張英智， 阮 雷， 張玉偉

(1. 中建絲路建設投資有限公司， 陜西西安 710075； 2.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安 710055 3.西安建筑科技大學陜西省巖土與地下空間工程重點實驗室，陜西西安 710055)

近年來隨著城市軌道交通的大力發(fā)展，具有環(huán)保、施工速度快、安全等特點的盾構法施工，迅速成為城市隧道建設的重要施工方法。盡管盾構法施工有諸多優(yōu)點，但盾構始發(fā)及接收過程中需要洞門破除作業(yè)，端頭土體易發(fā)生失穩(wěn)，從而引發(fā)地表沉降甚至土體坍塌。因此，端頭土體加固直接關系到盾構是否能夠安全順利始發(fā)和接收。但端頭土體的加固的好壞常常受地質條件、加固范圍、加固方法及加固效果的評價等諸多因素影響。

本文結合近年來國內盾構端頭土體加固方面的研究及技術應用，介紹了端頭加固范圍的理論研究發(fā)展，加固范圍的取值研究進展及發(fā)展趨勢。同時介紹了當前端頭加固方法并分析了未來發(fā)展，以期為盾構隧道端頭加固技術研究及應用提供參考及借鑒。

1 端頭加固范圍理論研究

1.1 縱向加固范圍

盾構端頭縱向加固范圍理論方面的研究，日本學者開始較早。20世紀90年代日本JET GROUT協(xié)會[1]以彈性薄板理論為基礎，提出將盾構隧道端頭土體的梯形水土合力簡化為均布荷載，從而推導出縱向加固范圍公式；并結合黏性地層的力學特征，提出了幾種基于黏土地層的盾構端頭土體滑動模型，為驗算縱向加固范圍的穩(wěn)定性提供了依據(jù)[2-3]。張慶賀等[3]學者在上海軟土地層盾構地鐵施工中引入了日本的端頭滑移失穩(wěn)模型及強度理論模型，應用效果較好。在此基礎上，吳韜[4]結合數(shù)值計算與彈性力學薄板理論計算結果，對比后認為薄板公式計算出的加固土體厚度偏于安全。丁萬濤等[5]針對淺埋隧道端頭土體，依據(jù)薄板理論研究了不同安全系數(shù)條件下的縱向加固范圍，當驗算安全系數(shù)K0≥1.0時，加固土體的強度及穩(wěn)定性滿足強度理論和滑移失穩(wěn)理論計算要求。韋良文[6]認為端頭滑移失穩(wěn)理論計算中，對滑移穩(wěn)定安全系數(shù)起主導因素的參數(shù)為加固土體的粘聚力C，因此需保證加固土體質量。吳韜等[7]結合工程實例，通過板塊強度理論、黏性土滑移失穩(wěn)理論等理論的驗算，得出了抗滑移失穩(wěn)是出洞加固中安全控制重點的結論。

盡管基于單一粘性地層及小直徑盾構的簡化模型一定程度上能夠滿足縱向加固范圍的計算需要，但隨著盾構隧道尺寸的大型化及地層條件的復雜化，簡化模型計算誤差逐漸增大。對此，我國專家學者在簡化模型的基礎上進行了理論優(yōu)化研究。羅富榮、江玉生、都振宇等[8-10]通過改進已有的端頭加固理論模型，將梯形荷載等效為均布荷載和三角反對稱荷載的疊加，并提出了基于砂土的穩(wěn)定性驗算模型：當隧道直徑小于10 m時，均布荷載計算模型和均布荷載加反三角對稱荷載模型計算結果相差不大。江華等[11]基于改進的荷載等效模型，分別對砂卵石、粉土、黏土、砂土等地層進行端頭加固計算，確定了10 m直徑可作為大小盾構的分界線。雷金山等[12]將端頭土體簡化為四邊簡支的矩形薄板，進一步將作用荷載等效為三角形反對稱荷載和均布荷載。程盼盼等[13]認為傳統(tǒng)及改進的縱向加固長度計算理論與模型忽略了土體內摩擦力抵抗土體下滑的作用，因此提出了依據(jù)簡化Bishop法搜索最危險滑動面，以此來確定加固長度的新模型，但該方法并不適用于滲透系數(shù)較大、地下水豐富的地層。曹成勇等[14]基于極限平衡理論，建立了盾構端頭加固土體的二維穩(wěn)定性分析理論模型，并認為土體的內摩擦角、粘聚力等參數(shù)對縱向加固范圍有顯著影響。

