地层条件（精选4篇）
地层条件 篇1
0 引言
最近十年,煤层气地面抽采技术和井下瓦斯抽采技术都进步很快。山西沁水盆地和内蒙古鄂尔多斯盆地已经成功成为我国煤层气生产基地,产出的煤层气成为常规天然气的重要补充,具有较高的经济价值。由于瓦斯抽采对瓦斯灾害防治效果明显,且成本相对较低,井下瓦斯抽采也成为瓦斯灾害防治最主要的措施[1,2]。煤层瓦斯抽采技术的快速发展不仅创造了良好社会经济效益,也不断推动着对瓦斯流动机制研究的深入。
煤是一种具有复杂孔隙结构的多孔介质,其孔隙尺度从纳米孔到可见孔,跨越非常大。煤层的裂隙网络构成了瓦斯流动的通道,而基质块体则是瓦斯吸附的主要空间。因此,瓦斯在煤层中的运移存在着吸附-解吸、扩散和渗流三种流动机制[3,4,5,6]。一般认为,随着煤层深度的增加,煤层裂隙紧闭,瓦斯流动将愈加困难,不利于瓦斯抽采。但生产实践表明,瓦斯在一些深部煤层仍然具有良好的运移能力,抽采效果也非常好,这种现象值得进一步探索。有学者对致密页岩和深部煤层瓦斯运移机制进行了研究[7,8,9],对本文的研究具有一定启发意义。
本文在考虑瓦斯吸附-解吸、扩散和渗流基础上,建立圆截面单孔瓦斯流动物理模型,研究地层条件下瓦斯流动特点,为深部煤层气抽采和瓦斯灾害防治提供理论基础。
1 瓦斯流动物理模型及机制
1.1 瓦斯流动物理模型
考虑瓦斯在孔隙中三种流动机制,瓦斯吸附-解吸流动机制遵循Langmuir等温吸附定律,扩散机制考虑Knudsen数影响,渗流机制符合Darcy定律,孔隙为圆形截面,建立圆孔瓦斯流动模型,从孔隙壁开始,依次发生吸附-解吸、扩散和渗流三种流动机制,见图1。
1.2 瓦斯流动机制
1.2.1 吸附-解吸流动机制
吸附是一种重要的气体赋存机理,煤层中吸附态瓦斯占瓦斯含量总数75%~90%。一般认为,瓦斯吸附-解吸与孔隙压力、孔隙直径、温度有关。在等温条件下,采用Langmuir吸附方程来表征瓦斯的吸附,假设吸附相密度一定,吸附层厚度可按下式表示[10]:
式中:d为瓦斯吸附层厚度,nm;dmax为压力趋于无穷大时吸附层厚度,nm;pL为Langmuir压力,Pa;p为瓦斯压力,Pa。
1.2.2 瓦斯扩散机制及模式
热力学理论认为:煤层瓦斯的扩散是瓦斯分子从高浓度区向低浓度区的运动过程,其本质是气体分子不规则热运动的结果,扩散机制可用式(2)表示:
式中:J为瓦斯通过单位面积扩散速度,m3/(m2·s);D为瓦斯扩散系数,m2/s;C为瓦斯含量,m3/m3;X为法向扩散距离,m。
瓦斯在孔隙中有多种扩散模式,有晶体扩散、表面扩散、气体扩散等,根据对气体在多孔介质中扩散的研究,定义Knudsen数为[11]:
式中:dp为孔隙平均直径,nm;λ为气体分子的平均自由程,nm;k为波尔兹曼常数,1.38×10-23,J/K;T为绝对温度,K;df为分子有效直径,nm;p为气体压强,MPa。
气相扩散根据Knudsen数,细分为一般Fick扩散(Kn≥10)、Knudsen扩散(Kn≤0.1)和过渡型扩散(0.1<Kn<10),如表1所示。
1.2.3 Darcy流动机制
根据Hagen-Poiseuille定律,气体流经圆形截面孔隙的Darcy流动质量通量为[12]
式中:JDarcy为流动质量通量,kg/(m2·s);ρavg为孔隙内气体平均密度,kg/m3;μ为气体黏度,Pa·s;l为孔隙长度,m;Δp为孔隙两端的压差,Pa。
2 瓦斯流动控制因素分析
根据以上瓦斯流动机制,影响瓦斯流动的影响因素主要有孔隙直径、压力和温度等。在地层条件下,特别是在深部煤层,地温和瓦斯压力将大大增加,同时由于高地应力作用,煤体裂隙紧闭,这些变化对瓦斯流动将产生不可忽视的影响。
2.1 瓦斯压力与埋深
