浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2024, 58(7): 1427-1435 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2024.07.012

交通工程、土木工程

基于TJS工法的盾构隧道运营变形控制

周思剑,, 张迪, 周建,, 李瑛, 龚晓南

1. 浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州 310058

2. 浙江大学 城市地下空间开发工程技术研究中心，浙江 杭州 310058

3. 中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063

4. 浙江省建筑设计研究院，浙江 杭州 310006

Deformation control of shield tunnel operation based on tunnel jet system method

ZHOU Sijian,, ZHANG Di, ZHOU Jian,, LI Ying, GONG Xiaonan

1. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China

2. Engineering Research Center of Urban Underground Development, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China

3. China Railway Siyuan Survey and Design Group Limited Company, Wuhan 430063, China

4. Zhejiang Province Institute of Architectural Design and Research, Hangzhou 310006, China

通讯作者: 周建，女，教授. orcid.org/0000-0002-3163-2313. E-mail：zjelim@zju.edu.cn

收稿日期: 2023-06-16  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目（51778575）；铁四院横向课题资助项目（2022K119-W01）.

Received: 2023-06-16  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目（51778575）；铁四院横向课题资助项目（2022K119-W01）.

作者简介 About authors

周思剑（1999—），男，硕士生，从事隧道工程研究工作.orcid.org/0009-0006-8801-386X.E-mail：22112172@zju.edu.cn , E-mail：22112172@zju.edu.cn

摘要

开展隧道洞内全方位微扰动高压喷射注浆（TJS）工法对运营隧道变形控制的研究. 基于典型区间运营隧道实测数据，采用Plaxis 3D有限元数值模拟软件分析TJS工法横断面布置中桩长、打设角度、桩径对隧道加固效果的影响，通过在隧道底部打设局部垫层的方法优化TJS工法. 结果表明，桩长越长、角度越接近40°、桩径越大，对隧道沉降的控制效果越明显. TJS工法加固后的隧道地表沉降减少16.38 mm，水平收敛变形为未加固时的42.87%. 局部垫层能够显著提升TJS桩的加固效果，“两侧短中间长”的布置能够兼顾加固效果和降低施工成本.

关键词： TJS工法 ; 洞内加固 ; 盾构隧道 ; 运营变形控制 ; 数值模拟

Abstract

A study was carried out on the deformation control of operational tunnels using the tunnel jet system (TJS) method. Based on measured data from a typical operating tunnel section, a finite element numerical simulation software Plaxis 3D was used to analyze the influence of pile length, pile angle and pile diameter on the tunnel reinforcement effect in the cross-section arrangement of the TJS method. A method for optimizing the TJS method was proposed by placing a partial cushion layer at the bottom of the tunnel. Results showed that a longer pile length, an angle closer to 40 degrees, and a larger pile diameter led to a more pronounced ability to control tunnel settlement. The ground settlement of the tunnel reinforced by the TJS method was reduced by 16.38 mm, and the horizontal convergence deformation was 42.87% of that of the unreinforced tunnel. A partial cushion layer greatly enhanced the reinforcement effect of TJS piles, the layout of “short on both sides and long in the middle” reduced construction costs while taking into account the reinforcement effect.

Keywords： tunnel jet system method ; in-tunnel reinforcement ; shield tunnel ; deformation control of operation period ; numerical simulation

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本文引用格式

周思剑, 张迪, 周建, 李瑛, 龚晓南. 基于TJS工法的盾构隧道运营变形控制. 浙江大学学报(工学版)[J], 2024, 58(7): 1427-1435 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.07.012

ZHOU Sijian, ZHANG Di, ZHOU Jian, LI Ying, GONG Xiaonan. Deformation control of shield tunnel operation based on tunnel jet system method. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2024, 58(7): 1427-1435 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2024.07.012

盾构隧道在运营期间的累计沉降量非常大，特别是在软土地层中沉降现象更为严重，可占总沉降的30%~90%，且在纵向上常出现不均匀的沉降情况[1]. 软土沉降达到稳定耗费时间长，即使在隧道运营10年后，局部位置依然存在较为显著的沉降[2]. 沉降过大对隧道结构的威胁巨大，这可能导致漏水、漏泥和管片断裂等现象，对隧道的正常运营安全和效率产生较大影响，甚至可能使列车运行引起的振动问题更加严重，并进一步影响周边建筑物. 因此，在隧道的运营期间采取适当的加固措施尤为必要.

