考慮地層應(yīng)變軟化的盾構(gòu)下穿密集建筑物沉降分析

黃興 賈少東 姚超凡 何有成 馬杲宇 王士民 徐一帆

1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；2.南寧軌道交通集團(tuán)有限責(zé)任公司，南寧 530029

盾構(gòu)施工中地表變形的預(yù)測(cè)、監(jiān)測(cè)、控制是盾構(gòu)法城市地鐵隧道施工和研究的重點(diǎn)。早期的地表變形研究以1969年P(guān)eck［1］提出的地表沉降估算公式為代表。此后，基于圓孔擴(kuò)張理論建立的地層位移解析解被廣泛使用［2］。近年來(lái)，圍繞盾構(gòu)施工地表變形問(wèn)題，國(guó)內(nèi)學(xué)者展開大量研究。

在地表變形的預(yù)測(cè)方面，鄭剛等［3］考慮土體小應(yīng)變硬化特性，建立預(yù)測(cè)隧道變形的有限元模型并對(duì)地表位移特征進(jìn)行分析。劉旭東［4］將摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型（MC）、硬化土本構(gòu)模型（HS）和小應(yīng)變硬化土本構(gòu)模型（HSS）的沉降模擬結(jié)果與過(guò)江隧道現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，證明HSS本構(gòu)模型預(yù)測(cè)結(jié)果最優(yōu)。郭社軍等［5］對(duì)小半徑曲線隧道地層損失的影響因素進(jìn)行分析，并對(duì)Peck公式進(jìn)行修正。在地表變形的監(jiān)測(cè)方面，陳慶章等［6］對(duì)富水砂性地層盾構(gòu)施工參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。郭建寧［7］、尚艷亮［8］系統(tǒng)研究了無(wú)水砂層的地層沉降特性，提出相應(yīng)優(yōu)化措施并建立預(yù)警機(jī)制。在地層變形的控制技術(shù)方面，李士中［9］研究了不同地層加固范圍和加固方案對(duì)應(yīng)的盾構(gòu)下穿既有鐵路引起的路基變形規(guī)律。劉學(xué)彥等［10］對(duì)盾構(gòu)側(cè)穿、正穿建筑物時(shí)的地表沉降特性進(jìn)行分析，并優(yōu)化了軟弱地層的盾構(gòu)施工參數(shù)。何力超、陳傳平等［11-12］研究了盾構(gòu)下穿密集建筑群的沉降規(guī)律，并建議通過(guò)優(yōu)化施工方法減小地層變形。

本文以南寧市軌道交通5號(hào)線五一立交站—新秀公園站隧道工程為背景，考慮砂質(zhì)地層應(yīng)變軟化效應(yīng)，采用數(shù)值模擬分析盾構(gòu)下穿密集建筑物區(qū)的地表變形及建筑物不均勻沉降規(guī)律，以掌握盾構(gòu)連續(xù)下穿密集建筑物互饋機(jī)制。

1 工程概況

五一立交站—新秀公園站區(qū)間隧道采用土壓平衡和泥水平衡雙模式盾構(gòu)施工，全長(zhǎng)約2101.09 m。邕江南岸地質(zhì)縱斷面如圖1所示。盾構(gòu)于邕江南岸采用泥水平衡模式始發(fā)，隨即下穿密集建筑物區(qū)，而后換為土壓平衡模式進(jìn)入越江段施工。隧道開挖直徑為6.3 m，內(nèi)徑為5.3 m，襯砌為預(yù)制鋼筋混凝土管片，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50。隧道穿越的地層主要為第四系和古近系地層，其中邕江南段施工地層多為粉土-粉細(xì)砂、粉細(xì)砂-圓礫、粉土-圓礫、圓礫-泥巖等復(fù)合地層。

