汤劲松，李梓亮，赵书银，姜景双

(1. 道路与铁道工程安全保障省部共建教育部重点实验室(石家庄铁道大学)，石家庄 050043； 2. 石家庄铁道大学土木工程学院，石家庄 050043； 3. 苏州市轨道交通集团有限公司运营二分公司，苏州 215008； 4. 中铁十六局集团有限公司，北京 100018；5. 中铁十六局集团北京轨道交通工程建设有限公司，北京 101149)

在土层中开挖隧道，不论采用何种施工技术都会引起地层扰动，产生地表沉降。周文波[1]对影响地层沉降的因素进行了归纳总结，认为引起地层沉降的因素主要分为主观因素和客观因素，主观因素包括盾构隧道施工过程中的超挖、盾构机推进参数的不合理、同步注浆量不足或注浆压力不合理以及盾构机掘进过程中的姿态等；客观因素主要有盾构机的选型、隧道的埋深、地层条件等。影响地层沉降的客观因素一般与地铁线路的设计有关，在盾构隧道施工过程可控性较小。因此在分析盾构隧道施工对上部砌体结构房屋的影响时，主要研究施工因素，即主观因素的影响。

赵晓彦等[2]针对粉砂岩地层采用FLAC3D软件分析了开挖面支护压力比和注浆层弹性模量对地表沉降的影响，结果表明：在该地质条件下，盾构支护压力比取0.5，注浆层弹性模量为5MPa时，地表的沉降最小。刘文黎等[3]以武汉地铁2号线江-积区间盾构始发端为工程背景，根据3种不同强度与稳定性理论对盾构隧道始发井端头土体加固范围进行了研究，结果表明：对加固范围影响较大的影响因素分别为隧道直径、隧道埋深和土体的抗拉抗剪强度。薛文等[4]等建立了建筑物与基础、地基协同作用的力学模型，研究了土体损失率、建筑物刚度、地基基床系数等不同影响因素对隧道上方建筑物沉降、倾斜以及内力的变化规律，结果表明：盾构隧道掘进区内，建筑物的最大弯矩值和剪力值受建筑物抗弯刚度、地基基床系数及土体损失率影响显著。陈大川等[5]运用有限元软件ANSYS建立三维有限元模型，对盾构法隧道侧穿通过某框架结构房屋进行数值模拟，变化框架与隧道中线水平距离和隧道埋深分多种工况对盾构隧道施工对邻近框架结构变形及内力的影响进行分析。杨欢欢等[6]以太原地铁某区间盾构隧道工程为例，通过敏感性分析方法确定影响盾构施工地表变形的主要土层参数与施工参数，在此基础上建立径向基函数神经网络模型用于盾构施工地表变形的预测。通过分析已有的成果可知，目前的研究多以盾构隧道施工引起的地表沉降或沉降差作为评价指标，这不能反映砌体结构建筑物的破坏特征；并且，对影响因素的研究多是以单因素分析为主；同时，这些因素对地表砌体结构建筑物的影响程度大小，也鲜见报道，而确定不同因素的影响程度，可为施工控制措施和施工对策研究提供理论依据，这方面的研究是十分必要的。

现采用正交试验设计方法和Midas-GTS有限元软件，通过建立地层、盾构隧道和砌体结构共同作用的三维有限元模型，分析不同试验组合施工过程的数值模拟计算结果，以砌体结构房屋的墙体最大拉应力增量作为评价指标，探讨盾构隧道施工因素对砌体结构房屋的影响。

1 正交试验设计

正交试验设计是研究多因素多水平的一种试验设计方法，根据正交性从全面试验中挑选出部分有代表性的点进行试验，实现以最少的试验次数达到与大量全面试验等效的结果。

1.1 试验目的及评价指标

砌体结构房屋主要受力构件为块体和砂浆砌筑而成的墙，其结构材料脆性大，抗拉、抗剪、抗弯能力低，在基础的不均匀沉降作用下，多层砌体结构房屋的破坏部位主要是墙身，因此，选取砌体结构房屋的墙体作为研究对象。

