高温富水环境下裂隙岩体注浆试验装置研制及浆液扩散规律

余永强，张纪云，范利丹，王树仁，徐 峰，杨 杰，任连伟

(1.河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454003；2.河南省地下空间开发及诱发灾变防治国际联合实验室，河南 焦作 454003)

近年来，我国隧道工程的修建规模和数量已跃居世界前列。我国中西部地区的隧道施工正面临高地温、高地应力、高渗透压及强烈扰动的影响。施工中遇到越来越多高温富水裂隙岩体，裂隙面的结构形态和岩体所处的地质环境对注浆浆液的流动有重要影响，裂隙的连通性、粗糙度和充填程度等，会引起浆液的线性或非线性流动特性。因此，研究高温富水环境下， 浆液扩散受地层温度、水灰比和单位时间注浆量影响的规律，对更好地理解和掌握注浆效果、保证隧道安全高效施工具有重要意义。

目前，许多学者开展了相关的研究，如钟祖良等研制了适于土石混合体注浆的试验装置，发现含石量对浆液扩散效果的影响显著。张伟杰等自制了三维注浆模型试验装置，揭示了岩体总压力、孔隙水压力和位移的时空变化规律。为研究浆液在岩体裂隙网络的扩散规律，刘滨等研制了可视化恒压注浆试验系统，发现浆液在经裂隙网络后造成了各支流间压力降幅和流量分配系数的不同。DING等设计了可视化注浆装置，发现受粗糙度的影响浆液扩散形式呈椭圆形，并提出了浆液扩散模型中粗糙度因子的修正方法。针对浆液与地下水相互作用的问题，WANG等通过试验，发现动水作用下浆液被冲刷后具有空间非连续性，残余浆液形态与原始裂隙有重要关系。LEE等研制了可调整裂隙间距的装置，对离散节理中浆液扩散进行研究，发现不考虑黏度变性时浆液的流动距离明显变长。DENG等对不同岩体注浆的效果进行了数值计算。王强等利用数值模拟得出了定量预测浆液扩散范围和注浆量的经验公式。刘人太等发现动水对浆液扩散有积极作用。LIU等对流固耦合作用下影响裂隙岩体注浆的因素进行了数值分析。SUN等建立了水-力耦合模型，发现由于裂缝间的相互应力作用，导致细小裂隙更难注浆。REN等发现动水可改变浆液的扩散形式，水流对沿流动方向浆液扩散具有显著的促进和冲刷作用。ZHU等通过确定裂隙孔径与迹长的关系，建立了三维裂隙网络模型。MOVASSAGH等发现理想脆性材料的截面在分形维数较大时与粗糙度吻合度较高，截面的拓扑结构对裂隙的增长及流体运移至关重要。PHILLIPS等通过3D打印构造裂隙，研究了粗糙度对渗流的影响，发现孔径小于20 μm时，裂隙接触面积比粗糙度更能准确预测渗透性。

基于正交试验方法，庞建勇和姚韦靖得到了松散富水砂卵石层浆液扩散范围与地层含水率、水灰比和注浆压力的关系。秦鹏飞等设计了砂砾石渗透注浆试验，研究了孔隙率、水灰比和注浆压力，对浆液扩散半径的影响。张玉等发现岩体注浆中孔隙率、水灰比、注浆压力和注浆时间，与扩散距离呈幂函数关系。谢聪考虑了地层渗透系数、水灰比和注浆压力的砂砾层注浆试验，得到了浆液扩散半径的定量表达式。郝晋伟等通过改变注浆压力、水灰比及注浆量等对破碎岩体进行注浆，发现注浆压力对注浆效果的影响最大。考虑渗滤效应影响，李术才等通过数值计算得到了孔隙率、浆液运动黏度以及浆液压力随时间和空间的分布规律，得到了注浆有效加固范围与注浆压力的函数关系式。KIM等考虑浆液的黏时变性和过滤作用，发现渗滤系数与介质粒径、水泥粒径和浆液运动黏度有关。目前，关于裂隙粗糙度、动水环境和裂隙岩体网络，对岩体注浆效果的影响虽有一定研究，但耦合地层温度并考虑水灰比等因素，对浆液扩散规律的影响鲜见报道。

