盾构慢速掘进(停机)沉降影响因素及控制措施探讨

郭　幪

(中铁隧道勘测设计院有限公司，天津　300133)



盾构慢速掘进(停机)沉降影响因素及控制措施探讨

郭幪

(中铁隧道勘测设计院有限公司，天津300133)

摘要：分析和探究软土地层中盾构掘进施工对地面沉降的影响因素以及对沉降进行准确预测，能够为土压(泥水)平衡盾构在不同软土地层中的掘进参数优化和沉降控制提供理论依据。以盾构慢速掘进(停机)工程实例为研究对象，采用理论解析解和三维数值模拟2种方法，计算单纯由盾构施工引起的理论地面沉降量，并与南京宁和城际一期工程新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间施工过程中盾构停机时的实际监测数据进行比对总结，从量值差异探究盾构施工引起地面沉降的主要影响因素。分析结果表明，盾构施工工艺参数、超孔隙水压力消散和地层损失是影响盾构施工中地面沉降的主控因素。通过优化施工参数，并采取经济可靠的超前地基处理措施，能较大程度地减小盾构掘进对地面沉降的影响。

关键词：盾构；慢速掘进；停机；理论解析解；数值模拟；沉降控制措施

0引言

盾构法作为一种安全可靠的地下区间施工方法，越来越广泛地应用于城市轨道交通建设。由于轨道交通区间线路不可避免地要穿越建筑物及地下管线密集区，对区间隧道施工引起的地层位移控制提出了严格的要求，尤其是软土盾构施工。正确认识和分析盾构掘进施工引起地面沉降的作用机制，能更好地通过优化设计方案和施工参数，从而有效地控制地面沉降。

国内外众多学者对隧道施工引起的地层位移进行了广泛深入地研究，采用的方法主要有解析法[1]、数值模拟法[2-3]、经验公式法[4-7]、模型试验法[8]和工程实例分析法[9]等，并分析和研究了沉降原因及沉降控制措施[2，3，10]。这些研究考虑了施工方法、地层条件、隧道埋深及直径和盾构掘进参数等多种因素对地面沉降的影响，然而，大多数研究只是验证了理论计算与实际沉降规律的相似性或理论计算的适宜性，并未对盾构慢速掘进(停机)和施工工艺参数引起的地面沉降做明确的量化对比及地面沉降发展的主控因素分析，且提出的控制沉降的措施不尽全面。

为了更清楚地了解盾构慢速掘进施工对地面沉降的影响程度及沉降发展趋势的主控因素，本文以盾构慢速掘进施工的极限条件——盾构停机作为分析对象，采取理论解析解和三维数值模拟进行计算分析，并通过南京宁和城际轨道交通一期工程新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间盾构停机的实际监测数据与理论计算沉降量进行比对，分析盾构慢速掘进(停机)造成地面沉降的机制和沉降发展的主控因素，并根据各种影响因素提出有针对性的控制措施。本文理论计算仅考虑盾构原状地基条件下的非正常停机引起的地面沉降，不考虑理论解析解对隧道开挖基底土体回弹(加载、卸载过程)、掘进参数控制和盾构切口压力损失等因素。

1工程概况

1.1区间概况

南京宁和城际轨道交通一期工程新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间北起新梗街站南端头，线路沿淮河路下方走行，下穿天保河(宽约15 m)、秦淮新河(宽约278 m)和箩筐村民房后到达明挖2号盾构井，盾构区间双线长度为1 211.8 m。区间隧道设联络通道2座，其中1座兼排水泵站。区间整体位于长江高漫滩平原，在里程YCK13+434～+712下穿秦淮新河，区间穿越地层主要为②-3d3-4粉砂(松散—稍密)、②-2b4淤泥质粉质黏土夹粉砂、②-2d3-4粉砂(松散—稍密)、 ②-3d3-4粉砂(松散—稍密) 和②-4d2粉砂(中密)，其中②-2d3-4、②-3d3-4为液化地层，②-2b4为高压缩性地层。隧道拱顶覆土厚7.9～21 m。盾构选型采用铰接型土压平衡盾构，总长79.57 m，机头长9.57 m，盾构开挖直径 6.44 m，管片外径6.2 m。

