姜曉婷，路 平，鄭 剛，崔玉嬌，崔 濤

（1.天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072）

1 引言

目前在天津、北京、上海及廣州等大城市中，大量歷史建筑的存在對(duì)地下空間的開發(fā)提出了巨大的挑戰(zhàn)，尤其是盾構(gòu)隧道的開挖對(duì)鄰近老舊歷史建筑物的影響已經(jīng)成為隧道工程發(fā)展所面臨的亟需解決的重要課題。尤其是在軟土地區(qū)，盾構(gòu)隧道施工不可避免地?cái)_動(dòng)周圍地層，進(jìn)而引起地面沉降，沉降過大時(shí)將危及鄰近建（構(gòu)）筑物的結(jié)構(gòu)安全。這些歷史建筑建造年代長，且經(jīng)受地震等災(zāi)害破壞，整體剛度差，對(duì)不均勻沉降的耐受能力極差。因此，當(dāng)隧道周邊存在老舊建筑物時(shí)，為了保證隧道施工的順利進(jìn)行及周邊建筑物的安全，有必要對(duì)隧道開挖可能引發(fā)的鄰近建筑物變形情況開展精細(xì)化分析。國內(nèi)外學(xué)者在這方面做了很多研究。

于寧等[1]，許江等[2]建立了二維有限元模型分析了地鐵盾構(gòu)隧道對(duì)地上建筑物的影響。Mroueh等[3]，丁祖德等[4]，彭立敏等[5]利用可以考慮建筑物受力和變形空間效應(yīng)的三維有限元方法，對(duì)地表有無建筑物的盾構(gòu)掘進(jìn)以及盾構(gòu)掘進(jìn)軸線與建筑物不同夾角的情況進(jìn)行分析，分別研究了地面框架結(jié)構(gòu)對(duì)地表沉降的影響以及隧道開挖對(duì)地表建筑物基礎(chǔ)沉降和結(jié)構(gòu)受力變形分布的影響。姜忻良等[6]以框架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，計(jì)算了盾構(gòu)法地鐵隧道穿越建筑物時(shí)對(duì)建筑物自身沉降和內(nèi)力的影響，提出建筑物基礎(chǔ)的沉降主要發(fā)生在地鐵隧道穿越建筑物的區(qū)間段內(nèi)。

上述研究主要集中于隧道施工對(duì)地表框架結(jié)構(gòu)建筑物的影響程度和范圍，而盾構(gòu)隧道掘進(jìn)對(duì)砌體結(jié)構(gòu)建筑物的影響也有相關(guān)研究。Miliziano等[7]采用二維數(shù)值方法分析了隧道施工對(duì)某磚石結(jié)構(gòu)建筑物的影響，得出了建筑物沉降曲線。葛世平等[8]通過理論研究的方法，分析了盾構(gòu)穿越某砌體結(jié)構(gòu)房屋時(shí)，施工期沉降以及后期固結(jié)沉降對(duì)房屋的影響。徐禮華等[9]，徐澤民等[10]通過隧道施工現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的分析，研究了隧道施工對(duì)地表砌體結(jié)構(gòu)建筑物的影響。但目前針對(duì)軟土地區(qū)下穿砌體結(jié)構(gòu)的盾構(gòu)掘進(jìn)研究中，考慮盾構(gòu)穿越引起的土體的應(yīng)變?cè)谳^大的范圍內(nèi)處于小應(yīng)變狀態(tài)的影響的研究相對(duì)較少。

本文結(jié)合天津地鐵2號(hào)線盾構(gòu)隧道下穿砌體結(jié)構(gòu)建筑物的施工情況，采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和有限元模擬相結(jié)合的方法，研究隧道施工對(duì)地表砌體結(jié)構(gòu)建筑物的影響?？紤]隧道變形與建筑物變形的相互耦合關(guān)系，按照結(jié)構(gòu)-土體-隧道共同作用進(jìn)行分析。利用有限元軟件Plaxis 3D建立三維非線性有限元模型，采用考慮土體小應(yīng)變特性的土體本構(gòu)模型對(duì)隧道與建筑變形進(jìn)行分析，從而對(duì)隧道開挖所引發(fā)的鄰近建筑物位移響應(yīng)進(jìn)行更為合理的預(yù)測(cè)。