在煤矿井下瓦斯带的上部边界,瓦斯压力约为0.15~0.2 MPa,随着矿井开采深度增加,瓦斯压力大于地层静水压力(即)的现象并不罕见[13]。取初始瓦斯压力为0.2 MPa,瓦斯压力按照地层静水压力计算,地层下瓦斯压力可以表示为:
式中,H为煤层埋藏深度,m。
通过式(6),可用煤层埋深表示瓦斯压力。因此,在地层条件下,随埋深增加,瓦斯压力不断增高。
2.2 地温与埋深
地球常温层温度一般为(13~23)℃,取20℃。不同地点地温梯度值不同,通常为(1~3)℃/100 m,地壳的近似平均地热梯度是每千米25℃,火山活动区较高,取地温梯度为0.025℃/m。地温与埋深可用式(7)表示:
因此,在地层条件下,随埋深增加,地温会不断增高。
3 基于地层条件瓦斯流动分析
3.1 瓦斯流动机制分析
3.1.1 瓦斯平均自由行程
根据图1,当孔径为常量时,瓦斯分子自由行程越小,则dks的值越小,也就是说在距孔壁更小范围内的瓦斯有机会碰撞孔壁,越有利于瓦斯运移。
根据Knudsen数和瓦斯平均自由行程,可以确定气体扩散孔径的范围。由式(4)计算,常温常压情况下(20℃,0.1 MPa),瓦斯分子平均自由程约为53.1 nm,则发生一般Fick扩散的孔径也在531 nm以上。在地层条件下,文献[14]确定瓦斯扩散孔径范围为[1.2 nm,130 nm],在1.2 nm以下的孔径,瓦斯以吸附相存在,仅发生固溶体扩散和吸附相扩散,在130 nm以上的孔径,瓦斯主要以渗流机制运移。也就是说,瓦斯平均自由行程越小,扩散孔径的上限越小,而渗流孔径的范围则越大。
把式(6)和式(7)代入式(4),可得到瓦斯平均自由程与埋深的关系,见式(8):
根据式(8),随着埋深增加,瓦斯平均自由程则不断减小。在煤层埋深0~3 000 m时,瓦斯平均自由程为26.55~0.22 nm之间,见图2。
根据以上分析,可以推断:在某些区间的纳米孔隙,煤层浅部瓦斯流动属于扩散运移,而在煤层深部则为渗流运移。假若这些孔隙的孔容比重较大,在煤层深部仍然按照扩散运移方式计算通量,将会产生较大偏差。
3.1.2 孔径和吸附层
孔径大小是气体运移的一个关键因素。根据图1,当瓦斯自由行程为常量时,当孔径不断减小时,渗流所占的孔隙在总孔隙的比例越来越小,当孔径小于瓦斯扩散的孔径上限时,则不发生渗流流动机制,当孔径小于瓦斯扩散孔径的下限时,不发生气体扩散,则气体流动机制消失,不利于瓦斯的运移。同时,孔隙直径越小,孔隙的比表面积则越大,瓦斯吸附性能更强,也不利于瓦斯流动。因此,孔隙直径越小,发生流动机制的类型越少,且渗流越弱,越不利于瓦斯运移。
而在纳米孔隙范围内,吸附层对瓦斯的运移有明显影响,也不可忽视。
假若不考虑气体压缩,则瓦斯吸附层厚度可用气体分子直径和层数表示。由式(1)和式(6),可计算圆形孔隙内吸附层厚度占孔隙直径的比例:
式中:η为吸附层厚度占孔隙直径百分比。
当最大吸附层厚度为0.7 nm,Langmuir压力为4.15MPa时[10]。根据式(9),埋深为500、1 000、2 000、3 000m条件下,吸附层厚度占不同孔隙直径比例示意图,见图3。
根据图3和式(9),吸附层对瓦斯运移的影响随埋深增加而增加,随孔隙直径增大而减小。在3 000 m埋深条件下,吸附层对直径100 nm的孔隙瓦斯运移的影响为1.23%。因此,在煤层深部,吸附层对在100 nm以下的孔隙内的瓦斯流动影响较大。由于瓦斯在100 nm以内孔隙的流动主要为扩散,也可以认为吸附层对瓦斯扩散流动有较大影响,而对渗流的影响微乎其微。因此,在计算孔隙扩散通量时,应考虑吸附层厚度对瓦斯扩散影响,采用有效孔隙直径进行计算比较合适。
3.1.3 地温
