类矩形盾构隧道上穿施工引起既有隧道剪切错台变形研究

傅鹤林，于归，邓皇适，吴疆，张凯源

(中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410083)

地铁具有快速、安全、方便和容量大等特点，为了缓解日益增加的交通压力，许多城市修建了大量的地铁线路。已建的地铁隧道截面大多是圆形，但类矩形截面隧道有更高的空间利用率。自2002年日本采用类矩形单洞地铁双线设计之后[1]，越来越多的地铁隧道采用类矩形截面。我国在2015年修建宁波轨道交通3号线时就首次采用类矩形截面[2]。但由于地下隧道线路繁多，新建的类矩形盾构隧道会不可避免地对下伏既有隧道产生扰动，影响既有隧道结构稳定。因此，研究类矩形盾构隧道上穿施工对既有隧道的影响很有必要。目前新建隧道上穿施工对既有隧道的扰动影响研究主要分为理论分析法[3-7]、数值模拟法[8-11]和模型实验法[12-13]。在理论分析研究中，LIANG 等[3-4]和李凯梁等[5-6]分别将既有隧道视为Winker地基梁和搁置于Pasternak地基的Euler-Bernoulli梁，分析了新建隧道开挖卸荷影响下既有隧道的竖向变形，但并未考虑盾构正面推力、盾壳摩擦力和盾尾注浆压力的影响。魏纲等[7]考虑圆形盾构隧道上穿施工影响，运用最小势能原理结合工程实例求解得到了既有隧道的竖向位移。综上所述，人们对现有的新建隧道上穿既有隧道的施工研究较少，且大部分研究都是针对圆形截面的新建盾构隧道，但类矩形截面的新建隧道由于断面收敛形式复杂，盾构正面推力、盾壳摩擦力和注浆压力分布形式与圆形盾构隧道不同，计算难度大，目前没有具体的计算模型。因此，考虑类矩形盾构隧道上穿施工的诸多因素，建立相应的力学计算模型，分析类矩形盾构隧道上穿施工对既有隧道的扰动影响很有现实意义。本文根据现有的研究成果建立类矩形盾构隧道上穿施工计算的力学模型，并通过镜像法和Mindlin 解得到新建类矩形盾构隧道施工过程中土体损失、盾构正面推力、盾壳摩擦力和盾尾注浆压力所引起既有隧道轴线处的附加应力计算公式。采用剪切错台模型，运用最小势能原理计算得到既有隧道竖向变形、环间错台量和剪切力随施工阶段的变化过程，对比分析理论计算结果和数值模拟结果，并通过控制变量法研究多种参数变化对既有隧道变形的影响。

1 计算模型

盾构隧道施工对地层位移产生影响的因素主要有盾构正面推力、盾壳摩擦力、盾尾注浆压力和土体损失。本文在考虑类矩形盾构隧道上穿施工给既有隧道带来的影响时，分析了上述因素的共同作用，并在计算过程中假定：1) 土体为均质的线弹性半无限体；2) 类矩形盾构机沿直线掘进，不考虑施工过程中路线偏移或纠偏影响；3)不考虑时间效应的影响。采用镜像法和Mindlin 解推导土体中附加应力的计算公式，该理论适用范围十分广泛，梁荣柱等[7,14-15]使用该理论并作出了相似假设。邓皇适等[14]运用该理论分析时依托的工程项目地层为砂土地层；魏纲等[7,15]在计算过程中依托的工程案例1[6]、案例2[16]和案例3[17]的地层主要为黏土地层，工程案例4[18]的地层主要为砂土和黏土地层。可见，在一般情况下，本文理论模型可以用于砂土和黏土地层的研究。

根据现有的研究建立如图1所示的类矩形盾构隧道上穿施工计算模型。图1 中，盾构刀盘位于XOZ平面上，Y轴方向长度表示在盾构掘进的方向上盾构刀盘与既有隧道之间的距离，X轴方向长度表示距离盾构机中轴线的长度，Z轴方向长度表示从地面往下计算的深度，p为盾构正面推力，f为盾壳摩擦力，q为盾尾注浆压力。

图1 类矩形盾构隧道施工计算图Fig.1 Diagram of construction calculation for quasirectangular shield tunnel