1.2区间盾构停机情况

区间盾构设计从新梗街站南端头始发，在2号盾构井到达接收。区间地面环境现状多为拆迁区、农田和池塘，下穿天保河、秦淮新河及低矮民房区为本区间盾构掘进的控制重点。区间右线和左线盾构分别于2014年5月和2014年6月相继始发，受南京举办青奥会(2014年8月16—28日)的外部环境制约，青奥会期间不能施工和出土，截至青奥会举办前，左线盾构掘进至300环左右，右线盾构掘进至550环左右，盾构须停止掘进施工。结合新梗街站—天保路区间地质纵断面分析，此时左线隧道埋深约13 m，盾构全断面处于②-2b4淤泥质粉质黏土层，隧道底3 m以下为②-3d3粉砂层；右线隧道埋深约14 m，盾构全断面处于②-3d3粉砂层，隧道底3 m以下为②-4b4软流塑粉质黏土层。停机前根据停机位置盾构下覆地基地层的压缩系数和压缩模量对盾构停机的安全性进行评估，认为停机位置地面总体为拆迁区且无建筑物和地下管线，在保证盾构机械性能、密封性能和土舱压力正常的情况下停机是可行的，对盾构区间出现的管片错台现象是可控的。

结合停机位置及具体的工程情况，选择相近的最不利钻孔进行分析，左线隧道所处断面选取钻孔D12Q10G32，右线隧道所处断面选取钻孔D12Q10J3。

区间盾构停机平面位置及停机位置地质纵断面如图1和图2所示。

图1新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间停机位平面示意图

Fig.1Plan of shield stop section of Xingengjie Station-Tianbaolu Station (shield shaft No.2)

图2　新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间停机位纵断面图

2工程地质及水文地质概况

新梗街站—天保路站(2号盾构井)盾构区间位于南京河西地区，属长江漫滩平原，线路范围内多内流河、沟渠和水塘，地面高程为1.70～10.85 m。

场区地下水类型主要为孔隙潜水及孔隙承压水，覆盖层中孔隙潜水与孔隙承压水、孔隙承压水与下伏基岩裂隙水水力联系微弱。

各土层物理力学指标见表1—4。

表1　各土层物理性质指标

表2　各土层压缩、固结指标

表3　各土层抗剪强度标准值

表4　各土层波速测试指标

3Mindlin理论解析解计算分析

3.1盾构下卧土层固结沉降计算

3.1.1盾构下卧土层沉降理论计算及参数选取

盾构停机位置地层断面如图3所示。地基各层土t时刻的主固结沉降量

Sct=ScUt。

(1)

式中：Sc为地基各层土的总固结沉降量，mm;Ut为t时刻的地基土平均固结度。

根据Mindlin[11]给出的竖向点荷载作用在弹性半无限空间内部时的应力弹性解，Poulos等推导出了条形均布荷载作用在弹性半无限空间内部时竖向应力的弹性解，荷载计算简图如图4所示。

(a) 左线隧道 (b) 右线隧道

图3停机位置隧道断面地层(单位:m)

Fig.3Geological diagram of tunnel tubes at shield stop section (m)

a为条形荷载宽度，取隧道开挖直径；h为条形荷载距地面的距离，取隧道底至地面距离；z为计算深度距离(至基岩面)。

图4弹性半无限空间内部作用条形荷载简图

Fig.4Strip load inside a semi-infinite mass

在不考虑扰动土体超孔隙水压力消散[12]的情况下，仅考虑盾构、管片、壁后注浆与置换开挖土体的荷载差值引起的下卧土体的应力释放，图4中P点竖向附加应力

(2)

式中:p为对盾构底部土体施加的附加应力；μ为土体泊松比。

采用单向压缩分层总和法[13]计算盾构底部土体总固结沉降量

(3)

式中：Δpi为盾构底部可压缩土层各点位置的附加应力,kPa，盾构底部土层中各深度点的附加应力近似为线性关系，计算中可取各土层中间点位置的附加应力值;Hi为各可压缩土层的厚度,m；Esi为盾构底部可压缩土层的压缩模量。

在盾构产生的附加应力作用下，其下卧土体排水固结。引用太沙基一维固结理论[13-14]计算不同时刻点的平均固结度Ut。

(4)

(5)

(6)

(7)

式(4)—(7)中：Cv为固结系数，m2/s；kv为竖向渗透系数，m/s；mv为体积压缩系数，kPa-1；e0为土体初始孔隙比；rw为地下水重度，kN/m3；av为竖向压缩系数，kPa-1；Tv为竖向固结因子，无量纲；t为固结沉降历时，s；H为地基土层的最大竖向排水距离，m，对于双面排水为土层厚度的一半，本工程为单面排水，取土层厚度。