1.2 橫向加固范圍

橫向加固范圍研究主要以土體擾動極限平衡理論為基礎展開的。該理論認為橫向加固范圍要大于塑性圈才能保證土體穩(wěn)定[15]。有研究表明，根據(jù)極限擾動平衡理論得到的橫向加固范圍通常小于工程經驗值，因此橫向加固尺寸若能滿足防水、土體不失穩(wěn)坍塌等要求，土體即可有足夠的安全系數(shù)以抵抗外界擾動[13]。宋克志等[15]采用極限平衡分析方法，提出了一種適用于淺埋盾構隧道端頭土體的直線和螺旋線組合滑動面模式，并工程實例中得到驗證。丁萬濤等[5]提出擾動極限平衡理論不適用于計算深徑比(H/D)小于2的淺埋隧道橫向加固范圍，而依據(jù)Terzaghi圍巖壓力理論確定橫向加固范圍更為合理。工程中也存在按照經驗確定加固厚度的方法[16-18]。

可以看到，目前理論研究都是基于傳統(tǒng)理論對不同地層及工況條件下的理論模型進行優(yōu)化。隨著盾構施工工況的復雜化(如地下水作用等)，單純的理論分析法已無法滿足施工需求。因此當前研究的方向主要以理論分析為基礎，通過仿真模擬及工程經驗相結合的方法對不同工況條件下縱向、橫向合理范圍進行界定。

2 端頭加固取值范圍研究

2.1 縱向加固范圍

由于盾構隧道的施工環(huán)境(諸如隧道埋深、刀盤直徑、盾構機長度、地層條件等因素)存在不同，因此實際施工中端頭縱向加固范圍往往存在較大差異，諸多學者通過工程類比、數(shù)值模擬、解析法等方法對結果進行分類總結，對不同施工條件下盾構端頭縱向加固范圍進行研究。

