• 検索結果がありません。

Pre-excavation Grouting to Prevent Water Inflow of Jointed Rock in Underground Construction

N/A
N/A
Protected

Academic year: 2021

シェア "Pre-excavation Grouting to Prevent Water Inflow of Jointed Rock in Underground Construction"

Copied!
7
0
0

読み込み中.... (全文を見る)

全文

(1)

文章编号:0258-2724(2019)01-0048-07 DOI: 10.3969/j.issn.0258-2724.20170551

地下工程裂隙型涌水超前注浆治理方法

刘人太 ,郑 卓 ,李术才 ,张庆松

(山东大学岩土与结构工程研究中心,山东 济南 250061) 摘 要:针对地下工程裂隙型涌水超前注浆问题,通过钻探获取裂隙频率信息,并采用分段压水试验的方法,对围 岩的渗透系数进行了测定;采用数理统计方法对所测数据进行分析,获得其统计规律;借助于涌水量计算理论,依 据设计时确定的涌水量容许值,计算得到了所需封堵裂隙宽度的最小值,为注浆材料的选择提供依据;根据所选 注浆材料分析了浆液扩散规律并确定了注浆方法与注浆参数;采用流动维度理论对注浆过程中 PQT 曲线进行了 分析,并通过开挖检验对注浆封堵效果进行了评估. 研究结果表明:拱顶与侧壁无明显渗水,涌水量小于 0.01 m3/h, 达到了渗漏水控制标准以及注浆封堵的目标;实际开挖后的涌水量比预测值低 50%,误差在合理范围内. 关键词:裂隙岩体;注浆工程;浆液扩散;封堵机理 中图分类号:TU45 文献标志码:A

Pre-excavation Grouting to Prevent Water Inflow of

Jointed Rock in Underground Construction

LIU Rentai, ZHENG Zhuo, LI Shucai, ZHANG Qingsong

(Geotechnical and Structural Engineering Research Center,Shandong University,Jinan 250061,China)

Abstract: Fracture frequency information was acquired by drilling for pre-excavation grouting for underground

construction fracture water inflow. The permeability coefficient of the surrounding rock mass was measured by pump-in tests on each section. The measured data were analysed by employing statistical methods to determine their statistical rules. According to the water inflow calculation theory,in combination with the designed water inflow control criterion,the minimum value for the fracture width to be sealed was calculated,which provides a criterion for the selection of grouting materials. According to this,the spreading rule was analysed,and grouting methods and parameters were determined. The flow dimension theory was used to analyse the pressure-quantity-time curves during grouting. After grouting,the sealing efficiency was evaluated by excavation. The results show that obvious water seepage existed in the vault and side walls, which reached requirement on seepage water control criterion of no more than 0.01 m3/h. The actual water inflow was 50% lower than the predicted value,

which was within the acceptable range.

Key words: jointed rock; grouting project; grouting diffusion; sealing mechanis

裂隙型涌水是地下工程建设中常见的工程灾 害,常采用注浆方法对其进行治理. 近年来,学者们 针对裂隙注浆问题开展了大量理论研究及工程实践 工作[1-4]:(1) 理论方面,许多学者就裂隙中的浆液扩 散规律展开研究. 基于“单一平板裂隙”模型进行 了公式推导,依据不同浆液的性质,得到了一系列平 板裂隙浆液扩散方程. 但是,在复杂裂隙网络浆液扩 散方面的研究较为匮乏. (2) 工程实践方面,伴随着 收稿日期:2017-07-12 修回日期:2017-09-21 网络首发日期:2018-07-29 基金项目:国家自然科学基金面上资助项目(51779133);国家重点研发计划课题(2016YFC0801604);国家自然科学基金联合基金资助项 目(U1706223) 作者简介:刘人太(1984—),男,副教授,博士,研究方向为地下工程水害预报及治理,E-mail:rentailiu@163.com 引文格式:刘人太,郑卓,李术才,等. 地下工程裂隙型涌水超前注浆治理方法[J]. 西南交通大学学报,2019,54(1): 48-54.

LIU Rentai, ZHENG Zhuo, LI Shucai, et al. Pre-excavation grouting to prevent water inflow of jointed rock in underground construction[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2019, 54(1): 48-54.

