注漿對鄰近土體水平變形影響的原位試驗研究

鄭?剛，王若展，程雪松，潘?軍，杜一鳴，白如冰，王凡俊

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注漿對鄰近土體水平變形影響的原位試驗研究

鄭?剛1, 2，王若展2，程雪松1, 2，潘?軍2，杜一鳴1, 2，白如冰2，王凡俊2

(1. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300354； 2. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300354)

城市環(huán)境中，隧道常因鄰近基坑等施工活動產(chǎn)生水平變形，然而注漿在建筑物的豎向位移控制方面的研究較多，而在水平變形控制方面研究較少．依托天津地區(qū)某工程，通過袖閥管注漿原位試驗研究了注漿過程中鄰近土體的水平變形模式，并進(jìn)一步研究了注漿量、注漿距離、注漿順序、注漿深度范圍、注漿時間間隔及注漿速率對鄰近土體水平位移的影響．試驗結(jié)果表明，注漿引發(fā)鄰近土體的水平變形沿深度方向上的分布模式類似于弓形，最大水平位移位置在深度上位于注漿范圍上邊界附近，并且隨注漿距離的增大逐漸上移．因此，注漿設(shè)計時宜根據(jù)注漿距離將注漿深度范圍的上邊界設(shè)置在糾偏對象所在深度或以下，以提高位移控制效果．隨著注漿量的增大，土體最大水平位移及注漿效率逐漸增大；注漿距離增大，土體最大水平位移及注漿效率逐漸減小，所以為保證注漿效果，注漿距離不宜太大．雙孔間隔注漿引起的土體位移比雙孔同時注漿略大，其原因是雙孔間隔注漿時，先行注漿處硬化后的土體限制后續(xù)注漿漿液的擴(kuò)散．隨著注漿速率的提高，注漿結(jié)束時土體水平位移大幅提高，但注漿速率較高時，變形穩(wěn)定后位移無明顯增大，即注漿效率降低，為避免對糾偏對象擾動過大，應(yīng)控制注漿速率．

袖閥管注漿；隧道變形控制；土體變形；原位試驗

注漿作為一種較成熟的變形控制技術(shù)，多用于建筑物不均勻沉降糾偏以及地鐵隧道的沉降病害處理．1994年，文獻(xiàn)[1]報道了注漿在倫敦Waterloo車站抬升施工中的應(yīng)用．其后有多篇文獻(xiàn)報道了注漿控制變形的實際案例[2-5]．針對注漿，已有學(xué)者采用模型試驗法[6-9]、數(shù)值分析法[10-13]、原位試驗法[12,14]等進(jìn)行研究．其中Kleinlugtenbelt[6]在砂土中進(jìn)行了一系列的室內(nèi)模型試驗，研究注漿點位置、注漿速率、砂土密實度、注漿量等對漿液裂縫的形狀和發(fā)展模式的影響，研究結(jié)果表明注漿結(jié)束后，由于超靜孔隙水壓力的消散，注漿引起的土體變形會出現(xiàn)恢復(fù)的趨勢．Au等[7-8]在均質(zhì)重塑軟黏土中進(jìn)行了一系列的室內(nèi)注漿試驗，試驗結(jié)果表明，最終注漿率會隨著土體超固結(jié)比的增大而顯著提高．孫峰等[10]采用FLAC3D在抬升區(qū)注漿單元施加膨脹壓力模擬注漿抬升既有管道的效果．唐智偉等[11]通過在“注漿單元”上施加膨脹壓力模擬注漿抬升既有結(jié)構(gòu)的效果，并模擬了北京地鐵5號線崇文門地鐵車站下穿既有線抬升注漿工程，通過與實測數(shù)據(jù)對比，驗證了模擬方法的正確性和有效性．Clements等[12]采用ABAQUS模擬理想壓密注漿，利用施加各向同性膨脹面力的方法模擬抬升力，且通過現(xiàn)場注漿試驗得到了注漿過程中的關(guān)鍵參數(shù)．Zhang等[14]根據(jù)廈門機(jī)場高速公路項目現(xiàn)場試驗得到不同地質(zhì)條件下的注漿壓力和注漿量，并確定了單孔注漿的終止判斷準(zhǔn)則以及注漿位置和注漿孔間距的大小．侯艷娟等[15]根據(jù)廈門市成功大道工程現(xiàn)場試驗結(jié)果，發(fā)現(xiàn)當(dāng)注漿壓力達(dá)到0.7～1.0MPa時樓房即開始出現(xiàn)明顯抬升，且單次最大抬升量為2.2～3.1mm．