2 土体损失产生的附加应力

2.1 镜像法基本原理

SAGASETA[19]提出了镜像法，假定土体为半无限体，地下(x0，y0，z0)处半径为a的空隙在土体中产生的应力由三部分组成：1) 真实源作用下无限体内产生正应力σ0和剪应力τ0；2) 地面以上对应真实源位置的影响汇在无限体内及地表产生的应力；3) 地面上有一个与τ0方向相反、大小为其2倍的切向应力作用，该应力在地面以下各点产生的应力。

通过计算可以得到真实源与影响汇作用下地下某点(ξ，η，ε)处产生的x，y和z方向上第一部分与第二部分附加应力之和σx1-2，σy1-2、σz1-2分别为

式中：E为土体弹性模量；μ为土体泊松比；(x0，y0，z0)和(ξ，η，ε)分别为图1所示坐标系下计算点和受力点的坐标；r1和r2分别为

地表处切向应力在地下某点(ξ，η，ε)处产生的x，y和z方向上第三部分附加应力σx3，σy3和σz3分别为

将上述计算得到的土体附加应力叠加，得到半无限土体中(x0，y0，z0)处半径为a的空隙在点(ξ，η，ε)处产生的总附加应力为

式中：i=x，y，z。

单位体积空隙产生的附加应力为

2.2 土体损失产生的附加应力计算

盾构机在掘进过程中，盾构外壳直径大于隧道管片直径，盾尾脱出后管片和土体之间仍然存有空隙，在施工过程中一般通过注浆填补空隙，但由于注浆体凝固需要时间以及凝固之后体积减小等原因，在盾尾管片范围内存在一定的土体损失。依据镜像法可以计算土体损失在既有隧道轴线处产生的附加应力，在计算过程中需要考虑土体的位移模式。魏纲等[20-21]发现土体的位移模式有3种：1) 等量径向移动；2) 隧道下沉的非等量径向移动；3) 隧道上浮的非等量径向移动。假设类矩形盾构隧道施工时土体的位移模式是隧道下沉的非等量径向移动，如图2所示。在计算过程中，将盾构隧道开挖面简化成由左、右2 个半圆和中间1个矩形组成。图2中，H为类矩形盾构隧道中心线深度，h为既有隧道中心线深度，h0为2 个隧道之间的间距，d为类矩形隧道开挖面中矩形长边的宽度，g为土体损失间隙参数。

图2 土体损失引起的附加应力计算图Fig.2 Calculation diagram of additional stress caused by soil loss

土体损失体积可以看做内外2个相切的类矩形体之间的空隙，类矩形体的长度为l。土体损失体积为V=VR2-VR1。其中，VR2为外侧类矩形体体积，VR2=l(πR22+4dR2)，R2为外圆半径；VR1为内侧类矩形隧道体积，VR1=l(πR21+4dR1)，R1为内圆半径。

将单位体积空隙在既有隧道轴线处产生的附加应力σ′z进行积分，得到土体损失在既有隧道轴线处产生的竖向附加应力σzloss为

3 盾构施工产生的附加应力

3.1 Mindlin附加应力解

弹性无限均质体中可以用Mindlin 解计算盾构掘进过程中产生的附加应力[22]，计算图示见图3。均质弹性无限体中(x0，y0，z0)处作用有水平力ph和竖向力pv，该处作用力在无限体中任意一点(ξ，η，ε)处产生的竖向附加应力σz1和σz2分别为

图3 Mindlin解计算图Fig.3 Mindlin solution calculation diagram

3.2 盾构正面推力产生的附加应力

盾构掘进过程中的隧道掌子面如图4所示。图4中，r为积分点到半圆圆心的距离，θ为积分点与竖直方向间的夹角，x和z分别为X方向与Z方向上的积分点坐标值；掌子面中心坐标为(0，0，H)。在左右半圆上取任一单元dA1=rdrdθ，单元上的正面推力为dFp1=prdrdθ；在矩形部分取任一单元dA2=dxdz，单元上的正面推力为dFp2=pdxdz。将dFp1和dFp2代入式(11)对掌子面进行积分，得到既有隧道轴线处产生的竖向附加应力。积分过程需要变换单元坐标，变换后的坐标为

图4 盾构正面推力引起的附加应力计算图Fig.4 Calculation diagram of additional stress caused by the front thrust of the shield