圖1 邕江南岸地質(zhì)縱斷面（單位：m）

2 數(shù)值模型

2.1 地層應(yīng)變軟化本構(gòu)模型

針對(duì)砂質(zhì)地層的數(shù)值模擬，采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型的計(jì)算結(jié)果較理想彈塑性本構(gòu)模型計(jì)算出的結(jié)果更大［13］，與實(shí)測(cè)地層變形結(jié)果更加吻合。采用考慮應(yīng)變軟化的摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型，該本構(gòu)模型常在斷層錯(cuò)動(dòng)數(shù)值仿真中使用［14］。土體受擾動(dòng)后，應(yīng)變軟化特性主要表現(xiàn)為內(nèi)摩擦角和膨脹角隨剪切應(yīng)變發(fā)生變化，計(jì)算公式［15］為

式中：φ為摩擦角，ψ為剪脹角，角標(biāo)mob、P、res分別代表實(shí)時(shí)值、峰值、殘余值；γP，oct為塑性八面體剪切應(yīng)變；γP，f為軟化階段結(jié)束時(shí)的剪切應(yīng)變值。

由上述計(jì)算式可知，砂質(zhì)土達(dá)到峰值強(qiáng)度后，因材料性質(zhì)發(fā)生劣化而進(jìn)入軟化區(qū)。該過(guò)程中土體的摩擦角φ、剪脹角ψ均會(huì)隨塑性應(yīng)變的增加而逐漸線性衰減；當(dāng)土體剪切應(yīng)變超過(guò)γP，f后便認(rèn)為殘余強(qiáng)度為一定值，不再發(fā)生改變。該過(guò)程也可用圖2進(jìn)行描述。模擬計(jì)算時(shí)，基礎(chǔ)本構(gòu)模型仍選用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型，利用ABAQUS內(nèi)置的VUMAT用戶子程序模塊，通過(guò)編寫自定義程序及時(shí)修改場(chǎng)變量以動(dòng)態(tài)調(diào)整砂質(zhì)土峰后強(qiáng)度，實(shí)現(xiàn)對(duì)砂質(zhì)土應(yīng)變軟化特性的模擬。

圖2 應(yīng)變軟化模型

2.2 計(jì)算模型的建立

施工現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明，隧道淺埋段的地層變形較為嚴(yán)重，地表老舊建筑物對(duì)地層變形十分敏感。選取隧道埋深10 m處的斷面進(jìn)行計(jì)算分析，該處隧道斷面整體處于砂質(zhì)地層中。利用ABAQUS建立如圖3所示的模型。模型各部分材料參數(shù)見表1。土體黏聚力為1.0 kPa，峰值摩擦角為20°，殘余摩擦角為15°。

圖3 計(jì)算模型（單位：m）

表1 模型材料參數(shù)

區(qū)間隧道采用的管片幅寬1.5 m，外徑6.0 m，厚0.35 m。雙模式盾構(gòu)機(jī)盾殼縱向長(zhǎng)6 m，厚0.15 m。施工時(shí)與地層之間會(huì)產(chǎn)生15 cm的盾尾間隙，該間隙通過(guò)同步注漿進(jìn)行填充，計(jì)算時(shí)采用注漿等代層進(jìn)行模擬。漿液硬化前的彈性模量取為硬化后的20%。

模型尺寸設(shè)為90 m×102 m×30 m，模型前后表面施加縱向約束，左右側(cè)面施加橫向約束，底面施加橫向、縱向、豎向約束，上表面為自由面。模型單元類型均為C3D8R六面體減縮積分實(shí)體單元，單元尺寸約為1.5 m×1.5 m×1.5 m。注漿層與周圍地層之間、建筑物與地層表面、盾殼與地層間的相互作用采用摩擦接觸模擬，摩擦因數(shù)設(shè)定為0.9的地層殘余摩擦角正切值；注漿層與管片間的相互作用采用tie約束進(jìn)行模擬。