针对上述不足，笔者基于大瑞铁路高黎贡山隧道构造应力复杂、岩体破碎及高温富水的特点，研制一套满足高温富水环境下破碎岩体注浆的试验装置，进行了不同地层温度、水灰比和单位时间流量下的注浆试验，对浆液扩散规律和各因素对浆液扩散范围的敏感性进行研究，对正确认识地层温度对浆液扩散规律的影响和准确评价注浆效果具有重要意义。研究成果可为高温富水环境下裂隙发育地下工程的注浆设计和施工提供依据和参考。

1 试验装置

1.1 工程背景

大瑞铁路高黎贡山隧道全长34.5 km，最大埋深1 155 m，平均埋深800 m。线路地处印度板块与欧亚板块碰撞接合带，受构造挤压影响，岩体完整性差，裂隙、褶皱构造发育，差异风化严重，地质钻孔显示局部岩体破碎严重，岩块粒径大小不一，基本符合连续级配状态。周边有著名的“腾冲火山群”，水热活动强烈，形成天然温泉多达122处，导热裂隙断层含水温度高达80 ℃，隧道施工中高温热害问题突出。

1.2 地温度作用下注浆试验装置研制

1.2.1 试验原理

由于现场高温热害问题是由温泉水引起的，实验室内用大功率磁力泵提供动力实现恒温水持续在破碎地层中循环，模拟地下高温水引起的高地热环境。用PT100温度传感器进行测温，待地层温度达到预定值10 min后，开启注浆泵进行恒流量注浆，实现浆液驱替水进而充填裂隙的目的。

1.2.2 试验装置及试验方法

注浆试验装置由试验架模块、破碎地层模拟模块、不同温度水供给模块、注浆系统模块和流量变频控制模块等5部分组成，原理和实物如图1，2所示。

图1 地层温度作用下裂隙岩体注浆试验装置原理Fig.1 Principle of grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

图2 地层温度作用下裂隙岩体注浆试验装置Fig.2 Grouting test device for fractured rock under the action of geo-temperature

(1)试验架模块有龙门吊、反力约束架和千斤顶组成。龙门吊的作用是便于装置的拆卸；反力架和千斤顶是为活塞提供反向作用力，控制地层孔隙率，可防止注浆时引起的活塞上移，导致浆液扩散范围和结石体形状的变化。

(2)破碎地层模拟模块由三维充填腔体、活塞和底座组成。其中，三维腔体由高强无缝钢筒制成，内、外径分别为580 mm和600 mm、壁厚10 mm、高度700 mm；活塞半径579 mm，厚度50 mm，等距离开设2道厚度7 mm和深度3.5 mm的环形凹槽，用厚度7 mm、直径570 mm的丁晴橡胶“O”型圈铺于凹槽中。在高于钢筒底部5 mm处焊接外径800 mm、内径600 mm、厚度10 mm的薄壁圆环作为法兰，在法兰上均匀布置6个20 mm的丝孔，用于与底座连接；底座为直径800 mm、厚度50 mm的圆形钢板。在底座中心凿取直径600 mm、高度5 mm的凹槽，以该凹槽为基础面，在钢筒壁正下方沿环向开设一道厚度7 mm、深度3.5 mm的环形凹槽，用同尺寸的“O”型圈铺设，实现密封。整个装置内部做抛光处理，在反力约束架和千斤顶作用下实现活塞下移，控制模拟地层孔隙率和压缩变形量，以保证试验结果的准确性。

(3)不同温度水供给模块由恒温水浴箱和磁力泵组成。其中，恒温水浴箱的调温范围为室温至100 ℃，磁力泵的扬程和吸程分别为33 m和12 m。注浆管位于钢筒底部正中心，恒温水入口位于钢筒侧面底部，循环水出口位于活塞上部。地层铺设完成后开启磁力泵使恒温水不断进入地层，后经出水管进入储水箱实现循环。同时，沿钢筒高度均匀布置2个PT100温度传感器，当地层温度达到预定值后继续循环10 min，此时认为整个地层的温度达到试验要求。

(4)注浆系统模块和流量变频控制模块由注浆泵、流量变频器和储浆桶组成，其中，控制器频率在10～50 Hz可调，可实现1.07～8.45 L/min的注浆。试验中采用秒表计时，以额定功率下一分钟的浆液流量作为标准进行恒流量注浆。

2 模型试验

2.1 方案设计

目前设计试验时多采用正交设计和均匀设计法，均匀设计试验法是数论方法中“伪蒙特卡罗方法”的一个应用，由于均匀设计具有均衡分散、整齐可比的特点，在保证偏差的基础上可显著减少试验次数，减少工作量，即用相对较少的试验次数得到更有代表性的试验数据，故更适合于多因素多水平试验。现对2种设计方法在确定影响因素数量为3个时，进行实验偏差的对比分析，以确定选用均匀设计法的合理性。

