大直径盾构水下对接低扰动帷幕注浆：多尺度试验、数值分析与现场应用

《Infrastructures》：Low-Disturbance Curtain Grouting for Large-Diameter Shield Underwater Docking: Multi-Scale Testing, Numerical Analysis, and Field Application

　　

随着地下空间开发向长距离和高水压场景推进，水下盾构对接已成为关键技术挑战。为控制水下盾构对接过程中注浆引起的扰动，本研究针对高水压条件下大直径盾构开发了一套低扰动帷幕注浆设计与控制框架。以江阴—靖江长江隧道为工程背景，聚焦其粉质细砂与粉质黏土互层地层，采用现场注浆试验、大型物理注浆试验、三维数值模拟和现场监测相结合的综合方法。研究系统揭示了注浆过程中浆液压力的扩散规律与附加应力的叠加机制。主要发现包括：（1）在砂性地层中，注浆压力显著影响范围为0~3 m，峰值附加压力为1.0 MPa，与扩散距离呈反比关系。在黏性地层中，峰值压力达1.4 MPa，消散周期约为6天。（2）连续注浆产生明显的压力叠加效应，粉质黏土中叠加效应显著强于砂性地层；跳孔间隔≥3孔可有效缓解压力累积。（3）盾体附近应力集中显著，最大附加应力达1.0 MPa。数值模拟表明盾体最大位移为19.3 mm，局部von Mises应力为355 MPa，略超过345 MPa的名义屈服强度，表明出现局部屈服。该局部屈服识别出盾体的关键应力控制区域，并凸显了限制注浆引起应力累积的必要性。基于上述认识，提出了分级注浆参数控制策略以确保变形满足工程要求。注浆阶段现场监测表明，优化策略有效限制了注浆引起的压力累积和结构响应。采用实际施工加载和结构边界条件重新校准后，关键盾腰监测位置的数值预测与相应现场实测值吻合良好。上述结果支持了所提出的低扰动注浆框架在研究工程条件下的可行性。现场应用验证了所提方法在江阴—靖江长江隧道地质与水力条件下的可行性和有效性，并为具有类似条件的盾构对接工程低扰动帷幕注浆设计提供了方法学参考。在所提参数推广之前，尚需在不同地质与水力环境中开展进一步验证。

随着深层地下空间开发利用的快速发展，跨江跨海盾构隧道日益向深部复杂地层延伸，呈现出大直径、高水压和地层交替等特征。在长距离盾构隧道施工中，刀具磨损、主轴承失效、盾尾密封系统损坏和注浆管磨损等设备问题频繁出现。盾构地下对接技术可将长距离掘进划分为若干较短的可控区间，从而降低因设备故障导致长时间停机的风险，已成为重要发展趋势。盾构地下对接技术应用中的关键瓶颈是对接区周围地层的稳定性控制。洞内超前帷幕注浆被广泛认为是稳定该区域地层的有效技术，可提高地层密实度、降低渗透性并防止突水。然而，复杂交替地层中注浆压力扩散与附加应力传递机制尚认识不足。不合理的注浆参数（如压力过大或注浆顺序不当）可能导致盾构偏移、过大变形甚至盾体结构损伤。为理解帷幕注浆机制并解决工程问题，已有学者围绕理论分析、数值模拟和模型试验开展了大量研究。在理论分析方面，已有研究着重推导注浆参数与扩散行为之间的定量关系，包括宾汉姆水泥浆水灰比、多孔介质渗透系数、注浆压力和地下水压力等因素对扩散半径的影响，以及注浆裂隙岩体在不同浆液材料和裂隙倾角下的力学参数与破坏模式。在数值模拟方面，已有研究采用数值建模研究注浆帷幕加固前后渗流、位移及邻近结构稳定性演化，基于流固耦合理论揭示围岩渗透系数对衬砌结构力学行为的影响，采用离散元分析阐明基于地层渗透性的浆液扩散规律，并利用颗粒流数值模拟研究超细水泥浆颗粒在地层中迁移距离与注浆压力的关系。模型试验方法在验证注浆机制方面也发挥了重要作用，包括不同含水率浆液的注浆单元试验以分析注浆引起的附加土压力和浆液扩散形式，室内砂层注浆试验探究注浆压力、土体孔隙率和浆液水灰比对注浆结石体强度和扩散半径的影响，以及考虑浆液-岩石应力耦合效应的裂隙注浆模型研究。