根据各层土的总固结沉降量和t时刻的平均固结度Ut，可通过式(1)计算各层土t时刻的固结沉降量，各层土的t时刻固结沉降量之和即为t时刻的下卧土层固结沉降量(盾构整体下沉量)。

(8)

3.1.2计算结果

盾构下卧各土层附加应力及土层总固结沉降值计算结果见图5—8。

图5　左线盾构底部各下卧层中心处附加应力计算值

Fig.5Calculation results of additional stress of every soil layer centers of left line shield tunnel

图6　左线盾构底部下卧各土层总固结沉降计算值

Fig.6Calculation results of total consolidation settlement of every soil layer of left line shield tunnel

图7　右线盾构底部各下卧层中心处附加应力计算值

Fig.7Calculation results of additional stress of every soil layer center of right line shield tunnel

图8　右线盾构底部下卧各土层总固结沉降计算值

Fig.8Calculation results of total consolidation settlement of every soil layer of right line shield tunnel

由计算结果可知，左线盾构底部中心点总固结沉降量最大为22.05 mm，右线盾构底部中心点总固结沉降量最大为25.61 mm。

3.2盾构整体下沉引起地面沉降计算

假定盾构为一个刚性体，下卧土层固结沉降即为盾构的整体沉降量，盾构整体沉降使其与上部土层之间产生空隙，周围土层填充该空隙引起地面沉降。应用Peck[1，5]公式计算由地层损失引起的地面沉降。

(9)

(10)

式(9)—(10)中:Smax为盾构中心轴线位置的地面沉降量，mm；D3为盾构外径(开挖直径)，m;V1-a为盾构沉降产生的额外地层损失；S(x)为地面距离盾构轴线x处的地面沉降量，mm；k为沉降槽宽度系数，无量纲，依照施工经验本工程取0.25；z0为隧道轴线埋深，m。

将盾构底部下卧各土层总固结沉降值带入式(9)和式(10)可得，盾构掘进过程由于下卧土层固结沉降引起的地面沉降曲线如图9和图10所示。

由计算结果可知，在盾构推进过程中，单纯由盾构下卧土层固结沉降引起的最大地面沉降，左线为12.15 mm，右线为13.82 mm。

图9　左线盾构掘进由于下卧土层固结引起的地面沉降

Fig.9Ground settlement of left line shield tunnel induced by consolidation of soil layers

图10　右线盾构掘进由于下卧土层固结引起的地面沉降

Fig.10Ground settlement of right line shield tunnel induced by consolidation of soil layers

4三维数值模拟计算

4.1三维模型建立及参数选取

通过前述理论解析解的计算可知：当 t=0时，由盾构下卧土层固结沉降引起的地面沉降，左线为6.53 mm，右线为4.72 mm。由于左线盾构所处地层较为敏感，故三维数值模拟仅选取左线盾构所处位置进行模拟计算。

在有限元模拟过程中，模型的岩体力学指标见表1—4，隧道结构参数按照实际设计参数进行取值。盾构管片厚350 mm，为C50预制混凝土，其物理力学参数见表5。

表5　盾构管片物理力学参数

为研究盾构掘进对周边土体位移的影响，建立MIDAS-GTS三维有限元模型如图11所示。

1)计算域。上下范围：考虑左线隧道所在的地层自上而下主要有素填土、淤泥质粉质黏土和粉砂等，同时受岩层深度影响，三维总体模型高60 m，隧道顶部埋深13.3 m，整个模型的高度是盾构隧道直径的10倍，满足铁路隧道开挖的影响范围要求。横向范围：隧道中心线两侧各40 m，总长80 m。前后范围：前后共56环，长67.2 m。

(a) 三维总体模型

(b) 结构模型

2)荷载。模拟过程中主要考虑永久荷载，仅考虑地层压力，且初始应力场仅由自身重力产生，不考虑地层构造应力的影响，盾构和后配套产生的附加应力为17.8 kPa，均匀作用于所在范围的土体上。

