地铁盾构隧道在运营阶段会受到多种影响，如近距离基坑开挖、桩基施工、下穿施工和车致振动等，并不可避免地发生纵向不均匀沉降。盾构隧道的不均匀沉降直接引起轨道不平顺、道床与隧道离缝、盾构隧道环缝张开等病害，诱发管片接头破损与渗漏水，影响盾构隧道结构的耐久性，甚至危及地铁列车的运营安全。现阶段关于地铁盾构隧道纵向沉降的相关研究主要依托软土地区相关工程，少见依托砂土地层盾构隧道开展相关研究，我国具有砂土地层的城市不少，如乌鲁木齐、沈阳、呼和浩特、北京、石家庄、兰州、郑州、西安、南昌、昆明和南宁等。调研砂土地层地铁盾构隧道沉降情况并分析其影响因素，对相关工程的前期设计与后期维养都具有参考借鉴意义。
近年来，现有盾构隧道纵向沉降研究主要考虑土体因素，包括在施工期间土体的扰动、工后土体的固结、流变以及下卧土层的不均匀性等，如文献［
1-
4］从施工扰动的角度分析了盾构隧道的工后沉降；文献［
5］分析了软土地区多个地铁不同结构连接处的长期沉降规律；文献［
6-
7］在考虑流变特性的基础上分析列车荷载引起的长期沉降；文献［
8-
10］则是从固结的角度考虑盾构隧道的长期沉降问题。随着盾构隧道长期沉降观测资料的不断累积，并将其与盾构隧道完成施工后尚未投入运营阶段的沉降数据比较，发现地铁列车运营对隧道沉降有明显的影响。从这个角度，学者们对列车振动的因素开展了广泛的研究，如文献［
11］通过解析法得到在不均匀地层中隧道的变形曲线，并研究了考虑不同长度、宽度荷载作用下隧道的纵向沉降规律；文献［
12］从不排水循环累积变形理论出发，结合分层总和法，分析了列车振动荷载作用下软土地层盾构隧道的沉降变形响应。文献［
13-
16］采用有限元仿真分析方法，计算并分析了列车振动影响下的隧道沉降。
但上述研究所得沉降计算式、沉降预测方法明显无法适用于砂土地层地铁盾构隧道纵向沉降，且地铁隧道运营时会不可避免地受到动荷载与地下水的影响。文献［
17］采用FLAC数值模拟方法，研究了隧道结构的位移、变形、弯矩和轴力、塑性区的变化趋势与规律，认为地下水位回升引起的隧道上浮可能引起隧道开裂和地铁结构变形。文献［
18］以位于长江三角洲南部地区的地铁隧道为研究对象，在针对地下水位变动诱发的地铁隧道变形机理的研究中，发现水位持续波动下降时引起的隧道水平收敛变形最大。然而，针对水位变化对盾构隧道沉降影响暂无相关研究。
为此，对某砂性土地层城市中某地铁盾构隧道区段沉降变形进行了持续6年的实测观察，根据实测展示出的沉降规律，设计并开展室内模型试验，研究车致振动条件下地下水位变化对隧道的沉降影响。
1 地铁隧道沉降实测结果
某城市位于冲积平原，其地层主要是粉砂、细砂、粗砂、中砂、砾砂和圆砾组成的砂性土地层。该市地铁隧道覆土厚度约为6~25 m，且埋置于砂性土地层中。对该市地铁隧道某一区段运营6年间的沉降情况进行调研，根据实际地形与地层情况，每15~60 m选取1个监测点，每半年进行1期监测，6年共开展12期监测。调研数据发现，运营阶段盾构隧道沉降少，甚至多个区段处隧道出现上浮现象。
选取该区段具有代表性的2个区间（简称为区间1和区间2），2个区间的沉降监测结果如
图1所示。图中：测点处隧道处于沉降状态时则沉降变形为负，反之为正。从
图1可知：在1—4期监测中，隧道沉降值均为正，但线路运营6年后隧道最终呈现为沉降状态，且最大沉降不超过3 mm，可见6年监测期间，线路沉降存在明显起伏，即线路并非一直处于沉降，有时反而会出现上浮；各测点的沉降或上浮趋势在同一监测期内总体是相同的，但沉降或上浮幅度有差异，总体表现为沉降幅度更大的监测点上浮幅度也更大；2个区间各期各测点得到的沉降总体趋势与规律一致，但区间2的最大沉降更小。
监测期内，区间1中代表性的3个相邻沉降监测点的累计沉降如
图2所示。由