目前，注漿在建筑物的抬升[1-2,4-5]或隧道的沉降控制[3]方面的研究和應(yīng)用較多，而在水平變形控制的研究及應(yīng)用上較少．但實際上近年來，因基坑等施工活動導(dǎo)致鄰近地鐵車站或隧道結(jié)構(gòu)水平方向發(fā)生較大變形的案例常常發(fā)生．如臺北某深基坑項目基坑開挖后，圍護(hù)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了53mm的水平位移，既有地鐵隧道水平位移達(dá)到了27mm[16]，甚至造成了道床板的脫落；寧波地鐵1號線鄰近基坑施工導(dǎo)致隧道管片出現(xiàn)裂縫，且在第3次基坑開挖時，隧道水平位移最大增量達(dá)到33.5mm[17]．

在注漿施工過程中，漿液注入土體凝固后，不僅對豎直方向的應(yīng)力具有補償效果，其對周邊水平方向也有一定應(yīng)力補償作用[18]．張冬梅等[19]采用FLAC3D，通過體積膨脹模擬隧道側(cè)向注漿的過程，研究了注漿引起的土體體積應(yīng)變與隧道橫向變形的關(guān)系并分析其作用機(jī)理．以上研究初步分析了隧道側(cè)向注漿對土體水平方向變形的影響規(guī)律，但相應(yīng)的原位試驗尚不多見．

此外，不同地區(qū)土質(zhì)條件不同，注漿參數(shù)及注漿效果差別很大．Liao等[20]通過現(xiàn)場注漿試驗得到上海飽和軟黏土中注漿時影響注漿效果的參數(shù). Shirlaw等[21]在新加坡海洋黏性土中進(jìn)行注漿以減少建筑物沉降，但最終注漿效果和沒有注漿前相比沒有明顯?改善．

目前相應(yīng)于天津地區(qū)土質(zhì)條件的注漿參數(shù)和注漿效果研究較少，為得到天津地區(qū)微擾動注漿對鄰近土體水平方向變形影響的相關(guān)參數(shù)，依托天津地區(qū)某鄰近既有隧道及車站的基坑工程項目，設(shè)計了現(xiàn)場原位注漿試驗．試驗采用袖閥管注漿技術(shù)，利用高精度測斜儀，研究注漿過程中鄰近土體水平位移的發(fā)展規(guī)律，并進(jìn)一步研究注漿量、注漿距離、注漿順序、注漿深度范圍、注漿時間間隔及注漿速率對鄰近土體水平位移的影響，以期為天津地區(qū)微擾動注漿對地鐵隧道水平位移糾偏提供參考．

1?試驗方案設(shè)計

本研究利用天津地區(qū)某基坑工程項目原位場地開展了袖閥管注漿施工的原位試驗，分析天津地區(qū)微擾動袖閥管注漿對深層土體水平位移的影響，并進(jìn)行相關(guān)參數(shù)分析．

1.1?項目概況

該基坑工程項目周長約1280m，占地面積約88000m2，開挖深度約15.95m．該項目北側(cè)為天津市地鐵3號線天塔站，基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)與車站主體結(jié)構(gòu)最小凈距為18.32m，與區(qū)間隧道的最小凈距為10.3m，與3號出入口最小水平凈距為6.52m，與1號風(fēng)亭最小水平凈距為2.66m．

依據(jù)本工程的勘察報告，該場地各土層主要物理和力學(xué)指標(biāo)如表1所示．勘察期間測得場地地下潛水水位如下：初見水位埋深3.00～3.60m，靜止水位埋深2.20～2.80m. 第1承壓含水層埋深約21.00～33.00m，第2承壓含水層埋深約38.00～54.50m．

由于基坑與地鐵車站距離較近，為保護(hù)地鐵結(jié)構(gòu)的安全，根據(jù)天津市勘察院初步設(shè)計，將采用袖閥管注漿的方案在基坑開挖期間對隧道進(jìn)行保護(hù)．具體實施措施為在基坑北側(cè)三期基坑與隧道之間預(yù)埋袖閥管，袖閥管直徑42mm，預(yù)計的平面位置和剖面位置分別如圖1及圖2所示，具體位置通過注漿試驗研究確定．在基坑開挖過程中，地鐵部門將對地鐵隧道進(jìn)行實時監(jiān)測，當(dāng)隧道變形達(dá)到預(yù)警值時啟動袖閥管進(jìn)行注漿，控制地鐵結(jié)構(gòu)變形．

表1?各土層主要物理和力學(xué)指標(biāo)

Tab.1?Main physical and mechanical parameters of each soil layer

注：粉土、值為固快指標(biāo)標(biāo)準(zhǔn)值，粉質(zhì)黏土及黏土的、值為直快指標(biāo)標(biāo)準(zhǔn)值.

