陸凱君，石錦江，方治綱，錢勇進，王 璐

（1.河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210098；2.河海大學土木與交通學院，南京 210098；3.濟南軌道交通集團有限公司，濟南 250101；4.中鐵三局集團第五工程有限公司，山西晉中 030600）

隨著我國地下空間開發(fā)不斷進行，越來越多的城市地鐵隧道、穿江跨海隧道采用盾構技術進行施工［1］.盾構隧道建設的主要特點是在地下施工時最大限度地降低地面的沉降變形，而壁后注漿是對圍巖變形及地表的沉降控制最重要的手段.常用的壁后注漿體主要分為單液漿和雙液漿，其中單液漿在國內盾構隧道建設中使用最為廣泛［2］，雙液漿在巷道及隧道二次補漿過程中應用較多［3-4］.國內外學者對不同盾構隧道壁后注漿材料適應性進行研究，鄒翀［5］對不同地層條件、地下水情況下注漿材料的工程性質進行研究，認為漿液配比應根據(jù)實際情況隨時進行調整；朱東元等［6］研究漿液配比對滲透性影響，發(fā)現(xiàn)漿液中細顆粒含量是影響滲透性大小關鍵因素.

在壁后注漿材料力學性質方面，一些學者開展了相關研究.Bezuijen等［7］利用自制固結試驗裝置研究壁后注漿的固結排水過程，發(fā)現(xiàn)固結顯著地提高漿液的強度；韓月旺等［8］利用自制固結儀對壁后注漿體孔壓消散特性進行研究，發(fā)現(xiàn)漿液性質及地層條件對漿液消散速率有很大的影響；王睿等［9］基于南京緯三路過江通道工程，對新拌的漿液進行固結不排水剪試驗，研究漿液早期固結及強度特性，發(fā)現(xiàn)水泥含量顯著影響漿液的早期強度.

在改性漿液及土體后力學特性變化方面，劉鑫等［10］在淤泥質土中摻入水泥砂漿固化后開展三軸試驗，確定了水泥砂漿固化淤泥質土的最優(yōu)摻砂量；王海龍等［11］在寒區(qū)開展了水泥砂漿固化土的三軸試驗，分析摻砂量對固化土抗剪強度的影響；范惜輝等［12］采用早強水泥對淤泥固化后強度特性進行研究，分析了早強水泥固化淤泥的強度變化規(guī)律；徐超［13］針對單液硬性漿凝結時間長的問題，提出添加少量水玻璃促進漿液膠結作用，開展改性漿液的流動性及凝結時間等試驗，發(fā)現(xiàn)添加少量水玻璃可以大幅提高單液漿的凝結時間，而漿液強度隨齡期如何變化未進行深入研究；郭棋武等［14］使用氯化鋁改良雙液漿后提高了漿體抗壓強度、減緩凝結時間等特性.

上述研究主要討論壁后注漿材料的強度、固結特性及流動性等早期力學特性變化，分析水泥、砂等摻量對改性材料力學性質的影響，但對壁后注漿材料改性后抗剪強度的研究較少.對水玻璃與氯化鋁混合材料對壁后注漿體抗剪強度的影響規(guī)律尚不清楚，本文基于該問題對4組漿液開展三軸試驗，研究不同齡期下改性漿液的抗剪強度變化規(guī)律，為盾構隧道工程單液漿改性材料的選擇提供了一定的參考.

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料主要包括水泥、粉煤灰、砂、膨潤土、水、減水劑、水玻璃及氯化鋁溶液.原壁后注漿配比如表1所示，其中水泥為安徽海螺水泥股份有限公司生產(chǎn)的海螺牌P.O 42.5水泥，粉煤灰為南京下關電廠Ⅲ級粉煤灰，膨潤土為南京湯山鈣基膨潤土，砂采用河砂經(jīng)過1 mm土工篩后余下部分.

