注浆对邻近土体水平变形影响的原位试验研究

郑 刚，王若展，程雪松，潘 军，杜一鸣，白如冰，王凡俊



注浆对邻近土体水平变形影响的原位试验研究

郑 刚1, 2，王若展2，程雪松1, 2，潘 军2，杜一鸣1, 2，白如冰2，王凡俊2

(1. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300354； 2. 天津大学建筑工程学院，天津 300354)

城市环境中，隧道常因邻近基坑等施工活动产生水平变形，然而注浆在建筑物的竖向位移控制方面的研究较多，而在水平变形控制方面研究较少．依托天津地区某工程，通过袖阀管注浆原位试验研究了注浆过程中邻近土体的水平变形模式，并进一步研究了注浆量、注浆距离、注浆顺序、注浆深度范围、注浆时间间隔及注浆速率对邻近土体水平位移的影响．试验结果表明，注浆引发邻近土体的水平变形沿深度方向上的分布模式类似于弓形，最大水平位移位置在深度上位于注浆范围上边界附近，并且随注浆距离的增大逐渐上移．因此，注浆设计时宜根据注浆距离将注浆深度范围的上边界设置在纠偏对象所在深度或以下，以提高位移控制效果．随着注浆量的增大，土体最大水平位移及注浆效率逐渐增大；注浆距离增大，土体最大水平位移及注浆效率逐渐减小，所以为保证注浆效果，注浆距离不宜太大．双孔间隔注浆引起的土体位移比双孔同时注浆略大，其原因是双孔间隔注浆时，先行注浆处硬化后的土体限制后续注浆浆液的扩散．随着注浆速率的提高，注浆结束时土体水平位移大幅提高，但注浆速率较高时，变形稳定后位移无明显增大，即注浆效率降低，为避免对纠偏对象扰动过大，应控制注浆速率．

袖阀管注浆；隧道变形控制；土体变形；原位试验

注浆作为一种较成熟的变形控制技术，多用于建筑物不均匀沉降纠偏以及地铁隧道的沉降病害处理．1994年，文献[1]报道了注浆在伦敦Waterloo车站抬升施工中的应用．其后有多篇文献报道了注浆控制变形的实际案例[2-5]．针对注浆，已有学者采用模型试验法[6-9]、数值分析法[10-13]、原位试验法[12,14]等进行研究．其中Kleinlugtenbelt[6]在砂土中进行了一系列的室内模型试验，研究注浆点位置、注浆速率、砂土密实度、注浆量等对浆液裂缝的形状和发展模式的影响，研究结果表明注浆结束后，由于超静孔隙水压力的消散，注浆引起的土体变形会出现恢复的趋势．Au等[7-8]在均质重塑软黏土中进行了一系列的室内注浆试验，试验结果表明，最终注浆率会随着土体超固结比的增大而显著提高．孙峰等[10]采用FLAC3D在抬升区注浆单元施加膨胀压力模拟注浆抬升既有管道的效果．唐智伟等[11]通过在“注浆单元”上施加膨胀压力模拟注浆抬升既有结构的效果，并模拟了北京地铁5号线崇文门地铁车站下穿既有线抬升注浆工程，通过与实测数据对比，验证了模拟方法的正确性和有效性．Clements等[12]采用ABAQUS模拟理想压密注浆，利用施加各向同性膨胀面力的方法模拟抬升力，且通过现场注浆试验得到了注浆过程中的关键参数．Zhang等[14]根据厦门机场高速公路项目现场试验得到不同地质条件下的注浆压力和注浆量，并确定了单孔注浆的终止判断准则以及注浆位置和注浆孔间距的大小．侯艳娟等[15]根据厦门市成功大道工程现场试验结果，发现当注浆压力达到0.7～1.0MPa时楼房即开始出现明显抬升，且单次最大抬升量为2.2～3.1mm．