2 工程概況

2.1 隧道及建筑物概況

天津地鐵某盾構(gòu)區(qū)間左線長度為533.504 m，共444環(huán)。右線長度為497.384 m，共415環(huán)。線路最大縱坡為19‰，最小縱坡為10.982‰，盾構(gòu)隧道最小曲線半徑為300 m，區(qū)間隧道覆土厚度約為17～21 m，未設(shè)置聯(lián)絡(luò)通道。采用海瑞克土壓平衡盾構(gòu)機(jī)，盾構(gòu)外徑為6.4 m，管片厚度為350 mm。管片拼裝襯砌為單洞圓形隧道，采用錯(cuò)縫拼裝，使用M30彎螺栓連接管片，環(huán)寬為1.2 m，管片混凝土為C50、S10；鋼筋采用HRB335熱軋鋼筋、HPB235熱軋鋼筋。

盾構(gòu)機(jī)于10月13日從始發(fā)端出發(fā)，進(jìn)行右線的開挖，于10月19日到達(dá)建筑物前方30 m處，10月24日掘進(jìn)至建筑物處，此時(shí)已掘進(jìn)了47環(huán)，11月9日到達(dá)建筑物后方30 m處。

區(qū)間段下穿建筑物為4層磚混結(jié)構(gòu)，各層層高為3 m，矩形平面，長29 m，寬13 m。建筑物基礎(chǔ)為筏板基礎(chǔ)，厚度為0.5 m，基礎(chǔ)埋深為1.0 m。建筑物外觀如圖1所示。由于該建筑物已擬拆遷，故隧道下穿時(shí)并沒有采取特別的保護(hù)措施，如特別調(diào)整、控制每環(huán)排土量及注漿量等，故通過建筑物時(shí)各施工參數(shù)與在空曠場(chǎng)地時(shí)相比相差不大。

建筑物所處路段隧道拱頂距地表平均約為19 m，建筑物距離隧道最小水平凈距為0.81 m，位于隧道影響區(qū)內(nèi)。為了監(jiān)控隧道施工引起的地表不均勻沉降造成地表建筑物的破壞，本盾構(gòu)區(qū)間隧道施工時(shí)，在建筑物基礎(chǔ)底部沿長寬兩個(gè)方向分別布設(shè)了基礎(chǔ)沉降觀測(cè)點(diǎn)（JG4-1～JG4-11），以監(jiān)測(cè)建筑物各階段的沉降以及不均勻沉降。另外，在建筑物前方較空曠的場(chǎng)地，也布設(shè)了地表沉降測(cè)點(diǎn)（DB8-8～DB8-17）以進(jìn)行空曠場(chǎng)地的地表沉降槽的模擬。建筑物與隧道相對(duì)位置關(guān)系及建筑物監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布情況如圖2。

圖1 建筑物外觀圖Fig.1 Appearance of building

圖2 建筑物與隧道相對(duì)位置關(guān)系及監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布Fig.2 Relative position between building and tunnel，and plan of monitoring instruments

2.2 場(chǎng)地條件概述

隧道穿越范圍內(nèi)主要有⑥2粉土、⑦2粉土層、⑥1⑦1粉質(zhì)黏土、下部⑦4粉砂層，下部粉砂層厚度約10 m左右。場(chǎng)地內(nèi)地下水位較高，勘測(cè)期間地下水埋深3.77～4.01 m。

3 有限元模型的建立

3.1 模型建立

采用Plaxis 3D 2013硬化土本構(gòu)模型（HS）以及考慮小應(yīng)變的硬化土本構(gòu)模型（HSS）分別進(jìn)行模擬。

建筑物與基礎(chǔ)的網(wǎng)格劃分情況如圖3(a)所示。有限元模型整體網(wǎng)格劃分情況如圖3(b)所示，土體采用十節(jié)點(diǎn)四面體單元，共劃分49 263個(gè)網(wǎng)格，85 399個(gè)節(jié)點(diǎn)。沿掘進(jìn)方向的模型長度為90 m，垂直掘進(jìn)方向長度取為96 m，豎直方向取50 m，隧道中心線埋深為22.5 m。盾構(gòu)開挖步長定為3 m。盾尾注漿采用施加一環(huán)注漿壓力（340 kPa）的方法進(jìn)行模擬。

模型的邊界條件如下：模型頂面為自由面，無約束；模型底面約束法向位移；模型四個(gè)側(cè)面均只約束法向，其余方向自由無約束。本文重點(diǎn)研究盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)土體的短期影響，不考慮長期固結(jié)。

