确定地面沉降对地铁隧道沉降影响及保护隧道结构的方法

摘要

本发明提供了一种确定地面沉降对地铁隧道沉降影响及保护隧道结构的方法，通过水准测量确定地铁隧道及车站沉降量，以车站沉降量为型值点、利用三次样条插值拟合确定由区域地面沉降引起的地铁隧道沿线沉降量曲线，从而确定地面沉降对地铁隧道沉降的影响，通过调查影响大的区域地面沉降的原因并加以控制，进而达到保护隧道结构的目的。本发明采用以地铁车站沉降量作为型值点的插值拟合法确定地面沉降对地铁隧道沉降影响，弥补了采用分层沉降监测的安装复杂、费用昂贵的不足，为保护隧道结构提供依据。本发明适用于由地面沉降引起的隧道变形控制问题。

说明书

技术领域

本次发明涉及的是一种建筑工程技术领域中的技术方法，具体是一种确定地 面沉降对地铁隧道沉降影响及保护隧道结构的方法。

背景技术

我国沿海软土地层中地铁隧道通常采用盾构法施工，其衬砌是由管片拼接而 成。由于沿海软土灵敏度高、压缩性大，隧道在长期使用过程中极易产生隧道沉 降和纵向变形，导致隧道渗漏水、衬砌裂缝、轨道扭曲，严重时甚至威胁行车安 全。Shen等于2014年在《Tunnelling and Underground Space Technology》(隧道 和地下空间技术)发表的《Long-term settlement behavior of the metro tunnel in the  soft deposits of Shanghai》(上海软土地层隧道长期沉降现状)指出，软土盾构隧 道长期沉降是由区域地面沉降、邻近隧道施工、隧道渗漏水、隧道开挖、列车荷 载等共同作用引起的，但各个因素的影响大小仍难以区分。为了有针对性地控制 隧道沉降及变形，有必要明确各个因素对隧道沉降量的影响。

地铁隧道的抗纵向变形弱，埋藏于地层当中，不可避免会受到区域地面沉降 的“拖拽”作用而发生变形。陈基炜和詹龙喜于2000年在《城市地质》发表的 《上海市地铁一号线变形测量及规律分析》一文中对比了1999年上海地铁1号 线隧道沉降与沿线区域地面沉降的监测值，发现凡是地面沉降大的区域隧道沉降 量也较大。叶耀东等于2007在《地下空间与工程学报》发表的《软土地铁运营 隧道病害现状及成因分析》一文中对比了上海人民广场某地铁监测点沉降历时曲 线与地面沉降历时曲线，发现二者趋势一致。尽管区域地面沉降与地铁隧道沉降 在空间上和时间上的相关性已经普遍被认可，地面沉降与地铁隧道沉降之间的定 量化关系仍不明确。事实上，地面沉降引起的隧道沉降与隧道底板以上的地层压 缩变形无关，而与隧道以下地层压缩有关，地面沉降监测结果尚不能反映其对地 铁隧道的影响。为了明确区域地面沉降对地铁隧道沉降的影响，有必要采取手段 确定隧道下方地层由区域地面沉降引起的沉降量。

经对现有技术文献检索发现，目前地面以下地层沉降主要通过分层沉降监测 技术获得。该技术将埋设在不同深度土层的分层标点与基岩标联测获得不同土层 的压缩、膨胀量，从而测算出不同土层的沉降量。若采用该技术对隧道下方地层 进行沉降监测，需要在隧道沿线设立永久性分层沉降标点。当前，分层沉降标由 于其安装过程复杂、成本昂贵在城市仅有少数分布且大多与地铁隧道相距甚远。 因此，分层沉降监测技术尚且无法用于隧道下方地层沉降的监测。

发明内容

本发明针对现有技术存在的上述不足，提供一种确定地面沉降对地铁隧道沉 降影响及保护隧道结构的方法。

本发明是通过以下技术方案实现的：通过水准测量确定地铁隧道及车站沉降 量，以车站沉降量为型值点、利用三次样条插值拟合确定由区域地面沉降引起的 地铁隧道沿线沉降量曲线，从而确定地面沉降对地铁隧道沉降的影响，通过调查 影响大的区域地面沉降的原因并加以控制，进而达到保护隧道结构的目的。