盾构正面推力在既有隧道轴线(ξ，η，ε)处产生的附加应力为

3.3 盾壳摩擦力产生的附加应力

在盾构掘进过程中，机身与周围土体接触作用产生的摩擦力会对周围土体位移产生影响，盾壳摩擦力引起的附加应力计算图示见图5。图5中，s为积分单元与刀盘之间的水平距离，L为盾构机的长度。在左右半圆机身上取任一单元dA1=R1dsdθ，单元上的盾壳摩擦力为dFf1=fR1dsdθ；在矩形机身部分取任一单元dA2=dxdy，单元上的盾壳摩擦力为dFf2=fdxdy。将dFf1和dFf2代入式(11)并在盾壳范围内进行积分，得到盾壳摩擦力在既有隧道轴线处产生的竖向附加应力。积分过程需要变换单元坐标，变换后的单元坐标为

图5 盾构摩擦力引起的附加应力计算图Fig.5 Calculation diagram of calculation of additional stress caused by shield friction

盾壳摩擦力在既有隧道轴线(ξ，η，ε)处产生的附加应力为

3.4 盾尾注浆压力产生的附加应力

盾尾注浆压力q产生的附加应力计算图示见图6，盾尾管片长度为α。从图6可以看到半圆部分处的注浆压力是沿横截面径向分布的，将其分解为水平注浆压力qx=qcosθ和竖向注浆压力qz=qsinθ。取盾尾管片半圆部分处任一单元dA1=R1dsdθ，该单元受到的水平注浆压力和竖向注浆压力分别为dFqx=qcosθR1dsdθ，dFqz=qsinθR1dsdθ。取盾尾矩形注浆部分处任一单元dA2=dxdy，该单元受到的注浆压力为dFq=qdxdy。将dFqx代入式(11)，将dFq和dFqz代入式(12)，在盾尾注浆范围内进行积分，得到盾尾注浆压力在既有隧道轴线处产生的竖向附加应力和。积分过程需要变换单元坐标，变换后的单元坐标为

图6 盾尾注浆压力引起的附加应力计算图Fig.6 Calculation diagram of additional stress caused by grouting pressure at shield tail

盾尾注浆压力在既有隧道轴线(ξ，η，ε)处产生的附加应力为

将土体损失、盾构正面推力、盾壳摩擦力和盾尾注浆压力在既有隧道轴线处产生的附加应力叠加，可得到类矩形盾构掘进过程中既有隧道轴线处产生的附加应力σz为

4 基于最小势能原理计算隧道竖向变形

4.1 既有隧道的总势能

既有隧道的变形情况可以通过剪切错台模型来模拟。在计算过程中，假定长为2S的既有隧道衬砌是由剪切弹簧相连的弹性地基短梁，新建隧道上穿施工导致既有隧道以环间剪切错台的方式进行变形[7,23-24]，如图7所示。

图7 既有隧道剪切错台计算模型Fig.7 Calculation model of shearing dislocation of existing tunnel

对一环宽为ω的既有隧道衬砌环进行受力分析，编号为m，其受到的竖向荷载Fz可表示为

式中：Pz(x)为附加荷载，Pz(x)=Dσz；D为既有盾构隧道直径；k为地基基床系数，可以通过文献[24]计算，；Es为地基土弹性模量；EtIt为隧道等效抗弯刚度[25]；kt为隧道的环向剪切刚度；Sz(x)为地基弹簧的位移。根据位移协调条件，Sz(x)=Wz(x)，Wz(x)为既有隧道的水平位移。

根据衬砌环的受力分析可以将既有隧道的总势能分为3部分：1) 新建盾构隧道施工在既有隧道轴线处产生的附加应力做功Wp；2) 将既有隧道放置在弹性地基上，在产生变形过程中克服弹性抗力做功Wk；3) 既有隧道克服环间剪切抗力做功Ws。具体的计算表达式可以参考文献[26]。既有隧道的总势能为

4.2 既有隧道位移函数

运用最小势能原理过程中，需要假设合适的位移函数来描述受开挖施工影响下的既有隧道变形形状[26]。假定既有隧道的位移函数服从正态分布函数并进行傅里叶级数展开，既有隧道的位移函数为

