盾构隧道端头加固技术研究与应用进展综述

张英智， 阮 雷， 张玉伟

(1. 中建丝路建设投资有限公司， 陕西西安 710075； 2.西安建筑科技大学土木工程学院，陕西西安 710055 3.西安建筑科技大学陕西省岩土与地下空间工程重点实验室，陕西西安 710055)

近年来随着城市轨道交通的大力发展，具有环保、施工速度快、安全等特点的盾构法施工，迅速成为城市隧道建设的重要施工方法。尽管盾构法施工有诸多优点，但盾构始发及接收过程中需要洞门破除作业，端头土体易发生失稳，从而引发地表沉降甚至土体坍塌。因此，端头土体加固直接关系到盾构是否能够安全顺利始发和接收。但端头土体的加固的好坏常常受地质条件、加固范围、加固方法及加固效果的评价等诸多因素影响。

本文结合近年来国内盾构端头土体加固方面的研究及技术应用，介绍了端头加固范围的理论研究发展，加固范围的取值研究进展及发展趋势。同时介绍了当前端头加固方法并分析了未来发展，以期为盾构隧道端头加固技术研究及应用提供参考及借鉴。

1 端头加固范围理论研究

1.1 纵向加固范围

盾构端头纵向加固范围理论方面的研究，日本学者开始较早。20世纪90年代日本JET GROUT协会[1]以弹性薄板理论为基础，提出将盾构隧道端头土体的梯形水土合力简化为均布荷载，从而推导出纵向加固范围公式；并结合黏性地层的力学特征，提出了几种基于黏土地层的盾构端头土体滑动模型，为验算纵向加固范围的稳定性提供了依据[2-3]。张庆贺等[3]学者在上海软土地层盾构地铁施工中引入了日本的端头滑移失稳模型及强度理论模型，应用效果较好。在此基础上，吴韬[4]结合数值计算与弹性力学薄板理论计算结果，对比后认为薄板公式计算出的加固土体厚度偏于安全。丁万涛等[5]针对浅埋隧道端头土体，依据薄板理论研究了不同安全系数条件下的纵向加固范围，当验算安全系数K0≥1.0时，加固土体的强度及稳定性满足强度理论和滑移失稳理论计算要求。韦良文[6]认为端头滑移失稳理论计算中，对滑移稳定安全系数起主导因素的参数为加固土体的粘聚力C，因此需保证加固土体质量。吴韬等[7]结合工程实例，通过板块强度理论、黏性土滑移失稳理论等理论的验算，得出了抗滑移失稳是出洞加固中安全控制重点的结论。

尽管基于单一粘性地层及小直径盾构的简化模型一定程度上能够满足纵向加固范围的计算需要，但随着盾构隧道尺寸的大型化及地层条件的复杂化，简化模型计算误差逐渐增大。对此，我国专家学者在简化模型的基础上进行了理论优化研究。罗富荣、江玉生、都振宇等[8-10]通过改进已有的端头加固理论模型，将梯形荷载等效为均布荷载和三角反对称荷载的叠加，并提出了基于砂土的稳定性验算模型：当隧道直径小于10 m时，均布荷载计算模型和均布荷载加反三角对称荷载模型计算结果相差不大。江华等[11]基于改进的荷载等效模型，分别对砂卵石、粉土、黏土、砂土等地层进行端头加固计算，确定了10 m直径可作为大小盾构的分界线。雷金山等[12]将端头土体简化为四边简支的矩形薄板，进一步将作用荷载等效为三角形反对称荷载和均布荷载。程盼盼等[13]认为传统及改进的纵向加固长度计算理论与模型忽略了土体内摩擦力抵抗土体下滑的作用，因此提出了依据简化Bishop法搜索最危险滑动面，以此来确定加固长度的新模型，但该方法并不适用于渗透系数较大、地下水丰富的地层。曹成勇等[14]基于极限平衡理论，建立了盾构端头加固土体的二维稳定性分析理论模型，并认为土体的内摩擦角、粘聚力等参数对纵向加固范围有显著影响。