本发明所述确定地面沉降对地铁隧道沉降影响的方法，包括以下步骤：

第一步，确定地铁隧道沿线各车站结构设计信息、车站场地的土层划分信 息、各层土的土体特性；

优选地，通过钻孔取土方法获取车站场地的土层划分信息，利用采集的土样 进行室内密度试验和高压固结试验确定各层土的土体特性。

优选地，所述的车站基本结构信息是指：车站结构设计尺寸及结构重度，地 面超载、车站人群荷载及列车荷载设计值。

优选地，所述的钻孔取土方法是指：用厚壁取土设备，在车站施工现场从地 面至车站的设计深度的1.5倍取土，用于做室内常规土工试验及高压固结试验， 取土量根据试件量确定，以每层土不少于三个试件为宜；

所述的室内密度试验是指：通过环刀法获取土样测得各土层的湿密度，并计 算相应的重度。将土样烘干，测定各层土土样的干密度，通过测定的干密度和湿 密度换算土体的孔隙比。

所述的高压固结试验是指：首先采用环刀法切取扁圆柱体的土样，土样尺寸 一般取高2cm，直径大于高度的2.5倍，每层土不少于三个试件为宜；试验时， 将圆柱形试样放在固结仪中，对土样逐级施加垂向压力，根据压力及土体的压缩 变形量绘制半对数直角坐标系中的e-logp曲线。通过对e-logp曲线的分析，确 定土体的压缩指数C_c和回弹指数C_s。

第二步，确定地铁隧道与车站的沉降量：测量地铁隧道沿线水准点沉降量 及地铁车站各水准点沉降量，建立直角坐标系，以地铁隧道纵向距离为x轴， 以沉降量为y轴，作出地铁隧道沉降曲线。

本步骤中利用水准仪测量地铁隧道沿线水准点沉降量及地铁车站各水准点 沉降量；所述的水准仪测量指：进行地铁隧道水准测量时，在地铁隧道沿线道床 上每隔6m设置一个监测点，在地铁车站的站厅、出入口位置布置水准基点，并 以地面一等水准测量路线作为首级水准控制点进行联测。测量采用国家二等水准 测量精度。测量路线采取附和水准线路，即上行线和下行线为单程线路并在车站 基准点进行附和。

第三步，确定车站的平均沉降量：依次对地铁隧道沿线车站进行编号 (1,2,…i…n)，确定地铁隧道沿线各车站中心位置横坐标及地铁车站的平均沉 降量并将点绘于在直角坐标系中。

优选地，所述的地铁车站中心位置横坐标是指：对于第i个地铁车站，取 地铁车站纵向范围内所有监测点的横坐标，x_i1,x_i2,…x_ik,…x_im(m为监测点数)； 地铁车站中心位置横坐标满足以下公式：

优选地，所述的地铁车站平均沉降量是指：对于第i个车站，取地铁车站 纵向范围内所有监测点的沉降值，S_i1,S_i2,…S_ik,…S_im(m为监测点数)；地铁车站 平均沉降量满足以下公式：

第四步，对各地铁车站进行荷载及沉降分析，确定后期运营中由车站内部 荷载引起的沉降量，判断各地铁车站沉降值的可取性。

优选地，所述的荷载及沉降分析包括以下步骤：

1)确定地铁隧道下方土体初始竖向应力、基坑开挖土体卸载量、地铁车站 施工后加载量及后期运营中的荷载。

所述的地铁隧道下方土体初始竖向应力及基坑开挖土体卸载量满足以下公 式：

$p_{\mathrm{ini}}=\Delta p_1=\Sigma ({\gamma }_i-{\gamma }_w)H_i$

式中，p_ini为地铁隧道下方土体初始竖向应力；Δp₁为土体卸载量；γ_i为地铁 车站底板上方第i层土重度；γ_w为水的重度，一般取10kN/m³，如土层位于水位 上方，则取值为零；H_i为第i层土厚度。

所述的地铁车站施工后加载量满足以下公式：

Δp₂＝(G_stn+G_c+G_l-F_stn)/A

式中，Δp₂为地铁车站施工后加载量；G_stn为地铁车站结构平均自重，包括 顶板、基础底板、侧墙、地下连续墙、站台板及柱的自重；G_c为上覆土重；G_l为地面超载；F_stn为地铁车站结构所受浮力；A为地铁车站的水平面积。

所述的后期运营中的荷载满足以下公式：

Δp₃＝η_rp_r+η_tp_t

式中，Δp₃为后期运营中的荷载；p_r为设计人群荷载；η_r为人群荷载准永久 值系数，一般取0.5；p_t为列车荷载；η_t为列车荷载准永久值系数，一般取0.6。