目前，注浆在建筑物的抬升[1-2,4-5]或隧道的沉降控制[3]方面的研究和应用较多，而在水平变形控制的研究及应用上较少．但实际上近年来，因基坑等施工活动导致邻近地铁车站或隧道结构水平方向发生较大变形的案例常常发生．如台北某深基坑项目基坑开挖后，围护结构出现了53mm的水平位移，既有地铁隧道水平位移达到了27mm[16]，甚至造成了道床板的脱落；宁波地铁1号线邻近基坑施工导致隧道管片出现裂缝，且在第3次基坑开挖时，隧道水平位移最大增量达到33.5mm[17]．

在注浆施工过程中，浆液注入土体凝固后，不仅对竖直方向的应力具有补偿效果，其对周边水平方向也有一定应力补偿作用[18]．张冬梅等[19]采用FLAC3D，通过体积膨胀模拟隧道侧向注浆的过程，研究了注浆引起的土体体积应变与隧道横向变形的关系并分析其作用机理．以上研究初步分析了隧道侧向注浆对土体水平方向变形的影响规律，但相应的原位试验尚不多见．

此外，不同地区土质条件不同，注浆参数及注浆效果差别很大．Liao等[20]通过现场注浆试验得到上海饱和软黏土中注浆时影响注浆效果的参数. Shirlaw等[21]在新加坡海洋黏性土中进行注浆以减少建筑物沉降，但最终注浆效果和没有注浆前相比没有明显 改善．

目前相应于天津地区土质条件的注浆参数和注浆效果研究较少，为得到天津地区微扰动注浆对邻近土体水平方向变形影响的相关参数，依托天津地区某邻近既有隧道及车站的基坑工程项目，设计了现场原位注浆试验．试验采用袖阀管注浆技术，利用高精度测斜仪，研究注浆过程中邻近土体水平位移的发展规律，并进一步研究注浆量、注浆距离、注浆顺序、注浆深度范围、注浆时间间隔及注浆速率对邻近土体水平位移的影响，以期为天津地区微扰动注浆对地铁隧道水平位移纠偏提供参考．

1 试验方案设计

本研究利用天津地区某基坑工程项目原位场地开展了袖阀管注浆施工的原位试验，分析天津地区微扰动袖阀管注浆对深层土体水平位移的影响，并进行相关参数分析．

1.1 项目概况

该基坑工程项目周长约1280m，占地面积约88000m2，开挖深度约15.95m．该项目北侧为天津市地铁3号线天塔站，基坑围护结构与车站主体结构最小净距为18.32m，与区间隧道的最小净距为10.3m，与3号出入口最小水平净距为6.52m，与1号风亭最小水平净距为2.66m．

依据本工程的勘察报告，该场地各土层主要物理和力学指标如表1所示．勘察期间测得场地地下潜水水位如下：初见水位埋深3.00～3.60m，静止水位埋深2.20～2.80m. 第1承压含水层埋深约21.00～33.00m，第2承压含水层埋深约38.00～54.50m．

由于基坑与地铁车站距离较近，为保护地铁结构的安全，根据天津市勘察院初步设计，将采用袖阀管注浆的方案在基坑开挖期间对隧道进行保护．具体实施措施为在基坑北侧三期基坑与隧道之间预埋袖阀管，袖阀管直径42mm，预计的平面位置和剖面位置分别如图1及图2所示，具体位置通过注浆试验研究确定．在基坑开挖过程中，地铁部门将对地铁隧道进行实时监测，当隧道变形达到预警值时启动袖阀管进行注浆，控制地铁结构变形．

表1 各土层主要物理和力学指标

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

注：粉土、值为固快指标标准值，粉质黏土及黏土的、值为直快指标标准值.

