超大直徑盾構隧道同步雙液注漿原位試驗研究

陳 鵬， 王先明， 劉四進， 孫旭濤， 王士民, *， 何 川

(1. 中鐵十四局集團大盾構工程有限公司， 江蘇 南京 211800； 2. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031)

0 引言

近幾十年來，隨著中國經濟的快速發展，隧道工程修建技術取得了長足的進步。其中，盾構法因具有對周圍環境擾動小、施工安全快速等特點被廣泛應用于隧道建設中。盾構法施工過程中，由于盾構開挖直徑大于管片外徑，拼裝完成的管片脫出盾尾后與土體形成一定的空隙，被稱為盾尾間隙，若不及時填充盾尾間隙則極易引發地表大規模沉降、管片上浮、破損、滲漏水等問題，尤其對于地質環境復雜、建設規模大的盾構隧道更是如此。實際施工中通過同步注漿的方式填充盾尾間隙，漿液凝固后在管片外側形成同步注漿圈。目前，國內外學者針對盾構隧道同步注漿已展開了眾多研究，主要集中在同步注漿材料、漿液的擴散特性、注漿參數控制及注漿填充效果檢測等方面。

國內盾構隧道工程所使用的同步注漿材料主要分為單液漿和雙液漿2類，相關研究多通過室內試驗結合控制變量法、正交試驗、響應面分析的方式對同步注漿指標進行比選，最終提出注漿材料的最佳配比。例如： 阮雷[1]通過響應面分析法揭示了水膠比、灰粉比、膠砂比3個關鍵因素對單液漿物理力學性能的影響，并引入絮凝劑對富水地層單液漿的抗水分散性進行優化，提出了一種適用于高滲透富水地層盾構隧道同步注漿的漿液配比方案。賈毅等[2]以水、水泥、膨潤土、穩定劑及水玻璃作為原料，通過控制變量法對不同配合比下雙液漿的物理性能展開研究。吳言坤等[3]引入塑化劑對水泥砂漿材料進行改性，通過室內試驗探明塑化劑在影響漿液強度的條件下縮短漿液的凝結時間，并結合實際工程對塑化劑改性后的單液漿注漿效果進行驗證。

在同步注漿漿液擴散特性方面，目前主要的研究對象為單液漿。葉飛等[4-5]基于巖土工程中的相關研究，通過對單液注漿現象進行理論分析，將壁后注漿漿液的擴散過程歸納為充填注漿、滲透注漿、壓密注漿、劈裂注漿4個階段。魏新江等[6]提出漿液首先在盾尾注漿孔附近呈球形擴散，繼而沿盾尾間隙弧形擴散。胡長明等[7]建立了二元流環形擴散模型，并分別推導了牛頓流體和賓漢姆流體的漿液壓力擴散模型計算式。Liu等[8]推導了賓漢姆流體條件下同步注漿漿液的周向充填和縱向擴散理論模型。李志明等[9]對黏土地層中同步注漿漿液的填充模式及壓力分布進行了理論推導，并通過計算分析發現漿液的靜切力對注漿壓力和地層擾動影響最大。張莎莎等[10]建立了盾構-土體-漿液相似系統，通過模型試驗得到了盾尾間隙的最佳填充模式。

針對盾構隧道同步注漿參數控制，大多研究以數值模擬、原位試驗和現場測試的方式開展。徐沖[11]通過有限元軟件FLAC對砂卵石地層泥水平衡盾構隧道掌子面支護壓力、注漿壓力等注漿參數進行優化。Ding等[12]通過大型模擬試驗平臺進行黏土地層矩形盾構隧道同步單液注漿試驗，對注漿壓力、長期地層沉降進行了分析總結，最終確定矩形盾構隧道的最佳注漿方法。黃梅等[13]通過現場試驗對淺埋盾構隧道同步注漿作用機制展開研究，分析同步注漿過程中地層土壓力和孔隙水壓力的變化規律，最終給出同步注漿的合理注漿參數。顏靜等[14]采用現場原位試驗分別研究了同步注漿量、注漿壓力和注漿材料對地表沉降的影響，提出了適用于蘇州地區的盾構注漿參數和地層沉降控制措施。

