盾构始发与到达端头地层加固方法选择与稳定性评价

朱世友，林志斌，桂常林

(1.中铁隧道勘测设计院有限公司，天津 300133;2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州 221008)

0 引言

盾构法因其具有安全性好、施工速度快、机械化程度高等特点，这些年在国内逐渐普及，应用广泛。但是作为一种隧道施工方法来说，其安全性虽好，但也存在一定的施工风险，因此，多年来，与盾构法相关的工程事故也屡屡发生，其中盾构始发和到达施工就是盾构法中一个主要的风险集中点。

目前，关于盾构隧道土体稳定性的研究大多是针对盾构隧道开挖面处的土体，其稳定性分析评价方法主要有极限平衡法［1］、模型试验法［2］、强度折减法［3］;而针对始发到达端头地层的则很少，文献［4］虽有涉及，但也只是针对几种典型的地层做出宏观稳定性判断，与实际工程相差较大。在盾构始发到达地层加固方法方面，由于现今盾构始发与到达地层加固方法种类繁多(如降水法加固、旋喷桩加固、搅拌桩加固、冻结法加固等)，工程上一般根据具体工程条件和每种加固方法的适用经济性，采用排除法来选择最合适的端头加固方法。如文献［5］根据地面旋喷注浆或搅拌桩等加固方法难以穿过填石层而采用深孔注浆加固;文献［6］根据始发井深度超过40 m时采用传统加固法容易形成加固盲区或渗漏通道而采用水平冻结法加固。以上文献选择的加固方法只是针对特定的工程，具有很大的局限性。本文根据已有的工程实例资料和相关工程经验先构建一个盾构始发到达加固方案库，然后借鉴文献［4］和文献［7］的稳定性分析方法对盾构始发与到达地层进行综合稳定评价;再根据端头地层综合稳定性评价结果决定是否对盾构始发与到达端头地层进行加固;最后根据具体工程的地质条件和周边环境，从盾构始发与到达加固方案库中选择出适用于相应工程的端头加固方法。以期降低盾构始发与到达施工风险，保证工程经济和质量效益。

1 盾构始发与到达加固方案库构建

目前端头土体加固方法主要有:搅拌桩或旋喷桩加固［8］、注浆加固［9］、SMW 法［10］、冻结加固［11］以及组合加固法［11］等。由于盾构始发与到达加固方案库是这些加固方法及其适用条件的集合，因此要构建盾构始发与到达加固方案库，首先需要对已有的工程资料进行整理分析，然后根据工程所处地层的土质、水文、环境条件和环境保护要求等级制定出每种方法的适用条件。鉴于此，本文通过整理以往工程资料，查阅相关文献并结合相关工程经验构建了盾构始发与到达加固方案库推理机，用户只需输入具体工程的设计条件、地质条件、环境条件等，计算机就会自动完成选择加固方案的任务，如表1所示。

所谓的推理机即是利用计算机能够接受并进行处理的符号和方式来表示外界中所获得的知识，它是研究模拟信息在人类大脑中以何种方式的基础上来对计算机信息处理中的知识进行表示的。推理机的构建规定要有一种无歧义的语言或具有规范定号的表示方法，产生式规则表示法是众多表示法中最为常用的方法之一，产生式规则之间相互独立，规则的结构化较好，简洁和易于实现，广泛应用于各类专家系统及人工智能的应用领域。产生式通常用于表示具有因果关系的知识，其基本形式是:

式中:P是产生式的前提，用于指出该产生式是否可用的条件;Q是一组结论或操作，用于指出当前提P所指示的条件被满足时，应该得出的结论或该执行的操作，如:

IF穿越地层含水量低THEN不宜采用冻结法。

2 盾构始发与到达地层稳定性分析

2.1 端头地层综合稳定性宏观判断

2.1.1 各类单层土层宏观稳定性判断

一般来说，地层稳定性的主要土质特性指标是土体抗剪强度、开挖面土体稳定系数以及开挖面土体自立时间。其中，土体抗剪强度是根本性的因素。各类土体抗剪强度的大小和在各种情况下的变化规律有很大差别。大多数黏性土受扰动后，因重塑作用而失去部分抗剪强度和刚度，而砂性土易在一定动水压力作用下发生液化而完全失去抗剪强度。由于测定抗剪强度及其变化规律的方法至今尚未很好解决，因此按各类土的特性，从宏观上判断各类土抗剪强度的高低及其变化特征以估计土体的稳定性，在目前仍然具有重要的实用意义［4］。