(2)

我国众多地下工程建设,在注浆材料选取、注浆工艺 选择等方面,取得了一系列的宝贵经验. 但仍需要开 展更深入的研究工作,以及更强有力的理论支撑来 指导实践. 由于岩体中的裂隙网络十分复杂,存在空间不 均一性,同时存在许多尺寸微小的裂隙,可注性差, 导致裂隙涌水治理难度较大[5-8]. 而在注浆过程中,裂 隙形态及展布情况对浆液扩散具有显著影响. 在对 隧道进行超前注浆时,由于掌子面前方围岩中裂隙 网络的空间分布难以全部查明,并且对裂隙中浆液 流动规律认识不足,导致注浆材料、注浆方法的选择 缺乏依据,影响了注浆设计与注浆施工过程中的正 确决断[9-10]. 同时,对超前注浆的堵水加固效果缺乏 有效预测方法,盲目地开挖可能会诱发工程事故[11]. 鉴于以上原因,本文依托于现场试验,尝试运用 了裂隙岩体注浆的一系列新理论与新方法;通过钻 探获取裂隙频率与渗透系数的信息,并采用统计方 法获得其分布规律;借助于涌水量计算理论,结合渗 漏水控制标准,建立了注浆材料的选择依据;根据所 选注浆材料分析了浆液扩散规律并确定了注浆方法 与注浆参数. 采用流动维度理论对注浆过程中 PQT 曲线进行了分析. 注浆结束后,通过变差函数及克里 格法对注浆封堵效果进行了评估,分析并揭示了裂 隙岩体注浆封堵机理.

1 工程概况

济南钢城矿业有限公司张马屯铁矿位于济南市 东郊张马屯村附近,为接触交代矽卡岩型铁矿床,是 济南铁矿区中重要矿床. 山东大学针对其开展了多 个注浆堵水工程,取得了良好成效,矿床于 2012 年 2月 29 日正式投入生产. 其中,Ⅱ矿体及与成矿有 关的灰岩大致成俘虏体状态插入闪长岩体内,矿体 埋藏浅,上部为第四纪表土及风化闪长岩,下部与大 范围灰岩相连,其中第四纪表土层厚度 30~40 m, 含水丰富,风化闪长岩厚度约 10 m. 矿体顶部围岩 风化严重,稳固性差,矿体下部灰岩裂隙较发育,矿 体开采受地表水及矿体灰岩水威胁. 为保障矿床安 全开采,应针对矿床上部及下部围岩开展地下水防 治工作,形成矿体上部及下部隔水层,保障围岩稳定 性及阻水性,达到对矿体内井巷及采矿工程的有效 防护,实现矿床安全开采. 在本文的研究中,针对一 掘进过程中渗漏水较大的运输巷道,应用本文中的 注浆理论与方法开展现场试验,对地下水实施超前 注浆封堵,并根据开挖后封堵效果,对其有效性进行 评判.

2 裂隙渗透系数及隙宽数理统计

裂隙岩体注浆是一个浆液与围岩相互作用的过 程,裂隙的展布规律对浆液扩散具有重大影响. 因此 在注浆施工前,应尽量探明围岩中裂隙频率、渗透系 数、隙宽等地质信息,为注浆材料与注浆方法的选择 提供依据. 基于此,本次现场试验首先开展了围岩钻 孔探查工作,根据所获得的地质信息计算得出了裂 隙渗透系数及隙宽统计规律. 2.1 地质信息钻孔探查及现场压水试验 本次现场试验段长为 30 m. 试验首先通过地质 信息钻孔探查的方法获取了围岩内裂隙分布以及渗 透性信息. 采用钻孔取芯以及钻孔电视分析方法,获 取了钻孔所揭露的裂隙信息,以 1 m 为分段间隔,对 每个段长内所包含的裂隙数量进行了统计,结果如 图 1所示. 10 0 20 30 0 5 10 15 20 25 30 35 裂隙数量 /个 隧道沿线长度/m 图 1 裂隙频率分布 Fig. 1 Fracture frequency distribution

通过分段压水试验的方法,对围岩的渗透系数 进行了测定. 在压水试验过程中,针对裂隙岩体的渗 透性采取了各向同性的假设,认为压入岩体裂隙中 的水流均沿径向流动. 当压入的水流达到稳定状态 后,记录观测孔内的孔隙水压力和压水孔内的水压 力,从而计算出岩体的渗透系数. 试验获得了隧道沿 线各段长内的渗透系数变化情况,其结果如图 2 所示. 然而,仅仅获取渗透系数尚不足以对注浆设计 形成有效的指导,还需要设法查明裂隙宽度的分布 情况. 对于某一特定的隙宽而言,不同类型的浆液其 渗透能力有所不同. 对于颗粒型浆液来说,当浆液中 颗粒粒径与隙宽相差不大时,会受到滤过作用影响, 而当粒径大于隙宽时,浆液将无法注入.