平均自由程λ随温度的增加呈线性增加,但仅仅是缓慢增加,影响并不大[11]。根据式(7),埋深为3 000 m时,地温增加75℃。在压力一定时,根据式(4),分子自由行程仅增加10 nm左右,对气体的流动影响不是很大。但是,随着温度升高,甲烷的吸附量减少,游离甲烷量增大而使压力增大;另外,根据理想气体状态方程,温度升高,在体积不变时压力也升高,所以这两者共同作用使λ的减小比仅有温度引起的增加量更甚,使得甲烷的扩散能力加强[11]。
总之,在煤层深部,受较大地应力作用,煤体裂隙紧闭,渗流较困难。然而,由于深部瓦斯分子自由行程也大大减小,瓦斯在部分纳米孔隙由浅部的扩散运移转为深部渗流运移,促进瓦斯流动,这部分孔隙孔容比重越大,对瓦斯运移影响越明显。吸附层随埋深增加对瓦斯运移越不利,但也仅仅影响100 nm以下孔隙,对100 nm以上孔隙瓦斯流动影响比较小。随埋深增加,地温对瓦斯运移是有利因素。
3.2 滑脱效应分析
在低压渗流中,气体在管壁发生滑脱对流动有一定的影响,称为滑脱效应,也就是Klinkenberg效应。滑脱效应可用式(10)表达[15]:
式中:kg为Klinkenberg渗透率,m D;kliq为水渗透率,m D;θ为比例因子。
把式(8)代入式(10),则:
根据式(11),滑脱效应与多孔介质的孔隙直径和煤层埋深有关,图4描述了埋深为500、1 000、2 000、3 000m条件下不同孔隙直径的滑脱效应。
图4和式(11)显示:滑脱效应随孔隙直径增大和埋深增加而减小。孔隙直径为100 nm时,埋深为1 000 m的滑脱效应仅为2%,因此,在煤层浅部和较小孔隙条件下,滑脱效应较为明显,而在煤层深部和较大孔隙条件下,滑脱效应明显弱化,对瓦斯流动影响不大。
4 结论
随着开采深度的增加,煤层裂隙紧闭,孔隙压力增大,纳米级孔隙瓦斯流动对瓦斯运移贡献的比重将越来越大。在上述分析的基础上,可以形成以下几个方面的结论。
1)随煤层埋深增加,煤层部分纳米级孔隙内瓦斯流动由扩散转变为渗流。埋深越大,孔隙直径越大,则瓦斯流动机制越倾向于渗流,有利于瓦斯运移。
2)吸附层对瓦斯运移的影响随埋深增加而增加,随孔隙直径增大而减小。在3 000 m埋深条件下,吸附层对直径100 nm的孔隙瓦斯运移的影响仅为1.23%。因此,可以认为在100 nm以上的孔隙,吸附层对气体的运移影响不大。
3)滑脱效应随孔隙直径增大和埋深增加而弱化。孔隙直径为100 nm时,埋深为1 000 m的滑脱效应仅为2%。因此,在煤层深部,滑脱效应弱化明显,对孔隙的瓦斯流动影响不大。
4)地层条件下,地温增加有利于瓦斯运移。
地层条件 篇2
1 工程概况
长治市城区信用联社培训中心位于府后西街, 本工程基础为钢筋混凝土独立基础, 地基处理采用钻孔灌注桩, 桩径1 200 mm, 有效桩长20 m, 混凝土强度等级C30。
1.1 工程地质条件
场地土自上而下大致分为3层。第 (1) 层人工填土为杂填土、素填土、建筑生活垃圾、冲填土、平均厚度7.0 m;第 (2) 层土为圆砾、角砾坚土, 平均厚度4.0 m;其中圆砾、角砾粒径大于20 mm颗粒质量超过总质量的50%;第 (3) 层土为粉质粘土, 标贯击数实测值平均为12.3击。
1.2 设计要求
桩基采用钻孔灌注桩, 桩身混凝土强度等级为C30, 混凝土灌注充盈系数要求大于1。桩位允许偏差不大于50 mm。孔深+300 mm, 桩径±50 mm, 垂直度不大于0.5%。灌注混凝土之前, 孔底沉渣厚度应不大于50 mm。
1.3 问题分析
施工场地所在位置原为旧河道汇流之处, 后将河流改道, 人工杂填铺垫而成, 地质条件相当复杂。施工场地狭小, 拟建工程东侧, 南侧又与原有建筑物紧相邻, 施工难度大。上部杂填土属空桩部分, 若将其全部挖除后进行桩基施工, 那么场地布置, 设备安放及混凝土浇筑将受到极大限制, 且工期紧, 所以不能采取。上部人工杂填土其中含有大量建筑垃圾采用回转钻机, 不易钻进而且土体本身孔隙率较大, 泥浆护壁相当困难, 容易造成泥浆漏失孔壁坍塌。第 (2) 层以河卵石为主, 回转钻机施工难度大容易折断钻杆, 钻头磨损严重, 施工速度缓慢, 工期滞后, 费用增大。如采用冲击钻容易穿透卵石层, 而且钻机工作振动大后造成上层人工填土部分塌孔。