随着隧道施工工况日益复杂，为了满足不同病害的修复需求，各种加固方式应运而生. 隧道加固研究大体可分为洞外加固和洞内加固（洞外与洞内是指从隧道外部或内部的工作面进行加固）. 洞外加固技术主要有1)地面加固，如袖阀管加固法[3]；2)隔离桩墙法[4]；3)旋喷桩法，常见工程应用中有全方位高压喷射（metro jet system, MJS）工法[5]；4)管棚法[6-7]. 洞外加固大多需要在隧道外部的工作面进行，而运营期的隧道难以承受较大的扰动（如土体开挖）[8]，因此研究洞内加固的微扰动工法对于运营期隧道具有较大意义. 洞内加固技术主要有1)内张钢圈加固法[9]，该方法对防止隧道偏移、变形较为有效，但衬砌管片的接缝处易发生破坏. 2)复合腔体加固法[10-11]，该方法常在治理运营隧道顶部堆载及周边基坑卸载情况下产生衬砌大变形问题时采用，可以在空间狭窄条件下快速加固隧道，不仅加固时间短，还能够有效提高盾构隧道的极限承载能力和刚度，但整个结构的薄弱点位于叠合结构的黏结处. 3)芳纶布加固法[12]和碳纤维布加固法[13]，它们是纤维布(fiber reinforced plastics, FRP)材料修复盾构隧道中常用的方法. 碳纤维布加固法具有高强度与便于施工的特点，能够在不增加构件自重及体积的同时提高结构耐久性，但纤维布加固材料黏结的时效性限制了纤维布作为长期加固方法的前景[14]. 4)洞内注浆加固法[15-16]，该方法的注浆位置和范围灵活，在隧道穿越段广为运用. 洞内注浆主要是在隧道特制管片上的注浆孔进行环向插管注浆，对隧道环向一定范围内的土体进行加固处理，能够减小和改善隧道横向变形，可以治理隧道管片渗漏水和差异沉降大的病害[17-18].

洞内注浆技术虽能提高隧道下卧软土层强度，但施工时间长，运营隧道内外注浆加固的效果和对隧道的扰动较难控制，不能起到隧道底部支撑体的作用[19]. 工程界尝试的MJS工法装备小型化，不但施工时间过长，而且设备后台场地要求高，难以适应运营隧道夜间短期施工条件. TJS（tunnel jet system）工法是能够在隧道内部打设高强度桩体的洞内加固新型工法，该工法因机器小能够适应小空间环境施工，因此可以实现盾构隧道内设置地基支撑体的目标. 对TJS工法的工程加固试验证明，该工法设备施工效率高、成桩质量高且对周围土体扰动较小，适用于敏感环境下的地基加固软土[20]. TJS工法对于加固运营期隧道的研究（如桩体的设计参数选择）仍然滞后于实践，有必要尽快开展深入研究，为工程设计提供依据和指导. 本研究以上海地铁1号线为工程背景，基于Plaxis 3D平台，对单个横断面布桩加固中长度、桩径、打设角度进行敏感性分析，探讨各参数对运营期隧道变形的控制效果；通过在隧道底部打设局部垫层的方式优化TJS工法，并对长短桩组合与等长桩进行加固效果对比分析.

1. TJS工法模型建立

1.1. TJS工法简介

TJS工法以高压射流切割破坏周围土体，可进行硬化材料泥浆加压输送，切削地层、喷射、混合，集中泥浆、排泥、泥浆运送一系列工序，是能够进行全方位地基加固的施工工法. TJS在浙江良渚实验基地和国铁联络线的加固试验效果良好，实现了微扰动控制，证明了TJS工法在隧道洞内加固领域的适用性. 如图1所示为TJS工法的结构简图.