計(jì)算時(shí)首先在建筑物的作用下進(jìn)行地應(yīng)力平衡，而后利用model?change功能模擬盾構(gòu)逐環(huán)開挖施工過(guò)程：①殺死第1環(huán)開挖范圍內(nèi)的土體單元；②激活該位置處的盾殼單元；③在開挖面上施加80%的開挖面不平衡力以模擬盾構(gòu)機(jī)對(duì)開挖面土體的支撐作用；④鑒于盾殼縱向長(zhǎng)度為6 m（4環(huán)管片長(zhǎng)度），管片激活滯后開挖面3環(huán)，盾殼內(nèi)保留1環(huán)管片、注漿層單元激活滯后開挖面4環(huán)、注漿層硬化處理滯后開挖面8環(huán)，注漿未硬化段為4環(huán)。以此類推直至開挖結(jié)束。

2.3 計(jì)算模型的驗(yàn)證

2.3.1 與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

在不考慮建筑物的影響時(shí)，利用摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型及應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算出的自由場(chǎng)地地表橫斷面沉降如圖4所示?？芍簝煞N本構(gòu)模型計(jì)算出的地表沉降變形規(guī)律基本一致，盾構(gòu)施工造成的地層擾動(dòng)范圍集中在隧道中心線兩側(cè)18 m，約為3D（D為隧道開挖直徑），該范圍內(nèi)地表沉降值從1 mm快速增長(zhǎng)至最大沉降值；兩種本構(gòu)模型計(jì)算出的地表最大沉降數(shù)值存在明顯差異，摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型計(jì)算出的最大沉降為14.76 mm，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算出的最大沉降為17.21 mm，增幅16.6%；在隧道中線兩側(cè)12 m（約2D）的范圍內(nèi)，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算出的地表沉降明顯大于摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型，越靠近隧道中線兩種本構(gòu)模型的計(jì)算結(jié)果差異性越強(qiáng)。這表明，地層擾動(dòng)較劇烈時(shí)，砂質(zhì)土的應(yīng)變軟化特性十分明顯，因砂質(zhì)土峰后強(qiáng)度降低引起的地表沉降增量不容忽視。從現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)來(lái)看，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算出的地表沉降曲線比摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型更符合實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果。說(shuō)明針對(duì)砂質(zhì)地層，在預(yù)測(cè)盾構(gòu)施工引起的地層變形時(shí)，考慮應(yīng)變軟化特性是必要的。

圖4 自由場(chǎng)地地表橫斷面沉降

選取地表中心點(diǎn)（x，y，z）=（51，45，15）為監(jiān)測(cè)點(diǎn)，得到自由場(chǎng)地地表沉降在盾構(gòu)施工過(guò)程中的變化規(guī)律如圖5所示?？芍孩賰煞N本構(gòu)模型計(jì)算得到的地表沉降均表現(xiàn)為三段式沉降特性，第一部分為開挖面位于監(jiān)測(cè)點(diǎn)前方24 m（約為4D）及以上時(shí)，盾構(gòu)施工造成監(jiān)測(cè)點(diǎn)處僅有少部分地層擾動(dòng)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)處于輕微變形階段，地表有微微的隆起或沉降產(chǎn)生；第二部分為開挖面位于監(jiān)測(cè)點(diǎn)±24 m范圍內(nèi)，掌子面周圍土體擾動(dòng)區(qū)對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)有強(qiáng)烈影響，監(jiān)測(cè)點(diǎn)處于急劇變形階段，當(dāng)開挖面位于監(jiān)測(cè)點(diǎn)正下方時(shí)，地表沉降速率達(dá)到最大，此時(shí)已產(chǎn)生的變形約占最終沉降量的65%；第三部分為殘余變形，該階段產(chǎn)生的沉降約占最終沉降量的3%，基本可忽略不計(jì)。②當(dāng)開挖面位于監(jiān)測(cè)點(diǎn)前方9 m（約1.5D）時(shí)，應(yīng)變軟化與摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型的結(jié)果差異性開始凸顯。兩種本構(gòu)模型的計(jì)算結(jié)果差值從0.39 mm增至2.46 mm，因砂質(zhì)土應(yīng)變軟化特性引起的沉降占最終沉降量的14.3%。這表明，砂質(zhì)地層受到較強(qiáng)擾動(dòng)時(shí)應(yīng)變軟化特性明顯，地層變形的發(fā)展較摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型更快。同監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)相比，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型更能揭示砂質(zhì)地層的變形規(guī)律。

