0 引言

临海富水软弱地层大直径盾构掘进过程中，由于受到海水环境影响，地下水水头较高且地层浮力较大，潮湿环境下常规同步注浆浆液难以快速凝固，加之软弱地层承载力较小，因此无法对脱出盾尾的管片的变形变位形成有效约束，且由于壁后浆液长时间处于流动状态，在重力及施工扰动下浆液常因不均匀扩散而积聚堆填于管片下部，在地层浮力及不均匀分布的浆液压力作用下管片常常发生较大的上浮及错台，使得成型隧道管片姿态与设计轴线偏差较大而超出规范要求^[1-4]。除人为因素及重大施工干扰外，盾构隧道施工过程中壁后浆液长时间难以凝固，及浆液不均匀分布无疑是大直径盾构隧道管片上浮的重要影响因素，因此探明浆液不均匀分布下管片上浮的影响机制及采取相应的工程措施是临海富水环境下管片上浮控制的关键^[5-7]。

盾构隧道施工过程中，管片外壁浆液压力的不均匀分布而造成管片上浮这一工程问题已引起学者们的广泛关注，在现场和室内试验^[8-10]、理论和模型计算^[11-15]等方面也取得了一定的进展，但综合分析可以发现，盾构隧道施工过程中，盾构机、管片、浆液和地层处于复杂的相互作用状态，这使得管片上浮受到多因素耦合影响，而以往浆液与管片理论计算及数值模型研究，大多在分析两者相互作用的同时简化了其他因素的影响，如肖明清等^[16]建立了管片上浮及错台数值计算模型，在考虑隧道直径、浆液凝固时间和盾尾间隙等主要影响因素的基础上，分析了施工期各因素对管片上浮及错台的影响效应，研究发现软弱地层中浆液密度增大和浆液凝固时间增长会加剧施工期管片的上浮错台。钟小春等^[17]基于室内浆液浮力测试系统，测试分析了不同地层与不均匀浆液压力环境下的浆液浮力消散机制，并由此建立了考虑浆液时变性和不均匀浆液压力作用下的盾尾管片纵向上浮计算模型，结果表明在渗透性较强的地层中浆液浮力消散较快，管片上浮量较小。工程实际中盾构机对管片的偏转挤压效应和千斤顶各分区撑靴压力的不均等都会对浆液-管片相互作用状态产生影响，以往研究中过于简化的模型设置及理论假设使得分析结果与工程实践存在较大差异，因此在数值模型构建时应充分考虑盾构施工过程中复杂的盾构机-管片-浆液-地层的耦合作用，以此对模型中各部件间的相互影响进行全面评估。

同时，目前众多学者对于浆液配比这一管片上浮的重要影响因素主要是从室内试验角度出发，研究常规环境下浆液的物理力学特性对于管片上浮的影响效应，如贺小宾等^[18]基于室内浆液配比试验与浆液性能测试，结合工程现场试验，研究了浆液材料配比、掘进速度、刀盘扭矩和千斤顶推力等因素对管片上浮的影响。研究发现水泥、粉煤灰、减水剂的掺量及千斤顶和同步注浆各分区压力差的变化对管片上浮影响较大。叶飞等^[19]以中国144个地铁隧道项目浆液材料配比的调研结果和自主研发的室内注浆试验装置为基础，研究筛选了适合圆砾地层的浆液配比实际参数。临海富水环境下地层潮湿且含水量大，较低的地层渗透率导致浆液压力难以快速消散，这使得实际工程环境中的浆液凝固时间及状态演变与实验室条件下的材料物理力学性质相差较大，合适的浆液材料配比需结合现场工程应用进行筛选。同时目前大多数研究主要是从浆液配比角度出发来对管片上浮进行控制，对于复杂环境下注浆工艺的改进鲜有涉及，大多数盾构机采用的单液浆注射系统在富水环境下的工程应用效果欠佳，在浆液配比调试的同时，根据浆液分布特性对于管片上浮的影响来合理地改进注浆工艺，能够显著地提升单液浆的地层适应性，从而极大地抑制管片上浮。

本研究以福州滨海快线项目某质构区间为工程依托，采用现场试验和数值模型相结合的方法，对临海富水地区大直径盾构施工壁后浆液与管片的相互作用进行分析。根据工程实践中的具体施工模式，建立盾构机-管片-浆液-地层多因素耦合作用数值计算模型。通过计算分析探明不同浆液压力分布形式下浆液-管片相互作用模式及管片上浮规律，之后根据工程实际开展浆液配比优化试验，通过现场实际应用筛选获得壁后浆液的最佳材料配比，并在分析结果指引下进行盾构机壁后注浆工艺改进，以期揭示临海富水复杂地层环境下管片上浮作用机制及提出合理的工程处置措施。