在空间应力状态下，墙体的破坏形式主要表现为裂缝，而产生裂缝的原因主要是由于墙体挠曲变形引起拉应力过大所致。为了更好地研究盾构隧道施工给上部砌体结构所造成的影响，忽略建筑物的初始应力状态，以盾构隧道施工过程中墙体所受到的最大拉应力增量作为评价指标，分析各影响因素在盾构隧道下穿砌体结构房屋过程中对建筑物的影响。

1.2 影响因素及水平

在盾构隧道掘进过程中，现场技术人员会根据出土情况和前方监测数据对盾构机的掘进参数做出相应的调整和控制，主要的控制参数包括：土仓压力、渣土改良参数、刀盘转速和扭矩、千斤顶推力、推进速度、出土速度、同步注浆材料的性质以及同步注浆压力和注浆量等。上述盾构掘进参数使用岩土工程软件很难一一进行模拟，因此，将以上参数进行等效转换：土仓压力可以等效成掌子面支护压力；渣土改良参数、刀盘转速和扭矩、千斤顶推力、推进速度和出土速度等主要影响施工扰动的程度，可等效成刀盘扰动范围；同步注浆材料的性质等效成注浆层弹性模量；而同步注浆的主要作用为填充盾尾间隙，假设盾尾空隙被浆液均匀填充，不考虑同步注浆过程中浆液在土体中的扩散，即不考虑同步注浆压力和注浆量的影响。

(1)掌子面支护压力。掌子面支护压力即为土仓压力，是盾构机掘进过程中施加在刀盘前方土体上的支护力，是影响开挖面前方土体隆沉的关键因素。正常施工过程中，掌子面支护压力应取刀盘中心处土体的静止土压力，但由于施工过程中隧道埋深深浅不一以及一些人为因素和施工中未知因素的影响，导致掌子面支护力与理论值存在差异。因此，为探究不同支护压力对上部砌体结构房屋的影响，本文选取3种不同水平的支护压力，分别为0.5p、1.0p、1.5p，其中p为刀盘中心点处土体的静止土压力强度，其计算公式为

(1)

式中：K0为静止土压力系数；γ为土的重度；H为隧道埋深；D为盾构机刀盘直径。

(2)刀盘扰动范围。盾构机在掘进过程中，很难实现对周围地层的零扰动，地层类型、对前方土体改良的程度以及盾构机操作手操作水平等因素都会影响到刀盘对前方土体切削的难易程度，从而影响刀盘的转速和扭矩，进而影响到刀盘对周围土体的扰动范围。根据现场经验以及相关的研究可知[7]，盾构机刀盘在切削土体过程中对周围地层的扰动范围最大约为3m，故对扰动范围选取3个水平，分别为1、2、3m。

(3)注浆层弹性模量。目前，现场施工过程中采用的同步注浆浆液大多为水泥砂浆浆液，在盾构隧道施工前都会针对不同的地层进行相应的注浆材料配比试验，以此来确定最优的注浆材料配合比。不同配比的注浆材料其力学性质也相差甚大，选择3种不同注浆材料进行模拟分析，其材料弹性模量分别为1、3、6MPa。

将上述各因素及水平进行汇总，得出因素水平表，如表 1所示。

表 1 因素水平表Table1 Factor levelTable

2 数值模拟方案

2.1 模型建立的基本原则

为了减少其他因素对计算结果的干扰影响，选取隧道从建筑物中间垂直下穿为基本工况，地层为中砂，隧道埋深为1.5D。

考虑到模型的空间效应，在建立模型时确保隧道边界左右各取6倍的隧道直径，且满足建筑物边缘与模型四周边缘距离不小于30m，隧道以下地层厚度取3倍的隧道直径。模型尺寸为100m×66m×36m，整体计算模型如图 1所示。模型采用位移边界条件，其中底部为固定边界，限制其水平及垂直方向的位移；模型周围限制水平方向的位移；模型上部取至地表，为自由边界。