2 实施对策与措施
根据以上问题分析, 采用下述方案进行施工:放线定桩位, 埋设护筒上部人工填土采用洛阳铲卷扬机人工挖桩孔, 加强钢筋混凝土护壁支护孔壁, 防止塌孔, 挖除杂填土后注入泥浆, 采用CZ-1500型冲击钻机, 钻透卵石层进入粉质粘土层移机后用GPS-15型回转钻机钻孔, 钻孔深度满足设计要求后, 及时采用泥浆循环清孔, 清孔后吊车吊放钢筋笼, 放置混凝土导管, 水下灌注混凝土成桩。本工程采用商品混凝土, 浇筑采用导管法水中浇筑。
根据桩位布置及周围场地情况, 先进行施工场地平整, 合理地安排钻孔及吊车, 混凝土运输车的行走路线, 建立泥浆循环系统。
根据施工方案, 本工程从开孔至成桩先后10道施工工序, 其中成孔是关键工序, 其他工序的施工安排及衔接均围绕此工序进行。结合本工程的施工工艺, 施工过程中设置了成孔过程中的泥浆性能、成孔后的泥浆性能、大体积混凝土灌注等质量控制点进行重点控制, 以确保成孔不出现扩径、坍孔现象, 浇筑混凝土桩身夹泥芯、断桩等问题。
3 施工方法与主要技术措施
1) 回转钻成孔灌注桩施工工艺程序:放线定桩位→埋设护筒→钻孔机就位→成孔、注浆→清孔及排渣→制作及吊放钢筋笼→安放混凝土导管→浇筑混凝土。
2) 放线定桩位:根据图纸放出桩位点, 采取灌白灰或打入钢筋等定位措施, 保证桩位标记明显准确, 经现场监理工程师复核无误后进行施工。
3) 埋设护筒:护筒一般用4 mm~8 mm厚钢板制成, 高度为1.5 m~3 m, 钻孔桩护筒内径应比钻头直径大100 mm, 护筒顶部应开设溢浆口。
4) 钻机就位:钻机就位时必须保持平稳, 不得发生倾斜。回转钻应使转盘保持水平, 转盘孔中心、钻架上吊滑轮和护筒中心应在同一铅垂线上。机架机管上应做出控制标尺, 以便施工中进行观测、记录以及控制钻孔深度。
5) 成孔、注浆:调直机架挺杆, 对好桩位 (用对位圈) , 开动机器钻进, 出土, 达到一定深度 (视土质和地下水情况) 钻孔, 钻进过程中必须保证泥浆的供给, 使孔内浆液面稳定。
a.钻机钻进时应根据土层类别、孔径大小及供浆量确定相应的钻进速度。初钻时应低挡慢速钻进, 钻至刃脚下1 m并形成坚固的泥皮护壁后, 根据土质情况按正常速度钻进, 若局部出现坍孔时应加设钢筋混凝土护筒。b.回转钻开始钻孔时宜先在护筒内放入一定数量的泥浆, 空钻不进尺, 并从钻杆中压入清水搅拌成浆, 开动泥浆泵循环, 待泥浆拌匀后开始钻进。c.正循环回转钻应符合以下规定:在粘性土层中钻进时, 宜选用尖底钻头、中等转速、大泵量、稀泥浆。在砂土或软土等易塌土层中, 钻进时宜选用平底钻头, 控制进尺, 轻压、低挡慢速, 大泵量稠泥浆。在坚硬土层中钻进时, 宜采用优质泥浆, 低挡慢速, 大泵量, 两级钻进。d.当护筒底土质松软而出现漏浆时, 应提起钻头, 并向孔内设入粘土块, 再放下钻头倒钻, 直至胶泥挤入孔壁堵住漏浆后方可继续钻进。e.正常钻进时应根据不同地质条件随时检查泥浆浓度。钻孔直径应每钻进5 m~8 m检查一次。f.成孔过程中如发现塌孔应停钻, 回填粘土, 待孔壁稳定后再轻提慢钻。g.钻孔钻至设计深度后, 应会同有关部门对孔深、孔径、垂直度、孔位以及其他情况进行验收, 符合设计要求后方可移走钻机。
6) 清孔及排渣。
a.回转钻成孔后可使钻头空转不进尺, 循环泥浆。b.孔壁土质较差, 可用泥浆循环或抽渣筒抽渣清孔。c.清孔后泥浆密度, 应控制在1.1左右, 孔内排出或抽出的泥浆用手触摸应无颗粒感, 含砂量不大于4%。
7) 制作及吊放钢筋笼。