重复注浆注入与周围结构之间的相互作用在补偿注浆研究中早已被认识，已有研究表明间隔注入和远排先注顺序可减小局部隧道变形，而不当的压力、注浆量和注入位置可能引起隧道抬升或结构损伤。这些研究确立了控制注浆引起变形的重要原则，但水下盾构对接的目标和边界条件与常规补偿注浆不同。补偿注浆通常旨在主动产生地层抬升以抵消隧道掘进引起的沉降，并通过观测结构或地表位移进行控制。相比之下，本研究对接问题中的帷幕注浆主要旨在高地下水压力下形成低渗透加固区，同时限制传递至仍嵌入处理地层中的大直径盾构的附加荷载。因此，设计问题涉及地层加固与盾构扰动控制的双重要求。以往研究已确立了注入压力、注浆量、空间间距和注入顺序在补偿注浆、裂隙注浆和盾构注浆中的重要性，但如何将这些既定控制原则定量适配于大直径水下盾构对接——即在力学敏感的盾构结构周围立即形成高水压帷幕——关注相对有限。特别是，地层相关的压力传递、连续注入的累积效应以及由此引起的盾体局部响应之间的耦合关系尚未得到充分量化。因此，本研究的贡献不在于引入新的注入机制，而在于开发一种面向盾构响应的水下对接帷幕注浆框架。具体贡献包括：（1）通过现场试验与全尺寸试验相结合，量化砂性地层与黏性地层压力传递与消散特性的差异；（2）识别连续注浆作业相关的累积压力响应，并将其与盾构结构的局部应力和变形相关联；（3）将这些认识转化为结合空间压力分区、时间分离注入和现场监测的工程校准扰动控制策略。最终，本研究旨在建立并验证针对所研究高水压水下盾构对接项目的低扰动帷幕注浆框架，并探索其在地质与水力条件相当的项目中的潜在适用性。

研究人员开展了以下工作：以江阴—靖江长江隧道为工程背景，该隧道主隧道全长约6445 m，盾构掘进段长4937.19 m，管片内径14.2 m、外径15.5 m。对接段位于长江主航道下方，覆土厚度约27 m，盾构顶部距江面约54.4 m，对应静水压力约0.53 MPa；盾构底部距江面约69.9 m，对应江水静水压力约0.69 MPa。对接区还受III承压含水层影响，设计孔隙水压力为0.76 MPa，对应测压水头约高于江面7.5 m。对接区地层主要由粉质黏土、粉质细砂和中粗砂组成。④4粉质细砂层含局部钙质胶结，抗压强度约45~70 MPa，此种强烈局部非均质性不利于人工冻结壁的均匀发展，可能增加差异冻胀、融沉和局部渗流通道风险，因此未单独采用冻结处理，而是以帷幕注浆作为预加固和封水措施，在后续冻结与对接作业前改善地层均匀性并降低渗透性。最终对接防护体系由三部分组成：帷幕注浆预加固与封水、后续人工冻结临时加固与补充封水、以及采用防退装置和纵/环向加劲肋的盾构与衬砌结构加固。注浆管采用非对称设计，领先盾构侧布置B、C、D三环注浆管，每环56根，B排与盾体呈29°角、长15.2 m，C排25°、长13.2 m，D排18°、长11.2 m，三排注浆管末端距刀盘对接面纵向距离4.5 m，距盾体径向距离分别为7.2 m、5.4 m和3.3 m。研究采用现场注浆试验、大型物理注浆试验、三维数值模拟和现场监测相结合的综合方法，系统揭示注浆压力扩散规律与附加应力叠加机制，并提出分级注浆参数控制策略。研究得出以下结论：砂性地层注浆压力显著影响范围为0~3 m，峰值附加压力约1.0 MPa，与扩散距离呈反比；黏性地层峰值压力达1.4 MPa，消散周期约6天；连续注浆产生明显压力叠加效应，粉质黏土中叠加效应显著强于砂性地层，跳孔间隔≥3孔可有效缓解压力累积；盾体附近应力集中显著，最大附加应力达1.2 MPa，数值模拟表明盾体最大位移19.3 mm，局部von Mises应力355 MPa，略超345 MPa名义屈服强度，表明出现局部屈服，识别出盾体关键应力控制区域；基于上述认识提出的分级注浆参数控制策略可确保变形满足工程要求，注浆阶段现场监测表明优化策略有效限制了注浆引起的压力累积和结构响应；经实际施工加载和结构边界条件重新校准后，关键盾腰监测位置的数值预测与现场实测值吻合良好（相对差异约6.6%）。研究的重要意义在于：现场应用验证了所提方法在江阴—靖江长江隧道地质与水力条件下的可行性和有效性，为具有类似条件的盾构对接工程低扰动帷幕注浆设计提供了方法学参考；同时指出所提参数在推广前需在不同地质与水力环境中进一步验证。

