地鐵盾構(gòu)施工地層變形預(yù)測及數(shù)值分析

邱明明，楊果林，姜安龍，申　權(quán)

1)中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410075；2)廈門軌道交通集團(tuán)有限公司，福建廈門 361001

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地鐵盾構(gòu)施工地層變形預(yù)測及數(shù)值分析

邱明明1，楊果林1，姜安龍2，申權(quán)1

1)中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410075；2)廈門軌道交通集團(tuán)有限公司，福建廈門 361001

摘要：以某城市地鐵在建盾構(gòu)隧道為研究對象，借助數(shù)值仿真建立了三維盾構(gòu)施工有限差分計(jì)算模型，給出了盾構(gòu)施工引起的地層變形三維地層損失預(yù)測方法，并對盾構(gòu)施工地層豎向變形及水平變形計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析. 結(jié)果表明，隧道橫向地層變形接近“V”形分布，形成的地表沉降槽寬度約為6倍隧道直徑；盾構(gòu)前方土體產(chǎn)生隆起，開挖面后方表現(xiàn)為沉降，沿盾構(gòu)掘進(jìn)方向近似呈倒“S”形，并在開挖面前后3倍直徑以外逐漸趨于穩(wěn)定；地層水平變形左右兩側(cè)反對稱，距隧道中心約1倍直徑處地層水平變形值最大，6倍直徑以外地層水平變形基本不受施工影響；隨著埋深的增加，地層水平變形值減小，隧道拱腰上下一定范圍土體向洞外移動.所得結(jié)論對城市地鐵盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)與施工變形控制有指導(dǎo)意義.

關(guān)鍵詞：隧道工程；地鐵； 盾構(gòu)施工； 土體損失； 預(yù)測模型； 地層變形； 三維數(shù)值試驗(yàn)； 動態(tài)模擬

隨著城市軌道交通建設(shè)的快速發(fā)展，盾構(gòu)法逐漸成為一種被廣泛應(yīng)用于各種地質(zhì)條件下修建隧道的施工方法，但其施工是在土體內(nèi)部進(jìn)行的，仍不可避免對周圍土體產(chǎn)生擾動影響，引起隧道周圍地層發(fā)生松動和變形，進(jìn)而危及鄰近建筑物安全或誘發(fā)諸多環(huán)境問題[1-2]. 因此，探討盾構(gòu)施工引起的地層移動和變形機(jī)理及規(guī)律，對盾構(gòu)施工控制、變形預(yù)測及保護(hù)周圍環(huán)境具有重要意義.

諸多學(xué)者曾致力于盾構(gòu)施工變形的研究[3-14]，分別采用經(jīng)驗(yàn)公式法[3-5]、理論解析法[6-13]、隨機(jī)介質(zhì)理論法[14-16]和數(shù)值分析法[17-20]等方法對這一問題嘗試解答，取得了很多有益的成果. 其中，經(jīng)驗(yàn)公式法簡單明了、計(jì)算方便，被廣泛應(yīng)用于預(yù)測盾構(gòu)隧道開挖引起的地表沉降，但這是建立在一種經(jīng)驗(yàn)的基礎(chǔ)之上，缺乏理論依據(jù)，應(yīng)用具有一定的局限性. 實(shí)際上盾構(gòu)法施工過程是一個復(fù)雜的動態(tài)三維問題，其施工過程中受開挖面支護(hù)力、盾尾間隙、壁后注漿和支護(hù)時間等因素的影響，使得對盾構(gòu)施工變形這一問題的深入研究變得十分困難. 因此，借助數(shù)值仿真手段，對盾構(gòu)隧道施工過程進(jìn)行精細(xì)化數(shù)值模擬分析，對進(jìn)一步掌握盾構(gòu)施工過程力學(xué)行為及地層變形規(guī)律具有積極意義.