江玉生等[19]提出盾構始發(fā)端頭加固范圍的驗算結果應根據(jù)地層、盾構機長度、土體強度及整體綜合確定。若地層自穩(wěn)性較差且地下水影響較大時，盾構接受端縱向加固長度應為盾構主機長度+(2～3)環(huán)管片長度，始發(fā)端應取主機長度加(1.5～2) m和強度、整體穩(wěn)定性驗算結果中的大值。王天明等[20]以端頭加固基本理論為依據(jù)，提出縱向加固長度確定原則，若端頭加固僅考慮土體穩(wěn)定性，縱向加固長度需滿足土體穩(wěn)定性要求；若需同時考慮土體穩(wěn)定性與止水性，縱向加固長度應為盾構機長度+(1～2)倍管片環(huán)寬度。辛振省等[21]通過數(shù)值模擬結合工程經驗，找出了加固范圍和加固效果的定性關系曲線，并提出存在同時保證安全性與經濟合理性的最優(yōu)加固范圍值點。張建新等[22]通過理論計算與數(shù)值模擬結合對比，得出天津軟土地區(qū)端頭加固合理范圍為8.2～11.5 m；而胡新朋等[17]認為軟土地層條件下盾構始發(fā)及接收端合理加固范圍可統(tǒng)一為3.5 m；雷金山等[12]認為砂卵石地層條件下，盾構端頭土體縱向加固范圍可取1～1.5倍洞徑；侯永峰等[23]對砂土層加固范圍數(shù)值模擬得出縱向深度8 m的結論。李大勇等[24]結合多年施工經驗及理論分析得出一般地層始發(fā)加固長度6 m，到達加固長度不小于3 m的結論。但粉細砂地層條件下始發(fā)段加固長度應增加至10 m，到達端應為9 m。程盼盼等[13]認為對北京地區(qū)粉質黏土層，土體加固長度大于2 m即可滿足穩(wěn)定性要求。曹成勇等[14]認為強風化泥質砂巖地層加固長度至少為7.43 m。孫振川、唐志強等[18,25]認為富水軟土地層中，縱向加固長度應該為盾構主機長度+(1.0～1.5 m)，而當始發(fā)端頭在地下水位下的，縱向加固長度應該為盾構主機長度+(1.5～2.0 m)。吳韜、韋良文[4,6]認為，當?shù)貙訚B透系數(shù)相對較小時(如黏土)，到達端加固長度可取3.5 m；當滲透系數(shù)較大時(如砂層)，且隧道處于地下水以下時，縱向加固長度則為盾構主機長度+(1.0～1.5 m)。張成[26]根據(jù)現(xiàn)有資料統(tǒng)計后發(fā)現(xiàn)砂性土縱向加固長度一般為盾構長度+(1～1.5 m)，廣州、深圳、上海、西安地鐵一般取7.5～8.5 m。吳波等[27]發(fā)現(xiàn)始發(fā)加固范圍大小一般為縱向8 m，橫向3m。Xiaojun Zhou等[28]認為富水砂層縱向加固長度為12 m效果最好。Zeng Hui等[29]認為盾構端頭為不含水地層時，縱向加固長度為3 m即可同時滿足強度及變形要求。不同地層條件下縱向加固范圍建議值如表1所示。

表1 不同地層條件下縱向加固范圍建議值

根據(jù)國內盾構端頭土體加固經驗及相關研究，盾構端頭縱向加固范圍的取值方式主要有2種：

(1)不考慮盾構機長度、隧道洞徑等因素，僅依據(jù)地層情況的不同，端頭土體加固長度一律取為定值或明確的數(shù)值范圍。

(2)考慮盾構始發(fā)洞門處地下水作用時，從加固端地層穩(wěn)定性及止水性考慮，可取盾構機主機長度+長度范圍(根據(jù)地層情況取值)。

綜上所述，盾構端頭縱向加固范圍仍以工程經驗為主，理論分析計算為輔。隨著未來施工環(huán)境的逐步復雜化，富水環(huán)境及地下水位線下的盾構端頭縱向范圍將是下一步的研究方向。

2.2 橫向加固范圍

盾構端頭土體橫向加固主要是以止水和維持圍巖穩(wěn)定為目的。張慶賀[3,30]通過計算并結合國內工程實例，總結出盾構端頭土體橫向加固最小尺寸范圍(表2、 圖1)，其他學者[13,20-21,24,31-32]相關研究也基本依據(jù)該表成果，故其他學者結論不再贅述。數(shù)值模擬研究是橫向加固范圍研究的新方向，但經驗類比法也能夠滿足當前施工需求，故數(shù)值模擬法少有人使用。

表2 橫向最小加固尺寸范圍 單位：m

圖1 橫向加固范圍示意

3 端頭加固方法研究

3.1 地層加固常用工法

目前盾構端頭常用的地層加固方法有注漿法、SMW法、旋噴樁或攪拌樁法、凍結法、降水法等[20]，除此之外還有各類組合加固法。

3.1.1 降水法

降水法適用于地下水位比較高、透水性比較強的地層[20]，具有井點布置靈活、施工速度快且造價低等特點。但降水法在某些土質條件下，會造成地基沉降甚至失穩(wěn)坍塌，同時還受到降水深度、周邊環(huán)境等因素影響，因此常在地層較好，周邊環(huán)境適宜時采用[33]。同時由于其不能提高土體強度，因此僅能作為輔助措施。

