曲线隧道施工引起地表沉降槽峰值偏移规律

李加辉，樊延祥，郑长伟，刘玉宝，王靖伟，欧阳甘霖，于广明

(1. 青岛理工大学土木工程学院，青岛 266033； 2. 山东省高等学校蓝色经济区工程建设与安全协同创新中心，青岛 266033； 3. 中铁二十五局集团第五工程有限公司，青岛 266102； 4. 中国铁建大桥工程局集团有限公司，成都 830000； 5. 新疆大学建筑工程学院，乌鲁木齐 830046； 6. 青岛静力工程股份有限公司，青岛 266071)

由于地下交通方式优势的逐渐显现，越来越多的城市开始修建地铁隧道，根据数据统计[1-2]，截至2019年底，中国已有46个城市开通轨道交通，已运营里程的总数达到6730.27km，在建里程的总数达到6036.2km，规划里程的总数也已达到4268.54km；另一方面，中国地铁项目的规划建设较晚，地上及地下建(构)筑物在施工设计时均未考虑其位置对地下轨道交通通行的影响。也就是说，随着地铁隧道数量的急剧增加，某些地上或地下建(构)筑物的存在阻碍了地下隧道的正常施工，例如：高层建筑物的地下室及桩基、地下管线及已开通的轨道交通等。这就使得地铁隧道的设计轴线在空间上不可能全部是直线或缓和曲线，故在此背景下，小半径曲线盾构施工的方法应运而生，成为解决该问题最为有效的手段。但相较于常规直线段盾构施工技术，大曲率曲线段盾构施工技术具有一定的特殊性和复杂性，且对地表沉降槽峰值点的位置影响较大，从而使得地表沉降峰值并未出现在隧道轴线的正上方，而是出现了一定的偏差。对此，中外许多学者针对小半径曲线盾构隧道施工对沉降槽偏移规律的影响进行了研究：王国富等[3]、沈臻鑫等[4]、邓皇适等[5]发现隧道曲率半径、盾壳长度及千斤顶不平衡推力对地表沉降槽偏移与管片两侧差异变形影响显著；刘书斌等[6]调研发现在小半径曲线地段，超挖会使得地层损失变大，故相应的注浆量理论上应该同步提高；周诗俊等[7]通过建立三维有限差分数值模型，发现曲线隧道施工不仅在地表内侧引起的沉降范围较大，还影响了隧道周围土体的水平移动趋势；孙捷城等[8]发现曲线盾构施工横向地表变形沿隧道轴线呈现非对称性，横向地表沉降槽偏移量随线路两侧开挖面附加推力的增大而增大；董志伟等[9]发现曲线隧道掘进时，管片主要表现为上部下沉，下部隆起，随千斤顶力的增大，管片变形也有线性增大的趋势；丁慧文[10]针对软岩地层中小半径曲线隧道施工存在问题进行了分析，发现小半径曲线上管片宽度影响盾尾间隙的均匀性，管片越宽对左右两侧的盾尾间隙差值越大，导致一侧间隙很大一侧间隙很小，进而影响围岩的变形；吕涛等[11]采用现场监测试验的方法，分析发现曲线隧道最大沉降点稳定在曲线内侧，与直线段隧道最大沉降点位置差异较大。

综上所述，大多数学者都提出了小半径曲线盾构隧道的施工会造成沉降槽偏移的结论，也对千斤顶不平衡推力以及管片宽度导致沉降槽偏移的原因进行了分析，但并未考虑不同线路半径条件下曲线型盾构隧道施工引起地表沉降槽峰值偏移的规律。故现在将依托乌鲁木齐市南农区间8标段小半径曲线盾构隧道施工的工程实例背景，设定隧道线路的半径为50、100、150、200、250、300、400、500m共8个工况，并采用Midas/GTS有限元软件建立多个三维模型进行计算分析，从而得出不同线路半径情况下曲线型盾构隧道施工时沉降槽峰值的偏移规律；其次，依据模拟计算结果找到不同半径情况下曲线型盾构隧道施工导致沉降槽偏移的原因与机理，以此来控制小半径盾构隧道施工引起地表沉降的风险；最后，与直线型盾构隧道进行对比，得出两者之间沉降槽变化的差异规律。研究成果对乌鲁木齐市南农区间小半径曲线盾构隧道的地表沉降风险控制具有重要的指导价值和现实意义，也可为类似曲线型盾构隧道施工的实际工程项目提供有益参考。