三維有限差分軟件FLAC在處理動態(tài)、大變形和非線性等問題中具有較強(qiáng)的優(yōu)勢[21-23]. 本研究以某地鐵區(qū)間隧道盾構(gòu)施工為研究背景，考慮盾構(gòu)施工過程中開挖、推進(jìn)、支護(hù)力、注漿和支護(hù)等工序，采用FLAC軟件建立三維盾構(gòu)施工力學(xué)模型，探討盾構(gòu)施工引起的地層變形橫向分布規(guī)律、地層變形縱向分布規(guī)律及深層土體水平變形規(guī)律. 同時，基于地層損失理論的基礎(chǔ)之上，對盾構(gòu)施工引起的地層變形進(jìn)行三維預(yù)測，并結(jié)合數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析. 研究成果可為地鐵隧道設(shè)計(jì)和盾構(gòu)施工控制提供參考.

1工程背景

某城市地鐵區(qū)間盾構(gòu)隧道，隧道起止里程為CK03+294.400～CK03+993.447，右線區(qū)間長699.047 m. 擬建場區(qū)沿線主要地層為近代人工填筑土層、第四系全新統(tǒng)海積層、海陸交互相沉積層、沖洪積層及殘積層. 根據(jù)工程地質(zhì)勘察報(bào)告，該段地層自上而下分布情況為：雜填土、素填土、中粗礫砂、殘積礫質(zhì)黏性土、全風(fēng)化花崗巖、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、中風(fēng)化花崗巖和微風(fēng)化花崗巖. 巖層埋藏于第四系地層之下，風(fēng)化層厚度較大，且?guī)r性、分布、厚度及性能變化較為復(fù)雜. 各土層的物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表1. 其中，H為土層厚度； ρ為密度； φ為土體內(nèi)摩擦角； c為黏聚力； E為彈性模量； ν為土體泊松比.

表1　土層物理力學(xué)參數(shù)

本次設(shè)計(jì)范圍內(nèi)區(qū)間右線穿越地層，主要為殘積礫質(zhì)黏性土、散體狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖和全風(fēng)化花崗巖；隧道頂部地層為殘積礫質(zhì)黏性土和殘積砂質(zhì)黏性土. 區(qū)間隧道沿線均是城市主要干道道路，周邊建筑物及地下管線較多，區(qū)間埋深變化較小，不宜采用明挖施工. 盾構(gòu)法在該地層施工時，較礦山法經(jīng)濟(jì)、安全、合理，故采用盾構(gòu)法施工.

區(qū)間隧道斷面為圓形隧道，隧道襯砌管環(huán)外徑為6.20 m，內(nèi)徑為5.50 m，環(huán)寬1.20 m，厚度為0.35 m. 采用單層襯砌，襯砌管環(huán)由一塊封頂塊、兩塊鄰接塊和三塊標(biāo)準(zhǔn)塊構(gòu)成，采用預(yù)制裝配式鋼筋混凝土管片錯縫拼裝而成，管片之間連接采用彎螺栓連接.

2基于地層損失的地層變形預(yù)測

2.1地層變形計(jì)算方法

在眾多地鐵隧道盾構(gòu)施工地表變形預(yù)測方法中以經(jīng)驗(yàn)公式法應(yīng)用最為廣泛，而經(jīng)驗(yàn)公式法又以Peck[3]提出的簡捷方便的估算公式最為著名，其計(jì)算原理如圖1. 該方法以統(tǒng)計(jì)有限區(qū)域工程實(shí)測數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，系統(tǒng)地提出了地層損失的概念和隧道開挖引起的橫向地表變形實(shí)用預(yù)測公式，即著名的Peck曲線，其表達(dá)式如式(1).

圖1　地表沉降槽斷面形狀Fig.1　Sectional shape of surface settlement trough

(1)

其中，S(x)為地表變形；x為沿隧道橫向水平距離； Smax為地表最大變形；i為地表沉降槽寬度系數(shù)； R為隧道計(jì)算半徑； Vloss為施工引起的隧道單位長度的地層損失量； h為隧道中心埋深； η為地層體積損失率，即單位長度地層損失占盾構(gòu)開挖體積的百分比，其取值參考文獻(xiàn)[24].