研究人员采用的主要关键技术方法包括：现场注浆试验（12个注浆孔Z1–Z12与4个监测孔Y1–Y4，预埋压力传感器连续监测注浆期间及注浆后地层压力动态变化，注浆压力控制2~4 MPa，退步长度2 m，采用超细水泥单液浆水灰比1:1和双液浆水泥:水玻璃=1:1，注浆顺序为先外环后内环分三阶段实施）；大型物理注浆试验（12 m×8 m×6 m试验箱，回填0.5~2 mm中粗砂，注水加压至0.76 MPa模拟III承压含水层，布置XB1、XC1、XD1三条注浆轨迹再现现场B、C、D排相对几何关系，钻孔角度25°、深度5 m）；三维数值模拟（基于ANSYS 2022R1平台建立150 m×80 m×70 m有限元模型，采用Mohr–Coulomb本构模型，设置保守包络模型与现场再现模型两种情景）；以及现场监测（在领先盾构段布置7个应力监测断面，包括盾体断面NDM1、NDM2、NDMZ，防退装置断面NDM3和管片断面NDM4、NDM6、NDM9）。样本队列来源为江阴—靖江长江隧道盾构对接段实际地层。

研究结果方面：第一，现场注浆试验地层压力响应特征。砂性地层监测峰值压力约0.9~1.0 MPa，最大记录峰值1.0 MPa，消散时间0.5~1.8 h；粉质黏土地层监测土压力峰值约0.9~1.4 MPa，最大记录值1.4 MPa出现于Z11孔注浆期间，消散时间长达0.75~6天，且压力消散速率与地层初始含水率呈负相关。在约50 m深度粉质黏土—粉质细砂界面处监测压力响应发生明显变化，砂侧压力响应降低而黏土侧升高，表明界面两侧压力传递存在明显不连续性。第二，注浆引起压力叠加效应。在2~3 MPa可比注浆压力水平下，实测压力增量总体上从早期注浆阶段至后期注浆阶段增大，后期压力响应约为早期的2.4倍；按地层类型分离后，砂性地层后期监测压力响应约为早期的1.3倍，粉质黏土中约为早期的2.7倍。附加应力呈现先突增后渐增的趋势，早期—中期为应力控制关键期，应适当延长注浆间隔以允许部分应力释放。第三，大型物理注浆试验结果。中粗砂中实测注浆压力数据可近似用反比关系P = 12.5/r描述，R2 = 0.92；注浆压力显著影响范围0~3 m，压力扩散角约65°，与中粗砂颗粒水平定向排列一致；当注浆压力超过2.5 MPa时砂性地层发生劈裂注浆，浆液沿优势裂隙快速扩散，而黏性地层表现为渗透压密复合扩散模式。第四，数值模拟盾体应力分析。盾体应力分布呈显著非均匀性，盾腰（B排注浆孔对应环向区域）形成显著应力集中区，最大附加应力达1.2 MPa，局部区域von Mises应力达约355 MPa，略超345 MPa名义屈服强度约2.9%，表明盾壳出现局部屈服起始；该局部屈服局限于盾腰有限应力集中区域，不应解释为整体结构失效，但可产生不可逆塑性应变和残余变形，并引起屈服区周围应力重分布，降低盾体局部刚度和结构储备。后续工程优化中将盾构2 m范围内注浆压力限制为1.1 MPa，配合跳孔注浆和延长注浆间隔，使计算最大附加应力降低约20%，局部塑性区范围减小约60%。第五，数值模拟盾体变形特征。保守包络加载情景下盾体最大整体变形达19.3 mm，B排对应盾腰径向位移12.7 mm，前盾和尾盾附近计算位移分别为5.3 mm和3.9 mm；现场监测盾构姿态最大偏差为3.7 mm，因姿态偏差与局部径向变形为不同物理量，未进行直接定量比较。