曲線隧道施工引起地表沉降槽峰值偏移規律

李加輝，樊延祥，鄭長偉，劉玉寶，王靖偉，歐陽甘霖，于廣明

(1. 青島理工大學土木工程學院，青島 266033； 2. 山東省高等學校藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心，青島 266033； 3. 中鐵二十五局集團第五工程有限公司，青島 266102； 4. 中國鐵建大橋工程局集團有限公司，成都 830000； 5. 新疆大學建筑工程學院，烏魯木齊 830046； 6. 青島靜力工程股份有限公司，青島 266071)

由于地下交通方式優勢的逐漸顯現，越來越多的城市開始修建地鐵隧道，根據數據統計[1-2]，截至2019年底，中國已有46個城市開通軌道交通，已運營里程的總數達到6730.27km，在建里程的總數達到6036.2km，規劃里程的總數也已達到4268.54km；另一方面，中國地鐵項目的規劃建設較晚，地上及地下建(構)筑物在施工設計時均未考慮其位置對地下軌道交通通行的影響。也就是說，隨著地鐵隧道數量的急劇增加，某些地上或地下建(構)筑物的存在阻礙了地下隧道的正常施工，例如：高層建筑物的地下室及樁基、地下管線及已開通的軌道交通等。這就使得地鐵隧道的設計軸線在空間上不可能全部是直線或緩和曲線，故在此背景下，小半徑曲線盾構施工的方法應運而生，成為解決該問題最為有效的手段。但相較于常規直線段盾構施工技術，大曲率曲線段盾構施工技術具有一定的特殊性和復雜性，且對地表沉降槽峰值點的位置影響較大，從而使得地表沉降峰值并未出現在隧道軸線的正上方，而是出現了一定的偏差。對此，中外許多學者針對小半徑曲線盾構隧道施工對沉降槽偏移規律的影響進行了研究：王國富等[3]、沈臻鑫等[4]、鄧皇適等[5]發現隧道曲率半徑、盾殼長度及千斤頂不平衡推力對地表沉降槽偏移與管片兩側差異變形影響顯著；劉書斌等[6]調研發現在小半徑曲線地段，超挖會使得地層損失變大，故相應的注漿量理論上應該同步提高；周詩俊等[7]通過建立三維有限差分數值模型，發現曲線隧道施工不僅在地表內側引起的沉降范圍較大，還影響了隧道周圍土體的水平移動趨勢；孫捷城等[8]發現曲線盾構施工橫向地表變形沿隧道軸線呈現非對稱性，橫向地表沉降槽偏移量隨線路兩側開挖面附加推力的增大而增大；董志偉等[9]發現曲線隧道掘進時，管片主要表現為上部下沉，下部隆起，隨千斤頂力的增大，管片變形也有線性增大的趨勢；丁慧文[10]針對軟巖地層中小半徑曲線隧道施工存在問題進行了分析，發現小半徑曲線上管片寬度影響盾尾間隙的均勻性，管片越寬對左右兩側的盾尾間隙差值越大，導致一側間隙很大一側間隙很小，進而影響圍巖的變形；呂濤等[11]采用現場監測試驗的方法，分析發現曲線隧道最大沉降點穩定在曲線內側，與直線段隧道最大沉降點位置差異較大。

綜上所述，大多數學者都提出了小半徑曲線盾構隧道的施工會造成沉降槽偏移的結論，也對千斤頂不平衡推力以及管片寬度導致沉降槽偏移的原因進行了分析，但并未考慮不同線路半徑條件下曲線型盾構隧道施工引起地表沉降槽峰值偏移的規律。故現在將依托烏魯木齊市南農區間8標段小半徑曲線盾構隧道施工的工程實例背景，設定隧道線路的半徑為50、100、150、200、250、300、400、500m共8個工況，并采用Midas/GTS有限元軟件建立多個三維模型進行計算分析，從而得出不同線路半徑情況下曲線型盾構隧道施工時沉降槽峰值的偏移規律；其次，依據模擬計算結果找到不同半徑情況下曲線型盾構隧道施工導致沉降槽偏移的原因與機理，以此來控制小半徑盾構隧道施工引起地表沉降的風險；最后，與直線型盾構隧道進行對比，得出兩者之間沉降槽變化的差異規律。研究成果對烏魯木齊市南農區間小半徑曲線盾構隧道的地表沉降風險控制具有重要的指導價值和現實意義，也可為類似曲線型盾構隧道施工的實際工程項目提供有益參考。