1 管片上浮数值计算分析 1.1 工程地质概况

福州滨海快线某盾构区间管片外径8.3 m，内径7.5 m。左线起讫里程ZDK54+354.106~ZDK58+622.528, 长度4 246.399 m，左线共计2 360环。区间采用新制的φ8 590气垫式泥水平衡盾构机施工，由中间风井进行钢套筒始发+分体始发，机场站进行钢套筒接收，盾构隧道施工所穿越地层分布如图 1所示。

如图 1所示，盾构区间线路主要沿(近)海岸线敷设，基本位于冲积平原、滨海平原、海陆交互平原。区间隧道所处地层多变，涉及(含泥)粉细砂、(含泥)粉质黏土、淤泥、淤泥质土。软土富水条件使得已拼装管片承受着较大的水浮力作用，复杂地质条件下盾构姿态偏移导致管片拼装过程中处于偏压状态，同时复杂的地层条件导致浆液不均匀扩散和泥浆回流，这使得管片拼装完成脱出盾尾后即发生了明显的上浮现象，盾构隧道左线前1 280环管片水平及竖向位移如图 2所示。

由图 2中左线前1 280环管片的水平位移和竖向位移可以发现，临海富水地层盾构掘进过程中，前1 280环管片在水平方向与竖直方向相较于设计轴线均发生了一定的偏差，相对于水平位移而言，管片的竖向位移量值更大且波动更为明显，前1 280环管片竖向位移整体介于-75~100 mm，其中大约77%的管片环发生了正的竖向位移，即上浮位移，且在900~1 280环管片的上浮位移与环号呈现出对应增长的趋势，两者相关系数达到0.72。

1.2 数值模型建立及边界条件设置

根据现场工程实践过程中盾构机与管片的实际作用模式，本研究建立了盾构机-管片-浆液-土体相互作用数值计算模型，如图 3所示。根据现场管片上浮监测结果揭示的盾构机施工影响范围，本次数值分析模型中管片设定为7环，其中盾尾中即将脱出的管片定义为第2环，盾尾后第1环管片定义为第3环。

1.2.1 接触条件设置

管片接缝位置处的模型设置对于管片力学和变形计算至关重要，接缝处相邻管片分块间通过螺栓进行连接，两者之间协调变形且共同受力，同时管片中的钢筋与混凝土结构浇注在一起，彼此之间牢固连接且无法滑动，因此本次模型建立过程中螺栓和钢筋均以嵌入的相互作用形式与管片结合在一起，以满足彼此之间作用模式的协调统一。相邻管片分块之间的法向相互作用通过硬接触来模拟，管片与管片间及防水橡胶垫之间的摩擦相互作用通过库仑摩擦模型进行模拟。

1.2.2 千斤顶推力设置

临海富水地区地质条件复杂，盾构掘进过程中往往出现姿态偏移及盾构载头现象，盾构机与管片间姿态的偏差使得各组千斤顶撑靴并非处于同一平面内，各组千斤顶推力及油缸行程差存在较大差距，在千斤顶的不均匀顶推作用下管片结构处于偏压受力状态，其不均匀顶推力的竖向分量将会加剧管片上浮及错台的发生，因此数值模型建立过程中应考虑各组千斤顶推力的不均匀性，以实体单元模拟19组撑靴，撑靴上的作用力以盾构机实际推力作为设置依据，相应数值由盾构机系统导出。

1.2.3 盾构机及盾尾刷设置

本研究依托工程复杂的地质环境使得盾构机的驱动轴线与设计隧道轴线之间存在一定的偏差，导致盾构机后筒体与成型管片间存在一定的偏斜角度，盾壳和管片之间的理想相对位置发生了变化。当后筒体俯仰角与管片倾角间差距较大时，盾尾与管片之间即会发生挤压相互作用，使得刚脱出盾尾而悬浮在未凝固浆液中的管片进一步发生上下浮动，同时富水软土地质条件下，盾构机自身往往会发生一定的偏转，盾构机的偏转效应会通过盾尾刷与管片之间的摩擦接触传递给连接在一起的各环管片，进一步加剧管片上浮及错台的发生，因此本数值模型建立过程中，建立了盾壳和盾尾刷实体模型，盾构机后筒体偏差由盾壳模型的上下旋转来模拟，盾构机的偏转效应由盾壳的环向旋转来模拟，以此客观真实地表征盾构机与管片之间的相互作用。

