超大直徑盾構(gòu)掘進(jìn)引起地表縱向變形規(guī)律分析

方小明 張孟喜 張梓升 肖曉春 李磊

摘要：

為建立盾構(gòu)掘進(jìn)所引起地表變形的理論分析模型，從上海市北橫超大直徑盾構(gòu)隧道工程現(xiàn)場(chǎng)地表縱向變形實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析出發(fā)，采用有限元軟件模擬盾構(gòu)隧道施工，重點(diǎn)研究刀盤前方地表變形與施工參數(shù)間的相互關(guān)系。研究結(jié)果表明：當(dāng)土體達(dá)到被動(dòng)極限狀態(tài)時(shí)，刀盤前方最大隆起值約為10 mm，隆起形式近似為二次拋物線;同一埋深比情況下，刀盤前方最大隆起值與支護(hù)比成正比;同一支護(hù)比情況下，隨著埋深比的增大，隆起范圍逐漸遠(yuǎn)離刀盤向前移動(dòng)，兩者變化關(guān)系成正比，說(shuō)明刀盤前方地表的隆起程度及隆起范圍分別與施工參數(shù)中的支護(hù)壓力及覆土厚度存在一定關(guān)系。根據(jù)對(duì)有限元模擬結(jié)果的分析，并通過(guò)數(shù)學(xué)推導(dǎo)，提出了預(yù)測(cè)盾構(gòu)掘進(jìn)引起地表縱向變形的理論模型。經(jīng)過(guò)工程算例驗(yàn)證，該理論模型預(yù)測(cè)結(jié)果與北橫通道現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合情況較好。

關(guān) 鍵 詞：

地表變形; 盾構(gòu)隧道; 盾構(gòu)掘進(jìn); 有限元分析

中圖法分類號(hào)： U455.43

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.07.027

0 引 言

隨著城市化進(jìn)程加快，地下空間的開發(fā)規(guī)模逐步擴(kuò)大，盾構(gòu)法已經(jīng)成為中國(guó)隧道開挖的主要施工方法。盾構(gòu)法施工質(zhì)量的主要控制因素為地表變形，因此盾構(gòu)施工過(guò)程及工后地表的變形機(jī)理與控制一直受到學(xué)界廣泛關(guān)注。在行業(yè)內(nèi)一般將直徑大于14 m的斷面稱為超大斷面。超大直徑盾構(gòu)施工過(guò)程中由于開挖土體體量大，對(duì)土體擾動(dòng)大，導(dǎo)致地表變形較大，對(duì)穿越建筑物損壞影響大。因此超大直徑盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程中對(duì)地表變形預(yù)測(cè)尤為重要。

盾構(gòu)掘進(jìn)引起地表變形的大致分布規(guī)律見(jiàn)圖1。依據(jù)盾構(gòu)法施工的開挖工序與變形機(jī)理，一般可以將盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程引發(fā)的地表變形分為4個(gè)階段[1-3]，如圖1所示。

Ⅰ、Ⅱ階段地表變形發(fā)生在刀盤前方，主要通過(guò)調(diào)節(jié)刀盤支護(hù)壓力、排土量、掘進(jìn)速度進(jìn)行控制;Ⅲ階段地表變形發(fā)生在隆沉分界點(diǎn)至刀盤正上方之間，由地層損失引起，影響參數(shù)主要是刀盤與盾殼外徑的差距;Ⅳ階段地表變形出現(xiàn)在盾構(gòu)刀盤正上方及其后部分，由土體固結(jié)沉降引起，主要通過(guò)注漿進(jìn)行控制[4-7]。目前為止，對(duì)于Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ階段的地表變形，仍沒(méi)有較好的規(guī)律總結(jié)與理論計(jì)算模型，而對(duì)于Ⅳ階段的地表變形，目前已有不少實(shí)用的理論計(jì)算方法。林存剛等分析了杭州市慶春路過(guò)江隧道泥水盾構(gòu)施工地面沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，提出了修正雙曲線模型以預(yù)測(cè)地面總體沉降，經(jīng)過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)擬合認(rèn)為預(yù)測(cè)精度高于傳統(tǒng)雙曲線模型[8-11]。從盾構(gòu)法的施工特點(diǎn)上看，經(jīng)過(guò)上述4個(gè)開挖階段后最終地表變形往往表現(xiàn)為沉降，但實(shí)際工程中為避免過(guò)度沉降帶來(lái)的危害，常通過(guò)適當(dāng)提高支護(hù)壓力，使刀盤前方地表略微隆起，以抵消后期的部分地層損失，減少最終的地表沉降[12-15]。