圖1?平面關(guān)系圖

為了優(yōu)化袖閥管注漿方案，確定合理的注漿壓力、注漿范圍、注漿量、注漿速率、注漿位置、袖閥管間距和排距等注漿參數(shù)，于基坑施工前，在三期基坑場地進(jìn)行了現(xiàn)場注漿試驗．根據(jù)鄰近隧道所處的深度，本次注漿目標(biāo)地層主要為⑥4～⑧1粉質(zhì)黏土層.本文通過該現(xiàn)場注漿試驗，研究注漿對深層土體水平位移的影響，為制定注漿控制地鐵隧道水平位移的方案奠定基礎(chǔ)．

圖2?試驗場地剖面圖

1.2?試驗設(shè)計方案

1.2.1?試驗參數(shù)

技術(shù)參數(shù)由隧道所處地質(zhì)條件及相關(guān)經(jīng)驗來確定．詳細(xì)注漿參數(shù)如下．

(1) 注漿壓力：根據(jù)經(jīng)驗，注漿壓力選為0.3～1.0MPa．

(2) 注漿量：單孔注漿量因試驗工況不同做相應(yīng)的調(diào)整，分別為1m3、1.5m3、2m3及3m3．

(3) 注漿材料：注漿材料采用水泥-水玻璃雙液漿，雙漿液初凝時間約為20s．注漿材料及配比見表2.

表2?注漿材料及配比

Tab.2?Grouting material and its composition

(4) 注漿速率：注漿速率因試驗工況不同做相應(yīng)的調(diào)整，分別為10L/min、20L/min及30L/min．

(5) 注漿深度范圍：依據(jù)前期工程概況中隧道埋深范圍相應(yīng)確定注漿深度范圍，因試驗工況不同，注漿深度范圍分為3組，分別為-20～-13m、-20～-15m及-20～-17m．

1.2.2?試驗工況設(shè)計

本試驗研究了注漿量、注漿位置、注漿順序、注漿深度范圍、注漿時間間隔、注漿速率對注漿效果的影響．注漿方案平面布置見圖3，其中6孔注漿組共8個(圖1中一個虛線框代表一個注漿組，虛線框內(nèi)編號為注漿組號)，兩孔注漿組2個(注漿組5和6)，注漿孔共52個．6孔注漿組內(nèi)注漿孔編號如圖3中注漿孔組0和3所示，其中，靠近測斜孔的一列注漿孔編號為A，另一列編號為B，同時，按照從上到下的原則編號為1、2、3行．因此每個注漿孔可用如下編號表示，例如3B2(3代表組號，B代表列號，2代表行號)．兩孔注漿組注漿孔編號如圖3中注漿孔組5和6所示，注漿孔分別編號為A和B．此外，試驗共布置測斜管10個，測斜管編號如圖3所示．

為便于進(jìn)行參數(shù)分析，首先進(jìn)行了注漿過程對注漿效果影響的試驗，即工況0．工況0為預(yù)注漿試驗，試驗安排如下：首先對0B1孔注漿，注漿量約為3.83m3；再對0B3孔注漿，注漿量約為3.93m3，此時0B2孔竄漿；再對0A2孔注漿，注漿量約為3.57m3；最后同時施工注漿孔0A1和0A3，兩孔共注漿量約為5.5m3．

表3中6組對比試驗工況可研究不同變量參數(shù)對深層土體變形的影響的差異，詳細(xì)說明如下．在圖3中，顏色及形狀一致的注漿孔為各工況對照組．

(1) 工況1分析注漿量對土體變形的影響，對照組為注漿組1、2及3，其單孔注漿量分別為3m3、2m3和1m3，每組6孔共計注漿分別為18m3、12m3和6m3．監(jiān)測測斜管為距離3個注漿組最近的2-2、2-4、2-1．

圖3?注漿方案平面布置

注漿順序依次為注漿組1、2、3．為避免各組之間注漿相互影響，每組注漿結(jié)束后間歇一天，以消散注漿壓力在周邊土體中產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力．此外，單個注漿組6孔連續(xù)注漿，中間不留時間間隔，注漿順序為：B1和B3孔同時注漿→B2和A2孔同時注漿→A1和A3孔同時注漿，即表3中的注漿順序a．

