湿喷混凝土技术在地下工程施工中的应用

1 前言

某长大铁路隧道，全长18.46km，采用隧道掘进机（TBM）施工。隧道初期支护为锚喷，喷射200号混凝土，厚度为5～10cm，由TBM上的湿喷系统实现。

某城市地铁工程地质条件较好，隧道穿过地层多为花岗岩，围岩以Ⅱ～Ⅲ类（国标）较多。围岩的自拱能力好，可采用锚喷支护结构，即利用围岩的自拱能力，以达到结构要求，这样不仅方便施工，而且可节省工程投资。故在施工中，充分考虑该地区的地质条件，采用锚喷支护结构和湿喷工艺，这在国内地铁、交通隧道等的建设中还较为少见，有许多问题值得探讨。

2 湿喷混凝土简介

所谓湿喷是相对干喷和潮喷而言的，将拌好的混凝土料由输送泵输送至喷咀后，在喷咀处加速凝剂、高压风，从而实现混凝土的喷射作业。湿喷具有工作环境好，混凝土质量稳定，回弹小，生产效率高等优点。目前，在国外许多发达地区，湿喷已在喷混凝土施工中占主导地位，在我国近几年发展也越来越快。湿喷工艺对机械设备性能要求较高，一般由混凝土输送泵、外加剂输送泵、空压机、喷咀以及相应的计量设备组成，目前市场上以国外产品为主。

3 湿喷混凝土材料选择

3.1 某特长隧道混凝土材料

该隧道湿喷混凝土施工由TBM上的湿喷系统完成。输送泵是瑞士产putzmeister双活塞

湿喷混凝土技术在地下工程施工中的应用

张亚军1 张项铎2

（1 中铁隧道集团二处有限公司 2 中铁隧道勘测设计院）

[摘 要] 本文以某长大隧道及地铁工程为例，简要论述了湿喷技术中的混凝土材料及配合比的选择，施工工艺及机具等方面的内容，并与干喷和潮喷方法进行对比，同时指出湿喷混凝土技术在地下工程中的应用前景。

[关键词] 湿喷技术 锚喷支护 混凝土

泵，输送能力为8～13m 3/h；输送管为ф50；喷射系统采用机械手形式，可在隧道轴线方向及隧道径向移动，同时整个喷浆系统可沿隧道轴线方向移动，与之相应的外加剂泵送系统可根据不同情况调整外加剂的掺量。根据试喷阶段的施工经验，该套系统要求混凝土料的塌落度为13～15cm、粗骨料最大粒径10mm，喷射效果最佳。

本隧道湿喷混凝土所用材料中，水泥采用当地散装525号水泥，砂为中粗砂，石为5～10mm机制碎石，水用饮用水。对混凝土拌合物性能起关键作用的外加剂中，因喷射机具的要求，湿喷混凝土必须用液态速凝剂，同时各种外加剂必须兼容。由于国内尚无液态速凝剂的标准，且应用刚处于起步阶段，故市场上产品种类较少，以合资产品为主。对此类外加剂产品，经调研，获取相应的技术资料和样品后，试验其影响混凝土凝结时间、触变流动性以及水泥胶砂强度等主要性能，并经过试生产，同时综合技术经济各方面比选，最后采用上海麦斯特建材有限公司的整体稠度控制系统——稳定剂、稠度剂、速凝剂。

3.2 某地铁工程混凝土材料

（1）水泥：采用525号普通硅酸盐水泥，450kg/m 3。

（2）砂：当地河砂，颗粒级配要求如表1，中砂、细度模数2.5。

（3）碎石：当地碎石场过筛的花岗岩碎石，粒径级配要求如表2。

（4）防水剂：本工程采用青岛同技建材厂生产的TJ高效多功能防水剂。它的作用基理是

在混凝土拌合物能与水泥的水化产物作用生成不溶性凝胶，阻塞混凝土的毛细管通路，同时该凝胶所产生的微膨胀还可部分抵消混凝土硬化所产生的干缩。该产品能配置抗渗标号S10的高密度自防水混凝土，因而可从根本上解决混凝土因微观结构缺陷所引起的渗漏问题，大幅度提高混凝土的抗渗性和耐久性。

砂颗粒级配 表1

筛孔尺寸（mm）累计筛余（%）

5.0 5.8

2.512.7

1.2520.6

0.6351.4

0.31584.0

0.1692.2

＜0.16100

碎石粒径级配 表2

筛孔尺寸（mm）累计筛余（%）

150.4

109.9

569.5

2.595.4

＜2.5100

（5）减水剂：喷射混凝土时由于坍落度指标的要求，水灰比较大。混凝土中水泥水化后多余的水要蒸发，使混凝土喷层产生“干裂”现象，降低了混凝土的支护能力。在搅拌混凝土时加入萘系高效减水剂，在同样坍落度时，减少率大于12％。

（6）速凝剂：在喷射混凝土工艺中，当混凝土的料束喷到受喷面上后必须尽快凝固。这既可减少回弹，又能使混凝土尽快凝固形成支护能力。故需在混凝土中加入速凝剂。选用TK-961型湿喷机配用河南巩义市特种建材厂生产的8604-Ⅱ型液态速凝剂，通过可调解流量的计量泵和速凝剂容器，再经胶管压入喷嘴，依靠喷射管中的压缩空气将速凝剂雾化后，并与料束一起喷至受喷面上，水泥与之发生反应迅速凝固。根据试验，该速凝剂初凝时间1～4min，终凝时间2～10min，后期强度保存率大于90％。室内强度对比试验数据见表3。

室内强度对比试验数据 表3

4 湿混凝土配合比选择

4.1 某特长隧道湿混凝土配合比

由现场材料检验清况，计算并通过室内试验确定混凝土理论配合比为：1 : 1.98 : 1.98 : 0.50，每立方混凝土水泥用量为430kg。根据现场材料、设备及施工情况，同时考虑现场相应的缓凝要求以及坍落度损失，各主要参数经过相应的调整为：

（1）水灰比：与室内试验时的材料相比，考虑到水泥标号高，堆料现场混杂较多粉尘，故水灰比确定为0.48～0.52。

（2）坍落度和砂率的确定：根据现场要求（先泵送后喷射），为确保顺利施工，坍落度定为120～160mm；考虑粗骨料粒径偏小，故砂率适当降低，取45～50％。

按照以上调整原则，共进行四组混凝土配合比设计，综合考虑强度和水泥用量等指标，水灰比定为0.50较为恰当，坍落度为130～150mm较为合适，其他参数可不变。最后确定配合比为：水泥:砂:碎石:水=1:1.58: 1.92:0.50。

外加剂掺量为：TCC（速凝剂）5％；SG （稠度剂）1％；DEL（稳定剂）0.2％。每立方混凝土用量440kg。

4.2 某地铁工程湿喷混凝土配合比

（1）混凝土配合比：水泥:中砂:石子=1 :2:1.6；

（2）水灰比：0.45:1；

（3) 防水剂：掺量为水泥重量的0.4～1.0%;