2)根据地铁车站下方土体的压缩指数C_c和回弹指数C_s绘制土体的理想化 压缩直线图，作出基坑开挖、车站施工及后期运营中土体状态运动路径。

所述的土体的理想化压缩直线图是指：在以logp为横轴、以e为纵轴的半 对数直角坐标系中，绘出车站下方土体的初始应力状态点A，A点坐标为(p_ini,e₀)， 其中e₀为车站下方土体的孔隙比；作过A点、以-C_c为斜率的直线为正常固结压 缩直线，作过A点、以-C_s为斜率的直线为超固结压缩直线。

所述的土体状态运动路径是指：当基坑开挖卸载时，土体状态沿超固结压缩 曲线由A点移动到B点，对应的应力减小量为Δp₁；地铁车站施工后，土体状态 沿超固结压缩曲线由B点运动到C点，对应的应力增量为Δp₂；后期运营中，土 体状态继续由C点沿超固结压缩曲线移动到D点，对应的应力增量为Δp₃。

3)根据后期运营中土体状态运动路径，采用分层总和法确定由后期运营中 的荷载引起的地铁车站沉降量。

所述的分层总和法是指：首先，确定后期运营中地铁车站下方土体应力增量 随深度的衰减曲线d(x)；在后期运营荷载影响范围内对土层进行分层，确定各分 层土体压缩量S_i’；后期运营中的荷载引起的地铁车站沉降量通过以下公式确定： 式中，N为地铁车站下方土体的分层数。

所述的应力增量随深度的衰减曲线d(x)：可参考卢廷浩的《土力学》确定。

所述的后期运营荷载影响范围是指：后期运营中地铁车站下方土体应力增量 衰减至零的深度与地铁车站底板之间的距离，通过应力增量随深度的衰减曲线 d(x)确定。

所述的各分层土体压缩量S_i’满足以下公式：

${S_i}^{\prime }=\frac{h_i}{1+e_i}{C}_{\mathrm{si}}\log \left(\frac{p_{\mathrm{ci}}+\Delta p_i}{p_{\mathrm{ci}}}\right)$

式中，h_i为第i分层的厚度；e_i第i分层的孔隙比；C_si第i分层的回弹指数； p_ci为第i分层的地铁车站施工后的平均竖向应力，满足以下公式：

其中，a_i为第i层土顶板与地铁车站底板的距离，b_i为第i层土顶板与地铁车站底板的距离，p_0i为第i层土的平均初始竖向应力；Δp_i为后期运营中第i分层的平均应力增量，满足以下公式：

4)通过以下方式判断各车站沉降值的可取性：当后期运营中的荷载引起的 地铁车站沉降量S’小于设定阈值(比如5mm，该阈值可以根据实际情况设置)， 则认为由第三步确定的地铁车站沉降值可取用；反之，则认为第三步确定的车站 沉降值不能取用。

第五步，以可取的车站沉降值为型值点，用三次插值样条拟合法确定地面 沉降引起的地铁隧道沉降量曲线，确定地面沉降对地铁隧道沉降影响。

优选地，所述的三次插值拟合法是指：以各车站沉降点(去除不可取用的地铁车站沉降点)为型值点，通过三次插值样条拟合构造出曲 线y＝f(x)。由插值拟合法确定的光滑曲线f(x)就是地面沉降引起地铁隧道沉降量 曲线。

本发明提供根据上述确定地面沉降对地铁隧道沉降影响进行保护隧道结构 的方法，即在所述第五步之后进一步进行第六步：在上述第五步得到确定地面 沉降引起的地铁隧道沉降量曲线后，根据地面沉降引起的地铁隧道沉降曲线判 断地面沉降影响大的区域，调查造成该区域地面沉降的原因，并采取措施加以 控制，从而保护隧道结构。

与现有技术相比，本发明具有以下有益效果：

本发明采用以地铁车站沉降量作为型值点的插值拟合法确定地面沉降对地 铁隧道沉降影响，弥补了采用分层沉降监测的安装复杂、费用昂贵的不足，为保 护隧道结构提供依据。本发明方法简单，便于推广，具有很大的应用价值。本发 明适用于由地面沉降引起的隧道变形控制问题。

附图说明

通过阅读参照以下附图对非限制性实施例所作的详细描述，本发明的其 它特征、目的和优点将会变得更明显：

图1为实施例某地铁车站结构图；

图2为实施例隧道沉降监测值及车站沉降点的三次插值样条拟合；

图3为实施例1号车站下方土体状态运动路径。

具体实施方式

下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。以下实施例将有助于本领域的 技术人员进一步理解本发明，但不以任何形式限制本发明。应当指出的是，对本 领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形 和改进。这些都属于本发明的保护范围。