(2) 工況2分析注漿距離對土體變形的影響，對照注漿組為4和3．注漿組4單孔注漿量1m3，6孔共計注漿6m3，測斜管為2-5和1-5，距離注漿孔的間距分別為6m和9m．注漿組3中測斜管2-1距離注漿孔的間距為3m．

(3) 工況3分析注漿順序?qū)ι顚油馏w的變形影響．對比試驗設(shè)計如下：注漿組5中，注漿孔5B先施工，注漿孔5A后施工，單孔注漿量均為2m3，監(jiān)測測斜管為1-2；注漿組6中，6A、6B兩孔同時施工，監(jiān)測測斜管為1-3．

(4) 工況4分析注漿深度范圍對深層土體的變形影響，3個注漿組7、8和9的B1孔和B3孔均分別同時注漿，單孔注漿量均為1.5m3．對比試驗設(shè)計如下：注漿組7，注漿深度范圍為-20～-13m，總長度7m，測斜管2-3；注漿組8，注漿深度范圍為-20～ -17m，總長度3m，測斜管2-5；注漿組9，注漿深度范圍為-20～-15m，總長度5m，測斜管1-4．

(5) 工況5分析注漿時間間隔對深層土體的變形影響，3個注漿組7、8和9的B2孔和A2孔均分別同時注漿．對比試驗設(shè)計如下：注漿組7，單孔注漿量1.5m3，但單孔注漿量達(dá)到0.75m3時試驗暫停2h，后繼續(xù)試驗直至單孔注漿量達(dá)到1.5m3；注漿組8，單孔注漿量1.5m3，但單孔注漿量達(dá)到0.75m3時試驗暫停1h；注漿組9，單孔注漿量1.5m3，中間無間歇，連續(xù)注漿直到單孔注漿量達(dá)到1.5m3．

(6) 工況6分析注漿速率對深層土體的變形影響，注漿孔為7、8和9的A1孔和A3孔，3個注漿組的A1孔和A3孔均同時注漿，單孔注漿量均為1.5m3．對比試驗設(shè)計如下：注漿組7、8和9的注漿速率分別為30L/min、10L/min和20L/min．

表3?試驗工況

Tab.3?Test conditions

注：①注漿孔組3同時用于對比注漿量和注漿位置對注漿效果的影響；②a表示注漿順序為B1和B3孔同時注漿→B2和A2孔同時注漿→A1和A3孔同時注漿；b表示注漿順序為兩孔同時注漿．

2?試驗結(jié)果分析

2.1?注漿過程中深層土體水平位移變化規(guī)律

預(yù)注漿試驗工況0選取測斜管1-1的變形發(fā)展作為研究對象．0B1孔注漿、0A1和0A3孔同時注漿時1-1測斜管深層土體水平位移發(fā)展如圖4所示．0B1孔注漿過程中，注漿孔周邊土體的水平變形沿深度方向上的分布模式類似于弓形．隨著注漿量的增大，土體的變形逐漸增大．最大側(cè)移位于深度?-15m左右，注漿深度范圍為-20～-15m，可知最大水平位移在深度上位于注漿深度范圍上邊界附近. 0A1和0A3孔同時注漿過程中，注漿剛結(jié)束時測斜孔處土體最大側(cè)移為42.6mm，注漿結(jié)束后由于注漿引起的超靜孔隙水壓力逐漸消散，最大位移有所減小，注漿結(jié)束18h時減小為35.51mm，與最大側(cè)移相比減小了17%．注漿結(jié)束后19h、24h的側(cè)移與18h時接近，因此可以認(rèn)為注漿結(jié)束18h后，超靜孔隙水壓力消散完成，土體變形已趨于穩(wěn)定．

工況0整個注漿過程中1-1測斜孔-15m處水平位移發(fā)展如圖5所示．由圖可知，隨著注漿過程的進(jìn)行，測斜孔－15m位置處水平位移逐漸增大，注漿結(jié)束后，由于超靜孔隙水壓力的消散，該處水平位移會有一定程度的恢復(fù)，當(dāng)進(jìn)一步注漿時，其水平位移繼續(xù)增大．最終注漿結(jié)束后，其水平位移逐漸減小，并趨于穩(wěn)定．因此注漿糾偏時需注意注漿結(jié)束后超靜孔隙水壓力的消散引發(fā)的位移恢復(fù)．

2.2?注漿量對土體變形的影響

為便于對比，沒有特殊說明時，下文測斜孔深層水平位移均為注漿結(jié)束時的水平位移．不同注漿量條件下測斜孔水平位移對比如圖6所示，由圖可知隨著注漿量的增大，測斜孔水平位移逐漸增大．