第六，模型重新校准与现场导向敏感性分析。分阶段校准中，盾腰NDM1监测断面计算注浆引起环向应力增量从M0的1.20 MPa逐步降至M1的0.89 MPa、M2的0.74 MPa和M3的0.65 MPa，与现场实测峰值环向应力增量0.61 MPa相比，最终现场再现模型相对差异约6.6%，远低于原始模型约96.7%的高估；从M0到M1的过渡使计算响应降低0.31 MPa，占总校正量的56.4%，盾体加劲肋刚度细化进一步降低0.15 MPa（占27.3%），复合结构约束引入额外降低0.09 MPa（占16.4%）。第七，工程优化与建议。提出分区注浆压力控制模型：距盾构>2 m区域注浆压力<1.5 MPa，采用超细水泥单液浆（水灰比1:1）；距盾构<2 m区域（如B排孔）压力<1.1 MPa，浆液中添加30%膨润土增强流动性；采用梅花形三孔间隔布孔并确保相邻孔间隔>48 h以减少应力叠加，实测表明跳孔间距增至三孔时黏土地层峰值压力降低30%、砂性地层降低40%；砂性地层单孔注浆量控制在1.5 m3/m，黏土地层增至2.0 m3/m，采用自动注浆记录仪实时监测流量和压力变化。风险控制措施包括动态监测系统（盾构应力范围±200 MPa、位移精度0.1 mm、孔隙水压力范围1.6 MPa，附加应力>1.0 MPa或变形速率>2 mm/d时自动报警）、温度—压力耦合控制（注浆与冻结间隔≥3个月以充分消散浆液水化热，温度<22 °C）和应急处置方案（配备最大支撑力16.4 T液压千斤顶和聚氨酯注浆设备）。第八，现场监测结果。盾体应力方面，NDM1断面（盾腰）峰值环向应力达0.61 MPa，沿环向快速衰减，4点钟和11点钟位置降幅超过80%；纵向应力衰减平缓，仅注浆投影点处有轻微波动，归因于盾体高纵向刚度及密集纵向加劲肋的抑制作用。NDM2断面（前盾）峰值纵向应力0.60 MPa，NDMZ断面（尾盾）峰值纵向应力降至0.27 mm处（原文为0.27 MPa），归因于管片环与周围土体的复合约束耗散多余应变能。防退装置应力方面，Steel Plate 3应力变化极小（≤0.3 MPa），仅距活跃注浆区最近的7点钟位置有轻微波动，归因于盾壳环向加劲肋的刚度屏蔽效应和倒角设计的局部应力分散；L形拉板环向应力全环显著增加且无方向性差异，作为盾体与管片间核心传力部件将注浆纵向推力转化为环向力并均匀分配至整个管片环。管片应力方面，呈现独特双峰响应模式，主应力峰（NDM4断面7点钟位置0.33 MPa）出现在距活跃注浆区最近位置，次峰同步出现于1点钟方向（与主峰相对），两峰平均差值0.14 MPa，源于管片与围岩相互作用——主峰由7点钟位置浆液直接挤压管片引起，次峰由管片在注浆压力下位移时围岩（1点钟方向）被动抗力产生；环向应力随距注浆投影点距离增加呈典型负指数衰减，NDM4（距投影点5 m）为0.33 MPa、NDM6（9 m）为0.21 MPa、NDM9（15 m）为0.16 MPa；纵向应力响应较平缓，峰值维持0.15~0.16 MPa（小于环向应力峰值的50%），归因于管片环间多个纵向拉伸板和张贴摩擦力有效吸收纵向应变能。空间应力分布特征方面，盾构圆柱面展开拟合表明注浆压力显著影响半径呈明显各向异性，环向0~3 m、纵向仅0~1.5 m，归因于边界约束差异——环向地层分布均匀（连续砂层）利于应力扩散，纵向受管片环和防退装置限制；注浆投影点处形成高应力核心区，环向应力沿环向均匀衰减，44.6°环向角内降低50%；纵向应力呈先急剧后稳定的衰减趋势，核心区1 m内快速衰减后趋于稳定平台。第九，工程案例讨论与最终对接。优化注浆方法实际应用最终成功完成水下对接过程，施工期间对37个钻孔系统实施帷幕注浆加固，采用精细参数控制的低扰动注浆工艺有效减轻了注浆期间土体和结构扰动，确保内部结构应力和位移远低于监测报警阈值；注浆后周围岩土体和隧道结构达到高度稳定状态。