图2可知：各测点沉降值随时间变化呈现出一定的周期性上浮与沉降趋势，前4期总体表现为上浮，且上浮阶段呈波动性变化；第6期后沉降值总体表现为在一定范围内波动，且在波动中呈现稳定趋势，基本未发生沉降。
综合
图1和
图2可知，运营阶段盾构隧道表现出的沉降规律与软土地层的完全不同，主要差异如下：软土地层中，运营阶段的盾构隧道始终处于沉降状态，砂性土地层中则会出现上浮现象，而且总体沉降还会呈现上浮与沉降的交替变化；砂性土地层中，运营阶段盾构隧道的沉降速率更小，运营约3年后沉降便基本稳定，相应地，软土地层中沉降基本稳定需要的时间也更长。显然，现有主要集中在软土地层沉降方面的相关理论与计算方法，无法用于分析砂性土地层中的盾构隧道沉降，有必要探索可用于研究砂性土地层中盾构隧道沉降影响机制的可行方法。
结合实测发现的沉降规律，考虑到砂性土地层渗透性良好，地下结构受到周围水压力差作用下产生的浮力不容忽视，且该城市属于亚热带湿润季风气候，雨水充沛且存在周期性降雨，预计沉降规律与地层中地下水位的变化有关。进一步查阅资料发现：该市历年涨水期（4—6月）平均降水量777.57 mm，雨量约占全年降水量的一半；洪水期（7—9月）、枯水期（12—翌年3月）平均降水量相近，分别为335.28和371.86 mm；退水期（10—11月）平均降水量125.71 mm
［19］。总体来看该市降水呈现如下特点：汛期即4—6月的涨水期；近年来全年降水量基本呈“上升—下降—上升”的周期循环；降水分布不均匀且年际间降水量差异较大，最大差值可达最小降水量的1倍以上。在结合这一降水特点的基础上设计并开展模型试验，能够确保模拟结果更加客观地反映地下水位变化对砂土地层中盾构隧道的沉降影响。
2 模型试验
为探究砂性土地层中盾构隧道在车致振动作用下地下水位变化对隧道沉降的影响，考虑设计一种盾构隧道车致沉降缩尺模型试验装置，模拟隧道在激振影响下的竖向位移变化，即隧道受到的竖向荷载问题。该缩尺模型由模型土箱、模型土、“隧道-列车”模型及监测装置组成。
试验模型土箱长×宽×高为88.0 cm×82.5 cm×105.0 cm。模型土箱四周镶嵌4块厚度为3.0 cm的有机玻璃后，内部净长82.0 cm、净宽76.5 cm。模型土箱底部设置出水口，用于控制试验地下水位；出水口球阀与模型箱之间设置透明液位管，液位管和模型土箱连接点靠近模型箱底部，满足模型土箱内部水位监测需求；模型土箱底部出水口设置铁丝网，防止砂土碎石堵塞注水口。模型土箱示意图如
图3所示。
模型土采用砂土，置于模型土箱内。类似地层在计算结构荷载时通常采用水土分算，因此设置模型土的级配曲线如
图4所示，砂土层密度取1.731 g · cm
－3。
模型隧道预埋置于砂土地层内。原型盾构隧道外径为6.0 m，管片厚度为0.3 m，得到内径为5.4 m。试验模型隧道外径27 cm，长度80 cm。隧道下卧土层厚度41 cm，上覆土厚度34 cm。
为了探究砂性土地层中盾构隧道在车致振动作用下地下水位变化对隧道沉降的影响，根据相似设计理论
［20］，“盾构隧道-地铁列车”模型几何相似比为1∶22.2，其重度相似比为1∶1，所以建立“盾构隧道-地铁列车”模型前，须考察不同列车选型是否会对模型建立带来不同影响。考虑原型地铁列车为A型车时，取轴重为16 t，长度为22 m；将列车平均地分配到列车长度范围内的盾构隧道上，则“隧道-列车”的整体平均密度为0.559 0 g · cm
－3。考虑为B型车时，取轴重为14 t，长度为19 m，整体平均密度为0.560 3 g · cm
－3。可见车型对整体平均密度的影响非常小。为此，在模型隧道内布置一台可调频式激振器（振机功率100 W，转速3 000 r · min