盾构机长期掘进过程中，在浆液的长期浸润作用下，盾尾刷的钢丝刷和钢板中常因黏附着浆液而被包裹成一个整体，因此本研究模型建立过程中以一个整体结构来模拟盾尾刷。

1.2.4 浆液压力荷载分布形式

临海富水复杂环境下，地层含水丰富且湿度较大，这使得管片外壁浆液难以快速凝结而处于液态流动状态，使得浆液扩散路径及各位置浆液存积量难以确定，漂浮在浆液中的管片主要受到周围液态浆液的静态浮力和动态浆液压力作用，位移不受限制而处于上浮状态，使得漂浮在液态浆液中的管片与浆液之间存在多种相对位置关系，对应着不同的力学相互作用模式，整体而言可以划分为以下5种，如图 4所示。

由于管片拼装及浆液注入的先后，刚脱出盾尾的管片外壁浆液压力最大，沿着隧道纵向浆液压力逐渐减小至0，浆液压力为0位置处管片结构外部荷载与土压力相等。盾构机承受外部土压力作用，位于盾尾中的第1环管片仅承受千斤顶推力作用，第2环管片承受盾尾的挤压作用，同时第2环管片脱出的后半部分承受浆液压力和土压力作用。数值模型中工程荷载纵向分布如图 5所示。

根据上述图 5中的浆液管片相对位置关系，结合现场工程实践及盾构机的实时浆液压力数据，同时参考文献[20]中浆液最不利分布状态下(即地层含水量比较大时，浆液在地层中的渗透率较低，其浆液扩散方式为压密注浆且大部分浆液主要积聚在管片环下部)作用在管片上的动态浆液压力计算方法，本研究一共设置了5种计算工况，各工况数值模型中盾构机尾部距离第2环管片尾部均为0.9 m，数值模型中盾构机与管片的相对位置与实际工程相对应，实际工程中当盾构机处于上述位置时，盾构机千斤顶推力、盾构机环向偏转角度、盾构机纵向偏转角度对应盾构机数据系统中的单个实时数据，数值模型中的计算参数取值以上述实时数据为依据，模型各部件物理力学参数如表 1所示，不同计算工况中荷载大小分布如表 2所示。

1.3 计算结果分析 1.3.1 竖向上浮位移

本次数值计算中的工况1对应依托的工程试验段，根据现场测试精度及可行性综合比选后，选取与数值模型第3环管片相对应的现场管片进行上浮位移测试。盾构机到达与数值模型工况对应位置时即处于停机状态开始现场测试，位移测试采用全站仪搭配反光贴片的方法，通过密集布设的反光贴片来对管片位移进行实时测试，监测频率为连续时间内对各测点轮转测试3次取平均值，监测精度为0.5 mm，在管片中心沿着内弧面每间隔10 cm布设一个测点。计算完成后将数值模型中的管片上浮位移与现场测量结果进行比对，如图 6所示。

由图 6可得，不同工况下第2环管片和第3环管片均为右侧和下测上浮位移较大，上部和左侧的上浮位移较小，这主要是因为本研究中所依托的实际工况中在盾壳产生后筒体俯仰角的同时，整个盾壳也会沿着设计轴线发生环向偏转，本研究中盾壳为环向逆时针偏转在盾壳与第2环管片间摩擦接触的带动下，拼装完成连接在一起的各环管片也会发生相应的偏转，且第2环和第3环管片外部浆液此时未达到凝固状态，不能对管片的偏转产生限制作用，因此这两环管片的下侧和右侧会随之向上偏转而产生较大的竖向上浮位移，而管片的左侧和上部的竖向上浮位移会在盾壳环向偏转作用受到一定的限制。同时可以发现，不同工况下第2环管片的竖向上浮位移均较第3环管片大，且随着管片下部浆液压力的增大，第2环管片和第3环管片各处竖向上浮位移均会相应增大，管片结构整体呈现出由右下方和左上方向管片中心挤压的变形状态。现场管片上浮测试结果和数值计算分析结果整体规律吻合良好，两者之间的平均误差为17.3%。可得本研究中的数值计算模型及相关边界条件设置具有较好的工程适用性。

同时发现，第3环管片255°及105°附近测试结果发生了位移突变，结合现场测试过程发现，上述两部位处的部分管片被盾构机两侧人行步道遮挡而处于测试盲区，该部位数据量少且存在一定的测试误差，因而导致该部位数据难以平滑过渡而波动较大，但就整体而言，该测试方法现场应用时数据获取量大，具有较好的工程适用性。