图 1

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图 1   TJS工法

Fig.1   Tunnel jet system method


1.2. 模型建立

选用专门用于岩土工程稳定与变形分析的大型有限元软件Plaxis 3D，对施工步骤进行分步施工模拟. 该软件具备强大的后处理功能，可以简易地获取所需信息. 在实际工程中暂无TJS工法运营期隧道的应用数据，本研究对加固前工况进行模拟验证，案例选取上海一号线的2个典型工况，模拟过程遵循如下假定. 1）所选土体为均质、连续、各向同性的理想弹塑性材料. 由于工况计算时间为15 a，土体采用参数较少且易于获取、适用于计算长期沉降变形的摩尔-库伦本构模型. 2）隧道衬砌、TJS桩、道床等结构均为弹性体，不考虑管片和土体之间的滑动. 3）简化循环荷载与轨道接触模型，循环荷载直接传递于隧道内部的均匀道床上，道床对应隧道底部圆心角为40°. 为了减小边界条件影响，数值模拟范围在水平方向取10倍直径，即60 m；竖直方向取50 m；考虑到列车长度，纵向上取200 m. 典型工况一隧道埋深为8.9 m，工况二隧道埋深为7.9 m. 两侧边界约束水平位移，竖向位移自由；底部边界约束竖向和水平位移；顶部边界水平和竖向位移自由. 为了模拟Plaxis 3D中隧道与土的接触，在隧道外部增加负向界面来模拟隧道-土的接触作用. 模拟步骤：分层建模，划分网格，整体使用“很细”单元并对隧道附近进行局部加密，分阶段计算. 计算步骤：1）模拟运营隧道，激活列车荷载，进行地应力平衡；2）进行15 a（5 475 d）固结分析. 隧道直径为6.2 m，内径为5.5 m，有限元模拟中衬砌、道床与TJS桩体采用线弹性单元，管片使用C50混凝土，道床使用C30混凝土. 土体计算参数参考文献[21]、[22]中的研究成果，选取依据为土层参数的平均值，即其参考文献图中数值点取平均值，相关结构和土体计算参数如表1、表2所示. 表中，d为厚度，γ为容重，E为弹性模量，e为孔隙比，v为泊松比，c为黏聚力，φ为内摩擦角，k为渗透系数. 土层剖面如图2所示，其中D为衬砌外径. 如图3所示为隧道网格划分图.

表 1   模型结构计算参数

Tab.1  Model structure parameters for simulation

结构模型d/mγ/（kN·m−3）E/GPa
管片(C50)线弹性0.3524.024×103(0.7×34.5×103)
道床(C30)线弹性0.6518.020×103
TJS线弹性—22.07×103

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表 2   土体计算参数

Tab.2  Soil parameters for simulation

土层编号土层名称γ/（kN·m−3）eE/kPavc/kPaφ/（°）k/（m·s−1）
②粉质黏土18.70.9723950.3213.014.83.27×10−9
③淤泥质粉质黏土18.01.1320320.347.018.72.66×10−9
④淤泥质黏土17.01.4412930.3610.09.81.82×10−9
⑤1粉质黏土18.31.0127100.3310.015.93.00×10−9
⑤2夹薄砂层粉质黏土18.30.9833180.2910.019.12.47×10−7
⑥粉质黏土19.90.7042160.3012.830.03.00×10−9
⑦粉砂夹黏土20.10.6465600.3026.36.02.00×10−7

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图 2

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图 2   典型工况的土层剖面图

Fig.2   Soil profile for typical working conditions


图 3

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图 3   典型工况的网格划分图

Fig.3   Mesh division diagram for typical working condition


衬砌在拼装后相较原刚度有一定折损，将衬砌的刚度折算为原强度的0.7倍[23]. 在各类交通工程中车辆的运行会使地基土中主应力轴旋转，主应力轴旋转会引起土体模量衰减、孔隙水压力增大，进而引起土体的附加沉降[24]. 土体性质、列车速度、循环次数都对模量的折减有极大影响，本研究考虑主应力轴旋转影响，将运营一年后隧道顶部至底部近30 m土体模量折减为原模量的90%. 为了模拟运营隧道中列车荷载，在隧道的结构中借鉴文献[25]、[26]的方法，将静荷载均布于道床上，列车参数参考文献[27]，均布荷载

$ \overline p = \frac{{N \times n}}{{l_{\mathrm{v}} \times l_{\mathrm{N}} \times \sin \alpha }} = \frac{{1\;000 \times 8}}{{187 \times 6.2 \times \sin 40^\circ }} = 10.7\;{\text{kPa}} . $

式中：$ N $为单节A型车静荷载，$ n $为A型车节总数，$ l_{\mathrm{v}} $为车身长度，$ l_{\mathrm{N}} $为隧道横截面受压长度，α为受压区域对应圆心角.