1 南农区间曲线型盾构隧道工程概况与沉降槽峰值偏移的力学分析

1.1 南农区间曲线型盾构隧道的工程概况

南农区间线路坡度呈V字坡，全长876m，正线线间距为11.1～14.4m。区间隧道埋深为6.6～10.9m，隧道结构基本位于中风化泥岩以及中风化砂岩中，拱部地层主要为杂填土、粉土、泥岩、砂岩，赋水量较小。

该区间曲线隧道的最小半径为250m，其形状与位置关系如图 1所示。 南农区间曲线段长度496m，采用盾构法进行施工，盾构机从盾构始发井下井后，向农大方向推进。本段区间隧道为双线双洞，单心圆断面，管片采用 钢筋混凝土，管片内径为5.5m，标准环宽为1.2m，衬砌外径为6.2m，厚度为0.35m。

图 1 南农区间曲线型盾构隧道的形状与位置关系图Fig.1 Shape and location of curve shield tunnel between South Agricultural areas

图 2 曲线型隧道与直线型隧道卸荷扰动区对比示意图Fig.2 Comparison diagram of unloading disturbance area between curved tunnel and straight tunnel

图 3 曲线型盾构隧道开挖卸荷后上覆岩土体移动示意图Fig.3 Schematic diagram of overburden soil movement after excavation and unloading of curved shield tunnel

图 4 曲线型盾构隧道开挖卸荷后地表的沉降曲线图Fig.4 Settlement curve of the surface after the excavation and unloading of the curved shield tunnel

1.2 曲线型盾构隧道开挖卸荷后地表沉降槽峰值偏移的机理分析

依托学者发现的地表沉降槽峰值偏移现象，基于土力学及矿山开采沉陷学等基本原理，结合实际工况，对偏移现象的机理进行定性分析，结果如图2、图3、图4 所示。由盾构隧道与直线型盾构隧道的卸荷扰动区对比示意图可以看出，对于直线型盾构隧道而言，其因土体开挖而产生的卸荷扰动区关于隧道轴线是对称的(图 2中未考虑曲率影响的卸荷扰动区)，从而使得因隧道开挖卸荷形成的地表沉降槽关于隧道轴线也是对称的[图 4(b)中直线型隧道沉降槽曲线]，即直线型盾构隧道开挖卸荷后地表沉降的最大值出现在隧道轴线的正上方。但对于曲线型盾构隧道而言，由于其施工技术复杂的特点，使得隧道开挖施工过程中会在隧道的凹侧出现超挖的现象；其次，曲线型盾构隧道具有设计线路为曲线且曲率大的特点，故而使得曲线型隧道的轴线存在一个小于180°的角度。也就是说，对于曲线型隧道的凹侧而言，后续隧道开挖施工形成的卸荷扰动区会对已形成的扰动区产生叠加效应，从而使得曲线型盾构隧道凹侧的卸荷扰动区明显大于其凸侧的卸荷扰动区(图 2中考虑曲率影响的卸荷扰动区)，进而导致曲线型盾构隧道开挖卸荷后地表的沉降槽形式并不是关于隧道轴线对称的，而是产生了一定的偏移现象[图 4(b)中小半径隧道沉降槽曲线]。从上述分析可以看出，曲线型盾构隧道与直线型盾构隧道的卸荷扰动区之间存在较大的差异，进而使得两者在开挖施工后上覆岩土体的移动形式也呈现出较大的差异性。由图 3可知，由于曲线型盾构隧道的卸荷扰动区具有不对称性，故在隧道开挖施工时，其上覆岩土体发生竖向位移的位置并未出现在隧道轴线的正上方，而是出现在距隧道轴线一定距离的凹侧。也就是说，曲线型盾构隧道开挖卸荷后，地表沉降槽的峰值点偏向于隧道凹侧，曲线型盾构隧道的沉降槽峰值曲线与隧道轴线之间存在一定的偏移距离[如图 4(a)所示]。