实施例：

某上海地铁线路包括11个区间、12个车站，自运营以来受地面沉降、隧道开 挖、列车动荷载、隧道渗透水以及邻近工程施工扰动影响发生了明显的沉降。

第一步，明确地铁隧道沿线各车站结构设计信息，通过钻孔取土方法获取车 站场地的土层划分信息，利用采集的土样进行室内密度试验和高压固结试验确定 各层土的土体特性。

以第1个车站为例，场地地面标高为4.2m，通过钻孔取土获得自上而下土 层分布为：第一层(4.2m～-0.4m)为粉质粘土；第二层(-0.4m～-4.8m)为淤泥质粉质 粘土；第三层(-4.8m～-12.8m)为淤泥质粘土；第四层(-12.8m～-30.8m)为粘土；第 五层(-30.8m～-33.6m)为硬粘土。

通过室内密度试验和高压固结试验获得各层土的土体特性为：第一层土：重 度为18.2kN/m³，孔隙比为1.200，压缩指数C_c＝0.67，回弹指数C_s＝0.053；第二 层土：重度为17.6N/m³，孔隙比为1.437，压缩指数C_c＝1.13，回弹指数C_s＝0.075； 第三层土：重度为16.8kN/m³，孔隙比为1.398，压缩指数C_c＝1.00，回弹指数 C_s＝0.050；第四层土：重度为17.6kN/m³，孔隙比为1.03，压缩指数C_c＝0.295， 回弹指数C_s＝0.032；第五层土：重度为19.6kN/m³，孔隙比为0.972，压缩指数 C_c＝0.38，回弹指数C_s＝0.021；

该车站为地下3层岛式站台车站，车站全长170m。车站顶部标高为3.5m， 地下水位3.500m，地铁车站基底高程为-15.087m。车站结构重度为25kN/m³，地 面超载为20kN/m²，人群荷载为4kN/m²，列车荷载为2.17kN/m²。车站横断面图 如图1所示。

同样可获得地铁隧道沿线其它车站的基本信息和土层信息。

第二步，利用水准仪测量地铁隧道沿线水准点沉降量及地铁车站各水准点沉 降量，建立直角坐标系，以地铁始发站作为隧道纵向距离原点，根据水准点距离 和水准点沉降量，作出地铁隧道沉降曲线，如图2中实线所示。

第三步，依次对地铁隧道沿线车站进行编号(1,2,…i…n)，确定隧道沿线各车 站中心位置横坐标及车站的平均沉降量

对于1号车站，

$\left(\begin{array}{c}{\bar{x}}_1=\frac{1}{m}\underset{k=1}{\overset{m}{\Sigma }}{x}_{1k}=(74.4+80.4+86.4+92.4+98.4+104.4+110.4+116.4+122.4+128.4+\\ 134.4+140.4+146.4+152.4+158.4+164.4+170.4+176.4+182.4+188.4+194.4+200.4+\\ 206.4+212.4+218.4+224.4+230.4+236.4+242.4)/28=158.4m\end{array}\right)$

$\left(\begin{array}{c}{\bar{S}}_1=\frac{1}{m}\underset{k=1}{\overset{m}{\Sigma }}{S}_{1k}=(32.7472+32.7803+32.8134+32.8465+32.8796+32.9127+32.9458\\ +32.9789+33.0120+33.0452+33.0783+33.1114+33.1446+33.1777+33.2108+33.2440\\ +33.2771+33.3103+33.3434+33.3766+33.4097+33.4429+33.4761+33.5092+33.5424\end{array}\right)$$+33.5756)/28=33.1281\mathrm{mm}$

同理可得其余车站的横坐标及车站的平均沉降量为：

$({\bar{x}}_2,{\bar{S}}_2)=\left(\mathrm{1469.2,50.8355}\right),({\bar{x}}_3,{\bar{S}}_3)=\left(\mathrm{2819.1,11.7032}\right),$

$({\bar{x}}_4,{\bar{S}}_4)=\left(\mathrm{4210.0,35.1215}\right),({\bar{x}}_5,{\bar{S}}_5)=\left(\mathrm{5458.5,79.0889}\right),$

$({\bar{x}}_6,{\bar{S}}_6)=\left(\mathrm{6516.4,119.7741}\right),({\bar{x}}_7,{\bar{S}}_7)=\left(\mathrm{8305.4,106.4913}\right),$

$({\bar{x}}_8,{\bar{S}}_8)=\left(\mathrm{9686.6,76.3589}\right),({\bar{x}}_9,{\bar{S}}_9)=\left(\mathrm{10946.8,72.6659}\right),$

