盾尾同步注浆模拟试验研究

盾尾同步注浆区域位于盾构隧道管片壁后，由于其空间的封闭性，难以对浆液的扩散情况进行观测，从而导致目前同步注浆材料的分布特性尚不明确。为此，研发了一种盾尾同步注浆模拟装置，进行了盾尾同步注浆模拟试验研究，对同步注浆过程中的土体内部的压力变化与上部土体的沉降进行了研究。结果表明，注浆开始后出浆口移动轴线上方土体内部的压力在注浆压力的影响下逐渐增大，在出浆口远离后逐渐减小，与此同时轴线两侧的土体压力逐渐增大，产生了明显的土拱效应；注浆稳定后浆液的内部压力主要由上部荷载决定，与注浆阶段注浆压力的大小无直接关系；注浆过程中引发的地表沉降的大小主要由注浆压力决定，其次受到浆液性质的影响；凝固后的注浆体横向上在出浆口附近厚度较小，两侧较大，纵向上厚度分布较为均匀。     

基于驱替效应的盾构壁后注浆微观模型分析

当盾构隧道位于水位线以下时,为了分析壁后注浆浆液驱动地下水体过程,基于毛细管组渗透理论,将浆液的渗流路径概化为毛细管,考虑牛顿流体浆液驱动地下水(牛顿流体)进行扩散,推导了半球形及柱形模型浆液渗流扩散半径计算式,并讨论了注浆压力、浆液水灰比、地层渗透系数的影响.研究结果表明:浆液扩散半径主要与注浆压力、渗透率、注浆时间...     

盾构施工对盾尾浆液压力波动变化的影响

为探明盾构隧道同步注浆过程中管片壁后浆液压力不稳定变化的原因,通过对珠海马骝洲隧道工程进行现场测试及施工参数统计,获得了盾构掘进过程中管片外荷载的变化规律与注浆滞后时间;将盾尾视为充满高压液体的密闭容器,盾构推进视为改变容器的边界条件,推导了盾尾体积应变与浆液压力的关系式;并用钱江隧道及Sohpia隧道的监测结果对其适用性进行了验证. 研究结果表明:造成同步注浆过程中管片壁后浆液压力不稳定变化的因素主要包括浆液注入口压力的波动变化,管片脱离盾尾过程中浆液的扩散及施工过程中同步注浆相较于盾构行程的滞后效应;马骝洲隧道注浆相较于盾构推进的平均滞后时间为86 s,当盾尾间隙体积变量为1 × 10–4时浆液压力变化值达到了0.218 MPa,盾构机从静止到掘进的短时间内滞后效应会使管片壁后浆液压力急剧降低的现象得到了验证.      

桩端点源驱水渗透注浆分析

推导了桩端点源驱水注浆渗透公式，采用该公式估算的浆液扩散半径明显小于马格公式计算的浆液扩散半径，更接近工程实际；分析了水泥浆液粘度、扩散时间、注浆压力、注浆管直径与浆液扩散半径之间的相互关系。     

强富水砂砾地层盾尾刷更换施工技术

盾构机在富水砂砾地层中连续长距离掘进时,一旦出现因尾刷失效导致盾尾漏浆漏水,将严重影响连续掘进进度和管片拼装成型质量及盾构施工安全,此时必须在隧道内更换盾尾刷.为保证隧道内更换盾尾刷的可行性、安全性、经济性,提出了采用管片壁后注浆快速固结土体技术应对强富水砂砾地层自稳性差、水压力大等问题的解决思路.尾刷更换前对盾尾15...     

盾构隧道壁后注浆压力分布模型

为探讨盾构隧道壁后注浆压力在环形盾尾空隙中的传递过程,用旋转粘度计对硬性浆液的流变特性和流变参数进行了测定.试验结果显示,硬性浆液属于宾汉姆流体,其塑性粘度为1~4 Pa.s,动切力介于10~40 Pa之间.用宾汉姆流体描述硬性浆液的流变特性,导出了其注入盾尾空隙过程中注浆压力的传递公式,并用Soph ia隧道的监测结果验证了注浆压力分布模型的合理性.     