1 南農區間曲線型盾構隧道工程概況與沉降槽峰值偏移的力學分析

1.1 南農區間曲線型盾構隧道的工程概況

南農區間線路坡度呈V字坡，全長876m，正線線間距為11.1～14.4m。區間隧道埋深為6.6～10.9m，隧道結構基本位于中風化泥巖以及中風化砂巖中，拱部地層主要為雜填土、粉土、泥巖、砂巖，賦水量較小。

該區間曲線隧道的最小半徑為250m，其形狀與位置關系如圖 1所示。 南農區間曲線段長度496m，采用盾構法進行施工，盾構機從盾構始發井下井后，向農大方向推進。本段區間隧道為雙線雙洞，單心圓斷面，管片采用 鋼筋混凝土，管片內徑為5.5m，標準環寬為1.2m，襯砌外徑為6.2m，厚度為0.35m。

圖 1 南農區間曲線型盾構隧道的形狀與位置關系圖Fig.1 Shape and location of curve shield tunnel between South Agricultural areas

圖 2 曲線型隧道與直線型隧道卸荷擾動區對比示意圖Fig.2 Comparison diagram of unloading disturbance area between curved tunnel and straight tunnel

圖 3 曲線型盾構隧道開挖卸荷后上覆巖土體移動示意圖Fig.3 Schematic diagram of overburden soil movement after excavation and unloading of curved shield tunnel

圖 4 曲線型盾構隧道開挖卸荷后地表的沉降曲線圖Fig.4 Settlement curve of the surface after the excavation and unloading of the curved shield tunnel

1.2 曲線型盾構隧道開挖卸荷后地表沉降槽峰值偏移的機理分析

依托學者發現的地表沉降槽峰值偏移現象，基于土力學及礦山開采沉陷學等基本原理，結合實際工況，對偏移現象的機理進行定性分析，結果如圖2、圖3、圖4 所示。由盾構隧道與直線型盾構隧道的卸荷擾動區對比示意圖可以看出，對于直線型盾構隧道而言，其因土體開挖而產生的卸荷擾動區關于隧道軸線是對稱的(圖 2中未考慮曲率影響的卸荷擾動區)，從而使得因隧道開挖卸荷形成的地表沉降槽關于隧道軸線也是對稱的[圖 4(b)中直線型隧道沉降槽曲線]，即直線型盾構隧道開挖卸荷后地表沉降的最大值出現在隧道軸線的正上方。但對于曲線型盾構隧道而言，由于其施工技術復雜的特點，使得隧道開挖施工過程中會在隧道的凹側出現超挖的現象；其次，曲線型盾構隧道具有設計線路為曲線且曲率大的特點，故而使得曲線型隧道的軸線存在一個小于180°的角度。也就是說，對于曲線型隧道的凹側而言，后續隧道開挖施工形成的卸荷擾動區會對已形成的擾動區產生疊加效應，從而使得曲線型盾構隧道凹側的卸荷擾動區明顯大于其凸側的卸荷擾動區(圖 2中考慮曲率影響的卸荷擾動區)，進而導致曲線型盾構隧道開挖卸荷后地表的沉降槽形式并不是關于隧道軸線對稱的，而是產生了一定的偏移現象[圖 4(b)中小半徑隧道沉降槽曲線]。從上述分析可以看出，曲線型盾構隧道與直線型盾構隧道的卸荷擾動區之間存在較大的差異，進而使得兩者在開挖施工后上覆巖土體的移動形式也呈現出較大的差異性。由圖 3可知，由于曲線型盾構隧道的卸荷擾動區具有不對稱性，故在隧道開挖施工時，其上覆巖土體發生豎向位移的位置并未出現在隧道軸線的正上方，而是出現在距隧道軸線一定距離的凹側。也就是說，曲線型盾構隧道開挖卸荷后，地表沉降槽的峰值點偏向于隧道凹側，曲線型盾構隧道的沉降槽峰值曲線與隧道軸線之間存在一定的偏移距離[如圖 4(a)所示]。