图1 平面关系图

为了优化袖阀管注浆方案，确定合理的注浆压力、注浆范围、注浆量、注浆速率、注浆位置、袖阀管间距和排距等注浆参数，于基坑施工前，在三期基坑场地进行了现场注浆试验．根据邻近隧道所处的深度，本次注浆目标地层主要为⑥4～⑧1粉质黏土层.本文通过该现场注浆试验，研究注浆对深层土体水平位移的影响，为制定注浆控制地铁隧道水平位移的方案奠定基础．

图2 试验场地剖面图

1.2 试验设计方案

1.2.1 试验参数

技术参数由隧道所处地质条件及相关经验来确定．详细注浆参数如下．

(1) 注浆压力：根据经验，注浆压力选为0.3～1.0MPa．

(2) 注浆量：单孔注浆量因试验工况不同做相应的调整，分别为1m3、1.5m3、2m3及3m3．

(3) 注浆材料：注浆材料采用水泥-水玻璃双液浆，双浆液初凝时间约为20s．注浆材料及配比见表2.

表2 注浆材料及配比

Tab.2 Grouting material and its composition

(4) 注浆速率：注浆速率因试验工况不同做相应的调整，分别为10L/min、20L/min及30L/min．

(5) 注浆深度范围：依据前期工程概况中隧道埋深范围相应确定注浆深度范围，因试验工况不同，注浆深度范围分为3组，分别为-20～-13m、-20～-15m及-20～-17m．

1.2.2 试验工况设计

本试验研究了注浆量、注浆位置、注浆顺序、注浆深度范围、注浆时间间隔、注浆速率对注浆效果的影响．注浆方案平面布置见图3，其中6孔注浆组共8个(图1中一个虚线框代表一个注浆组，虚线框内编号为注浆组号)，两孔注浆组2个(注浆组5和6)，注浆孔共52个．6孔注浆组内注浆孔编号如图3中注浆孔组0和3所示，其中，靠近测斜孔的一列注浆孔编号为A，另一列编号为B，同时，按照从上到下的原则编号为1、2、3行．因此每个注浆孔可用如下编号表示，例如3B2(3代表组号，B代表列号，2代表行号)．两孔注浆组注浆孔编号如图3中注浆孔组5和6所示，注浆孔分别编号为A和B．此外，试验共布置测斜管10个，测斜管编号如图3所示．

为便于进行参数分析，首先进行了注浆过程对注浆效果影响的试验，即工况0．工况0为预注浆试验，试验安排如下：首先对0B1孔注浆，注浆量约为3.83m3；再对0B3孔注浆，注浆量约为3.93m3，此时0B2孔窜浆；再对0A2孔注浆，注浆量约为3.57m3；最后同时施工注浆孔0A1和0A3，两孔共注浆量约为5.5m3．

表3中6组对比试验工况可研究不同变量参数对深层土体变形的影响的差异，详细说明如下．在图3中，颜色及形状一致的注浆孔为各工况对照组．

(1) 工况1分析注浆量对土体变形的影响，对照组为注浆组1、2及3，其单孔注浆量分别为3m3、2m3和1m3，每组6孔共计注浆分别为18m3、12m3和6m3．监测测斜管为距离3个注浆组最近的2-2、2-4、2-1．

图3 注浆方案平面布置

注浆顺序依次为注浆组1、2、3．为避免各组之间注浆相互影响，每组注浆结束后间歇一天，以消散注浆压力在周边土体中产生的超静孔隙水压力．此外，单个注浆组6孔连续注浆，中间不留时间间隔，注浆顺序为：B1和B3孔同时注浆→B2和A2孔同时注浆→A1和A3孔同时注浆，即表3中的注浆顺序a．

(2) 工况2分析注浆距离对土体变形的影响，对照注浆组为4和3．注浆组4单孔注浆量1m3，6孔共计注浆6m3，测斜管为2-5和1-5，距离注浆孔的间距分别为6m和9m．注浆组3中测斜管2-1距离注浆孔的间距为3m．

(3) 工况3分析注浆顺序对深层土体的变形影响．对比试验设计如下：注浆组5中，注浆孔5B先施工，注浆孔5A后施工，单孔注浆量均为2m3，监测测斜管为1-2；注浆组6中，6A、6B两孔同时施工，监测测斜管为1-3．