Sagaseta[6]在不排水條件下，假定土體是不可壓縮的均勻彈性半無限體，土體損失沿軸線均勻分布，并將土體損失等效為圓柱體，推導(dǎo)了三維的地表變形解析解，其表達(dá)式為

(2)

Loganathan等[8]在文獻(xiàn)[6]的基礎(chǔ)之上，采用橢圓形非等量徑向土體移動平面，提出了預(yù)測地層位移的二維解析解，其表達(dá)式為

其中， y為沿盾構(gòu)推進(jìn)方向的距離；z為距地表的深度；g為間隙參數(shù)；其他參數(shù)含義同式(1).

文獻(xiàn)[12]基于地層損失理論的基礎(chǔ)上，提出考慮土體泊松比以及橢圓形非等量徑向土體位移模式的地表沉降計(jì)算公式：

(4)

根據(jù)文獻(xiàn)[6, 8]的研究成果可知，盾構(gòu)施工沿掘進(jìn)方向的地層損失分布及地層損失率可表示為

(5)

參考式(3)和式(4)，并結(jié)合式(5)，可得地鐵隧道盾構(gòu)施工地層損失引起的三維地層變形預(yù)測模型為

(6)

盾構(gòu)施工引起的地表沉降是反映周邊土體移動變化直接的表現(xiàn)，也是工程中最為關(guān)注的問題之一. 當(dāng)z=0時，式(6)即為盾構(gòu)施工引起的的地表沉降預(yù)測公式，且與式(4)相同.

2.2實(shí)例驗(yàn)算

某城市地鐵區(qū)間隧道盾構(gòu)試驗(yàn)段，盾構(gòu)施工主要穿越粗砂、礫砂、圓礫和泥質(zhì)粉砂巖地層，采用輻條加泥式復(fù)合土壓平衡盾構(gòu)機(jī)，襯砌管片外徑和內(nèi)徑分別為6.00 和5.40 m，管片寬度為1.20 m. 計(jì)算參數(shù)取值如下：R=3.20 m， h=15.80 m， φ=30.0°， c=5.0 kPa， ν=0.30， Es=6.40 MPa， η=1.00%.

采用不同方法計(jì)算得到的盾構(gòu)地層損失引起的地表沉降曲線變化趨勢較相近，見圖2. 盾構(gòu)施工引起的橫向地表沉降呈“V”形沉降槽，沉降槽左右兩側(cè)基本對稱，最大地表沉降發(fā)生在隧道中心正上方；盾構(gòu)施工引起的縱向地表沉降曲線呈“S”形，開挖面前方隆起效應(yīng)不明顯，開挖面后沉降量先增大后趨于穩(wěn)定；各方法所得的地表沉降最大值依次為-13.2、 -6.0、 17.7、 -17.0、 -20.6和-19.4 mm.可見，Sagaseta法計(jì)算的地表沉降值明顯偏小，本研究方法所得結(jié)果與Loganathan方法、數(shù)值方法和現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果較為相近，且可用于分析和評價盾構(gòu)施工引起的三維地層變形.

圖2　盾構(gòu)施工引起地表沉降曲線對比Fig.2　(Color online) Comparison of surface settlement curves by shield tuneling

3地鐵盾構(gòu)施工數(shù)值試驗(yàn)

3.1三維地層-結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

根據(jù)工程勘察報(bào)告及盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)資料，其隧道直徑D=6.4 m，模型上邊界為地表，埋深h=13.3 m，取為自由邊界；考慮隧道開挖影響區(qū)域3～5倍D最適宜，橫向范圍取36.0 m；模型下部取隧道底部下21.7 m；沿隧道推進(jìn)方向長度取72 m(每環(huán)1.2 m，共計(jì)60環(huán)管片). 按照表1的土層分布情況，考慮模型的對稱性和單元數(shù)量，建立的三維有限差分計(jì)算模型尺寸為(長)72 m×(寬)36 m×(高)35 m，模型共劃分27 456個單元，30 184個節(jié)點(diǎn).