通常情况下，盾构始发与到达端头地层自上至下包含着多种土层，而这些土层的性质往往存在着较大的差异，因此，本文先沿用文献［4］的宏观判别方法对端头地层包含的各类土分别做出宏观稳定性判断，最后再综合各类土层稳定性判断结果和所处位置判断出整个地层的综合稳定性。

1)砂土类。砂土类包括砾砂、粗砂、中砂、细砂和粉砂等。砾砂类指粒径大于2 mm的颗粒占全重的25%～50%;粗砂指粒径大于0.5 mm的颗粒占全重的50%;中砂指粒径大于0.25 mm的颗粒占全重的50%;细砂指粒径大于0.075 mm的颗粒占全重的85%;粉砂指粒径大于0.075 mm的颗粒占全重的50%。

在无水条件下，密实砂土类(标准贯入试验锤击数N＞30)是抗剪强度较高的稳定地层，而稍密、中密、松散的砂土类(标准贯入试验锤击数N≤30)是抗剪强度较低的不稳定地层;在有水条件下，砂土类容易发生液化而失去抗剪强度或具有涌水、涌砂的风险，是不稳定的地层。

2)粉土类。粉土类可根据粒组含量或塑性指数Ip分为黏质粉土和砂质粉土2大类(如表2所示)。

在无水情况下，粉土类含有适度水分，处于潮湿状态，具有一定强度，属于中等稳定地层;在有水情况下，其抗剪强度消失，土体流动乃至涌土崩塌，是不稳定的地层。

3)黏性土类。按塑性指数Ip划分，Ip＞10的土通称为黏性土。其中当Ip＞17时，称为黏土;10≤Ip≤17时，称为粉质黏土。按液性指数IL划分，IL≤0为坚硬黏性土;0＜IL≤0.25为硬塑黏性土;0.25＜IL≤0.75为可塑黏性土;0.75＜IL≤1为软塑黏性土;IL＞1为流塑黏性土。

表1 盾构始发与到达加固方案库Table 1 Databases of end soil reinforcement methods in shield launching and arrival

表2 粉土的分类Table 2 Classification of silt

其中，坚硬黏性土和硬塑黏性土具有相当高的抗剪强度，一般可达到10 kPa以上，而且在地下水变化或开挖扰动的情况下，其抗剪强度的降低值较小，因此，它们在无水条件下是抗剪强度高的稳定地层，在有水条件下由于存在涌水的风险而属于中等稳定的地层;可塑黏性土、软塑黏性土、流塑黏性土由于其抗剪强度低，因此无论在有水还是无水情况下，都属于不稳定的地层。

4)岩石类。岩石类地层可根据其遇水稳定性状况，分为遇水不稳定地层和遇水稳定地层。

遇水不稳定岩层包括盐岩、石膏、各种泥岩、软页岩、有裂隙的硬页岩等。在有水情况下，其为不稳定地层;在无水情况下，未风化、微风化、中风化状态时为中等稳定地层，强风化、全风化状态则为不稳定地层。

遇水稳定地层，在有水情况下，若为未风化、微风化状态，其涌水量通常很小，是稳定地层，为中风化、强风化或全风化状态时，其节理、裂隙通常较多，具有涌水的风险，属于不稳定地层;在无水情况下，未风化、微风化、中风化状态时为稳定地层，强风化、全风化状态则为不稳定地层。

综上，可根据各类土特性以及水文条件，从宏观上判断单层土体稳定性，如表3所示。

表3 单层土层稳定性宏观判断表Table 3 Judgment on stability of single-layer soil

2.1.2 端头地层综合稳定性判断

总结以往的工程经验，根据各类地层稳定性对盾构进出洞施工的影响大小将端头地层分为3个范围:盾构隧道上下1 m范围内地层(对施工影响最大)，盾构隧道上下1 m范围外至盾构隧道上下3 m范围内地层，盾构隧道3 m范围外地层(对施工影响最小)。当盾构始发或到达端头各单一地层稳定性判断完毕后，将各地层重新划分成以上3个范围，这3个范围的稳定性程度为其所包含所有土类的稳定性最低值，如盾构隧道1 m范围内地层包含3种土，各种土的稳定性状况分别为稳定、中等稳定、不稳定，则盾构隧道1 m范围内地层的稳定性程度为不稳定。确定完3个范围的地层稳定性程度后，就可以进行端头地层的综合稳定性判断，其判断依据如表4所示。

2.2 端头地层综合稳定性计算判断

2.1 节内容提出的盾构始发与到达端头地层宏观稳定性判断方法属于定性分析，为能定量地对端头地层进行稳定性判断，则需要对端头地层进行强度(抗拉、抗剪)和整体稳定性计算分析。