在同步注漿漿液填充效果檢測方面，目前多通過探地雷達法進行探測。Xie等[15]將探地雷達和盾構拼裝間隔的實時可視化進行了現場論證和應用，發現其可為判斷注漿效果、控制地面沉降提供良好依據。田闖等[16]介紹了一種將探地雷達檢測裝置與盾構車架進行融合設計的盾構隧道同步注漿實時檢測裝置，其能顯著減少超注漿情況的發生。

目前，與盾構隧道同步注漿相關的文獻，其研究對象多為單液漿，雙液漿的研究相對較少，且對于雙液漿的研究多集中在材料特性方面。另外，由于盾構同步注漿作業屬于隱蔽工程，實際工程中難以直接觀測到盾尾間隙內的注漿擴散、注漿填充效果，更無法剝開管片對注漿圈取樣。因此，本文依托北京東六環改造工程京哈高速—潞苑北大街區段，通過在管片負環段進行同步雙液注漿原位試驗，驗證同步雙液注漿在超大直徑盾構隧道中的可行性，同時對雙液漿漿液特性、擴散形態以及注漿效果開展研究，以期研究結果為后續工程施工提供指導，同時為雙液漿運用于國內超大直徑盾構隧道提供技術參考。

1 工程背景

北京東六環(京哈高速—潞苑北大街)改造工程全線分為直接加寬段和入地改造段，路線全長16 km，其中，直接加寬段長6.8 km，隧道段長9.2 km(明挖段長1.8 km，盾構段長7.4 km)，整體線路平面圖如圖1所示。

圖1 北京東六環改造工程整體路線平面圖Fig. 1 Plan of overall route of Beijing East Sixth Ring road reconstruction project

本項目位于北京市通州區，屬于沖洪積平原地貌，地勢基本平坦，場地沿線地面高程為19.04～23.03 m。盾構段隧道穿越的地層主要為粉細砂層、粉土、中粗砂，少數粉質黏土。盾構隧道最大開挖直徑達16.07 m，覆土厚度為10～42 m，承受的最大水壓約為0.58 MPa，具有斷面直徑大、獨頭掘進距離長、工程及水文地質條件復雜、水壓高、抗震設防烈度高等顯著特點。為此，本工程襯砌管片采用C60鋼筋混凝土平板形管片，管片外徑15.4 m，內徑14.1 m，襯砌厚度為0.65 m，寬度為2 m，采用通用楔形環錯縫拼裝。

盾構同步注漿漿液采用罐車運輸，注漿泵為管擠壓，A、B液各8臺擠壓泵，注漿管路共8套，注漿點位布置如圖2所示，雙液漿從盾尾均勻注入。

圖2 盾構同步注漿點位布置圖Fig. 2 Layout of synchronous grouting points of shield

2 負環段雙液注漿原位試驗設計

由于目前國內盾構隧道同步雙液注漿技術尚不成熟，實際工程中難以直接觀測或檢測到雙液漿注漿填充效果，也難以根據漿液填充效果實時調整注漿參數。由此，結合現場實際情況開展負環段盾構隧道同步雙液注漿原位試驗，通過透明亞克力板、傳感器量值變化情況以及現場注漿現象實時掌握雙液注漿填充情況，并對相關注漿參數進行調整。注漿完成后通過雙液漿試塊取樣測試和三維激光掃描記錄雙液漿試塊的強度和注漿圈最終擴散形態。

2.1 試驗裝置

為模擬盾構開挖推進過程并考慮超挖等因素對盾尾間隙寬度的影響，本次原位試驗通過在負環管片上安裝鋼套筒的方式進行，鋼套筒布置如圖3所示。其中，鋼套筒內徑為16.2 m，與管片形成寬40 cm的盾尾間隙。