表1 正交设计与均匀设计的偏差比较Table 1 Deviation comparison between orthogonal design and uniform design

图3 试验参数分布曲线Fig.3 Distribution curves of test parameters

2.2 地层模拟

由于用大粒径岩块模拟破碎围岩时，单裂隙长度较大导致浆液流经裂隙所用时间增长，当浆液绕流岩块的长度不足以对其形成黏结，脱模后该岩块便不能作为结石体体积的有效组成，进而影响对浆液扩散范围的评估。为减小岩块粒径大小对浆液扩散范围的影响，结合现场实际情况，试验过程中，先在圆柱形钢筒中自然堆积同等高度的2～5 mm岩块，并初步测定其对应的孔隙率。然后，以5 kN为一个加载梯度，进行模拟地层孔隙率的控制加载。随着反向作用力的增加，模拟地层压缩变形不断增大、孔隙率不断减小。当模拟地层孔隙率处于37.28%～37.73%时，停止加压，保持恒载，以保证模拟地层破碎程度和孔隙率的大小具有一致性。

为验证研制模型的合理性，保证每组试验的孔隙率误差均小于0.5%，可用式(1)描述模拟地层孔隙率与压缩变形量(=-)的关系。岩块重新堆积、压缩稳定一段时间后，其孔隙率可看作一定值，体积确定后孔隙率的大小直接影响浆液的渗流通道和结石体体积。

(1)

式中，为模拟地层岩块的质量，kg；为模型的截面积，m；为模拟地层的初始高度，m；为模拟地层受压后的压缩量，m；为模拟地层岩块的密度，kg/m。

由图4可知，式(1)中模拟地层孔隙率与压缩变形量呈线性关系，通过对试验数据进行拟合，发现2者关联度较高。在压缩变形量相同时，孔隙率的试验值与理论值的误差较小。在反向作用力施加初期，试验曲线与理论曲线偏差较明显，这是由于钢筒中模拟地层铺设不平整而引起的，不平整度导致铺设面与活塞不能完全接触，在反向作用力初始加载时，活塞在有限小范围内出现不均匀下降现象，随反向作用力的持续施加，由于活塞的刚度大于岩块的刚度，岩体逐步被压密、孔隙率进一步缩小，实现了活塞随反向作用力的均匀下移。模拟地层孔隙率值与理论值的误差均小于0.1%，2者的曲线基本重合，说明设计的模型合理可靠。

图4 孔隙率与压缩位移理论值与实际值的对比曲线Fig.4 Relationship between theoretical and actual values of porosity and compression displacement

试验中通过向模拟地层中注水，计算其孔隙率，在进行恒流量注浆时，浆液的扩散范围用结石体体积表征。共进行了7组不同工况的试验，由图5可知，试验中模拟地层的最大和最小孔隙率分别为37.73%和37.28%，最大和最小误差分别为0.45%和0.03%，误差控制在0.5%以内，满足试验要求。通过对注浆装置施加反向作用力，是为了将地层孔隙率这个影响浆液扩散范围的因素控制在一定范围内。整个动态压缩过程中，控制地层孔隙率的最大值和最小值分别为37.73%和37.28%，误差在0.5%以内，本研究即认为达到终态。此时保持反向作用力不变，即防止注浆时由于孔隙压力的增大而引起孔隙率变化，最终影响浆液扩散范围。

图5 模拟地层孔隙率分布Fig.5 Porosity distribution of simulated stratum

由图6可知，将模拟地层铺设完成后，用排水法进行地层结构孔隙率的测定，首先，计算出地层结构的体积，记录好容器中水的质量，用磁力泵将水注入模拟地层，通过剩余水的质量计算出初始孔隙率。

图6 试验过程孔隙率的测试Fig.6 Test of porosity during the experiment process

然后，通过千斤顶与反力架做功实现对活塞提供向下的作用力，加载的同时伴随模拟地层的压缩变形，有一定量的水从排水口流出，用精度为0.000 1 g的电子秤记录每次加载完成且静载10 min后排出的水量，以计算实时孔隙率，直至达到预定孔隙率。