（4）速凝剂：液态速凝剂，掺量不超过水泥重量的5％；

1天

强度

掺8604-Ⅱ型

液态速凝剂

抗折

1.54MPa

抗压

12.1MPa

未掺8604-Ⅱ

型液态速凝剂

抗折

0.9MPa

抗压

6.7MPa

28天

强度

掺8604-Ⅱ型

液态速凝剂

抗折

6.69MPa

抗压

37.4MPa

未掺8604-Ⅱ

型液态速凝剂

抗折

7.27MPa

抗压

38.6MPa

注意事项：液态速凝剂属于碱性，有刺激性气味，作

业中要注意人身防护。

（5）坍落度：80～150mm。

5 施工机具选择

湿喷混凝土质量好坏，跟湿喷机的性能息息相关。某特长隧道由于采用TBM施工，因而湿喷机由TBM上的湿喷系统替代。在某地铁施工中湿喷混凝土采用成都岩锋科技发展有限公司生产的TK-961改进型转子活塞式湿喷机，其作用原理是随着料腔的圆周运动，使九个活塞沿凸轮曲面上下的往复活动，将进入料斗的混凝土连续送入混合室，与压缩空气混合后进入输送管形成“稀薄流”，在喷嘴口与用计量泵压送的液态速凝剂混合形成料束，喷到受喷面上。此种机器体积小、机动性强、构造简单、易于清洗、维修方便，对集料的级配和坍落度要求范围宽，易操作。对于地铁隧道小断面的施工方便、灵活、便于操作，并能减少粉尘、回弹，保证混凝土品质的稳定性。该机器的主要参数指标和具体施工参数如下：

（1）生产率：5m3/h；

（2）骨料最大粒径：15mm；

（3）适用混凝土：塑性混凝土，混凝土坍落度50～200mm；

（4）工作风压：0.3～0.7MPa；

（5）耗风量：103/min；

（6）喷射角度：＞70度；

（7）最大输送距离：水平40cm，垂直20cm；

（8）喷头距岩面：1.5～2.0m；

（9）一次性喷层厚度：边墙≤100mm，拱部≤70mm；

（10）作业面气温：＞15℃；

（11）外形尺寸：2200×1400×1500（mm）；

（12）重量：2200kg。

6 湿喷混凝土工艺流程与喷射方法

由于某特长隧道装饰面大，且采用TBM 开挖，湿喷混凝土施工由TBM上的湿喷系统实现；而某地铁工程隧道断面小，采取常规方法施工，湿喷混凝土由国产TK-961型湿喷机完成。因此两项工程的湿喷混凝土工艺流程与喷射方法也不尽相同。

6.1 某特长隧道湿喷混凝土工艺流程

混凝土生产采用工控微机实现自动控制的混凝土搅拌站，主机为双卧轴强制式搅拌机，扇形骨料堆场，悬臂拉铲集料，机械杠杆电子称称量，设有外加剂供料系统，除尘设备，配备有水泥筒仓和大仰角螺旋输送机。混凝土在拌合站生产后，直接放入6m3的混凝土罐后，编组进TBM运输列车由小型内燃机车顶推至隧道内，由TMB上的湿喷系统完成喷混凝土作业。其相应施工流程见图1。

图1 湿喷混凝土施工流程图

混凝土喷射与TBM掘进相协调进行，通常情况掘进3个循环时（5.4m）喷射一次混凝土，遇不良地质需加强支护等特殊情况时临时调整；在此较顺利情况下，通过调整输送泵的泵送频率，可以实现喷混凝土厚度的自动控制。

6.2 某地铁工程湿混凝土喷射方法

（1）喷射角度与距离岩面的距离

喷头应与受喷面垂直，因操作、现场工况

等原因，无法保持垂直时可稍微倾斜，但喷射角度不宜小于70度。若喷头号与受喷面的角度太小，会形成混凝土物料在工作面上的滚动，产生凹凸不平的波形喷面，增加回弹量，影响混凝土质量。

喷头距岩央的距离为1.5～2.0m时为宜。因为T K-961型湿喷机要求风压为0.3～0.7MPa，喷头距岩面太近，压缩空气会将刚“粘”到受喷面上的混凝土拌合料吹走，增大粗骨料的回弹量。

（2）喷头运动方式

喷头应作连续不断的圆周运动，并形成螺旋状运动，后一圈压前一圈三分之一。喷射路线应自上而下呈“S”形运动，隧道内的混凝土应按新奥法理论，进行先拱后墙的喷射。

（3）喷射厚度

湿喷混凝土一次性喷层厚度比干（潮）喷要大，拱部为70mm，边墙为100mm以上。喷层厚度主要受混凝土坍落度、速凝剂的作用效果和作业面气温影响。一般情况，80mm左右的坍落度可以获得较厚的喷层；混凝土在2min 内凝结的速凝效果较好；作业面气温在15℃以上为宜。

（4）劳动力组织

现场操作的劳动组织安排和机械配备：喷射手2人；湿喷机司机1人；湿喷机上料工4人；后台混凝土搅拌及运输工4人；混凝土搅拌机1台；湿喷机1台；翻斗车2台；独轮车2辆。

7 湿喷与干（潮）喷比较（见表4）

类别

项目

干（潮）喷湿喷单机价格2万元左右10万元左右清洗方便易清洗机器耗材结合板磨损大结合板、衬板、输送消耗较少

混凝土质量控制水灰比有随意性，混凝土质量不易控制混凝土配比处于受控状态，混凝土质量

得到保证

生产效率标定生产率5m3/h，因回弹量大而小标定生产率5m3/h，因回弹量小而大回弹量40～50%20%左右

成本情况综合成本略高，社会效益较差综合成本略低，社会效益较好粉尘喷嘴旁粉尘约120mg/m3喷嘴旁粉尘约20mg/m3

8 结束语

喷混凝土作为建筑施工中的一种重要手段，其应用范围愈来愈广泛，单就欧洲而言，每年的用量就在300万立方以上；湿喷技术由于其明显的优点，也越来越有在喷混凝土中占据主导地位的趋势。就整个湿喷技术来看，建筑材料、喷射机具的优化直接关系到湿喷质量的好坏。湿喷技术的发展离不开建材、机械等行业的大力支持，因此，全面掌握这些领域的动态，寻求共同发展，方能使湿喷技术在实际施工中不断提高、完善。

湿、干（潮）喷优、缺点比较表 表4

1 地下厂房工程布置及地质条件

1.1 工程布置

琅琊山抽水蓄能电站位于安徽省滁州市西南郊，总装机容量600MW，地下厂房系统由地下厂房、交通洞、出线竖井等大小各异、纵横交错的洞室组成，洞室群布置如图1所示。地下厂房洞室内主机间、主变室、副厂房、安装场呈“一”字型布置，平面布置如图2所示。开挖尺寸为156.66m×21.5m×46.17m（长×宽×高），岩锚吊车梁以上开挖跨度为23.1m，上覆岩体厚度为110～140m，洞室纵轴线方向为NW285°。