3.1.2 注漿加固法

注漿加固法適應于埋深較大、地表加固困難的砂質地層、砂礫層，以及地層存在斷層區(qū)域[34]。當?shù)貙訔l件較好時，也可對水量不大的地段進行止水加固[24]；由于注漿材料及施工方法靈活多變，該方法經濟性及可施工性好。但注漿法加固后土體強度差別大、均勻性差[35]，單獨使用時可靠性不高，且不適用于泥水平衡盾構[34]。

3.1.3 旋噴樁/攪拌樁法

旋噴樁法適用于淤泥、粉土、黏土、砂性地層等大部分地層，具有地層加固范圍可控、止水性好、強度高等特點。同時其設備輕便，施工所需場地小，施工方法簡單[24,35-36]。但其后期強度高，易造成盾構掘削困難，且工程造價較高。與旋噴樁相比，攪拌樁法存在加固不連續(xù)、加固體強度偏低，砂層加固效果差等缺點，需與旋噴樁等工法配合使用。

當盾構穿越地層存在含水流砂層、淤泥質粉細砂層，或隧道上方存在填石層、地下管線、地下水流速大等難以成孔的地層時，不宜使用旋噴樁及攪拌樁[34]。

3.1.4 SMW法(Soil Mixing Wall)

SMW工法適用于無流動地下水的飽和松散砂土、軟黏土、淤泥、粉土等地層[35]。該方法加固土體質量好、對土體擾動小、成樁效果好且樁體連續(xù)、止水性好，在場地比較狹小和地下管線復雜的情況下,該方法具有一定的優(yōu)勢及應用前景[37]。但該方法工程造價高，不適用于上軟下硬地層[34]端頭加固施工。

3.1.5 凍結法

凍結法適用于各類淤泥層及含水量一定的松散砂層、砂礫層、巖土層，尤其適合受地下水影響大、土體強度低，且具流變性的上海等軟土地區(qū)[38]，當遇到地下動水、水頭不太高的承壓水時，可以優(yōu)先考慮凍結法。采用凍結法形成的凍結土體止水效果好且強度高，同時還具備加固土體強度均勻性好、加固范圍可控等特點[39]。但該方法不適用地下水流速大(大于10 m/d[34])或含水量過低(小于2.5%[24])的地層，在這些底層中凍結壁形成困難。同時凍結過程會產生凍脹和融沉效應，對地表及周邊建(構)筑物影響較大[24]。此外施工工期長、造價也是限制其應用的缺點。

3.2 地層組合加固工法

隨著施工環(huán)境的逐漸復雜化，考慮到苛刻的地層、場地條件，及逐漸增加的隧道埋深及盾構直徑，單一的端頭加固方法已無法滿足盾施工進度、施工便捷性及安全性等方面要求。王文燦[40]以天津地鐵富水粉質黏土地層條件為例，驗證了采用凍結法+水平注漿加固組合方案的合理性。古小輝等[41]考慮到高埋深富水砂層中采用傳統(tǒng)水泥樁存在較大風險，提出了凍結水泥土樁的加固法，并通過數(shù)值模擬進行研究，結果表明隨著凍結溫度的降低加固土體的穩(wěn)定性顯著增強。胡俊[42]、潘榮凱等[43]針對南京地區(qū)的富水砂性地層實際工程，驗證了三軸攪拌樁+垂直凍結的加固方式的可行性。劉建鵬等[44]在接收端存在敏感建筑物無法采取地面加固的情況下，采用管棚注漿+水平凍結加固方式，最終地表建筑物最大沉降量為2.6 mm，加固效果良好。韓林等[45]采用三重管高壓旋噴樁，并結合素地連墻止水帷幕+降水井加固的組合方法，并輔以垂直凍結加固技術，首次實現(xiàn)濟南地區(qū)富水砂卵石地層的盾構水下接收。楊濤[46]針對南寧地鐵富水圓礫地層易發(fā)生流砂、涌水事故情況，提出采用混凝土連續(xù)墻+袖筏管注漿+井點降水的端頭加固方案，實施效果良好。姚印彬[47]為解決淺附土強透水砂卵石地層條件下大直徑泥水盾構接收難題，采用塑性混凝土連續(xù)墻+RJP超高壓旋噴樁+端頭垂直凍結的加固方案，保證了盾構出洞的安全。翟志國等[48]為解決富水粉質地層條件下大直徑盾構快速接收問題，采用U字形地下連續(xù)墻、超深三軸攪拌樁及RJP超高壓旋噴加固地層相結合的方式，輔以降水井，提高了接收井端頭加固區(qū)的整體穩(wěn)定性和止水效果，為盾構快速接收創(chuàng)造了條件。端頭土體組合加固措施如表3所示。

