均匀软质地层条件下土压平衡盾构施工的合理顶进推力分析.pdf

第30卷 第1期 岩 土 工 程 学 报 Vol.30 No.1 2008 年 1 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Jan., 2008 均匀软质地层条件下土压平衡盾构施工的合理 顶进推力分析 徐前卫 1，2，朱合华3，廖少明3*，郑七振2，周 奎2 （1.上海理工大学土木工程系，上海 200093；2.上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院，上海 200030；3.同济大学岩土及地下 工程教育部重点实验室，上海 200092） 摘 要应用数学和力学方法，从土压平衡盾构的掘削工作机理入手，研究顶进推力的计算方法及其影响因素。开展 土压平衡盾构的掘削模型试验，研究在不同埋深、不同刀盘开口率以及不同土性时的千斤顶顶进推力的变化规律，并 对前述理论研究成果加以验证。结合地铁隧道工程实例，应用推导的推力计算公式预测盾构推进过程中的顶进推力， 取得了较为满意的结果。 关键词土压平衡；盾构机；顶进推力；模型试验；地下工程 中图分类号U455.43 文献标识码A 文章编号1000–4548200801–0079–07 作者简介 徐前卫1973– ， 男， 安徽巢湖人， 博士， 主要从事软土地下工程领域的研究工作。 E-mail xuqwtju。 Analysis of reasonable thrust force during tunnel excavation in homogeneous soft ground by use of earth pressure balance shield machine XU Qian-wei1,2, ZHU He-hua3, LIAO Shao-ming3, ZHENG Qi-zhen2, ZHOU Kui2 1. Department of Civil Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China; 2. School of Naval Architecture and Civil Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200030, China; 3. Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of the Ministry of Education P. R. China, Tongji University, Shanghai 200092, China Abstract The reasonable calculation of thrust force and its influencing factors were studied by applying mathematics and mechanics based on the working mechanism of EPB shield machine. Model experiments on thrust force during tunnel excavation with EPB shield machine under different conditions of burying depth, cutter opening rate and soil property were carried out. The aforementioned theoretical results were also verified. Combining with a subway tunneling case, the derived ula was used to forecast the values of thrust force in the course of shield tunneling, and satisfactory results were achieved. Key words earth pressure balance; shield machine; thrust force, model test; geotechnical engineering 0 引 言 盾构机作为一种专门用于隧道工程的大型高科技 综合施工设备，自 20 世纪 60 年代以来在我国得到了 巨大的发展。