图 1 整体计算模型图Fig.1 Overall calculation model diagram

为了更好地研究盾构隧道施工对砌体结构房屋墙体拉应力的影响，对建筑物墙体只开窗洞，不开门洞。

2.2 地层参数的确定

选取单一均质的中砂地层，其基本参数如表 2所示。在盾构掘进过程中，盾构机刀盘的转速和扭矩越大，表明盾构施工对周围地层的扰动越大，而地层的扰动会使得土体的状态发生改变。黎春林[7]、徐永福等[8]通过现场实测和经验公式对盾构扰动范围内的土体力学性质进行了相关的研究，结果表明在扰动范围内，土体的力学参数均发生了不同程度的改变，其中影响最大的为土体的弹性模量、黏聚力和内摩擦角。因此，对扰动范围内的土体参数进行相应的折减：当扰动范围为1m时，扰动后的土体参数改为扰动土1；当扰动范围为2m时，1m范围内土体扰动后的参数为扰动土2，1～2m范围内土体扰动后的参数为扰动土1；当扰动范围为3m时，1m范围内土体扰动后的参数为扰动土3，1～2m范围内土体扰动后的参数为扰动土2，2～3m范围内土体扰动后的参数为扰动土1。

表 2 地层参数Table2 Stratigraphic parameters

考虑到隧道的开挖卸载作用，地层的本构模型选用摩尔库伦和修正摩尔库伦两种土的本构模型。从地表至建筑物基础下方0.5m处采用摩尔-库伦本构模型，其余土层采用修正摩尔-库伦本构模型，修正摩尔-库伦本构模型中的卸载模量取3倍土的弹性模量[9]。

2.3 盾构机、管片及注浆材料参数的确定

地铁区间隧道设计为标准单洞单线隧道，盾构机刀盘直径6.44m。管片采用C50预制钢筋混凝土管片，管片外径6.2m，内径5.5m，宽1.5m，管片采用螺栓进行连接。

盾构机、管片以及注浆材料统一采用线弹性模型，考虑到管片接头的拼装影响，将管片的刚度按0.85的系数进行折减[10]。注浆层材料采用3种不同的类型，具体参数如表 3所示。

2.4 建筑物参数的确定

建筑物为砌体结构房屋，地上三层，层高3m，无地下室，墙厚240mm；建筑物长42m，宽5.1m，高9.3m；基础形式为混凝土条形基础，基础宽0.6m，埋深0.5m；窗宽1.2m，高1.5m，窗台高0.9m；建筑物楼板为现浇钢筋混凝土板，板厚0.1m。

砌体结构房屋的墙体由MU10砖和M7.5砂浆组成，由《砌体结构设计规范》(GB50003—2011)可得其物理力学参数，如表 4所示。

表 3 盾构机、管片及注浆材料参数Table3 Parameters of shield machine， tube sheet and grouting material

表 4 建筑物参数Table4 Building parameters

2.5 施工过程的模拟

盾构隧道下穿建筑物的施工过程按照以下顺序模拟：①计算地层的初始应力状态，地层位移清零；②施加砌体结构房屋，位移清零；③钝化隧道开挖土体，激活盾壳和掌子面支护压力，激活土体扰动层；④钝化盾壳，激活管片和注浆层；注浆完成后将扰动范围内的土体参数恢复原状土体参数；⑤重复③～④至隧道开挖完成。

3 计算结果分析

正交试验表采用4因素3水平正交试验表进行设计，正交试验表和数值计算结果如表 5所示。

表 5 正交试验表及计算结果Table5 Orthogonal testTable and calculation results

对正交试验结果的分析处理主要有两种方法：直观分析法和方差分析法。通过分析，可以得到各试验因素对试验结果影响的重要程度等有用信息。

3.1 直观分析

直观分析法又称极差分析法，具有简单直观、计算量小等优点，通过对试验结果的极差分析可以直观地得到影响因素的主次顺序和最佳水平组合。极差分析结果如表 6所示。

表 6 施工过程墙体最大拉应力增量极差分析表Table6 Range analysisTable of the wall maximum tensile stress increment during construction