圖3 負環段鋼套筒布置Fig. 3 Steel sleeve arrangement of negative ring section

該鋼套筒由5塊6.5 m×6.0 m(長×寬)、厚度為5 mm的曲形鋼面板拼接而成，并采用工字鋼對曲形鋼面板進行加固，沿掘進方向長度為6.5 m。曲形鋼面板上設置有6個透明亞克力板觀察窗，尺寸為1.0 m×6.5 m，等間距分布于鋼套筒面板上。由于負環段管片下方存在盾構導軌，無法進行同步注漿，考慮到試驗方案的合理性與可行性，同步注漿范圍取為自拱腳向上圓心角為220°的局部圓弧范圍內，如圖4所示。

圖4 負環段注漿范圍Fig. 4 Grouting range of negative ring segment

為保證試驗過程中鋼套筒的穩固，鋼套筒兩側采用橫截面高度為300 mm的國標工字鋼作為立柱，立柱一端與鋼套筒工字鋼焊接，另一端通過膨脹螺栓與地面固定。

在鋼套筒固定完成后，考慮到雙液漿注入盾尾時仍為液體，因此在試驗過程中鋼套筒的密封性需要重點關注。本次試驗鋼套筒的密封主要由底部和尾部鋼板密封組成。底部密封位于鋼套筒兩側底部與工字鋼立柱相交的位置，采用0.4 m×2.0 m鋼板平行焊接至盾構兩側的方式，鋼板隨著盾構的推進而平行推進，鋼板長度不足時及時焊接增加，確保漿液不會通過不斷脫出的負環管片與鋼套筒之間的縫隙而流失，底部密封及其示意圖如圖5(a)和5(c)所示。尾部密封是通過膨脹螺栓將0.4 m寬的弧形鋼板固定至負環管片背部，并將弧形鋼板與鋼套筒尾部進行焊接固定，確保注漿過程中漿液不會倒流。尾部密封及其示意圖如圖5(b)和5(d)所示。

圖5 負環段鋼套筒密封布置Fig. 5 Sealing arrangement of steel sleeve in negative ring section

原位試驗中，盾尾位于管片與鋼套筒中間，盾尾密封也分為2個部分，即盾尾與管片之間密封和盾尾與鋼套筒之間密封。其中，盾尾與管片之間密封由鋼板束、3道盾尾刷及盾尾刷內油脂組成，鋼板束位于盾尾刷后方，寬度約為350 mm，傾斜緊貼管片外表面，如圖6所示。盾尾與鋼套筒之間的密封由止漿板和密封橡膠皮組成，止漿板寬350 mm，被厚10 mm、寬800 mm的密封膠皮包裹，如圖6所示。被密封橡膠皮包裹的盾尾止漿板緊貼鋼套筒內壁，有效防止試驗過程中的漿液前竄。

圖6 盾尾防水密封Fig. 6 Waterproof seal of shield tail

2.2 試驗方案

在本次負環段原位注漿試驗過程中，設計6種試驗方案對雙液漿配比、注漿壓力、盾尾保護材料以及停機時間等因素進行討論，試驗方案如表1所示。注漿量是根據鋼套筒與管片形成的盾尾間隙體積計算得到的理論注漿量。注漿壓力的取值是基于盾構正常掘進時注漿壓力取值情況、鋼套筒內部壓力低于實際工程中水土壓力、預估鋼套筒承受壓力等因素初步確定，隨后在進行原位試驗時為保證水泥-水玻璃雙液漿在鋼套筒間隙內填充飽滿，注漿壓力根據實際注漿情況進行動態調整，最終確定注漿壓力量值。雙液漿配比則是在參考國內外盾構隧道同步雙液注漿工程的基礎上，結合北京東六環項目特點，通過室內雙液漿材料配比試驗進行確定，具體配比如表2所示。