(3)

1×10−9 1×10−8 1×10−7 1×10−6 1×10−5 1×10−4 10 0 20 30 渗透系数 /( m· s −1) 隧道沿线长度/m 图 2 渗透系数分布 Fig. 2 Permeability distribution

裂隙宽度的获取可采用水力学方法,用岩体渗 透系数计算裂隙宽度. 由于渗透系数由裂隙宽度、间 距、裂隙组数、裂隙内的填充物、连通状况、裂隙面 的粗糙度等众多因素共同决定,是一个多元函数,因 此计算得到的裂隙宽度往往具有多解性. 本文中采 用立方定律计算等效隙宽作为近似代替,其表达 式为 b= 3 √ T12µw ρwg , (1) 式中:b 为计算的等效隙宽;T 为渗透系数;μw为水 的动力粘度;ρw为水的密度. 2.2 基于现场试验的裂隙渗透性统计分布 本次现场试验通过超前钻探与压水试验的方法 获取了试验段内各段长的裂隙数量以及渗透性信 息. 由于在压水试验过程中,较小隙宽裂隙的渗透性 会被隙宽较大的裂隙所掩盖,导致所测得的渗透性 与实际有较大出入. 考虑到以上限制,本文借助统计 学方法,根据现场试验中所测得的裂隙样本,分析得 到其统计规律,从而获取岩体裂隙网络中隙宽与渗 透性的整体信息. 假定钻孔揭露的裂隙组是由相互平行的裂隙构 成,裂隙之间相互隔离,此时地下水在裂隙中的流动 是二维流动. 因此,裂隙岩体总的渗透系数应为各裂 隙的渗透系数之和. 根据 Gustafson 等学者的研究理 论,若裂隙网络中有少数较大的裂隙以及许多微小 裂隙时,则裂隙渗透系数近似服从于帕雷托分布,可 运用数理统计方法计算其分布规律[12]. 若用 P(Tn来表示所有裂隙中渗透系数小于 Tn的概率,则各裂 隙渗透系数与其在所有裂隙中所占的比例可以表示为 1− P(Tn)= (Tmax/Tn) k N+ 1 , (2) 式中:Tn是总数为 N 的裂隙样本中按大小排序为 n 的裂隙渗透系数;Tmax为最大裂隙的渗透系数. 将式(2)两边取对数,得到 lg [1− P(Tn)]= lg[Tk max/(N + 1) ] − klg Tn. (3) 因此,若渗透系数符合帕雷托分布,则在对数坐 标中分布曲线将是一条直线,其中 k 为直线的斜率. 获得样本后,可根据最小二乘法拟合出直线方程并 得到相应的 k 值. 通过立方定律,可进一步对隙宽的分布进行计 算. 将立方定律做以下变形: b= 3 √ T12µw ρwg = CT1/3, (4) 其中,C 可近似认为是常数,则 br= C ( Tmax/r1/k)1/3= CTmax1/3/ ( r1/k)1/3, (5) 即 br= bmax/r 1/(3k), (6) 式中:br为裂隙样本中按隙宽大小排序为 r 的裂隙 宽度;bmax为裂隙样本中的最大隙宽. 因此,等效隙宽服从参数为 3k 的帕雷托分布. 基于以上分析,可以通过数理统计的方法,对本 次现场试验所获取的裂隙隙宽以及渗透系数等信息 进行计算分析,从而获得裂隙等效隙宽的统计分布 规律. 首先,依照帕雷托分布函数对本次现场试验中 各段长的渗透系数进行拟合,计算结果如图 3所示. 由图 3可见,在 10–9~10–4 m/s的范围内,渗透系数 分布函数在对数坐标中近似呈一条直线,通过最小 二乘法进行回归分析,计算得到直线斜率为 – 0.248, 即 k = 0.248,其相关系数为 0.89. 将其代入式(6), 可进一步得到等效隙宽的分布函数,计算结果如 图 4所示,图中,P(br)为 b < br时的概率. 1×10−9 1×10−8 1×10−7 1×10−6 1×10−5 1×10−4 0.01 0.10 1.00 1 − P ( Tn ) 渗透系数/(m·s−1) 图 3 渗透系数拟合曲线 Fig. 3 Permeability fitted curve