式中：n为傅里叶级数的展开阶数；N为受到新建隧道施工影响的既有隧道衬砌环数；Tn(x) =an}，为待定系数。

4.3 变分控制方程

基于最小势能原理，将既有隧道的总势能Ep对各待定系数求极值，可得

式中：aj为矩阵A中的各个元素。对式(21)进行求解，得到既有隧道的竖向位移控制方程为

将式(22)表示成矩阵形式：

式中：[Kt]为隧道环间刚度矩阵；[Ks]为土体刚度矩阵。

{Pz}T表示隧道衬砌环和自由土体位移之间的相互作用效应，可以表示为

由式(23)得到{A}，代入式(20)可以得到类矩形盾构隧道开挖影响下既有隧道的竖向位移。使用理论公式计算时，除了前面提到的地层适用情况和假设条件外，还需要注意的适用条件是：盾构机的外形为类矩形，沿直线掘进，不考虑掘进过程超挖、欠挖以及土体排水固结等因素的影响。

计算出既有隧道的变形后，可根据相邻管片之间的竖向位移计算相邻衬砌管片的环间错台量和剪切力。相邻衬砌管片之间的错台量ΔWz为

相邻衬砌管片之间的剪切力Qz为

以上算法通过MATLAB 编程进行数值计算，既有隧道的环间刚度矩阵[Kt]和土体刚度矩阵[Ks]取10阶即可满足工程精度要求。

5 工程实例

宁波市轨道交通3号线是我国第一个采用类矩形盾构掘进的试验段。计算时，采用该路线的类矩形盾构隧道横截面形状，具体如图8所示，图中各个参数来自文献[21]，如表1所示。

表1 类矩形盾构隧道几何尺寸Table 1 Geometric dimensions of quasi-rectangular shield tunnel

图8 类矩形盾构隧道横截面形状Fig.8 Cross section of quasi-rectangular shield tunnel

对比图8和图4可知：实际计算时将类矩形盾构隧道截面简化成由1 个矩形和2 个半圆形组成。简化计算不改变实际类矩形截面的长、宽。简化计算后的截面半圆半径R1=3.37 m，矩形长边d=3.5 m，类矩形隧道中心埋深H=13.07 m，土体损失间隙参数g=42 mm。简化后的截面面积与实际截面面积误差较小，满足工程计算精度要求。

类矩形盾构隧道周边土层物理力学参数如表2所示，既有隧道物理力学参数如表3所示。

表2 土体物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of soil

5.1 对比验证

根据简化后的类矩形隧道截面，建立如图9所示的数值分析模型。新建隧道周围土体的位移模式选择见文献[21]。文献[21]采用隧道下沉的非等量径向移动模式，类矩形新建隧道周围土体位移变化与实际监测情况更加吻合，即在土体位移模式(1)下，理论计算和实际监测的土体变形最大相差约35%；土体位移模式(2)下，变形最大相差约8%；在土体位移模式(3)下，变形最大相差约22%。所以，建模过程中，采取位移控制法使隧道周围土体强制沉降来模拟土体位移模式(2)，且理论公式也是按照原假定位移模式(2)进行计算。模型中既有隧道与新建隧道之间的距离h0=5 m，构建土体和结构物模型时采用的参数如表2和表3所示，土体遵循摩尔库仑强度准则，隧道采用线弹性单元。新建隧道从距离既有隧道轴线50 m(y=50 m)开始掘进，总掘进距离为100 m(y=-50 m)。进行计算之前需要对模型施加边界条件：固定底面位移，上表面为自由变形，约束侧面的法向变形。文献[20,27-28]中盾构推力取20 kPa，均匀分布在刀盘面，故本文取盾构推力为20 kPa。文献[20]还指出了钢材和土体之间的摩擦力范围，在分析过程中将盾壳摩擦力简化为均匀分布，本文据文献[20]，取盾壳摩擦力平均值为18 kPa。同时，依据文献[20]的实测数据反分析，取盾尾处注浆压力最大为25 kPa，沿盾尾注浆范围线性递减。

表3 既有隧道物理力学参数Table 3 Physical and mechanical parameters of existing tunnels

图9 数值模拟模型Fig.9 Numerical simulation model

为了验证理论公式的可靠性，将数值模拟结果与和理论计算结果进行对比分析。具体分析的工况是类矩形隧道掘进50 m(y=0 m)时既有隧道的纵向变形情况，以及既有隧道纵向中点位置的变形随掘进距离的变化情况，并参考文献[21]中Winker地基梁模型计算方法。文献[21]在考虑类矩形盾构隧道施工引起既有管线变形过程中，并未考虑盾构正面推力、盾壳摩擦力以及盾尾注浆压力的影响，本文在应用Winker 地基梁模型中引入上述因素影响进行计算，对比结果如图10 和图11所示。