－1），将其整体焊接于隧道中部，与模型隧道共同组成“隧道-列车”模型。此时激振器与模型隧道的整体密度0.568 0 g · cm
－3，与实际接近，缩尺模型中主要影响因素均满足相似关系的原则
［20］，试验设计是可行的。
试验时对隧道及地表沉降进行量测。隧道沉降量测标与地表沉降量测标等间距布设，相邻同种沉降量测标间距16.5 cm。不同方向的2组地表沉降测标布设情况如
图3所示。
试验关键步骤照片如
图5所示。分别取水位为土箱底部、隧道底部、隧道中心、隧道顶部以及土箱顶部共5处并顺序编号为①—⑤。当水位到达设定水位时，进行激振模拟试验，待隧道与地表沉降基本稳定后，再基于当前水位进行加水或排水至下1个需要模拟的设定水位。设置水位控制点相同、水位变化不同的3种工况，分别对应该市现实中降雨量发展周期的不同阶段。
第1种工况：模拟地下水位上升过程中隧道与地表的竖向位移。向土箱内加水，水位从①土箱底部逐步上升，分别至②隧道底部、③隧道中心、④隧道顶部和⑤土箱顶部。
第2种工况：模拟地下水位下降过程中隧道与地表的竖向位移。通过出水口排水，水位从⑤土箱顶部逐步下降，分别至④隧道顶部、③隧道中心、②隧道底部和①土箱底部。
第3种工况：模拟地下水位再次上升过程中隧道与地表的沉降。因地层为重塑土，前2种工况试验后，地层土体颗粒的接触状态已较为稳定，因此有必要再次进行水位上升变化试验，探究此时水位变化对隧道与地表的沉降变形影响，因此向土箱内再次加水，水位从①土箱底部逐步上升，分别至②隧道底部、③隧道中心、④隧道顶部和⑤土箱顶部。
3 结果分析
3.1 第1种工况
试验过程中模型隧道各点沉降及平行于模型隧道的地表各点沉降均非常接近。为开展沉降规律分析，将不同累计振动时间下的隧道及地表沉降取平均值，并取隧道上覆土压缩量为各点地表沉降与隧道沉降的差值，其结果如
图6所示。图中：相邻2竖轴间的底部标注为该时段振动状态下隧道所处的水位位置，后同。结合模型试验与
图6得出如下结论。
（1）未加水前，经过约600 min振动后，隧道与地表均基本未发生沉降；当水位分别位于隧道底部、隧道中心、隧道顶部和土体顶部（所有的水位超于地表约1.5 cm）时，隧道稳定时的隧道累计沉降依次为10.5，11.5，13.2和22.0 mm。
（2）向土箱内加水至水位②时，模拟激振后隧道发生显著沉降，可见地下水是使重塑地层土体发生结构变化的重要影响因素。
（3）隧道沉降主要由隧道下部土体压缩变形所致。相较水位②，当水位分别上升至水位③—⑤时，隧道沉降稳定时的隧道累计沉降分别增加1.0，1.7和8.8 mm。而隧道底部以上水位变化主要导致隧道下部土体的孔隙水压发生变化，由此可见，激振荷载作用下土体中的孔隙水压变化也将影响土体的结构变化。
（4）水位位于②时，前300 min振动下隧道累计沉降为8.1 mm，后1 100 min振动下隧道累计沉降为2.4 mm；水位位于⑤时，前200 min为6.9 mm，后1 200 min为1.9 mm，从各次水位变化来看，其沉降速率均呈由大到小、最后趋于稳定。
进一步分析该工况下隧道沉降与地表沉降间的差异，得出如下结论。
（1）水位位于②时，隧道沉降与地表沉降非常接近，说明隧道与其上覆土层整体向下发生位移，在该阶段主要以隧道底部土体压缩变形为主；水位位于③和④时，隧道沉降与地表沉降相差随振动时间逐步增大，这是因为隧道底部土体结构在前期已较为稳定，而隧道两侧的土体在浸水后发生压缩变形，会引起地表沉降；水位位于⑤时，隧道与地表均已发生较为显著的沉降，且此时地表沉降与隧道沉降的差值最大，说明隧道上覆土层浸水后发生了显著的压缩变形。
（2）相较水位由②上升至③、由③上升至④这2次水位变化下的隧道下部土体孔隙水压，由于水位由④上升至⑤时的单次水位变化约为35.5 cm，所以水位⑤下试验的隧道下部土体孔隙水压变化均偏大，导致隧道下部土体在振动荷载作用下发生的变形也偏大。