1.3. 模拟结果

2种工况的隧道沉降模拟数据验证如图4所示，其中∆z为隧道拱底竖向位移，t为隧道运营时间. 可以看出，2种工况的隧道在初期时沉降迅速，后期趋于稳定. 沉降过程大致可以分为3个阶段：1）起始至2 000 d（约5.5 a），实测沉降平均速率约为1.5~1.8 cm/a，模拟中工况一速率为1.83 cm/a，工况二为1.73 cm/a；2）2 000~4 500 d（约7 a），沉降比例约为35%~45%，实测沉降平均速率约为0.6~0.9 cm/a，模拟中工况一速率为0.66 cm/a，工况二为0.59 cm/a；3）4 500~5 500 d（约2.5 a），沉降比例约为0~10%，沉降平均速率约为0.1~0.3 cm/a，模拟中工况一速率为0.32 cm/a，工况二为0.29 cm/a. 2种工况中数值模拟的整体曲线趋势与实际趋势都较为接近. 工况一的实测沉降为159.73 mm，模拟结果为156.11 mm，误差约为2.27%；工况二的实测沉降为159.11 mm，模拟结果为152.24 mm，误差约为4.26%. 结果表明以该有限元法模拟运营期隧道长期沉降的方法可行.

图 4

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图 4   典型工况的模拟数据验证

Fig.4   Simulated data verification for typical working conditions


2. 参数影响与加固效果研究

2.1. 参数影响分组

TJS工法在隧道横断面上的布置主要为向衬砌外部打设3根桩体，1根垂直于隧道底部，另外2根以隧道中心为圆心、底部处桩为对称轴，向两侧外张一定角度. 受机器设备限制，TJS工法最长可打设长20 m、直径为1 200 mm的桩体. 将单排桩中桩长、桩径、打设角度3个参数分为12个工况，以“桩长-角度-桩径”区分（以隧道中心O为圆心，圆心至底点方向为0°，角度为两侧桩轴线与隧道底点的夹角），桩长分别为4、8、12、16、20 m，角度分别为20°、40°、60°、80°，桩径分别为0.4、0.6、0.8、1.0、1.2 m. 桩体详细布置分组如表3所示，其中l为桩长，θ为桩角，r为桩径. 结构与土体参数同表1、表2，模拟步骤与1.2节相似，重新划分网格再分阶段计算. 计算步骤：1）依照土层与桩体布置进行建模，激活地层、隧道、列车荷载，地应力平衡；2）模拟未加固状态下的运营，进行1 a（365 d）固结分析；3）打设单排桩体，激活TJS桩体，为模拟实际工程中TJS短时高强均匀成桩，此处以1 d进行固结分析；4）长期沉降，在加固状态进行14 a（5 110 d）固结分析. 后续分析以盾构隧道拱底最终沉降量为主要对象.

表 3   桩体布置分组

Tab.3  Grouping of pile layout

工况l/mθ/(°)r/mm
1440800
2840800
31240800
41640800
52040800
61220800
71260800
81280800
91240400
101240600
1112401000
1212401200

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2.2. 桩长参数影响

桩长上限设为20 m；适中地固定打设角度为40 °，桩径为800 mm；桩长分别为4、8、12、16、20 m，进行5种布置的对比分析. 归一化加固效果，即各布置较未加固情况下的沉降减小值与沉降减小值最大者之比η，η越大则加固效果越好. 如图5所示为在不同桩长下竖向位移的变化以及归一化加固效果. 可以看出，当桩长为4~20 m时，加固效果随桩长的增长而逐渐提升，且桩长为8~20 m时加固效果的增长速率较桩长为4~8 m时的大. 当桩长为20 m时，沉降为134.86 mm，相较未加固时的沉降减少了21.25 mm，桩长为4 m的加固效果仅为桩长为20 m的6.23%.