模型四周限制水平移動，設(shè)為位移邊界；模型底部限制水平和垂直移動，設(shè)為固定邊界. 沿盾構(gòu)隧道橫斷面方向?yàn)閤軸，沿盾構(gòu)推進(jìn)方向?yàn)閥軸，地層深度方向?yàn)閦軸，建立三維坐標(biāo)系，所建模型網(wǎng)格劃分和隧道內(nèi)部結(jié)構(gòu)見圖3. 其中，b為厚度.

圖3　三維數(shù)值計(jì)算模型Fig.3　Computational three-dimensional model

3.2材料模型

在數(shù)值計(jì)算過程中，土體采用實(shí)體單元模擬，其計(jì)算參數(shù)按表1取值. 考慮巖土體的非線性，材料強(qiáng)度準(zhǔn)則采用Mohr-Coulomb彈塑性屈服準(zhǔn)則，其表達(dá)式為

f=τn-c-σntanφ=0

(7)

其中， τn和σn分別為受力面上的剪應(yīng)力和正應(yīng)力.

M-C屈服條件在π平面上表現(xiàn)為一個不等角的等邊六邊形，其屈服面在主應(yīng)力空間是一個棱錐面，且中心軸線與等傾線重合[25]，如圖4. 其在三維應(yīng)力空間中的表達(dá)式為

(8)

其中， I1為應(yīng)力張量第1不變量； J2和J3分別為應(yīng)力偏張量第2和第3不變量； τ8為八面體剪應(yīng)力.

圖4　Mohr-Coulomb屈服面Fig.4　Mohr-Coulomb yield surface

襯砌管片與圍巖之間形成的盾尾間隙采用壁后注漿充填，壁后注漿圈層一般采用等代層來模擬[17]，本研究中等代層厚度取0.10 m. 襯砌管片采用C50鋼筋混凝土，厚度為0.35 m，彈性模量為34.5 GPa，考慮管環(huán)接頭效應(yīng)，其剛度乘以系數(shù)0.85. 假定等代層和襯砌管片均為彈性材料，符合彈性本構(gòu)關(guān)系，且均采用FLAC中的實(shí)體單元來模擬. 其材料屬性通過體積模量K和剪切模量G兩個彈性常量來描述，材料參數(shù)計(jì)算按式(9)進(jìn)行換算[21]，支護(hù)材料力學(xué)參數(shù)見表2.其中， γ為容重.

(9)

3.3盾構(gòu)掘進(jìn)過程的實(shí)現(xiàn)

通過對建立的三維數(shù)值計(jì)算模型施加重力荷載，清除自重作用下產(chǎn)生的土體位移，以模擬地層的初始應(yīng)力狀態(tài)；然后進(jìn)行盾構(gòu)掘進(jìn)施工，每次推進(jìn)5個環(huán)寬(1.2 m)，即為6.0 m，分12步開挖完成，見圖5. 隧道動態(tài)施工過程具體如下：① 開挖隧道內(nèi)部的土體，每步開挖5環(huán)；② 為模擬盾構(gòu)開挖面支護(hù)效應(yīng)，在開挖面施加支護(hù)力0.30 MPa的分布荷載；③ 運(yùn)行一定的時步后，釋放隧洞邊界地層應(yīng)力25%[18]，以模擬盾尾的空隙引起的地層損失；④ 拼裝襯砌管片，并進(jìn)行盾尾壁后注漿，壁后注漿采用等代層來模擬；⑤ 等代層為水泥加強(qiáng)土體，對注漿圈外的地層施加0.25 MPa注漿壓力；⑥ 求解計(jì)算；⑦ 進(jìn)行下一步開挖計(jì)算，直至隧道全部開挖完成.