不同注漿量條件下，注漿結(jié)束時和變形穩(wěn)定后測斜孔深層土體最大水平位移如圖7所示．由圖可知，注漿結(jié)束時土體最大水平位移與注漿結(jié)束一定時間穩(wěn)定后的最大水平位移值，均表現(xiàn)為隨著注漿量的增大而增大的趨勢．

式中：max為注漿結(jié)束時土體最大水平位移；s為變形穩(wěn)定后土體最大水平位移．

圖4?注漿孔周邊土體水平位移發(fā)展

Fig.4 Development of horizontal displacement of the soils in the vicinity of grouting holes

圖5 整個注漿過程中1-1測斜孔-15m處水平位移發(fā)展

由圖7中的位移結(jié)果可以計算得到不同注漿量下的注漿效率，同樣繪于圖7中．可知，隨著注漿量的增大，注漿效率逐漸增大，但增幅逐漸減小，最大注漿效率為73.5%．由以上分析可知，在工程實踐中為增大注漿效果，可考慮適當(dāng)加大注漿量，這樣既可以增大土體最大水平位移，同時也可以增加注漿效率．但注漿量過大可能會對糾偏對象造成過大擾動，甚至造成損壞，因此應(yīng)兼顧微擾動的原則，適當(dāng)選擇注漿量．

圖6?不同注漿量下測斜孔水平位移對比

圖7 注漿效率和最大水平位移與注漿量的關(guān)系

2.3?注漿距離對土體變形的影響

與注漿孔不同距離處測斜孔水平位移對比如圖8所示，由圖可知，與注漿孔不同距離處的測斜孔呈現(xiàn)出相同的變形模式．隨著距離的增大，測斜孔最大水平位移逐漸減小，距離每增大3m，土體最大水平位移約減小18%，同時注漿效率也會減?。c此同時，隨著距離的增大，土體最大水平位移位置逐漸?上移．

此注漿試驗揭示了土體最大水平位移位置與距注漿孔距離的規(guī)律，即注漿后土體最大變形位置在深度上位于注漿體頂部標(biāo)高以上一定范圍內(nèi)，距離越遠(yuǎn)，最大值位置越高，這主要是由于注漿對土體產(chǎn)生側(cè)向擠壓，從而引發(fā)土體變形向斜上方發(fā)展．據(jù)此，注漿控制隧道水平位移時宜考慮矢量注漿的理念，將注漿深度范圍的上邊界設(shè)置在糾偏對象所在深度或以下，根據(jù)注漿引起的不同距離處土體位移最大值位置矢量來具體確定注漿體埋深位置，以提高位移控制效果．

圖8?與注漿孔不同距離處測斜孔水平位移對比

2.4?注漿順序?qū)ν馏w變形的影響

圖9為單孔依次注漿與兩孔同時注漿引起的測斜孔變形對比，圖中顯示，兩種注漿方法引起的測斜孔變形模式一致，單孔順序注漿引起測斜孔的水平位移為6.99mm，而兩孔同時注漿時相應(yīng)的水平位移為6.08mm，可見單孔順序注漿的效果略好于雙孔同時注漿，這主要是由于先行注漿會使周圍土體加密且側(cè)壓力系數(shù)增大，更利于后續(xù)注漿引發(fā)的土體水平位移的傳遞．兩者注漿效率相差不大，都在70%左右．

圖9?單雙孔分別注漿引起的測斜孔變形對比

2.5?注漿深度范圍對土體變形的影響

圖10為不同注漿深度范圍引起的測斜孔變形對比，由圖可知，注漿量相同的情況下，不同注漿范圍引起的測斜孔最大水平位移差異不大，但隨著注漿范圍的增大，測斜孔最大位移位置上升，且都位于注漿范圍上邊界附近．此外，三者的注漿效率均在80%左右，即注漿深度范圍對注漿效率影響不大．

圖10?不同注漿深度范圍引起的測斜孔變形對比

2.6?注漿時間間隔對土體變形的影響

不同時間間隔注漿引起的測斜孔變形對比如圖11所示．對比3個測斜孔變形曲線可知，不同注漿時間間隔注漿引起的測斜孔最大的水平位移相差不大，隨著注漿時間間隔的增長，最大水平位移所在深度逐漸上移．原因是在注漿過程的時間間隔內(nèi)，已經(jīng)注入土體的漿液產(chǎn)生凝固硬化，則后續(xù)注入的漿液難以在該處向下發(fā)展，且深部土體的應(yīng)力水平更高，因此漿液會更傾向于向上發(fā)展．