图 5

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图 5   桩长对加固效果的影响

Fig.5   Influence of pile length on reinforcement effect


2.3. 角度参数影响

TJS桩在实际应用中需要在管片与铁轨垫层上开孔，开孔精度直接影响钻头的钻进姿态. 为了保证钻孔角度，孔口须根据桩身打设角度安装密封止喷装置，因此，在与隧道中心成某一特定角度的孔口处，不宜打设其他角度的TJS桩体（如不宜在垂直向下的直桩孔口打设斜桩）. 在开孔的过程中，必须避开钢筋所在位置，隧道衬砌自身结构也会影响打设桩体的角度，模拟中无法考虑精细结构（如螺栓拼装），本研究仅进行打桩角度的有益探索，不考虑管片拼接方式对打设角度的限制. 设置打桩角度分别为20°、40°、60°、80°，进行对比分析.

如图6所示为在不同打桩角度下竖向位移的变化以及归一化加固效果. 可以看出，打桩角度为20°~60°的加固效果较好. 当打桩角度为20°~40°时，总体沉降随打桩角度增加而减小；当打桩角度40°~80°时，加固效果随打桩角度增加而变弱. 在20°~40°的沉降变化率比在40°~80°的小，在较小的角度范围内变形对角度变化表现出低敏感度. 在4种布置中，θ=40°时的加固效果最佳，为最劣布置θ=80°的4.02倍，沉降较未加固时减小8.83 mm.

图 6

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图 6   打设角度对加固效果的影响

Fig.6   Influence of pile angle on reinforcement effect


2.4. 桩径参数影响

中桩径上限为1 200 mm；设置桩径分别为400、600、800、1 000、1200 mm，将5组设置进行对比分析. 如图7所示为在不同桩径下竖向位移的变化以及归一化加固效果. 虽然沉降值整体随着桩径增加而减小，但是在桩径超过600 mm后，加固效果增长不如400~600 mm时的明显. 在桩径为600 mm时，归一化加固效果为91.2%，其中桩径为400~600 mm时的归一化加固效果增加了60.8%. 加固效果最佳时的桩径为1 200 mm，总体沉降较未加固时共减少了9.07 mm.

图 7

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图 7   桩径对加固效果的影响

Fig.7   Influence of pile diameter on reinforcement effect


2.5. 其他变形加固效果

除了隧道沉降外，地表沉降与水平收敛位移亦能在一定程度上反映TJS桩的加固效果. 选择最优布置“20 m-40°-1200 mm”分析地表沉降值、沉降槽宽度和衬砌侧向位移如何反映加固效果. 如图8所示为加固前后沉降槽情况，其中∆x为该点与隧道中心的水平距离. 未加固时地表沉降为119.63 mm，“20 m-40°-1 200 mm”布置下为103.25 mm，减小了16.38 mm；未加固时沉降槽宽度为18.14 m，“20 m-40°-1 200 mm”布置为18.89 m，即沉降槽变得浅而宽，说明该布置较不加固时更为平缓.

图 8

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图 8   地表沉降加固效果

Fig.8   Reinforcement effect on ground settlement


如图9所示为衬砌水平变形情况，以衬砌水平变形∆c收敛为正值. 在未加固工况下衬砌变形最大处为向内收敛1.066 mm，“20 m-40°-1 200 mm”布置下最终衬砌变形最大处为向外扩张0.457 mm，加桩时下部桩体的支撑作用使得隧道的整体受力情况改变，斜桩所在处受到支撑作用更为明显，衬砌变形由“竖鸭蛋”向“横鸭蛋”发展，衬砌水平变形由收敛变成扩张. 在变形幅度方面，加桩后水平收敛为不加固时的42.87%，具有良好的控制效果.

图 9

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图 9   衬砌水平变形云图

Fig.9   Cloud diagram of lining horizontal deformation


3. TJS工法优化

3.1. 局部垫层优化TJS工法

实际工程中桩长并非越长越好，桩长过长可能使喷浆能力降低、排浆能力减弱，即增加了成本，亦难以保证成桩质量，反而与加固效果背道而驰[28]. 隧道下部及两侧亦常有其他建筑物，此时过长的桩体会影响隧道稳定性，甚至造成严重危害. 本研究提出于隧道底部打设局部衬砌垫层的优化TJS工法，局部垫层优化TJS工法结构简图如图10所示. 优化方法通过机器在隧道下部形成与管片贴合的注浆局部垫层来提升TJS桩的加固效果，垫层材料与TJS桩一致，桩基础边缘与垫层边缘距离为一倍桩径[29]. 由2.4节可知，800 mm的桩径已拥有较好的加固效果，为了在保证加固效果的同时减少用料成本，以“8 m-40°-800 mm”加设500 mm局部垫层的布置为研究对象，对比不加垫层时加固效果最优布置“2 0m-40°-1 200 mm”，探讨优化工法的控制变形能力.