綜上所述，正是由于曲線型盾構隧道的超挖區具有隨隧道線路半徑的增大而減小的規律以及施工條件復雜、施工線路為曲線且曲率大的特點，使得后續隧道的開挖卸荷作用會對已形成的卸荷擾動區產生疊加效應，進而導致曲線型盾構隧道兩側的卸荷擾動區出現不對稱性，且其凹側的卸荷擾動區明顯大于其凸側的擾動區；其次，上覆巖土體的移動形式也會因卸荷擾動區的不對稱性而發生改變，在偏向曲線型隧道凹側一定距離位置處的巖土體出現豎向位移，并在該位置處形成地表沉降的峰值點，故曲線型盾構隧道開挖卸荷后形成的地表沉降槽峰值曲線與隧道軸線之間存在一定的偏移距離。上述研究內容體現出曲線型盾構隧道與直線型盾構隧道之間在卸荷擾動區方面的差異，揭示了曲線型盾構隧道復雜施工條件下存在的特殊問題，故將針對曲線型盾構隧道開挖施工引起卸荷擾動區變化與沉降槽峰值偏移兩個方面的內容進行具體的分析研究。

2 曲線型盾構隧道施工對地表沉降峰值點偏移影響的數值模擬

2.1 曲線型盾構隧道三維模型的建立

采用Midas/GTS有限元軟件對曲線型盾構隧道開挖施工引起地表沉降槽峰值的偏移規律進行模擬分析，建立三維模型的尺寸為:X×Y×Z=120m×40m×50m。為便于三維模型的建立以及邊界條件的確定，設定了以下3條基本假定：①將地層視為半無限空間體；②視圍巖為均質的、各向同性的連續介質；③只考慮自重應力場。基于上述假定，模型中的地層下表面施加固定端約束，左右表面施加X方向約束，前后表面施加Y方向約束，地表面為自由邊界；考慮土層自重應力的作用，重力荷載系數取9.807m/s2；因地層含水量較小，故模擬時未考慮地下水的影響。曲線型盾構隧道的三維模型圖與網格劃分圖如圖 5所示。其中： 隧道周圍土體采用摩爾-庫倫彈塑性模型，管片襯砌、等價替代層及盾尾注漿均采用實體彈性模型。

圖 5 曲線型盾構隧道的三維模型與網格劃分圖Fig.5 3D model and meshing diagram of curved shield tunnel

圖 6 曲線型盾構隧道施工引起的圍巖應力云圖Fig.6 Stress cloud image of surrounding rock caused by construction of curved shield tunnel

圖 7 圍巖應力峰值與隧道線路半徑的關系圖Fig.7 Relationship between peak stress of surrounding rock and radius of tunnel line

上述等價替代層用于模擬刀盤超挖所造成的盾尾空隙，根據趙丹[12]關于曲線盾構施工所需間隙的研究，對于曲線轉彎段而言，其線路內側超挖量的計算公式為

(1)

式(1)中：δ為曲線內側超挖量；R為線路曲率半徑；D為盾構管片外徑；L為盾構機長度，考慮盾構機鉸接裝置的作用，單段盾殼長度取L=4m。因此，通過式(1)可計算得到不同線路半徑下隧道凹側的等代層厚度。