1.3.2 各工况间上浮影响效应对比

由上述管片结构整体上浮位移分布可以发现，在外部因素综合作用下，管片结构处于复杂的空间变形变位状态，为了进一步分析浆液压力分布形式的改变对于第2环和第3环管片各部位上浮位移的影响程度，将管片各部位在工况1~5下的上浮位移依次相减，获得管片各部位在各工况间的上浮位移差值，如图 7所示。

由图 7可得，从工况1~5，第2环管片和第3环管片不同工况间的上浮位移差值整体均为正值，由此可得当管片下部浆液堆积较多，下部浆液压力较为集中且与管片上部浆液压力差别较大的情况下，管片将会产生更大的上浮位移；当上部浆液压力较大时，能够对处于上浮状态管片的空间位置进行有效限制，从而减小了管片的上浮位移。同时可以发现，与第2环管片相比，第3环管片各工况间的上浮位移差值较大，可得浆液压力分布形式的变化对第3环管片的上浮位移影响是最大的，管片上部浆液压力的增加会显著地降低第3环管片的上浮位移。同时由第2环管片各位置处上浮位移差对比可得，浆液压力分布形式的变化对第2环管片左下部上浮位移影响较小，对管片右上部的影响较大，这主要是因为相比较于管片右上部而言，管片在左下部位置处除浆液压力外还承受着盾壳的挤压作用，挤压力的竖向分量是管片上浮的主要作用力，因此浆液压力的变化对该位置处上浮位影响较小。对第3环管片而言，其外部浆液压力分布形式的变化对于管片上部和下部位置处的上浮位移差影响较大，而对两侧部位的影响较小，这主要是因为已经脱出盾尾的管片在土压力及浆液压力共同作用下，呈现出“横鸭蛋”式的变形分布特性，管片上部和下部为结构变形敏感区域，该部位浆液压力分布的变化会对管片结构的上浮位移产生显著的影响，较大的上部浆液压力能有效地控制管片上浮。

本研究所建立的盾壳-管片-浆液-地层多因素耦合作用模型，主要是对三维空间内管片间的相互作用模式及上浮和错台演化规律进行分析，为了验证本研究数值模型的工程适用性，将数值模型中管片上浮及错台的分布情况与工程实际中管片敏感部位统计结果进行对照分析，如图 8所示。

由图 8可得，现场管片拼装完成脱出盾尾后，管片纵向各环均发生明显的上浮现象，且各环管片间的上浮位移差导致管片环间出现了阶梯式错台，沿着隧道纵向，第N+1环管片相对于第N环管片向上抬升，这在管片上部和下部体现得较为明显。同时在盾构机纵向和环向相较于设计轴线的偏转、浆液压力的不均匀分布和前后环管片间的螺栓拖拽等因素耦合作用下，各环管片空间范围内受力极其不均，这使得管片结构出现了形态各异的椭变变形，导致各环管片侧壁间出现了较大的环间错台及接缝张开现象。对比结果表明，在施加与实际工程相符合的外部荷载及边界条件下，本研究提出的盾壳-管片-浆液-地层多因素耦合作用模型，能很好地将现场实际工程中的管片顶部和底部的阶梯式错台、侧壁环间错台等典型的上浮及错台现象进行直观呈现。

1.3.3 管片环间错台及内力

现场工程实践及数值计算结果表明，相邻管片上部和下部的环间错台值与其他部位相比往往较大，其最容易受到浆液压力分布形式变化的影响，本研究从数值计算结果中获得了第2~6环间的4处环间错台，如图 9所示，以此对浆液压力分布形式变化下的管片环间错台的纵向分布特性进行分析。

由图 9可得，沿着隧道纵向相邻管片的上部和下部环间错台均随着管片底部浆液压力的增大逐渐增大，距离盾尾越近，相邻管片间的环间错台越大，即2环与3环的环间错台是最大的(同时不同环间错台均表现出管片下部的错台大于管片上部的环间错台，这主要是因为在围岩压力等外部荷载作用下管片结构外形发生“横鸭蛋”式椭变，结构整体呈现出由上部和下部向隧道内挤压的变形特性，因此下部环间错台较大)。由不同浆液压力下环间错台比较分析可得，管片下部浆液压力分布形式的不同对于靠近盾尾的2环与3环间的环间错台影响是最大的，随着下部浆液压力的增加，2，3环上部环间错台由5 mm增加至15 mm，下部环间错台由7 mm增加至17 mm，增长幅度分别为200%和142.8%，其中工况5中管片上部和下部环间错台相对较小。相比较而言，管片下部浆液压力分布形式的不同对于5环与6环间的环间错台影响是最小的，随着下部浆液压力的增加，5环和6环下部和上部的环间错台分别增长3 mm和1 mm。