图1 地下厂房洞室群布置图

1—地下厂房156.66×21.5（23.1）×46.17m；2—1#副厂房；3—2#副厂房；4—高压空压机室；

5—主变运输洞；6—交通洞；7—通风洞；8—出线竖井；9—排风竖井；10—事故排烟洞；11—上层排水廊道；12—中层排水廊道；13—下层排水廊道；14—1#施工支洞；

15—引水隧洞；16—尾水洞

琅琊山抽水蓄能电站地下厂房开挖支护设计

王阳雪 吴 奎 储小钊

（北京国电水利电力工程有限公司）

[摘 要] 琅琊山抽水蓄能电站位于陡倾角薄层灰岩中，岩体物理力学指标低，大部分为Ⅲ类围岩，局部为Ⅳ～Ⅴ类围岩，在厂房内出露有花岗闪长斑岩蚀变带，蚀变带遇水产生泥化现象，对围岩稳定不利。针对复杂的地质条件，综合采用试验法、工程类比法、理论计算法、现场监控法、位移反分析法等实施动态支护设计，采取多项支护措施，成功解决了琅琊山地下厂房围岩稳定问题。在较差的地质条件下，仍采用锚喷为主的支护方案和岩壁吊车梁，经过多年运行和监测结果证明，支护设计安全有效，厂房围岩稳定状况良好。[关键词] 支护 陡倾角层状岩体 蚀变岩 地下厂房 琅琊山抽水蓄能电站

图2 地下厂房平面布置图

1.2 工程地质条件

地下厂房区地层岩性主要为薄层和极薄层灰岩，单层厚度小于3cm，层面上发育碳质薄膜，岩层挤压紧密，岩体较破碎。岩层产状为NE45～50°/NW∠80～85°，与厂房纵轴线夹角为55～60°。岩体饱和抗压强度为15～45M P a ，垂直层面方向弹模为10～15GPa，平行层面方向弹模为10～12GPa，抗剪强度c = 0.75MPa，ф= 40°。厂区地应力最大主应力值约为10.0M P a ，方向NE70°～SE110°近水平，与厂房纵轴线夹角为15°。地下水类型为基岩裂隙水，岩体属极微透水性。

地下厂房大部分为Ⅲ类围岩，断层破碎带和蚀变岩段为Ⅳ～Ⅴ类围岩。切割地下厂房的主要有F207、F303两条小断层，厂区主要发育NW、NWW及NE向三组裂隙，其中以顺层向（即NE向）裂隙最为发育。

在1＃、2＃机组段发育花岗闪长斑岩蚀变带，整体上顺层侵入，呈NE向展布，宽约3～15m，横贯厂房上、下游边墙，并在局部顶拱、底板及1＃、2＃尾水管洞均有较大范围出

露。蚀变岩含蒙脱石、高岭石等矿物，遇水或

受潮后膨胀、崩解、泥化，且蚀变程度具有很大的随机性和不均一性。严重蚀变的岩体，其力学指标较低。

2 开挖分层设计

琅琊山地下厂房洞室采用钻爆法分层开挖。开挖分层设计主要考虑了三个因素：（1）满足洞室围岩稳定要求。地下厂房因分层多次爆破，使地应力多次释放调整，合理的分层高度将有利于围岩稳定。（2）考虑施工通道的布置。琅琊山厂房顶部、中部、下部开挖分别

利用通风洞、交通洞、施工支洞、引水洞和尾水洞作为施工、出渣通道，各开挖层底板高程须与各层施工通道底板高程相近，便于平顺相接。（3）考虑施工机械的作业要求。每层开挖后，要进行该层的出渣、支护和下一层的预裂爆破，开挖分层高度应满足多臂液压凿岩台车等施工机械的作业要求。

琅琊山地下厂房首先通过工程类比，初拟开挖分层，并进行三维有限元围岩稳定分析，再综合考虑施工通道布置、施工机械选择，最终确定分六层开挖，如图3所示。

图3 地下厂房开挖分层（图中单位：高程、桩号以m计，其余于cm计）

3 支护设计

3.1 支护设计原则

琅琊山电站地下厂房围岩支护设计以“利用围岩作为承载主体，采用支护措施控制围岩不出现有害松动，充分发挥围岩的自承载能力。”为原则，确定了地下厂房以锚喷支护为主，按照“勘察→设计→施工→监测→反馈→优化设计”思路，进行信息化动态设计。3.2 支护设计方法

琅琊山电站地下厂房围岩锚喷支护设计综合采用试验法、工程类比法、理论计算法、现场监控法、位移反分析法。首先通过试验研究锚杆对陡倾角薄层灰岩的锚固效果；再以工程类比法初选支护型式和支护参数；辅以理论计算法进行洞室围岩稳定性分析，评价支护参数是否合理；现场施工时，及时收集围岩稳定监测信息，对照围岩安全控制标准指导施工；并利用监测数据进行反馈、预测分析，及时调整支护参数，保证工程安全、经济。

（１） 试验法

由于厂区围岩为陡倾角薄层灰岩，层面上发育碳质薄膜，且岩层走向与厂房横轴线夹角较小，为了研究锚杆与岩层走向夹角对薄层灰岩锚固效果的影响，在主厂房勘探洞内进行了锚杆拉拔试验。共布置了5组Φ25锚杆，锚杆与岩层走向的夹角分别为30°、40°、60°，先后进行设计锚固力拉拔试验和破坏性拉拔试验。试验结果表明：锚杆在设计拉力时均无任何破坏，在超张拉时，所产生的破坏均为锚杆体屈服或拉断。说明锚杆与岩层走向的夹角对锚杆支护效果无明显影响，因此，为方便施工，厂房系统支护锚杆方向确定为与洞室开挖面垂直，即顶拱和上、下游边墙锚杆方向与岩层走向约成 30°夹角。

（２） 工程类比法

工程类比法采用了直接类比法和间接类比法。直接类比法选取了与琅琊山厂房洞室尺寸、围岩质量相近的国内外近20个已建工程，类比拟

定支护参数。间接类比法主要按照现行锚喷支护技术规范，依据围岩分类确定支护参数，并参考了巴顿Q系统分类法推荐的支护参数、锚杆长度与洞室跨度关系的统计分析结果。

（３） 理论计算法

①围岩松动区极限平衡分析。围岩的松动塌落与支护提供的抗力有关，当锚杆、喷混凝土、钢筋网等支护措施提供的支护抗力稍大于围岩塑性变形压力时，支护结构经济、安全。琅琊山厂房对拟定的支护参数进行极限平衡法验算，支护安全系数大于2。