圖3 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Finite element model and meshes

3.2 模型參數(shù)

（1）土層參數(shù)

土體的本構(gòu)模型采用考慮了小應(yīng)變剛度行為的硬化土模型（harding-soil small，HSS），即在硬化土模型（hardening-soil，HS）的基礎(chǔ)上考慮了土體的小應(yīng)變剛度特性。土體的模型參數(shù)的確定通過盾構(gòu)區(qū)間所在的天津軟土地區(qū)典型土體的多處鉆孔勘察報(bào)告結(jié)果及室內(nèi)試驗(yàn)得出。土體的分層及參數(shù)如表1所示，小應(yīng)變本構(gòu)模型參數(shù)是在硬化土本構(gòu)模型參數(shù)的基礎(chǔ)上增加初始剪切模量G0和剪切應(yīng)變水平 γ0.7兩個(gè)參數(shù)，γ0.7為G0衰減至70%時(shí)的應(yīng)變水平，γ0.7取0.000 2[11－12]。

（2）建筑物與盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)

建筑物門窗孔洞尺寸為1.8 m×1.5 m和0.9 m×1.5 m。建筑物具體尺寸如圖4所示。

圖4 建筑物尺寸示意圖(單位:mm)Fig.4 Sketch of the building dimensions(unit:mm)

模型考慮了建筑物的橫墻、縱墻以及樓板，而不考慮梁、柱的影響。樓板和墻體均按理想彈塑性模型的板單元進(jìn)行考慮。砌體規(guī)范[13]中規(guī)定，普通磚砌體結(jié)構(gòu)的彈性模量取值范圍為1.5～6.0 GPa（當(dāng)磚砌塊強(qiáng)度等級(jí)達(dá)到MU30，同時(shí)砂漿強(qiáng)度等級(jí)達(dá)到M15時(shí)，其彈性模量才可以取大值），而在砌體結(jié)構(gòu)遭受地震荷載作用，在其內(nèi)部發(fā)生損傷或者開裂時(shí)，建筑結(jié)構(gòu)的整體剛度將發(fā)生急劇下降[14]。因此，本文中取墻體的彈性模量為220 MPa，泊松比為0.1[15]，墻體厚度取為240 mm。樓板厚度取120 mm，彈性模量為30 GPa，泊松比為0.2。建筑物基礎(chǔ)為筏板基礎(chǔ)，基礎(chǔ)采用線彈性模型，基礎(chǔ)厚度為0.5 m，彈性模量為30 GPa，泊松比為0.2。

盾構(gòu)機(jī)機(jī)身及管片單元采用板單元進(jìn)行模擬。管片按整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算，但對(duì)管片采用0.75的剛度有效率[16]來考慮管片錯(cuò)縫拼接的影響，彈性模量取26 GPa，泊松比為0.2，重度為25 kN/m3。盾構(gòu)機(jī)機(jī)身外徑為6.4 m，厚度為100 mm，彈性模量取240 GPa，泊松比為0.2。實(shí)際工程中，隧道周圍的土體實(shí)際上會(huì)產(chǎn)生偏向隧道軸線下方的不均勻收縮，并且根據(jù)Plaxis幫助文件[17]中的實(shí)例，將盾構(gòu)機(jī)機(jī)身的重度取為120 kN/m3。

表1 土體分層及物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 Soil strata and physical and mechanical properties

3.3 小應(yīng)變本構(gòu)

大量試驗(yàn)研究結(jié)果表明，土體的應(yīng)變對(duì)土體剛度會(huì)產(chǎn)生十分顯著的影響[18－19]。當(dāng)土體發(fā)生小應(yīng)變的時(shí)候，土體的剛度會(huì)遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于常規(guī)試驗(yàn)得到的剛度。國內(nèi)大量研究認(rèn)為，在施工過程中，隧道、基坑以及基礎(chǔ)周圍除了少數(shù)區(qū)域發(fā)生塑性外，其他大部分區(qū)域的土體處于小應(yīng)變的狀態(tài)（0.01%～0.3%）[20]，如圖5所示。

圖5 土體在各種巖土工程條件下的應(yīng)變范圍Fig.5 Strain range of soil in variety of conditions of geotechnical engineering