根据表 6 的极差分析结果可知：刀盘扰动范围的极差最大，注浆层弹性模量的极差次之，最小的为掌子面支护压力，因此，影响因素的主次顺序依次为：刀盘扰动范围、注浆层弹性模量、掌子面支护压力。

为了更直观地分析各因素对墙体最大拉应力增量的影响趋势，根据表 6的极差分析结果作各因素对墙体最大拉应力增量的影响趋势图，如图 2所示。

图 2 各因素对墙体最大拉应力增量的影响趋势图Fig.2 Trend diagram on the maximum tensile stress increment of the wall influenced by various factors

由图 2 可知：施工过程中墙体最大拉应力增量随着掌子面支护压力的增加，呈现先减小后增加的趋势，在1倍静止土压力强度时，墙体最大拉应力增量最小。而随着刀盘扰动范围的增加，墙体最大拉应力增量出现急剧增加，扰动范围从1m增加到2m，最大拉应力增量增加了347.702kPa；扰动范围从2m增加到3m，最大拉应力增量增加了306.884kPa，最大拉应力增量增加值较之前有所减缓。注浆层弹性模量的增加会降低墙体的最大拉应力增量，当注浆层弹性模量从1MPa增大到3MPa时，墙体最大拉应力增量降低149.987kPa；注浆层弹性模量从3MPa增加到6MPa后，墙体最大拉应力增量降低了60.896kPa，最大拉应力增量降低值出现大幅度减小。

图 3 墙体放大变形及拉应力分布云图Fig.3 Magnification deformation and tensile stress distribution nephogram of the wall

根据上述结论，在施工过程中，应严格控制盾构机刀盘的转速、扭矩和推进速度，减少刀盘扰动的范围，对刀盘前方土体宜添加泡沫分散剂进行土体改良；在进行同步注浆时，应严格控制注浆材料的配合比，选取强度高、硬化时间短、泌水性小的浆液；盾构机土仓压力的设置应与理论上的静止土压力值基本相当，也可比理论土压力略大。

3.2 方差分析

为了确定试验结果差异是来自不同敏感因素相应水平的改变还是来自试验误差，取显著水平α=0.05，对施工过程中墙体最大拉应力增量进行方差分析，方差分析结果如表 7所示。

表 7 施工过程墙体拉应力增量方差分析表Table7 Variance analysisTable of the wall maximum tensile stress increment during construction

根据表 7 对试验结果方差分析和试验因素显著性分析可知：刀盘扰动范围的F值大于F0.01，表明该因素对试验结果有高度显著的影响，为关键因素；注浆层弹性模量的F值大于F0.05而小于F0.01，表明该因素对试验结果有显著影响；而掌子面支护压力的F值小于F0.1，表明该因素对试验结果影响不显著。该结论与极差分析的结果是一致的，进一步验证了极差分析结果的正确性。

4 讨论

根据图 2的影响趋势图，可以得出试验方案中的最优方案，即为支护压力等于静止土压力、刀盘扰动范围为1m、注浆层弹性模量为6MPa。为验证结果的正确性，采用Midas-GTS三维有限元软件对最优方案进行数值模拟计算。

4.1 最优方案验证

房屋墙体最大拉应力增量最大时，墙体放大变形及拉应力分布如图 3所示。

从图 3 可以看出，建筑物中线两侧墙体的拉应力分布基本对称，总体上呈倒八字形，指向建筑物沉降最大位置处；而建筑物拉应力最大的位置出现在窗户的角上，与总体应力分布相反呈八字形，表明此时墙体易产生八字形斜裂缝。此时墙体最大拉应力增量为673.925kPa。

图 5 零扰动工况墙体放大变形及拉应力分布云图Fig.5 Magnification deformation and tensile stress distribution nephogram of the wall in undisturbed condition