目前，已在软土地层内使用网格盾构、 网格气压盾构、土压平衡盾构、加泥式土压平衡盾构 及泥水平衡盾构等建造了众多的越江公路隧道、地铁 区间隧道、输水管道和电缆隧道等工程。尤其是土压 平衡盾构自引进以来，在软土地层中得到了极大的应 用，上海地区除个别超大直径如过江隧道使用泥水平 衡盾构以外，其它隧道大多采用土压平衡盾构。土压 平衡盾构工法具有对地面、地下环境影响小、掘进速 度快、地表沉降小等特点，因此被越来越多地应用于 城市地铁隧道施工领域。 土压平衡盾构是一种掘土密闭型结构，由盾构外 壳、推进系统、出土系统和拼装系统组成。在盾构的 掘削过程中，盾构顶进推力是一个重要的施工参数， 不仅决定着千斤顶的数量和布置方式，而且还影响盾 尾管片的厚度、 掘削扭矩的大小及施工速度的快慢等。 目前，国内外一些学者已经进行了不少有关盾构 顶进推力的研究，如葛野恒夫等[1]曾进行过降低盾构 外周摩擦阻力的注浆试验；松下雅行等[2]曾进行过大 断面、浅覆土的盾构周边摩擦关系的模型试验研究； ─────── 基金项目国家 863 计划项目（2006 AA11Z102） ；上海高校选拔培养 优秀青年教师科研专项基金；上海理工大学博士科研启动基金 收稿日期2007–02–02 *通讯作者 80 岩 土 工 程 学 报 2008 年 西林聖武等[3]曾研究了泥水盾构掘进时千斤顶推力与 刀盘扭矩的变化情况； Pellet-Beaucour 等[4]曾开展微型 顶管掘进的土体–顶管管壁摩擦力的现场测试，并得 出了一些有益的结论。凌京蕾[5]对国外盾构公司有关 土压平衡盾构的推力和扭矩的计算公式进行了总结， 指出刀盘切土所需推力只占机器总推力的 14.5～ 18.5，而盾壳和土体之间的摩擦阻力却占了总推力 的 53.5～73，可见摩擦损耗是盾构机能量损耗的 主要部份。朱合华等[6]研究了模型试验条件下土压平 衡盾构顶进推力的变化规律，尤其是对土体与盾壳之 间摩擦作用的机理及其影响因素作了阐述。 鉴于盾构顶进推力参数的重要性，但是目前国内 使用的推力计算方法大都引自国外的经验公式。 因此， 本文的主要工作就是应用数学和力学方法，从土压平 衡盾构掘削工作机理入手，研究顶进推力的计算方法 及其影响因素；随后，开展了土压平衡盾构的掘削模 型试验，研究在不同埋深、不同开口率及不同土性时 的千斤顶顶进推力的变化规律，对前述理论研究加以 验证；最后，结合地铁隧道工程实例，将上述研究成 果用于预测盾构推进过程中的顶进推力，并与实测结 果加以对比，取得了较为满意的结果。 1 土压平衡盾构的工作原理 土压平衡盾构的开挖土仓由刀盘、切口环、隔板 及添加剂注入系统组成。土压平衡盾构的工作原理在 于将刀盘切削下来的碴土填满土仓室，借助盾构推进 油缸的推力通过隔板进行加压，这一压力通过碴土及 刀盘作用于整个作业面使作业面稳定；同时，利用螺 旋输送机进行排土，使得排出土量与盾构掘削土量相 适应，即掘进过程中始终维持掘削土量与排出土量相 平衡，从而维持土仓内的土压力稳定在预定范围内。 螺旋输送机的排出土量可通过土仓压力值的变化得到 反应，而土仓压力又可通过设在土仓壁上的土压传感 器进行测量，并通过控制推进力、推进速度、螺旋输 送机的转速来控制，从而实现土压平衡。鉴于上述考 虑的土压平衡盾构的工作原理如图 1 所示。 图 1 土压盾构工作原理图 Fig. 1 Working mechanism of EPB shield machine 2 土压平衡盾构的顶进推力分析 对于土压平衡盾构来说，盾构千斤顶的推力就是 推进过程中盾构遇到的全部阻力之和。这里以土压平 衡处于最理想状态时为例进行分析，假设土仓内的土 体处于均匀受压状态，流塑性好，并且始终能保持匀 速地向后移动。为了研究盾构千斤顶的推力，首先取 盾构机作为研究对象，如果在不考虑盾尾管片的摩擦 阻力、后接台车的牵引阻力、盾构变向阻力等影响的 情况下，千斤顶顶进推力 P 主要包括周围土层对盾构 外壳的摩擦阻力 1 F、 盾构自重产生的摩擦阻力 2 F及盾 构推进时的正面阻力 3 F，如图 2 所示[7]。因此，在理 想状态下，应该有 123 PFFF 。 1 图 2 盾构掘进时所受荷载 Fig. 2 Load developed during tunneling operation 土压平衡盾构的正面阻力 3 F主要由作用在刀盘 面板部分的抵抗阻力 BP P、作用在土仓隔板上的正面 土压力 BC P、克服土仓内圆柱形土体与土仓内壁之间 的移动摩擦阻力 BR P等 3 部分构成。 