超大直径盾构双液注浆试验及应用效果

舒计城

中铁十四局集团大盾构工程有限公司，南京 211800

在超大直径泥水平衡隧道施工过程中，隧道横断面跨越地层多、地质条件复杂，极易出现管片上浮、错台及其引起的管片破损、渗漏水问题，此时需要及时进行同步注浆。

同步注浆浆液分为单液浆和双液浆。单液浆凝结时间长，初期强度小，易被地下水稀释，导致胶凝材料流失，常会从受损或脱落的止浆板处流入盾构机的土仓，造成浆液浪费。双液浆胶凝时间短，能够有效控制管片上浮，早期强度较高，容易控制盾构姿态。

叶飞［1］认为当管片脱出盾尾时，管片受到单浆液的浮力比在饱和土中受到水的浮力大。李科等［2］研究了水泥、水玻璃掺量对双液浆结石体的应力-应变曲线影响规律。安妮等［3］通过室内试验探讨了水泥掺量和水玻璃掺量对双液浆胶结时间的影响规律。宋雪飞［4］通过试验研究了粉煤灰对双液浆改性的作用。Matthew 等［5］基于美国 ASTM 规范，给出了泌水率、物理胶凝时间、抗压强度等双液浆指标的测试方法。王红喜［6］用钢渣粉煤灰、矿渣及偏高岭土与水玻璃拌和成改性高性能双液浆，并将此工艺成功应用于武汉长江隧道项目中。Bezuijen 等［7］对直径 9.5 m 隧道双液浆填充进行了壁后雷达扫描，通过结果反算出了注浆压力对管片上浮的影响规律。郑青［8］针对富水粉细砂地层中的暗挖隧道，提出了超细水泥-水玻璃浆液注浆方案，通过实际案例表明该浆液具有良好的止水效果。张莎莎等［9］研究了盾尾空隙内浆液压力分布规律、消散过程、浆液的流动路径及扩散方式。陈艺元［10］研究了水灰比、水玻璃模数等浆液指标对稳定性、胶凝时间、流动性的影响规律，并通过试验探讨了双液浆在真实地层中的强度变化规律。刘旺［11］研究了水泥-水玻璃浆液性能及其对盾构隧道地表沉降的影响。刘强等［12］基于浆液劈裂土体形成的裂缝形状和宾汉流体在平板裂缝中的流变方程，计算分析不同土体中水泥-水玻璃浆液的黏度、注浆压力以及裂隙高度对浆液扩散距离的影响。

本文以北京东六环改造工程为工程背景。双液同步注浆技术仅在小直径盾构施工中有少量应用，北京东六环同步双液注浆技术在国内超大直径盾构施工中应用尚属首次。在既有双液浆研究基础上，开展了不同配合比室内试验，验证了不同水灰比、波美度对双液浆强度、泌水率的影响。在始发井负环处进行了原位模型试验，研究注浆量、注浆压力、浆液种类等因素对大直径盾构隧道同步双液注浆的扩散机理、注浆效果等方面的影响，以期为盾构隧道掘进阶段提供有力依据。最后对盾构掘进阶段管片上浮、管片错台、地面沉降、既有建筑物沉降等数据进行了分析，验证了双液浆对超大直径盾构隧道的有效性。

1 室内试验研究

1.1 试验材料

试验材料包括A、B 液，A 液主要包含水、水泥、膨润土、稳定剂，B 液为水玻璃。水玻璃波美度41 Be′时双液浆配合比分别为1 ～4，水玻璃波美度44 Be′时双液浆配合比分别为5 ～8。具体配合比见表1。

表1 双液浆配合比

1.2 试验方法

1）泌水率。双液浆A 液的泌水率反映的是浆液中水与胶凝材料之间的分离特性，宏观上反映为浆液的保水性能。泌水率越大，越容易出现砂粒下沉、砂与浆体分离等情况。将拌和均匀的水泥浆液静置30 min，每隔5 min观测一次离析水高度h1和浆液浆体膨胀面高度h2，直至h2高度不再变化，然后计算泌水率。

泌水率w计算式为

2）化学胶结时间。化学胶结时间通常采用“倒杯法”测试。依据制浆工艺，将既定配合比下的A 液制备完成，按照配合比量取B 液。将A 液与B 液混合，当混合液呈现“啫喱状”并存在挂杯现象时，终止计时。此时所记录的时间标定为双液浆化学胶结时间。

3）物理胶凝时间。浆液的物理胶凝时间分为初凝时间和终凝时间，试验中浆液的初凝时间和终凝时间均采用维卡仪测定，试验流程参照JGJ/T 317—2014《建筑工程裂缝防治技术规程》［13］。

4）抗压强度。双液浆入模后，立刻放进恒温恒湿养护箱进行养护，养护箱需保持在20 ℃、湿度大于90%。当试块标准养护24 h 后开始脱膜，分别测试记录试块1、3、7、28 d抗压强度。测试方法参考JGJ 70—2009《建筑浆液基本性能试验方法》［14］。