1.2 横向加固范围

横向加固范围研究主要以土体扰动极限平衡理论为基础展开的。该理论认为横向加固范围要大于塑性圈才能保证土体稳定[15]。有研究表明，根据极限扰动平衡理论得到的横向加固范围通常小于工程经验值，因此横向加固尺寸若能满足防水、土体不失稳坍塌等要求，土体即可有足够的安全系数以抵抗外界扰动[13]。宋克志等[15]采用极限平衡分析方法，提出了一种适用于浅埋盾构隧道端头土体的直线和螺旋线组合滑动面模式，并工程实例中得到验证。丁万涛等[5]提出扰动极限平衡理论不适用于计算深径比(H/D)小于2的浅埋隧道横向加固范围，而依据Terzaghi围岩压力理论确定横向加固范围更为合理。工程中也存在按照经验确定加固厚度的方法[16-18]。

可以看到，目前理论研究都是基于传统理论对不同地层及工况条件下的理论模型进行优化。随着盾构施工工况的复杂化(如地下水作用等)，单纯的理论分析法已无法满足施工需求。因此当前研究的方向主要以理论分析为基础，通过仿真模拟及工程经验相结合的方法对不同工况条件下纵向、横向合理范围进行界定。

2 端头加固取值范围研究

2.1 纵向加固范围

由于盾构隧道的施工环境(诸如隧道埋深、刀盘直径、盾构机长度、地层条件等因素)存在不同，因此实际施工中端头纵向加固范围往往存在较大差异，诸多学者通过工程类比、数值模拟、解析法等方法对结果进行分类总结，对不同施工条件下盾构端头纵向加固范围进行研究。

江玉生等[19]提出盾构始发端头加固范围的验算结果应根据地层、盾构机长度、土体强度及整体综合确定。若地层自稳性较差且地下水影响较大时，盾构接受端纵向加固长度应为盾构主机长度+(2～3)环管片长度，始发端应取主机长度加(1.5～2) m和强度、整体稳定性验算结果中的大值。王天明等[20]以端头加固基本理论为依据，提出纵向加固长度确定原则，若端头加固仅考虑土体稳定性，纵向加固长度需满足土体稳定性要求；若需同时考虑土体稳定性与止水性，纵向加固长度应为盾构机长度+(1～2)倍管片环宽度。辛振省等[21]通过数值模拟结合工程经验，找出了加固范围和加固效果的定性关系曲线，并提出存在同时保证安全性与经济合理性的最优加固范围值点。张建新等[22]通过理论计算与数值模拟结合对比，得出天津软土地区端头加固合理范围为8.2～11.5 m；而胡新朋等[17]认为软土地层条件下盾构始发及接收端合理加固范围可统一为3.5 m；雷金山等[12]认为砂卵石地层条件下，盾构端头土体纵向加固范围可取1～1.5倍洞径；侯永峰等[23]对砂土层加固范围数值模拟得出纵向深度8 m的结论。李大勇等[24]结合多年施工经验及理论分析得出一般地层始发加固长度6 m，到达加固长度不小于3 m的结论。但粉细砂地层条件下始发段加固长度应增加至10 m，到达端应为9 m。程盼盼等[13]认为对北京地区粉质黏土层，土体加固长度大于2 m即可满足稳定性要求。曹成勇等[14]认为强风化泥质砂岩地层加固长度至少为7.43 m。孙振川、唐志强等[18,25]认为富水软土地层中，纵向加固长度应该为盾构主机长度+(1.0～1.5 m)，而当始发端头在地下水位下的，纵向加固长度应该为盾构主机长度+(1.5～2.0 m)。吴韬、韦良文[4,6]认为，当地层渗透系数相对较小时(如黏土)，到达端加固长度可取3.5 m；当渗透系数较大时(如砂层)，且隧道处于地下水以下时，纵向加固长度则为盾构主机长度+(1.0～1.5 m)。张成[26]根据现有资料统计后发现砂性土纵向加固长度一般为盾构长度+(1～1.5 m)，广州、深圳、上海、西安地铁一般取7.5～8.5 m。吴波等[27]发现始发加固范围大小一般为纵向8 m，横向3m。Xiaojun Zhou等[28]认为富水砂层纵向加固长度为12 m效果最好。Zeng Hui等[29]认为盾构端头为不含水地层时，纵向加固长度为3 m即可同时满足强度及变形要求。不同地层条件下纵向加固范围建议值如表1所示。