(4) 工况4分析注浆深度范围对深层土体的变形影响，3个注浆组7、8和9的B1孔和B3孔均分别同时注浆，单孔注浆量均为1.5m3．对比试验设计如下：注浆组7，注浆深度范围为-20～-13m，总长度7m，测斜管2-3；注浆组8，注浆深度范围为-20～ -17m，总长度3m，测斜管2-5；注浆组9，注浆深度范围为-20～-15m，总长度5m，测斜管1-4．

(5) 工况5分析注浆时间间隔对深层土体的变形影响，3个注浆组7、8和9的B2孔和A2孔均分别同时注浆．对比试验设计如下：注浆组7，单孔注浆量1.5m3，但单孔注浆量达到0.75m3时试验暂停2h，后继续试验直至单孔注浆量达到1.5m3；注浆组8，单孔注浆量1.5m3，但单孔注浆量达到0.75m3时试验暂停1h；注浆组9，单孔注浆量1.5m3，中间无间歇，连续注浆直到单孔注浆量达到1.5m3．

(6) 工况6分析注浆速率对深层土体的变形影响，注浆孔为7、8和9的A1孔和A3孔，3个注浆组的A1孔和A3孔均同时注浆，单孔注浆量均为1.5m3．对比试验设计如下：注浆组7、8和9的注浆速率分别为30L/min、10L/min和20L/min．

表3 试验工况

Tab.3 Test conditions

注：①注浆孔组3同时用于对比注浆量和注浆位置对注浆效果的影响；②a表示注浆顺序为B1和B3孔同时注浆→B2和A2孔同时注浆→A1和A3孔同时注浆；b表示注浆顺序为两孔同时注浆．

2 试验结果分析

2.1 注浆过程中深层土体水平位移变化规律

预注浆试验工况0选取测斜管1-1的变形发展作为研究对象．0B1孔注浆、0A1和0A3孔同时注浆时1-1测斜管深层土体水平位移发展如图4所示．0B1孔注浆过程中，注浆孔周边土体的水平变形沿深度方向上的分布模式类似于弓形．随着注浆量的增大，土体的变形逐渐增大．最大侧移位于深度 -15m左右，注浆深度范围为-20～-15m，可知最大水平位移在深度上位于注浆深度范围上边界附近. 0A1和0A3孔同时注浆过程中，注浆刚结束时测斜孔处土体最大侧移为42.6mm，注浆结束后由于注浆引起的超静孔隙水压力逐渐消散，最大位移有所减小，注浆结束18h时减小为35.51mm，与最大侧移相比减小了17%．注浆结束后19h、24h的侧移与18h时接近，因此可以认为注浆结束18h后，超静孔隙水压力消散完成，土体变形已趋于稳定．

工况0整个注浆过程中1-1测斜孔-15m处水平位移发展如图5所示．由图可知，随着注浆过程的进行，测斜孔－15m位置处水平位移逐渐增大，注浆结束后，由于超静孔隙水压力的消散，该处水平位移会有一定程度的恢复，当进一步注浆时，其水平位移继续增大．最终注浆结束后，其水平位移逐渐减小，并趋于稳定．因此注浆纠偏时需注意注浆结束后超静孔隙水压力的消散引发的位移恢复．

2.2 注浆量对土体变形的影响

为便于对比，没有特殊说明时，下文测斜孔深层水平位移均为注浆结束时的水平位移．不同注浆量条件下测斜孔水平位移对比如图6所示，由图可知随着注浆量的增大，测斜孔水平位移逐渐增大．

不同注浆量条件下，注浆结束时和变形稳定后测斜孔深层土体最大水平位移如图7所示．由图可知，注浆结束时土体最大水平位移与注浆结束一定时间稳定后的最大水平位移值，均表现为随着注浆量的增大而增大的趋势．