表1 濟南地鐵某工程壁后注漿配比Tab.1 Original mixing proportion of backfill grouting

試驗中采用的水玻璃為南京某公司生產(chǎn)的商品水玻璃，模數(shù)為2.5，波美度為35.氯化鋁為國藥集團生產(chǎn)的分析純99%的無水氯化鋁，使用時配制成1 mol/L的溶液.

1.2 試驗方法

1.2.1 制樣

試驗中先按表1配制原始壁后注漿漿液，再按表2加入一定體積比的氯化鋁與水玻璃溶液［14］，并攪拌均勻.漿液配制完后倒入直徑39.1 mm、高度80 mm的圓柱體試模中，振實并排除氣泡后，靜置24 h脫模，在恒溫恒濕標準養(yǎng)護箱（溫度20℃±2℃，濕度＞95%）中進行養(yǎng)護到對應的齡期，養(yǎng)護齡期分別為1、3、7、14、28 d.

表2 改性漿液配比（體積分數(shù)）Tab.2 Mixing proportion of modified grout（volume fraction）

1.2.2 三軸剪切試驗

三軸剪切試驗采用南京土壤儀器廠制造生產(chǎn)的LSY30-1型應力應變控制式三軸儀，如圖1所示.王睿等［9］的研究發(fā)現(xiàn)，硬性漿的固結在漿液注入1 d內幾乎完成，因此對不同齡期的漿液按《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—1999）進行不固結不排水剪試驗，剪切速率設為0.08 mm/min，各試樣分別在100、200、400 kPa圍壓進行試驗.

圖1 應力應變控制式三軸儀Fig.1 Stress-strain controlled triaxial apparatus

2 試驗結果與分析

2.1 養(yǎng)護齡期對峰值強度的影響

對4組漿液在不同齡期下進行不固結不排水剪試驗，得出4種漿液的應力應變關系.以漿液A和B3為例，如圖2所示，圖2（a），圖2（c）分別為漿液A在7 d、28 d齡期的應力應變關系圖.在三種圍壓作用下，漿液試樣的應力應變關系一開始呈現(xiàn)應變硬化的特征，隨著應變的增加，偏應力達到峰值，此時的應力為最大偏應力或峰值強度.隨著應變繼續(xù)增加，應力逐漸減小，此時漿液呈現(xiàn)應變軟化的特征，最終趨于一定值.圖2（b）、圖2（d）分別為漿液B3在7 d、28 d齡期的應力應變關系，其與漿液A具有相同的變化特征，其他兩種漿液均呈現(xiàn)相同的變化特征.

圖2 不同圍壓下偏應力隨軸向應變規(guī)律Fig.2 Regularities of deviatoric stress with axial strain under different confining pressures

隨著應變的不斷增加，不同漿液在不同圍壓下達到最大偏應力時發(fā)生的軸向應變具有一定的差異.漿液A養(yǎng)護7 d后400 kPa圍壓下達到最大偏應力產(chǎn)生的應變最大，最大應變?yōu)?.9%，隨著養(yǎng)護時間的增加，達到最大偏應力產(chǎn)生的應變逐漸減小.養(yǎng)護28 d產(chǎn)生最大偏應力對應的應變?yōu)?.5%，漿液A發(fā)生剪切破壞時應變較小，均在4%范圍內.

漿液B3養(yǎng)護7 d后在400 kPa圍壓下達到最大偏應力產(chǎn)生的應變最大為5.3%，隨著養(yǎng)護時間的增加，達到最大偏應力時的應變逐漸減小.28 d齡期產(chǎn)生最大偏應力時的應變?yōu)?.0%，漿液B3在早期剪切破壞時應變較大，隨著養(yǎng)護齡期的增加，剪切破壞時發(fā)生的應變逐漸減小，其他兩組改性漿液中也表現(xiàn)出相同的特征.