2.1 盾构外壳与地层之间的摩阻力Ff计算 盾构外壳与地层之间的摩阻力Ff包括周围土层 对盾构外壳的摩擦阻力 1 F、盾构自重产生的摩擦阻力 2 F。盾构横断面上作用土压的模型如图 3 所示，这里 假定地层为单一土性， 且不考虑地下水的影响。 通常， 可以认为作用在盾构外壳整个上顶部位（对应AB弧 段） 弧长为 1/4 圆周 （即π2R） 区域内的径向土压 （即 竖直土压）均为 e p，即 e pHγ ， 2 式中，γ为土的重度（kN/m3） ，H为覆土厚度（m） 。 显然，盾构外壳底部1/4圆周弧段（弧长π2R） 内的地层的反压强度也为 e p。 设盾构的自重力W在外 壳底部产生的反作用力强度为 g p，则 g 2 π W p RL ， 3 式中，L为盾构机外壳长度。 设两侧面（即AD，BC弧段）的水平作用土压的 第 1 期 徐前卫，等. 均匀软质地层条件下土压平衡盾构施工的合理顶进推力分析 81 平均强度为 e q，可表达为 ee 2 D qK p γ ） ， 4 式中，K 为静止土压力系数，1sinKϕ −，ϕ为土体 内摩擦角。 图 3 土压模型及计算示意图 Fig. 3 Earth pressure model and its calculation 因盾构的外壳是光滑的，故盾构推进时作用在盾 构外壳上的土体摩阻力强度 f 为 1 tan 2 fcNϕ） ， 5 式中，c为土体的黏聚力（kN/m2） ，ϕ为土体的内摩 擦角（） ， N 为作用在圆形外壳上的法向静止土压力 强度（kN/m2） 。 为了简化计算， 对N作如下简化 对于上顶部 （AB 弧段）而言， e Np；对于下底部（CD 弧段）而言， eg Npp；对于两侧面（AD，BC 弧段）而言， e Nq [8]。由式（5）可见， f 不仅与弧段所处的位置 有关，而且还与土体参数c，ϕ值有关。 综上所述，可得盾构推进时作用在盾构机外壳上 的土体摩阻力 f F为 faassbb 2Ff Sf Sf S ， 6 式中， a f为顶部土体的摩阻力强度（kN/m2） ， s f为侧 面土体的摩阻力强度（kN/m2） ， b f为底部土体的摩阻 力强度（kN/m2） ， a S为顶部外壳（对应AB弧段）的 面积（m2） ， b S为侧面外壳（对应BC弧段）的面积 （m2） ， c S为底部外壳（对应CD弧段）的面积（m2） 。 由式（2）～（6）可知，当盾构埋深H越大、土 体强度（c，ϕ）越大时，则摩阻力 f F就相应越大。 2.2 盾构推进的正面阻力F3 为了确定F3，首先对土仓内圆柱状土体形成的过 程进行研究。当盾构向前推进时，前方土体挤入土仓 形成圆柱状土芯并向后移动，由于土体与钢板之间的 摩擦作用产生了土体移动的阻力，随着土芯沿圆柱套 筒向前移动，相应的阻力也会增大。在盾构顶进力增 大的同时，开始强制新的部分土体进入套筒内，从而 引起土芯压实及在套筒内壁上的土体侧压力的提高， 由此增大了摩擦力，同样摩擦力也增大了土芯沿着套 筒移动的阻力， 从而引起所必须的顶进推力的增大[9]。 如果此时排土速度恰当的话，即进、出土量达到某种 平衡，就会使得土仓隔板土压力 BC P稳定在一定范围 内，从而使得盾构正面阻力得以与前方土压平衡。 （1）计算假定 图 4 土仓内微段受力图 Fig. 4 Load model of soil unit in chamber 为研究土芯的形成过程，以刀盘中心作为坐标原 点沿盾构轴线取一微段， 微段的受力如图4所示。 图中 σ，τ分别为土仓内壁对微段作用的正应力和剪应力， z σ为微段受到的轴向应力。为了分析方便，作如下的 假设①土仓内土体为线弹性理想材料；②盾构壳壁 是绝对刚性的；③仓内土体与土仓内壁之间的界面满 足无黏结力的库仑准则；④仓内土体截面上的应力 z σ 为均匀分布；⑤土仓内土体处于轴对称状态。 （2）微段平衡方程 22 ππ π d 44 z zz DD dD z σ σστ ， 7 经过简化处理，可得 4 dd0 z z D τ σ 。 8 （3） 仓内土体与盾构内壳之间的界面上满足无黏 聚力的库仑条件 tanτσϕ 。 9 （4）微段的物理方程 [] 1 rrz E θ εσν σσ− ， 10 [] 1 rz E θθ εσν σσ− ， 11 [] 1 zzr E θ εσν σσ− ， 12 式中，E为土体弹性模量，ν为土体泊松比。 