综上所述，正是由于曲线型盾构隧道的超挖区具有随隧道线路半径的增大而减小的规律以及施工条件复杂、施工线路为曲线且曲率大的特点，使得后续隧道的开挖卸荷作用会对已形成的卸荷扰动区产生叠加效应，进而导致曲线型盾构隧道两侧的卸荷扰动区出现不对称性，且其凹侧的卸荷扰动区明显大于其凸侧的扰动区；其次，上覆岩土体的移动形式也会因卸荷扰动区的不对称性而发生改变，在偏向曲线型隧道凹侧一定距离位置处的岩土体出现竖向位移，并在该位置处形成地表沉降的峰值点，故曲线型盾构隧道开挖卸荷后形成的地表沉降槽峰值曲线与隧道轴线之间存在一定的偏移距离。上述研究内容体现出曲线型盾构隧道与直线型盾构隧道之间在卸荷扰动区方面的差异，揭示了曲线型盾构隧道复杂施工条件下存在的特殊问题，故将针对曲线型盾构隧道开挖施工引起卸荷扰动区变化与沉降槽峰值偏移两个方面的内容进行具体的分析研究。

2 曲线型盾构隧道施工对地表沉降峰值点偏移影响的数值模拟

2.1 曲线型盾构隧道三维模型的建立

采用Midas/GTS有限元软件对曲线型盾构隧道开挖施工引起地表沉降槽峰值的偏移规律进行模拟分析，建立三维模型的尺寸为:X×Y×Z=120m×40m×50m。为便于三维模型的建立以及边界条件的确定，设定了以下3条基本假定：①将地层视为半无限空间体；②视围岩为均质的、各向同性的连续介质；③只考虑自重应力场。基于上述假定，模型中的地层下表面施加固定端约束，左右表面施加X方向约束，前后表面施加Y方向约束，地表面为自由边界；考虑土层自重应力的作用，重力荷载系数取9.807m/s2；因地层含水量较小，故模拟时未考虑地下水的影响。曲线型盾构隧道的三维模型图与网格划分图如图 5所示。其中： 隧道周围土体采用摩尔-库伦弹塑性模型，管片衬砌、等价替代层及盾尾注浆均采用实体弹性模型。

图 5 曲线型盾构隧道的三维模型与网格划分图Fig.5 3D model and meshing diagram of curved shield tunnel

图 6 曲线型盾构隧道施工引起的围岩应力云图Fig.6 Stress cloud image of surrounding rock caused by construction of curved shield tunnel

图 7 围岩应力峰值与隧道线路半径的关系图Fig.7 Relationship between peak stress of surrounding rock and radius of tunnel line

上述等价替代层用于模拟刀盘超挖所造成的盾尾空隙，根据赵丹[12]关于曲线盾构施工所需间隙的研究，对于曲线转弯段而言，其线路内侧超挖量的计算公式为

(1)

式(1)中：δ为曲线内侧超挖量；R为线路曲率半径；D为盾构管片外径；L为盾构机长度，考虑盾构机铰接装置的作用，单段盾壳长度取L=4m。因此，通过式(1)可计算得到不同线路半径下隧道凹侧的等代层厚度。

2.2 模拟所需的物理力学参数选取

曲线型盾构隧道所在的地层基本为中风化泥岩以及中风化砂岩，上覆土层为杂填土、粉土。岩土层、管片、注浆层及等价替代层的主要物理力学参数如表 1所示。

表 1 岩土层及支护结构等物理力学参数Table1 Physical and mechanical parameters of rock soil layer and support structure

2.3 模拟所需的工况界定

工况1：依托南农区间8标段曲线型盾构隧道工程实例，建立三维模型进行分析，该隧道线路半径为250m，模型尺寸设定为120m×40m×50m，并将模型的分析过程分为3个阶段：第一个阶段：初始地应力的计算，并将该阶段计算得出的位移清零，以模拟地层的初始应力场，减小模型的计算误差；第二阶段：将左线隧道内的开挖土体钝化，并激活相应的支护结构及等价替代层，以模拟曲线型盾构隧道左线的开挖施工；第三阶段：将右线隧道内的开挖土体钝化，并激活相应的支护结构及等价替代层，以模拟曲线型盾构隧道右线的开挖施工。