表1 不同地层条件下纵向加固范围建议值

根据国内盾构端头土体加固经验及相关研究，盾构端头纵向加固范围的取值方式主要有2种：

(1)不考虑盾构机长度、隧道洞径等因素，仅依据地层情况的不同，端头土体加固长度一律取为定值或明确的数值范围。

(2)考虑盾构始发洞门处地下水作用时，从加固端地层稳定性及止水性考虑，可取盾构机主机长度+长度范围(根据地层情况取值)。

综上所述，盾构端头纵向加固范围仍以工程经验为主，理论分析计算为辅。随着未来施工环境的逐步复杂化，富水环境及地下水位线下的盾构端头纵向范围将是下一步的研究方向。

2.2 横向加固范围

盾构端头土体横向加固主要是以止水和维持围岩稳定为目的。张庆贺[3,30]通过计算并结合国内工程实例，总结出盾构端头土体横向加固最小尺寸范围(表2、 图1)，其他学者[13,20-21,24,31-32]相关研究也基本依据该表成果，故其他学者结论不再赘述。数值模拟研究是横向加固范围研究的新方向，但经验类比法也能够满足当前施工需求，故数值模拟法少有人使用。

表2 横向最小加固尺寸范围 单位：m

图1 横向加固范围示意

3 端头加固方法研究

3.1 地层加固常用工法

目前盾构端头常用的地层加固方法有注浆法、SMW法、旋喷桩或搅拌桩法、冻结法、降水法等[20]，除此之外还有各类组合加固法。

3.1.1 降水法

降水法适用于地下水位比较高、透水性比较强的地层[20]，具有井点布置灵活、施工速度快且造价低等特点。但降水法在某些土质条件下，会造成地基沉降甚至失稳坍塌，同时还受到降水深度、周边环境等因素影响，因此常在地层较好，周边环境适宜时采用[33]。同时由于其不能提高土体强度，因此仅能作为辅助措施。

3.1.2 注浆加固法

注浆加固法适应于埋深较大、地表加固困难的砂质地层、砂砾层，以及地层存在断层区域[34]。当地层条件较好时，也可对水量不大的地段进行止水加固[24]；由于注浆材料及施工方法灵活多变，该方法经济性及可施工性好。但注浆法加固后土体强度差别大、均匀性差[35]，单独使用时可靠性不高，且不适用于泥水平衡盾构[34]。

3.1.3 旋喷桩/搅拌桩法

旋喷桩法适用于淤泥、粉土、黏土、砂性地层等大部分地层，具有地层加固范围可控、止水性好、强度高等特点。同时其设备轻便，施工所需场地小，施工方法简单[24,35-36]。但其后期强度高，易造成盾构掘削困难，且工程造价较高。与旋喷桩相比，搅拌桩法存在加固不连续、加固体强度偏低，砂层加固效果差等缺点，需与旋喷桩等工法配合使用。

当盾构穿越地层存在含水流砂层、淤泥质粉细砂层，或隧道上方存在填石层、地下管线、地下水流速大等难以成孔的地层时，不宜使用旋喷桩及搅拌桩[34]。

3.1.4 SMW法(Soil Mixing Wall)

SMW工法适用于无流动地下水的饱和松散砂土、软黏土、淤泥、粉土等地层[35]。该方法加固土体质量好、对土体扰动小、成桩效果好且桩体连续、止水性好，在场地比较狭小和地下管线复杂的情况下,该方法具有一定的优势及应用前景[37]。但该方法工程造价高，不适用于上软下硬地层[34]端头加固施工。

3.1.5 冻结法

冻结法适用于各类淤泥层及含水量一定的松散砂层、砂砾层、岩土层，尤其适合受地下水影响大、土体强度低，且具流变性的上海等软土地区[38]，当遇到地下动水、水头不太高的承压水时，可以优先考虑冻结法。采用冻结法形成的冻结土体止水效果好且强度高，同时还具备加固土体强度均匀性好、加固范围可控等特点[39]。但该方法不适用地下水流速大(大于10 m/d[34])或含水量过低(小于2.5%[24])的地层，在这些底层中冻结壁形成困难。同时冻结过程会产生冻胀和融沉效应，对地表及周边建(构)筑物影响较大[24]。此外施工工期长、造价也是限制其应用的缺点。