圖5　盾構(gòu)隧道動態(tài)掘進(jìn)示意圖Fig.5　Schematic diagram of shield tunneling

3.4變形監(jiān)測點(diǎn)布設(shè)

取隧道推進(jìn)方向y=36.0 m(斷面Ⅲ)為橫向監(jiān)測斷面，間隔3.0 m等間距布設(shè)監(jiān)測點(diǎn)，研究不同深度位置橫向地層變形動態(tài)變化規(guī)律；在監(jiān)測斷面Ⅲ上，設(shè)置A、B、C和D四個監(jiān)測點(diǎn)，研究地層水平變形隨深度方向變化規(guī)律；同時，在隧道中心正上方分別距地表0.8、4.8和8.8 m深度位置，并沿盾構(gòu)推進(jìn)方向間隔3.0 m等間距布設(shè)監(jiān)測點(diǎn)，研究地層變形沿隧道縱向動態(tài)變化規(guī)律. 測點(diǎn)布置見圖6.

圖6　監(jiān)測斷面及監(jiān)測點(diǎn)布置(單位：m)Fig.6　Monitor points arrangement plan (unit: m)

4結(jié)果分析

4.1地層豎向變形規(guī)律

4.1.1橫斷面地層豎向變形

圖7為盾構(gòu)推進(jìn)過程不同時步沿隧道橫斷面地表豎向變形曲線. 由圖7可得，盾構(gòu)推進(jìn)第1、2、4、6、8和12時步，地表豎向變形最大值依次為-13.35、-16.57、-16.99、-17.02、-17.03和-17.04 mm，最終形成的地表豎向變形曲線與Peck公式計(jì)算值基本吻合；地表豎向變形隨著盾構(gòu)向前推進(jìn)不斷發(fā)展變化，形成的沉降槽寬度越來越大，沉降槽深度也越來越深，最后漸趨穩(wěn)定.

圖7　不同時步地表豎向變形曲線Fig.7　(Color online) Curves of vertical deformations of ground for different time steps

不同深度位置沿隧道橫斷面地層豎向變形數(shù)值計(jì)算值與理論值對比如圖8. 由圖8可得，地表豎向變形數(shù)值計(jì)算值與采用本研究式(6)計(jì)算結(jié)果吻合較好；在地表下0、0.8、4.8和8.8 m不同位置，地層豎向變形最大值分別為-17.02、-17.46、-19.03和-22.14 mm；隧道開挖后，隧道周圍土體向洞內(nèi)逐漸移動，在隧道中心上方形成“V”形沉降槽，沉降槽寬度約為6D； 隨著埋深的增加，沉降槽寬度逐漸減小，沉降值逐漸增大，即埋深越大，沉降曲線“窄高”型特征越明顯，埋深越小，沉降曲線“矮胖”型特征越明顯.

圖8　不同深度處地層豎向變形曲線Fig.8　Curves of vertical deformations of stratum for different depths

4.1.2縱斷面地層豎向變形

不同深度位置沿隧道軸線方向地層豎向變形數(shù)值計(jì)算值與理論值對比如圖9所示. 由圖9可得，在開挖面前方，隧道上部地層受到隧道周圍土體的支撐及盾構(gòu)推力的作用，地層表現(xiàn)為隆起；在開挖面后方，隧道內(nèi)因土體開挖而脫空，土體逐漸向洞內(nèi)移動表現(xiàn)為沉降；縱向地層變形呈倒“S”形分布，開挖面前后3D以外地層豎向變形逐漸趨于穩(wěn)定，埋深越深，地層豎向變形值越大；數(shù)值試驗(yàn)值與本研究理論計(jì)算結(jié)果變化趨勢較為接近，且數(shù)值試驗(yàn)過程中能考慮開挖面支護(hù)力、壁后注漿等施工因素.