压力注浆加固软土地基注浆参数的确定

确定注浆参数是设计中的主要任务,包括确定浆液扩散半径(R)、容许注浆压力、注浆孔布置方式等,这些参数相互联系,与地基土体渗透性等相关,计算选用比较困难,因此工程施工前应通过小规模试验确定注浆参数。     

富水硬岩地层盾构管片上浮机理及控制对策

管片上浮引发的错台、开裂是盾构隧道施工过程中的典型问题。针对长沙地铁6 号线朝芙区间管片上浮严重的地段,分析了富水硬岩地层中管片上浮的机理,并采用数值模拟的方法探究了浆液凝固时间、浆液早期弹性模量及地下水位对管片上浮的影响,结合施工过程提出控制管片上浮的对策。研究结果表明:浆液的凝固时间对管片上浮影响最大,通过调整浆液的配比,让浆液在4~6h内凝固可有效控制管片上浮;浆液的早期弹性模量对于管片上浮也有很大影响,可根据实际情况选择性质较好的浆液,其中双液浆可在30s内速凝形成很高的弹性模量,可应用于上浮严重地段,抑制管片上浮;较低的地下水压力对抑制管片上浮较有利,在盾尾每10环施作止水环箍可有效形成止水隔离带,降低地下水的影响;控制同步注浆过程保证同步注浆的质量,其中注浆压力控制在设定范围内且不能超过设定值,将理论注浆量进行调整且增加管片上部注浆比例;控制盾构的掘进姿态从而减小管片受力不均引起的上浮,同时控制盾构掘进速度能够保证盾尾空隙被同步注浆浆液有效填充。     

地铁渗透注浆过程的数值模拟

以某地铁超前小导管注浆项目为依托,通过修正饱和渗流的Darcy定律模拟了浆液在砂质围岩中的非饱和渗流过程,研究了注浆压力、孔隙率及重力加速度对浆液扩散范围的影响。模拟结果表明:0.5 MPa、1MPa注浆压力下浆液扩散直径分别约0.4m、0.6m;在渗透系数相同的前提下,围岩孔隙率越小越容易被浆液填充,浆液扩散范围越大;重力加速度对浆液扩散范围与注浆时间有关,一般情况下重力加速度对浆液扩散影响很小。计算结果为实际工程注浆提供了决策依据。     

非均质软弱围岩隧道注浆加固圈分布特性

基于随机分布理论和流-固耦合理论, 考虑注浆过程中围岩物性参数的动态变化和浆液黏度时变性, 推导了流-固耦合作用下非均质软弱围岩的浆液扩散方程, 并运用多场耦合软件COMSOL Multiphysics建立了小导管注浆浆液在非均质软弱围岩中的扩散模型, 系统研究了注浆参数与小导管布设等对浆液扩散与注浆加固圈形成的影响。研究结果表明: 浆液在非均质软弱围岩内以类椭圆形向四周扩散, 扩散形态随注浆压力、注浆时间与围岩参数等动态变化而不断变化, 最终趋于稳定; 在注浆过程中, 增大注浆压力和延长注浆时间在一定程度上可提高浆液的渗透能力并改善围岩的渗透性, 而适当的增大小导管布设长度或减小导管布设角度有利于注浆加固圈的形成; 为达到最优注浆效果, 洞头山隧道小导管预注浆加固压力宜设为1 MPa, 注浆时间宜控制在400 s, 小导管布设角度不宜小于30°, 布设长度应大于2.5 m; 经现场监测验证, 隧道围岩28 d抗压强度提高至2 MPa, 围岩渗透系数降至10-5 cm·s-1, 后续台阶法施工开挖拱顶沉降均小于3 cm, 围岩整体性和连续性得了显著提高。      

基于宾汉体浆液的海底隧道劈裂注浆机理研究

基于流体流变方程和平板窄缝模型,推导出宾汉体浆液劈裂注浆扩散半径计算公式,并提出了求解方法．计算表明,注浆压力差随浆液流变参数的增大呈线性增大,要达到一定劈裂长度,水灰比越小所需注浆压力越大;裂隙宽度的减小使所需注浆压力差迅速增大,并使扩散半径迅速减小,这种影响随着水灰比的增大而减小．结合厦门翔安海底隧道全风化花岗岩地层HSC（High Strength Concrete）水泥注浆试验,证明了这一理论的计算结果符合工程实际．     