由于盾构壁是绝对刚性的，因此微元体沿径向产 生的应变0 r ε，又根据假设④和⑤，故有环向应变 0 θ ε，将其带入式（10） 、 （11） ，可得 1 rzθ ν σσσσ ν − 。 13 将式（9） 、 （13）带入式（8）中，可得 d4tan 0 d1 z z zD σϕν σ ν − 。 14 82 岩 土 工 程 学 报 2008 年 令 4tan 1 A D ϕν ν − ，可得 d 0 d z z A z σ σ ， 15 解此方程得 e Az z Bσ − ， 16 式中，B为任意实常数。 （5）边界条件 利用边界条件zl时，位于土仓壁上的压力值为 0z pσ，即 0 e Al pB − ， 17 由此可得 0e Al Bp ， 18 这里，l表示土仓轴向长度。 所以，可得轴向应力分量 0e A l z z pσ − ， 19 则作用于土仓内壁上的径向应力σ及剪应力τ分别为 0e 1 A l z p ν σ ν − − ， 20 0e tan 1 A l z p ν τϕ ν − − 。 21 （6）正面阻力F3的确定 因此，作用于土仓内壁上的移动摩擦阻力 BR P为 0 BR 0 π π de1 1 l Al Dp PD z A ν τ ν − − ∫ ； 22 作用在土仓隔板上的正面土压力 BC P为 2 BC0 π 4 D Pp ； 23 作用在刀盘面板部分的抵抗阻力 BP P主要是克服刀盘 前方的土压力，理想状态下按静止土压力计算，即 2 BP π 12 4 D PKHDξγ− ， 24 式中，ξ为刀盘开口率。 由此可得，土压平衡盾构的正面阻力 3 F为 22 30 ππ 12 44 DD FKHDpξγ− 0 π e1 1 Al Dp A ν ν − − 。 25 2.3 盾构千斤顶顶进推力P 由式 （1） 、（6） 和 （25） 可得盾构推进的总推力P 22 0 ππ 12 44 DD PKHDpξγ− 0 aassbb π e12 1 Al Dp f Sf Sf S A ν ν − − 。26 由式（2）～（6）可知，当土性、盾构埋深确定 时，盾构所受到的摩擦阻力是定值，再结合式（26） 可知，此时盾构推进的总推力P主要取决于土仓隔板 压力 0 p，并与之成线性关系；在 0 p不变的情况下，刀 盘开口率越大，则对应的正面阻力越小，相应的总推 力P也会减小。 此外，由式（26）还可以看出，总推力P与D2成 正比例关系。国外根据盾构施工的实践，曾提出下列 经验公式作为确定盾构总推力时的参考值[10]，即 2 π 70 100 4 D P 。 27 根据日本在盾构施工方面的资料统计，盾构总推 力按开挖面积计，其中以500～1000 kN/m2范围为多 数，极少数也有超过1500 kN/m2的。 3 盾构顶进推力的模型试验 3.1 试验设备 为研究在不同埋深、开口率及不同土性时的千斤 顶顶进推力的变化情况，故开展了砂土地层中土压平 衡盾构的掘削模型试验。 整个试验系统包括试验土箱、 模型盾构、驱动系统和测试系统4部分组成，见图5。 图 5 试验原理图 Fig. 5 Sketch map of model test 试验所用土箱长宽高为2.4 m1.2 m 2.4 m， 箱体一端开孔以便安装模型盾构， 顶部呈敞口， 以便堆放模型地层。模型盾构为直径D400 mm的土 压平衡式盾构，采用双壳单螺旋结构，内外两层壳之 间可作为量测元件数据线的通道。为了保持开挖面的 土压平衡状态，需要对排土量及掘进速度进行管理与 控制，为此，一方面在模型盾构的尾部设置阀门控制 排土量； 另一方面还在盾构机前方土仓内布置4个微型 压力传感器来量测掘进面前方的土压力。考虑到刀盘 对不同性质土体掘削的难易程度，故在土仓壁上设置 注浆孔，其管路沿盾构内外壳之间空隙敷设至盾尾接 注浆泵， 如图6所示。 模型盾构的推进装置采用电动控 制系统，顶进推力可以通过安装在千斤顶上的相关设 备自行给出。此外，在盾构推进杆上还设有位移传感 器，用来记录其推进的行程。 3.2 试验方法 试验地层分为软、硬两种，其中硬土地基完全用 砂制成， 软土地基则是在砂土中掺入30的黏土颗粒。 模型地层所用的砂采用上海本地购买的标准石英砂， 第 1 期 徐前卫，等. 均匀软质地层条件下土压平衡盾构施工的合理顶进推力分析 83 为了使所获地层与原状地层具有相同的重度和强度， 可通过控制砂土堆放的密实度实现。密实度的控制可 采用“沙雨法”来实现，即将砂土始终在距离拟堆放 的土体表面一定高度处（该高度事先通过室内试验确 定）以一定的速度水平运动，并均匀下落在已堆放好 的土体表面[11]。 