對同一圍壓下漿液峰值強度隨著養(yǎng)護齡期的變化進行分析，得到100 kPa圍壓下4組漿液在不同養(yǎng)護齡期的峰值強度變化曲線（圖3）.隨著養(yǎng)護齡期的增加，原漿液的峰值強度呈兩段式增加，1 d至7 d齡期范圍內峰值強度快速增加，增加速率最快；7 d至28 d范圍內峰值強度增加速率變慢.而改性漿液峰值強度的增加速率較一致，并且在齡期大于7 d時，改性漿液的峰值強度逐漸超過原漿液，100 kPa圍壓下，28 d改性漿液峰值強度達4160 kPa，而原漿液為3230 kPa，強度提高至原來的1.3倍.

圖3 峰值強度隨著齡期變化規(guī)律Fig.3 Variation of peak strength with different ages

2.2 圍壓對峰值強度影響

不同圍壓下漿液剪切過程中峰值強度有一定的差異，對4組漿液在不同齡期不同圍壓與最大偏應力關系進行整理，如圖4所示，以7 d、28 d養(yǎng)護齡期峰值強度變化進行分析.

從圖4中可知，4組漿液峰值強度隨著圍壓增加均呈現(xiàn)增加的趨勢，但原漿液和改性漿液峰值強度的增加速率具有一定的差異.7 d齡期下，隨著圍壓的增加，改性漿液峰值強度增長速率較大，但原漿液在100、200 kPa圍壓下的峰值強度較高，隨著圍壓增加至400 kPa，改性漿液的峰值強度逐漸大于原漿液，見圖4（a）.而在28 d養(yǎng)護齡期下，4組漿液的峰值強度均有所提高，不同圍壓下的三組改性漿液的峰值強度均大于原漿液，見圖4（b）.隨著圍壓的增加，改性漿液更快地達到峰值強度，長期峰值強度更高.

圖4 不同圍壓下峰值強度變化規(guī)律Fig.4 Variation of peak strength under different confining pressures

2.3 齡期對抗剪強度指標影響

對漿液抗剪強度的變化規(guī)律進行分析，并基于不同圍壓下漿液的峰值強度繪制漿液的總應力包線圖，計算出4組漿液抗剪強度指標，即黏聚力c和內摩擦角φ，抗剪強度指標隨齡期變化如圖5所示.圖5（a）為漿液的黏聚力隨齡期的變化曲線，可以看出隨著養(yǎng)護齡期的增加原漿液的黏聚力不斷增大，在7 d齡期快速增大到364 kPa后變緩，至28 d齡期時增大到436 kPa.而改性漿液7 d養(yǎng)護齡期內黏聚力的增大速率較慢，但超過7 d齡期后，黏聚力快速增加，漿液B3在28 d時黏聚力最大達到1330 kPa，是原漿液黏聚力的3倍，即漿液改性后大幅增加了7 d齡期后的黏聚力.

圖5（b）為漿液的內摩擦角隨養(yǎng)護齡期的變化曲線，隨著養(yǎng)護時間的增加，原漿液的內摩擦角不斷增大，由1 d時的34°增大到28 d的52°.而改性漿液的內摩擦角隨著養(yǎng)護齡期的增加變化不明顯，在40°～50°范圍內不斷變化，即漿液改性后內摩擦角未出現(xiàn)大幅變化.

圖5 漿液剪切強度參數(shù)隨齡期變化規(guī)律Fig.5 Variation of grout shear strength parameters with different ages

2.4 氯化鋁添加量對抗剪強度指標影響

三種改性漿液抗剪強度指標的變化有明顯的差異，分析抗剪強度指標隨氯化鋁添加量變化，如圖6所示.圖6（a）為不同齡期的改性漿液黏聚力隨著氯化鋁添加量的變化，可以看出，當改性漿液在7 d齡期內時，氯化鋁添加量幾乎對黏聚力不產(chǎn)生影響；但當齡期達14 d，隨著氯化鋁添加量的增加改性漿液的黏聚力逐漸增大；當養(yǎng)護齡期達到28 d時，黏聚力由876 kPa增加至1330 kPa.