3.2 地层组合加固工法

随着施工环境的逐渐复杂化，考虑到苛刻的地层、场地条件，及逐渐增加的隧道埋深及盾构直径，单一的端头加固方法已无法满足盾施工进度、施工便捷性及安全性等方面要求。王文灿[40]以天津地铁富水粉质黏土地层条件为例，验证了采用冻结法+水平注浆加固组合方案的合理性。古小辉等[41]考虑到高埋深富水砂层中采用传统水泥桩存在较大风险，提出了冻结水泥土桩的加固法，并通过数值模拟进行研究，结果表明随着冻结温度的降低加固土体的稳定性显著增强。胡俊[42]、潘荣凯等[43]针对南京地区的富水砂性地层实际工程，验证了三轴搅拌桩+垂直冻结的加固方式的可行性。刘建鹏等[44]在接收端存在敏感建筑物无法采取地面加固的情况下，采用管棚注浆+水平冻结加固方式，最终地表建筑物最大沉降量为2.6 mm，加固效果良好。韩林等[45]采用三重管高压旋喷桩，并结合素地连墙止水帷幕+降水井加固的组合方法，并辅以垂直冻结加固技术，首次实现济南地区富水砂卵石地层的盾构水下接收。杨涛[46]针对南宁地铁富水圆砾地层易发生流砂、涌水事故情况，提出采用混凝土连续墙+袖筏管注浆+井点降水的端头加固方案，实施效果良好。姚印彬[47]为解决浅附土强透水砂卵石地层条件下大直径泥水盾构接收难题，采用塑性混凝土连续墙+RJP超高压旋喷桩+端头垂直冻结的加固方案，保证了盾构出洞的安全。翟志国等[48]为解决富水粉质地层条件下大直径盾构快速接收问题，采用U字形地下连续墙、超深三轴搅拌桩及RJP超高压旋喷加固地层相结合的方式，辅以降水井，提高了接收井端头加固区的整体稳定性和止水效果，为盾构快速接收创造了条件。端头土体组合加固措施如表3所示。

可以看到，根据盾构端头地层特点，充分发挥不同加固工法的特点优势，选取合适的加固方法，对保障盾构顺利始发、接收十分重要。与此同时，为进一步保证盾构掘进安全，加固方案常常与辅助钢护筒技术相结合，发挥组合优势。富水地层中密闭钢套筒+冻结法[49-50]、密闭钢套筒+地下连续墙[51-53]等组合方式，能很大程度避免盾构接收过程中发生涌水涌砂及地表沉降等风险。徐锦斌等[54]针对复杂施工环境下盾构接收高风险问题，对接收端土体采用高压旋喷桩+玻璃纤维筋灌注桩+垂直冻结法，并辅以钢套筒成功实现了盾构接收。

表3 不同地层条件下组合加固措施

从当前端头加固工法的发展趋势可以看到，为了满足施工进度、安全及实施便捷性要求，同时从施工经济性上考虑，盾构端头加固施工方法已从传统单一的端头加固工法向多元化新型组合工法转变，这也是未来研究的方向。

4 盾构加固效果评价

盾构端头加固应保证盾构始发或接收过程中地层稳定、防止地下水喷涌及掌子面失稳坍塌[55]，故端头加固土体应同时满足：①强度要求；②端头土体洞门破除扰动条件下的地层稳定性要求；③渗透性要求，特别在富水甚至承压水地层中不发生涌水涌砂的要求。

对此，相关学者常常以加固土体的渗透系数及抗压强度作为土体加固效果的评价参数。渗透系数评价指标方面：江玉生等[19]认为端头加固土体渗透系数小于10-7cm/s；胡新朋等[17]提出软土地层中加固体9孔渗水总量应小于0.03 m3/d；而周明军[56]则认为加固后土体渗透系数应小于10-8cm/s。目前西安、成都等地地铁对端头加固后地层渗透系数通常也以小于10-8cm/s为标准。加固体抗压强度指标研究方面也存在差异，但均不小于0.8 MPa[17,19,57]。可以看到，当前对加固土体效果评价标准并不统一，后续可进行进一步研究。

5 结束语

随着盾构法施工的不断推广，工程技术人员对端头土体加固的认识与研究不断深入。本文结论：

(1)目前对于盾构端头纵向加固范围的确定主要还是依靠工程经验以及简化模型，对于简单地层较为适用，但是随着施工环境的复杂化，富水环境及地下水位线下始发接收的盾构端头纵向范围将是下一步的研究方向。

(2)为满足复杂地质工况的需要，盾构端头加固施工方法已从传统单一的端头加固工法向多元化新型组合工法转变，多元化的工法组合能充分发挥各个工法的优势，但是目前对组合工法的理论研究尚且不足，将是未来研究的方向。

(3)当前土体加固效果的评价标准尚不统一，仍以施工经验为主，未来可进行进一步研究。