图 6 模型盾构图 Fig. 6 Sketch of model shield machine 3.3 试验结果分析 由于试验所用模型盾构是长圆筒状的，其长度并 非依实物按比例盾构缩小。在埋深和地层条件不变的 条件下，刀盘正面阻力F3将是定值，盾壳外表面上的 摩阻应力也将是定值，但是随着模型盾构机身进入土 体中长度的增加，盾构外壳与土体的接触面积将越来 越大，则作用在盾壳上的摩阻力将是线性增加的，并 最终导致总推力会越来越大。因此，可认为所获得的 随掘进距离而变化的总推力曲线中的最小总推力就相 当于刀盘正面阻力F3，而总推力曲线中相应于掘进距 离增加而增加的部分则是土体与盾壳的摩擦阻力Ff。 也就是说， 土体-盾壳摩擦曲线将大致通过总推力的最 低点，该最低点值就对应正面阻力F3，而摩擦曲线的 斜率便对应盾壳的摩阻应力f。 （1）不同埋深时的顶进推力比较 图7表示的是在同一刀盘开口率（ξ68） 、不同 埋深（H/D2，3，4）条件下顶进推力的试验结果。3 次试验均是在硬土地基中进行的，其中，盾构掘削过 程的前半段是在干砂中进行的，而后半段则是在注水 饱和的模型地层中进行的，从图中可得如下结论① 当盾构推进至相同位置处，总推力随着埋深的增加而 相应增大； ②3种埋深下的刀盘正面阻力F3随着埋深的 增加而相应加大；③无论注水与否，摩阻应力（曲线 斜率）都随着埋深的增加而相应增大。但是，注水后 的摩阻应力 f ′ 小于相应的注水前的摩阻应力f。 综上可见，上述试验规律与式（26）所反映的推 力P与盾构埋深H的关系较为吻合。 （2）不同开口率时的顶进推力比较 图8表示的是同一埋深下（H/D2） 、不同刀盘开 口率（ξ68，36）时的顶进推力试验结果，2次 试验均在软土地基中进行的，从中可得如下结论① 在埋深相同时，当盾构推进至相同位置处，总推力随 着刀盘开口率的减小而相应增大；②在相同埋深条件 下，由于两次推进的刀盘开口率不同，故起始推进时 的推力不同，即开口率越大，则对应的刀盘正面阻力 F3相对较小；③推进过程中，摩阻应力f随着刀盘开 口率的减小而略有增大，此处，两次试验的摩阻应力 f不尽相同，可能是由于试验过程中的误差所致。 图 7 不同埋深时的总推力 Fig. 7 Thrust force under different burying depths 图 8 不同开口率时的总推力 Fig. 8 Thrust force under different cutter opening rates 综上可见，开口率对顶进推力的影响主要表现在 刀盘正面阻力F3的变化，即开口率越大，则对应的推 力值相对较小，这一点与式（26）所反映的推力P与 刀盘开口率ξ规律也较为吻合。 （3）不同土质时的顶进推力比较 图9表示的是在相同埋深、 相同开口率、 不同土质 条件下的顶进推力试验结果。其中，可以发现，软土 地基中的刀盘正面阻力F3要小于其对应在硬土地基中 的值；同样，软土地基中的摩阻应力f也同样小于其 对应在硬土地基中的值。 由试验结果分析可知，土体重度和强度的提高， 分别导致刀盘正面阻力F3和摩阻应力f的提高，这与 式（26）所反映的规律也较为吻合。 （4）正面推力与土仓压力 将千斤顶总推力减去对应的摩擦阻力就得到作用 在盾构刀盘上的正面推力F3。图10表示的是No.5次试 84 岩 土 工 程 学 报 2008 年 验推进过程中对应的正面推力与土仓压力随推进距离 的变化情况，可以看出，正面推力与土仓压力的合力 之间有着很好的对应关系，即同时增大或减小。由图 11也可以看出，二者之间有着很明显的线性相关性， 这与式（26）所反映的规律也较为吻合。 图 9 不同土性时的总推力 Fig. 9 Thrust force under different soil masses 图 10 正面推力与土仓合力 Fig. 10 Frontal thrust force and total chamber pressure 4 应用实例 上海地铁 M8 线某区间隧道工程是上海市轨道交 通杨浦线一期工程的一个重要组成部分。 本工程的上、 下行线隧道分别采用法国 FCB 和日本小松土压平衡 式盾构施工。 其中， 下行线所用盾构尺寸为Ф6340 mm 6540 mm，重量约 235 t，土仓长度为 0.8 m。两台 盾构分别从曲阳路东端头井下井，沿大连西路往东推 进，穿密云路、天宝路，到达四平路站西端头井。