(4)

0.01 0.10 1.00 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 br/mm P ( br ) 图 4 基于现场试验的等效隙宽统计分布 Fig. 4 Calculated hydraulic aperture based

on the results of field test

3 注浆治理前后涌水量预测方法

获得围岩裂隙频率及渗透系数分布之后,即可 对涌水量进行预测. 涌水量预测可采用 Hawkins[13] 提出的公式计算,如式(7). q= 2πTtot(H/L) ln (2H/e1)+ ( Ttot/Tgr− 1 ) ln (1+ e2/e1)+ ξ , (7) 式中:q 为注浆治理后单位长度涌水量;Ttot为治理 区域内裂隙渗透系数总和,可按式(8)计算;H 为地 下水头高度;L 为治理区域长度;rt为当量半径; Tgr为对隙宽大于最小封堵隙宽 bmin的裂隙封堵后 裂隙渗透系数总和;e1为隧道的主量半径;e2为注浆 加固圈厚度;ξ 为经验系数. Ttot= Tmax ( 1 11/k+ 1 21/k+ 1 31/k+ ··· + 1 N1/k ) = TmaxS(k, N), (8) 使用式(7)相应的假设:认为岩体裂隙内地下水 流动为二维平面流,并且为稳态流动,H 不随时间变 化. 当对其他各参数赋值后,该式可反映出隧道内涌 水量与注浆治理后围岩的渗透系数的定量关系. 该 式有两方面的用途:依据设计时确定的涌水量容许 值,可以计算出相应的 Tgr,再根据立方定律反算需 要封堵的裂隙宽度的最小值,为注浆材料的选择提 供依据;当选定了注浆材料与注浆方法后,就可以确 定出所封堵的最小隙宽,再根据式(7)计算出注浆治 理后的涌水量,对治理效果做出预判. 通过式(7)可 以看到,治理后的涌水量不仅与最小封堵隙宽有关, 同时也与参数 ξ 有关,然而对于较小的等效隙宽, ξ的变化对涌水量的影响可以忽略.

4 注浆材料优选

由于试验段存在较多的微小裂隙,因此选择超 细水泥作为主要注浆材料. 在对浆液性能进行测试 时,重考虑浆液可注性,满足设计涌水量对注浆治理 的要求. 对于浆液可注性而言,其关键的两个材料参 数为临界隙宽 bcrit和最小封堵隙宽 bmin[14]. 当裂隙宽 度大于 bcrit时,浆液在裂隙内的流动主要受浆液自 身粘度所控制,而不受裂隙的影响. 当裂隙宽度处 于 bcrit和 bmin之间时,浆液在裂隙内流动将受其滤 过作用影响,浆液颗粒不断淤积,导致浆液浓度变 化,最终扩散距离减小. 当裂隙宽度小于 bmin时,浆 液无法注入裂隙. 鉴于此,开展室内试验,对浆液理 化性质进行测定. 采用比表面积为 8 200 cm2/g的超 细水泥,共测试了 3 种具有不同水灰比的浆液,其主 要性能如表 1所示,表中,t 为时间. 表 1 试验测定的不同浆液的物理力学性能

Tab. 1 Tested physical and mechanical properties of different grout

参数 超细水泥浆液

A B C

水灰比 2.0 1.5 1.0

屈服应力/Pa 0.31 exp(t/2 500) 1.01 exp(t/2 500) 1.60 exp(t/2 500)

浆液粘度/(Pa•s) 0.068 exp(t/2 500) 0.037 exp(t/2 500) 0.022 exp(t/2 500)

浆液密度/(kg•m–3) 1 270 1 360 1 510 bmin/µm 40 44 50 bcrit/µm 66 + t/312 72 + t/312 80 + t/312 运用式(8)计算不同 bmin对应的注浆后涌水量 预测值,其中 ξ 分别取 3、5、10 不同的数值,所得曲 线如图 5所示. 可以发现,当 bmin较小时,ξ 对涌水 量预测值的影响可以忽略. 同时可以看到,若注浆材 料选择普通水泥浆液,则封堵后的单位长度涌水量 在 5 m3以上,因此必须采用超细水泥浆液进行封堵. 对于表 1中的 3 种浆液,计算得到的涌水量分别为 0.011、0.016、0.020 m3/h. 为保证浆液凝结固化的能