a.灌注桩钢筋制作时应符合以下规定:钢筋笼制作长度、焊接方法和接头长度应符合设计要求和有关规范的规定。为防止钢筋笼吊放时扭曲变形, 一般在主筋外侧每2 m加设一道14加强箍。钢筋笼制作的允许偏差:主筋间距:±10 mm;箍筋间距:±20 mm;钢筋笼直径:±10 mm;钢筋笼长度:±100 mm。b.钢筋笼验收合格后方可安放, 采用12 t汽车吊下钢筋笼, 控制好笼顶标高。钢筋笼吊放前宜在上中下部的同一横截面上, 对称或间隔120°绑好砂浆垫块或设置钢筋耳环。吊放时应对准孔位, 采用对称吊筋, 吊直扶稳, 缓慢下沉。钢筋笼放到设计位置时应立即固定, 钢筋笼就位后其安装偏差应控制在±100 mm以内。
8) 安放混凝土导管。
a.导管内壁应光滑圆顺, 第一节底管不宜小于4 m, 孔口漏斗下宜配置0.5 m和1 m配套顶管。b.导管连接应竖直, 接头加橡胶圈密封, 下端宜高出孔底沉渣面300 mm~500 mm。
9) 浇筑混凝土。混凝土采用商品混凝土, 浇筑采用导管法在水中浇筑。
a.清孔完毕经现场监理工程师验收后, 应立即浇筑混凝土。在浇筑混凝土前应复测沉渣厚度, 如超过规定必须重新清孔, 合格后方可浇筑混凝土。b.混凝土浇筑前, 导管中应设置球、塞等隔水;浇筑时, 首罐量应保证导管埋深不小于1 m。c.浇筑混凝土应连续施工, 边浇筑边拔导管, 并随时掌握导管埋入深度, 预拌混凝土应保证连续供应。d.混凝土浇筑到桩顶时, 应及时拔出导管, 并使混凝土标高大于设计标高一倍桩径且不小于1 000 mm。混凝土浇筑完毕后, 应拔出护筒, 并用素土填埋桩坑。e.检查每根桩的混凝土实际灌注量, 充盈系数要求大于1。
10) 试块留置。混凝土抗压试块, 应每浇筑50 m3留做一组试件, 小于50 m3的桩, 每根应做一组试件。
4 结语
本工程共见证取样52组混凝土强度试块, 经质量检测中心检测, 混凝土强度全部满足设计要求。经大、小应变及桩体钻芯检测, 工程质量满足设计及规范要求, 工程质量优良。
参考文献
[1]GB 50300-2001, 建筑工程施工质量验收统一标准[S].
[2]GB 50202-2002, 建筑地基基础施工质量验收规范[S].
地层条件 篇3
1 抗压试验结果及分析
试验共取样81块, 岩石类型主要为中-细粒岩屑长石砂岩、细粒岩屑石英砂岩、细粒岩屑砂岩、中粒长石石英砂岩、中粒含碳酸盐岩屑石英砂岩, 少量为粉砂质泥岩和泥岩。主要开展了单轴条件下饱水砂岩、泥岩静力学参数测试, 和地层围压条件下饱水砂岩、泥岩静力学参数测试。
1.1 单轴测试结果分析
单轴条件下, 各类砂岩的抗压强度最大为215.47MPa, 最小为17.78MPa, 平均为99.55MPa。弹性模量的变化在6.81～47.13GPa之间, 平均弹性模量为24.82GPa, 泊松比的变化在0.098～0.191之间, 平均泊松比为0.13。泥岩的抗压强度分布在11.42～32.1MPa之间, 平均值为20.89MPa;弹性模量分布在2.68～16.62GPa之间, 平均值为9.82GPa;泊松比的变化在0.081～0.451之间, 平均值为0.3。总体上, 砂岩抗压强度、弹性模量比泥岩高得多;而泥岩泊松比则大大高于砂岩。
按地层 (砂岩) 统计, 单轴条件下沙溪庙组砂岩抗压强度平均值为122.45MPa, 弹性模量平均值为36.84GPa, 泊松比均值为0.15;千佛崖组砂岩的抗压强度平均值为87.8MPa, 弹性模量平均值为34.2GPa, 泊松比的均值为0.11;自流井组砂岩的抗压强度平均值为66.78MPa, 弹性模量平均值为9.32GPa, 泊松比的均值为0.13;须家河组砂岩抗压强度平均值为102.62MPa, 弹性模量平均值为12.89GPa, 泊松比的均值为0.13。总体看, 各层段砂岩的单轴抗压强度差别不大, 其中沙溪庙组和须家河组砂岩单轴抗压强度均值略大;弹性模量是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 自流井组和须家河组分布值较低;各地层砂岩泊松比均值差别不大。