大直徑盾構(gòu)隧道施工對(duì)地層的影響受到多因素特別是地層與施工參數(shù)的控制。施工參數(shù)繁多，現(xiàn)有研究成果比較繁雜，本文僅采用支護(hù)壓力以及覆土厚度施工參數(shù)的簡(jiǎn)化方法來(lái)開展研究。

本文從超大直徑盾構(gòu)隧道工程現(xiàn)場(chǎng)地表縱向變形實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析出發(fā)，分析盾構(gòu)開挖引起地表縱向變形機(jī)理。由于Ⅰ、Ⅱ階段刀盤前方地表變形影響因素較多，故通過(guò)建立三維有限元模型，認(rèn)為刀盤前方地表的隆起程度及隆起范圍分別與施工參數(shù)中的支護(hù)壓力及覆土厚度存在一定關(guān)系。對(duì)于Ⅲ階段，主要是刀盤和盾殼外徑的差距起主要作用。Ⅳ階段根據(jù)已有雙曲線模型結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合。

根據(jù)Ⅰ、Ⅱ階段的理論預(yù)測(cè)公式進(jìn)一步推導(dǎo)Ⅲ、Ⅳ階段的曲線模型，因此Ⅰ、Ⅱ階段曲線模型是Ⅲ、Ⅳ階段的基礎(chǔ)，需要進(jìn)行數(shù)值模擬分析。通過(guò)模型與推導(dǎo)方法總結(jié)提出有效預(yù)測(cè)盾構(gòu)開挖上方地表縱向變形的普適性理論公式，并以實(shí)際工程對(duì)公式進(jìn)行驗(yàn)證，為超大直徑盾構(gòu)施工引起的地表變形控制提供參考。

1 研究區(qū)域概況

1.1 北橫工程現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件

上海市北橫工程場(chǎng)地90 m以內(nèi)分布的土層自上而下可劃分為9大層及若干亞層和透鏡體夾層，其中①層為填土，②1層～⑤3層為全新世Q4沉積層，⑥層～⑨層為上更新世Q3沉積層。工程沿線穿越的河流主要為吳淞江，受黃浦江潮位影響較為明顯，河道周邊地層的②3層粉砂滲透性較好，是地表水和地下水良好的聯(lián)絡(luò)通道?？辈彀l(fā)現(xiàn)沿線地下水主要是存儲(chǔ)于淺部土層中的潛水，分別是：賦存于⑤1T、⑤2層中的微承壓水，賦存于⑦層、⑨層中的承壓水。根據(jù)上海地區(qū)的工程實(shí)踐，本場(chǎng)地環(huán)境類型按Ⅲ類考慮。地質(zhì)剖面及水文條件如圖2所示。

1.2 北橫通道隧道地表變形實(shí)測(cè)分析

北橫通道范圍為威寧路接地點(diǎn)（K1+570.73）～長(zhǎng)安路接地點(diǎn)（K9+359.50），全長(zhǎng)7 788.77 m。主線盾構(gòu)隧道段以中山公園工作井劃分為東西兩段，西線為中江路工作井至中山公園工作井，東線為中山公園工作井至篩網(wǎng)廠工作井。圓形隧道外徑為15 m，管片厚度600 mm，中心環(huán)寬2.0 m。西線盾構(gòu)段全長(zhǎng)2 751 m，最低標(biāo)高達(dá)到-44.73 m，目前東西線即將全線貫通。

西線隧道大部分區(qū)段在蘇州河下方開挖，地表變形情況難以監(jiān)測(cè)，而靠近兩端工作井隧道埋深變化較大，地表監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)也無(wú)法反映清晰規(guī)律。因此選取了地表變形規(guī)律、土層厚度變化少的盾構(gòu)切口位于第388環(huán)、第391環(huán)、第409環(huán)、第412環(huán)4個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)測(cè)得的地表變形數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。對(duì)應(yīng)環(huán)號(hào)上方地表沉降曲線如圖3所示。