圖5 掘進(jìn)過(guò)程中自由場(chǎng)地地表沉降

2.3.2 與Peck公式對(duì)比

盾構(gòu)施工引起的地表沉降一般采用Peck公式進(jìn)行預(yù)測(cè)，其表達(dá)式［1］為

式中：s為任意點(diǎn)地表的沉降值，mm；smax為沉降曲線對(duì)稱中心處的沉降值，mm；i為沉降槽的寬度，m，應(yīng)結(jié)合具體地層條件確定；l為沉降計(jì)算點(diǎn)到對(duì)稱中心的距離，m；V為單位長(zhǎng)度地層損失率，m3/m，與施工方法等有關(guān)。

綜合考慮現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)及以往類似工程經(jīng)驗(yàn)，確定該隧道區(qū)間開闊地段的沉降槽寬度i≈7.5 m，單位長(zhǎng)度地層損失V≈0.34 m3/m，地層損失率約為1.2%，最大沉降量smax≈18 mm。Peck公式預(yù)測(cè)結(jié)果與應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算結(jié)果的對(duì)比見圖6?？芍乇沓两涤绊憛^(qū)域都集中在隧道中線兩側(cè)約3D范圍內(nèi)（-18～18 m），二者計(jì)算結(jié)果極差為1.58 mm，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型的計(jì)算結(jié)果與Peck公式預(yù)測(cè)結(jié)果基本吻合，地表橫向沉降表征出明顯的高斯函數(shù)分布規(guī)律。

圖6 地表沉降Peck公式預(yù)測(cè)結(jié)果與應(yīng)變軟化本構(gòu)模型計(jì)算結(jié)果

綜上，考慮應(yīng)變軟化的摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型能更好地反映砂質(zhì)地層的變形特性，表明應(yīng)變軟化本構(gòu)模型在砂質(zhì)地層地表沉降預(yù)測(cè)中的適應(yīng)性。因此采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型對(duì)砂質(zhì)地層進(jìn)行模擬，在此基礎(chǔ)上探究建筑物分布形式及兩建筑物間的凈距對(duì)地層變形的影響規(guī)律，得出盾構(gòu)施工連續(xù)下穿密集建筑物的地表變形特性及建筑物不均勻沉降規(guī)律。

3 地表變形規(guī)律

根據(jù)該區(qū)間隧道的實(shí)際下穿情況，選取典型建筑物尺寸為12.0 m×4.0 m×5.6 m（普通2層平房），建筑物荷載按每層15 kPa等效為均布面荷載施加在模型選定位置。如圖7（a）所示，取兩建筑物間的凈距為5 m，依次考慮自由場(chǎng)地、建筑物A、建筑物AB、建筑物ABC、建筑物ABCDE五種計(jì)算工況（依次為工況1—工況5），探究不同建筑物分布形式對(duì)地表沉降及建筑物不均勻沉降的影響。如圖7（b）所示，在僅有建筑物A、B的情況下，保持建筑物A的位置不變，通過(guò)改變建筑物B的位置，使兩建筑物間的凈距SAB依次為2.5、5.0、7.5、10.0 m，探究不同建筑物凈距對(duì)地表沉降變形及建筑物傾斜的影響規(guī)律。圖7中的橫向中線及縱向中線為地表沉降的監(jiān)測(cè)線。