(5)

力以及凝固后有足够的强度,浆液的水灰比不宜太 高,因此选定浆液 C 作为注浆材料. 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 ζ = 3 ζ = 5 ζ = 10 q /( m 3· h −1) bmin/mm 图 5 预测涌水量随最小封堵隙宽的变化曲线 Fig. 5 Variation of predicted inflow according to

different smallest sealed fracture

5 浆液扩散距离的确定

注浆过程中浆液运移时空变化规律与极限扩散 半径的确定对注浆设计有很大的影响. 许多学者提 出了浆液扩散的数学模型,并得到了浆液扩散方程. 然而这些结论往往基于不同程度上的简化,在指导 注浆设计时与实际有较大出入. 实际工程中,扩散半 径的选择往往凭借工程师的经验人为确定. 对于水 泥浆液,在土体注浆时,受注介质对浆液扩散具有显 著的滤过作用,二者相互作用的力学机制十分复杂. 裂隙岩体注浆时,当裂隙宽度大于 bcrit时,裂隙对浆 液的滤过效应便可忽略不计,浆液扩散距离主要与 注浆压力与地下水压力以及浆液的屈服强度有关. Gustafson等[15]给出了水泥浆液在裂隙中的极限扩 散距离 Imax与裂隙宽度的函数关系为 Imax= ( ∆p 2 τ0 ) b, (9) 式中:Δp 为注浆孔压力与地下水静压力的差;τ0是 浆液的屈服强度. 根据 Gustafson 等的理论,浆液达到 Imax需要经 过无限长的时间. 因此定义特征时间 t0= 6µg∆p/τ20, (10) 以及相关时间 tD= t/t0, (11) 式中:μg为水泥浆液的粘度. 而相关距离 ID仅为 tD的函数,具体函数形式则 需根据不同的注浆材料性质来确定,而实际扩散距 离可表示为 I= IDImax. (12) 因此,根据 ID与 tD的关系,可求得任一注浆时 间所对应的浆液扩散距离.

6 注浆设计与施工

本次现场试验采用了 Butrón 等[9]提出的注浆设 计流程,如图 6所示. 前期调查: (1)钻孔探查 (2)压水试验 (3)裂隙网络图 裂隙渗透率 统计分布: Tmax, k, N 隙宽统计分布: bmax, 3k, N 涌水量计算: H, e1, e2, q 注浆材料: (1)材料类型 (2)浆液流变性 浆液扩散距离: Imax, I, 注浆孔间距 图 6 注浆设计流程 Fig. 6 Grouting design diagram

沿掌子面周线布置注浆孔 50 个. 依据第 5 节的 浆液扩散距离式(9)~(12),对于大多数裂隙,当注 浆压力为 2 MPa 且注浆时间达到 30 min 时,浆液扩 散距离均在 2 m 以上. 故第 1 循环中单孔注浆时间 拟定为 30 min. 注浆终压控制在 4 MPa 以内. 设计 终孔间距为 3 m,保证终孔处浆液扩散具有较大的 重合范围,注浆后形成严密的隔水帷幕,注浆加固范 围内不存在注浆盲区,钻孔布置平面与剖面如图 7 所示. 第 1 循环结束后,对注浆孔进行复钻,通过压 水试验测定其渗透性,然后进行第 2 循环注浆. 注浆过程中,对注浆压力、注浆量进行实时监 测,得到其 PQT 曲线. PQT 曲线反映了围岩对浆液 的阻力以及对浆液流速的影响. 根据 Gustafson 等学 者的研究[8],浆液在裂隙中流动维度不同,所受阻力 以及浆液流速也不相同,流动维度越大,裂隙的导水 能力越强. Gustafson 等提出了注浆过程中浆液流动 维度为 W=Qt V , (13) V 式中:Q、 分别为注浆量和注浆速度. W∈ [0.45, 1] 得到的不同 W 的计算值代表不同的流动维度, 当 W < 0.45 时为管道裂隙流动; 时为 平面裂隙流动;W > 1 时为裂隙网络流动. 因此注浆 过程中,可根据 PQT 曲线对浆液在裂隙的流动维度 进行判别,并及时调整注浆方法. 对于一维流动,只 需达到注浆压力与注浆量要求即可完成对裂隙的封 堵. 对于二维流动,应相应提高注浆量. 当浆液完成

(6)