表1 原位注漿試驗方案Table 1 Experimental design

表2 雙液漿配比Table 2 Details of double-component grout mixing

2.3 測試方式

為檢測雙液漿的漿液特性、擴散形態和注漿填充效果，試驗過程中采用傳感器測試[17]、雙液漿試塊取樣測試和三維激光掃描3種方式對注漿過程進行監測。

2.3.1 傳感器選擇與布置

注入盾尾間隙的同步注漿漿液具有膠凝固結特性，即漿液由注入時的液態逐漸膠凝形成固結體。當漿液處于液態時，孔隙水壓力傳感器對漿液壓力的測試更為準確；而當漿液膠凝固結后，土壓力傳感器對漿液壓力測試更為準確。由此，聯合采用土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器對盾尾間隙內的漿液壓力進行測試。其中，土壓力傳感器采用XYJ-5型鋼弦式雙膜土壓力傳感器，量程為0.5 MPa，精度為0.01 MPa；孔隙水壓力傳感器采用XJS-6型鋼弦式孔隙水壓力傳感器，量程為0.5 MPa，精度為0.01 MPa。在鋼套筒未吊裝前，將土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器通過焊接的方式安裝至鋼套筒面板上，安裝流程如圖7所示。安裝完成后土壓力和水壓力傳感器測量面與鋼套筒內表面平齊。

圖7 傳感器安裝流程Fig. 7 Sensor installation process

試驗過程中共設置3個斷面對同步雙液注漿過程中盾尾間隙的水、土壓力進行監測，各個斷面傳感器布置保持一致，具體傳感器監測斷面位置如圖8所示。其中，每個斷面設置7個土壓力傳感器和5個孔隙水壓力傳感器，如圖9所示。

圖8 傳感器監測斷面位置Fig. 8 Position of sensor monitoring section

“T”代表土壓力傳感器，“S”代表孔隙水壓力傳感器。圖9 各斷面傳感器布置Fig. 9 Arrangement of sensors in each section

2.3.2 雙液漿現場取樣測試

由于雙液漿后期強度很大程度上取決于水泥用量，為分析雙液漿在室內試驗與盾構實際注漿之間的性能差異，分別對負環段同步注漿原位試驗所采用的水泥質量分別為350、300、280、250 kg 4種配合比的雙液漿進行取芯及強度測試，具體取樣位置、數量等信息如表3所示。

表3 負環段雙液漿取樣信息Table 3 Sampling information of double-component grout in negative ring section

2.3.3 三維激光掃描

待負環段同步雙液注漿試驗完成后，將鋼套筒外表鋼板拆除，并通過三維激光掃描儀對同步雙液注漿漿液擴散形態進行記錄。三維激光掃描設備如圖10所示。三維激光掃描設備規格及參數如表4所示。

圖10 三維激光掃描設備Fig. 10 3D laser scanning equipment

表4 三維激光掃描設備規格及參數Table 4 Specifications and parameters of 3D laser scanning

通過三維激光掃描的方式探明注漿完成后注漿圈的填充效果和部分缺陷的尺寸，并結合實際施工過程中注漿參數的變化分析缺陷形成的原因。

3 試驗結果分析

根據上述試驗方案，盾構依次穿過監測斷面1、2、3，試驗過程中對3個斷面傳感器數據變化、盾構各項注漿參數、現場雙液漿取樣以及三維激光掃描結果進行分析，探明雙液漿注漿壓力分布規律、形態、強度及充填效果。

3.1 傳感器測試結果

3.1.1 傳感器測試結果分析

盾構掘進過程中的注漿和推進作業均對傳感器的測試數據有所影響，整理得到各斷面土壓力傳感器測試值變化曲線，如圖11所示。由于盾構推進過程中時間跨度較大，圖11中橫坐標“盾構推進時長”是介于盾構穿越各個斷面前后的時間段，均以0坐標為起點，不同斷面“盾構推進時長”不相關。