圖6（b）為不同齡期的改性漿液內摩擦角隨著氯化鋁添加量的變化情況，隨著添加量的增加，改性漿液內摩擦角變化較小，變化范圍在10°以內.當改性漿液在7 d養(yǎng)護齡期內時，內摩擦角略微增加；當養(yǎng)護齡期繼續(xù)增加，內摩擦角略微減小，因此氯化鋁添加量對漿液的內摩擦角的影響較小.

圖6 漿液抗剪強度參數(shù)隨氯化鋁添加量變化規(guī)律Fig.6 Variation of grout shear strength parameters with the addition amounts of aluminum chloride

3 討論

水泥在水化反應過程中生成氫氧化鈣和水合硅酸鈣凝膠體（C—S—H），使得漿體的強度不斷提高，反應方程如式（1）、式（2）所示.水玻璃與水泥水解生成的氫氧化鈣反應生成了水合硅酸鈣，進而打破了水泥的水解平衡，加速了反應過程，同時生成大量的水合硅酸鈣凝膠體，快速增加漿體的強度，反應方程如式（3）所示.

當氯化鋁與水玻璃混合后加入原漿液時，氯化鋁先與水玻璃反應，形成氯化鈉、氫氧化鋁和硅酸，反應方程如式（4）所示，使得水玻璃延緩了與氫氧化鈣反應過程，減弱了水泥水化反應速率，漿液強度增加變慢.以100 kPa圍壓下不同漿液峰值強度為例（圖3），由于氯化鋁對水泥水化的延緩作用，7 d養(yǎng)護齡期內改性漿液峰值強度較低.

從抗剪強度指標的變化規(guī)律可以看出，隨著養(yǎng)護齡期的不斷增加，原漿液及改性漿液的早期（7 d內）強度通過黏聚力及內摩擦角的增加來實現(xiàn)；但是當養(yǎng)護齡期大于7 d時，原漿液強度增加速率放緩，強度增加主要依賴試樣內摩擦角的增大，而改性漿液強度仍按一定速率增加，其強度的增加則主要通過黏聚力的不斷增加.結合李婷等［15］研究，由于氯化鋁與水玻璃發(fā)生反應過程中產(chǎn)生了Al（OH）3和Si（OH）4，兩者進一步反應生成了鋁硅酸鹽膠結物質，黏附在砂土或其他細顆粒表面，逐漸提高試樣的黏聚力.因此氯化鋁添加量變化主要對漿液黏聚力產(chǎn)生影響，對內摩擦角的影響較小.隨著水泥水化反應及氯化鋁與水玻璃反應產(chǎn)生膠結物，黏聚力的增加對改性漿液后期強度的增加起到關鍵作用.本文中氯化鋁添加量變化范圍較小，未深入討論水玻璃及氯化鋁對漿液中粉煤灰及膨潤土的反應及對強度影響.后續(xù)將進一步開展改性材料對漿液各成分作用機理，重點對改性漿液長期的強度指標及耐久性進行研究.

4 結論

1）壁后注漿體的應力應變關系呈應變軟化型，隨著應變的增加，剪切強度達到一定值后逐漸減小.隨著養(yǎng)護齡期的增加，峰值強度逐漸增加.

2）氯化鋁的添加延緩了漿液7 d強度的增長，但漿液的28 d強度增大，最大增至原漿液的1.3倍.

3）改性漿液28 d齡期黏聚力最大1330 kPa，內摩擦角最大達45°；原漿液28 d齡期內摩擦角最大達52°.原漿液及改性漿液早期強度的提高均通過黏聚力及內摩擦角的增大來實現(xiàn)；原漿液28 d強度主要依賴內摩擦角的增大而增大，而改性漿液則通過黏聚力的增大而增大.

4）氯化鋁與水玻璃反應產(chǎn)生的膠結物黏附與砂顆粒表面是改性漿液黏聚力增加的主要原因，后續(xù)將深入開展改性材料對漿液各組分影響機理研究.