在小應(yīng)變條件下的土體會(huì)表現(xiàn)出高模量、非線性以及模量衰減性。Rowe等[21－22]指出，利用各向同性彈性－理想塑性的土體本構(gòu)模型得到的地面沉降槽的寬度要比實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)地面沉降槽寬得多，因此，如何反映小應(yīng)變下土體的固有特性對(duì)能否正確預(yù)測(cè)地下工程施工對(duì)周圍環(huán)境的影響起到至關(guān)重要的作用。因此，開展精細(xì)化分析，考慮土體的小應(yīng)變特性是十分必要的。

4 天然地表（無建筑物）沉降變形

為了考慮土體小應(yīng)變特性的影響，本文采用了plaxis 3D中的HSS本構(gòu)模型，并將其與不考慮小應(yīng)變特性的HS模型進(jìn)行對(duì)比。同時(shí)，為了驗(yàn)證HSS模型的可靠性，本文選取了盾構(gòu)到達(dá)建筑物前的空曠場(chǎng)地區(qū)段進(jìn)行模擬。將該區(qū)段內(nèi)的計(jì)算沉降曲線與相應(yīng)位置的實(shí)測(cè)沉降槽（DB8-13）曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。

圖6 模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.6 Comparison of the calculation results and measurement results

可以看出，考慮小應(yīng)變影響的HSS模型計(jì)算得出的結(jié)果曲線與實(shí)測(cè)結(jié)果較為吻合，而HS模型得出的沉降曲線與實(shí)測(cè)結(jié)果差異較大。沉降槽寬度系數(shù)i 可近似取為0.6倍的最大地表沉降值處所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)距隧道軸線的距離[23－24]。則HS模型i 值為15.1 m，HSS模型i 值為13.5 m。無論是最大沉降值還是沉降槽寬度，HS模型均顯著大于HSS模型計(jì)算結(jié)果及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值，這將直接影響盾構(gòu)從側(cè)下方穿越建筑物時(shí)的數(shù)值分析結(jié)果。文獻(xiàn)[23]中，將HS模型、HSS模型以及實(shí)測(cè)結(jié)果的沉降槽寬度進(jìn)行對(duì)比，本文所得出的結(jié)論與該文相關(guān)的規(guī)律是一致的。

5 盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)建筑物的影響分析

5.1 建筑物變形監(jiān)測(cè)

本盾構(gòu)區(qū)間對(duì)建筑物變形的監(jiān)測(cè)包括：建筑物基礎(chǔ)沉降監(jiān)測(cè)、傾斜監(jiān)測(cè)。

多層砌體建筑物與隧道相對(duì)位置關(guān)系及建筑物基礎(chǔ)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。分別對(duì)盾構(gòu)區(qū)間隧道下穿施工時(shí)建筑物沉降監(jiān)測(cè)值隨觀測(cè)時(shí)間的變化情況進(jìn)行分析，如圖7所示。

圖7 實(shí)測(cè)建筑物監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降時(shí)程曲線Fig.7 Measured settlement-time curves of building

建筑物的基礎(chǔ)沉降值在刀盤剛切入建筑物后有輕微的隆起，最大隆起量為2.6 mm。隨著隧道開挖，各測(cè)點(diǎn)逐漸沉降，沉降值隨著時(shí)間推移不斷增大，在盾尾脫出10天之后，各測(cè)點(diǎn)沉降趨于穩(wěn)定。從圖7還可以明顯看出，測(cè)點(diǎn)JG-7與JG-6沉降速率和沉降累計(jì)值都比其他各點(diǎn)要大，這與該測(cè)點(diǎn)與隧道軸線的距離較近有關(guān)，也從另一方面說明隧道開挖引起的建筑物基礎(chǔ)沉降規(guī)律與地表沉降規(guī)律有一定的相關(guān)性。建筑物監(jiān)測(cè)點(diǎn)的沉降變化規(guī)律及最大沉降值與文獻(xiàn)[25]所得到的結(jié)論相一致。

5.2 建筑物不均勻沉降監(jiān)測(cè)

建筑物的不均勻沉降可用差異沉降δ 或斜率k表示，其中k=δ/L，L為兩沉降測(cè)點(diǎn)之間的距離。遠(yuǎn)離隧道軸線方向的傾斜斜率定義為正，偏向隧道軸線方向的傾斜斜率定義為負(fù)。