②三维有限元计算分析。由于工程地质条件复杂，洞室规模较大，采用三维非线性弹塑性有限元方法对地下厂房洞室围岩稳定进行了计算分析。计算结果表明：开挖完成后顶拱位移为8.4mm，上游边墙位移为25.7mm，下游边墙位移为15.1mm，洞周塑性开裂破坏区基本限制在1～3m范围内；整个洞室除了洞室交叉口处局部有应力集中现象外，其余围岩应力分布规律正常；洞周混凝土喷层应力分布均匀；锚杆受力状态较好，且有一定余度；锚索受力基本处于60～65％屈服应力的合理范围内。三维有限元计算成果表明各项支护措施均较好地发挥了作用，洞室围岩变形规律正常，地下厂房锚喷支护参数能有效控制围岩变位，支护方案合理。

（4） 现场监控法

现场监控法是将设计、监测、施工融为一体的动态支护设计过程，设计并非在施工之前已经完成，而是要在施工过程中根据监测信息不断修正、完善。为了全面监控琅琊山地下厂房围岩稳定情况，共设置了五个横向及一个纵向监测断面，监测项目主要包括岩体位移、围岩松动范围、锚杆应力、锚索锚固力等。并在开挖初期建立了一套围岩稳定参考控制标准，其中锚杆、锚索及喷混凝土允许应力按照其材料强度计算，围岩允许变形值主要参考工程经验和数值分析结果。施工过程中，将监测值与控制值对比，判断围岩稳定性，并指导施工，当监测值接近或超过控制值时，需加强监测频率，必要时加强支护。

（5） 位移反分析法

位移反分析法在本质上是现场监控法的量化过程，是一种信息化的设计思路，可作为阶段性支护设计、施工的指导。通过监测值与实测值对比，修正计算模型，并以监测数据反演出较准确的计算参数（如岩体力学参数），可以克服理论计算法中计算参数、模型选取不科学的障碍。琅琊山地下厂房位移反分析采用BP（Back-Propagation）神经网络模拟模型参数和现场监测之间的非线性映射关系和其逆关系，运用遗传算法，在每层开挖完成后，利用围岩变形监测数据进行岩体参数的反分析运算，然后运用FLAC3D程序混合单元离散模型，进行后续各开挖层围岩稳定分析，修正支护设计，使之更符合实际情况。图4为地下厂房分层开挖支护位移反分析及围岩稳定预测分析流程图。从成果看，反演计算的围岩变形值与实测值平均相对误差控制在15％以内，基本在误差允许的范围之内。但是受目前反分析技术的限制，其预测分析结果有时滞后于现场施工，影响其对设计和施工的指导作用。

3.3 支护参数

（1） 系统支护参数

通过试验、工程类比、计算分析，技施阶段实施的系统支护参数见表1。

地下厂房洞室支护参数表 表1

支护

参数部位

支护参数

锚杆钢筋网喷混凝

土厚度

（cm）

锚索

直径

（mm）

长度

（m）

间距

（cm）

直径

（mm）

间距

（cm）

吨位

（kN）

长度

（m）

排数

顶拱Φ25 5.7150ф82018600～100020随机

边墙Φ25 5.7150ф82018100015～

20

上游两排、

下游三排

端墙Φ257150ф82015100020四排 备注：上下游边墙上部两排锚索为对穿锚索。

（2）特殊地质洞段支护参数

琅琊山地下厂房顶拱开挖后，揭露1#、2#机组段发育花岗闪长斑岩蚀变带，宽3～15m，横穿厂房，与预测的地质条件发生较大变化。针对蚀变岩受潮后表现出强度降低、易膨胀、崩解、泥化的特性，提出支护设计原则“采取工程措施，使蚀变岩保持与开挖前相近的应力约束状态，充分发挥蚀变岩在原始干燥条件下的自承载能力”，在维持工程洞室开挖尺寸以及岩壁吊车梁承载结构不变的情况下，对蚀变岩段顶拱、边墙、基础、交叉洞口以及岩壁吊车梁基础进行了支护处理。顶拱采用喷钢纤维加钢筋肋拱、结合锚杆及预应力锚索共同作用的柔性支护形式；岩壁吊车梁基础局部扩挖岩台置换混凝土，并用悬吊锚索锚固；吊车梁下部设置混凝土支撑墙，用锚杆和预应力锚索锚固支撑墙，抵抗蚀变岩膨胀力的作用，逐层开挖、逐层浇注，以“悬吊法”施工，该支撑墙后期作为厂房永久边墙支撑楼板；厂房基础处理将尾水管之间的“半岛型”岩体挖除，进行混凝土置换，置换的混凝土底板与尾水管外包混凝土和蝶阀层楼板联合形成整体箱型结构，共同承受厂房上部荷载。尾水管洞与下游边墙交叉段，采取了立体支护，提前处理，在主厂房第四层开挖时，对位于第六开挖层的边墙下游尾水管洞进行了衬护，确保了蚀变岩段交叉口安全。蚀变岩段支护处理如图5所示。

（3）施工期支护参数调整

施工过程中，根据围岩稳定监测信息和位移反分析成果，对局部岩体进行了加强支护。在厂房第二层开挖支护的中后期，蚀变岩段拱脚部位的锚索、锚杆应力监测值偏大，开挖跟踪反分析的结果也表明该区域的位移值、锚索和锚杆的应力值偏大。经分析，该部位受应力集中、蚀变岩软化和爆破振动等多重影响，使围岩变形增大，支护应力增加。在该区域补打了锚杆，并局部设置了钢筋混凝土锚板，采取上述加固措施

图4 地下厂房分层开挖支护位移反分析及围岩稳定预测分析流程图

后，该区域支护应力的监测数值均有所下降，并趋于正常，符合安全控制参考值。

4 监测成果分析

琅琊山地下厂房洞室开挖完成时（2004年12月），顶拱最大变形为3.58mm，上游边墙最大变形为7.84mm，下游边墙最大变形为11.24mm。至电站1＃机组投产发电时（2007年2月），顶拱最大变形为4.4lmm，上游边墙最大变形为9.86mm，下游边墙最大变形为13.53mm。围岩最大位移及锚索、锚杆最大应力发生的部位均位于蚀变岩段或临近蚀变岩的观测断面，而地质条件较好的观测断面监测数值较小，这一规律反映了不良地质条件对洞室稳定的影响。多年的监测资料表明，琅琊山地下厂房围岩位移、锚索、锚杆应力等均在安全控制标准内，并趋于稳定，围岩稳定情况良好，支护设计合理、有效，结构安全。

图5 蚀变岩段支护处理典型断面图

5 结论

琅琊山抽水蓄能电站地下厂房位于陡倾角薄层灰岩中，岩体物理力学指标低，大部分为Ⅲ类围岩，局部为Ⅳ～Ⅴ类围岩，在厂房内出露有花岗闪长斑岩蚀变带，蚀变带遇水产生泥化现象，对围岩稳定不利。针对复杂的地质条件，设计展开了厂房围岩支护设计闪研究工作，综合采用试验法、工程类比法、理论计算法、现场监控法、位移反分析法等实施信息化动态支护设计，采取多项支护措施，成功解决了琅琊山地下厂房围岩稳定问题。在较差的地质条件下，仍采用锚喷为主的支护型式和岩壁吊车梁，经过多年运行和监测结果证明，支护设计安全有效，厂房围岩稳定状况良好，上述设计可为同类工程提供借鉴经验。