2.2 模擬所需的物理力學參數選取

曲線型盾構隧道所在的地層基本為中風化泥巖以及中風化砂巖，上覆土層為雜填土、粉土。巖土層、管片、注漿層及等價替代層的主要物理力學參數如表 1所示。

表 1 巖土層及支護結構等物理力學參數Table1 Physical and mechanical parameters of rock soil layer and support structure

2.3 模擬所需的工況界定

工況1：依托南農區間8標段曲線型盾構隧道工程實例，建立三維模型進行分析，該隧道線路半徑為250m，模型尺寸設定為120m×40m×50m，并將模型的分析過程分為3個階段：第一個階段：初始地應力的計算，并將該階段計算得出的位移清零，以模擬地層的初始應力場，減小模型的計算誤差；第二階段：將左線隧道內的開挖土體鈍化，并激活相應的支護結構及等價替代層，以模擬曲線型盾構隧道左線的開挖施工；第三階段：將右線隧道內的開挖土體鈍化，并激活相應的支護結構及等價替代層，以模擬曲線型盾構隧道右線的開挖施工。

工況2～工況8：設定曲線型盾構隧道的線路半徑依次為50、100、150、200、300、400、500m，模型尺寸、分析階段等參數均與工況1一致。

3 數值模擬計算結果分析

3.1 曲線型盾構隧道開挖卸荷引起的圍巖應力分析

由數值模擬的計算結果可知，設定隧道線路半徑為50～500m的8個工況，在圍巖應力方面既呈現出一致性，也表現出一定的差異性。一致性體現在設定的所有工況均在雙線隧道兩腰的位置出現應力集中現象，且由圍巖的應力云圖可知，曲線型盾構隧道開挖卸荷后，隧道左側圍巖的應力影響范圍相較于右側圍巖的應力影響范圍而言較大，各個工況下圍巖應力的最大值也都出現在隧道左側，即曲線型盾構隧道凹側圍巖的應力值以及圍巖應力影響范圍均大于隧道凸側(如圖 6所示)；其次，由圍巖應力云圖中的分層現象可知，各工況下的圍巖應力均隨距隧道軸線距離的增加而逐漸減小。差異性體現在隧道的線路半徑從50m增加至150m時，圍巖的應力峰值出現急劇減小的情形；當隧道的線路半徑大于150m時，圍巖的應力峰值雖隨隧道線路半徑的增加繼續減小，但減小的趨勢逐漸趨于平緩(如圖 7所示)；由此可見，對于曲線型盾構隧道而言，其線路半徑較小時，圍巖應力對于隧道線路半徑的改變較為敏感，即圍巖應力隨隧道線路半徑的增加而減小的幅度較大，但隨隧道線路半徑的繼續增大，圍巖應力的變化幅度逐漸趨于平緩。依托上述分析的內容可以看出，由于隧道的開挖卸荷作用，使得隧道兩腰處的圍巖出現應力集中的現象，且由于曲線型隧道具有曲率大的特點，故后續隧道的開挖卸荷作用會對掌子面后方隧道凹側的圍巖產生疊加效應，再加之曲線型隧道施工時內側的超挖作用，導致曲線型隧道凹側圍巖應力集中現象更為明顯，進而使得曲線型隧道凹側的圍巖應力大于凸側的圍巖應力；其次，隨著隧道線路半徑的增大，曲線型盾構隧道的曲率及內側超挖區逐漸減小，后續隧道開挖卸荷的疊加效應及應力集中現象均逐漸減弱，進而導致隧道圍巖應力的峰值及影響范圍也隨之減小。

圖 8 曲線型隧道左線開挖引起的圍巖變形與 地表沉降量云圖Fig.8 Cloud chart of surrounding rock deformation and surface settlement caused by left line excavation of curved tunnel