该 段隧道的底板标高在-10.789～-17.256 m，地面平均 标高为3.70 m，盾构主要穿越②3-2灰色砂质粉土层、 ④灰色淤泥质黏土层及⑤1灰色粉质黏土层， 各土层的 主要物理力学性质如表 1 所示。 表 1 土的力学参数 Table 1 Mechanical parameters of soil 土层 层号 土层厚度 /m 重度 /kNm -3 黏聚力 /kPa 摩擦角 / 压缩模量 /MPa ②3-2 2.811.8 18.3 6 49.5 8.22 ④ 4.0 16.6 12 9.5 2.15 ⑤1 5.47.75 17.9 17 17.5 3.74 图 11 正面推力与土仓合力 Fig. 11 Frontal thrust force vs. total chamber pressure 这里以盾构推进至XX52截面至XX78截面之间为 例，进行千斤顶顶进推力的计算分析。此时，盾构中 心埋深在-11.0～-14.0 m， 盾构主要穿越④灰色淤泥质 黏土层。 为计算简便， 将整个上覆土层均按第④层土， 即单一土层处理。利用式（1）～（26） ，可以计算出 盾构掘削至各相应位置时的推力值，并与实测总推力 值相比较（见图12） ，可以看出，二者有着较好的吻合 性， 并且都随着盾构埋深的增加而呈上升趋势。 但是， 推力计算值要略高于实测值，这是由于将上覆土层都 简化为第④层土及没有考虑地下水影响所致。 图 12 实测推力值与计算推力值比较 Fig. 12 Comparison between measured and predicted values of thrust force 5 结 语 研究了各推力分量的计算方法，并得出了如下结 论。 （1）盾构顶进推力P随盾构埋深H的增大、土 体强度（c，ϕ）的提高而增大。 （2）总推力P与 2 D成正比例关系。 （3）总推力P与土仓隔板压力 0 p成线性关系。 （4） 在土仓压力 0 p不变的情况下， 刀盘开口率ξ 越大，则对应的正面阻力 3 F越小，相应的总推力P也 会减小。 随后，开展了土压平衡盾构的掘削模型试验，研 究了盾构在不同埋深、不同开口率及不同土性情况下 千斤顶顶进推力的变化情况，试验结果与前述理论研 第 1 期 徐前卫，等. 均匀软质地层条件下土压平衡盾构施工的合理顶进推力分析 85 究较为吻合。 最后，结合上海某地铁隧道工程实例，应用本文 推导的推力计算公式预测千斤顶推力，取得了较为满 意的结果。但是，本文所给理论计算公式是在均匀地 层条件下得出的，并没有考虑到复合地层及地下水位 的影响，因此在应用时需注意其适用性。 致 谢本次试验是在国家盾构试验技术研究中心试验室内完 成的，期间得到了傅德明总工程师、张冠军高级工程师、吴兆 羽、李向红高级工程师等的大力支持，在此一并表示感谢。 参考文献 [1] 葛野恒夫, 仲井信雄, 橋本正. シールドマシン外周への 摩擦低減材注入効果について[C]// 土木学会第 49 回年次 学術講演会, 1994. TSUNENO Kuzuno, NOBUO Nakai, TADASHI Hashimoto. Study on the effect of injecting frictional decrease material into the outside surface of shield machine[C]// 49th Academic Lecture of Civil Society, 1994. in Japance [2] 松下雅行, 小森和男, 白井孝典. シールドマシンと地山 の摩擦に関する模型実験[C]// 土木学会第 49 回年次学術 講演会, 1994. MASAYUKI Matsushita, KAZUO Komori, TAKANORI Shirai. Model experiment on the frictional relation between soil mass and shield machine[C]// 49th Academic Lecture of Civil Society, 1994. in Japance [3] 西林聖武, 腾木育雄, 等. 