（3）重塑土第1次浸水后，受振动荷载影响，土体颗粒结构重调整至密实，并造成土体发生显著的压缩变形；土体中孔隙水压增大后，受振动荷载影响又会继续发生土体振密，土体继续发生压缩变形，但这一变形会远远小于第1次浸水时的。
3.2 第2种工况
通过工况1进行水位上升试验后，受振动荷载作用，重塑土的土体结构趋于稳定，然后模拟激振荷载作用下水位下降对隧道的影响。水位不同位置时隧道与地表的沉降及隧道上覆土压缩量如
图7所示。结合模型试验与
图7得出如下结论。
（1）隧道沉降主要发生在水位降至④，此时隧道稳定时的隧道累计沉降0.4 mm；以及水位由③降至②，此时隧道稳定时的隧道累计沉降0.6 mm。“隧道-列车”模型的整体密度为0.568 0 g · cm－3，在水位降至隧道中心时，隧道受到的浮力与“隧道-列车”模型的重力较为接近，但水位降至隧道底部后，“隧道-列车”模型无浮力，且振动荷载影响下隧道下部土体发生压缩变形。
（2）当水位由⑤降至④时，水位下降范围内土体的有效应力增加，导致隧道上部的土压力增加、水压力减小（因砂土地层渗透性强，隧道的荷载采用水土分算），但隧道受到的浮力是不变的（隧道上部与下部的土压力均减小，总浮力不变），这导致隧道受到的竖向荷载增加，隧道沉降显著。
（3）水位由④降至③时的隧道沉降量约为0.1 mm，水位由③降至②时则迅速增加为0.6 mm，但当水位由②降至①时，隧道沉降量仍约为0.1 mm。由此可见，在水位下降过程中，因隧道受到的浮力减小而引发的隧道沉降不容忽略。
进一步分析该工况下隧道沉降与地表沉降间的差异，得出如下结论。
（1）水位下降时，隧道沉降稍大于地表沉降，且地表沉降也主要发生在水位由⑤降至④时，以及水位由③降至②时。
（2）水位下降时，地层土体颗粒的有效应力增加，在振动荷载影响下土体内的颗粒接触状态发生调整变化，并导致土体压缩变形，进而诱发隧道沉降与地表沉降。绘制垂直隧道方向地表沉降监测点沉降曲线如
图8所示。可以看出在振动荷载影响下，隧道下部土体压缩变形大、隧道上部土体和两侧远离隧道处土体压缩变形小，因此在隧道向下发生沉降变形时，隧道上部形成了土拱效应，导致水位下降过程中地表沉降始终小于隧道沉降。
3.3 第3种工况
第3种工况振动状态下，水位不同位置时隧道与地表的沉降及隧道上覆土压缩量结果如
图9所示。结合模型试验与
图9可以看出：水位上升至③时，隧道基本未发生沉降，甚至反而出现轻微上浮，这是由于随着水位回升，隧道底部砂土地层内土体颗粒间的有效应力减小，土层产生部分回弹，带动隧道呈现上浮现象；水位由③上升至④时，尽管隧道受到的浮力进一步增加，隧道却出现些许沉降，说明在振动荷载的影响下，地层土体的颗粒接触状态将进一步调整，导致土体再次发生一定压缩变形；水位由②上升至④的过程中，隧道始终处于浮力增加阶段，因此隧道的沉降也较小；当水位由④上升至⑤时，隧道下部土体的孔隙水压力进一步增加，而隧道的浮力不变，在激振荷载影响下隧道发生了较为明显的沉降，同时地表也发生了明显的沉降。由此可见，孔隙水压力再次增加，土体颗粒在激振荷载影响下将再次发生调整变化，并导致土层发生压缩变形。
进一步分析该工况下隧道沉降与地表沉降间的差异：在水位回升过程中，隧道的沉降稍小于地表的沉降，在水位回升到④时，隧道沉降与地表沉降基本接近，说明该阶段以隧道下部土层压缩变形为主，隧道上覆土层压缩变形很小；在水位由④上升至⑤时，隧道上覆土层沉降明显，这意味着再次浸水后隧道上覆发生了显著的压缩变形。
4 思考与讨论
从砂性土层中运营期盾构隧道沉降的监测结果来看，其沉降量远小于软土地层中的