端头地层的强度与整体稳定性计算方法可采用文献［7］总结的求盾构始发与到达端头地层最小加固范围的方法。先将端头地层分为黏土地层和砂土地层2大类，然后根据最大剪应力、最大切向拉应力、最大环向拉应力、整体稳定性等公式分别求出端头地层的最小加固范围。但有一点不同的是，本文引用文献［7］的公式对端头地层进行稳定性计算分析时，使用的端头地层物理性质参数是端头地层加固前的参数，而不是加固后的参数。

表4 端头地层综合稳定性判断Table 4 Judgment on comprehensive stability of end soil

一般说来，工程上盾构始发与到达端头地层的纵向加固长度都小于(l+2)m(l为盾构主机长度)，因此可以取(l+2)m作为判断端头地层是否稳定的一个指标。当求出满足强度和稳定性要求的最小纵向加固范围后，如其大于(l+2)m，则认为端头地层是不稳定的，若小于(l+2)m，则认为是相对稳定的，其值越大，则端头地层的稳定性越差，反之越好。

如盾构始发到达工程的端头地层综合稳定性为“稳定”、定量计算结果也显示“相对稳定”时，盾构隧道能够满足自稳要求，可不对端头地层进行加固(但一般考虑渗流稳定性，需注浆止水来确保安全);当端头地层综合稳定性为“中等稳定”、定量计算结果同样显示“相对稳定”时，盾构隧道端头地层只需进行简单的加固处理(注浆或降水就能满足要求)。除以上2种情况外，则需要从盾构始发与到达地层加固方案库选择出一种最科学、经济的加固方案对盾构隧道端头地层进行加固。

3 工程案例分析

3.1 隧道概况及端头地质状况

天津地铁营口道站—和平路站盾构始发工程位于天津赤峰道下，设计从营口道站始发，其中营口道站围护结构厚为800 mm连续墙;隧道直径为6.39 m，隧道埋深8.3 m。端头地层分布如图1所示，工程地质和水文地质参数如表5和表6所示。

图1 端头地层分布图Fig.1 Distribution of end soils

3.2 端头地层综合稳定性宏观判断

3.2.1 单种土层稳定分析

第1层土(①1杂填土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第2层土(①2素填土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第3层土(③1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第4层土(③2粉土)属于粉土类，且该层受水压力影响，抗剪强度消失，土体容易发生流动乃至涌土崩塌，是不稳定的地层;

第5层土(③3黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第6层土(④1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第7层土(④2粉土)属于粉土类，且该层受水压力影响，抗剪强度消失，土体容易发生流动乃至涌土崩塌，是不稳定的地层;

第8层土(④5淤泥质粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第9层土(⑤1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第10层土(⑥1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第11层土(⑥2粉土)属于粉土类，且该层受水压力影响，抗剪强度消失，土体容易发生流动乃至涌土崩塌，是不稳定的地层;

第12层土(⑥3黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

表5 工程地质参数表Table 5 Engineering geological parameters

表6 水文地质参数表Table 6 Hydrogeological parameters

第13层土(⑥4粉砂)属于砂类土，且该层受水压力影响，容易发生液化而失去抗剪强度或具有涌水、涌砂的风险，是不稳定的地层;

第14层土(⑦1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第15层土(⑦2粉土)属于粉土类，且该层受水压力影响，抗剪强度消失，土体容易发生流动乃至涌土崩塌，是不稳定的地层;

第16层土(⑦3黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第17层土(⑦4粉砂)属于砂类土，且该层受水压力影响，容易发生液化而失去抗剪强度或具有涌水、涌砂的风险，是不稳定的地层;

第18层土(⑦5粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层;

第19层土(⑧1粉质黏土)属于可塑性、软塑性或流塑性黏土，是不稳定地层。

3.2.2 地层综合稳定分析

根据本文2.1.2节所示的判别方法可知，本工程盾构隧道上下3 m外的地层稳定性程度为“不稳定”，盾构隧道上下1 m外至3 m内的地层稳定性程度为“不稳定”，盾构隧道上下1 m内的地层稳定性程度为“不稳定”;因此，根据稳定性判断标准表4可知，本工程的端头地层稳定性程度为“不稳定”。

3.3 端头地层综合稳定性计算判断

3.3.1 水土压力计算

本工程地层主要为黏土地层，因此，水土压力采用合算法，静止土压力侧压系数K=0.7。

封门上部的朗肯土压力为:qa=K0q上=110.54 kPa，q上为封门上部的自重应力。

封门下部的朗肯土压力为:qb=K0q下=196.31 kPa，q下为封门下部的自重应力。

封门中心的朗肯土压力为:p=(p1+p2)/2=153.428 kPa。

3.3.2 端头加固土体强度计算

1)最大剪应力理论。根据最大剪应力理论可知，满足最大剪应力理论要求的纵向加固范围为:

式中:τc为端头土体的极限抗剪强度，根据经验取τc=qu/6=0.017 MPa(qu为端头土体的无侧限抗压强度);t1为端头地层满足抗剪最小加固长度;k1为抗剪安全系数，通常取1.5;D为盾构开挖直径;μ为加固土体的泊松比。

2)最大拉应力理论。根据最大切向拉应力理论，满足最大切向拉应力理论要求时的纵向加固范围为:

式中:σt为土体的极限抗拉强度，通常取抗拉强度σt=(1/12～1/8)qu=0.01 MPa;t2为端头地层满足切向抗拉最小加固长度;k2为抗拉安全系数，通常取1.5。

同理，根据最大环向拉应力，满足最大环向拉应力理论要求时的纵向加固范围为:

式中:t3为端头地层满足环抗拉最小加固长度;k3为抗拉安全系数，通常取1.5。

根据最大径向拉应力和最大环向拉应力的要求可知，满足拉应力要求的纵向加固范围计算公式为:

3)黏土地层纵向加固范围。在盾构始发与达到的过程中，为了保证端头加固土体在水土侧压力作用下不被破坏，端头土体加固后应该同时满足拉应力理论和剪应力理论的要求，即端头土体加固后要同时满足抗拉强度与抗剪强度的要求，求得黏土地层纵向加固范围与加固强度之间的关系式为:

本工程盾构主机长度为7.56 m，因此端头地层强度稳定性计算结果为“不稳定”。

3.3.3 整体稳定性计算

地面荷载Q引起的下滑力矩M1=D2Q/2=204.16 kN·m(Q为地面荷载大小)。

上覆土体自重引起的下滑力矩M2=D2W/2=3 224.1 kN·m(W为上覆土体自重大小)。

滑移圆环线内土体的下滑力矩M3=D3γ/3=1 667.26 kN·m(γ为滑移圆环线内土体的平均重度)。

则土体的下滑总力矩

M=M1+M2+M3=5 095.52 kN·m。

地层抵抗力矩

Mr=cπD2/2+HCD=1 611.49 kN·m。式中c为端头地层的内聚力。

Mr＜M，端头地层整体稳定性计算结果为“不稳定”。

因此，综上所述，本工程需要对端头地层进行加固处理。

3.4 端头加固分析

根据盾构始发与到达加固方案库，构建了盾构始发与到达加固方法的推理机，将上述的工程条件输入推理机，并选择一些辅助的判断条件后，计算机自动推理出的结果如下:

1)由于端头周边存在建筑物，采用降水法对周边环境影响大，因此不宜采用降水法。

2)本工程地层为软土，采用软土盾构进行掘进时，不宜切割素墙，因此不宜采用搅拌桩+素混凝土墙，旋喷桩+素混凝土墙。

3)当可供选择的加固方法较多时，同等条件下应优先选用降水法，其次是化学加固方法，最后才选用冻结法。

综上所述，本工程不宜采用的方法有:1)降水法;2)搅拌桩+素混凝土墙;3)旋喷桩+素混凝土墙。允许采用的方法有:1)搅拌桩+旋喷桩;2)搅拌桩+冻土壁;3)搅拌桩+地面注浆加固;4)旋喷桩;5)旋喷桩+素桩;6)旋喷桩+冻土壁;7)旋喷桩+混凝土灌注桩;8)袖阀管注浆;9)地面注浆;10)水平注浆;11)SMW;12)水平冻结;13)局部垂直冻结;14)冻结板块+拱棚;15)水平冻结+垂直冻结。

本工程优先选用的方法为旋喷桩、旋喷桩+素桩、袖阀管注浆、地面注浆、水平注浆、搅拌桩+旋喷桩、旋喷桩+混凝土灌注、搅拌桩+地面注浆加固、SMW;其次是旋喷桩+冻土壁、搅拌桩+冻土壁;最后是水平冻结、局部垂直冻结、冻结板块+拱棚、水平冻结+垂直冻结。这些可选方法可根据其他相关条件做进一步过滤以缩小范围。