建筑物沿縱向不均勻沉降通過監(jiān)測(cè)北立面JG4-1、JG4-11、JG4-10、JG4-9以及南立面JG4-3、JG4-4、JG4-5、JG4-6、JG4-7沉降點(diǎn)獲得。建筑物沿橫向不均勻沉降通過監(jiān)測(cè)東山墻JG4-1、JG4-2、JG4-3以及西山墻JG4-9、JG4-8、JG4-7沉降點(diǎn)獲得。

如圖8所示，為建筑物隨著盾構(gòu)掘進(jìn)的過程中，南立面、北立面、東山墻以及西山墻的斜率隨開挖時(shí)間變化而變化的過程。在盾構(gòu)到達(dá)之前，建筑物的沉降較為均勻，只有輕微的傾斜。刀盤切入時(shí)，建筑物向遠(yuǎn)離隧道的方向傾斜，可能是由于掌子面推力引起的盾構(gòu)前方土體隆起導(dǎo)致的。盾尾脫出后，建筑物向隧道中心線方向傾斜，且建筑物的傾斜斜率變化較快，至刀盤切入后4天，變化速率稍有減緩，至刀盤切入后10天，建筑物傾斜斜率基本穩(wěn)定。圖中東山墻的最終斜率最高，為0.9‰。

圖8 建筑物實(shí)測(cè)橫縱向斜率隨時(shí)間的變化Fig.8 Transverse and longitudinal slope of buildings varied with time

5.3 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果與有限元結(jié)果的對(duì)比

選取建筑物中最靠近隧道中心的沉降點(diǎn)JG4-7，將HSS模型得到的結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)以及HS模型得到的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)JG4-7隨盾構(gòu)掘進(jìn)的沉降時(shí)程曲線Fig.9 The settlement-time curves of JG4-7 during the tunneling

可以看出，JG4-7監(jiān)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)最大沉降值為21.2 mm，由HSS模型計(jì)算出的最大沉降值為20.7 mm，而HS模型計(jì)算出的最大沉降值為27.3 mm，考慮小應(yīng)變的HSS模型計(jì)算出的最終沉降值與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合的較好，而HS模型的最終沉降值偏大。

實(shí)測(cè)沉降時(shí)程曲線在刀盤切入之后有輕微隆起，最大隆起量為2.8 mm，這是由于掌子面對(duì)前方土體的推力以及盾構(gòu)機(jī)身側(cè)壁對(duì)土體的摩擦力使土體超孔壓且來不及消散，導(dǎo)致土體輕微隆起；而HSS計(jì)算模型在刀盤切入之后土體沉降開始變大，沒有隆起的現(xiàn)象產(chǎn)生，這是由于有限元模擬的過程中，暫時(shí)沒有考慮孔壓緩慢消散的過程，所以沉降發(fā)展較快，與實(shí)測(cè)曲線略有差異，但最終沉降值基本吻合。所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)最終沉降值與HSS模型得到的最終沉降的對(duì)比如表2所示。

表2 監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降對(duì)比Table 2 Comparison of predicted and measured settlement

由表2可看出，除點(diǎn)JG4-1外，其余各測(cè)點(diǎn)沉降的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與小應(yīng)變有限元計(jì)算數(shù)據(jù)均相差較小。并且靠近隧道上方的點(diǎn)的沉降值相差不到1 mm，從而驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

本文將建筑物4個(gè)面的最大傾斜量進(jìn)行計(jì)算，并和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比來進(jìn)一步研究建筑物的傾斜。對(duì)比結(jié)果如表3所示。

表3 建筑物傾斜斜率對(duì)比Table 3 Comparison of predicted and measured building inclination

HSS本構(gòu)模型計(jì)算出來的建筑物不均勻沉降結(jié)果與實(shí)測(cè)的建筑物傾斜擬合較好，差值控制在0.1‰以內(nèi)，說明有限元計(jì)算出的建筑物的傾斜值較為準(zhǔn)確。

如圖10所示，本文選取建筑物的東西山墻的傾斜沉降進(jìn)行分析，小應(yīng)變模型結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比如下圖所示。圖中曲線表示建筑物各邊傾斜斜率隨著盾構(gòu)掘進(jìn)的變化情況。