圖 9 不同工況下曲線型隧道左線施工引起的 地表沉降曲線圖Fig.9 Curve of ground settlement caused by left line construction of curved tunnel under different working conditions

圖 10 曲線型隧道雙線開挖引起的圍巖變形與 地表沉降量云圖Fig.10 Cloud chart of surrounding rock deformation and surface settlement caused by double line excavation of curved tunnel

圖 11 不同工況下曲線型隧道雙線施工引起的 地表沉降曲線圖Fig.11 Surface settlement curve caused by double line construction of curved tunnel under different working conditions

綜上所述，曲線型盾構隧道開挖施工后，隧道兩腰處的圍巖出現應力集中的現象，且隧道凹側的圍巖應力值及影響范圍均大于隧道凸側； 圍巖應力峰值隨隧道線路半徑的增加而逐漸減小，且變化趨勢也逐漸趨于平緩。 上述兩點即為曲線型盾構隧道地表沉降槽峰值點出現偏移現象的力學機理。另一方面，圍巖的變形取決于圍巖的受力情況，故而圍巖應力與曲線型隧道線路半徑間的變化規律使得圍巖變形和地表沉降與曲線型隧道的線路半徑間又會呈現出一定的規律性，故將針對這兩個方面進行分析。

3.2 曲線型盾構隧道施工引起的圍巖變形及地表沉降分析

3.2.1 曲線型盾構隧道左線開挖后圍巖變形及地表沉降分析

由不同工況下隧道左線開挖施工引起的圍巖變形與地表沉降量云圖(圖 8)及曲線圖(圖 9)可以看出：曲線型盾構隧道僅左線施工時，因隧道開挖卸荷而產生的圍巖最大豎向變形值均出現在隧道的上下兩側，隧道上方的圍巖出現向下的沉降，隧道下方的圍巖出現向上的隆起，兩者的影響范圍均偏向于隧道軸線的左側，即曲線型盾構隧道的凹側，且隧道圍巖的豎向變形峰值呈現出隨隧道線路半徑增大而遞減的趨勢；其次，依托圍巖變形云圖中的分層現象可以得出，因曲線型盾構隧道開挖卸荷而引起的圍巖變形值隨距隧道軸線距離的增加而逐漸減小。由不同工況下曲線型盾構隧道左線施工擾動引起的地表沉降槽曲線可以看出：曲線型隧道地表沉降峰值點的位置并未與直線型隧道地表沉降峰值點出現在軸線正上方的現象一致，而是出現在距隧道軸線一定距離的凹側，且隨隧道線路半徑的增大，地表沉降峰值點偏離隧道軸線的距離逐漸減小；其次，在設定的不同模擬工況下，地表沉降量呈現出隨隧道線路半徑增大而遞減的趨勢；另一方面，地表沉降槽的寬度隨曲線型隧道的線路半徑的增大呈現出減小的趨勢，且隧道的線路半徑小于200m時，地表沉降槽寬度隨隧道線路半徑的增大而減小的幅度較大，隧道的線路半徑大于200m時，地表沉降槽寬度隨隧道線路半徑的增大而減小的幅度較小；再者，隧道軸線左側(隧道凹側)的沉降槽曲線斜率相較于隧道軸線右側而言較為平緩，即曲線型盾構隧道凹側的沉降槽寬度大于隧道凸側的沉降槽寬度。

上述分析說明由于曲線型隧道凹側的超挖作用以及后續隧道開挖卸荷的疊加效應使得上覆巖土體的移動形式與直線型隧道相比呈現出較大的差異性，對于曲線型隧道而言，其上部巖土體的位移出現了向左(隧道凹側)的分量；其次，由3.1節中分析得出的規律可知，曲線型盾構隧道開挖卸荷后隧道凹側的圍巖應力大于其凸側圍巖應力。進而由上述兩點我們可以得出因曲線型盾構隧道開挖擾動引起的圍巖變形及地表沉降的峰值點均出現了向隧道凹側偏移的規律，且圍巖變形與地表沉降峰值、地表沉降槽寬度均隨曲線型隧道線路半徑的增大而呈現出減小的趨勢。該模擬計算結果得出的及結論與1.2節中基于土力學與礦山開采沉陷學機理分析的規律相一致，進而也驗證了該模擬的正確性。