另外，还可根据当地类似工程的成功经验，优先选用这些工程使用过的加固方法。

4 结论与讨论

结合相关研究成果和工程经验，通过对以往盾构始发与到达工程资料进行总结分析，得到了以下研究成果。

1)制定了一个盾构始发与到达加固方案库，并以此为基础设计了盾构始发与到达加固方案的推理机。

2)考虑有水和无水2种情况，根据各类土的类型特性和关键参数指标，对盾构始发与到达工程中的各单一类型土层分别进行了稳定性判断，并根据各类土的稳定性判断结果，提出了盾构始发与到达地层的综合稳定性宏观判断方法。

3)通过程序编制，实现了盾构端头地层稳定性自动分析判别与关键加固参数的计算。

随着工程技术的不断发展，盾构始发与到达地层加固方法将越来越多，各方法适用性也将有所不同，可对盾构始发与到达加固方案库及时进行补充和完善。由于盾构始发与到达工程地质的复杂多变性以及工程条件(如隧道直径、埋深)的不确定性，对端头地层稳定性判断方法有待做进一步的探讨与研究。

［1］ 李志华，华渊，周太全，等.盾构隧道开挖面稳定的可靠度研究［J］. 岩土力学，2008，29(S):315-319.(LI Zhihua，HUA Yuan，ZHOU Taiquan，et al.Research on reliability of excavation face stability in shield tunneling［J］.Rock and Soil Mechanics，2008，29(S):315-319.(in Chinese))

［2］ 韦良文，张庆贺，孙统立，等.盾构隧道开挖面稳定研究进展［J］.重庆交通大学学报:自然科学版，2007，26(6):67-72.(WEI Liangwen，ZHANG Qinghe，SUN Tongli，et al.Current research state of face stability in shield tunnelling and future development［J］.Journal of Chongqing Jiaotong University:Natural Science，2007，26(6):67-72.(in Chinese))

［3］ 黄正荣，朱伟，梁精华，等.浅埋砂土中盾构法隧道开挖面极限支护压力及稳定研究［J］.岩土工程学报，2006，28(11):2005-2009.(HUANG Zhengrong，ZHU Wei，LIANG Jinghua，et al.Study on limit supporting pressure and stabilization of excavation face for shallow shield tunnels in sand［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2006，28(11):2005-2009.(in Chinese))

［4］ 刘建航，侯学渊.盾构法隧道［M］.北京:中国铁道出版社，1991:42-50.

［5］ 王圣涛，石雷，孙成山.深孔注浆技术在盾构始发端头土体加固施工中的应用［J］.广东科技，2009(6):205-206.(WANG Shengtao，SHI Lei，SUN Chengshan.Deep hole grouting technique in the shield originating end the application of soil reinforcement construction［J］.Guangdong Science and Technology，2009(6):205-206.(in Chinese))

［6］ 刘典基，陈馈.盾构始发中水平冻结法的应用［J］.建筑机械化，2008(8):45-48.(LIU Dianji，CHEN Kui.Application of horizontal freezing method in shield TBM launching［J］.Construction Mechanization，2008(8):45-48.(in Chinese))

［7］ 江玉生，王春河，江华，等.盾构始发与到达—端头加固理论研究与工程实践［M］.北京:人民交通出版社，2011.

［8］ 闫路，苏华友.深圳地铁软弱地层盾构始发技术研究［J］.深圳土木与建筑，2010，7(1):27-31.(YAN Lu，SU Huayou.Shenzhen Metro weak formation shield originating technology research［J］.Shenzhen Civil and Architecture，2010，7(1):27-31.(in Chinese))

［9］ 黄学军，翟志国.城市大直径泥水盾构始发关键技术［J］.西部探矿工程，2011(4):151-154.(HUANG Xuejun，ZHAI Zhiguo.The city big diameter muddy water shield originating key technology［J］.West-China Exploration Engineering，2011(4):151-154.(in Chinese))

［10］ 武有根.软土地层SMW工法盾构出洞施工技术［J］.地下空间与工程学报，2005，1(7):997-1010.(WU Yougen.Technology of SMW in soft for shield machine starting to tunnel from working well［J］.Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2005，1(7):997-1010.(in Chinese))

［11］ 杨永新，王保文，岳丰田，等.大直径盾构出洞冻结法技术研究［J］. 施工技术，2006，35(11):67-70.(YANG Yongxin，WANG Baowen，YUE Fengtian，et al.Study on artificial soil freezing method in the outer well construction by large diameter shield［J］.Construction Technology，2006，35(11):67-70.(in Chinese))

［12］ 曾晖，杨平，胡俊.特殊地层下盾构始发端头加固技术实例研究［J］. 铁道建筑，2011(2):79-81.(ZENG Hui，YANG Ping，HU Jun.Special under the ground shield originating end reinforcement technique case study［J］.Railway Engineering，2011(2):79-81.(in Chinese))