2024年4月12日发(作者：拱晗玥)

隧道软弱下卧地基注浆加固试验

周梁;廖少明;史宁强;李家平

【摘 要】注浆法是提高软土地基承载力和控制其压缩沉降的传统加固方法,由于其

过程不可控性与加固效果的不确定性,在应用于加固运营地铁隧道下卧土时,须考虑

加固过程的扰动及长期效果.通过现场试验,研究注浆加固的工艺参数对饱和软土扰

动和加固效果的影响,以获得安全合理的精细化注浆工艺参数,对处理软土地铁隧道

长期沉降问题具有现实意义.

【期刊名称】《重庆交通大学学报（自然科学版）》

【年(卷),期】2010(029)006

【总页数】5页(P880-884)

【关键词】饱和软黏土;现场试验;套管注浆;微扰动控制

【作 者】周梁;廖少明;史宁强;李家平

【作者单位】同济大学,地下建筑与工程系,上海,200092;同济大学,地下建筑与工程

系,上海,200092;林同炎国际工程咨询有限公司,重庆,400015;上海地铁运营有限公

司监护分公司,上海,200003

【正文语种】中 文

【中图分类】TU375.4

1 背景

上海早期建设的地铁埋深较浅，且所处土层为淤泥质黏土层和粉质黏土层，这两层

土含水量及灵敏度较高，在隧道建设中易受到盾构超欠挖或扰动等因素引起施工沉

降和工后沉降，长期运营过程中地铁列车的振动增加了隧道的沉降，同时沿线邻近

地区大规模的工程建设也对隧道软弱下卧土产生不利影响。图1为上海地铁1号

线1995—1999年累计沉降曲线［1］，可以看出人民广场站—新闸路站之间的区

间隧道最大累计沉降量超过145 mm，黄陂路站—人民广场站之间的区间隧道的

差异沉降量也达到近90 mm。这些不均匀沉降可以导致隧道渗水漏泥或结构局部

破坏，给列车的安全运营带来了隐患，因此，处理隧道沉降问题也成为了地铁隧道

后期运营维护的重要环节。

分析沉降原因主要有［2］:

1)隧道深部存在软弱下卧层淤泥质黏土层和粉质黏土层，在该区段建设过程中受到

扰动引起初始沉降;

2)建设完成后下卧土层超孔隙水压力消散而引起的固结沉降及次固结沉降;