3.2.2 曲線型盾構隧道右線開挖分析

由曲線型盾構隧道右線施工擾動引起的圍巖變形與地表沉降量云圖(圖 10)及曲線圖(圖 11)可以看出：受隧道右線開挖卸荷的影響，隧道左線開挖后形成的圍巖變形形式發生變化，左線隧道處圍巖的變形峰值出現向右的移動，且在隧道的凸側出現變形集中現象，左線隧道處地表沉降槽的峰值點也因圍巖變形形式的改變而出現向右的移動；其次，受右線隧道內側超挖及左線隧道開挖的影響，右線隧道的圍巖變形與地表沉降的峰值均出現了向左移動的現象。由曲線型盾構隧道雙線施工擾動引起的地表沉降槽曲線圖(圖11)可以看出：在設定的所有模擬工況，雙線隧道開挖后，地表沉降槽均呈現出“馬鞍”形的形式，且地表沉降曲線的極值點并未出現在兩隧道軸線間的中心點處，而是向左偏移了一定的距離，這是由于受到右線隧道內側超挖及左線隧道開挖卸荷的影響，使得右線隧道的左側(隧道凹側)的塑性擾動區范圍較大，進而導致右線隧道處地表沉降槽的曲率相較于直線型隧道而言較小，從而使得“馬鞍”形沉降曲線的極值點出現向左偏移的現象；其次，由于右線隧道的開挖使得總地層損失率增加，從而導致雙線隧道施工完成后形成的地表沉降槽的寬度明顯大于左線隧道施工完成后形成的地表沉降槽的寬度；再者，雙線隧道施工完成后形成的地表沉降槽的寬度隨隧道線路半徑的增大而逐漸減小，且減小的幅度逐漸趨于平緩。

綜上所述，受隧道右線開挖卸荷的影響，其上覆巖土體受到二次擾動，進而導致上覆巖土體的移動形式發生變化。隧道右線開挖施工后，隧道左線的上覆巖土體位移出現向右(隧道凸側)的分量，從而導致左線隧道處的圍巖變形主要集中于隧道的凸側，且圍巖的變形峰值也因此出現了向右的移動，進而使得左線隧道處的地表沉降槽峰值點也出現了向右的移動；其次，受右線隧道內側超挖以及總地層損失率增大的影響，右線隧道施工完成后，地表沉降槽的寬度出現增大的現象，地表沉降曲線的形式呈現出不對稱“馬鞍”形，且沉降槽曲線的極值點偏向于左線隧道；最后，地表沉降槽的寬度呈現出隨隧道線路半徑的增大而遞減的趨勢，且減小的幅度逐步趨于平緩。