1.2 地层围压下测试结果分析
在地层围压条件下, 全部岩样的最大抗压强度为373.7MPa, 最小抗压强度为34.8MPa, 平均抗压强度为207.75MPa。弹性模量变化在12.75～59.9GPa之间, 平均值为32.4GPa, 泊松比的变化在0.081～0.438之间, 平均值为0.28。按岩性统计, 砂岩抗压强度分布在162.76～373.7MPa之间, 平均值为241.87MPa;弹性模量分布在20.35～59.9GPa之间, 平均值为35.5GPa;泊松比的变化在0.081～0.438之间, 平均值为0.27。泥岩抗压强度分布在34.8～199.39MPa之间, 平均值为115.63MPa;弹性模量分布在1 2.7 5～4 2.0 3 G P a之间, 平均值为2 4.8 G P a;泊松比的变化在0.263～0.408之间, 平均值为0.33。在地层围压条件下, 砂岩抗压强度、弹性模量仍然比泥岩高、泥岩的泊松比则比砂岩大, 但差别没有单轴条件下测试结果大。
按地层 (砂岩) 统计, 相应地层条件下沙溪庙组砂岩的抗压强度平均值为223.53MPa, 弹性模量平均值为36.51GPa, 泊松比均值为0.27;千佛崖组砂岩的抗压强度平均值为2 6 9.5 8 M P a, 弹性模量平均值为47.07GPa, 泊松比的均值为0.23;自流井组砂岩的抗压强度平均值为244.07MPa, 弹性模量平均值为29.38GPa, 泊松比的均值为0.29;须家河组砂岩的抗压强度平均值为250.95MPa, 弹性模量平均值为28.07GPa, 泊松比的均值为0.27。总体看, 各层段砂岩的地层条件抗压强度差别不大;弹性模量也是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 自流井组和须家河组分布值较低;各地层砂岩泊松比均值差别不大。
从两种条件下的测试结果对比, 围压条件对各岩石力学参数的影响比较大, 抗压强度、弹性模量及泊松比参数都有增加。较为特殊的是, 泥岩的泊松比的增加幅度小, 沙溪庙组砂岩弹性模量基本无差别。
2 结语
饱水及单轴条件下, 砂岩的抗压强度、弹性模量比泥岩高得多, 而泥岩的泊松比则大大高于砂岩。纵向上各层段砂岩的单轴抗压强度差别不大, 弹性模量是沙溪庙组和千佛崖组分布值相对较高, 各层段砂岩泊松比均值差别不大。
饱水及地层围压条件下, 砂岩的抗压强度、弹性模量仍然比泥岩高, 泥岩的泊松比则比砂岩大, 但差别没有单轴条件下那么大。各层段砂岩的地层条件抗压强度差别不大, 弹性模量也是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 各地层砂岩泊松比均值差别不大。围压条件对各岩石力学参数的影响明显, 抗压强度、弹性模量及泊松比参数都有增加, 但对不同层段的影响有差异, 与岩石自身非均质性有关。
参考文献
[1]周文.裂缝性油气储集层评价方法[M].四川:四川科学技术出版社, 1998.
[2]谢润成, 周文, 单钰铭, 等.考虑岩样尺度效应时钻井液对岩石力学性质影响的试验评价[J].石油学报, 2008, 29 (1) :135～138.
[3]谢润成, 周文, 高雅琴, 等.应用偏相关+灰关联方法进行致密砂岩气藏压裂地质选层[J].石油与天然气地质, 2008, 29 (6) :797～800、805.
[4]谢润成, 周文, 陶莹, 等.有限元分析方法在现今地应力场模拟中的应用[J].石油钻探技术, 2008, 36 (2) :60～63.