圖11?不同時間間隔注漿引起的測斜孔變形對比

注漿效率和注漿結(jié)束后土體最大水平位移變形發(fā)展與注漿時間間隔的關(guān)系如圖12所示，隨著注漿時間間隔的增大，注漿效率略有減小，由64%減小至51%．綜合以上分析，注漿施工的時間間隔雖然對土體最終的變形大小影響較小，但時間間隔越長，土體水平位移最大位置處會上移，反映了先期注漿對后續(xù)注漿的影響．

圖12 注漿效率和最大水平位移與注漿間隔時間的關(guān)系

2.7?注漿速率對土體變形的影響

不同注漿速率引起的測斜孔變形對比如圖13所示．由圖可知，隨著注漿速率的增大，注漿剛結(jié)束時最大水平位移顯著增加．這主要是由于當(dāng)注漿速率較大時，漿液的膨脹力更大，在土體壓密過程中同時對土體產(chǎn)生一定的擾動，增大土體的變形．從能量的角度考慮，注漿速率越大，單位時間內(nèi)產(chǎn)生的能量越大，則相應(yīng)土體的變形會更大．同時，注漿速率較快時，注漿過程持續(xù)時間更短，土體中的超孔隙水壓力消散程度更低，由此也導(dǎo)致注漿剛結(jié)束時土體位移較大．

圖13?不同注漿速率引起的測斜孔變形對比

進(jìn)一步對比注漿結(jié)束時和變形穩(wěn)定時不同速率注漿引起的測斜孔最大水平位移，如圖14所示．雖然注漿結(jié)束時測斜孔水平位移隨注漿速率的增大而增大，但當(dāng)超靜孔隙水壓力消散、水平位移趨于穩(wěn)定以后，3種注漿速率條件下的最終水平位移較為接近．此外，對比不同注漿速率條件的注漿效率可以看出，注漿效率隨著注漿速率的增大而注漿降低，注漿效率由46%減至35%．因此，在實際注漿過程中，過大的注漿速率會短時間內(nèi)引起土體較大變形，對周邊土體及建構(gòu)筑物擾動較大，然而其注漿效率較低，故注漿速率不宜過快．

圖14 注漿效率和最大水平位移變形與不同注漿速率的關(guān)系

3?結(jié)?論

(1) 袖閥管注漿對周邊土體變形影響顯著，土體水平位移在深度方向上的分布類似于弓形．由于注漿對土體產(chǎn)生側(cè)向擠壓，引發(fā)土體變形向斜上方發(fā)展，土體最大水平位移深度位于注漿深度范圍上邊界附近及以上，距離越遠(yuǎn)，最大值位置越高．注漿控制隧道水平位移時宜考慮土體位移最大值位置矢量，將注漿深度范圍的上邊界設(shè)置在糾偏對象所在深度或以下，以提高位移控制效果．

(2) 隨著注漿過程的進(jìn)行，土體的水平位移逐漸增大，但注漿結(jié)束后，由于超靜孔隙水壓力的消散，土體位移會有一定程度的恢復(fù)，此點在注漿糾偏時需予以考慮．可利用位移穩(wěn)定后的有效變形與注漿結(jié)束時的最大變形的比值評價最終注漿效果，即注漿?效率．

(3) 隨著注漿量的增大，土體最大水平位移及注漿效率逐漸增大．隨著注漿距離的增大，土體最大水平位移及注漿效率逐漸減小，為了提高注漿效果，注漿距離不宜太大，同時考慮到注漿微擾動的原則，注漿距離不可過近，建議距離為3～5m．

(4) 雙孔間隔注漿引起的土體位移比雙孔同時注漿略大，其原因是雙孔間隔注漿時，先行注漿處硬化后的土體限制后續(xù)注漿漿液的擴(kuò)散，提高了后續(xù)注漿的土體位移傳遞效果．對于單孔注漿，注漿施工過程中的時間間隔增大導(dǎo)致土體最大變形所在深度?上移．

(5) 注漿速率增大，注漿結(jié)束時土體變形顯著增大．但不同注漿速率下，孔隙水壓力消散后土體穩(wěn)定變形較為接近，即注漿速率提高，注漿效率降低．過大的注漿速率會短時間內(nèi)引起土體較大變形，對周邊土體及建構(gòu)筑物擾動較大，故應(yīng)在保證施工速度的情況下，盡量控制注漿速率．

因試驗依托工程的條件所限，本文中開展的注漿對鄰近土體水平變形影響的現(xiàn)場原位試驗規(guī)模有限，得出的結(jié)論只適用于天津地區(qū)粉質(zhì)黏土地層，雖可為相似地層提供一定參考，但仍有待進(jìn)一步開展在各類地層中注漿對鄰近土體水平位移影響的系統(tǒng)研究，以期為實際工程施工提供更多指導(dǎo)．

［1］ Henderson T O，Taylor R N，Harris D I，et al. Observations of ground and structure movements for compensation grouting during tunnel construction at Waterloo station[J]. Géotechnique，1994，44(4)：691-713.