圖11 試驗過程中土壓力傳感器測試值變化曲線Fig. 11 Sensor pressure change curves in test

由圖11可見： 1)土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值整體呈“單峰”式曲線變化，即在進行同步雙液注漿時，土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值在注漿壓力的作用下陡增。 2)隨著盾構的掘進，壓力傳感器量值在10～60 min快速回落，此時量值的回落是雙液漿快速膠凝特性與注漿壓力共同作用導致的，即水泥-水玻璃雙液漿在20～30 s由液態迅速轉變為流塑狀態，漿液流動性大大降低，漿液內部壓力快速消散。然而注漿壓力是連續作用在雙液漿上的，處于流塑狀態的雙液漿內部仍存有一定壓力未能消散。3)在隨后的3～5 h內，傳感器量值緩慢降低，最后趨于穩定，在此期間，雙液漿由流塑狀態逐漸膠凝固結，在5 h左右達到終凝狀態，仍未能消散的壓力成為漿液的內應力。盾構間隙內注漿壓力的消散過程能夠反映雙液漿的快凝特性和注漿圈的形態。

另外，對比土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值可知，土壓力傳感器量值遠大于孔隙水壓力傳感器量值。這是由于孔隙水壓力傳感器需要液態漿液在注漿壓力的作用下經由透水石滲透至內部的感應面，而雙液漿的化學膠凝時間極短，能夠在30 s左右形成啫喱狀、流塑狀的漿液，滲入孔隙水壓力傳感器的雙液漿迅速反應填充透水石的孔隙，導致孔隙水壓力傳感器在量值和變化幅度上均偏小。另外，注漿結束后土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器均存在一定的殘留值，這是雙液漿反應過程中釋放大量的熱引起的體積膨脹、膠凝后固體質量以及部分未消散的注漿壓力共同作用形成的。

3.1.2 實際注漿壓力與傳感器測試結果對比

傳感器測試數值主要受到注漿壓力、注漿工藝和鋼套筒邊界形態的影響。為更好地反映三者對傳感器測試結果的影響，分別提取圖11中標識的3個斷面同步注漿時間段土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值進行分析，其變化雷達圖如圖12所示。圖12與圖11中“盾構推進時長”的初始坐標略有不同。

圖12 傳感器量值變化雷達圖Fig. 12 Radar charts of sensor value change

在圖12(a)和圖12(b)中，同步注漿作業主要集中在0～1.6 h，此時盾構隧道穿越斷面1并進行同步注漿。由圖12(a)和圖12(b)可知： 對①、②、⑦、⑧ 4個點位進行左右對稱壓力注漿，其中，p①=p⑧=0.04 MPa，p②=p⑦=0.018 MPa。此時斷面1位于鋼套筒兩側的土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值逐漸增大，最大值達0.1 MPa，拱頂處傳感器量值均為0，表明此時漿液主要集中在鋼套筒兩側，鋼套筒頂部存在空腔，頂部填充不飽滿。在盾構推進1.6 h時，鋼套筒左側底部均存在一定的漏漿現象，對應圖11(a)和圖11(b)中鋼套筒兩側底部的土壓力傳感器量值突減(由0.1 MPa減小至0 MPa)，孔隙水壓力傳感器量值也隨著減小。隨后對鋼套筒底部進行焊接密封加固，增加注漿點位⑥，重點對左側進行補漿。在盾構推進時長為1.6 h后，共對①、②、⑥、⑦、⑧ 5個點位進行同步雙液注漿，其中,①、②、⑦、⑧號點位注漿壓力保持不變，⑥號點位注漿壓力較大，為0.15 MPa。2 h后注漿結束，此時右側拱肩、拱頂處土壓力傳感器量值最大，左側拱肩處土壓力傳感器量值為0，表明右側漿液已注滿至拱肩和拱頂處，左側拱肩處注漿不飽滿，仍存在空洞等現象。