1 工程概述

拟新建洞库位于山西省晋中地区平原向山地过渡地带的黄土山沟内，属太行山脉系。场地下伏地基土系第四系全新统坡，洪积成因。洞库主要位于其第二层粉质粘土和第三层粉土内，其土质为黄褐及褐黄色，含云母，氧化铁，具低及中等压缩性。干强度高。承载力在200kPa以上，局部混沙土或夹细粉沙层，细粉沙层厚度在0.01～1m不等。在场地范围内未见地下水及影响地质稳定的断流和泥石流。该洞库净跨10m，净高6.57m，长120m。

2 理论分析

由于对于这种特大跨度的土质洞库采取单纯土钉支护在我国并无先例，我们采取了慎重又实事求是的原则进行了大量的前期工作。主要有以下几方面：①数值模拟分析；②现场土钉拉拔试验；③理论分析计算；④其他工程相似类比法；

运用土钉技术对特大跨度土质洞库

支护的理论计算和施工

宋红民 李建中

（总参工程兵科研三所）

[摘 要] 本文主要叙述采用土钉支护技术对净跨10m，净高6.57m的土质洞库进行成功设计与支护施工的情况及监测方法和结论。该工程是在前期试验，科学分析的基础上的大胆实践，从根本上突破了传统洞库的被动支护方式，节省了笨重的机械设备和造价昂贵的多部台车，使施工便捷可行，为大跨度的洞库建设提供了一种可选择的新型支护方式。也使土钉的应用范围更广，适应性更强。缺点是施工组织程度要求较高。

[关键词] 土钉 支护 特大跨度 土质洞库 便捷易行

⑤考虑现场工程施工可行性。下面分别论述。

2.1 前期数值模拟分析

根据工程的实际情况，为了确定洞库在开挖及施工过程中的可行性，我们在设计和施工前对该过程采用著名的Drucker-Prager模型进行了数值模拟和分析计算。根据地质报告，该洞室工程基本位于匀质性较好的粉质土中，我们可以认为洞室周围和上下均为同一性质的粉质土内，按5类围岩考虑。其力学参数见表1。该模型需要的弹性模量、泊松比、内聚力和内摩擦角等力学参数物理意义明确，而且为工程上常用的力学参数，容易获取。模拟计算分为三步：第一、模拟自重作用下洞室及其周围初应力场的形成；第二、模拟洞室断面开挖之后的周围应力场的重分布过程；第三、模拟土钉及挂网的支护过程。通过以上的过程，使我们对该工程的实施有了一定的理论基础。也坚定了下一步设计与施工的信心。（该模拟过程另文论述）

洞室周围粉质土的力学性质 表1

2.2 土钉拉拔试验

为了获取土钉的真实参数，我们在现场进行了土钉拉拔试验。主要目的是求出：①土钉

极限剪应力；②土钉极限锚固力；③土钉极限锚固长度。拉拔试验我们按土钉长度进行了6组（每组3根）试验，共布置测点数44个。加载增

含水量W （%）容重r （kN/m 3）

饱和度S r （%）液 限弹性模量（MPa ）泊松比内聚力（kPa ）内摩擦角塑性指数I p 19

20

65

34

2.54×10

0.19

25

28°

13

量按几何级差增加，即50kg，100kg，200kg，400kg，800kg，……。每根土钉要求加载速率相同。所有注浆材料及水灰比相同，所有贴应变片的锚杆均使应变片一致朝上放置，量测导线应尽量细，宜用起爆线。全部试验均做了详细记录。

2.3 理论分析计算

（1）土钉长度、间距：

我们按轴对称条件下对喷层上围岩压力进行计算。洞室开挖后由于应力重分布，洞室周围局部区域应力有可能超过岩体弹性极限而进入塑性状态。在塑性区除应满足平衡方程（1）外，还要满足塑性条件，这里取莫尔-库仑准则为塑性条件，即：

（1）

联立解式（1）及（2），得:

（3）C 1为积分常数，由边界条件确定。我们要求土钉提供的支护抗力P i 应满足支护与围岩界面（r= r 0）上的应力边界条件为

。经过计算，我们可以求出支护时所需的支护应力。同时得到使喷层受力最小的土钉最佳长度。当洞室周围植有均布的径向土钉时，（我们采用全长粘结式）通过土钉承拉，限制围岩径向位移，能改善围岩应力状态，而且通过土钉承剪可提高锚固区围岩的C、ф值。全长粘结式土钉通过砂浆对杆体的剪力传递使土钉处于受拉状态，对于现场的实际土体，我们略去围岩与土钉之间的相对位移，认为其具有共同位移。显而易见，土钉轴力沿全长不是均布的。土钉中存在一个

Cctg P

1

)ln(

C r Cctg P r

+=

+P

r

i P =中性点，该点剪应力为零，拉应力最大，土钉两端点拉应力为零。

为让土钉充分发挥作用，还应使土钉应力尽量接近钢材抗拉强度，并且需一定的安全储备。即：

一般设定土钉抗拉安全系数在1～1.5之间。由于该工程属于永久性工程，该系数我们设定其大于1.3。为防止土钉与围岩一起塌落，对于先期计算得到的土钉最佳长度还必须满足其大于松动区厚度，而且还要有一定的安全度，即要求：

L＞h

式中 P——原围岩应力；

P i ——洞壁上产生的支护附加抗力； C 1——加土钉后围岩的C值，其值可按C 和土钉抗剪力折算而得。

经过前期所得土钉拉拔试验数据，进行综合比对，土钉长度我们暂时设定为L≥8m。

土钉间距e、i应满足≤0.5L。我们暂时设定为≤2m。

(2) 喷层厚度t

喷层本身除作为结构要具有承载作用外，还需要提供维持围岩稳定的足够反力。这就要求：p i /P imin = K 2应在2～4.5之间。

按厚壁筒理论,对喷层强度校核，要求喷层内壁切向应力小于喷混凝土抗压强度,由此

可推算出喷层厚度, 临时取

15cm≤t≤20cm。

2.4 其他工程相似类比

在以上模拟计算的基础上，我们参照其他许多土钉成功支护小型洞库、电站等工程的实际经验，又对采用传统的加格栅衬砌支护同类工程实例综合进行比对，对上述支护参数再次进行了修正。具体参数见图1所示。

p

f

Q

K K ==

111

1sin 11

11?=ctg

L h a i ]1211

[0

??