图10 既有隧道竖向变形曲线Fig.10 Vertical deformation curves of existing tunnels

图11 既有隧道中心点处变形Fig.11 Deformation at the center point of existing tunnel

从图10 可见：既有隧道变形趋势一致，即当类矩形盾构隧道掘进至既有隧道上方时，既有隧道产生向上的隆起变形，变形曲线为拱形，拱形曲线最大隆起位于新建隧道轴线正下方；采用剪切错台模型计算结果与数值模拟结果拟合最好，在既有隧道各处的变形计算结果误差较小，且隆起拱的宽度相近，证明使用剪切错台模型计算既有隧道受施工扰动产生的变形是可靠的。而Winker 地基梁模型计算的结果与数值模拟结果拟合较差。这是因为使用Winker 地基梁模型时没有考虑到既有隧道剪切连续性，结果偏大，同时隆起拱的宽度增加。

从图11 可见：随着类矩形盾构隧道掘进，既有隧道纵向中心处变形增加平缓，当隧道掘进距离为35 m(y=15 m)时，既有隧道变形开始急剧增大；当隧道掘进距离为70 m(y=-20 m)时，变形趋于稳定(其中，y为盾构刀盘面与既有隧道轴线之间的距离，当y为正值时，表示盾构刀盘面还未通过既有隧道，当y为负值时，表示盾构刀盘面已通过既有隧道)。由于新建隧道开始掘进时，掌子面距离既有隧道较远，既有隧道受到施工扰动产生的变形较小，3种计算方法得到的结果相近，但随着掌子面与既有隧道接近，Winker 地基梁模型计算得到的结果开始变大且与其他2种计算方法得到的结果相差较大，剪切错台模型计算结果与数值模拟结果相近，并且Winker 地基梁模型得到的既有隧道变形急剧变化段大致为盾构掘进到y=20 m 至y=-20 m段。剪切错台模型和数值模拟得到的既有隧道变形急剧变化段大致为盾构掘进到y=15 m 至y=-20 m段。

5.2 环间错台量

相较于文献[21]使用的Winker地基梁模型，使用剪切错台模型还能得到既有隧道环间错台量。既有隧道的环间错台量随掘进施工的变化如图12所示。图12 中，呈正弦函数变化趋势的曲线代表错台量，呈正态分布函数变化趋势的曲线代表变形量。从图12 可见：随着新建隧道掘进，环间错台量逐渐增大，当新建隧道掘进距离为70 m(y=-20 m)时，环间错台量趋于稳定；最大错台量位于既有隧道隆起变形曲线的反弯点处，最大值为0.55 mm；最小错台量在既有隧道隆起变形最大处，错台量为0 mm，该位置的盾构环基本不发生环间错台变形；环间错台量对既有隧道的结构稳定性和抗渗性有着重要影响，错台量过大可能会引发管片开裂，接缝漏水等不良后果，计算环间错台量可为类似工程中的监控量测提供指导。

图12 环间错台量变化曲线Fig.12 Variation curves of amount of dislocation platform of existing tunnel pieces

5.3 环间剪切力

新建隧道施工会导致既有隧道盾构环间产生错动变形，为抵抗变形环间螺栓会承受较大的环间剪切力，当剪切力超过螺栓的剪切强度极限时会发生结构破坏，因此，计算盾构环间剪切力尤为重要。图13 所示为利用剪切错台模型计算得到的环间剪切力随新建隧道掘进变化曲线。从图13可见：既有隧道环间剪切力沿既有隧道纵向中心点呈对称分布；在既有隧道盾构环靠近新建隧道轴线过程中，剪切力先增加后减小，在既有隧道变形曲线反弯处达到最大值，在既有隧道隆起变形最大处达到最小值；随着新建隧道掘进距离增加，既有隧道环间剪切力逐渐增大，当新建隧道掘进距离为70 m(y=-20 m)时，环间剪切力趋于稳定。

图13 环间剪切力变化曲线Fig.13 Variation curves of Shearing force of existing tunnel pieces

6 参数敏感性分析

为了更加详细地分析类矩形盾构隧道上穿施工给既有隧道带来的影响，以图10 所示的剪切错台模型计算工况为标准工况，采用控制变量的方法，改变单一参数，分析该参数影响下的既有隧道变形情况。

