盾構慢速掘進(停機)沉降影響因素及控制措施探討

郭　幪

(中鐵隧道勘測設計院有限公司，天津　300133)

?

盾構慢速掘進(停機)沉降影響因素及控制措施探討

郭幪

(中鐵隧道勘測設計院有限公司，天津300133)

摘要：分析和探究軟土地層中盾構掘進施工對地面沉降的影響因素以及對沉降進行準確預測，能夠為土壓(泥水)平衡盾構在不同軟土地層中的掘進參數優化和沉降控制提供理論依據。以盾構慢速掘進(停機)工程實例為研究對象，采用理論解析解和三維數值模擬2種方法，計算單純由盾構施工引起的理論地面沉降量，并與南京寧和城際一期工程新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間施工過程中盾構停機時的實際監測數據進行比對總結，從量值差異探究盾構施工引起地面沉降的主要影響因素。分析結果表明，盾構施工工藝參數、超孔隙水壓力消散和地層損失是影響盾構施工中地面沉降的主控因素。通過優化施工參數，并采取經濟可靠的超前地基處理措施，能較大程度地減小盾構掘進對地面沉降的影響。

關鍵詞：盾構；慢速掘進；停機；理論解析解；數值模擬；沉降控制措施

0引言

盾構法作為一種安全可靠的地下區間施工方法，越來越廣泛地應用于城市軌道交通建設。由于軌道交通區間線路不可避免地要穿越建筑物及地下管線密集區，對區間隧道施工引起的地層位移控制提出了嚴格的要求，尤其是軟土盾構施工。正確認識和分析盾構掘進施工引起地面沉降的作用機制，能更好地通過優化設計方案和施工參數，從而有效地控制地面沉降。

國內外眾多學者對隧道施工引起的地層位移進行了廣泛深入地研究，采用的方法主要有解析法[1]、數值模擬法[2-3]、經驗公式法[4-7]、模型試驗法[8]和工程實例分析法[9]等，并分析和研究了沉降原因及沉降控制措施[2，3，10]。這些研究考慮了施工方法、地層條件、隧道埋深及直徑和盾構掘進參數等多種因素對地面沉降的影響，然而，大多數研究只是驗證了理論計算與實際沉降規律的相似性或理論計算的適宜性，并未對盾構慢速掘進(停機)和施工工藝參數引起的地面沉降做明確的量化對比及地面沉降發展的主控因素分析，且提出的控制沉降的措施不盡全面。

為了更清楚地了解盾構慢速掘進施工對地面沉降的影響程度及沉降發展趨勢的主控因素，本文以盾構慢速掘進施工的極限條件——盾構停機作為分析對象，采取理論解析解和三維數值模擬進行計算分析，并通過南京寧和城際軌道交通一期工程新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間盾構停機的實際監測數據與理論計算沉降量進行比對，分析盾構慢速掘進(停機)造成地面沉降的機制和沉降發展的主控因素，并根據各種影響因素提出有針對性的控制措施。本文理論計算僅考慮盾構原狀地基條件下的非正常停機引起的地面沉降，不考慮理論解析解對隧道開挖基底土體回彈(加載、卸載過程)、掘進參數控制和盾構切口壓力損失等因素。

1工程概況

1.1區間概況

南京寧和城際軌道交通一期工程新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間北起新梗街站南端頭，線路沿淮河路下方走行，下穿天保河(寬約15 m)、秦淮新河(寬約278 m)和籮筐村民房后到達明挖2號盾構井，盾構區間雙線長度為1 211.8 m。區間隧道設聯絡通道2座，其中1座兼排水泵站。區間整體位于長江高漫灘平原，在里程YCK13+434～+712下穿秦淮新河，區間穿越地層主要為②-3d3-4粉砂(松散—稍密)、②-2b4淤泥質粉質黏土夾粉砂、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為液化地層，②-2b4為高壓縮性地層。隧道拱頂覆土厚7.9～21 m。盾構選型采用鉸接型土壓平衡盾構，總長79.57 m，機頭長9.57 m，盾構開挖直徑 6.44 m，管片外徑6.2 m。