式中：max为注浆结束时土体最大水平位移；s为变形稳定后土体最大水平位移．

图4 注浆孔周边土体水平位移发展

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

图5 整个注浆过程中1-1测斜孔-15m处水平位移发展

由图7中的位移结果可以计算得到不同注浆量下的注浆效率，同样绘于图7中．可知，随着注浆量的增大，注浆效率逐渐增大，但增幅逐渐减小，最大注浆效率为73.5%．由以上分析可知，在工程实践中为增大注浆效果，可考虑适当加大注浆量，这样既可以增大土体最大水平位移，同时也可以增加注浆效率．但注浆量过大可能会对纠偏对象造成过大扰动，甚至造成损坏，因此应兼顾微扰动的原则，适当选择注浆量．

图6 不同注浆量下测斜孔水平位移对比

图7 注浆效率和最大水平位移与注浆量的关系

2.3 注浆距离对土体变形的影响

与注浆孔不同距离处测斜孔水平位移对比如图8所示，由图可知，与注浆孔不同距离处的测斜孔呈现出相同的变形模式．随着距离的增大，测斜孔最大水平位移逐渐减小，距离每增大3m，土体最大水平位移约减小18%，同时注浆效率也会减小．与此同时，随着距离的增大，土体最大水平位移位置逐渐 上移．

此注浆试验揭示了土体最大水平位移位置与距注浆孔距离的规律，即注浆后土体最大变形位置在深度上位于注浆体顶部标高以上一定范围内，距离越远，最大值位置越高，这主要是由于注浆对土体产生侧向挤压，从而引发土体变形向斜上方发展．据此，注浆控制隧道水平位移时宜考虑矢量注浆的理念，将注浆深度范围的上边界设置在纠偏对象所在深度或以下，根据注浆引起的不同距离处土体位移最大值位置矢量来具体确定注浆体埋深位置，以提高位移控制效果．

图8 与注浆孔不同距离处测斜孔水平位移对比

2.4 注浆顺序对土体变形的影响

图9为单孔依次注浆与两孔同时注浆引起的测斜孔变形对比，图中显示，两种注浆方法引起的测斜孔变形模式一致，单孔顺序注浆引起测斜孔的水平位移为6.99mm，而两孔同时注浆时相应的水平位移为6.08mm，可见单孔顺序注浆的效果略好于双孔同时注浆，这主要是由于先行注浆会使周围土体加密且侧压力系数增大，更利于后续注浆引发的土体水平位移的传递．两者注浆效率相差不大，都在70%左右．

图9 单双孔分别注浆引起的测斜孔变形对比

2.5 注浆深度范围对土体变形的影响

图10为不同注浆深度范围引起的测斜孔变形对比，由图可知，注浆量相同的情况下，不同注浆范围引起的测斜孔最大水平位移差异不大，但随着注浆范围的增大，测斜孔最大位移位置上升，且都位于注浆范围上边界附近．此外，三者的注浆效率均在80%左右，即注浆深度范围对注浆效率影响不大．

图10 不同注浆深度范围引起的测斜孔变形对比

2.6 注浆时间间隔对土体变形的影响

不同时间间隔注浆引起的测斜孔变形对比如图11所示．对比3个测斜孔变形曲线可知，不同注浆时间间隔注浆引起的测斜孔最大的水平位移相差不大，随着注浆时间间隔的增长，最大水平位移所在深度逐渐上移．原因是在注浆过程的时间间隔内，已经注入土体的浆液产生凝固硬化，则后续注入的浆液难以在该处向下发展，且深部土体的应力水平更高，因此浆液会更倾向于向上发展．

图11 不同时间间隔注浆引起的测斜孔变形对比

注浆效率和注浆结束后土体最大水平位移变形发展与注浆时间间隔的关系如图12所示，随着注浆时间间隔的增大，注浆效率略有减小，由64%减小至51%．综合以上分析，注浆施工的时间间隔虽然对土体最终的变形大小影响较小，但时间间隔越长，土体水平位移最大位置处会上移，反映了先期注浆对后续注浆的影响．