可以看到，根據(jù)盾構端頭地層特點，充分發(fā)揮不同加固工法的特點優(yōu)勢，選取合適的加固方法，對保障盾構順利始發(fā)、接收十分重要。與此同時，為進一步保證盾構掘進安全，加固方案常常與輔助鋼護筒技術相結合，發(fā)揮組合優(yōu)勢。富水地層中密閉鋼套筒+凍結法[49-50]、密閉鋼套筒+地下連續(xù)墻[51-53]等組合方式，能很大程度避免盾構接收過程中發(fā)生涌水涌砂及地表沉降等風險。徐錦斌等[54]針對復雜施工環(huán)境下盾構接收高風險問題，對接收端土體采用高壓旋噴樁+玻璃纖維筋灌注樁+垂直凍結法，并輔以鋼套筒成功實現(xiàn)了盾構接收。

表3 不同地層條件下組合加固措施

從當前端頭加固工法的發(fā)展趨勢可以看到，為了滿足施工進度、安全及實施便捷性要求，同時從施工經濟性上考慮，盾構端頭加固施工方法已從傳統(tǒng)單一的端頭加固工法向多元化新型組合工法轉變，這也是未來研究的方向。

4 盾構加固效果評價

盾構端頭加固應保證盾構始發(fā)或接收過程中地層穩(wěn)定、防止地下水噴涌及掌子面失穩(wěn)坍塌[55]，故端頭加固土體應同時滿足：①強度要求；②端頭土體洞門破除擾動條件下的地層穩(wěn)定性要求；③滲透性要求，特別在富水甚至承壓水地層中不發(fā)生涌水涌砂的要求。

對此，相關學者常常以加固土體的滲透系數(shù)及抗壓強度作為土體加固效果的評價參數(shù)。滲透系數(shù)評價指標方面：江玉生等[19]認為端頭加固土體滲透系數(shù)小于10-7cm/s；胡新朋等[17]提出軟土地層中加固體9孔滲水總量應小于0.03 m3/d；而周明軍[56]則認為加固后土體滲透系數(shù)應小于10-8cm/s。目前西安、成都等地地鐵對端頭加固后地層滲透系數(shù)通常也以小于10-8cm/s為標準。加固體抗壓強度指標研究方面也存在差異，但均不小于0.8 MPa[17,19,57]。可以看到，當前對加固土體效果評價標準并不統(tǒng)一，后續(xù)可進行進一步研究。

5 結束語

隨著盾構法施工的不斷推廣，工程技術人員對端頭土體加固的認識與研究不斷深入。本文結論：

(1)目前對于盾構端頭縱向加固范圍的確定主要還是依靠工程經驗以及簡化模型，對于簡單地層較為適用，但是隨著施工環(huán)境的復雜化，富水環(huán)境及地下水位線下始發(fā)接收的盾構端頭縱向范圍將是下一步的研究方向。

(2)為滿足復雜地質工況的需要，盾構端頭加固施工方法已從傳統(tǒng)單一的端頭加固工法向多元化新型組合工法轉變，多元化的工法組合能充分發(fā)揮各個工法的優(yōu)勢，但是目前對組合工法的理論研究尚且不足，將是未來研究的方向。

(3)當前土體加固效果的評價標準尚不統(tǒng)一，仍以施工經驗為主，未來可進行進一步研究。