图 10

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图 10   局部垫层优化TJS工法

Fig.10   Optimized tunnel jet system method with partial cushion layer


如图11所示，打设局部垫层后的布置优于不加垫层的布置，最终隧道底部沉降为119.43 mm，较不加固时减小了36.68 mm，减小沉降值较“20 m-40°-1 200 mm”增加了51.26%，优化效果显著. 如图12所示为优化TJS工法衬砌的应力云图. 由图可知，未加固前斜桩与管片接触处应力最大，压应力σ约为10 MPa，在打设局部垫层后低于3 MPa. 局部垫层能够减小桩与隧道衬砌接触处局部应力过大的影响，使隧道下部荷载传递更加均匀，因此加固效果更优.

图 11

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图 11   优化TJS工法加固效果

Fig.11   Reinforcement effect of optimized tunnel jet system method


图 12

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图 12   优化TJS工法衬砌应力云图

Fig.12   Lining stress cloud diagram of optimized tunnel jet system method


3.2. 长短桩优化TJS工法

在实际工程中，桩体的长度常依据地层情况与功能需求而适当减小，位于同一排的桩体也同样可以布置长短桩. 为此，在确保加固质量的前提下，通过探讨以桩身长度为变量的长短桩组合进一步降低材料和时间成本. 如表4所示为长短桩的分组情况，其中$ l_{\mathrm{c}} $为直桩长度，$ l_{\mathrm{i}} $为斜桩长度，L为桩总长度. 固定打设角度为40°，桩径为800 mm，垫层厚度为500 mm.

表 4   TJS长短桩组合分组

Tab.4  Grouping of long and short tunnel jet system piles combination

组合形式组别$ l_{\mathrm{c}} $/m$ l_{\mathrm{i}} $/mL/m
长短桩18620
28416
38212
46822
等长桩58824
67721
76618

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如图13所示为不同组合形式下隧道底部沉降∆s的对比图，对比组1、2、3、5可知，当固定直桩长度，使斜桩长度在一定范围内减小时，3根长短桩组合的加固效果优于总桩长大于等长桩组合. 随着斜桩逐渐变短，其长短桩的控制效果逐渐减弱，且减弱速度逐渐增快. 如组4、6、7所示，减小直桩长度的加固效果劣于总桩长小于“两侧短中间长”布置方式. 对比结果表明，直桩长度是控制隧道底部沉降的主要参数，采用“两侧短中间长”的桩体布置方式既能保证加固效果，又能减小施工成本.

图 13

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图 13   优化TJS工法组合的沉降对比

Fig.13   Settlement comparison between combinations of optimized tunnel jet system method


4. 结　论

（1）采用Plaxis 3D对上海2个典型地层进行长期运营模拟，整体沉降趋势与实际相近，其中工况一、二与实测数据最终沉降误差分别为2.27%、4.26%，说明以Plaxis 3D模拟长期沉降具有可行性.

（2）对TJS工法桩长、打设角度、桩径进行参数影响分析. 研究证明：桩长越长，角度越接近40°，桩径越大，对隧道沉降的控制效果越明显；TJS桩对地表沉降与水平收敛位移皆具有控制效果，加固后地表沉降减少16.38 mm，水平收敛变形为不加固时的42.87%.

（3）为了控制桩长，提出在隧道底部打设局部垫层的优化TJS工法，能够有效提升桩体的加固效果. “两侧短中间长”的桩体布置能够兼顾加固效果和降低施工成本.

（4）本研究对于TJS工法运用于运营期隧道的效果进行了有益探索，研究结果可指导实际工程采用TJS工法加固既有隧道，具有一定实际意义.

参考文献

SHIRLAW J N

Observed and calculated pore pressures and deformations induced by an earth balance shield: discussion

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