工况2～工况8：设定曲线型盾构隧道的线路半径依次为50、100、150、200、300、400、500m，模型尺寸、分析阶段等参数均与工况1一致。

3 数值模拟计算结果分析

3.1 曲线型盾构隧道开挖卸荷引起的围岩应力分析

由数值模拟的计算结果可知，设定隧道线路半径为50～500m的8个工况，在围岩应力方面既呈现出一致性，也表现出一定的差异性。一致性体现在设定的所有工况均在双线隧道两腰的位置出现应力集中现象，且由围岩的应力云图可知，曲线型盾构隧道开挖卸荷后，隧道左侧围岩的应力影响范围相较于右侧围岩的应力影响范围而言较大，各个工况下围岩应力的最大值也都出现在隧道左侧，即曲线型盾构隧道凹侧围岩的应力值以及围岩应力影响范围均大于隧道凸侧(如图 6所示)；其次，由围岩应力云图中的分层现象可知，各工况下的围岩应力均随距隧道轴线距离的增加而逐渐减小。差异性体现在隧道的线路半径从50m增加至150m时，围岩的应力峰值出现急剧减小的情形；当隧道的线路半径大于150m时，围岩的应力峰值虽随隧道线路半径的增加继续减小，但减小的趋势逐渐趋于平缓(如图 7所示)；由此可见，对于曲线型盾构隧道而言，其线路半径较小时，围岩应力对于隧道线路半径的改变较为敏感，即围岩应力随隧道线路半径的增加而减小的幅度较大，但随隧道线路半径的继续增大，围岩应力的变化幅度逐渐趋于平缓。依托上述分析的内容可以看出，由于隧道的开挖卸荷作用，使得隧道两腰处的围岩出现应力集中的现象，且由于曲线型隧道具有曲率大的特点，故后续隧道的开挖卸荷作用会对掌子面后方隧道凹侧的围岩产生叠加效应，再加之曲线型隧道施工时内侧的超挖作用，导致曲线型隧道凹侧围岩应力集中现象更为明显，进而使得曲线型隧道凹侧的围岩应力大于凸侧的围岩应力；其次，随着隧道线路半径的增大，曲线型盾构隧道的曲率及内侧超挖区逐渐减小，后续隧道开挖卸荷的叠加效应及应力集中现象均逐渐减弱，进而导致隧道围岩应力的峰值及影响范围也随之减小。

图 8 曲线型隧道左线开挖引起的围岩变形与 地表沉降量云图Fig.8 Cloud chart of surrounding rock deformation and surface settlement caused by left line excavation of curved tunnel

图 9 不同工况下曲线型隧道左线施工引起的 地表沉降曲线图Fig.9 Curve of ground settlement caused by left line construction of curved tunnel under different working conditions

图 10 曲线型隧道双线开挖引起的围岩变形与 地表沉降量云图Fig.10 Cloud chart of surrounding rock deformation and surface settlement caused by double line excavation of curved tunnel

图 11 不同工况下曲线型隧道双线施工引起的 地表沉降曲线图Fig.11 Surface settlement curve caused by double line construction of curved tunnel under different working conditions

综上所述，曲线型盾构隧道开挖施工后，隧道两腰处的围岩出现应力集中的现象，且隧道凹侧的围岩应力值及影响范围均大于隧道凸侧； 围岩应力峰值随隧道线路半径的增加而逐渐减小，且变化趋势也逐渐趋于平缓。 上述两点即为曲线型盾构隧道地表沉降槽峰值点出现偏移现象的力学机理。另一方面，围岩的变形取决于围岩的受力情况，故而围岩应力与曲线型隧道线路半径间的变化规律使得围岩变形和地表沉降与曲线型隧道的线路半径间又会呈现出一定的规律性，故将针对这两个方面进行分析。