=R p r t i

i 0=

图1 主洞锚网支护横剖面图

3 施工要点

3.1 开挖方式

在设计洞库支护结构时，首先要确定所采用的开挖方式。即从经济、安全、建造技术、外部环境等角度，选择开挖面的形状、大小等。由于该洞室在覆盖地表层以下，且不允许改变原覆盖面的状态，只能采取暗挖方式，通过现场实践，我们确定了顶部导洞先挖先支、侧壁上部随后，依次底部、仰拱的开挖方式。这种开挖方式对于我们所采用的灵活的土钉支护技术有极大的优点：主要是使洞库建顶拱早，可避免松动，施工方便，同时土钉技术又避免了顶拱脚基处受力大、承受侧向力差的不足，安全稳定性强。

3.2 垂直向上成孔、送入土钉、灌浆

在施工过程中，垂直向上成孔、送入土钉、灌浆是本工程施工的一个要点也是一个难点。对于垂直向上成孔，我们改进了钻机底座、加粗钻机链条等措施，解决了钻机后坐力大、钻杆本身自重、钻孔过程中摇摆的难题。土钉的对中支架采用多道“倒刺”形状，使送入孔内的土钉不因其本身自重而自然滑落。灌浆采用底部用高强度、高弹性且渗水性好的止浆袋、顶部排气、待导气管出浆后封闭再加压的方式确保了注浆的压力和饱满程度。

3.3 喷射混凝土

由于湿喷混凝土机械要求高，混凝土传送量及距离受限制，喷射后的表面不易再喷射等缺点，我们采用潮喷的方法。这样既减少了粉尘又操作简单，且要求的机械设备少，混凝土的早期强度高。为了尽可能解决拌水不均匀的问题，我们将喷枪由单水环改成了三水环，同时对水压力依据现场实际情况采取了控制措施。另外，在不降低混凝土标号的前提下，渗入了一定比例的粉煤灰和速凝剂，以减少回弹。在洞室内潮喷混凝土还要注意的一个很重要环节就是操作技术，如果操作技术不当，也常导致混凝土回弹率大，质量下降。喷射操作中主要需注意两点:一是喷头与作业面之间的距离。施工中经验表明，喷头与作业面之间的最佳距离为1m，当喷头与作业面之间距离小于0.25m或大于1.25m时，喷射的回弹率可达30％以上。同时还需注意当喷射距离大于1.75m时，所喷混凝土不是密实的而是松散的喷在作业面上，在这种情况下，混凝土内存有空隙，结构松散，强度降低，从而失去了支护结构的功能，这种情况应尽量避兔。二是在喷射操作中一定要注意喷射方向，当喷射方向垂直于作业面时，回弹小且结构密实，斜度越大，回弹越大，材料浪费多，混凝土质量越差。工程实践证明，虽然喷射距离及方向只是操

作作业上的差异，它会导致两种完全不同的混凝土质量。

4 量测方式、数据及结论

在现代大型洞库建造中，量测已成为建造过程中的一个重要环节，它为保证结构安全、评价结构形式、修正及补充计算参数和模型提供了必要的科学依据。在该工程中，我们主要进行了位移测量和应力测量。在此我们仅对位移测量中的断面相对位移测量进行介绍。在每施工进尺完成1.5m后，我们

即沿洞库周边的拱顶点、拱脚点、仰拱脚

点、仰拱中心点布置测点，打入测点桩，并立即量测此时测点的标高及某两侧点间的距离，称之为“零测量”，随后在8小时的时间间隔内反复量测该测点的标高及某两测点间的距离，从而得知其随时间变化的情况。图2、3、4、5为现场绘制的进尺为0m 、10m、20m、30m的四组相对位移和时间关系曲线。

从实测结果看，所有线段随时间的变化较小且逐渐水平方向趋于直线，则其相对位移是收敛的。可认为支护结构的形式是适宜的。

图2 收敛曲线1

图3 收敛曲线2

浅析丽龙高速公路某滑坡特征及治理措施

何昌平1 刘武文1 李金龙2

（1 浙江佳途勘测设计有限公司 2 浙江省浙南综合工程勘察院）

[摘 要] 丽龙高速公路右K92+600处滑坡，工程地质条件复杂，滑坡推力大，单一的锚索加固费用较高，很难达到预期的治理效果，需结合其它工程措施进行综合治理方可确保公路边坡的安全。本文介绍该滑坡的地质特征以及综合治理措施。[关键词]

滑坡 锚索加固 明洞 削坡减载

图4 收敛曲线3

图5 收敛曲线4

1 工程概况

丽龙高速公路右K92+600处滑坡，地处河谷左岸，受区域性断裂影响，断层三角面等

地貌形态发育，构造剥蚀作用强烈。地形上陡下缓，下部自然坡度30～35°，属斜坡地貌，380m高程以上地形坡度60～70°，为陡坡及陡

崖地貌（见图1）。

滑坡区属亚热带季风气候区，雨量充沛，年平均降雨量1699.1mm，主要集中在4～6月的梅雨季节和7～9月的台风季节，强降雨是本地区滑坡的主要诱发因素之一。

公路边坡原设计采用削坡减载方案，分6级削坡，边坡最大高度可达62m，坡面采用锚杆+框格梁防护。2004年完成削坡施工，2005年3月开始边坡防护（见图2）。2006年6月下旬，因连降暴雨，坡顶出现严重开裂和环形裂缝，5～6级边坡出现剪切张拉裂缝，形成滑坡。随后进行详细工程地质勘察、治理工程设计和施工。

图1

图2 破坏前坡面2 滑坡地质特征

滑坡区所处大地构造单元为华南褶皱系丽水-宁波隆起龙泉-遂昌断隆中南部，断裂构造发育。区域性断裂F2在边坡坡脚通过，走向与线路平行，该断裂长达几十公里，呈“S”型展

布，断裂带宽达120m。在滑坡区顺坡产出，倾角

65～70°，分支复合现象明显，多期活动明显，受其影响边坡岩体岩性复杂，脉岩、构造蚀变岩等均有分布。其中糜棱岩带、绿泥石岩带等蚀变岩穿插分布，受地下水影响，该带饱水后常呈软塑状，极为软弱。这些软弱带分隔岩体，将完整岩体分隔得支离破碎，是边坡破坏的内在原因。

滑坡区地层为上侏罗统大爽组火山破屑岩，受构造影响，构造蚀变岩带、侵入脉岩穿插分布。表部残坡积土层厚2～5m，下部为全强风化晶玻屑凝灰岩，夹石英斑岩、绿泥石化蚀变岩、糜棱岩、破裂晶屑凝灰岩等，地质界线凌乱，风化界线杂乱，全强风化岩厚10～20m。边坡岩体质量较差，边坡岩体类型为Ⅳ类（见图3、图4）。