圖10 東西山墻的傾斜斜率隨時(shí)間的變化Fig.10 Tilt of building gable wall varied with time

由圖10中可以看出，東西山墻傾斜斜率變化趨勢(shì)與實(shí)測(cè)數(shù)值略有差異，實(shí)測(cè)數(shù)值的斜率是緩慢平穩(wěn)地增大的，至刀盤切入后15 d達(dá)到穩(wěn)定。而有限元模型的斜率是在刀盤切入后開始迅速增大，至刀盤切入后五天逐漸達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。雖然最終結(jié)果差異不大，但是由斜率變化的趨勢(shì)可以推斷出，實(shí)際的土體是緩慢變形的，隨著孔隙水壓力的逐漸消散，緩慢的發(fā)生不均勻沉降。而有限元模型計(jì)算出的斜率在刀盤切入后迅速發(fā)生。盡管在HSS本構(gòu)模型中，本文考慮了盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)間以及固結(jié)的影響，但是有限元模型中孔隙水壓力的消散發(fā)生的時(shí)間較短，使土體很快達(dá)到固結(jié)，進(jìn)而建筑物的沉降（見圖9）以及傾斜斜率（見圖10）都發(fā)生在很短的一段時(shí)間內(nèi)，與實(shí)際工程略有差異。

6 盾構(gòu)掘進(jìn)關(guān)鍵參數(shù)敏感性分析

由于盾構(gòu)穿越圖2所示建筑物及DB8-13后，將下穿京津城際鐵路，并要求下穿時(shí)的鐵路沉降小于8 mm。即在地面荷載、土質(zhì)條件基本保持不變時(shí)，要將盾構(gòu)下穿路基時(shí)，引起的地面最大沉降由DB8-13處的約18.5 mm減小為8 mm。因此，基于圖6所示的空曠場(chǎng)地條件下的數(shù)值模擬，研究通過調(diào)整盾構(gòu)掘進(jìn)關(guān)鍵參數(shù)，實(shí)現(xiàn)將地面沉降控制在更小值的要求，并考慮參數(shù)調(diào)整時(shí)盾構(gòu)相對(duì)于沉降控制點(diǎn)的位置的影響。

圖11(a)所示為改變同步注漿壓力P 時(shí)，地表沉降δ 的變化趨勢(shì)。由圖可看出，地表絕對(duì)沉降值會(huì)隨著注漿壓力P 的增大而減小。而在盾構(gòu)機(jī)到達(dá)之前，地表發(fā)生輕微的隆起，且隆起量會(huì)隨著注漿壓力的增大而略有增加。圖11(b)所示掌子面推力F（圖中F 以埋置深度z為單位，即分別為12z，14z和16z，kPa）的變化引起地表沉降δ 的變化情況。隨著掌子面推力的增大，地表絕對(duì)沉降值隨之減小，但減小的幅度較小。主要是由于掌子面推力在掘進(jìn)過程中能夠維持盾構(gòu)前方土體的穩(wěn)定性，本文隧道埋深較大，對(duì)地表沉降的影響并不明顯。如圖11(c)所示，隨著土體損失率的增大，地表沉降δ 會(huì)隨之增大，且變化較為明顯。

圖11 盾構(gòu)掘進(jìn)各階段地表沉降隨掘進(jìn)參數(shù)的變化曲線Fig.11 Variation of the ground settlement with driving parameters for all tunneling stages

綜合以上3種情況的分析，在本文所取參數(shù)變化較為合理的工況下，所分析的各個(gè)參數(shù)對(duì)地表沉降的影響按從強(qiáng)到弱的順序依次為：土體損失率、注漿壓力、掌子面推力。

7 結(jié)論

（1）通過對(duì)地表沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)的空曠場(chǎng)地模擬，可以看出，HSS模型計(jì)算得到的沉降槽寬度與實(shí)測(cè)曲線一致，且要比HS模型的沉降槽寬度窄。

（2）通過空曠場(chǎng)地以及隧道下穿建筑物的模擬可知，考慮小應(yīng)變本構(gòu)模型的HSS模型計(jì)算得到的地表最大沉降值以及建筑物基礎(chǔ)最大沉降值也與實(shí)測(cè)擬合良好，而不考慮土體小應(yīng)變的硬化土HS模型最終沉降值較大。

（3）建筑物的不均勻沉降在盾構(gòu)到達(dá)之前較為均勻，只有輕微的傾斜。刀盤切入時(shí)，建筑物向遠(yuǎn)離隧道的方向傾斜。盾尾脫出后，建筑物向隧道中心線方向傾斜，且傾斜斜率變化較快。

（4）HSS模型計(jì)算出來的建筑物不均勻沉降結(jié)果與實(shí)測(cè)的數(shù)值擬合良好，差值控制在0.1‰以內(nèi)。

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