6.1 不同隧道矩形长边宽度对既有隧道变形的影响

为研究不同矩形长边宽度的盾构机开挖对既有隧道产生的影响，以隧道矩形长边宽度为控制变量，只改变标准工况中的d进行对比分析。d分别取2.5，3.5，4.5，5.5和6.5 m，计算结果如图14所示。从图14 可以看出：既有隧道最大隆起变形处位于新建隧道轴线正下方，随着既有隧道远离新建隧道轴线，隆起变形量逐渐减小；随着隧道矩形长边宽度增加，既有隧道产生的隆起变形也随之增加，且增加幅度变大；既有隧道产生的隆起形状为拱形，该隆起拱随着隧道矩形长边宽度增加而显著变宽。这是因为随着隧道矩形长边宽度增加，掘进过程中产生扰动影响的范围变大，会使更大范围内的既有隧道受到影响。

图14 d不同时既有隧道竖向变形Fig.14 Vertical deformation of existing tunnel for different d

6.2 不同埋深对既有隧道变形的影响

以既有隧道的埋深为控制变量，只改变标准工况中的h0进行对比分析。h0分别取5，6，7，8，9 和10 m，计算结果如图15 所示。从图15 可以看出：随着既有隧道埋深增加，既有隧道产生的隆起量减小，且减小幅度也有所增加；最大隆起变形位置在类矩形盾构隧道中轴线正下方，但既有隧道隆起拱的宽度变化不明显。这是因为类矩形隧道上穿施工对周围土体产生扰动影响范围有限，随着埋深增加，既有隧道受到的扰动影响减弱，隆起变形减小。

图15 h0不同时的既有隧道竖向变形Fig.15 Vertical deformation of existing tunnel for different h0

6.3 不同土体损失间隙参数对既有隧道变形的影响

以土体损失间隙参数为控制变量，只改变标准工况中的g进行对比分析。g分别取22，32，42，52 和62 mm，计算结果如图16 所示。从图16可以看出：随着土体损失间隙增大，既有隧道的变形增加，增加幅度增大，隆起拱的宽度也有所增大。这是因为随着土体损失间隙增大，会有更大体积的的围岩产生位移，产生更大的土体扰动变形，从而使下伏既有隧道受到更剧烈的扰动，产生更大的隆起变形，隆起拱的宽度也会有所增大。

图16 不同土体损失间隙参数情况下的既有隧道竖向变形Fig.16 Vertical deformation of existing tunnel for different g

7 结论

1) 建立了类矩形盾构隧道施工对下伏既有隧道产生影响的计算模型。采用镜像法和Mindlin 解推导了类矩形盾构隧道掘进过程中土体损失、盾构正面推力、盾壳摩擦力和注浆压力影响下既有隧道轴线处产生的附加应力计算公式。基于剪切错台模型，运用最小势能原理得出了既有隧道变形、环间错台量和环间剪切力随新建隧道掘进施工的三维变化曲线。既有隧道变形、环间错台量以及剪切力随着新建隧道掘进而逐渐增大，在盾构机通过既有隧道20 m 后趋于稳定；既有隧道的环间错台量和剪切力在变形曲线反弯点处达到最大值，在既有隧道隆起变形最大处达到最小值。对比理论计算结果和数值模拟结果，验证了理论计算模型和公式的正确性，对类似工程中的监控量测具有重要指导意义。

2) 上穿施工引起既有隧道在新建隧道轴线正下方产生最大隆起变形。随着隧道矩形长边宽度增加，既有隧道变形增加，隆起拱宽度显著增大；随着既有隧道埋深增加，既有隧道变形减小，减小幅度随之增大，隆起拱宽度变化不明显；随着土体损失间隙参数增加，既有隧道变形增加，隆起拱宽度有所增加。故当新建隧道采用大断面盾构机以及近距离上穿施工时，需要及时对新建隧道进行加固，并且在上穿施工过程中加强监控量测，注意土体损失不宜过大。

3) 在理论计算过程中将土体看作均质土，而实际上土体是分层的。本文没有分析既有隧道的水平位移情况，也没有考虑盾构施工过程中盾构正面推力、盾壳摩擦力和盾尾注浆力不均匀情况，这有待进一步研究。