2.3 试验步骤

试验装置组装完成后，开始构建模拟地层，为保证浆液向四周均匀扩散，将出浆孔布置在钢筒的几何中心，模拟地层高度350 mm，注浆管长度150 mm，在注浆管的顶部沿径向均匀布置3个直径3 mm的出浆孔。模拟地层分层铺设，每层厚度约50 mm，操作过程层层压实直至达到预定厚度，同时，在铺设高度达到100和300 mm时，分别安设1个PT100温度传感器。通过反力架和千斤顶对活塞做功实现对模拟地层压缩，待孔隙率达到预定值后停止加压，完成模拟地层的铺设。此时开启磁力泵对模拟地层进行恒温水循环，达到预定温度后，按下预先调试好频率的流量控制器和注浆泵开关，开始进行恒流量注浆试验，注浆1 min后关闭上述开关，停止注浆，整个过程采用秒表计时。最后认真冲洗管路，结束本工况的注浆。

注浆过程地层温度变化与注浆持续时间如图7所示，由图7可知，试验中在模拟地层水温达到预定温度，且恒温时间大于10 min后开始注浆，整个过程温度误差在±2 ℃，保证整个模拟地层结构的温度可达到预定值。

图7 注浆过程地层温度保持与变化趋势Fig.7 Layer temperature maintenance and change trend during grouting

3 结果分析及讨论

3.1 试验数据处理的数学模型

浆液的可注性与岩体的渗透系数有关，而渗透系数由岩体的孔隙率占比决定。针对多孔介质的渗透系数与孔隙率的半经验半理论公式，表达式可概括为=()。其中，为与岩体相关的参数(如有效粒径、岩体孔隙率等)。一般认为，当基体渗透系数小于10m/s时，认为其失去可注性。试验发现本文所选择岩块粒径组成的基体其渗透系数约在0.013 m/s左右，故浆液在该工况下具有可注性。

高温富水破碎岩体注浆时，浆液扩散规律受多个因素共同影响，在处理由多个自变量引起的问题时，多采用多元线性回归分析和多元线性逐步回归分析。设计的试验因变量为结石体体积，自变量分别为单位时间流量、水灰质量比、地层温度。初步分析发现，试验结果与影响因素间并非线性关系，而是多元幂函数关系，因此，假设其函数模型为

=()

(2)

将式(2)非线性模型两边取对数得

lg=lg+lg+lg()+lg

(3)

假设=lg，=lg，=lg，=lg()，=lg，则式(3)非线性模型可转化为多元线性回归模型：

=+++

(4)

式中，，，分别为浆液扩散范围对单位时间流量、水灰质量比和地层温度的回归系数；为对浆液扩散范围的综合影响系数。

3.2 浆液扩散规律的数学关系式

进行高温富水环境下破碎岩体注浆试验，得到的结果见表2。

表2 不同地层温度作用下浆液扩散范围Table 2 Slurry diffusion range under different geo-temperature

依据对数学模型的求解，将表2的数据代入式(2)，可得到浆液结石体体积与流量、水灰质量比()、地层温度之间的数学关系为

=10530995()02450233

(5)

经计算得式(5)的为0.976，验证了所建立数学关系式的准确性。

由表3和图8可知，理论值与实测值误差较小，分布均匀且2值的大小交叉分布，在有限范围内波动，平均误差率为7.92%。说明回归结果良好，建立的数学关系式可靠。

表3 不同地层温度作用下浆液扩散范围实测值与理论值对比Table 3 Comparison of measured and theoretical values of slurry diffusion range under different geo-temperature dm3

图8 结石体体积实测值与计算值的对比Fig.8 Comparison of measured and calculated values of stone body volume

3.3 浆液扩散规律影响因素分析

选取地层温度、单位时间流量和水灰比3个变量进行参数敏感性分析。

实际工程中为保证注浆后岩体的强度，水灰比往往已确定，依据上述分析可得不同流量下地层温度与浆液扩散范围的关系。由图9知，在其他试验条件一定时，单位时间流量越大浆液的结石体体积越大，但各单位时间流量下，结石体体积随地层温度的增加变化不大，增长速率随流量的增加逐渐增大，总体表现为浆液扩散范围受地层温度的影响较小。

图9 地层温度与浆液扩散范围的关系Fig.9 Relationship between geo-temperature and slurry diffusion range