圖9　地層豎向變形沿縱斷面變化曲線Fig.9　Curves of vertical deformations of stratum with longitudinal section

4.2地層水平變形規(guī)律

4.2.1橫斷面地層水平變形

圖10為盾構(gòu)推進(jìn)過程不同時步沿隧道橫斷面地層水平變形曲線. 由圖10可得，盾構(gòu)施工引起的地層水平變形左右兩側(cè)反對稱；盾構(gòu)推進(jìn)第1、2、4、6、8和12時步，地表水平變形最大值依次為4.42、6.09、6.74、6.84、6.86和6.87 mm；地表水平變形隨著盾構(gòu)向前推進(jìn)不斷發(fā)展變化，水平變形值及擾動影響范圍逐漸擴(kuò)大，隨著隧道的開挖和支護(hù)后地表水平變形逐漸趨于穩(wěn)定.

圖10　不同時步橫向地表水平變形曲線Fig.10　(Color online) Curves of horizontal deformations of ground for different time steps

不同深度位置沿隧道橫斷面地層水平變形曲線對比見圖11. 由圖11可得，地層水平變形左右兩側(cè)反對稱，距隧道中心約D處地層水平變形值最大， 6D以外地層變形基本不受施工影響；隨著埋深的增加，地層水平變形值減小，擾動影響范圍也逐漸縮?。粩?shù)值試驗(yàn)值與本研究理論計(jì)算結(jié)果變化趨勢基本一致，但在埋深較大位置，理論值與數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果略有差異，原因是理論方法僅考慮了地層損失的影響.

圖11　不同深度橫向地層水平變形曲線Fig.11　Curves of horizontal deformations of stratum for different depths

4.2.2深層土體水平變形

深層土體水平位移曲線對比如圖12所示. 由圖12可見，在同一深度，離隧道中心越近，地層水平變形受施工影響越大；測點(diǎn)D距隧道中心18.0 m，地表水平變形值為-1.06 mm，故距隧道中心3D以外地表水平變形受施工影響較小.

圖12　深層土體水平變形曲線Fig.12　(Color online) Curves of horizontal deformations of soil for different depths

由水平變形數(shù)值試驗(yàn)值與理論計(jì)算結(jié)果對比可知，地層水平變形隨深度變化趨勢基本一致，但在隧道兩側(cè)土體水平移動方向相反. 其原因是數(shù)值試驗(yàn)過程中除考慮地層損失的影響外，還考慮了開挖面支護(hù)力、壁后注漿壓力的影響，由于二力的作用使隧道左右兩側(cè)土體向外產(chǎn)生了移動，其值約為2.0 mm．本研究是基于地層損失理論基礎(chǔ)上的地層變形預(yù)測方法，故未能反映此影響. 因此，在理論基礎(chǔ)不完備的條件下，采用數(shù)值試驗(yàn)來模擬盾構(gòu)施工地層移動和變形也不失為一種有效的手段，同時，基于盾構(gòu)施工力學(xué)行為過程，建立能夠考慮多因素的地層變形預(yù)測方法也是非常有必要的.

為進(jìn)一步探討深層土體水平變形規(guī)律，保持隧道計(jì)算半徑R=3.2 m不變，取x=2.0R； h=1.5R、 2.0R、 2.5R、 3.0R、 4.0R、 6.0R、 8.0R和10.0R進(jìn)行計(jì)算分析，計(jì)算結(jié)果見圖13. 結(jié)果表明：① 隧道埋深越淺，地表水平變形值就越大；隨著埋深的增加，深層土體水平位移最大值位置開始下移，并趨近于隧道的腰部； ② 當(dāng)隧道埋深h≤2.0R時，水平位移曲線沿深度方向近似呈冪函數(shù)分布；當(dāng)隧道埋深h≥8.0R時，水平位移曲線沿深度方向近似呈拋物線分布.

圖13　深層土體水平變形比較Fig.13　(Color online) Comparison between horizontal deformations of soil for different depths

5結(jié)論

1)本研究理論計(jì)算方法能較好地反映盾構(gòu)施工引起的地層變形特點(diǎn)，可用于盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)與施工的前期計(jì)算分析；數(shù)值仿真能較好地再現(xiàn)盾構(gòu)動態(tài)施工過程，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果具有較高的一致性，可為盾構(gòu)施工控制提供參考.