$({\bar{x}}_{10},{\bar{S}}_{10})=\left(\mathrm{12868.0,9.9180}\right),({\bar{x}}_{11},{\bar{S}}_{11})=\left(\mathrm{14192.7,24.4981}\right),$

$({\bar{x}}_{12},{\bar{S}}_{12})=\left(\mathrm{15274.6,14.6312}\right)$

并将点绘于在直角坐标系中，如图2所示。

第四步，对各地铁车站进行荷载及沉降分析，确定后期运营中荷载引起的沉 降量，判断各地铁车站沉降值的可取性。

以第1个车站为例，荷载及沉降分析是包括以下步骤：

1)确定地铁隧道下方土体初始竖向应力、基坑开挖土体卸载量、地铁车站 施工后加载量及后期运营中的荷载。

地铁隧道下方土体初始竖向应力、基坑开挖土体卸载量为：

p_ini＝Δp₁＝18.2×0.5+8.2×4.1+7.6×4.4+6.8×8.0+7.6×2.2＝147.28kN/m²

地铁车站施工后加载量为：

Δp₂＝(791010+46557.9+52020-814417.3)/(25.5×170)＝17.34kN/m²

地铁车站后期运营中的荷载为：

Δp₃＝η_rp_r+η_tp_t＝4.0×0.5+2.17×0.6＝3.3kN/m²

2)根据地铁车站下方土体的压缩指数C_c和回弹指数C_s绘制土体的理想化 压缩曲线图，作出基坑开挖、车站施工及后期运营中土体状态运动路径，如图3 所示。

3)根据后期运营中土体状态运动路径，采用分层总和法确定由后期运营中 的荷载引起的车站沉降量。

首先，确定后期运营中地铁车站下方土体应力增量随深度的衰减曲线d(x)， 确定得出后期运营荷载影响范围为10m。车站下方10m范围内的土层划分成5层， 计算得出各层地铁车站施工后的平均竖向应力为：p_c1＝24.94，p_c2＝40.14， p_c3＝55.34，p_c4＝70.54，p_c5＝85.74，后期运营中各层的平均应力增量为：Δp₁＝2.45， Δp₂＝1.2，Δp₃＝0.55，Δp₄＝0.2，Δp₅＝0.075，则各分层土体压缩量为：

$S_1^{\prime }=\frac{2}{1+1.03}\times 0.032\times \log \left(\frac{24.94+2.45}{24.94}\right)=0.001283m$

$S_2^{\prime }=\frac{2}{1+1.03}\times 0.032\times \log \left(\frac{40.14+1.32}{40.14}\right)=0.000403m$

$S_3^{\prime }=\frac{2}{1+1.03}\times 0.032\times \log \left(\frac{55.34+0.55}{55.34}\right)\times 1000=0.000135m$

$S_4^{\prime }=\frac{2}{1+1.03}\times 0.032\times \log \left(\frac{70.54+0.2}{70.54}\right)=0.000039m$

$S_5^{\prime }=\frac{2}{1+1.03}\times 0.032\times \log \left(\frac{85.74+0.075}{85.74}\right)\times 1000=0.000012m$

后期运营中的荷载引起的地铁车站沉降量为

S'＝0.001283+0.000403+0.000135+0.000039+0.000012＝0.001872m

本实施例中设定给的阈值为5mm，由于S’小于5mm，可判断1号地铁车站的 沉降量可取。同样，按照上述荷载及沉降分析可确定其余11个车站的沉降量均可 取。

第五步，以为型值点，通过三次插值样条拟合构造出曲 线y＝f(x)，该曲线即为地面沉降引起隧道沉降量曲线，如图2中虚线所示。

第六步，根据地面沉降引起的地铁隧道沉降曲线判断地面沉降影响较大的区 域为6号车站与7号车站之间。经调查，造成该区域地面沉降的原因为深层含水 层抽水。为保护隧道结构，应立即停止抽水并采取地下水回灌等措施。

本实施例可以确定区域地面沉降对地铁隧道沉降的影响，弥补了采用分层沉 降监测的安装复杂、费用昂贵的不足，为控制由地面沉降引起的隧道结构变形提 供依据。

尽管本发明的内容已经通过上述优选实施例作了详细介绍，但应当认识到上 述描述不应被认为是对本发明的限制。在本领域技术人员阅读了上述内容后，对 于本发明的多种修改和替代都将是显而易见的。因此，本发明的保护范围应由所 附的权利要求来限定。