调整好单位时间注浆流量，可反演不同地层温度下水灰质量比与浆液扩散范围变化的关系。由图10知，地层温度越高，浆液的结石体体积越大。随注浆时间的延长浆液不断置换岩体中的水分，实现对岩体的充填加固，静水压状态下浆液的水灰比基本不受影响，但高地温作用会降低浆液的黏度，故出现上述现象。浆液的扩散范围随水灰比的增加逐渐增大，但增长速率逐渐变缓，当水灰质量比大于1.0时，增幅明显变小，这是由于水灰质量比大于1.0的浆液可近似看作牛顿流体，此时继续增大水灰比，对浆液的流动性影响不大，要得到更大的浆液扩散范围，需提供更大的注浆动力或注浆时间。总的来说，浆液的扩散范围受水灰比的影响较为显著，这与回归所得关系式呈现的规律具有一致性。

图10 水灰质量比与浆液扩散范围的关系Fig.10 Relationship between water-cement ratio and slurry diffusion range

在地层温度无法改变时，结合公式可进行不同水灰比下单位时间注浆流量与浆液扩散范围变化关系的分析。由图11知，水灰比越大，浆液的结石体体积越大。随单位时间流量增大，用大水灰比与小水灰比浆液注浆，得到的结石体体积差距在逐步增大。在统计范围内，结石体体积随单位时间流量的增大线性增加，增长速率随单位时间流量的增幅基本保持不变。总的来说，浆液扩散范围受单位时间注浆流量的影响非常明显。

图11 单位时间流量与浆液扩散范围的关系Fig.11 Relationship between unit time flow rate and slurry diffusion range

对裂隙发育的岩体注浆，施工时综合考虑到浆液黏度和水泥石强度的影响，较多使用水灰比为0.8和1.0的浆液。在确定水灰比后，地层温度和单位时间流量共同作用下浆液扩散的规律如图12所示。

图12 注浆流量和地层温度对浆液扩散范围的影响Fig.12 Influence of grouting flow rate and layer temperature on slurry diffusion range

浆液的扩散范围随单位时间流量和地层温度的增加而增大。单位时间流量作用下，扩散范围的增长率基本保持不变，显著大于地层温度。在有限增量范围内，单位时间流量为1.07 L/min时，浆液扩散范围的最大值与最小值分别为3.12和2.54 dm，2者差值较小；当地层温度为40 ℃时，单位时间流量下，浆液扩散范围的最大值与最小值分别为19.14和2.84 dm，2者差值较大。可见单位时间流量和地层温度耦合环境下，浆液扩散范围受前者的影响明显大于后者。

实际岩层的高温往往不是局部性的，持续的恒温热源通过导热裂隙带涌向作业面，这种情况可认为地层温度恒定。图13可体现不同水灰比和单位时间流量作用下浆液的扩散规律。浆液的扩散范围随单位时间流量和水灰比的增加而增大，单位时间流量作用下结石体的增长率基本保持不变，同比大于水灰比的作用。在设计的变量增量等级下，单位时间流量为1.07 L/min 时，研究水灰质量比下浆液扩散范围的最大值与最小值分别为3.33和2.68 dm，2者差值较小；若水灰比为1.1∶1时，单位时间流量下浆液扩散范围的最大值与最小值分别为20.20和2.99 dm，2者差值较大。可见，水灰比和单位时间流量耦合环境下浆液扩散范围受后者的影响较明显。

图13 注浆流量和水灰比对浆液扩散范围的影响Fig.13 Influence of grouting flow rate and water-cement ratio on slurry diffusion range

考虑到岩体裂隙的发育程度、渗流路径长度和浆液流动度等因素，单位时间注浆流量不可能无限增大。确定单位时间注浆流量后，图14可反映不同地层温度和水灰质量比作用下浆液扩散规律的发展趋势。浆液扩散范围随单位时间流量和水灰质量比的增加而增大，2者的增长率变化基本一致，均保持较小的增势，图14中的三维曲面基本呈对称结构。

图14 地层温度和水灰比对浆液扩散范围的影响Fig.14 Influence of layer temperature and water-cement ratio on slurry diffusion range

在设计的变量变化范围内，浆液扩散范围的极大值为9.94 dm，即图14中的深红色部分；极小值为6.51 dm，即图14中下方紫色部分。说明2者共同作用下，对浆液扩散范围的影响不大。在有限的变量增量范围内，水灰比为1.1时，研究地温下浆液扩散范围的最大值与最小值分别为8.93和7.28 dm，2者差值较小；当地温度为40 ℃时，研究水灰质量比下浆液扩散范围的最大值与最小值分别为9.04和7.27 dm，2者差值相对较大。浆液扩散范围受水灰质量比和地层温度的影响差值不大，但前者稍大于后者。