上述计算结果表明，外部浆液压力分布形式的改变，对第3环管片结构各部位的上浮位移及纵向环间错台的空间分布特性影响最大，管片结构整体的不对称变形会使得其内力分布极其不均，因此本研究获取了不同工况下第3环管片沿着环向各部位的弯矩和轴力，如图 10所示，以此来对浆液分布形式下的管片结构力学分布特性进行分析。

如图 10中所述，管片外部浆液压力分布形式的变化，会对第3环管片结构的轴力和弯矩分布产生显著的影响。对于工况1和工况2，即管片底部浆液压力较大时，管片结构底部发生了较大的挠曲变形，从而结构下部弯矩较大，同时工况2管片上部局部位置处为负弯矩，该部位表现出向外张开的变形态势，容易造成管片外壁的张拉裂缝及接缝的向外张开，进而导致外壁地下水倾入管片及隧道中而使得结构整体出现渗漏病害。同时由轴力分布可以发现，相较其他工况，工况1和工况2管片下部结构中存在着较大的负轴力，即管片中分布着较大的拉应力，结构下部容易产生拉伸破坏。对工况4和工况5而言，与工况1和工况2相比，管片结构各处的轴力和弯矩整体较小，管片上部负弯矩分布范围及下部负轴力值较小，因此管片外壁发生结构张开及张性裂缝的可能性较小，由此可得，管片结构上部较大的浆液压力在显著减小管片结构上浮位移的同时，也能很好地改善结构受力，降低因管片接缝向外张开和外壁张性裂缝发展而导致的隧道渗漏水灾害。同时可以发现，工况4和工况5中管片结构各部位轴力差距不大，但工况5中管片结构各部位弯矩值较小，且整体分布更为均匀，由前述不同工况下管片环间错台分布可以发现，与工况4相比，工况5中第2环与第3环管片上部和下部的环间错台均较小，2环管片环间螺栓与管片的拉扯效应减弱，因此管片的挠曲变形程度降低，管片结构弯矩整体较小。

盾构隧道推进过程中进行同步注浆，沿着隧道纵向最靠近盾壳处的管片(本计算模型中的2环和3环)外围包裹着刚注射出的、流动性最大的浆液，因此该部位管片底部的浆液浮托力最大，上述计算结果表明，浆液压力分布形式的改变，会导致盾尾处管片上浮位移和环间错台的量值和分布形式发生显著变化，管片下部较大的浆液压力会导致2环和3环管片间产生较大的环间错台，同时也容易造成管片外壁的张拉裂缝及接缝的向外张开，进而增加了外壁地下水倾入管片锈蚀钢筋和渗漏病害的风险，当管片上部浆液压力大于管片下部时，管片错台的控制效果是最好的，因此盾构推进过程中，应使得位于盾尾处及刚脱出盾尾的管片外壁浆液快速凝结，防止管片上部浆液滑落积聚在隧道底部，同时在壁后同步注浆过程中，应适量增加管片上部的注浆量以产生更大的浆液压力，以此有效地防止管片结构上浮即环间错台的发生。

2 浆液配比室内试验分析 2.1 浆液配比组分分析

由上述数值计算分析可得，壁后注浆材料的快速凝结对于管片上浮控制至关重要，浆液在实验室中的物理力学性质对于浆液的工程适用性影响较大，现场浆液试配结果表明水、水泥和砂的含量对于浆液的工程性能影响较大，因此本次浆液配比试验中以原始浆液配比参数及其工程应用中的调配范围为出发点，以水、水泥和砂的掺量变化为主要考量指标，开展室内浆液配比试验，本次不同配比试验组每立方浆液中材料重量如表 3所示。

影响壁后注浆浆液工程性能的因素主要包括水胶比、胶砂比和粉水比，上述16组浆液配比试验对应的水胶比、胶砂比和粉水比分布如图 11所示。

由图 11可得，不同材料配比情况下各试验组的水胶比整体介于0.49~0.80，胶砂比整体介于0.79~0.93，粉水比整体介于0.18~0.35，可以发现各组浆液指标比例差异性较大, 这主要是因为临海富水复合地层环境下，复杂的水文地质条件和施工工艺等因素对于浆液的稠度、凝结时间和强度等物理力学特性存在着多维度的工程要求，而浆液的地层适配性与配比材料的水灰比、胶砂比和粉水比等参数比例密切相关，不同比例间的相互搭配往往会导致浆液的工程性能存在较大的差异甚至是性能间的相互冲突，因此在临海富水复杂地质条件下，需要通过不同浆液材料比例间的约束调和，来使得壁后注浆浆液达到最佳的工程适用性。

