浆体的阻隔作用,加固浆液无法向右侧渗透,加之注浆速率保持恒定,最终在注浆末期引发了憋压现象。
模型试验与数值模拟浆液扩散结果如
图23所示。可见浆液扩散形状的试验结果与模拟结果相近。
3.6.3 复合注浆渗透扩散规律讨论
根据发泡注浆试验及模拟结果可知,发泡型聚氨酯-水玻璃注浆压力基本与环境中水头压力相等,所需注浆压力水平较低。发泡注浆结束后,出水管不再有水流出,发泡区左侧流动水变为静水。根据加固注浆试验及模拟结果可知,加固注浆过程中,发泡区左右两侧注浆压力大小及变化趋势明显不同,且加固注浆初期两侧注浆压力相同,说明发泡注浆阻隔了压力传导。因此可以推断,发泡型聚氨酯-水玻璃渗透注浆能够有效充填孔隙,使孔隙不再连通,阻碍水的流动,并阻碍压力传导。
由复合注浆试验及模拟渗流规律可得,发泡型聚氨酯-水玻璃在动水条件下,浆液扩散受动水影响较小,在未接触边界前呈椭球形扩散,充填富水碎裂岩体裂隙。在加固注浆过程中,浆液在静水条件下,逐步充填了加固注浆区域孔隙,并进一步渗入发泡浆液区域孔隙,注浆体孔隙率与渗透率减小。因为发泡注浆形成堵水屏障,并且加固型聚氨酯-水玻璃黏度增长较快,所以加固注浆渗流范围受限。
4 复合注浆施工建议
结合发泡型与加固型聚氨酯-水玻璃浆液复合注浆渗透扩散规律研究成果,提出了复合注浆设计、施工中需要注意的问题,为相关工程提供借鉴。
(1)发泡注浆可阻隔特定范围内水流及压力传导,使动水变为静水,加固注浆能有效充填范围内孔隙。因此为了解决动水注浆浆液冲失的问题,应先进行发泡注浆阻隔动水,再进行加固注浆完成充填。
(2)聚氨酯-水玻璃材料具有良好的可渗透性,在动水注浆条件下,注浆压力始终与外界水压力相等,在静水注浆条件下,临近结束时注浆压力会出现突增。因此在复合注浆施工设计中,发泡注浆的终止标准不可依据注浆压力来确定,而应依据注浆材料用量来确定,而加固注浆的终止标准可依据注浆压力突增现象来确定。
(3)复合注浆施工设计中,钻孔布置间距取决于注浆设计扩散范围。重力对浆液渗透扩散范围的影响不可忽略,对于体积较大的富水碎裂岩体,应调整不同位置处钻孔间距、钻孔数量,保证复合注浆质量。根据浆液渗透特征,在进行钻孔布置时,钻孔的设计可以遵循“横向密集,竖向稀疏”的原则,即在重力作用下,浆液横向扩散范围小,钻孔应密集布置,浆液竖向扩散范围大,钻孔应稀疏布置。并且应当适当上移注浆管末端,使浆液能够正确有效渗透至设计区域,如
图24所示。
(4)在加固注浆阶段,由于速凝型聚氨酯-水玻璃浆液黏度增长迅速,注浆应采用后退式注浆方式。钻杆一次性深钻入孔底,每循环注浆设计范围不宜过大,使浆液尽可能有效渗透,避免了常规注浆方法中浆液大量外渗,减少浆液浪费。待当前区域注浆压力突增后立即后退注浆管,继续进行注浆,循环往复,直至限定区域内注浆完成。由于现场情况多变,注浆过程中易出现浆液堵塞注浆泵管路,造成浆液混合不均匀,注浆效果大打折扣,应时刻观察两种组分浆液的泵送量,保证1∶1混合。一旦泵送量出现异常应立即停止注浆,清洗注浆泵管道,排查故障,管路畅通后继续注浆,避免出现机械损坏,保证注浆质量。
(5)根据聚氨酯-水玻璃浆液在富水碎裂带复合注浆的试验效果可推断,该复合注浆方法在海底隧道穿越断层破碎带、隧道穿越泥沙型溶洞、深井软岩巷道及金属矿深竖井穿越富水断裂带等相似工况中,能取得良好的堵水与加固效果。
5 结论
(1)发泡型聚氨酯-水玻璃注浆压力基本与环境中水头压力相等,所需注浆压力水平较低。此外,发泡型聚氨酯-水玻璃渗透扩散受动水影响较小,能有效充填孔隙,使孔隙不再连通,从而可以将流动水变为静止水,并阻隔压力传导。即发泡型聚氨酯-水玻璃在动水条件下的富水碎裂岩体中,可改善加固注浆环境,其可注性、扩散性和封堵性能优异。
(2)发泡型聚氨酯-水玻璃具有体积快速膨胀的特性,与被注入介质共同形成一道堵水屏障,可限制加固注浆渗透范围。加固型聚氨酯-水玻璃在静水条件下可渗入发泡注浆体孔隙,减小注浆体孔隙率与渗透率,且黏度增长较快。即复合注浆渗透扩散范围可控,减少浆液浪费;加固注浆在静水条件下可有效渗透被注介质裂隙与发泡注浆体孔隙,提高注浆质量。
(3)模型试验与数值模拟结果规律一致,但发泡注浆最终的发泡注浆范围小于试验中的发泡浆液范围。这是由于目前未能模拟浆液发泡过程,实现发泡造成的体积膨胀;但浆液的整体渗流趋势与复合注浆试验中发泡注浆过程相似,浆液扩散的模拟结果与试验结果相近,数值计算所得浆液渗流规律可作为指导现场施工的依据。
(4)对发泡型与加固型聚氨酯-水玻璃在深部富水碎裂岩体复合注浆设计及施工中可能存在的问题提出了建议:复合注浆应按照先发泡注浆,后加固注浆的顺序施工;发泡注浆终止标准应依据注浆量来确定,加固注浆终止标准应依据注浆压力突增现象来确定;在复合注浆施工设计中,钻孔的设计可以遵循“横向密集,竖向稀疏”的原则,适当上移注浆管末端;在加固注浆阶段,应采用后退式注浆方式。
(5)聚氨酯-水玻璃在富水碎裂带中复合注浆表现出显著的堵水加固效果,该方法具有良好的工程适应性与扩展潜力,可推广应用于海底隧道穿越断层破碎带、隧道穿越泥沙型溶洞、深井软岩巷道及金属矿深竖井穿越富水断裂带等相似工程地质条件,为相关复杂地层注浆治理提供有效的技术方案。
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