1.2區間盾構停機情況

區間盾構設計從新梗街站南端頭始發，在2號盾構井到達接收。區間地面環境現狀多為拆遷區、農田和池塘，下穿天保河、秦淮新河及低矮民房區為本區間盾構掘進的控制重點。區間右線和左線盾構分別于2014年5月和2014年6月相繼始發，受南京舉辦青奧會(2014年8月16—28日)的外部環境制約，青奧會期間不能施工和出土，截至青奧會舉辦前，左線盾構掘進至300環左右，右線盾構掘進至550環左右，盾構須停止掘進施工。結合新梗街站—天保路區間地質縱斷面分析，此時左線隧道埋深約13 m，盾構全斷面處于②-2b4淤泥質粉質黏土層，隧道底3 m以下為②-3d3粉砂層；右線隧道埋深約14 m，盾構全斷面處于②-3d3粉砂層，隧道底3 m以下為②-4b4軟流塑粉質黏土層。停機前根據停機位置盾構下覆地基地層的壓縮系數和壓縮模量對盾構停機的安全性進行評估，認為停機位置地面總體為拆遷區且無建筑物和地下管線，在保證盾構機械性能、密封性能和土艙壓力正常的情況下停機是可行的，對盾構區間出現的管片錯臺現象是可控的。

結合停機位置及具體的工程情況，選擇相近的最不利鉆孔進行分析，左線隧道所處斷面選取鉆孔D12Q10G32，右線隧道所處斷面選取鉆孔D12Q10J3。

區間盾構停機平面位置及停機位置地質縱斷面如圖1和圖2所示。

圖1新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間停機位平面示意圖

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

圖2　新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間停機位縱斷面圖

2工程地質及水文地質概況

新梗街站—天保路站(2號盾構井)盾構區間位于南京河西地區，屬長江漫灘平原，線路范圍內多內流河、溝渠和水塘，地面高程為1.70～10.85 m。

場區地下水類型主要為孔隙潛水及孔隙承壓水，覆蓋層中孔隙潛水與孔隙承壓水、孔隙承壓水與下伏基巖裂隙水水力聯系微弱。

各土層物理力學指標見表1—4。

表1　各土層物理性質指標

表2　各土層壓縮、固結指標

表3　各土層抗剪強度標準值

表4　各土層波速測試指標

3Mindlin理論解析解計算分析

3.1盾構下臥土層固結沉降計算

3.1.1盾構下臥土層沉降理論計算及參數選取

盾構停機位置地層斷面如圖3所示。地基各層土t時刻的主固結沉降量

Sct=ScUt。

(1)

式中：Sc為地基各層土的總固結沉降量，mm;Ut為t時刻的地基土平均固結度。

根據Mindlin[11]給出的豎向點荷載作用在彈性半無限空間內部時的應力彈性解，Poulos等推導出了條形均布荷載作用在彈性半無限空間內部時豎向應力的彈性解，荷載計算簡圖如圖4所示。

(a) 左線隧道 (b) 右線隧道

圖3停機位置隧道斷面地層(單位:m)

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

a為條形荷載寬度，取隧道開挖直徑；h為條形荷載距地面的距離，取隧道底至地面距離；z為計算深度距離(至基巖面)。

圖4彈性半無限空間內部作用條形荷載簡圖

Fig.4Strip load inside a semi-infinite mass

在不考慮擾動土體超孔隙水壓力消散[12]的情況下，僅考慮盾構、管片、壁后注漿與置換開挖土體的荷載差值引起的下臥土體的應力釋放，圖4中P點豎向附加應力

(2)

式中:p為對盾構底部土體施加的附加應力；μ為土體泊松比。

采用單向壓縮分層總和法[13]計算盾構底部土體總固結沉降量

(3)

式中：Δpi為盾構底部可壓縮土層各點位置的附加應力,kPa，盾構底部土層中各深度點的附加應力近似為線性關系，計算中可取各土層中間點位置的附加應力值;Hi為各可壓縮土層的厚度,m；Esi為盾構底部可壓縮土層的壓縮模量。

在盾構產生的附加應力作用下，其下臥土體排水固結。引用太沙基一維固結理論[13-14]計算不同時刻點的平均固結度Ut。

(4)

(5)

(6)

(7)

式(4)—(7)中：Cv為固結系數，m2/s；kv為豎向滲透系數，m/s；mv為體積壓縮系數，kPa-1；e0為土體初始孔隙比；rw為地下水重度，kN/m3；av為豎向壓縮系數，kPa-1；Tv為豎向固結因子，無量綱；t為固結沉降歷時，s；H為地基土層的最大豎向排水距離，m，對于雙面排水為土層厚度的一半，本工程為單面排水，取土層厚度。