3 滑坡形态特征

滑坡平面形态呈舌状，上部小下部大。Ⅵ级坡以上分布环状裂缝和错台，Ⅱ～Ⅲ级坡面，未见明显剪出现象。Ⅳ～Ⅴ级坡面鼓胀裂缝明显，Ⅳ级坡面护坡地梁与岩石间出现拉裂缝，破落台也见张拉裂缝环状分布。表明前缘位于Ⅳ～Ⅴ级坡面，并处于鼓胀变形中，滑坡后缘位于6级以上山坡上，可见大量的张拉裂缝和错台（见图5），倾角陡立。

滑坡为牵引式滑坡，破坏形式为平面滑动，滑坡主滑方向115～120°，前缘高程270m，后缘高程360～385m，宽约35～40m，前后缘间平均投影长约190m，平均宽约100m，平面投影面积约16730m 2，平均厚度＞14m，潜在滑坡体体积约23万m 3，属大型滑坡。

滑坡体主要为全-强风化晶玻屑凝灰岩和石英斑岩，滑坡上部滑动带（面）为F2断裂带，下部滑动带（面）为次级小断层面或不利节理面。上部滑动带（面）比较清楚，下部以

鼓胀变形为主，剪出口不明显。

该滑坡的形成有赖于坡体断裂构造的发育，地层岩体复杂，公路开挖临空面的形成和强降雨等因素的组合。

4 滑坡稳定性分析及评价

根据滑坡的工程地质特征，依据工程地质横断面图，采用传递系数法，按折线形滑面，

计算滑坡稳定系数K以及滑坡剩余推力Ti。按高速公路正常工况，取安全系数K=1.3分别计

算未卸载情况下滑坡浅层和深层滑动两种情况下的剩余推力和稳定系数（见表1）。

图3

图4

未卸载滑坡推力和稳定系数计算表 表1

据表1分析，浅层滑坡稳定系数为0.89～1.03，处于临界平衡状态。安全系数取1.3时的滑坡推力较大，最大达5116.52kN。深层滑坡稳定系数为0.93～1.12，亦处于临界平衡状态。安全

系数取1.3时的滑坡推力较大，最大达9678.23kN。

若对边坡上部松散岩土体进行卸载，计算卸载后滑坡的稳定性。计算结果见表2。可见，卸载后的稳定系数有所提高，滑坡可处

剖面浅层滑动

深层滑动

剩余推力（kN ）

稳定系数剩余推力（kN ）

稳定系数+5803006.98 1.016511.98

0.98

+6005116.520.89+6204249.690.989678.230.93+640

2306.87

1.03

1780.36

1.12

于暂时稳定状态，但K＜1.30，未达到工程要求。需要加强加固、支挡等措施。其中以

K92+580～620段最为严重，稳定系数＜1.05，剩余推力较大，为防治重点。

卸载后滑坡稳定性系数计算表 表2

图5 裂缝及错台

5 滑坡综合治理措施

据滑坡工程地质条件及滑坡稳定性分析，单一的锚索加固措施费用较大，难以达到预期的治理效果，故采用上部削坡减载、中部锚索加固、下部明洞反压和加强排水的综合工程措施（见图6）。

5.1 削坡减载

对340m高程以上的滑坡体进行卸载，采用分级开挖，每级10m，坡率1:1.25，卸载后加强坡面防护、绿化（实际采用喷混凝土防护）

和排水措施。

5.2 锚索加固

采用锚索+框格粱加固，锚索采用压力分散型，设计锚固力700kN，由3根ф15.24mm、抗拉强度1860MPa的高强度低松弛无粘结钢绞线绕承载体弯曲成“U”形共同组成（相当于6束），承载体为聚酯纤维复合材料。长度35～45m，间距4m×4m。锚索间隔内布置锚杆，锚杆采用ф32mm精轧螺纹钢筋，设计拉力200kN，长度15～18m，间距4m×4m。框格梁混凝土强度为C25。

5.3 明洞反压

采用连拱整体式单向双车道隧道，现浇钢筋混凝土结构，两端采用端墙式洞门结构，明洞顶部回填反压，坡率1:1.5。

5.4 排水措施

采用防、排相结合的措施。设两道截水沟，其中一道设置在明洞顶填土与原坡面交界处，避免雨水径流到洞顶上方，影响明洞正常运行，另一道设置在后缘外10m处。在原第四

级坡面布置水平排水孔，排出深层地下水。

图6 治理工程布置图

剖面浅层滑动

深层滑动

剩余推力（kN ）

稳定系数剩余推力（kN ）

稳定系数+5804122.00 1.292999.50

1.10

+600880.78 1.10+620

2650.46

1.07

4067.44

1.08

6 结语

（1）丽龙高速公路原设计为一级公路后改高速，受资金及挖填平衡等因素影响，线位多处沿河谷岸坡布置，需挖方来填方。受地质条件影响，少数边坡出现了较大的不稳定问题。右K92+600处边坡受区域性断裂影响，岩体质量差，屡挖屡塌，防护方案一改再改，直至遇强降雨诱发发展成为滑坡。随后投入大量勘察工作量，查明边坡为岩体沿断裂面下滑的大型滑坡。山区公路选线和工程地质勘察很重要。

（2）针对滑坡下滑力较大，单一的锚固不能解决问题的特点，设计采用了上部减载、

中部锚固、下部明洞反压的综合治理措施。现公路已运行了一年半有余，治理效果良好（见

图7）。

图7 治理后全貌

在岩土锚固工程中锚杆的支护作用，除缝管锚杆、水涨锚杆等摩擦式锚杆及树脂卷锚杆外，多是通过在安装孔内注浆、待其硬化后在锚杆体与安装孔间形成坚实的注浆层而发挥出来的。注浆就是以压力的形式把液态水泥质浆体以一定的压力注入到安装有锚杆的地（岩）层钻孔中的施工过程。锚杆注浆形成的锚固段提高了锚杆的承载力和安装后的抗拔力。同时，一定压力的注浆可以使注浆体渗入地（岩）层的裂隙和缝隙中，提高锚杆周围地层的强度和力学指标，从而起到固结地（岩）层、提高地（岩）层承载力的作用。此外包裹在锚杆体上的注浆层还对锚杆体起到隔离防护和防腐保护的效果。

目前在锚杆的安装施工中，采用纯水泥注浆体已被国内外大多数施工单位所接受，但水泥浆的质量直接影响到锚杆的锚固性能和永

锚杆注浆体水灰比探讨

项小珍 邱正兴

（杭州图强工程材料有限公司）

[摘 要] 本文论述了锚杆注浆的重要作用及不同水灰的注浆液比对注浆质量的影响，提出了采用较小水灰比的论据。文中还针对采用小水灰比注浆液所选用的注浆机具提出了建议。[关键词] 锚杆注浆 水灰比 螺杆泵