通過(guò)對(duì)北橫超大直徑隧道工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)圖3分析可以發(fā)現(xiàn)，超大直徑盾構(gòu)掘進(jìn)引起地表變形影響范圍較大，影響地面變形范圍長(zhǎng)達(dá)120 m。即距離刀盤前方60 m開始隆起，到距離刀盤前方10～20 m為隆沉臨界點(diǎn)，然后開始沉降，直至到達(dá)刀盤后方50～60 m沉降達(dá)到基本穩(wěn)定。因此超大直徑盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程對(duì)地表變形分析尤為重要。對(duì)比圖1以及上述工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)圖3來(lái)看，地表變形曲線在Ⅰ、Ⅱ階段與拋物線擬合度較高，Ⅲ階段變形曲線與直線擬合度較高，在Ⅳ階段由于沉降最終會(huì)趨于穩(wěn)定，因此將Ⅳ階段變形曲線擬合成雙曲線。通過(guò)調(diào)研可知虹梅路越江隧道等其他大直徑盾構(gòu)隧道地表縱向沉降曲線也有此規(guī)律。

2 盾構(gòu)刀盤前方地表變形特征數(shù)值分析

2.1 刀盤前方地表變形機(jī)理

盾構(gòu)刀盤前方地表變形主要通過(guò)支護(hù)壓力進(jìn)行控制。在施工過(guò)程中，盾構(gòu)機(jī)通過(guò)刀盤旋轉(zhuǎn)切削前方土體實(shí)現(xiàn)開挖掘進(jìn)。對(duì)于常見(jiàn)的土壓平衡盾構(gòu)，為了保證刀盤前方土體的穩(wěn)定性，盾構(gòu)機(jī)主要通過(guò)刀盤向開挖面施加支護(hù)壓力，與前方土壓力進(jìn)行平衡，以控制土層位移乃至地表變形。地表變形主要包括沉降與隆起兩種形式：當(dāng)?shù)侗P支護(hù)壓力小于前方土壓力時(shí)，土體向刀盤方向移動(dòng)，達(dá)到極限平衡狀態(tài)后出現(xiàn)主動(dòng)破壞，破壞發(fā)展至地表而表現(xiàn)為沉降;當(dāng)?shù)侗P支護(hù)壓力大于前方土壓力時(shí)，土體受到刀盤擠壓作用逐漸增大，達(dá)到極限平衡狀態(tài)后出現(xiàn)被動(dòng)破壞，破壞發(fā)展至地表而表現(xiàn)為隆起。

2.2 有限元模型建立

為研究不同支護(hù)壓力作用下刀盤前方地表隆起規(guī)律，采用Midas GTS NX 2018軟件，參考北橫通道新建工程Ⅱ標(biāo)段工程實(shí)踐及現(xiàn)場(chǎng)地勘報(bào)告，建立三維有限元模型如圖4所示。模型中盾構(gòu)機(jī)鋼殼參考鋼材參數(shù)采用彈性本構(gòu)建立，土體采用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)建立，具體計(jì)算參數(shù)如表1所列。模型底面設(shè)置豎向及水平位移約束，側(cè)面設(shè)置法向位移約束，頂面不設(shè)置約束。

2.3 有限元模擬方案

本次模擬不考慮襯砌管片，開挖土體后生成盾構(gòu)機(jī)鋼殼，不針對(duì)盾構(gòu)類型分類，將支護(hù)形式簡(jiǎn)化為僅在開挖面上施加支護(hù)壓力。通過(guò)調(diào)整支護(hù)壓力的大小，研究不同覆土厚度情況下刀盤前方土體的變形規(guī)律。模擬方案中以比值的形式對(duì)覆土厚度與支護(hù)壓力進(jìn)行取值，即以埋深比（覆土厚度C/盾構(gòu)刀盤直徑D）考慮覆土厚度，以支護(hù)比（支護(hù)壓力σ/初始地層壓力σ0）考慮支護(hù)壓力。

考慮到實(shí)際工程中大直徑盾構(gòu)支護(hù)壓力隨深度變化，特別是對(duì)于超過(guò)14 m級(jí)超大直徑盾構(gòu)，刀盤頂部與底部壓力差較大，為了更真實(shí)地還原支護(hù)狀態(tài)，該模型中支護(hù)壓力均采用上小下大梯形分布，如圖5所示。其量值與開挖面前方同埋深段土壓力呈倍數(shù)關(guān)系。據(jù)此，本次數(shù)值模擬在常規(guī)覆土厚度范圍內(nèi)設(shè)定了3種埋深比（C/D），分別為1.0，1.5，2.0;在初始靜止?fàn)顟B(tài)與被動(dòng)極限狀態(tài)之間設(shè)定了5種支護(hù)比（σ/σ0），分別為1.0，1.5，2.0，2.5，3.2。當(dāng)σ/σ0>3.2，有限元模型計(jì)算出現(xiàn)不收斂，因此認(rèn)為當(dāng)σ/σ0=3.2時(shí)土體處于被動(dòng)極限狀態(tài)。