将最优方案中墙体最大拉应力增量与表 5的正交试验结果进行对比，发现均小于试验结果。在正交试验方案中，墙体最大拉应力增量最小的试验号为试验8，各因素水平为掌子面支护压力为1.5p、刀盘扰动范围为1m、注浆层弹性模量为6MPa，该方案中墙体最大拉应力增量为713.433kPa，大于最优方案的计算结果。将最优方案中因素水平与试验8进行对比，发现只有掌子面支护压力的水平不同，其余因素水平均相同，而掌子面支护压力因素为最次要因素，对试验影响不显著，由此可以判断此次正交试验结果具有一定的正确性。

4.2 最优方案最大拉应力增量分析

选取砌体结构房屋墙体拉应力增量最大的网格单元进行单元应力增量分析，如图 4所示，图中点划线为拉应力增量最大单元所在墙体的位置。

从图 4可以看出：砌体结构房屋墙体的拉应力增量随着盾构隧道掘进呈现平缓上升、急剧增加、缓慢增加并趋于稳定的发展趋势。

图 4 墙体某一单元拉应力增量随开挖步变化趋势Fig.4 The change trend of tensile stress increment of a unit in the wall with excavation step

在开挖步为0～19步时，墙体单元的拉应力增量从0kPa增加到91.457kPa，拉应力增量上升趋势较为平缓；而从开挖步19～30步，墙体拉应力增量急剧增加，从91.457kPa增加到580.252kPa，增幅达5倍多；开挖过了30步之后，墙体拉应力增量缓慢增加并最终趋于稳定，最终的墙体拉应力增量最大为673.925kPa。

从墙体拉应力增量随开挖步变化趋势可以看出，在盾构机到达墙体前1D和通过后1.5D范围内，盾构隧道施工对上部砌体结构房屋的影响较大，在该范围内应对房屋加强施工监测。

4.3 最优方案与零扰动工况比较

在目前已有的研究中，大多不讨论盾构施工对周围地层的扰动影响，为探究考虑地层扰动工况和零扰动工况的区别，在最优方案的基础上，对最优方案进行零扰动分析。

房屋墙体最大拉应力增量最大时，最优方案零扰动工况下墙体放大变形及拉应力分布如图 5所示。

对比图 3和图 5可知：在房屋墙体拉应力增量最大时，两种工况的墙体应力分布基本相同。但在不考虑盾构施工造成的地层扰动时，砌体结构房屋墙体的最大拉应力增量为280.871kPa，明显小于最优方案中的墙体最大拉应力增量673.925kPa。因此，如果在盾构隧道施工过程中不考施工对周围土体所造成的扰动，将会低估盾构施工对上部砌体结构房屋所造成的影响程度，从而对建筑物的安全使用产生不可预估的风险。

5 工程应用情况

在呼和浩特市轨道交通2号线一期工程呼和浩特站至公主府站区间盾构隧道下穿道北小区砌体结构住宅群的施工过程中，根据以上分析结果，通过试验段施工确定了盾构施工控制参数。为了减少刀盘对前方土体的切削扰动，将刀盘转速控制在0.8～1.64r/min，推进速度控制在20～30mm/min，总推力控制在8000～12000kN，每环出土量控制在58m3左右。施工过程中将同步注浆量控制在7～9m3/环，注浆压力控制在0.2～0.3MPa；土仓压力控制在0.13～0.15MPa；并采用洞内深孔注浆加固技术对隧道周围土体进行加固，安全顺利地通过了砌体结构住宅群。现场踏勘结果表明，房屋墙体没有出现裂缝；实测最大地表沉降3.6mm，满足沉降控制要求；保证了施工过程中的建筑物结构安全和正常使用，产生了良好的经济和社会效益。

6 结论

(1)盾构隧道施工因素对砌体结构房屋的影响按主次排序分别为：刀盘扰动范围、注浆层弹性模量和掌子面支护压力。

(2)施工过程中，主要控制盾构机推力、扭矩、推进和出土速度等掘进参数，以减小盾构施工对上部砌体结构房屋的影响。

(3)如果不考虑地层扰动的影响，可能会低估施工对地表砌体结构建筑物的影响程度，给建筑物的正常使用带来安全风险。