对裂隙的完全封堵之后,与之相连的其他微小裂隙 由于没有水源补给,也将失去导水能力. 因此,即便 浆液颗粒没有扩散进入微小裂隙,但这并不影响对 该区域的注浆堵水效果. 对于三维流动,由于裂隙通 道相互交错,往往难以对其全面封堵,以致注浆后涌 水通道发生转移,因此需增补注浆孔进行注浆. 注浆孔 基准面 止浆面 基准面 注浆加固界限 注浆加固界限 30 000 4 000 7 429 4 000 (b)超前注浆钻孔剖面 (a)钻孔布置平面 开挖轮廓线 开挖轮廓线 掌子面 图 7 注浆钻孔布设 Fig. 7 Grouted borehole layout

7 注浆效果检查

在对所有钻孔注浆结束后,对注浆封堵效果进 行检查. 通过钻孔取芯以及钻孔电视探查结果发现, 当裂隙隙宽大于 1 mm 时,浆液在裂隙内扩散较为 充分,涌水通道几乎完全被封堵,岩体的渗透系数明 显降低. 对于裂隙频率较高且隙宽较小的区段,其渗 透性并没有明显降低. 总体而言,注浆治理完成后, 裂隙内的二维和三维流动基本消失,只剩下一维水 槽流动. 由于裂隙网络中的主要裂隙均已被封堵,使 得剩余的微小含导水构造丧失了补给水源通道,其 渗漏水威胁也随之降低. 若进一步增加钻孔继续注 浆,往往无法揭露其水流通道,因此这一部分地下水 难以进一步封堵. 通过开挖揭露的围岩渗水以及浆液充填情况表 明:拱顶与侧壁无明显渗水,仅在局部存在滴水,估 测涌水量不足 0.01 m3/h,达到了开挖对渗漏水的要 求以及注浆封堵的目标. 与本文第 4 小节中采用式(7) 计算得到的涌水量相比较,实际开挖后的涌水量比 预测值低 50%. 其主要原因:式(7)的适用条件为二 维流动,而在本次现场试验中,实际岩体内的裂隙是 相互交错的,注浆过程中,当对较大裂隙进行封堵之 后,与之相连的微小裂隙丧失了补给水源通道,其导 水能力也随之降低;注浆改变了围岩的应力场,裂隙 面法向应力不断增大. 在浆液充填作用下,岩体的密 实程度增大,导致裂隙开度减小,从而使其渗透性进 一步降低.

8 结 论

(1) 本文针对裂隙型涌水超前注浆治理开展了 现场试验,获取了试验段内各段长的裂隙数量以及 渗透性信息. 分析表明样本近似服从于帕雷托分布, 并计算得出了裂隙渗透系数及隙宽统计规律. (2) 基于所获得的隙宽统计分布,以涌水量与 最小封堵隙宽的关系式为理论依据,结合室内试验 所测得不同浆液的物理力学性能, 完成了对注浆材 料的优选,并对注浆治理后涌水量进行了预测. 在裂 隙中地下水近似于二维平面流动时,依据涌水量公 式计算值高于开挖完成后涌水量的实测值,但处于 同一数量级. (3) 流动维度对注浆封堵效果具有很大的影响. 对于二维平面流动,对较大裂隙进行封堵的同时阻 隔了微小裂隙的水源补给,使该区域的渗水量明显 降低. 对于一维水槽流动,因注浆钻孔无法直接揭露 其水流通道,导致难以对其封堵. 对于三维流动,因 裂隙通道相互交错,往往难以对其全面封堵,以致注 浆后涌水通道发生转移. (4) 通过分析 PQT 曲线,对浆液在扩散运移过 程中的流动维度进行判断,实现了注浆施工过程的 动态调控. 开挖结果表明,注浆封堵取得了良好的治 理效果,验证了所采用注浆治理方法的有效性.

(7)

参考文献:

张霄,李术才,张庆松,等. 矿井高压裂隙涌水综合治 理方法的现场试验[J]. 煤炭学报,2010,35(8): 1314-1318.

ZHANG Xiao, LI Shucai, ZHANG Qingsong, et al. Filed test of comprehensive treatment method for high pressure dynamic grouting[J]. Journal of China Coal Society, 2010, 35(8): 1314-1318.

[ 1 ]

张庆松,韩伟伟,李术才,等. 灰岩角砾岩破碎带涌水 综 合 注 浆 治 理 [J]. 岩 石 力 学 与 工 程 学 报 , 2012, 31(12): 2412-2419.