2.4 模擬結(jié)果分析

2.4.1 被動(dòng)極限狀態(tài)下地表隆起規(guī)律

圖6為不同埋深比情況下，土體達(dá)到被動(dòng)極限狀態(tài)時(shí)（σ/σ0=3.2）刀盤前方的地表變形曲線?？梢钥闯觯寒?dāng)σ/σ0=3.2時(shí)，刀盤前方部分地表表現(xiàn)為隆起，且不同埋深比情況下地表隆起程度有所不同;隨著埋深比的增加，刀盤前方的地表最大隆起值有所減小，且最大隆起位置逐漸遠(yuǎn)離刀盤。雖然不同埋深比的地表隆起情況存在差異，但最大隆起值均在10 mm上下浮動(dòng)，且刀盤前方的部分地表隆起形狀基本一致。利用二次拋物線對(duì)隆起部分的地表變形數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，擬合度因子R2均達(dá)到0.99以上，可以認(rèn)為該部分地表隆起形狀基本表現(xiàn)為二次拋物線形式。

2.4.2 埋深比與支護(hù)比對(duì)地表隆起的影響

本次模擬在初始靜止?fàn)顟B(tài)與被動(dòng)破壞狀態(tài)之間設(shè)置了5種支護(hù)比，分別施加在開挖面上，以研究不同支護(hù)壓力對(duì)刀盤前方地表隆起的影響，所得地表隆起變化如圖7所示。

由圖7可知：同一埋深比情況下，隨著支護(hù)比增大，刀盤前方地表最大隆起值逐漸增大，但最大隆起位置基本不變;同一支護(hù)比情況下，隨著埋深比的增大，刀盤前方地表最大隆起值逐漸減小，且最大隆起位置向刀盤前方移動(dòng)，即隆起范圍逐漸遠(yuǎn)離刀盤。因此，可以認(rèn)為最大隆起值與支護(hù)壓力有關(guān)，而隆起范圍則與覆土厚度有關(guān)。

圖8為不同埋深比情況下，刀盤前方地表最大隆起值隨支護(hù)比的變化規(guī)律?？梢钥闯?，隨著支護(hù)比的增大，最大隆起值逐漸增大。圖9為不同支護(hù)比作用下，最大隆起點(diǎn)與刀盤水平距離隨埋深比的變化規(guī)律。

可以看出，隨著埋深比的增大，最大隆起點(diǎn)與刀盤水平距離增大，即最大隆起點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離刀盤。因此，可以認(rèn)為支護(hù)壓力越大，地表隆起程度越大;覆土厚度越大，地表隆起范圍距離刀盤越遠(yuǎn)。

3 超大直徑盾構(gòu)地表變形分析模型

根據(jù)前述變形階段劃分原理，提出超大直徑盾構(gòu)施工引起的縱向地表變形計(jì)算模型如圖10所示。

其中橫坐標(biāo)為地表某點(diǎn)與刀盤的水平距離，縱坐標(biāo)為地表變形量（正值為隆起，負(fù)值為沉降）。預(yù)測(cè)范圍設(shè)定為切口壓力影響范圍至地表沉降穩(wěn)定基本之間。主要將盾構(gòu)施工引起的地表縱向變形發(fā)展分為 4 個(gè)階段。

圖10中橫坐標(biāo)為地表某點(diǎn)與刀盤的水平距離，縱坐標(biāo)為地表變形量（正值為隆起，負(fù)值為沉降）。預(yù)測(cè)范圍設(shè)定為切口壓力影響范圍至地表沉降穩(wěn)定基本之間。

3.1 I階段，AB拋物線段（a2≤x≤a1）

根據(jù)第2節(jié)對(duì)有限元模擬結(jié)果的分析，認(rèn)為刀盤前方地表的隆起程度及隆起范圍分別與施工參數(shù)中的支護(hù)壓力及覆土厚度存在一定關(guān)系，針對(duì)這2個(gè)主要施工參數(shù)，根據(jù)圖10中A、B兩點(diǎn)位置坐標(biāo)關(guān)系，提出刀盤前方地表隆起的理論分析模型計(jì)算公式為