图12 注浆效率和最大水平位移与注浆间隔时间的关系

2.7 注浆速率对土体变形的影响

不同注浆速率引起的测斜孔变形对比如图13所示．由图可知，随着注浆速率的增大，注浆刚结束时最大水平位移显著增加．这主要是由于当注浆速率较大时，浆液的膨胀力更大，在土体压密过程中同时对土体产生一定的扰动，增大土体的变形．从能量的角度考虑，注浆速率越大，单位时间内产生的能量越大，则相应土体的变形会更大．同时，注浆速率较快时，注浆过程持续时间更短，土体中的超孔隙水压力消散程度更低，由此也导致注浆刚结束时土体位移较大．

图13 不同注浆速率引起的测斜孔变形对比

进一步对比注浆结束时和变形稳定时不同速率注浆引起的测斜孔最大水平位移，如图14所示．虽然注浆结束时测斜孔水平位移随注浆速率的增大而增大，但当超静孔隙水压力消散、水平位移趋于稳定以后，3种注浆速率条件下的最终水平位移较为接近．此外，对比不同注浆速率条件的注浆效率可以看出，注浆效率随着注浆速率的增大而注浆降低，注浆效率由46%减至35%．因此，在实际注浆过程中，过大的注浆速率会短时间内引起土体较大变形，对周边土体及建构筑物扰动较大，然而其注浆效率较低，故注浆速率不宜过快．

图14 注浆效率和最大水平位移变形与不同注浆速率的关系

3 结 论

(1) 袖阀管注浆对周边土体变形影响显著，土体水平位移在深度方向上的分布类似于弓形．由于注浆对土体产生侧向挤压，引发土体变形向斜上方发展，土体最大水平位移深度位于注浆深度范围上边界附近及以上，距离越远，最大值位置越高．注浆控制隧道水平位移时宜考虑土体位移最大值位置矢量，将注浆深度范围的上边界设置在纠偏对象所在深度或以下，以提高位移控制效果．

(2) 随着注浆过程的进行，土体的水平位移逐渐增大，但注浆结束后，由于超静孔隙水压力的消散，土体位移会有一定程度的恢复，此点在注浆纠偏时需予以考虑．可利用位移稳定后的有效变形与注浆结束时的最大变形的比值评价最终注浆效果，即注浆 效率．

(3) 随着注浆量的增大，土体最大水平位移及注浆效率逐渐增大．随着注浆距离的增大，土体最大水平位移及注浆效率逐渐减小，为了提高注浆效果，注浆距离不宜太大，同时考虑到注浆微扰动的原则，注浆距离不可过近，建议距离为3～5m．

(4) 双孔间隔注浆引起的土体位移比双孔同时注浆略大，其原因是双孔间隔注浆时，先行注浆处硬化后的土体限制后续注浆浆液的扩散，提高了后续注浆的土体位移传递效果．对于单孔注浆，注浆施工过程中的时间间隔增大导致土体最大变形所在深度 上移．

(5) 注浆速率增大，注浆结束时土体变形显著增大．但不同注浆速率下，孔隙水压力消散后土体稳定变形较为接近，即注浆速率提高，注浆效率降低．过大的注浆速率会短时间内引起土体较大变形，对周边土体及建构筑物扰动较大，故应在保证施工速度的情况下，尽量控制注浆速率．

因试验依托工程的条件所限，本文中开展的注浆对邻近土体水平变形影响的现场原位试验规模有限，得出的结论只适用于天津地区粉质黏土地层，虽可为相似地层提供一定参考，但仍有待进一步开展在各类地层中注浆对邻近土体水平位移影响的系统研究，以期为实际工程施工提供更多指导．

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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.

郑 刚（1967—），男，博士，教授，zhenggang1967@163.com.

程雪松，cheng_xuesong@163.com.

国家重点研发计划资助项目(2016YFC0802008)；天津市自然科学基金资助项目(18JCQNJC07900).

10.11784/tdxbz201809002

(责任编辑：樊素英)