地层条件 篇4
1 工程概况
1.1 工程地质条件
南京地铁二号线的上新区间,位于南京市中心新街口繁华地段,该区间跨长江Ⅰ级阶地和秦淮河漫滩地貌单元,地表浅部为近期杂填土、素填土,区间具有2层新近沉积土,下部为一般沉积的粉质粘土和中粗砂混卵砾石,基岩为白垩系“红层”,岩性为泥质粉砂岩、砾砂岩、粉砂质泥岩,软硬相间属极软岩。
南京的地质状况复杂,地下水位较高,有较多的古河道及大量含水砂层。场地地下水主要为孔隙水和孔隙微承压水,根据区域水文地质资料,孔隙水估算10m降深每天涌水量,潜水层10～50吨,承压水层100～300吨。区间金鹰过街通道群洞段为2层粉土、4层淤泥质粘土、3层粉质粘土夹粉土和2层及2层粉质粘土。
1.2 金鹰过街通道概况及周边管线情况
1.2.1 金鹰过街通道
金鹰过街通道为地下一层单跨箱型结构,内净空为9.8m×3.1m,顶板覆土厚度2.54m,顶板厚度70cm,边墙厚度60cm,底板厚度80cm,顶板、侧墙铺设防水板,通道排水管从垫层下土层接入泵房。通道采用ф1000@1500人工挖孔灌注桩作为围护结构,均为钢筋砼桩,桩长5.8m～10.5m(侵入隧道结构最大为3.98m),桩间采用Φ600旋喷桩桩间止水,如图1所示。金鹰过街通道两侧各设置一道变形缝,其中一条位于隧道正上方,通道施工分为两期,一、二期施工缝位于右线、1号风道上方。根据对金鹰过街通道施工过程的调研资料可知,过街通道埋深范围内多为淤泥质土,土层含水量大且渗水路径发育,尤其靠左线隧道侧施工软流塑土体十分敏感。结构底板下为10cm厚的C15素砼垫层,为方便施工,增设了一层10cm厚的碎石垫层,在隧道上方形成一道含水碎石层。
1.2.2 管线情况
区间隧道新街口方向管线密集,主要为上水管、电信、电力、污水、煤气及有线电视,位于隧道拱顶上方,沿线路方向分布,埋深最大Φ1200上水管距离隧道拱顶5.3m,Φ450污水管距离拱顶7m。根据横通道上方地表探孔及现场调查,雨污排水管道渗漏严重,废弃煤气管道内存在积水。
2 区间隧道施工重(难)点分析
2.1 地质条件差、地下水复杂
区间隧道向新街口站方向位于软流塑地层,下穿金鹰过街通道,根据目前隧道揭示地层特性以及探孔分析成果表明该段土体富含地下水,土体呈软流塑状,同时存在管线渗漏、积水补给,以及不明地下渗水通道等,土层自稳性极差,易发生涌泥、涌水、坍塌现象,再加上金鹰通道底部的碎石垫层含水影响,在该地层组织暗挖隧道施工尤其是隧道群的施工,难度较大。
2.2 地理位置及路面交通影响较大
金鹰过街通道地处南京市中心,是来往行人重要通道,其上为交通繁忙的汉中路和王府大街的十字路口,地理位置和社会地位十分重要。汉中路是南京城市主干道,密集的车流,尤其是大量公交车辆频繁的振动冲击,增加了土体敏感性,对开挖掌子面的稳定性影响较大。
2.3 破桩施工对沉降控制不利
根据调查,金鹰通道部分围护桩伸入隧道3.98m,开挖需逐根破除,考虑破桩施工掌子面暴露时间长,金鹰过街道两侧变形缝紧邻隧道,不均匀沉降对变形缝影响较为敏感,破除前必须对通道进行有效加固,降低施工风险。
2.4 土体扰动次数多,控制沉降难
原金鹰过街通道施工对原地层已有干扰,破坏了原有软流塑地层结构,左右线隧道施工形成二次扰动,地层应力释放更为明显,地层变形造成的沉降比其它地段更加敏感,同时考虑区间完成后进行新街1号风道施工再次扰动,该段地层控制沉降难度极大。
2.5 管线密集、渗水多
该段管线部分频繁改移,其质量难以保证,管线下方原状土,扰动较大;部分管线年久失修,渗漏严重,地质勘探表明,土层孔隙多含水率大,极为敏感。
3 施工方案的选用
根据分析区间下穿金鹰过街通道条件复杂、地质差、地下水丰富、管线较多,在施工前必须对前方土体进行有效加固,控制渗水、涌泥现象,避免较大沉降造成过街通道和管线下沉。为有效抑制沉降,防止坍塌,采用管棚方案确保金鹰过街通道底部土体稳定。因软流塑地层的不均匀性采用后退式分部注浆对掌子面前方土体全断面加固,结合超前小导管施工艺,对掌子面前方土体进行有效预加固,达到抑制地层变形,防止坍塌,最终达到控制金鹰过街通道的沉降,确保工程安全。