式中：S（x）為地表隆起量，mm;x為地表某點(diǎn)與刀盤水平距離，m;Smax為當(dāng)前支護(hù)壓力作用下地表最大隆起值;a2為最大隆起點(diǎn)B處與刀盤距離，a1為隆起零點(diǎn)A處距離，計(jì)算公式分別為

式中：σ為開挖面支護(hù)壓力，σ0為靜止土壓力，σp為被動(dòng)土壓力，Smax0為被動(dòng)極限情況對(duì)應(yīng)的地表最大隆起值，根據(jù)實(shí)際支護(hù)壓力對(duì)Smax0進(jìn)行內(nèi)插可得Smax，即當(dāng)σ=σp時(shí)，Smax=Smax0，當(dāng)σ=σ0時(shí)，Smax=0。

靜止土壓力：

式中：C為隧道覆土厚度;D為盾構(gòu)刀盤直徑;q為地表堆積荷載，一般取值為零。其中K0=1-sinφ，φ為內(nèi)摩擦角。

式中：α為隆起擴(kuò)散角，表示刀盤前方土體受到擠壓后向地表發(fā)展的路徑方向，在被動(dòng)破壞土體受擠壓狀態(tài)下一般取值為45°～ 45°+φ/2，當(dāng)達(dá)到極限破壞時(shí)最大45°+φ/2。同時(shí)，考慮到不同覆土厚度對(duì)土體位移發(fā)展路徑的影響，在隆起范圍的計(jì)算中引入埋深修正系數(shù)ηd，根據(jù)埋深比在1.0～1.2之間取值，埋深比越大，ηd越大。

3.2 Ⅱ階段，BC拋物線段（a3≤x≤a2）

式中：a3為隆沉分界點(diǎn)C點(diǎn)距離，引入比例系數(shù)k=a1-a2a2-a3，工程現(xiàn)場(chǎng)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)k在1～3取值，其他參數(shù)意義同前。

3.3 Ⅲ階段，CM直線段（0≤x≤a3）

式中：β1為刀盤盾尾直徑差沉降影響系數(shù);D為盾構(gòu)刀盤直徑，m;DT1為盾尾直徑，m。

3.4 IV階段，MN雙曲線段（x≤0）

式中：雙曲線常數(shù)a、b均為待定系數(shù)。

由式（10）和（12）可得：

根據(jù)公式（1）～（11），只要知道支護(hù)壓力σ、隧道埋深C、盾尾直徑DT1、盾構(gòu)刀盤直徑D以及相關(guān)土體參數(shù)，刀盤盾尾直徑差沉降影響系數(shù)β1，雙曲線常數(shù)b，即可得出當(dāng)前工況下盾構(gòu)上方地表的縱向變形曲線。

如果隨著隧道的掘進(jìn)，地質(zhì)條件發(fā)生變化時(shí)，參數(shù)重度γ、凝聚力c、內(nèi)摩擦角φ等一系列地層參數(shù)都會(huì)改變，將改變后的參數(shù)代入公式（1）～（11），計(jì)算出新的數(shù)值。

4 工程驗(yàn)證

為驗(yàn)證盾構(gòu)上方地表縱向變形理論公式的準(zhǔn)確性與實(shí)用性，以下選取北橫通道西線中第409環(huán)作為算例，并與盾構(gòu)開挖至這一環(huán)時(shí)所監(jiān)測(cè)得到的地表變形數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。圖11為北橫通道布置圖。

參考JGJ 120-2012《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》中關(guān)于基底附加荷載擴(kuò)散角的規(guī)定，以45°考慮盾構(gòu)隧道塑性區(qū)的擴(kuò)散，因此將刀盤支護(hù)壓力產(chǎn)生的擠壓隆起擴(kuò)散角α，取為45°。根據(jù)有限元模型分析及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)所得規(guī)律，將被動(dòng)破壞狀態(tài)對(duì)應(yīng)地表最大隆起量Smax0取為10 mm。

根據(jù)工程地勘報(bào)告所得第409環(huán)所在區(qū)域，覆土厚度C=29.19 m，盾構(gòu)刀盤直徑D=15.56 m，盾尾直徑DT1=15.47 m，支護(hù)壓力σ=480 kPa;埋深比為2.01，取埋深修正系數(shù)ηd=1.2;取比例系數(shù)k=2.0;土體參數(shù)取其上部各層土加權(quán)平均值，重度γ=18.53 kN/m3，凝聚力c=7.33 kPa，內(nèi)摩擦角φ=26.4°。