3.2 曲线型盾构隧道施工引起的围岩变形及地表沉降分析

3.2.1 曲线型盾构隧道左线开挖后围岩变形及地表沉降分析

由不同工况下隧道左线开挖施工引起的围岩变形与地表沉降量云图(图 8)及曲线图(图 9)可以看出：曲线型盾构隧道仅左线施工时，因隧道开挖卸荷而产生的围岩最大竖向变形值均出现在隧道的上下两侧，隧道上方的围岩出现向下的沉降，隧道下方的围岩出现向上的隆起，两者的影响范围均偏向于隧道轴线的左侧，即曲线型盾构隧道的凹侧，且隧道围岩的竖向变形峰值呈现出随隧道线路半径增大而递减的趋势；其次，依托围岩变形云图中的分层现象可以得出，因曲线型盾构隧道开挖卸荷而引起的围岩变形值随距隧道轴线距离的增加而逐渐减小。由不同工况下曲线型盾构隧道左线施工扰动引起的地表沉降槽曲线可以看出：曲线型隧道地表沉降峰值点的位置并未与直线型隧道地表沉降峰值点出现在轴线正上方的现象一致，而是出现在距隧道轴线一定距离的凹侧，且随隧道线路半径的增大，地表沉降峰值点偏离隧道轴线的距离逐渐减小；其次，在设定的不同模拟工况下，地表沉降量呈现出随隧道线路半径增大而递减的趋势；另一方面，地表沉降槽的宽度随曲线型隧道的线路半径的增大呈现出减小的趋势，且隧道的线路半径小于200m时，地表沉降槽宽度随隧道线路半径的增大而减小的幅度较大，隧道的线路半径大于200m时，地表沉降槽宽度随隧道线路半径的增大而减小的幅度较小；再者，隧道轴线左侧(隧道凹侧)的沉降槽曲线斜率相较于隧道轴线右侧而言较为平缓，即曲线型盾构隧道凹侧的沉降槽宽度大于隧道凸侧的沉降槽宽度。

上述分析说明由于曲线型隧道凹侧的超挖作用以及后续隧道开挖卸荷的叠加效应使得上覆岩土体的移动形式与直线型隧道相比呈现出较大的差异性，对于曲线型隧道而言，其上部岩土体的位移出现了向左(隧道凹侧)的分量；其次，由3.1节中分析得出的规律可知，曲线型盾构隧道开挖卸荷后隧道凹侧的围岩应力大于其凸侧围岩应力。进而由上述两点我们可以得出因曲线型盾构隧道开挖扰动引起的围岩变形及地表沉降的峰值点均出现了向隧道凹侧偏移的规律，且围岩变形与地表沉降峰值、地表沉降槽宽度均随曲线型隧道线路半径的增大而呈现出减小的趋势。该模拟计算结果得出的及结论与1.2节中基于土力学与矿山开采沉陷学机理分析的规律相一致，进而也验证了该模拟的正确性。

3.2.2 曲线型盾构隧道右线开挖分析

由曲线型盾构隧道右线施工扰动引起的围岩变形与地表沉降量云图(图 10)及曲线图(图 11)可以看出：受隧道右线开挖卸荷的影响，隧道左线开挖后形成的围岩变形形式发生变化，左线隧道处围岩的变形峰值出现向右的移动，且在隧道的凸侧出现变形集中现象，左线隧道处地表沉降槽的峰值点也因围岩变形形式的改变而出现向右的移动；其次，受右线隧道内侧超挖及左线隧道开挖的影响，右线隧道的围岩变形与地表沉降的峰值均出现了向左移动的现象。由曲线型盾构隧道双线施工扰动引起的地表沉降槽曲线图(图11)可以看出：在设定的所有模拟工况，双线隧道开挖后，地表沉降槽均呈现出“马鞍”形的形式，且地表沉降曲线的极值点并未出现在两隧道轴线间的中心点处，而是向左偏移了一定的距离，这是由于受到右线隧道内侧超挖及左线隧道开挖卸荷的影响，使得右线隧道的左侧(隧道凹侧)的塑性扰动区范围较大，进而导致右线隧道处地表沉降槽的曲率相较于直线型隧道而言较小，从而使得“马鞍”形沉降曲线的极值点出现向左偏移的现象；其次，由于右线隧道的开挖使得总地层损失率增加，从而导致双线隧道施工完成后形成的地表沉降槽的宽度明显大于左线隧道施工完成后形成的地表沉降槽的宽度；再者，双线隧道施工完成后形成的地表沉降槽的宽度随隧道线路半径的增大而逐渐减小，且减小的幅度逐渐趋于平缓。

综上所述，受隧道右线开挖卸荷的影响，其上覆岩土体受到二次扰动，进而导致上覆岩土体的移动形式发生变化。隧道右线开挖施工后，隧道左线的上覆岩土体位移出现向右(隧道凸侧)的分量，从而导致左线隧道处的围岩变形主要集中于隧道的凸侧，且围岩的变形峰值也因此出现了向右的移动，进而使得左线隧道处的地表沉降槽峰值点也出现了向右的移动；其次，受右线隧道内侧超挖以及总地层损失率增大的影响，右线隧道施工完成后，地表沉降槽的宽度出现增大的现象，地表沉降曲线的形式呈现出不对称“马鞍”形，且沉降槽曲线的极值点偏向于左线隧道；最后，地表沉降槽的宽度呈现出随隧道线路半径的增大而递减的趋势，且减小的幅度逐步趋于平缓。