3)在列车振动荷载循环持续的作用下，隧道下卧土的震陷效应也会对隧道引起隧道

沉降［3］。

为解决隧道沉降的问题，需对隧道软弱下卧土层淤泥质黏土层进行加固，鉴于高压

旋喷桩受隧道内施工场地限制，同时也会对高灵敏度的下卧土产生较大扰动［4］，

因此采用注浆法进行加固。本注浆试验的目的是为获得较好的注浆加固施工参数。

图1 1995—1999年上海地铁1号线累计沉降曲线［1］Fig.1 Cumulative

settlement of Shanghai Metro Line M1 during 1995 －1999

2 注浆试验方案

上海地铁某区间隧道自建成通车以来，一直处于沉降状态，且呈不收敛趋势，其中

上行线最大沉降已接近120 mm，下行线最大累计沉降达130 mm。本试验场地

邻近该区间隧道的沉降段，对于淤泥质黏土进行注浆试验，根据地质勘察报告，其

土性参数为:重度 16.8 kN/m3，黏聚力 15 kPa，内摩擦角11.1°，孔隙比 1.41，

含水量 50% 。

现场试验是通过对注浆后土体变形和孔隙水压变化规律的分析来优化施工参数;通

过静力触探试验测得注浆扩散范围;通过载荷试验检验注浆效果。根据试验目的制

定以下试验内容(注浆孔及监测点平面布置见图2):①单段的最优注浆量;②最优单次

注浆段数;③注浆效果检验。本次注浆采用单液浆，主要成分为GC灌浆材料，水

灰比为0.55，密度为1.61 ～ 1.63 g/cm3，另添加水泥含量 2‰的柠檬酸以调节

浆液初凝时间(试验中室外温度为28～30℃时浆液初凝时间为1.5～1.75h)。注浆

管结构见图3。

图2 现场注浆试验孔与监测点平面布置Fig.2 Layout of grouting test holes and

measurements

图3 注浆管结构Fig.3 Structure of grouting pipes

2.1 单段最优注浆量试验方案

单段最优注浆量试验在A1孔进行。根据以往注浆施工经验，浆液扩散半径r为

0.6m左右，每延米注浆深度上影响的土体体积为V=π×r2×h=1 130L，掺入比为

20%，26%，33%时，所需注浆量为226，293，372L，根据施工经验每延米注

浆段分为3次进行，因此3个试验注浆量为75，100，125L/(33 cm)，具体试验

如图4。在淤泥质黏土层由下至上依次进行125，100，75L/(33 cm)的注浆试验，

每一注浆量试验3次，且相邻2次注浆时间间隔为3～5h。监测内容包括沉降监

测(深层沉降和地表沉降)，孔隙水压力监测。通过比较沉降量(深层、地表)的大小，

得出最优单段注浆量(125L/(33 cm)表示每33 cm的注浆深度注浆量为125L，下

同)。

2.2 最优单次注浆段数试验方案

本分试验是在上述最优注浆量的基础上进行的，B1孔单次注浆段数为2段即深度

为66 cm，B2孔单次注浆段数为3段即注浆深度为99 cm，B1孔与B2孔单次

注浆量相同且均为单段最优注浆量，注浆方案见图5，监测内容与最优注浆量试验

相同。通过对B1与B2的监测数据进行对比得出最优的单次注浆段数。

图4 注浆量试验Fig.4 Grouting volume test

图5 注浆段数试验Fig.5 Grouting segments test

2.3 注浆效果检验试验方案

本试验设计对D7、D8孔按照最优注浆量和最优单次注浆段数进行注浆，然后进

行静力触探试验，以获得浆液在该土层中的扩散范围，同时也是对本注浆参数试验

的加固效果检验［5］。试验共设置了10个探测孔，与注浆孔之间距离在0.3～

0.9m之间，具体位置如图6。

图6 探孔与D7、D8孔的相对位置Fig.6 Location of exploring hole and

grouting holesD7＆D8

3 试验数据分析

针对注浆加固过程中的关键参数，试验进行了3次分试验，分别是注浆量试验，

注浆段数试验和注浆效果检验试验。通过注浆量试验的监测数据，分析得出不同注

浆量对土体的扰动程度，以得出最优注浆量;通过注浆段数试验分析不同注浆段数

的组合对土体的扰动影响，以得出最优单次注浆段数。根据2.1和2.2得出最优注

浆控制参数，进行注浆试验3，以检验实际注浆效果。另外，笔者也对试验中注浆

量与(超)孔隙水压力，注浆量与注浆压力之间的关系作了分析研究。

3.1 注浆量试验

对每延米进行75，100，125L三种不同注浆量的试验且每个注浆量进行3次，根

据不同注浆量对地表(深层)土体变形影响的监测数据，得到图7和图8。

图7 不同注浆量对深层沉降的影响Fig.7 Effect of grouting volume on deep

settlement注:S6，S5，S4为深层沉降监测点

图8 不同注浆量对地表沉降的影响Fig.8 Effect of grouting volume on surface

settlement注:DB1，DB2，DB3为地表沉降监测点，具体位置见图2

分析图7、图8有:

1)注浆量为125L时，注浆对淤泥质黏土层产生大的扰动，扰动的作用大于注浆所

产生的正面效果，故发生沉降。

2)注浆量为100L时，注浆对淤泥质黏土层产生的扰动作用约等于注浆所产生的正

面作用，两者抵消，故土体深层和地表土体竖直位移都较小。

3)注浆量为75L时，注浆对淤泥质黏土层产生的加固作用大于注浆扰动淤泥质黏

土层带来的负面扰动作用，故深层沉降监测点、地表监测点表现为抬升。

综上，得到以下结论:75L/(33 cm)的单段注浆量，不仅能起到加固作用还能够适当

抬升原区间隧道，减少不均匀沉降值;100L/(33 cm)的单段注浆量可以在对土体扰

动较小的情况下加固土体。

3.2 注浆段数试验

根据软土地基中大量注浆实践，注浆导致的地面变形规律可以用参数S，ΔSmax，

ΔS，ΔT表征，如图9。其中:S为注浆引起的土体竖直位移变化;ΔSmax为注浆挤

压引起的初期最大土体竖直位移，表示注浆扰动或挤压程度;ΔS为注浆结束后土体

位移稳定值，表示注浆最终效果。根据对监测数据的分析，得图10和图11。

图9 注浆引起的土体竖直位移示意Fig.9 Schematic diagram of vertical soil

displacement caused by grouting

图10 不同注浆段数对深层沉降的影响Fig.10 Effect of grouting segments on

deep settlement

图11 不同注浆段数对地表沉降的影响Fig.11 Effect of grouting segments on

surface settlement

在图10和图11中，ΔSmax－3表示单次3段注浆引起的最大土体竖直位移，ΔS

－3表示单次3段注浆引起的土体位移稳定值，其余类同。由图10可知，单次注

浆段数为2时，对深层土体最大抬升值ΔSmax小，稳定后引起的深层沉降也相对

较小，接近于0。由图11可知，单次注浆段数为2时，对地表土体最大抬升值

ΔSmax大，稳定后引起的地表沉降值相对较小，接近于0。结合图10、图11，

每次注浆引起的地表沉降变化不大，且ΔS－2几乎全为负值，表示注浆稳定后地

表(深层)均表现为沉降。但是单次注浆段数为2时无论是地表还是深层的稳定沉降

值均小于单次注浆段数为3的时候。综合以上分析，单次注浆段数为3时对淤泥

质黏土层的扰动较大，不利于土体加固，故选择单次注浆段数为2是比较合理的。

3.3 静力触探试验

由触探结果(图12)可看到注浆前淤泥质黏土层平均Ps值为0.65 MPa，Ps曲线基

本无峰值;注浆后Ps曲线沿注浆段几乎每一出浆段都有峰值，平均峰值为 1.3 MPa，

最大峰值为 3.5 MPa，且浆液扩散范围在60～90 cm之间。

对比分析不同位置的静探结果，可以得出以下结论:

1)浆液劈裂方向具有不确定性，沿不同方向浆液扩散范围具有不确定性，其中影响

浆液扩散范围的有注浆压力、注浆量、土层性质、浆液性质等;

2)注浆后，以注浆孔为中心，半径为60 cm内土体Ps值基本可提高1～1.5倍;

3)土质均匀时，水泥浆液在淤泥质黏土层扩散最大距离为90 cm。

图12 静力触探结果Fig.12 Results of static sounding

3.4 孔隙水压力分析

注浆结束后，超孔隙水压力随时间逐渐消散，浆液强度逐渐变大，土体固结并被挤

密，土体有效应力、抗剪强度也随之增长［6］。根据2.1所做的A1孔注浆后的

孔隙水压力监测数据有图12和图13，其中孔隙水压力计埋深为14.1m。图13、

图14分别给出了(超)孔隙水压力在空间和时间上的孔隙水压变化曲线。

图13 超孔隙水压力随距离变化Fig.13 Excess pore water pressure changing

with distance注:15.965m表示注浆深度，其余类同

图14 孔隙水压力随时间变化Fig.14 Pore water pressure changing with time

注:2m表示孔隙水压力计与注浆孔的水平距离，其余类同

分析图13、图14可知:

1)注浆对水平距离4m范围内的超孔隙水压力影响显著，且该区间内超孔隙水压力

衰减迅速;对4m以后的孔隙水压力影响较小，且衰减速度缓慢;对10m以外的孔

隙水压力几乎没有影响。

2)注浆引起的超孔隙水压力越大，消散的速率也越快，且在4.5h后超孔隙水压力

基本消散完毕。

3.5 注浆压力与注浆量分析

注浆压力与注浆量在注浆过程中关系密切且相互作用。注浆压力为浆液在地层中提

供运动的能量，注浆量的大小也会反过来影响注浆压力的大小。高延法［7］等研

究了注浆减沉过程中注浆压力的变化规律，erger［8］等通过研究注浆

量与注浆压力的关系，认为可以通过GIN=P×V来概括(P为注浆压力，V为注浆

量，GIN为常数)。

通过对A1孔注浆压力与注浆量监测数据分析，得到图15。由图可知，实验数据

基本符合P×V=C(75L·MPa)，但由于注浆量140～250L中间试验数量偏少，因此

仅可初步作为上海地区淤泥质黏土注浆加固控制曲线，有待于进一步的实验数据补

充。

图15 注浆压力与注浆关系Fig.15 Relationship between grouting volume and

grouting pressure

4 结语

本次注浆试验主要针对上海地区典型软土淤泥质黏土，进行了注浆法加固参数试验，

得出的主要结论有:

1)注浆量在75～100L/(33 cm)范围之内为适合单段注浆量。

2)单次注浆段数为2段时相对于单次注浆为3段时相对扰动较小。

3)注浆浆液的扩散范围在60～90 cm之间，Ps值测试显示对于60 cm内的土体

有良好的加固效果。

4)注浆对距注浆孔水平距离为4m的范围内土体孔隙水压力影响较大，且超孔隙水

压力的消散时间在4.5h左右。

5)根据GIN注浆控制法通过对注浆压力和注浆量的监测数据分析，得出GIN法的

控制参数。

参考文献:

［1］陈基炜，詹龙喜.上海市地铁1号线变形测量及规律分析［J］.城市地质，

2000(2):51－56.

［2］黄宏伟，臧小龙.盾构隧道纵向变形性态研究分析［J］.地下空间，2002，

22(3):244 －252.

［3］张璞.列车振动荷载作用下上下近距离地铁区间交叠隧道的动力响应分析

［D］.上海:同济大学，2001.

［4］胡旭明，叶观宝.高压旋喷地基加固施工时的土体扰动控制探索［J］.城市道

桥与防洪，2006(1):138－140.

［5］王广国，杜明芳，苗兴城，等.压密注浆机理研究及效果检验［J］.岩石力学

与工程学报，2000，19(6):670 －673.

［6］张旭芝，符飞跃，王星华.软流塑淤泥质地层劈裂注浆加固试验研究［J］.地

下空间，2003，23(4):405 －408.

［7］高延法，牛学良，廖俊展.矿山覆岩离层注浆时的注浆压力分析［J］.岩石力

学与工程学报，2004，23(2):5244－5247.

［8］Brantberger M，Stille H，Eriksson lling grout spreading in

tunnel grouting analysis and developments of the GIN－method

［J］.Tunnel and Undergroud Space Technology，2009，24:493 －499.

2024年4月12日发(作者：拱晗玥)

隧道软弱下卧地基注浆加固试验

周梁;廖少明;史宁强;李家平

【摘 要】注浆法是提高软土地基承载力和控制其压缩沉降的传统加固方法,由于其

过程不可控性与加固效果的不确定性,在应用于加固运营地铁隧道下卧土时,须考虑

加固过程的扰动及长期效果.通过现场试验,研究注浆加固的工艺参数对饱和软土扰

动和加固效果的影响,以获得安全合理的精细化注浆工艺参数,对处理软土地铁隧道

长期沉降问题具有现实意义.

【期刊名称】《重庆交通大学学报（自然科学版）》

【年(卷),期】2010(029)006

【总页数】5页(P880-884)