2.2 浆液材料性能分析

决定浆液工程性质的关键性指标主要包含稠度，流动度，凝结时间和抗压强度^[21]，本次现场试验过程中通过稠度测试仪、流动度测试仪、凝结时间测试仪和强度测试仪分别对不同试验组的上述4个指标进行了测试分析。盾构隧道壁后注浆工程实践及现场钻孔取芯表明，浆液的稠度和初凝时间对于富水复杂地质条件下壁后注浆浆液的充填质量和管片上浮控制至关重要，上述16组试验浆液稠度及初凝时间结果如图 12所示，浆液的稠度、流动度和初凝时间与原材料间的水胶比、胶砂比和粉水比间的相关系数如图 13所示。

由图 12可得，不同试验组间的浆液稠度差异性较大，整体介于104~127 mm之间，波动范围达到23%，不同试验组间的浆液初凝时间差距也较为明显，整体介于257~810 min之间，波动范围达到216%，不同的材料配比会引起浆液初凝时间的显著变化，从而导致管片施工质量差异较大。同时从浆液稠度和初凝时间的分布规律可以发现，两者随材料配比间的波动演变特性基本一致，相关系数为0.89，由此可得浆液稠度与浆液初凝时间彼此之间存在较为显著的相关性。当浆液稠度太大时，其在注浆孔喷射出后能很快地向管片与围岩间的间隙中进行扩散，但是此时浆液往往需要较长的时间才能达到初凝状态，此时流动性较大的浆液，在达到初凝前的时间内渗流积聚在管片底部，此时砂浆未及时凝固，无法对管片形成有效约束，当浆液稠度较小时，浆液因较低的流动性会导致浆液堵管及扩散范围较小，也无法达到最佳的注浆效果，因此根据配比试验结果和现场注浆效果实践经验，选取第7, 8, 9, 12和13组浆液配比进行现场注浆工程检验。

由图 13可得，浆液配比材料间的水胶比、胶砂比和粉水比与浆液的稠度、流动度和初凝时间之间的相关系数分别介于0.78~0.94, 0.74~0.76, -0.76~-0.92，浆液的材料配比与浆液物理性能间存在较强的关联性，水胶比和胶砂比的增加会使得浆液的稠度、流动度和初凝时间随之增加，但是粉水比却与上述3个物理指标间存在显著的负相关特性，其含量的增加会使得浆液稠度降低，浆液整体更为稀疏，因此流动度更大，水化反应时间更长，需要更长的时间达到初凝状态。水胶比的增大，使得浆液中水的含量增加，对材料整体起到了较大的稀释作用，同时胶砂比的增加，使得浆液中颗粒材料砂的含量降低，浆液材料颗粒间的摩擦效应减弱，在水的稀释润滑作用下，浆液材料间的联结相互作用减弱，因此呈现出更大的流动度。水含量的增加，使得浆液材料间的水化反应速率和反应时间大大增加，浆液达到初凝状态的时间也随之增加。

3 浆液性能现场试验分析 3.1 现场注浆工艺改进

浆液在地面实验室中的物理力学性质是地层实际环境中浆液凝结质量控制的必要条件，实际的浆液凝结时间和工程特性也与管片外部地层的复杂性密切相关，如原配比浆液室内试验6 h即达到初凝状态，但管片下部壁后注浆17 h后钻孔发现浆液由钻孔以液态形式飞溅而出，因此壁后注浆材料的地层适应性需通过现场工程的实际应用来综合确定。

针对富水软弱地层管片上浮问题，目前一般采用二次注浆工艺解决，即在盾构掘进过程中在脱出盾尾的管片顶部开孔，注入水泥-水玻璃双液浆，使其快速凝固，以减小管片上浮量。但是在盾构掘进过程中，通过在管片开孔注入双液浆，一般受限于二次注浆人工开孔、搅拌、注浆等环节，注浆效率较低，且会导致注浆速度和盾构掘进速度不匹配，使盾构掘进效率较低。上述室内试验浆液配比试验获得的第7，8，9，12和13组浆液水掺量整体相对较少，本研究在进行上述浆液配比现场试验过程中，按照7，8，9，12和13组的材料配比，在地面搅拌砂浆，为提高砂浆流动性，砂浆站内搅拌过程中掺入减水剂，用量为每方砂浆掺入5 kg。地面搅拌好的砂浆通过拖泵泵送至始发井中板储浆罐，之后通过泵送装置，将中板储浆罐砂浆泵送至电瓶车砂浆罐。为缩短浆液初凝时间，在盾构机台车砂浆罐内拌入速凝剂，用量为每方砂浆0.5 kg。