ZHANG Qingsong, HAN Weiwei, LI Shucai, et al. Comprehensive grouting treatment for water gushing analysis in limestone breccias fracture zone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(12): 2412-2419. [ 2 ] 张霄. 地下工程动水注浆过程中浆液扩散与封堵机 理研究及应用[D]. 济南:山东大学,2011. [ 3 ] 刘人太. 水泥基速凝浆液地下工程动水注浆扩散封 堵机理及应用研究 [D]. 济南:山东大学,2012. [ 4 ]

BUTRÓN C, GUSTAFSON G, FRANSSON Å, et al. Drip sealing of tunnels in hard rock:a new concept for the design and evaluation of permeation grouting[J]. Tunnelling & Underground Space Technology Incor-porating Trenchless Technology Research, 2010, 25(2): 114-121.

[ 5 ]

FAIRHURST C, GERA F, GNIRK P, et al. The international stripa project: an overview[J]. Tunnelling & Underground Space Technology, 1993, 8(3): 315-343.

[ 6 ]

HERNQVIST L, FRANSSON Å, GUSTAFSON G, et al. Analyses of the grouting results for a section of the APSE tunnel at Aspo Hard Rock Laboratory[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining [ 7 ]

Sciences, 2009, 46(3): 439-449.

FRANSSON A. Grouting predictions based on hydraulic tests of short duration:analytical, numerical and experimental approaches[D]. Gotebory: Chalmers University of Technology, 1999.

[ 8 ]

阮文军. 注浆扩散与浆液若干基本性能研究[J]. 岩土 工程学报,2005,27(1): 69-73.

RUAN Wenjun. Research on diffusion of grouting and basic properties of grouts[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(1): 69-73. [ 9 ]

杨志全,侯克鹏,郭婷婷,等. 黏度时变性宾汉体浆液 的柱-半球形渗透注浆机制研究[J]. 岩土力学,2011, 32(9): 2697-2703.

YANG Zhiquan, HOU Kepeng, GUO Tingting, et al. Study of column-hemispherical penetration grouting mechanism based on Bingham fluid of time-dependent behavior of viscosity[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(9): 2697-2703. [10] 刘嘉材. 裂缝注浆扩散半径研究[C]//中国水利水电 科学院科学研究论文集. 北京:水利电力出版社, 1982:25-40. [11]

GUSTAFSON G, FRANSSON A. The use of the Pareto distribution for fracture transmissivity assess-ment[J]. Hydrogeology Journal, 2006, 14(1/2): 15-20. [12]

HAWKINS M F. A Note on the Skin Effect[J]. Trans AIME, 1956, 207: 356-357.

[13]

ERIKSSON M. Prediction of grout spread and sealing effect: a probabilistic approach[D]. Stockholm: Royal Insitute of Technology, 2002.

[14]

GUSTAFSON G, STILLE H. Stop criteria for cement grouting[J]. Felsbau Rock and Soil Engineering, 2005, 23(3): 325-332.

[15]

Tab. 1    Tested physical and mechanical properties of different grout

参照

関連したドキュメント

В данной работе приводится алгоритм решения обратной динамической задачи сейсмики в частотной области для горизонтально-слоистой среды

Keywords: continuous time random walk, Brownian motion, collision time, skew Young tableaux, tandem queue.. AMS 2000 Subject Classification: Primary:

Then it follows immediately from a suitable version of “Hensel’s Lemma” [cf., e.g., the argument of [4], Lemma 2.1] that S may be obtained, as the notation suggests, as the m A

Zhang; Blow-up of solutions to the periodic modified Camassa-Holm equation with varying linear dispersion, Discrete Contin. Wang; Blow-up of solutions to the periodic

This paper presents an investigation into the mechanics of this specific problem and develops an analytical approach that accounts for the effects of geometrical and material data on

The object of this paper is the uniqueness for a d -dimensional Fokker-Planck type equation with inhomogeneous (possibly degenerated) measurable not necessarily bounded

In the paper we derive rational solutions for the lattice potential modified Korteweg–de Vries equation, and Q2, Q1(δ), H3(δ), H2 and H1 in the Adler–Bobenko–Suris list.. B¨

While conducting an experiment regarding fetal move- ments as a result of Pulsed Wave Doppler (PWD) ultrasound, [8] we encountered the severe artifacts in the acquired image2.