2)地層豎向變形沿隧道橫斷面呈“V”形沉降槽，沉降槽寬度約為6D， 地層深度越大，沉降槽寬度越小，沉降值越大；地層豎向變形沿隧道縱斷面呈倒“S”形，開挖面前后3D以外地層豎向變形逐漸趨于穩(wěn)定.

3)地層水平變形左右兩側(cè)反對稱，距隧道中心約D處地層水平變形值最大， 6D以外地層變形基本不受施工影響，隨著埋深的增加，地層水平變形值減小.

4)在同一深度，離隧道中心越近，地層水平變形受施工影響越大，距隧道中心3D以外地表水平變形幾乎不受影響；隧道左右兩側(cè)土體受開挖面支護(hù)力和壁后注漿壓力的擠壓作用向外移動，水平變形值約為2.0 mm.

引文：邱明明，楊果林，姜安龍，等．地鐵盾構(gòu)施工地層變形預(yù)測及數(shù)值分析[J]. 深圳大學(xué)學(xué)報(bào)理工版，2016，33(4)：377-387.

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【中文責(zé)編：坪梓；英文責(zé)編：之聿】

中圖分類號：U 455

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

doi：10.3724/SP.J.1249.2016.04377

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51478484，51278499)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)基金資助項(xiàng)目(2016zzts063)

作者簡介：邱明明(1985—)，男，中南大學(xué)博士研究生.研究方向：道路與鐵道工程、隧道及地下工程力學(xué)行為及基礎(chǔ)理論. E-mail: sxdfqiuming@163.com

Numerical analysis of stratum deformation induced by tunnel boring machine construction for metro

Qiu Mingming1, Yang Guolin1?, Jiang Anlong2, and Shen Quan1

1) School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, Hunan Province, P.R.China 2) Xiamen Rail Transit Group Limited Corporation, Xiamen 361001, Fujian Province, P.R.China

Abstract：On the basis of the case study of the subway tunnel by tunnel boring machine construction and adopting the finite difference software FLAC, we establish three-dimensional stratum-structure model to simulate the dynamic process of tunnel boring machine construction. We put forward an improved three-dimensional prediction method of stratum deformation caused by tunnel boring machine construction based on stratum loss theory. The horizontal and vertical deformations of stratum are analyzed and compared with theoretical results. The results indicate that transversal stratum vertical deformation induced by tunnel boring machine construction presents a V-shaped curve. The width of settlement tank is about six times the tunnel diameter. Longitudinal stratum vertical deformation induced by tunnel boring machine construction demonstrates a S-shaped curve. The front excavation surface is uplifted and the back excavation surface is settled. It is changed gradually stable when the distance is greater than three times the diameter from the excavation surface. The curves of stratum horizontal deformation are the anti-symmetrical distribution, the maximum horizontal deformation is happened at about one time the diameter from the tunnel center. About six times the diameter from the tunnel center will be not influenced by shield construction. With the buried depth of tunnel getting bigger, the deformation of stratum horizontal gets smaller and the soils of tunnel arch haunch move to outside of the hole. The conclusion can be used and referenced for the design and construction of subway tunnel.

Key words：tunneling engineering；subway; tunnel boring machine construction; ground loss; prediction model; stratum deformation; three-dimensional simulation; dynamic simulation

Received：2015-10-20；Accepted：2016-04-15

Foundation：National Natural Science Foundation of China (51478484, 51278499);Fundamental Research Funds for the Central Universities (2016zzts063)

? Corresponding author：Professor Yang Guolin. E-mail:guoling@mail.csu.edu.cn

Citation：Qiu Mingming, Yang Guolin, Jiang Anlong,et al. Numerical analysis of stratum deformation induced by tunnel boring machine construction for metro[J]. Journal of Shenzhen University Science and Engineering, 2016, 33(4): 377-387.(in Chinese)

【土木建筑工程 / Architecture and Civil Engineering】