公路采空区碎裂岩体注浆试验研究

采用砂卵石模拟采空区碎裂岩层,通过改变采空区碎裂岩体的性质、注浆压力、浆液浓度等,研究水泥浆液在采空区碎裂岩体中的扩散规律,获取特定压力、浓度条件下浆液通过不同碎裂岩体的扩散效果,为确定扩散距离、注浆材料的配比和浓度、注浆控制压力、注浆填充率及结石体强度提供依据,以期为生产实践提供指导和帮助。     

基于断裂力学原理的石拱桥裂缝允许灌浆压力研究

基于断裂力学原理,从简单ANSYS断裂模型出发,计算石拱桥砌石裂缝在不同灌浆压力作用下的缝端应力强度因子,再依据裂缝扩展准则工程判据,分析整段灌浆的允许灌浆压力以及不同分段灌浆长度下的允许灌浆压力,为压力灌浆修补裂缝技术提供理论支撑。     

渗透注浆扩散理论探讨

本文在现有渗透性注浆理论基础上,考虑毛细力情况下,运用渗流力学对平面径向流、球形向心流两种渗透性注浆模型进行了推导,得到了球形和柱形渗透性注浆扩散公式.并以球形扩散公式为例,结合工程实例和现有常用的Maag球形扩散公式比较,从结果可初步推断:由Maag公式计算注浆所需时间偏小,本文所推导公式相对Maag公式更接近工程实际.最后对注浆参数对扩散半径的影响进行探讨,得到扩散半径对注浆参数的变化均较敏感,采用Maag公式和本文公式得出的趋势基本一致.     

渗透注浆扩散理论探讨

本文在现有渗透性注浆理论基础上,考虑毛细力情况下,运用渗流力学对平面径向流、球形向心流两种渗透性注浆模型进行了推导,得到了球形和柱形渗透性注浆扩散公式.并以球形扩散公式为例,结合工程实例和现有常用的Maag球形扩散公式比较,从结果可初步推断:由Maag公式计算注浆所需时间偏小,本文所推导公式相对Maag公式更接近工程实际.最后对注浆参数对扩散半径的影响进行探讨,得到扩散半径对注浆参数的变化均较敏感,采用Maag公式和本文公式得出的趋势基本一致.     

桩端压浆技术在钻孔灌注桩基施工中的应用

桩端压浆技术克服了传统钻孔灌注桩的不足,使桩的承载力提高、沉降量减小。通过工程实例。从注浆机理、施工参数（压浆量、压浆压力、浆液配制、压浆时间）、施工工序等方面介绍了桩端压浆技术在天津地区的应用。实践表明桩端压浆技术能大幅提高钻孔灌注桩的承载效益,但还需不断完善施工工艺。     

垮塌区Navier-Stokes幂律型浆体的有效扩散范围

为了研究注浆过程水泥浆体在破碎岩体中的扩散范围和压力分布状态，以Navier-Stokes方程为理论基础，在COMSOL平台上建立单裂隙模型，模拟浆体在不规则的单一裂隙面上的流动特征. 在此基础上，建立破碎岩体的平面裂隙模型，同时设置不同的贯通系数，模拟浆体在破碎岩体中的扩散规律. 研究结果表明:当模型中裂隙贯通系数较低时（0.1～0.5），浆体有效扩散范围较小，约为1.5～4.1 m，扩散范围随着压差的增加呈非线性的增加，但是增加率快速降低接近0；当模型中裂隙贯通系数较大时（0.5～1.0），浆体的有效扩散范围显著增加，约为4.1～6.2 m，随着压差的增加也呈非线性增加，增加率呈降低的趋势；当模型中裂隙贯通系数为1.0时，即破碎的岩体中裂隙面全部连通状态，浆体扩散距离随着压差的增加近似呈线性增加，最大扩散距离约为6.2 m. 同时在注浆孔外围6 m处取芯结果能明显观察到浆体固结的破碎岩块，这与模型计算结果一致.