3.2.3 曲線型隧道開挖卸荷引起的圍巖變形和地表沉降與隧道線路半徑間的規律分析

由曲線型盾構隧道開挖卸荷后圍巖變形和地表沉降峰值與隧道線路半徑的關系圖(圖 12)可知，隨隧道線路半徑的增大，隧道左線施工完成后、雙線施工完成后圍巖的變形峰值與地表的沉降峰值均逐漸減小，且減小的逐漸趨于平緩；當隧道線路半徑小于150m時，圍巖變形及地表沉降峰值與隧道線路半徑的關系曲線近似為拋物線的形式，但當隧道線路半徑大于150m時，兩者的關系曲線近似線性；其次，在隧道右線施工完成后，設定8個工況的圍巖變形值相較于隧道左線施工后的圍巖變形值均出現減小的現象，隧道線路半徑為50m時圍巖的變形值減小的幅度最小，且當隧道的線路半徑小于150m時，圍巖變形值減小的幅度隨隧道線路半徑的增加而增大，隧道線路半徑大于150m時圍巖變形值減小的幅度趨于一個穩定值；最后，受隧道右線開挖卸荷的影響，地表的沉降峰值也發生了改變，當隧道線路半徑小于150m時，地表的沉降峰值略有增加，當隧道線路半徑大于150m時，地表的沉降峰值略有減小，且減小的幅度隨隧道線路半徑的增大呈現出增大的現象，但其變化趨勢較為平緩。這是由于隧道內側超挖區的范圍隨隧道線路半徑的增加呈現出遞減的趨勢，且隧道內側超挖區范圍減小的趨勢逐漸趨于平緩(圖 12)，故而使得地層損失率隨隧道線路的增加而遞減，從而使得圍巖變形與地表沉降峰值出現上述分析的變化趨勢。

圖 12 隧道內側超挖區范圍、圍巖變形和地表沉降峰值 與隧道線路半徑的關系圖Fig.12 Diagram of relationship between the scope of overbreak area，surrounding rock deformation，peak value of ground settlement and tunnel route radius

3.3 地表沉降峰值的偏移規律分析

為了對不同線路半徑隧道施工引起的地表沉降槽峰值點偏移的距離進行定性及定量分析，依托南農區間的實際工程背景，采用Origin軟件對數值模擬的計算結果進行擬合，發現地表沉降槽峰值點的偏移距離與隧道的線路半徑近似反函數曲線，擬合函數為

y=axb

(2)

式(2)中：y為地表沉降槽峰值點的偏移距離；x為曲線型盾構隧道的線路半徑；參數a=161.527±35.729，參數b=-1.051±0.051。

由隧道開挖卸荷后地表沉降槽峰值點偏移距離與隧道線路半徑的擬合曲線圖(圖 13)可以看出，隨隧道線路半徑的增大，地表沉降槽峰值點的偏移距離逐漸減小，且減小的幅度逐漸趨于平緩。同時，地表沉降槽峰值點的偏移規律為地上及地下建(構)筑物的風險控制提供了理論基礎。

圖 13 地表沉降峰值點偏移距離與隧道線路半徑 的擬合曲線圖Fig.13 The fitting curve between the migration distance of the peak point of surface subsidence and the radius of the tunnel route

圖 14 地表沉降槽峰值點偏移對上覆建筑物的影響分析圖Fig.14 Analysis diagram of the influence of the peak point offset of the surface settlement trough on the overlying buildings

4 地表沉降槽峰值點偏移對上覆建構筑物的影響分析

因上覆建筑物在基底產生的附加應力和隧道的形式無關，即因建筑物自重荷載而產生的地層壓縮量不會因隧道線路半徑的大小而出現變化，故為體現隧道線路半徑引起地表沉降的影響，圖 14中的沉降曲線未考慮因建筑物自重引起的沉降。

由分析可知，曲線型盾構隧道開挖卸荷后形成的地表沉降槽峰值點會向隧道凹側偏移一定的距離，從而使得其地表沉降槽的形式與直線型隧道地表沉降槽的形式之間存在一定的差異性，進而導致其上覆建(構)筑物因地表不均勻沉降的差異而出現不同的變化形式，以位于隧道上方同一位置的兩跨框架結構形式的建筑物為例，由圖 14可以看出，對于直線型隧道而言，相較于邊柱，中柱出現了向下的不均勻沉降；而對于曲線型隧道，其上覆建筑物的變化形式發生了改變，建筑物的右柱、中柱以及左柱之間均出現了不同程度的差異沉降。