现场同步注浆试验过程中，相同时间内上部2个注浆孔注射入40%的浆液，中部和下部两个注浆孔分别注射入30%的浆液，以此管片上部相比较其余部位而言积聚了较多的浆液，以此对管片上部产生较大的浆液作用力，该操作的实践依据如前述数值计算结果所述，盾壳往后沿着隧道纵向，最靠近盾壳处的管片外围包裹着刚喷射出的、流动性最大的浆液，因此该部位管片底部的浆液浮托力最大，该位置较大的浆液压力会导致2环和3环管片间产生较大的环间错台，本次现场试验过程中对此增加了管片上部的注浆量以产生更大的浆液压力，以此减小管片结构上浮及环间错台的发生。同时上述数值计算结果表明，在同步注浆过程中应使得盾尾附近2环管片处的浆液在从注浆孔喷出后快速凝结，以防止管片上部浆液滑落积聚在隧道底部。针对盾构现有二次注浆存在的不足，在脱出盾尾后的管片上部开孔快速注入水玻璃，使其与管片上部同步注浆砂浆反应，以此进一步缩短初凝时间。这一现场注浆工艺的改进措施与数值计算结果是相一致的。

3.2 新型注浆工艺现场应用分析

在现场实际操作过程中，选取地层条件相似的掘进段作为试验区间，将第7，8，9，12和13组浆液随盾构掘进注射入地层之中，从注射完成后每隔一定时间进行钻孔取芯以检验浆液扩散范围和凝结程度，同时对管片的上浮量进行实时监测，待各试验管片浆液达到标准凝结程度后记录所持续的时间，待管片上浮稳定后记录最终上浮量，各个试验组管片上浮及地层中浆液凝结时间分布如图 14所示。

由图 14可得，这5组试验浆液现场壁后注浆完成后，达到标准凝结状态时的时间整体介于180~390 min之间，而原始浆液配比现场注入17 h后仍呈流动状态，同时在上述浆液配比及注浆措施的改进下，5组试验浆液作用下的管片稳定上浮量整体介于45~93 mm之间，其均值较原始浆液配比下管片上浮稳定值均值111 mm下降了32.7%，由此可得本研究中的速凝剂和二次水玻璃注入的注浆工艺能够显著控制富水复杂地层中管片上浮，工程应用良好。同时由上述5个试验组管片上浮及浆液凝结时间对比可以发现，第12组浆液配比现场工程应用效果最佳，其管片上浮量为45 mm仅为原浆液配比下管片上浮稳定值均值的36.5%，由此可得，注浆完成3 h后浆液即达到初凝状态，第12组浆液配比在本研究地质环境中的工程适用性最佳。为了比较第12组浆液配比与原始浆液配比间的现场应用效果及隧道顶部及底部浆液扩散范围，现场取芯对比如图 15所示。

由图 15可以发现，原始浆液配比情况下管片上部浆液层厚为5 cm，仅为设计充填厚度的1/3，管片下部浆液层厚度为28 cm，为设计充填厚度15 cm的1.87倍，管片下部和上部浆液厚度差达到23 cm，由此可得现场盾构壁后注浆后，管片顶部及上部注浆孔中渗流而出的浆液由于流动性较大，大部分浆液沿着管片外围滑落积聚在管片底部，从而使得管片顶部浆液残余量远少于管片底部浆液含量，同时现场原配比浆液管片下部壁后注浆17 h后进行注浆质量钻孔检测时，浆液处于流动状态而沿着钻孔飞溅而出，表明管片底部大量积聚的浆液长时间未凝固而处于流动状态，使得管片在下部较大的浆液浮托力和上部较小的浆液压力联合作用下发生上浮和环间错台。第12组全新材料配比及注浆工艺联合作用下，管片上部浆液层厚为12 cm，管片下部浆液层厚度为17 cm，两者厚度较为接近且均接近设计充填厚度15 cm，注浆工艺改进前后管片上浮控制原理如图 16所示。