1.3 试验结果

1）泌水率。水玻璃波美度分别为41、44 Be′时A液静置时间分别为1、3、12、24 h的泌水率见表2。

表2 A液泌水率

由表2 可见，A 液泌水率随时间的增大而逐渐变大，随水泥含量的增加而逐渐变小。在水灰比相同的情况下，水玻璃波美度44 Be′时的A 液泌水率小于波美度41Be的。

2）化学胶结时间、物理胶凝时间。水玻璃波美度分别为41、44 Be′时双液浆的化学胶结、物理胶凝时间见表3。同步注浆材料凝结时间不宜过长，若凝结时间过长则在注浆后难以起到足够的填充及支撑作用，易因壁后注浆浆体支撑力不足而发生地表沉降。同时同步注浆材料凝结时间不宜太短，以保证在盾构掘进过程中注浆填充的密实性。

表3 双液浆化学、物理胶结时间

由表3 中可见，A 液密度随着水泥含量的增加逐渐增大，化学胶结时间逐渐减小。物理初凝、终凝时间随水泥含量的增加而逐渐减小。在水灰比相同的情况下，水玻璃波美度44 Be′双液浆化学胶结时间比波美度41 Be′时的增加了5.2%、12.9%、18.5%、21.7%。

3）抗压强度。双液浆抗压强度主要取决于胶凝材料水泥水化后形成的结石体强度，水灰比越小水化产物形成的结石体强度越大。不同波美度下双液浆强度对比曲线见图1。可见，双液浆抗压强度随着时间的增加而增大，随水泥含量的增加而增大。由28 d抗压强度对比可知，配合比1 强度较配合比5 增加了21.1%，配合比2 强度较配合比6 增加了32.5%，配合比3强度较配合比7增加了28.5%，配合比4强度较配合比8 增加了77.5%。这主要有两个原因：①随着水玻璃波美度增大，浓度增加，添加到A 液中后相当于对A液进行了稀释。水玻璃波美度越大，对A液的稀释作用也越强，间接增大了A液水泥浆的水灰比。②水玻璃由于水解作用生成大量HnSiO4X-，与 A 液中的Ca2+离子反应生成水化硅酸钙，同时还会产生大量硅溶胶。硅溶胶强度偏低，导致双液浆试块强度降低。因此，只有当水玻璃掺量适中时，双液浆才能产生较多的水化硅酸钙和沸石类物质，使得双液浆结石体达到较高强度。

图1 不同波美度下双液浆抗压强度对比曲线

2 始发井原型试验研究

北京东六环改造工程全线分为直接加宽段和入地改造段，路线全长16 km，其中盾构段长约7.4 km。盾构段隧道穿越的地层主要为粉细砂层、粉土、中粗砂，少数粉质黏土，覆土厚度约10～42 m，承受的最大水压为0.58 MPa。盾构机开挖直径15.97 m，平均覆土厚20 m。本项目采用同步双液注浆，注浆泵为挤压泵。以盾构隧道区间的负环段（6 m）为同步双液注浆的原型试验段，在盾构始发过程中，盾构前移负6环的过程中开始在试验套筒内进行双液注浆，探讨注浆量、注浆压力、浆液种类、停机盾尾密封材料种类、地下水等因素对大直径盾构隧道同步双液注浆的扩散机理、注浆效果等的影响。

2.1 试验装置

该试验在盾构隧道负环段进行，其中钢套筒内径略大于盾壳外径，形成的盾尾间隙宽度为20 ～40 cm，钢套筒沿掘进方向长度为6.5 m，采用300 mm 国标工字钢作为立柱。面板上采用加胶折弯钢化玻璃，每个亚克力板观察窗尺寸为1 m×6 m，共7个，见图2。

图2 钢套筒面板布置

2.2 试验方案

本次负环段原型试验预设钢套筒纵向长度6 m，即三环管片（管片环宽2 m）的长度，试验过程中对不同配合比、掘进长度、注浆流量等因素进行讨论。试验方案见表4。

表4 原型注浆试验方案

试验过程中共设置3个断面对同步双液注浆过程中孔隙水压力、土压力进行监测，各个断面传感器布置保持一致。具体监测断面布置见图3。

图3 传感器监测断面布置

2.3 试验结果分析

在负环段同步双液注浆试验过程中，盾构机依次穿过监测断面1、断面2、断面3，在穿越3 个断面过程中同步注浆所用浆液类型不同，所用注浆管和注浆压力变化均有所差异，盾尾浆液的填充状态、分布特性均有所差异，本文只对断面3的监测数据进行分析。

2.3.1 断面3传感器测试结果分析

提取盾构机穿越断面3 过程中各传感器量值，对数据进行整理，得到各传感器压力变化曲线，见图4。图中，T代表土压力传感器，S代表孔隙水压力传感器。可见，在盾构推进时长为0.75 ～1.5 h 时开始同步注浆作业，土压力和孔隙水压力整体呈“单峰”式曲线变化，在同步注浆作业时土压力和孔隙水压力增加，随着注浆停止压力回落。