久性，其重要参数之一就是水泥浆液的水灰比（重量比）。

中国工程建设标准化协会颁布的标准CECS 22：2005《岩土锚杆（索）技术规程》中第8.4.2条中有“宜选用水/灰比0.45～0.50的纯水泥浆”的叙述，而在一些有关锚固与注浆技术的书刊中多推荐最适宜的水灰比为0.40～0.45。笔者单位通过试验，并查阅了国内外的有关资料，认为上述的注浆液的水灰比偏大，不适于锚杆的注浆，较大的水灰比的浆液虽有易于充填所钻孔中的裂隙的优点，但其不利的弊端更多，主要是：

（1）大水灰比的注浆液固结后的强度比小水灰比注浆液固结后的强度低。美国专家Hyett1992年在波特兰（美国俄勒冈西北部港市）进行了大量的水泥浆注浆试验，依据试验数据绘出了注浆体强度等与水灰比的关系，见

图1和图2。

图1描述了随着水灰比的增大，在28天中注浆体单向抗压强度和变形系数都随着降低。

图2给出了三种水灰比时的摩尔破坏包罗线，这个结果表明了用水灰比在0.35～0.4之间注的浆的特性比那些水灰比超过0.5明显的要好。

图1 经过28天注浆试验得出的水灰比与平均

单向抗压强度及变形系数的关系图

图2 水灰比与强度的关系图

Hyett在试验中也发现，水灰比低于0.35时试验结果的数据的分散性明显增加。其意即是较理想的水灰比应在0.35～0.4之间。

（2）大水灰比的注浆液凝固后的收缩率大，注浆体与钻孔壁间易于产生缝隙，注浆体柱本身在收缩时又会因拉应力产生裂纹，这样既会降低锚杆安装后的抗拔力，又会因缝隙或裂纹存在积水，加快锚杆体锈蚀。

有试验表明，水泥浆中的水灰比在0.38时凝固后的收缩率仅为3.6％，而水灰比在0.5时的收缩率达6.4％。

（3）在向上安装锚杆作业中，注浆后卸下注浆接头时，所注入的浆要从注浆孔和排气孔中漏掉一些（即使是卸下注浆接头时立即用一个小塑料塞塞上注浆孔或是锚杆体的中空孔），这样锚杆孔中的下部就会因漏浆而空掉一截，或是因下边漏、上边的浆下落使上边局部形成空隙，造成注浆不饱满的缺陷，锚杆体上没有被注浆体包裹着的部位就会早早被锈蚀。

（4）大水灰比的纯水泥浆易于沉淀析水，在注浆作业中如不连续搅拌浆液，很可能在某一时段将稀水注入锚杆孔，造成该根锚杆的失效。

（5）大水灰比的注浆液很稀，注浆时操作工人的工作条件差，稀浆又喷又淋，往往弄的操作工人一身一脸，影响到操作工人的身心健康。

因此笔者认为0.45:1以上的大水灰比注浆液除在安装边钻边注型的自进式锚杆外不应推荐采用，而且应取更小水灰比的注浆液，推荐的水灰比为（0.33～0.38）:1，钻孔中裂隙较多时取大值，钻孔时用高压水清孔的取小值，对向上安装的多重防腐锚杆注浆取小值，一般在0.35左右时是比较合适。以这个水灰比搅拌出的注浆体较稠，如用手抓一把，握在手上再松开拳，掌心朝下，注浆液会从手掌向下挂下来不会立即从拳心落下，以这个水灰比对锚杆注浆，拆卸掉注浆接头后注入锚杆孔内的注浆液仅从注浆孔（或是排气孔）中流淌出些许，形状象做奶油蛋糕时挤出的奶油，长度10cm左右，就不再往外淌（若继续往外淌则表示注浆体水灰比过大，浆液偏稀），这样就能使注浆饱满，不会产生空穴，注浆体固结后的收缩又小。

2008年初在山东某工程施工现场的锚杆招标前的锚杆安装演示会上，笔者单位杭州图强工程材料有限公司除按招标单位的要求作了规定的锚杆安装演示外又作了DCP多重防腐锚杆的注浆演示，注浆前注浆液搅拌好后在场的工程总监第一个伸手抓了一把注浆液，体验0.35水灰比的物理感受，注浆完拆去注浆管时，注浆体不滴不冒，受到在场的业主、设计、施工和监理单位以及同在现场演示的同行单位的赞赏与认同。

此外，对于带波纹套管的多重防腐锚杆

在向上孔安装时，注浆液由锚杆外露端的注浆

囊经实心锚杆体与波纹管内壁的环状空间自下往上注入，在注浆液还未涌出波纹套管时，波纹套管内外空间的空气经由波纹套管的外壁与钻孔间的环状空间，再从垫板的排气孔排出，见图3a所示。当注浆液开始从波纹套管端口漫出时，注浆液就会在重力下跌落下来堵塞住排气孔，造成钻孔内的空气排不尽或排不出的现象而影响到注浆饱满度。在这种情况下解决排气的传统方法是在波纹管内锚杆体上或是在波纹管外捆绑上一根细的塑料管，塑料管上端一直与涨壳平齐，这样在垫板上的排气孔被跌落的注浆液堵塞后，上部的残余气体就可由塑料管中排出。但对于这种在实心锚杆体外套有塑料波纹管的多重防腐锚杆，无论是实心锚杆体与波纹套管之间还是波纹套管与钻孔孔壁之间的空间都很小，在这两个空间布置排气管都会影响到横截面上注浆体的完整圆环形状，从而影响到锚杆的安装强度和防腐性能，而且若排气管放在波纹套管外，还会因安装的环形空间小、塑料排气管很难随锚杆一起插入钻孔中的情况，使安装无法进行。但是，采用水灰比为0.3～0.35左右的小水灰比的注浆液就可解决这一施工问题。小水灰比的注浆液比较粘稠，当注浆液漫出波纹套管后在压力作用下一方面继续向上流动充满涨壳部件的空间，另一方面要往下流淌，由于注浆液间的粘结力使其向下跌落要有一段时间，此时泵持续泵出的后继的浆液已推着要跌落尚未与后继注浆液分离的注浆液一起向下运动，因此就不太可能产生注浆液

堵塞排气孔造成注浆不饱满的现象，见图3b。

图3 多重防腐锚杆的注浆

1—围岩；2—涨壳；3—实心锚杆体；4—注浆体；5—波纹管；6—波纹管外壁与钻孔壁间的环状空间；7—波纹管内壁与实心锚杆体间的环状空间

笔者单位用内孔与钻孔直径相近的由两半钢管组成的注浆用胎具和透明塑料管分别作过多次试验，验证了上述的论述。用透明塑料管试验可以直观地看到注浆液在注浆过程中的流动情况以及在波纹套管与透明塑料管间的环状空间中有无气泡存在。用钢管进行注浆试验则是在注浆体固结后察看在注浆体的任一截面上（用切割机切出）有无气隙，试验取得了较好的效果。图4为部分横截面注浆情况的照片（图中注浆体因从胎具中剥出易碎裂，用胶带纸裹住，局部有碎缺，不是气泡所致）。

另外笔者还注意到，南非一家从事地下