由图 16可得，本研究中提出的注浆工艺中的速凝剂和二次水玻璃注入，能够显著提高浆液水化反应速率，大大缩短浆液凝固时间，使得管片顶部位置处的浆液在从注浆管喷出后能够在管片顶部快速达到稳定状态，有效地减少了管片顶部及侧壁浆液像底部渗流积聚，同时管片上部40%的浆液总量的注入，从而使得管片顶部和底部浆液存量间差值大大减小，有效地避免了管片整体因顶部浆液的流失和底部浆液的过量堆积而处于不均匀受力状态，从而能很好地限制管片的上浮位移和错台的发生。

为了进一步验证第12组浆液配比在富水复杂环境中的工程适应性，本研究开展了盾构掘进壁后注浆工程示范应用，在1 851~2 050环开展了现场对比试验，其中在1 900环开始使用新型浆液配比+新型注浆工艺，并在管片上浮稳定后测定最终上浮量及环内最大错台，同时在管片结构变形稳定后，选取了管片顶部、底部和侧壁等错台敏感区域进行控制效果对比分析，前后不同浆液配比及注浆工艺下的错台控制效果对比如图 17所示。

由图 17可得，原始注浆工艺作用下，管片结构上浮量介于92~141 mm之间，平均值为112 mm，管片环内最大错台整体介于10~22 mm之间，平均值为17 mm，新型浆液配比和注浆工艺作用下的试验段管片上浮量3~93 mm，其中93 mm及上浮较大位置出现在全新注浆工艺刚开始施作段，该几环管片处由于储浆罐、注浆管及管片外壁中原始浆液残留影响，使得试验刚开始的几环管片壁后填充的浆液并非全为新型配比的浆液，试验段上浮量均值为36 mm，管片环内最大错台介于6~18 mm之间，平均值为11 mm，对比分析可以发现新型浆液配比及注浆工艺作用下, 管片上浮量均值较原始浆液工况减少了67.8%，管片环间最大错台量减少了35.3%。试验前后管片变形敏感区域错台控制对比表明，新型浆液配比和注浆工艺作用下，管片上部和下部的阶梯式环间错台显著降低，同时原始浆液配比下较为典型的K块挤出问题也得到很好的缓解，管片侧壁间凹凸不平及接缝张开情况也得到有效控制，沿着隧道纵向各环管片拼装平整度显著提高，管片环间错台及环内错台情况得到有效改善，盾构隧道施工及管片整体拼装质量大幅度提升。

4 结论

建立的盾构机-管片-浆液-地层多因素耦合作用数值计算模型，分析探明了不同浆液压力分布形式下浆液-管片相互作用模式及管片上浮规律，进而通过现场实际应用筛选获得了壁后浆液的最佳材料配比，并依据分析结果对盾构机壁后注浆工艺进行了改进，主要研究结论如下：

(1) 随着管片下部浆液压力的增大，各环管片的竖向上浮位移均会相应增大，同时盾构机沿着轴线发生的逆时针环向偏转效应，会导致各环管片右侧和下测上浮位移较大，上部和左侧的上浮位移较小，管片结构整体呈现出由斜对角向管片中心挤压的扭转椭变状态。与盾尾中管片环相比，浆液压力分布形式的变化对盾尾后第1环管片的上浮位移影响最大，其外部浆液压力分布形式的变化对于该环管片上部和下部位置处的上浮位移差影响较大，而对两侧部位的影响较小。

(2) 沿着隧道纵向相邻管片环间错台随着管片底部浆液压力的增大而逐渐增大，距离盾尾越近，相邻管片间的环间错台越大，且管片下部浆液压力分布形式的改变对于靠近盾尾处相邻两环管片的环间错台影响是最大的，随着下部浆液压力的增加，其上部和下部环间错台增长幅度分别为200%和142.8%。管片上部浆液压力较大时，管片结构各处的轴力和弯矩整体较小，管片上部负弯矩分布范围及下部负轴力值较小。

(3) 浆液配比材料间的水胶比、胶砂比和粉水比与浆液的稠度、流动度和初凝时间之间的相关系数分别介于0.78~0.94，0.74~0.76，-0.76~-0.92，浆液的材料配比与浆液物理性能间存在较强的关联性，水胶比和胶砂比的增加会使得浆液的稠度、流动度和初凝时间随之增加，但是粉水比却与上述3个物理指标间存在显著的负相关特性。

(4) 每立方米浆液拌制过程中加入5 kg减水剂，台车砂浆罐内拌入0.5 kg速凝剂，搭配管片上部2个注浆孔注射入40%的浆液，中部和下部两个注浆孔分别注射入30%的浆液，同时在脱出盾尾后的管片上部开孔快速注入水玻璃，使其与管片上部同步注浆砂浆反应的注浆工艺改进措施，能显著降低管片上浮位移，提高管片拼装平整度。