监测结构响应保持毫米级，水平位移?1.5 mm（向负横向方向1.5 mm）、竖向位移?1.3 mm（向下1.3 mm）、接缝变形?0.4 mm（接缝闭合0.4 mm）。最终对接精度和整体封水性能应视为综合处理方案（帷幕注浆、后续人工冻结和结构加固）的共同结果而非单纯注浆效果。研究局限性方面，全尺寸试验程序中不同土类型的实验覆盖不对称，1:1箱体试验主要采用中粗砂，粉质黏土仅作为补充条件，因此砂性地层压力扩散关系较黏性地层获得更广泛的受控数据支持；未来应在匹配注浆压力、传感器布置、初始密度和重复次数条件下对砂性土和黏性土开展平行全尺寸试验以建立统计可比的扩散关系。

讨论部分总结：研究通过现场注浆试验和全尺寸注浆试验准确揭示了注浆压力扩散与应力叠加的内在规律，同时现场工程通过结构优化和动态过程控制实现了应力和变形的主动降低，成功实现了从理论研究到实际工程应用的优化转化。分阶段校准表明保守加载表征是原始模型高估的主要来源（约占总校正量的56.4%），其次为盾体加劲肋简化表征（27.3%）和复合结构约束（16.4%），因此原始数值结果解释为保守上界估计而重新校准模型提供更真实的现场响应表征。需要指出，全局数值变形19.3 mm、盾腰数值径向位移12.7 mm和现场实测最大姿态偏差3.7 mm代表不同变形度量，应分别讨论。优化注浆方法的实际应用最终成功完成水下对接过程，帷幕注浆阶段监测独立证实优化帷幕注浆程序在冻结前降低了压力累积并限制了附加结构响应，但由于后续实施了冻结，最终对接精度和整体封水性能应视为综合处理方案的共同结果而非单纯注浆效果。研究结论翻译如下：本研究开发并验证了一种用于大直径水下对接中最小化盾构扰动的帷幕注浆方法。通过集成多尺度测试和数值模拟，阐明了关键注浆机制，并制定了优化参数控制策略。注浆阶段现场监测证实优化施工策略限制了注浆引起的压力累积和盾构周围结构响应。重新校准的数值模型与相应现场应力实测值吻合良好，为所提扰动控制框架提供了直接工程尺度支持。主要发现总结如下：（1）砂性地层中注浆引起压力的显著影响范围约为0~3 m，代表性注浆事件中最大监测压力约1.0 MPa；粉质黏土地层中相应最大监测压力达1.4 MPa，压力消散持续长达6天，上述值为包络峰值而非地层平均压力。（2）注浆引起盾腰显著应力集中，最大附加应力达1.2 MPa，局部von Mises应力达约355 MPa，略超345 MPa名义屈服强度，表明出现局部屈服起始；尽管最大整体变形19.3 mm满足D/1000变形准则，但局部屈服在重复注浆荷载下可能引起残余变形、应力重分布和累积塑性损伤，因此评估盾构结构安全性时应同时考虑整体变形和局部应力/塑性。（3）分区压力控制（>2 m：≤1.5 MPa；≤2 m：≤1.1 MPa）和梅花形跳孔注浆技术可降低应力叠加，实测数据表明盾构位移、应力和变形均在允许范围内。未来研究应深化多场耦合分析（渗流—应力—温度）以建立复杂地层动态注浆参数优化的精细预测模型，并建议构建集成AI算法的智能决策系统以实现注浆压力、流量和变形的实时反馈控制，最终制定高水压盾构对接帷幕注浆技术规范以标准化实践并推动行业技术进步。本研究发现的适用性应在所研究项目范围内解释，所提方法基于江阴—靖江长江隧道开发验证，该隧道具有大直径盾构、最高0.76 MPa水压和粉质黏土—粉质细砂—中粗砂交替地层特征，因此本研究获得的定量结果（包括压力扩散范围、应力响应量值、注浆压力限值和推荐孔间距策略）不应视为通用设计值，其应用于其他项目需根据当地地质条件、地下水压力、盾构几何与刚度及浆液性质重新校准，并需利用不同地质与水力条件下的独立项目开展额外验证以确立所提框架的更广泛普适性。