［2］ Schweiger H F，Kummerer C，Otterbein R，et al. Numerical modelling of settlement compensation by means of fracture grouting[J]. Soils and Foundations，2004，44(1)：71-86.

［3］ Ni J C，Cheng W C．Monitoring and modeling grout efficiency of lifting structure in soft clay[J]. International Journal of Geomechanics，2010，10(6)：223-229．

［4］ 易小明，張頂立，逄鐵錚，等. 房屋注漿抬升實踐與監(jiān)測分析[J]. 巖土力學(xué)，2009，30(12)：3776-3782.

Yi Xiaoming，Zhang Dingli，Pang Tiezheng，et al. Practice and monitoring analysis of grouting uplift in house[J]. Rock and Soil Mechanics，2009，30(12)：3776-3782(in Chinese).

［5］ 徐澤民，韓慶華，鄭?剛，等. 地鐵隧道下穿歷史風(fēng)貌建筑影響的實測與分析[J]. 巖土工程學(xué)報，2013，35(2)：364-374.

Xu Zemin，Han Qinghua，Zheng Gang，et al. Measurement and analysis of the influence of subway tunnels underneath historic buildings[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2013，35(2)：364-374(in Chinese).

［6］ Kleinlugtenbelt R. Compensation Grouting Laboratory Experiments in Sand[D]. Delft：Delft University of Technology，2005.

［7］ Au S K A，Soga K，Jafari M R，et al. Factors affecting long-term efficiency of compensation grouting in clays[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2003，129(3)：254-262.

［8］ Soga K，Au S K A，Bolton M D. Laboratory investigation of multiple grout injections into clay[J]. Geotechnique，2004，54(2)：81-90.

［9］ 鄭?剛，張?zhí)炱?，張扶正，? 不同埋深下盾構(gòu)隧道開挖及補償注漿對地表隆沉變化影響的室內(nèi)試驗[J]. 天津大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2017，50(4)：335-344.

Zheng Gang，Zhang Tianqi，Zhang Fuzheng，et al. Experiment on effect of shield tunneling and compensation grouting on surface settlement under different cover depths[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2017，50(4)：335-344(in Chinese).

［10］ 孫?峰，張頂立，王?臣，等. 劈裂注漿抬升既有管道效果分析及工程應(yīng)用[J]. 巖土力學(xué)，2010，31(3)：932-938.

Sun Feng，Zhang Dingli，Wang Chen，et al. Analysis of pipeline grouting uplifting existing pipelines and engineering application[J]. Rock and Soil Mechanics，2010，31(3)：932-938(in Chinese).

［11］ 唐智偉，趙成剛. 注漿抬升地層的機(jī)制、解析解及數(shù)值模擬分析[J]. 巖土力學(xué)，2008，29(6)：1512-1516.

Tang Zhiwei，Zhao Chenggang. Mechanisms of ground heave by grouting and analytical solutions & numerical modeling[J]. Rock and Soil Mechanics，2008，29(6)：1512-1516(in Chinese).

［12］ Clements K. Numerical Modeling of Displacement Grouting and Application to Case Histories[M]. Graz：Technische Universit?t Graz，2003：121-125.

［13］ 王乾偉，鐘登華，佟大威，等．基于數(shù)值模擬的注漿過程三維動態(tài)可視化[J]. 天津大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2017，50(8)：788-795.

Wang Qianwei，Zhong Denghua，Tong Dawei，et al. 3D dynamic visualization of grouting process based on numerical simulation[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2017，50(8)：788-795(in Chinese).

［14］ Zhang D L，F(xiàn)ang Q，Hou Y，et al. Protection of buildings against damages as a result of adjacent large-span tunneling in shallowly buried soft ground[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2013，139(6)：903-913.

［15］ 侯艷娟，張頂立，陳峰賓. 隧道施工下穿建筑物注漿抬升機(jī)制及預(yù)測研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2011，30(12)：2407-2415.