3.2.3 曲线型隧道开挖卸荷引起的围岩变形和地表沉降与隧道线路半径间的规律分析

由曲线型盾构隧道开挖卸荷后围岩变形和地表沉降峰值与隧道线路半径的关系图(图 12)可知，随隧道线路半径的增大，隧道左线施工完成后、双线施工完成后围岩的变形峰值与地表的沉降峰值均逐渐减小，且减小的逐渐趋于平缓；当隧道线路半径小于150m时，围岩变形及地表沉降峰值与隧道线路半径的关系曲线近似为抛物线的形式，但当隧道线路半径大于150m时，两者的关系曲线近似线性；其次，在隧道右线施工完成后，设定8个工况的围岩变形值相较于隧道左线施工后的围岩变形值均出现减小的现象，隧道线路半径为50m时围岩的变形值减小的幅度最小，且当隧道的线路半径小于150m时，围岩变形值减小的幅度随隧道线路半径的增加而增大，隧道线路半径大于150m时围岩变形值减小的幅度趋于一个稳定值；最后，受隧道右线开挖卸荷的影响，地表的沉降峰值也发生了改变，当隧道线路半径小于150m时，地表的沉降峰值略有增加，当隧道线路半径大于150m时，地表的沉降峰值略有减小，且减小的幅度随隧道线路半径的增大呈现出增大的现象，但其变化趋势较为平缓。这是由于隧道内侧超挖区的范围随隧道线路半径的增加呈现出递减的趋势，且隧道内侧超挖区范围减小的趋势逐渐趋于平缓(图 12)，故而使得地层损失率随隧道线路的增加而递减，从而使得围岩变形与地表沉降峰值出现上述分析的变化趋势。

图 12 隧道内侧超挖区范围、围岩变形和地表沉降峰值 与隧道线路半径的关系图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规律分析

为了对不同线路半径隧道施工引起的地表沉降槽峰值点偏移的距离进行定性及定量分析，依托南农区间的实际工程背景，采用Origin软件对数值模拟的计算结果进行拟合，发现地表沉降槽峰值点的偏移距离与隧道的线路半径近似反函数曲线，拟合函数为

y=axb

(2)

式(2)中：y为地表沉降槽峰值点的偏移距离；x为曲线型盾构隧道的线路半径；参数a=161.527±35.729，参数b=-1.051±0.051。

由隧道开挖卸荷后地表沉降槽峰值点偏移距离与隧道线路半径的拟合曲线图(图 13)可以看出，随隧道线路半径的增大，地表沉降槽峰值点的偏移距离逐渐减小，且减小的幅度逐渐趋于平缓。同时，地表沉降槽峰值点的偏移规律为地上及地下建(构)筑物的风险控制提供了理论基础。

图 13 地表沉降峰值点偏移距离与隧道线路半径 的拟合曲线图Fig.13 The fitting curve between the migration distance of the peak point of surface subsidence and the radius of the tunnel route

图 14 地表沉降槽峰值点偏移对上覆建筑物的影响分析图Fig.14 Analysis diagram of the influence of the peak point offset of the surface settlement trough on the overlying buildings

4 地表沉降槽峰值点偏移对上覆建构筑物的影响分析

因上覆建筑物在基底产生的附加应力和隧道的形式无关，即因建筑物自重荷载而产生的地层压缩量不会因隧道线路半径的大小而出现变化，故为体现隧道线路半径引起地表沉降的影响，图 14中的沉降曲线未考虑因建筑物自重引起的沉降。

由分析可知，曲线型盾构隧道开挖卸荷后形成的地表沉降槽峰值点会向隧道凹侧偏移一定的距离，从而使得其地表沉降槽的形式与直线型隧道地表沉降槽的形式之间存在一定的差异性，进而导致其上覆建(构)筑物因地表不均匀沉降的差异而出现不同的变化形式，以位于隧道上方同一位置的两跨框架结构形式的建筑物为例，由图 14可以看出，对于直线型隧道而言，相较于边柱，中柱出现了向下的不均匀沉降；而对于曲线型隧道，其上覆建筑物的变化形式发生了改变，建筑物的右柱、中柱以及左柱之间均出现了不同程度的差异沉降。