根據(jù)公式（1）～（11）及以上參數(shù)可計(jì)算得利：K0=0.58，σ0=399 kPa，Kp=2.46，σp=1 744 kPa，最大隆起點(diǎn)位置a2=35.03 m，起始隆起點(diǎn)位置a1=52.43 m，隆沉分界點(diǎn)位置a3=26.33 m，當(dāng)前支護(hù)壓力對(duì)應(yīng)最大隆起值Smax=0.60 mm。其中刀盤盾尾直徑差沉降影響系數(shù)β1，雙曲線常數(shù)b，均為待定。通過(guò)擬合取β1=0.039，b=0.03，根據(jù)式（12）得a=7.478。所計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖12所示。

可以看出，理論模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比，變形程度、變形范圍與變形形式均較為吻合，可以認(rèn)為該理論分析模型能夠較好地預(yù)測(cè)盾構(gòu)掘進(jìn)中地表縱向變形。

5 結(jié) 論

（1） 通過(guò)工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析地表縱向變形曲線在Ⅰ、Ⅱ階段呈拋物線趨勢(shì)變化，Ⅲ階段呈直線趨勢(shì)變化，在Ⅳ階段呈雙曲線趨勢(shì)變化。

（2） 當(dāng)土體達(dá)到被動(dòng)極限狀態(tài)時(shí)，刀盤前方地表均表現(xiàn)為隆起，且被動(dòng)極限狀態(tài)時(shí)最大隆起值約為10 mm。實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中，如果達(dá)到極限破壞狀態(tài)下盾構(gòu)開挖面將出現(xiàn)很大的破壞倒塌，因此當(dāng)?shù)乇砺∑鹬到咏?0 mm時(shí)應(yīng)注意改變施工參數(shù)，不能讓其達(dá)到極限狀態(tài)，否則會(huì)出現(xiàn)工程事故。

（3） 同一埋深比情況下，隨著支護(hù)比增大，刀盤前方最大隆起值逐漸增大，但最大隆起位置基本不變;同一支護(hù)比情況下，隨著埋深比的增大，最大隆起點(diǎn)與刀盤水平距離增大，即隆起范圍逐漸遠(yuǎn)離刀盤，但刀盤前方最大隆起值逐漸減小。

（4） 本文理論模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比，地表變形程度、變形范圍與變形形式均較為吻合，認(rèn)為該理論模型能夠較好地預(yù)測(cè)盾構(gòu)掘進(jìn)地表縱向變形。

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（編輯：鄭 毅）

引用本文：

方小明，張孟喜，張梓升，等.超大直徑盾構(gòu)掘進(jìn)引起地表縱向變形規(guī)律分析

[J].人民長(zhǎng)江，2021，52（7）：160-167.

Analysis on longitudinal deformation of ground surface caused by excavation

of super large diameter shield

FANG Xiaoming1，ZHANG Mengxi1，ZHANG Zisheng1，XIAO Xiaochun2，LI Lei2

（1.Department of Civil Engineering，Shanghai University，Shanghai 200444，China; 2.Shanghai Tunnel Engineering Co.，Ltd.，Shanghai 200032，China）

Abstract：

To establish a theoretical analysis model of surface deformation caused by shield tunneling，based on the statistical analysis of the measured data of longitudinal surface deformation of the Beiheng super large diameter shield tunnel in Shanghai City，the finite element software is used to simulate the construction of shield tunnel，and the relationship between the surface deformation in front of cutter head and construction parameters is mainly studied.The results show that when the soil reaches the passive limit state，the maximum uplift value in front of the cutter head is about 10 mm，the uplift form is approximately quadratic parabola;under the same buried depth ratio，the maximum uplift value in front of cutter head is directly proportional to the support ratio;under the same support ratio，with the increase of buried depth ratio，the uplift range gradually moves away from the cutter head and moves forward，and the change relationship between them is proportional.This indicates that the degree and range of surface uplift in front of cutter head are related to support pressure and overburden thickness.Based on the analysis of the results of finite element simulation and mathematical derivation，a theoretical model for predicting the surface longitudinal deformation caused by shield tunneling is proposed.The engineering example shows that the prediction results of the theoretical model are in good agreement with the field measured data of the Beiheng cross passage.The theoretical model has important reference value for other similar projects.

Key words：

ground surface deformation;shield tunnel;shield excavation;finite elementanalysis