Hou Yanjuan，Zhang Dingli，Chan Fengbin. Mechanism of grouting uplift and prediction of tunnels under tunnel construction[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2011，30(12)：2407-2415(in Chinese).

［16］ 杜一鳴. 基坑開挖對鄰近既有隧道變形影響及保護(hù)研究[D]. 天津：天津大學(xué)，2016.

Du Yiming. Study on the Influence of Excavation of Foundation Pits on the Deformation of Adjacent Existing Tunnels and Its Protection[D]. Tianjin：Tianjin University，2016(in Chinese).

［17］ Chen R，Meng F，Li Z，et al. Investigation of response of metro tunnels due to adjacent large excavation and protective measures in soft soils[J]. Tunnelling and Underground Space Technology，2016，58：224-235.

［18］ Masini L，Rampello S，Soga K. An approach to evaluate the efficiency of compensation grouting[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2014，140(12)：1-11.

［19］ 張冬梅，鄒偉彪，閆靜雅. 軟土盾構(gòu)隧道橫向大變形側(cè)向注漿控制機(jī)理研究[J]. 巖土工程學(xué)報，2014，36(12)：2203-2212.

Zhang Dongmei，Zou Weibiao，Yan Jingya. Study on control mechanism of lateral large displacement lateral grouting in soft clay shield tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2014，36(12)：2203-2212(in Chinese).

［20］ Liao S M，Shen M L，Zhou L，et al. In-situ experimental study on SDC grouting in Shanghai saturated soft clay[C]// Geo-Frontiers 2011：Advances in Geotechnical Engineering. Dallas，TX，USA，2011：2504-2513.

［21］ Shirlaw J N，Dazhi W，Ganeshan V，et al. A compensation grouting trial in Singapore marine clay[C]// Geotechnical Aspects of Underground Construction in Soft Ground. Rotterdam，Holland，1999：149-154.

In Situ Test Study of Influence of Grouting on Horizontal Deformation of Adjacent Soil

Zheng Gang1, 2，Wang Ruozhan2，Cheng Xuesong1, 2，Pan Jun2，Du Yiming1, 2，Bai Rubing2，Wang Fanjun2

(1. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education(Tianjin University)，Tianjin 300354，China； 2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300354，China)

In urban environment，horizontal deformation of tunnels frequently occurs due to adjacent constructions such as excavations. However，many studies have been conducted on the influence of grouting on vertical displacement of buildings，while studies on the influence of grouting on horizontal deformation are limited. Based on a project in Tianjin，the horizontal deformation mode of the adjacent soil during a grouting process was studied through in situ grouting tests，and the influences of the grouting amount，grouting distance，grouting sequence，grouting depth range，grouting time interval and grouting rate on the overall grouting effect were investigated. The test results showed that the deformation mode of horizontal displacement of the adjacent soil along the depth direction resembled the shape of a bow. Moreover，the maximum horizontal displacement was near the upper boundary of the grouted zone，and it gradually moved upward as the grouting distance increased. Therefore，to improve displacement control effect，the upper boundary of the grouting depth range should be set near or below the object to be corrected according to the grouting distance. As the grouting volume increased，the maximum horizontal displacement and the grouting efficiency of the soil increased gradually；however，they began to decrease with increasing grouting distance. Hence，in order to ensure the effect of grouting，the grouting distance should not be too large. The soil displacement caused by double-hole sequential grouting was slightly larger than that induced by double-hole simultaneous grouting. The reason is that hardening soils after the first grouting limited the diffusion of the grout injected by the second grouting hole when double-hole simultaneous grouting was conducted. Moreover，with increasing grouting rate，the horizontal displacement of the soil increased and was thus significantly large at the end of the grouting process. However，the final horizontal displacement of the soil increased negligibly，which indicated the grouting efficiency had become lower. Therefore，the grouting rate should be controlled within a reasonable range to avoid excessive disturbance to surroundings.

sleeve valve barrel grouting；tunnel deformation control；deformation of soil；in situ test

the National Key R&D Program of China(No.2016YFC0802008)，the Natural Science Foundation of Tianjin，China(No.18JCQNJC07900).

TU443

A

0493-2137(2019)09-0959-10

2018-09-01；

2018-11-08.

鄭?剛（1967—），男，博士，教授，zhenggang1967@163.com.

程雪松，cheng_xuesong@163.com.

國家重點研發(fā)計劃資助項目(2016YFC0802008)；天津市自然科學(xué)基金資助項目(18JCQNJC07900).

10.11784/tdxbz201809002

(責(zé)任編輯：樊素英)