3.1 管棚施工
因地层条件较差,无管棚开挖工程风险过大,因受金鹰过街通道围护桩和管棚工艺的制约,从金鹰过街通道处到新街口车站段约40m范围内采取管棚套打的方案(见图2)通过金鹰过街通道。把横通道至新街口车站分为三个部分,施作管棚。
第一循环(横通道至金鹰过街通道段):
利用已经施工的横通道空间施作第一循环大管棚,管棚直径Φ121,为最大限度控制对地层扰动,采取跟管钻进工艺,管棚同金鹰过街通道西侧围护桩相切即可,并在管棚与过街通道相切处设置第二组循环管棚的工作室空间。
第二循环(金鹰过街通道段):
第二循环管棚利用管棚工作室从西往东钻进施工,管棚直径Φ140。采用金刚钻头开孔过街通道西侧的围护桩,开孔后采取跟管钻进,管棚同金鹰过街通道东侧围护桩相切即可终孔注浆。管棚工艺严格控制注浆压力,采用低压、微量、多次注浆,长时稳定管棚入口液压即可。
第三循环(过金鹰过街通道至新街口车站段):
因受金鹰过街通道的影响,无法施作过街道以东段第三个循环大管棚的工作室,同时要破除过街道东侧围护桩,第三个循环管棚无法按常规方法来实施。以第二循环的Φ140管棚作为第三循环Φ121管棚的导向管,采用金刚钻开孔穿过围护桩并在穿孔后继续采用跟管钻进工艺施作后续管棚。
3.2 注浆施工
3.2.1 超前劈裂注浆
为有效控制金鹰过街道的注浆隆起和施工沉降,通过改进浆液性能和注浆工艺两个方面来采取措施:普通段采用普通水泥水玻璃双液浆,下穿过街道段12m范围采用超细型HSC注浆材料(HSC注浆设计参数见表1)。充分利用该注浆料可注性强、结石率高(≥98%)的特性,在相对较小注浆压力下(≮0.4Mpa)便可形成为放射状劈裂效果,来充分改良待挖土体的性能。采取多开孔、多批次、微浆量、小压力的注浆工艺,通过加密掌子面布孔、减少单孔注浆量,来避免单孔注浆量较大而引起过街道较大的变形变位(见图3)。
3.2.2 通道下碎石垫层的利用与处理
充分利用过街通道下方碎石垫层,采用管棚钻机取孔下管引排垫层的间隙水,定向导排。在进行工艺时,注意观察导管水量大小,如排水异常,立即停止,避免浆液压力直接作用过街道底部引起破坏。待开挖通过初支完成后,用水泥水玻璃双液浆微压注浆填充止水(注浆设计参数见表2)。
3.3 金鹰过街道段截桩施工
在隧道开挖过程中,金鹰过街通道钢筋砼围护桩侵入隧道净空最大为3.985m,需进行破除。为防止形成过大扰动,桩体采用风镐进行破除。考虑到路面公路车辆通行,动载影响较大,为防止围护桩集中作用于初支体系形成不利受力状况,对逐段破除后的桩体采用型钢拱架进行托换。由于金鹰过街道围护桩与隧道斜交,受力传递对隧道格栅不利,过街道围护桩前后各0.5m范围内施作型钢拱架托换,拱架间距30cm,利用连接筋形成整体,确保纵梁刚度(见图4)。
3.4 开挖
开挖采取中台阶分部开挖方案,拱部开挖预留核心土,支护采用格棚拱架(局部采用型钢钢架)加喷锚支护与超前管棚预加固、超前小导管共同组成支护体系,开挖过程坚持随挖随支原则。
上部开挖临时仰拱紧跟,同时加强拱顶下沉、金鹰过街通道沉隆变形和隧道收敛的监测,初支出现变形异常或沉降速率达到警戒值,即封闭掌子面,进行下断面的注浆,依靠格棚拱架和管棚形成的连续支撑体系对地层变形变位适度补偿,严密保护过街通道。
4 结语
通过南京地铁上新区间软流塑地层下浅埋暗挖通过金鹰过街通道的施工探索,目前该段工程已平稳安全渡过金鹰过街通道,总体控制金鹰过街通道最大沉降量为11.2mm,过街通道隆起6.4mm,有效保证了工程安全,也没有引起过街通道的渗漏。
从施工过程来看,软流塑地层条件下浅埋暗挖法的隧道施工,超前管棚支护对防止坍塌和控制地层沉降作用十分明显。劈裂注浆工艺,尤其是分部注浆对地层的不均匀性,能起到较好的加固作用,但对下穿既有结构,劈裂注浆一方面可以加固软弱土体,另一方面会对既有结构产生较大的变形变位,其破坏作用表现明显,因此对注浆工艺负面影响要有充分认识,适时、有效的监测,并采取有效措施防止或减缓其负面影响,是保证工程安全的关键前提。
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