［3］。砂性土地层的渗透性远大于软土地层，砂土地层中因盾构隧道不同深度位置所受的静水压力不同，使其受到一定浮力，而隧道受到土压力又采用其浮重度计算，这也是“砂性土地层中地下结构围岩压力采用水土分算、而软土地层中地下结构围岩压力采用水土合算”的原因。当砂性土地层盾构隧道外部受到的水压力按静水压力计算时，因“盾构隧道-地铁列车”的整体平均密度0.56 g · cm
－3小于水的（1 g · cm
－3），“盾构隧道-地铁列车”整体为典型的上浮结构（不考虑地层列车重量时，其密度约为0.46 g · cm
－3），因此盾构隧道在运营过程中前期在地铁列车激振影响下表现为一定的上浮现象。
通过室内模拟试验探究车致振动影响下地下水位变化对隧道的沉降影响，在模型中地层土体为重塑土这一前提下，根据第1次水位上升过程中隧道与地表均发生显著沉降的现象，可知激振荷载影响下地下水将加速土体颗粒间的相对位置调整变化，而且随着水位上升，原已基本接近稳定的地层土体因应力改变而造成土体颗粒间相对位置进一步的调整变化，从而导致隧道再次发生沉降；水位下降时隧道发生沉降，则主要与隧道受到的浮力消失有关。由此可见，砂性土地层中，既有盾构隧道周围地下水位下降极易诱发隧道沉降，在运营期盾构隧道维养管控时需要特别注意。
在室内试验重塑土地层经历了激振荷载作用下水位上升与下降后，再次进行水位上升，此时模型隧道表现出一定的上浮，试验结果定性地重现了现场实测结果。但在长时间激振荷载作用下隧道再次表现出沉降，这说明在激振荷载作用下地层土体的应力变化使土体结构再次调整变化，从而使隧道产生沉降。实测盾构隧道在运营前期表现出的上浮主要与“盾构隧道-地铁列车”为上浮结构有关，后期表现出的沉降与地层土体结构调整变化有关，总体上隧道出现的周期性上浮及沉降与地下水位变化有关。
砂性土地层中地铁盾构隧道的沉降受力特性、沉降规律及影响因素与软土地层盾构隧道截然不同，因此软土地层中盾构隧道列车振动加卸载诱发的沉降分析与计算理论均不能适用于砂性土地层中的盾构隧道。由于地下水位变化对激振荷载作用下的砂性土地层土体变形影响显著，有必要严格管控盾构隧道周边的施工降水，特别是隧道近距离施工降水；砂土地层中盾构隧道受到的浮力显著，有必要在线路设计时，确保盾构隧道上覆土层厚度，预防盾构隧道上浮。
5 结论
（1）砂性土地层地铁隧道沉降监测结果分析表明，隧道各测点随时间变化呈现出一定的周期性上浮与沉降趋势，前4期（前2年）总体表现上浮；在第6期（第3年）后总体表现为在一定范围内波动，基本未发生进一步沉降；线路运营6年后的隧道最大沉降不超过3 mm。
（2）砂性土地层中盾构隧道在运营期的沉降速率明显更低，且沉降基本稳定的时间更短（约3年），沉降稳定后表现为一定的上浮与沉降交替变化。砂性土地层中运营期地铁盾构隧道的沉降规律、影响因素与软土地层中的完全不同，无法套用软土地层中的隧道沉降分析理论。
（3）地下水位上升或下降均导致重塑土土体内部应力变化，激振荷载影响下土体颗粒结构重调整，从而导致土体逐渐振密；砂性土地层中地下水位变化易导致盾构隧道发生一定沉降，因此不能忽视施工降水对盾构隧道的影响，特别是要严格把控隧道近距离施工降水。
（4）砂性土地层中土体渗透性强，隧道受到的浮力明显，地下水位上升过程中因隧道结构浮力增加而表现出一定的上浮现象，但在激振荷载作用下周围土体振密及上覆土作用下再次表现为沉降。砂土地层中隧道上浮或沉降是隧道浮力与土体振密的共同作用结果。
国家自然科学基金资助项目(52078213)
国家自然科学基金资助项目(52378398)
国家自然科学基金资助项目(42177162)
江西省主要学科学术和技术带头人领导人才项目(20232BCJ22009)
京公网安备11010202008535号
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