綜上所述，正是由于曲線型隧道與直線型隧道施工后形成的地表沉降槽寬度、沉降峰值點位置以及沉降槽反彎點位置的不同，從而使得隧道上方同一位置的建(構)筑物出現不同程度的差異沉降，進而對建(構)筑物造成不同程度的損傷。故對于曲線型隧道而言，設計施工前應充分考慮地表沉降槽峰值點偏移的距離對其上覆建(構)筑物的影響，并對其進行相應的風險控制，以選擇控制地表不均勻沉降的合理措施，減輕曲線型盾構隧道施工對上覆建(構)筑物的損傷。

5 結論

依托南農區間8標段曲線型盾構隧道的工程背景，采用Midas/GTS以及Origin軟件對地表沉降槽峰值點的偏移規律及力學機理進行分析。主要得出以下結論。

(1)對于曲線型隧道而言，其兩腰處的圍巖出現應力集中的現象，且圍巖應力值隨距隧道軸線距離的增加而逐漸減小；其次，隧道的線路半徑從50m增加至150m時，圍巖的應力峰值出現急劇減小的情形；當隧道的線路半徑大于150m時，圍巖的應力峰值雖隨隧道線路半徑的增加繼續減小，但減小的趨勢逐漸趨于平緩；再者，隧道凹側的圍巖應力值及影響范圍均大于隧道凸側，上述規律正是曲線型盾構隧道沉降峰值點出現偏移的力學機理。

(2)由模擬的計算結果可知，曲線型盾構隧道單線開挖擾動引起的圍巖變形以及地表沉降的峰值點均出現了向隧道凹側偏移的規律，且圍巖變形與地表沉降峰值、地表沉降槽寬度均隨曲線型隧道線路半徑的增大而呈現出減小的趨勢；其次，隧道凹側地表沉降曲線的斜率較為平緩，也就是說地表沉降曲線并未關于隧道軸線對稱，即隧道凹側的沉降槽寬度大于隧道凸側的沉降槽寬度，且隧道的線路半徑小于200m時，地表沉降槽寬度隨隧道線路半徑的增大而減小的幅度較大，隧道的線路半徑大于200m時，地表沉降槽寬度隨隧道線路半徑的增大而減小的幅度較小。

(3)對于曲線型雙線隧道而言，由于總地層損失率的增加，地表沉降槽的寬度出現增大的現象，地表沉降曲線的形式呈現出不對稱“馬鞍形”，且沉降槽曲線的極值點距隧道凹側方向較近；其次，地表沉降槽的寬度呈現出隨隧道線路半徑的增大而遞減的趨勢。

(4)當隧道線路半徑小于150m時，圍巖變形峰值與隧道線路半徑的關系曲線近似為拋物線的形式，但當隧道線路半徑大于150m時，兩者的關系曲線近似線性；隧道右線施工完成后圍巖變形值相較于隧道左線施工后的圍巖變形值而言均出現減小的現象，且隧道線路半徑為50m時圍巖的變形值減小的幅度最小，當隧道的線路半徑小于150m時，圍巖變形值減小的幅度隨隧道線路半徑的增加而增大，隧道線路半徑大于150m時圍巖變形值減小的幅度趨于一個穩定值。

(5)采用Origin軟件對數值模擬的計算結果進行擬合，發現地表沉降槽峰值點的偏移距離與隧道的線路半徑近似反函數曲線，即地表沉降槽峰值點的偏移距離隨隧道線路半徑的增加而減小，且減小的趨勢逐漸趨于平緩。兩者之間的關系式為

y=(161.527±35.729)x-1.051±0.051。

(6)由于曲線型隧道與直線型隧道地表沉降曲線的不同，使得隧道上方同一位置的建(構)筑物出現不同程度的差異沉降，從而導致建構筑物針對地表不均勻沉降的應變損傷機制出現差異性。由于曲線型盾構隧道沉降槽形式具有特殊性，故應與直線型盾構隧道的地表沉降形式進行明確界定，并將曲線型盾構隧道的地表沉降槽峰值點偏移規律作為理論基礎，以選擇有效控制地表不均勻沉降及上覆建(構)筑物差異沉降的合理措施。