3)边界条件。固定模型X方向的左右边界水平位移、Y方向底边界位移，限制Z方向前后水平位移，模型顶面为自由面。

4)单元类型。三维实体模型采用弹塑性模型，摩尔-库仑计算准则，实体单元为四面体4节点单元，盾构衬砌采用MIDAS-GTS中特有的板单元，三维计算模型节点共2 922个，单元总数为14 194个。

4.2数值模拟计算

本次计算不考虑流固耦合及盾构切口地层损失，且三维数值计算仅考虑t为最大时刻(土层应力完全释放时)的情况。

土体总竖向位移云图如图12所示。盾构掘进施工的主要影响范围为隧道周边1倍洞径的土体，最大沉降位于隧道底部，为28.2 mm,地表沉降为5.99 mm，与理论解析解计算结果基本相仿。

图12　盾构停机引起的周边土层竖向位移云图

Fig.12Nephogram of vertical displacements of surrounding soils induced by shield stop

5工程施工监测数据比对分析及沉降控制措施探讨

新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间盾构施工过程中，左线盾构掘进至300环左右，受外界条件限制，于2014年7月18日停止施工，并于2014年8月28日恢复施工；右线盾构于2014年6月中旬通过左线停机位。选取左线停机段最近的T5H-K13+368-3测点和对应右线T5H-K13+368-7测点(右线通过左线停机点)的监测数据进行比对分析，测点的地表累计沉降量-时间曲线如图13和图14所示。

图13　新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间左线地表监测点累计沉降量-时间曲线图(2014年)

图14　新梗街站—天保路站(2号盾构井)区间右线地表监测点累计沉降量-时间曲线图(2014年)

若盾构按照理想的施工工艺参数，在不考虑隧道开挖基地土体回弹(加载、卸载过程)、掘进参数控制和盾构切口地层损失等因素的前提下，以一维固结理论为前提的理论解计算得盾构通过T5H-K13+368-3测点引起的地面沉降量为6.53～8.03 mm，由三维数值模拟计算的地面沉降量约为5.99 mm。

通过与T5H-K13+368-3和T5H-K13+368-7 测点实际监测数据的比对，实际沉降程度较理论计算值要大很多，可明显看出：1)单纯由于盾构施工引起土体固结沉降或弹塑性变形而造成的地面沉降是有限的，不同的施工状态对实际沉降程度有显著的影响，且累计沉降量-时间曲线图离散性强、沉降量收敛较慢；2)本工程由于盾构掘进速度不均匀、出渣量控制不严格及同步注浆材料配比不适宜等造成了地面沉降量过大，盾构停机也进一步加剧了沉降的发展，故盾构施工掘进参数控制、管片背后注浆材料性能和切口地层损失控制等施工因素是主控沉降程度及沉降发展的关键因素；3)盾构停机状态下，实际地面沉降量加大19.75 mm，停机期间理论计算固结沉降量约为5.62 mm(见图15)，由于停机期间盾构刀盘要一直处于慢速转动状态，超孔隙水压力消散和地层损失成为导致沉降量加剧的主要因素。

图15　左线盾构停机解析计算沉降量-时间曲线图

Fig.15Time-dependent curve of analytic calculated ground surface settlement of left line when shield stop

通过以上分析并根据盾构掘进的施工原理[15]，为了达到控制地表沉降的目的，可针对地层自身特性和盾构施工工艺参数提出具体的控制措施。

1)土体在附加应力作用下的固结沉降或弹塑性变形，其大小主要取决于附加荷载的大小，若通过材料技术的发展，减小盾构和后配套拖车的自身质量(其重力尽量偏向于开挖土体自身重力)，能减小单纯由于盾构施工荷载引起的地面沉降量。

根据底部下卧土层的应力分布规律，越靠近盾构底则附加应力越大，可优化设计施工方案，通过在管片底部标准环增加注浆孔(见图16)，增大注浆范围和注浆量(见图17)，可改良盾构底部地层，从而减小施工引起的地面沉降。在地面沉降控制苛刻的区域，可直接对盾构穿越区域进行地层预注浆加固等地层改良措施。

图16　预制管片底部标准环新增注浆孔示意图(单位:mm)

Fig.16Added grouting holes of standard ring at bottom of precast segment (mm)

图17　成型管片增大同步注浆范围示意图(单位:mm)

Fig.17Sketch diagram of synchronous grouting scope increasing (mm)