泥水式シールドの掘進時にお けるジャッキ推カとカッタートルクについて[C]// トン ネル工学研究論文報告集第 6 巻, 1996. NORITAKE Nishibayshi, IKUO Fujiki, SATOSHI Takahshi, et al. A study on jack thrust and cutter torque for excavation with slurry shield[C]// Tunnel Engineering Research Dissertation, 1996. in Japance [4] PELLET-BEAUCOUR A L, KASTNER R. Experimental and analytical study of friction forces during micro-tunneling operations[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2002, 17 83–97. [5] 凌京蕾, 樊丽珍. 盾构技术及其在广州地铁的应用[J]. 广 重科技, 2000 25–32. LING Jing-lei, FAN Li-zhen. Shield tunnel technology and its application to Guangzhou subway[J]. Guangzhong Technology, 2000 25–32. in Chinese [6] 朱合华, 徐前卫, 廖少明, 等. 土压平衡盾构施工的顶进推 力模型试验研究[J]. 岩土力学, 2007, 288. ZHU He-hua, XU Qian-wei, LIAO Shao-ming, et al. Experimental study on thrust force during tunnel excavation with earth pressure balance shield machine[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 288. in Chinese [7] 徐前卫. 盾构施工参数的地层适应性模型试验及其理论研 究[D]. 上海 同济大学, 2006. XU Qian-wei. Study on the simulated model test of shield machine’s working parameters applicable to different stratum and its theoretical investigation[D]. Shanghai Tongji University, 2006. in Chinese [8] 张凤祥, 朱合华, 傅德明. 盾构隧道[M]. 北京 人民交通 出版社, 2004, 9 89–99. ZHANG Feng-xiang, ZHU He-hua, FU De-ming. Shield tunnel[M]. Beijing China Communications Press, 2004, 9 89–99. in Chinese [9] 张 鍼. 具有套筒岩芯形成体的顶管顶进力的计算[J]. 隧 道译丛, 199211 51–53. ZHANG Zhen. Calculation on the thrust force of pipe jack with column shape soil core in the chamber[J]. Journal of Tunnel Translations, 199211 51 –53. in Chinese [10] 徐开达, 何维亨, 周杜鑫, 等. 软土地基盾构推进力和衬 砌摩阻力的测试研究[J]. 建筑施工, 1995, 17 30–33. XU Kai-da, HE Wei-heng, ZHOU Du-xin, et al. The experiment and research of shield force and lining friction under soft foundation[J]. Building Construction, 1995, 17 30–33. in Chinese [11] CHUNGSIK Yoo, HYUN-KANG Shin. Deation behaviour of tunnel face reinforced with longitudinal pipes-labortatory and numerical investigation[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2003, 18 303–319.