【关键词】饱和软黏土;现场试验;套管注浆;微扰动控制

【作 者】周梁;廖少明;史宁强;李家平

【作者单位】同济大学,地下建筑与工程系,上海,200092;同济大学,地下建筑与工程

系,上海,200092;林同炎国际工程咨询有限公司,重庆,400015;上海地铁运营有限公

司监护分公司,上海,200003

【正文语种】中 文

【中图分类】TU375.4

1 背景

上海早期建设的地铁埋深较浅，且所处土层为淤泥质黏土层和粉质黏土层，这两层

土含水量及灵敏度较高，在隧道建设中易受到盾构超欠挖或扰动等因素引起施工沉

降和工后沉降，长期运营过程中地铁列车的振动增加了隧道的沉降，同时沿线邻近

地区大规模的工程建设也对隧道软弱下卧土产生不利影响。图1为上海地铁1号

线1995—1999年累计沉降曲线［1］，可以看出人民广场站—新闸路站之间的区

间隧道最大累计沉降量超过145 mm，黄陂路站—人民广场站之间的区间隧道的

差异沉降量也达到近90 mm。这些不均匀沉降可以导致隧道渗水漏泥或结构局部

破坏，给列车的安全运营带来了隐患，因此，处理隧道沉降问题也成为了地铁隧道

后期运营维护的重要环节。

分析沉降原因主要有［2］:

1)隧道深部存在软弱下卧层淤泥质黏土层和粉质黏土层，在该区段建设过程中受到

扰动引起初始沉降;

2)建设完成后下卧土层超孔隙水压力消散而引起的固结沉降及次固结沉降;