在圖12(c)和12(d)中，盾構逐漸穿越斷面2，此時同步注漿作業主要集中在3.0～3.6 h，仍對①、②、⑦、⑧ 4個點位進行左右對稱壓力同步雙液注漿，其中,p①=p⑧=0.08 MPa，p②=p⑦=0.05 MPa。結合土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器可知，該斷面土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值在①、⑧號點位附近最大，這與注漿壓力變化曲線相匹配。同時，土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值變化規律一致，均在鋼套筒左側時偏大，拱頂、拱肩處傳感器量值均不為0，表明雙液漿已注滿盾尾間隙。鋼套筒左側觀察窗內漿液情況如圖13所示。

圖13 鋼套筒左側漿液情況Fig. 13 Grouting situation on left side of steel sleeve

在盾構隧道穿越斷面3時，同步注漿作業主要集中在0.75～1.5 h，此時主要對①、②、⑦、⑧ 4個點位進行左右不對稱壓力同步雙液注漿，其中,p①=0.03 MPa，p②=0.04 MPa，p⑦=0.05 MPa，p⑧=0.07 MPa。結合孔隙水壓力傳感器可知，該斷面右側的⑦、⑧號點位孔隙水壓力值偏大，這與注漿壓力變化曲線相匹配。結合土壓力傳感器量值變化情況可知： 在盾構推進時長為0.75～1.5 h時，左側鋼套筒底部土壓力量值偏大，這與孔隙水壓力、注漿壓力變化規律較為一致。結合實際工程情況，觀察到鋼套筒兩側漏漿量減少，傳感器測試的壓力值較為均勻，注漿填充效果較好。

3.2 雙液漿現場取樣測試結果

取已注入盾尾間隙的不同配比、不同成型時間的雙液漿試塊進行現場強度測試，對比其與室內試驗結果的差異。雙液漿現場取樣測試結果如表5所示。

表5 雙液漿現場取樣測試結果Table 5 Test results of double-component grout sampling

由上述現場取樣測試結果可知： 本次同步雙液注漿試驗現場取樣所測得的抗壓強度略低于室內試驗所測得的抗壓強度，但整體上來說差異不大。結合現場取樣結果發現，同一斷面不同高度處試塊強度存在一定的差異，例如采用配比1的2個試塊抗壓強度分別為1.674 MPa和1.455 MPa。造成這種差異的原因主要為： 1)相較于室內試驗的標準養護條件(溫度20 ℃、95%以上濕度)，現場試驗中雙液漿在室外養護，溫度變化大、濕度低，且雙液漿與空氣接觸伴隨著一定的產物穩定性問題。2)在現場雙液注漿設備中，A液與B液僅在出漿口處簡單混合，極有可能造成A液、B液混合不均；而在室內試驗中，A液與B液采用倒杯法進行混合，混合均勻程度遠高于現場原位試驗，由此造成在不同取樣位置雙液漿試塊強度不均，局部存在混合不均、強度偏低的情況。兩者共同造成了雙液注漿現場試驗所測得的抗壓強度略低于室內試驗。在各配比中，當每m2漿液中水泥用量大于280 kg時，現場取樣的雙液漿試塊均能滿足28 d強度大于1 MPa的設計強度要求。

3.3 三維激光掃描結果

考慮到工作井有限的空間以及施工的安全性，通過拆除鋼套筒頂部鋼板對注漿圈形態進行三維激光掃描(如圖14所示)，掃描到的雙液漿形態如圖15所示。

圖14 三維激光掃描雙液漿Fig. 14 Photograph of double-component grout morphology by 3D laser scanning

圖15 三維激光掃描雙液漿形態(單位： m)Fig. 15 3D drawing of double-component grouting morphology of 3D laser scanning (unit: m)