2)在盾构施工工艺参数控制方面，可提高盾构掘进施工速度，在保证施工质量和施工安全的前提下，尽可能快速地通过；同步注浆须保证注浆压力和注浆及时性，快速封闭盾构施工引起的建筑空隙，尽可能减少地层损失；在软土地区，由于地层的自愈性，可采用初凝时间较短的注浆材料，如水泥-水玻璃双液浆等，提高填充区的早期强度；采用高质量的渣土改良剂和严格控制出渣量，提高密封性，平衡开挖面水土压力，以控制盾构刀盘切口地层损失，减小因水土流失造成的地层超前沉降，避免地面沉降量的叠加。

6结论与体会

1)通过理论解析解计算和三维数值模拟分析得出的单纯由于盾构施工荷载引起的地面沉降是有限且较小的，施工工艺参数是主控沉降程度及发展的关键因素。盾构快速平稳地掘进施工，能减小对地面沉降的影响。

2)当盾构下卧土层为较厚的砂土层时，在盾构施工荷载影响下，其固结时间较短，初期沉降明显，造成的地面累计沉降值收敛较快；当盾构下卧土层为较厚的黏土层时，其固结时间较长，初期沉降不明显，造成的地面累计沉降值收敛较慢，且盾构施工造成的累计地面沉降量总体大于下卧土层为较厚砂层时的地面沉降量。

3)根据地层自身特性和盾构施工工艺参数2类影响因素，通过选用与地层特性相适应的盾构机型，合理选择并优化盾构施工工艺参数，严防盾构刀盘切口地层损失，严格根据设计图纸要求进行同步注浆及二次注浆，可较大程度地减小盾构掘进施工对环境的影响。通过在预制管片底部标准环上新增注浆孔，增大成型管片底部注浆量和注浆范围，理论上可有效控制施工期地面沉降和工后沉降，对后期周边地块开发对成型盾构区间造成的影响也有良好的控制作用。

4)在盾构慢速掘进时，更应该根据穿越地层条件和地面环境，充分预测和评估盾构施工对地面建(构)筑物的影响，按地面环境的重要级别和对沉降的承受能力，综合判断其安全性，必要时可采取超前地层预处理措施。若在盾构施工因外界条件限制须停机的情况下，应提前筹划，尽量选择下卧土层较好的区段，如复合盾构选择岩层地段，软土盾构选择密实砂层等。在施工环境复杂的情况下，应经常对盾构进行检查维护，避免非正常停机。

本文在进行计算时，采用了土层压缩变形只考虑竖向附加应力引起的地基沉降、土层不发生侧向变形、土层的压缩和土中水的渗流只沿竖向单向发生、土层中水流是单相稳定线性流动和各土层为单一均质的弹塑性体等基本假定，为同类工程的相关研究提供了计算思路，而其普遍适用性则有待于进一步优化和完善。

参考文献(References)：

[1]林存刚，吴世明，张忠苗，等.盾构掘进速度及非正常停机对地面沉降的影响[J].岩土力学，2012，33(8):2472-2482.(LIN Cungang，WU Shiming，ZHANG Zhongmiao，et al.Influences of shield advance rate and abnormal machine halt on tunnelling-induced ground surface settlements [J].Rock and Soil Mechanics，2012，33(8):2472-2482.(in Chinese))

[2]郑淑芬.盾构隧道施工地表沉降规律及控制措施研究[D].长沙：中南大学，2010.(ZHENG Shufen.Study of laws and control measures of ground settlements caused by shield tunneling [D].Changsha：Central South University，2010.(in Chinese))

[3]孙长军，张顶立，郭玉海，等.大直径土压平衡盾构施工穿越建筑物沉降预测及控制技术研究[J].现代隧道技术，2015，52(1)：136-142.(SUN Changjun，ZHANG Dingli，GUO Yuhai，et al.Prediction and control techniques for building settlement induced by large-diameter EPB shield tunneling [J].Modern Tunnelling Technology，2015，52(1)：136-142.(in Chinese))

[4]朱才辉，李宁，柳厚祥，等.盾构施工工艺诱发地表沉降规律浅析[J].岩土力学，2011，32(1)：158-164.(ZHU Caihui，LI Ning，LIU Houxiang，et al.Analysis of ground settlement induced by workmanship of shield tunnelling [J].Rock and Soil Mechanics，2011，32(1)：158-164.(in Chinese))

[5]Peck R B.Deep excavations and tunnelling in soft ground[C]//Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering.Mexico City：Sociedad Mexicana de Mecanica de Suelos，1969：225-290.