根據各層土的總固結沉降量和t時刻的平均固結度Ut，可通過式(1)計算各層土t時刻的固結沉降量，各層土的t時刻固結沉降量之和即為t時刻的下臥土層固結沉降量(盾構整體下沉量)。

(8)

3.1.2計算結果

盾構下臥各土層附加應力及土層總固結沉降值計算結果見圖5—8。

圖5　左線盾構底部各下臥層中心處附加應力計算值

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

圖6　左線盾構底部下臥各土層總固結沉降計算值

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

圖7　右線盾構底部各下臥層中心處附加應力計算值

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

圖8　右線盾構底部下臥各土層總固結沉降計算值

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

由計算結果可知，左線盾構底部中心點總固結沉降量最大為22.05 mm，右線盾構底部中心點總固結沉降量最大為25.61 mm。

3.2盾構整體下沉引起地面沉降計算

假定盾構為一個剛性體，下臥土層固結沉降即為盾構的整體沉降量，盾構整體沉降使其與上部土層之間產生空隙，周圍土層填充該空隙引起地面沉降。應用Peck[1，5]公式計算由地層損失引起的地面沉降。

(9)

(10)

式(9)—(10)中:Smax為盾構中心軸線位置的地面沉降量，mm；D3為盾構外徑(開挖直徑)，m;V1-a為盾構沉降產生的額外地層損失；S(x)為地面距離盾構軸線x處的地面沉降量，mm；k為沉降槽寬度系數，無量綱，依照施工經驗本工程取0.25；z0為隧道軸線埋深，m。

將盾構底部下臥各土層總固結沉降值帶入式(9)和式(10)可得，盾構掘進過程由于下臥土層固結沉降引起的地面沉降曲線如圖9和圖10所示。

由計算結果可知，在盾構推進過程中，單純由盾構下臥土層固結沉降引起的最大地面沉降，左線為12.15 mm，右線為13.82 mm。

圖9　左線盾構掘進由于下臥土層固結引起的地面沉降

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

圖10　右線盾構掘進由于下臥土層固結引起的地面沉降

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

4三維數值模擬計算

4.1三維模型建立及參數選取

通過前述理論解析解的計算可知：當 t=0時，由盾構下臥土層固結沉降引起的地面沉降，左線為6.53 mm，右線為4.72 mm。由于左線盾構所處地層較為敏感，故三維數值模擬僅選取左線盾構所處位置進行模擬計算。

在有限元模擬過程中，模型的巖體力學指標見表1—4，隧道結構參數按照實際設計參數進行取值。盾構管片厚350 mm，為C50預制混凝土，其物理力學參數見表5。

表5　盾構管片物理力學參數

為研究盾構掘進對周邊土體位移的影響，建立MIDAS-GTS三維有限元模型如圖11所示。

1)計算域。上下范圍：考慮左線隧道所在的地層自上而下主要有素填土、淤泥質粉質黏土和粉砂等，同時受巖層深度影響，三維總體模型高60 m，隧道頂部埋深13.3 m，整個模型的高度是盾構隧道直徑的10倍，滿足鐵路隧道開挖的影響范圍要求。橫向范圍：隧道中心線兩側各40 m，總長80 m。前后范圍：前后共56環，長67.2 m。

(a) 三維總體模型

(b) 結構模型

2)荷載。模擬過程中主要考慮永久荷載，僅考慮地層壓力，且初始應力場僅由自身重力產生，不考慮地層構造應力的影響，盾構和后配套產生的附加應力為17.8 kPa，均勻作用于所在范圍的土體上。

3)邊界條件。固定模型X方向的左右邊界水平位移、Y方向底邊界位移，限制Z方向前后水平位移，模型頂面為自由面。

4)單元類型。三維實體模型采用彈塑性模型，摩爾-庫侖計算準則，實體單元為四面體4節點單元，盾構襯砌采用MIDAS-GTS中特有的板單元，三維計算模型節點共2 922個，單元總數為14 194個。