图4 盾构隧道穿越断面3传感器压力变化曲线

2.3.2 实际注浆压力与断面3传感器测试结果对比

盾构穿越过程中断面3注浆压力变化曲线见图5。其中，①—⑧分别为双液浆注浆点位。

图5 断面3注浆压力变化曲线

由图5（a）可知，在盾构推进时长为0.75 ～ 1.50 h时在断面3进行同步双液浆作业，⑦、⑧号点位注浆压力普遍大，最大值分别为0.15、0.09 MPa；结合图5（c）可知，该断面孔隙水压力值在⑦、⑧号点位孔隙水压力值偏大，这与注浆压力变化曲线相匹配；由图5（b）可见，在盾构推进时长为0.5 ～1.0 h 时，土压力在左侧套筒底部偏大。这主要是因为盾构左侧钢板束刮蹭到了土压力盒，导致土压力值偏大。

3 现场应用研究

为了验证双液注浆对于超大直径盾构隧道控制的有效性，对盾构隧道施工完成后的管片上浮、管片错台、地表沉降、既有建筑物沉降等数据进行统计分析。

3.1 管片上浮

双液浆可以快速凝固，具有一定的早期强度，能够约束管片，防止管片上浮。同时也防止开挖面泥水后窜稀释浆液，确保管片衬砌结构的稳定和受力均匀。北京东六环双液浆与其他超大直径盾构项目单液浆管片上浮量对比曲线见图6。

图6 双液浆与单液浆管片上浮量对比曲线

由图6 可见，北京东六环盾构隧道管片上浮量除去个别点位超过10 mm，上浮量基本上处于-10～10 mm。这主要是因为盾构管片在脱出盾尾后，双液浆30 s 后快速凝固，呈“啫喱状”，此时浮力已消散。1 h 内浆液强度快速上升达到0.15 MPa，有效限制了管片位移，管片上浮趋于稳定。在南京、杭州、苏州等其他超大直径盾构项目采用单液浆时，管片上浮基本在10～55 mm，部分较好的项目在10～30 mm。双液注浆相对于单液注浆在控制管片上浮方面效果明显提升。

3.2 管片错台

盾构隧道在施工过程中，当已拼装好的管片从盾尾脱出时，必然造成在管片衬砌与土体之间出现空隙，此时需要及时同步注浆，以防止盾构管片周围土体松动，避免管片结构因缺少必要的抗力而出现局部应力集中现象。双液浆具有良好的填充性、和易性、早期强度和最终强度，能够较好地约束管片，防止隧道轴线偏移，避免管片产生错台。

按照规范及设计要求，拼装阶段衬砌环内错台容许偏差为6 mm，成型隧道衬砌环内错台容许偏差为12 mm；拼装阶段相邻管片环间错台容许偏差为7 mm，成型阶段相邻管片环间错台容许偏差为17 mm，现场管片环内、环间实际错台量见表5。其中，环内错台序号分别为1#—4#，环间错台序号分别为5#—8#。将北京东六环双液注浆管片错台量与南京项目单液注浆管片错台量进行对比。

由表5 可见，同步双液注浆时环内最大错台量3 mm，环间最大错台量为5 mm，管片错台量集中在3 mm以内，累计占比为95%。同步单液注浆时管片环内最大错台量为10 mm，环间最大错台量为13 mm。因此，双液注浆相对于单液注浆能很好控制管片错台量。

3.3 地表沉降与建筑物沉降

盾尾同步注浆施工过程中，如果盾尾空隙得不到及时充填，周围土体将会塌落至管片之上，引起地层移动、变形，致使地表建筑物发生沉降或偏移。地表及建筑物沉降曲线见图7。可见，盾构隧道穿越既有建筑物，建筑物的基础为筏型基础，盾构覆土浅，埋深为12 ～15 m，土层主要是粉质黏土、粉细砂，地层条件差。地表沉降值最大为1.7 mm，基本在1 mm 以内。既有建筑物沉降值在1.55 mm 以内，沉降值较小。因此双液注浆在控制地表沉降和既有建筑物沉降方面有明显的优势。

图7 地表及建筑物沉降曲线

4 结论

1）由室内试验可以得到，随着水泥含量的增加A液密度逐渐增大，化学胶结时间和物理初凝、终凝时间逐渐减小。双液浆材料配合比相同条件下，波美度41 Be′的双液浆试块抗压强度均大于波美度44 Be′的。

2）由原型试验可以得到，盾构推进同步注双液浆时，土压力和孔隙水压力整体呈“单峰”式曲线变化。随着注浆停止压力回落。在盾构推进时长为0.75 ～1.50 h时，土压力在左侧套筒底部偏大。

3）由现场应用可以得到，双液注浆管片上浮量基本上处于-10～10 mm，在控制管片上浮方面有显著提升。环内最大错台量值为3 mm，环间最大错台量值为5 mm。管片错台量量集中在3 mm 以内，累计占比为95%。地表沉降最大为1.7 mm，基本都处在1 mm 以内。既有建筑物沉降值在1.55 mm 以内。因此，双液注浆在控制管片上浮、管片错台、地表沉降及既有建筑物沉降等方面有明显的优势。