综上所述，正是由于曲线型隧道与直线型隧道施工后形成的地表沉降槽宽度、沉降峰值点位置以及沉降槽反弯点位置的不同，从而使得隧道上方同一位置的建(构)筑物出现不同程度的差异沉降，进而对建(构)筑物造成不同程度的损伤。故对于曲线型隧道而言，设计施工前应充分考虑地表沉降槽峰值点偏移的距离对其上覆建(构)筑物的影响，并对其进行相应的风险控制，以选择控制地表不均匀沉降的合理措施，减轻曲线型盾构隧道施工对上覆建(构)筑物的损伤。

5 结论

依托南农区间8标段曲线型盾构隧道的工程背景，采用Midas/GTS以及Origin软件对地表沉降槽峰值点的偏移规律及力学机理进行分析。主要得出以下结论。

(1)对于曲线型隧道而言，其两腰处的围岩出现应力集中的现象，且围岩应力值随距隧道轴线距离的增加而逐渐减小；其次，隧道的线路半径从50m增加至150m时，围岩的应力峰值出现急剧减小的情形；当隧道的线路半径大于150m时，围岩的应力峰值虽随隧道线路半径的增加继续减小，但减小的趋势逐渐趋于平缓；再者，隧道凹侧的围岩应力值及影响范围均大于隧道凸侧，上述规律正是曲线型盾构隧道沉降峰值点出现偏移的力学机理。

(2)由模拟的计算结果可知，曲线型盾构隧道单线开挖扰动引起的围岩变形以及地表沉降的峰值点均出现了向隧道凹侧偏移的规律，且围岩变形与地表沉降峰值、地表沉降槽宽度均随曲线型隧道线路半径的增大而呈现出减小的趋势；其次，隧道凹侧地表沉降曲线的斜率较为平缓，也就是说地表沉降曲线并未关于隧道轴线对称，即隧道凹侧的沉降槽宽度大于隧道凸侧的沉降槽宽度，且隧道的线路半径小于200m时，地表沉降槽宽度随隧道线路半径的增大而减小的幅度较大，隧道的线路半径大于200m时，地表沉降槽宽度随隧道线路半径的增大而减小的幅度较小。

(3)对于曲线型双线隧道而言，由于总地层损失率的增加，地表沉降槽的宽度出现增大的现象，地表沉降曲线的形式呈现出不对称“马鞍形”，且沉降槽曲线的极值点距隧道凹侧方向较近；其次，地表沉降槽的宽度呈现出随隧道线路半径的增大而递减的趋势。

(4)当隧道线路半径小于150m时，围岩变形峰值与隧道线路半径的关系曲线近似为抛物线的形式，但当隧道线路半径大于150m时，两者的关系曲线近似线性；隧道右线施工完成后围岩变形值相较于隧道左线施工后的围岩变形值而言均出现减小的现象，且隧道线路半径为50m时围岩的变形值减小的幅度最小，当隧道的线路半径小于150m时，围岩变形值减小的幅度随隧道线路半径的增加而增大，隧道线路半径大于150m时围岩变形值减小的幅度趋于一个稳定值。

(5)采用Origin软件对数值模拟的计算结果进行拟合，发现地表沉降槽峰值点的偏移距离与隧道的线路半径近似反函数曲线，即地表沉降槽峰值点的偏移距离随隧道线路半径的增加而减小，且减小的趋势逐渐趋于平缓。两者之间的关系式为

y=(161.527±35.729)x-1.051±0.051。

(6)由于曲线型隧道与直线型隧道地表沉降曲线的不同，使得隧道上方同一位置的建(构)筑物出现不同程度的差异沉降，从而导致建构筑物针对地表不均匀沉降的应变损伤机制出现差异性。由于曲线型盾构隧道沉降槽形式具有特殊性，故应与直线型盾构隧道的地表沉降形式进行明确界定，并将曲线型盾构隧道的地表沉降槽峰值点偏移规律作为理论基础，以选择有效控制地表不均匀沉降及上覆建(构)筑物差异沉降的合理措施。