4.2數值模擬計算

本次計算不考慮流固耦合及盾構切口地層損失，且三維數值計算僅考慮t為最大時刻(土層應力完全釋放時)的情況。

土體總豎向位移云圖如圖12所示。盾構掘進施工的主要影響范圍為隧道周邊1倍洞徑的土體，最大沉降位于隧道底部，為28.2 mm,地表沉降為5.99 mm，與理論解析解計算結果基本相仿。

圖12　盾構停機引起的周邊土層豎向位移云圖

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

5工程施工監測數據比對分析及沉降控制措施探討

新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間盾構施工過程中，左線盾構掘進至300環左右，受外界條件限制，于2014年7月18日停止施工，并于2014年8月28日恢復施工；右線盾構于2014年6月中旬通過左線停機位。選取左線停機段最近的T5H-K13+368-3測點和對應右線T5H-K13+368-7測點(右線通過左線停機點)的監測數據進行比對分析，測點的地表累計沉降量-時間曲線如圖13和圖14所示。

圖13　新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間左線地表監測點累計沉降量-時間曲線圖(2014年)

圖14　新梗街站—天保路站(2號盾構井)區間右線地表監測點累計沉降量-時間曲線圖(2014年)

若盾構按照理想的施工工藝參數，在不考慮隧道開挖基地土體回彈(加載、卸載過程)、掘進參數控制和盾構切口地層損失等因素的前提下，以一維固結理論為前提的理論解計算得盾構通過T5H-K13+368-3測點引起的地面沉降量為6.53～8.03 mm，由三維數值模擬計算的地面沉降量約為5.99 mm。

通過與T5H-K13+368-3和T5H-K13+368-7 測點實際監測數據的比對，實際沉降程度較理論計算值要大很多，可明顯看出：1)單純由于盾構施工引起土體固結沉降或彈塑性變形而造成的地面沉降是有限的，不同的施工狀態對實際沉降程度有顯著的影響，且累計沉降量-時間曲線圖離散性強、沉降量收斂較慢；2)本工程由于盾構掘進速度不均勻、出渣量控制不嚴格及同步注漿材料配比不適宜等造成了地面沉降量過大，盾構停機也進一步加劇了沉降的發展，故盾構施工掘進參數控制、管片背后注漿材料性能和切口地層損失控制等施工因素是主控沉降程度及沉降發展的關鍵因素；3)盾構停機狀態下，實際地面沉降量加大19.75 mm，停機期間理論計算固結沉降量約為5.62 mm(見圖15)，由于停機期間盾構刀盤要一直處于慢速轉動狀態，超孔隙水壓力消散和地層損失成為導致沉降量加劇的主要因素。

圖15　左線盾構停機解析計算沉降量-時間曲線圖

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

通過以上分析并根據盾構掘進的施工原理[15]，為了達到控制地表沉降的目的，可針對地層自身特性和盾構施工工藝參數提出具體的控制措施。

1)土體在附加應力作用下的固結沉降或彈塑性變形，其大小主要取決于附加荷載的大小，若通過材料技術的發展，減小盾構和后配套拖車的自身質量(其重力盡量偏向于開挖土體自身重力)，能減小單純由于盾構施工荷載引起的地面沉降量。

根據底部下臥土層的應力分布規律，越靠近盾構底則附加應力越大，可優化設計施工方案，通過在管片底部標準環增加注漿孔(見圖16)，增大注漿范圍和注漿量(見圖17)，可改良盾構底部地層，從而減小施工引起的地面沉降。在地面沉降控制苛刻的區域，可直接對盾構穿越區域進行地層預注漿加固等地層改良措施。

圖16　預制管片底部標準環新增注漿孔示意圖(單位:mm)

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

圖17　成型管片增大同步注漿范圍示意圖(單位:mm)

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

2)在盾構施工工藝參數控制方面，可提高盾構掘進施工速度，在保證施工質量和施工安全的前提下，盡可能快速地通過；同步注漿須保證注漿壓力和注漿及時性，快速封閉盾構施工引起的建筑空隙，盡可能減少地層損失；在軟土地區，由于地層的自愈性，可采用初凝時間較短的注漿材料，如水泥-水玻璃雙液漿等，提高填充區的早期強度；采用高質量的渣土改良劑和嚴格控制出渣量，提高密封性，平衡開挖面水土壓力，以控制盾構刀盤切口地層損失，減小因水土流失造成的地層超前沉降，避免地面沉降量的疊加。