[6]梁荣柱，夏唐代，林存刚，等.软土地区土压平衡盾构停机实测分析[J].现代隧道技术，2015，52(1)：184-189.(LIANG Rongzhu，XIA Tangdai，LIN Cungang，et al.Analysis of ground responses to shield shutdowns in soft clay [J].Modern Tunnelling Technology，2015，52(1):184-189.(in Chinese))

[7]王建秀，田普卓，付慧仙，等.基于地层损失的盾构隧道地面沉降控制[J].地下空间与工程学报，2012，8(3):569-576.(WANG Jianxiu，TIAN Puzhuo，FU Huixian，et al.Ground settlement controlling of shield tunnel by strata loss theory [J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2012，8(3):569-576.(in Chinese))

[8]Nomoto T，Imamura S，Hagiwara T，et al.Shield tunnel construction in centrifuge[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，1999，125(4)：289-300.

[9]周海群.软土地层盾构施工中掘进速度对地面沉降的影响分析[J].铁道建筑，2012(3)：45-48.(ZHOU Haiqun.Analysis of influence of shield advancing speed on soft-soil subsidence[J].Railway Engineering，2012(3)：45-48.(in Chinese))

[10]何小林，王涛.盾构法隧道施工引起的地面沉降机理与控制[J].科技资讯，2012(17)：71-72.(HE Xiaolin，WANG Tao.Mechanism and control of ground subsidence caused by shield tunneling [J].Science &Technology Information，2012(17)：71-72.(in Chinese))

[11]Mindlin R D.Force at a point in the interior of a semi-infinite solid [J].Physics，1936，7(5)：195-202.

[12]李广信.高等土力学[M].北京：清华大学出版社，2004.(LI Guangxin.Advanced soil mechanics[M].Beijing：Tsinghua University Press，2004.(in Chinese))

[13]龚晓南.土力学[M].北京：中国建筑工业出版社，2002：99-114.(GONG Xiaonan.Soil mechanics[M].Beijing：China Architecture &Building Press，2002：99-114.(in Chinese))

[14]龚晓南.高等土力学[M].杭州：浙江大学出版社，1996:92-111.(GONG Xiaonan.Advanced soil mechanics [M].Hangzhou：Zhejiang University Press，1996：92-111.(in Chinese))

[15]张凤祥，傅德明，杨国祥，等.盾构隧道施工手册[M].北京：人民交通出版社，2005:159-169，306-336，573-576.(ZHANG Fengxiang，FU Deming，YANG Guoxiang，et al.Shield tunnel construction manual[M].Beijing：China Communications Press，2005:159-169，306-336，573-576.(in Chinese))

Influencing Factors and Control Technologies for Ground Surface Settlement Induced by Shield Tunneling When Shield Bores Slowly/Shield Stop

GUO Meng

(China Railway Tunnel Survey &Design Institute Co.,Ltd.,Tianjin 300133,China)

Abstract:The analysis of influencing factors of ground surface settlement induced by shield tunneling in soft ground and the accurate prediction of settlement can provide theory basis for shield tunneling parameter optimization and settlement control.The theoretical analysis method and three-dimensional numerical simulation method are adopted for studying shield boring with a low speed (or shield stop).The ground settlement induced by shield tunneling is calculated by the above-mentioned two methods,and is compared with the measured settlement data of shield stop section of Xingengjie Station-Tianbaolu Station section of Ninghe Intercity Railway in Nanjing.The influencing factors of ground settlement induced by shield tunneling are analyzed in terms of settlement value differences.The analytical results show that the shield tunneling parameters,excess pore water pressure dissipation and ground loss are the main influencing factors of ground surface settlement.The ground settlement induced by shield tunneling can be minimized by means of construction parameters optimization and economical and reliable advanced foundation treatment.

Keywords:shield;slow advancing;shield stop;theoretical analytical solution;numerical simulation;settlement control technology

收稿日期：2016-01-08;修回日期:2016-03-24

作者简介：郭幪(1984—)，男，河南伊川人，2006年毕业于长沙理工大学，土木工程专业，本科，工程师，现从事隧道及地下工程结构设计工作。 E-mail:velen7979@163.com。

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.06.008

中图分类号：U 455.43

文献标志码：B

文章编号：1672-741X(2016)06-0701-09