3)在列车振动荷载循环持续的作用下，隧道下卧土的震陷效应也会对隧道引起隧道

沉降［3］。

为解决隧道沉降的问题，需对隧道软弱下卧土层淤泥质黏土层进行加固，鉴于高压

旋喷桩受隧道内施工场地限制，同时也会对高灵敏度的下卧土产生较大扰动［4］，

因此采用注浆法进行加固。本注浆试验的目的是为获得较好的注浆加固施工参数。

图1 1995—1999年上海地铁1号线累计沉降曲线［1］Fig.1 Cumulative

settlement of Shanghai Metro Line M1 during 1995 －1999

2 注浆试验方案

上海地铁某区间隧道自建成通车以来，一直处于沉降状态，且呈不收敛趋势，其中

上行线最大沉降已接近120 mm，下行线最大累计沉降达130 mm。本试验场地

邻近该区间隧道的沉降段，对于淤泥质黏土进行注浆试验，根据地质勘察报告，其

土性参数为:重度 16.8 kN/m3，黏聚力 15 kPa，内摩擦角11.1°，孔隙比 1.41，

含水量 50% 。

现场试验是通过对注浆后土体变形和孔隙水压变化规律的分析来优化施工参数;通

过静力触探试验测得注浆扩散范围;通过载荷试验检验注浆效果。根据试验目的制

定以下试验内容(注浆孔及监测点平面布置见图2):①单段的最优注浆量;②最优单次

注浆段数;③注浆效果检验。本次注浆采用单液浆，主要成分为GC灌浆材料，水

灰比为0.55，密度为1.61 ～ 1.63 g/cm3，另添加水泥含量 2‰的柠檬酸以调节

浆液初凝时间(试验中室外温度为28～30℃时浆液初凝时间为1.5～1.75h)。注浆

管结构见图3。

图2 现场注浆试验孔与监测点平面布置Fig.2 Layout of grouting test holes and

measurements

图3 注浆管结构Fig.3 Structure of grouting pipes

2.1 单段最优注浆量试验方案

单段最优注浆量试验在A1孔进行。根据以往注浆施工经验，浆液扩散半径r为

0.6m左右，每延米注浆深度上影响的土体体积为V=π×r2×h=1 130L，掺入比为

20%，26%，33%时，所需注浆量为226，293，372L，根据施工经验每延米注

浆段分为3次进行，因此3个试验注浆量为75，100，125L/(33 cm)，具体试验

如图4。在淤泥质黏土层由下至上依次进行125，100，75L/(33 cm)的注浆试验，

每一注浆量试验3次，且相邻2次注浆时间间隔为3～5h。监测内容包括沉降监

测(深层沉降和地表沉降)，孔隙水压力监测。通过比较沉降量(深层、地表)的大小，

得出最优单段注浆量(125L/(33 cm)表示每33 cm的注浆深度注浆量为125L，下

同)。

2.2 最优单次注浆段数试验方案

本分试验是在上述最优注浆量的基础上进行的，B1孔单次注浆段数为2段即深度

为66 cm，B2孔单次注浆段数为3段即注浆深度为99 cm，B1孔与B2孔单次

注浆量相同且均为单段最优注浆量，注浆方案见图5，监测内容与最优注浆量试验

相同。通过对B1与B2的监测数据进行对比得出最优的单次注浆段数。

图4 注浆量试验Fig.4 Grouting volume test

图5 注浆段数试验Fig.5 Grouting segments test

2.3 注浆效果检验试验方案

本试验设计对D7、D8孔按照最优注浆量和最优单次注浆段数进行注浆，然后进

行静力触探试验，以获得浆液在该土层中的扩散范围，同时也是对本注浆参数试验

的加固效果检验［5］。试验共设置了10个探测孔，与注浆孔之间距离在0.3～

0.9m之间，具体位置如图6。

图6 探孔与D7、D8孔的相对位置Fig.6 Location of exploring hole and

grouting holesD7＆D8

3 试验数据分析

针对注浆加固过程中的关键参数，试验进行了3次分试验，分别是注浆量试验，

注浆段数试验和注浆效果检验试验。通过注浆量试验的监测数据，分析得出不同注

浆量对土体的扰动程度，以得出最优注浆量;通过注浆段数试验分析不同注浆段数

的组合对土体的扰动影响，以得出最优单次注浆段数。根据2.1和2.2得出最优注

浆控制参数，进行注浆试验3，以检验实际注浆效果。另外，笔者也对试验中注浆

量与(超)孔隙水压力，注浆量与注浆压力之间的关系作了分析研究。

3.1 注浆量试验

对每延米进行75，100，125L三种不同注浆量的试验且每个注浆量进行3次，根

据不同注浆量对地表(深层)土体变形影响的监测数据，得到图7和图8。

图7 不同注浆量对深层沉降的影响Fig.7 Effect of grouting volume on deep

settlement注:S6，S5，S4为深层沉降监测点

图8 不同注浆量对地表沉降的影响Fig.8 Effect of grouting volume on surface

settlement注:DB1，DB2，DB3为地表沉降监测点，具体位置见图2

分析图7、图8有:

1)注浆量为125L时，注浆对淤泥质黏土层产生大的扰动，扰动的作用大于注浆所

产生的正面效果，故发生沉降。

2)注浆量为100L时，注浆对淤泥质黏土层产生的扰动作用约等于注浆所产生的正

面作用，两者抵消，故土体深层和地表土体竖直位移都较小。

3)注浆量为75L时，注浆对淤泥质黏土层产生的加固作用大于注浆扰动淤泥质黏

土层带来的负面扰动作用，故深层沉降监测点、地表监测点表现为抬升。

综上，得到以下结论:75L/(33 cm)的单段注浆量，不仅能起到加固作用还能够适当

抬升原区间隧道，减少不均匀沉降值;100L/(33 cm)的单段注浆量可以在对土体扰

动较小的情况下加固土体。

3.2 注浆段数试验

根据软土地基中大量注浆实践，注浆导致的地面变形规律可以用参数S，ΔSmax，

ΔS，ΔT表征，如图9。其中:S为注浆引起的土体竖直位移变化;ΔSmax为注浆挤

压引起的初期最大土体竖直位移，表示注浆扰动或挤压程度;ΔS为注浆结束后土体

位移稳定值，表示注浆最终效果。根据对监测数据的分析，得图10和图11。

图9 注浆引起的土体竖直位移示意Fig.9 Schematic diagram of vertical soil

displacement caused by grouting

图10 不同注浆段数对深层沉降的影响Fig.10 Effect of grouting segments on

deep settlement

图11 不同注浆段数对地表沉降的影响Fig.11 Effect of grouting segments on

surface settlement

在图10和图11中，ΔSmax－3表示单次3段注浆引起的最大土体竖直位移，ΔS

－3表示单次3段注浆引起的土体位移稳定值，其余类同。由图10可知，单次注

浆段数为2时，对深层土体最大抬升值ΔSmax小，稳定后引起的深层沉降也相对

较小，接近于0。由图11可知，单次注浆段数为2时，对地表土体最大抬升值

ΔSmax大，稳定后引起的地表沉降值相对较小，接近于0。结合图10、图11，

每次注浆引起的地表沉降变化不大，且ΔS－2几乎全为负值，表示注浆稳定后地

表(深层)均表现为沉降。但是单次注浆段数为2时无论是地表还是深层的稳定沉降

值均小于单次注浆段数为3的时候。综合以上分析，单次注浆段数为3时对淤泥

质黏土层的扰动较大，不利于土体加固，故选择单次注浆段数为2是比较合理的。

3.3 静力触探试验

由触探结果(图12)可看到注浆前淤泥质黏土层平均Ps值为0.65 MPa，Ps曲线基

本无峰值;注浆后Ps曲线沿注浆段几乎每一出浆段都有峰值，平均峰值为 1.3 MPa，

最大峰值为 3.5 MPa，且浆液扩散范围在60～90 cm之间。

对比分析不同位置的静探结果，可以得出以下结论:

1)浆液劈裂方向具有不确定性，沿不同方向浆液扩散范围具有不确定性，其中影响

浆液扩散范围的有注浆压力、注浆量、土层性质、浆液性质等;

2)注浆后，以注浆孔为中心，半径为60 cm内土体Ps值基本可提高1～1.5倍;

3)土质均匀时，水泥浆液在淤泥质黏土层扩散最大距离为90 cm。

图12 静力触探结果Fig.12 Results of static sounding

3.4 孔隙水压力分析

注浆结束后，超孔隙水压力随时间逐渐消散，浆液强度逐渐变大，土体固结并被挤

密，土体有效应力、抗剪强度也随之增长［6］。根据2.1所做的A1孔注浆后的

孔隙水压力监测数据有图12和图13，其中孔隙水压力计埋深为14.1m。图13、

图14分别给出了(超)孔隙水压力在空间和时间上的孔隙水压变化曲线。

图13 超孔隙水压力随距离变化Fig.13 Excess pore water pressure changing

with distance注:15.965m表示注浆深度，其余类同

图14 孔隙水压力随时间变化Fig.14 Pore water pressure changing with time

注:2m表示孔隙水压力计与注浆孔的水平距离，其余类同

分析图13、图14可知:

1)注浆对水平距离4m范围内的超孔隙水压力影响显著，且该区间内超孔隙水压力

衰减迅速;对4m以后的孔隙水压力影响较小，且衰减速度缓慢;对10m以外的孔

隙水压力几乎没有影响。

2)注浆引起的超孔隙水压力越大，消散的速率也越快，且在4.5h后超孔隙水压力

基本消散完毕。

3.5 注浆压力与注浆量分析

注浆压力与注浆量在注浆过程中关系密切且相互作用。注浆压力为浆液在地层中提

供运动的能量，注浆量的大小也会反过来影响注浆压力的大小。高延法［7］等研

究了注浆减沉过程中注浆压力的变化规律，erger［8］等通过研究注浆

量与注浆压力的关系，认为可以通过GIN=P×V来概括(P为注浆压力，V为注浆

量，GIN为常数)。

通过对A1孔注浆压力与注浆量监测数据分析，得到图15。由图可知，实验数据

基本符合P×V=C(75L·MPa)，但由于注浆量140～250L中间试验数量偏少，因此

仅可初步作为上海地区淤泥质黏土注浆加固控制曲线，有待于进一步的实验数据补

充。

图15 注浆压力与注浆关系Fig.15 Relationship between grouting volume and

grouting pressure

4 结语

本次注浆试验主要针对上海地区典型软土淤泥质黏土，进行了注浆法加固参数试验，

得出的主要结论有:

1)注浆量在75～100L/(33 cm)范围之内为适合单段注浆量。

2)单次注浆段数为2段时相对于单次注浆为3段时相对扰动较小。

3)注浆浆液的扩散范围在60～90 cm之间，Ps值测试显示对于60 cm内的土体

有良好的加固效果。

4)注浆对距注浆孔水平距离为4m的范围内土体孔隙水压力影响较大，且超孔隙水

压力的消散时间在4.5h左右。

5)根据GIN注浆控制法通过对注浆压力和注浆量的监测数据分析，得出GIN法的

控制参数。

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