6結論與體會

1)通過理論解析解計算和三維數值模擬分析得出的單純由于盾構施工荷載引起的地面沉降是有限且較小的，施工工藝參數是主控沉降程度及發展的關鍵因素。盾構快速平穩地掘進施工，能減小對地面沉降的影響。

2)當盾構下臥土層為較厚的砂土層時，在盾構施工荷載影響下，其固結時間較短，初期沉降明顯，造成的地面累計沉降值收斂較快；當盾構下臥土層為較厚的黏土層時，其固結時間較長，初期沉降不明顯，造成的地面累計沉降值收斂較慢，且盾構施工造成的累計地面沉降量總體大于下臥土層為較厚砂層時的地面沉降量。

3)根據地層自身特性和盾構施工工藝參數2類影響因素，通過選用與地層特性相適應的盾構機型，合理選擇并優化盾構施工工藝參數，嚴防盾構刀盤切口地層損失，嚴格根據設計圖紙要求進行同步注漿及二次注漿，可較大程度地減小盾構掘進施工對環境的影響。通過在預制管片底部標準環上新增注漿孔，增大成型管片底部注漿量和注漿范圍，理論上可有效控制施工期地面沉降和工后沉降，對后期周邊地塊開發對成型盾構區間造成的影響也有良好的控制作用。

4)在盾構慢速掘進時，更應該根據穿越地層條件和地面環境，充分預測和評估盾構施工對地面建(構)筑物的影響，按地面環境的重要級別和對沉降的承受能力，綜合判斷其安全性，必要時可采取超前地層預處理措施。若在盾構施工因外界條件限制須停機的情況下，應提前籌劃，盡量選擇下臥土層較好的區段，如復合盾構選擇巖層地段，軟土盾構選擇密實砂層等。在施工環境復雜的情況下，應經常對盾構進行檢查維護，避免非正常停機。

本文在進行計算時，采用了土層壓縮變形只考慮豎向附加應力引起的地基沉降、土層不發生側向變形、土層的壓縮和土中水的滲流只沿豎向單向發生、土層中水流是單相穩定線性流動和各土層為單一均質的彈塑性體等基本假定，為同類工程的相關研究提供了計算思路，而其普遍適用性則有待于進一步優化和完善。

參考文獻(References)：

[1]林存剛，吳世明，張忠苗，等.盾構掘進速度及非正常停機對地面沉降的影響[J].巖土力學，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]鄭淑芬.盾構隧道施工地表沉降規律及控制措施研究[D].長沙：中南大學，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]孫長軍，張頂立，郭玉海，等.大直徑土壓平衡盾構施工穿越建筑物沉降預測及控制技術研究[J].現代隧道技術，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]朱才輝，李寧，柳厚祥，等.盾構施工工藝誘發地表沉降規律淺析[J].巖土力學，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]梁榮柱，夏唐代，林存剛，等.軟土地區土壓平衡盾構停機實測分析[J].現代隧道技術，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.基于地層損失的盾構隧道地面沉降控制[J].地下空間與工程學報，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.軟土地層盾構施工中掘進速度對地面沉降的影響分析[J].鐵道建筑，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，王濤.盾構法隧道施工引起的地面沉降機理與控制[J].科技資訊，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]李廣信.高等土力學[M].北京：清華大學出版社，2004.(LI Guangxin.Advanced soil mechanics[M].Beijing：Tsinghua University Press，2004.(in Chinese))

[13]龔曉南.土力學[M].北京：中國建筑工業出版社，2002：99-114.(GONG Xiaonan.Soil mechanics[M].Beijing：China Architecture &Building Press，2002：99-114.(in Chinese))

[14]龔曉南.高等土力學[M].杭州：浙江大學出版社，1996:92-111.(GONG Xiaonan.Advanced soil mechanics [M].Hangzhou：Zhejiang University Press，1996：92-111.(in Chinese))

[15]張鳳祥，傅德明，楊國祥，等.盾構隧道施工手冊[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

作者簡介：郭幪(1984—)，男，河南伊川人，2006年畢業于長沙理工大學，土木工程專業，本科，工程師，現從事隧道及地下工程結構設計工作。 E-mail:velen7979@163.com。

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

中圖分類號：U 455.43

文獻標志碼：B

文章編號：1672-741X(2016)06-0701-09