由圖14和圖15可知，在斷面1左側雙液注漿圈有大量缺陷。結合現場負環鋼套筒注漿實際情況以及3.1節傳感器壓力變化分析可知： 該空洞的形成一方面是由于鋼套筒底部密封較差，大量漿液從鋼套筒底部漏出，漿液無法在壓力作用下擴散至頂部；另一方面是由于盾構在穿越斷面1時注漿壓力普遍較小，其中①、②、⑦、⑧號點位注漿壓力均小于0.05 MPa，⑥號點位作為補漿點，其注漿壓力最大為0.2 MPa，整體注漿壓力較小，導致雙液漿難以將拱頂填充飽滿。在隨后的注漿過程中對注漿參數進行調整，雙液漿能夠將拱頂完全填充飽滿，如圖15中紅色框內所示。同時，通過雙液注漿層的形態可見，注漿層在斷面2、斷面3的位置較為飽滿。結合盾構實際注漿壓力變化可知，盾構穿越斷面2和斷面3時注漿壓力最大值分別為0.34、0.1 MPa，該雙液注漿層的形態與注漿壓力變化趨勢一致。

通過3D reshape對鋼套筒上方的雙液漿注漿層激光掃描結果進行處理，注漿缺陷深度云圖如圖16所示，注漿參數調整后的同步雙液注漿層缺陷深度統計結果如圖17所示。

圖16 同步雙液注漿層注漿缺陷深度云圖(單位： m)Fig. 16 Error depth nephogram of synchronous double-component grouting layer (unit: m)

圖17 注漿參數調整后的同步雙液注漿層缺陷深度統計Fig. 17 Statistics of error depth of synchronous double-component grouting after parameter optimization

由圖16和圖17可知： 鋼套筒上方雙液漿注漿缺陷深度小于4 cm的部分占92.08%，缺陷深度為4～8 cm的部分占4.57%，缺陷深度大于8 cm的部分占3.35%，主要集中于斷面1和最終停止注漿段。由此可見，在本次負環段雙液漿原位注漿試驗中，經過對注漿壓力和注漿量的調整，同步雙液漿能夠很好地填充鋼套筒間隙，保證同步注漿層的飽滿度。

4 結論與討論

針對北京東六環超大直徑盾構隧道改造工程，為驗證同步雙液注漿的可行性、有效性，通過負環段同步雙液注漿原位試驗對超大直徑盾構隧道同步注漿的雙液漿漿液特性、擴散形態以及注漿效果開展研究，得到以下主要結論：

1)在同步雙液注漿原位試驗中，傳感器量值變化能夠較好地反映出同步注漿作業過程和雙液漿膠凝特性。同步注漿過程中，土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值整體呈“單峰”式變化，即注漿開始時土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器量值陡增，注漿停止后20～30 s傳感器量值突降，雙液漿由液態迅速轉變為流塑狀態，隨后傳感器量值緩慢回落最后穩定至一定量值，雙液漿逐漸膠凝固結。

2)由于現場原位試驗過程中室外溫度變化大、濕度低，并且存在混合不均及雙液漿產物不穩定的問題，造成試驗現場取樣所測得的雙液漿抗壓強度略低于室內試驗所測得的抗壓強度。

3)鋼套筒上方漿液的擴散形態能夠很好地反映注漿圈的填充效果。三維激光掃描結果表明，鋼套筒上方雙液漿注漿缺陷深度低于4 cm的部分占92.08%，注漿圈較為飽滿，尤其在合理調整同步注漿參數后，在斷面2、斷面3對應的鋼套筒上方注漿圈飽滿度顯著提升，無注漿缺陷。

4)合理注漿壓力作用下，在保證設計強度要求的同時，雙液漿能夠較好地填充鋼套筒與管片之間形成的盾尾間隙。此外，本次原位試驗采用鋼套筒的方式形成“盾尾間隙”，未能考慮地層種類及地下水環境對同步雙液注漿的影響，因此仍需進一步研究。