3.4 地温作用下浆液扩散形状分析

在设计的试验条件下，对浆液扩散范围影响最大的是单位时间流量，最小的是地层温度，水灰比处于中间，后续以单位时间流量为主导因素对浆液的扩散形状展开分析。

注浆试验完成后，浆岩混合体在三维腔体中养护48 h，待浆液硬化后拆模取出结石体，观察浆岩混合体中浆脉的分布情况和结石体形状。所有试验均为1 min的恒流量注浆，设计的最大和最小单位时间流量分别为7.29和1.07 L/min，由图15可知，试验范围内浆液的渗流路径均未达到模型边界，故结石体形状和浆液扩散范围不受钢筒边界约束。

图15 不同注浆流量下模型对结石体形状的约束Fig.15 Constraints of model on stone body shape under different grouting flow rates

设计的岩层孔隙率和单位时间流量范围内，高温富水裂隙岩层中浆液的扩散形式以充填压密为主，不存在劈裂现象。出浆口位于注浆管的顶部，由沿其环向均匀布置的3个直径3 mm的小孔组成，可保证浆液均匀向四周扩散，通过对多组浆液扩散试验观测，发现受单位时间流量的影响浆液固化后结石体的形状有较大差别，但胶结度良好。

由图16可知，当单位时间流量较小时，结石体形状呈饼状，这是由于模拟地层结构的孔隙率较大，各渗流通道贯通良好，优势路径明显，单位时间流量较小时，浆液从出浆口排出后均匀向四周扩散，由于浆液供给的中断还未来得及形成球状体，在其自重的作用下向模型底部沉积，最终形成饼状结构。之后，随流量的逐渐增大，结石体形状逐渐向锥形体过渡，最后，呈明显、完整的球状体。

图16 不同单位时间注浆流量下结石体形状的对比Fig.16 Comparison of stone body shape under different unit time grouting flow rate

在结石体形状从饼状向球状体逐渐过渡的阶段，球状体直径的增大速度远大于饼状结构，具体表现为流量为1.07和7.29 L/min时，结石体饼状结构的直径分别为31.5和40.3 cm。而流量为1.07 L/min时，认为结石体形状不存在球状结构；当流量增至为4.62 L/min 时，结石体出现明显的球状结构，此后流量在4.62～7.29 L/min变化时，球状结构直径分别为22.07，23.13和25.91 cm。伴随单位时间注浆流量从1.07～7.29 L/min变化，结石体的高度从7增至28 cm，完成从低于注浆管到高于注浆管的过渡。

综上所述，可预测当试验模型尺寸足够大时，对高温富水破碎岩体进行恒流量注浆，随流量从小到大，浆液结石体形状从初始的饼状逐渐过渡到锥形体，然后到类似圆球车阻石的形状，此后随流量的不断增大球状结构直径逐渐增大，饼状结构的直径变化很小，最后结石体形状成为完整的球形结构。

4 结 论

(1)研制了一套可满足高温富水环境下破碎岩体注浆的试验装置，该装置由试验架模块、破碎地层模拟模块、不同温度水供给模块、注浆系统模块和流量变频控制模块等5部分组成，可实现对富水破碎岩体的压缩变形分析和孔隙率的测定。进行了富水破碎岩体压缩变形分析，试验得到的模拟地层孔隙率值与理论值的差小于0.1%，验证了研制模型的合理性。

(2)高温富水环境下对破碎岩体进行恒流量注浆，得到了地层温度、水灰比和注浆流量耦合作用下浆液扩散范围的经验公式。当地层破碎渗流通道较大，由高温水引起地层高温条件下，发现影响浆液扩散范围的主要因素是单位时间流量，地层温度最小，水灰比对浆液扩散范围影响居中，且水灰比和地层温度对浆液扩散范围的影响不大。

(3)高温富水环境下破碎岩体恒流量注浆，浆液的扩散形式以充填压密为主，不存在劈裂现象。浆液结石体的形状随单位时间流量的增大有较大差别，从饼状逐渐过渡到锥形体，再到类似圆球车阻石形状，随流量的增大球体直径的增幅大于饼状结构直径，最后，结石体形状成完整球形结构。

随着我国隧道施工受高地温环境影响的实例越来越多，借助新的科技手段加强试验研究、提高物理模型的相似程度，考虑水-力-热耦合作用下，浆液在裂隙岩体中的扩散规律是未来重要的研究方向。