圖7 計(jì)算工況選取圖示（單位：m）

3.1 建筑物分布形式對(duì)地表變形的影響

盾構(gòu)下穿不同分布形式建筑物時(shí)，地表變形曲線見圖8?？芍孩賰H有建筑物A時(shí)地表橫向最大沉降為18.72 mm，較工況1增加1.5 mm，增幅為8.7%；在建筑物A兩側(cè)增加建筑物，地表橫向沉降增加，工況5對(duì)應(yīng)的地表橫向沉降最大，為-20 mm。這表明地面建筑物超載會(huì)使地表橫向、縱向變形增大。②地表縱向變形表現(xiàn)出顯著的多峰性，每個(gè)建筑物所引起的地表變形呈正態(tài)分布，且不同建筑物引起的沉降槽相互疊加，導(dǎo)致縱向地表變形影響區(qū)域改變。③建筑物凈距為5 m時(shí)，每添加一處建筑物將導(dǎo)致相鄰兩建筑物處地表沉降增加約0.5 mm。④工況3與工況4對(duì)應(yīng)的地表縱向沉降曲線在建筑物A附近基本重合，建筑物A處的地表沉降分別為19.37、19.38 mm，建筑物C對(duì)建筑物A處的地表沉降影響甚微。這表明地表沉降的疊加效應(yīng)與距離有關(guān)。本研究中，建筑物引起的距其14 m之外的場(chǎng)地地表附加沉降增量可忽略不計(jì)。

圖8 盾構(gòu)下穿不同分布形式建筑物時(shí)地表變形曲線

3.2 相鄰建筑物凈距對(duì)地表變形的影響

改變建筑物A、B間凈距SAB得到盾構(gòu)下穿不同凈距建筑物的地表橫向變形（圖9）和縱向變形（圖10）。由圖9可知：地表橫向變形影響范圍與建筑物間的凈距關(guān)系不大，地表橫向變形仍集中在隧道中線兩側(cè)3D范圍內(nèi)；SAB對(duì)建筑物A處的地表沉降變形影響顯著，隨著凈距增加，建筑物A處的沉降值明顯減小。這驗(yàn)證了凈距越小，建筑物間的相互影響越大的變形特征。由圖10可知：地表縱向沉降影響范圍及沉降變形大小與SAB關(guān)系密切，凈距越小建筑物A、B之間的地表沉降值越大；地表縱向變形曲線呈非對(duì)稱的W形，建筑物B處的地表沉降均小于相應(yīng)工況建筑物A處的地表沉降。主要原因是：施工至建筑物A時(shí)，由于建筑物A、B間的襯砌結(jié)構(gòu)尚未施工，建筑物A受前方建筑物B超載作用影響較大，地層沉降變形加??；盾構(gòu)施工至建筑物B時(shí)，后方建筑物A超載對(duì)建筑物B的影響由于襯砌結(jié)構(gòu)的存在而削弱，建筑物B處受到建筑物A超載的影響相對(duì)較小。

圖9 盾構(gòu)下穿不同凈距建筑物時(shí)沿橫向中線地表變形曲線

圖10 盾構(gòu)下穿不同凈距建筑物時(shí)沿縱向中線地表變形曲線

4 建筑物不均勻沉降規(guī)律

4.1 建筑物分布形式對(duì)建筑物不均勻沉降的影響

將盾構(gòu)掘進(jìn)先達(dá)到建筑物A的一側(cè)定義為前側(cè)，另一側(cè)定義為后側(cè)。建筑物A前后兩側(cè)的沉降變形在盾構(gòu)施工過(guò)程中的變化曲線見圖11，前后兩側(cè)的沉降差值反映建筑物A的不均勻沉降大小。可知，工況2—工況5下盾構(gòu)施工中建筑物A前后兩側(cè)沉降發(fā)展速率存在差異，盾構(gòu)掘進(jìn)至建筑物A正下方時(shí)不均勻沉降達(dá)到最大，依次為2.75、2.73、2.76、3.03 mm，工況5的不均勻沉降較其余工況增加約11%，可見建筑物A前側(cè)存在建筑物超載對(duì)其施工中的不均勻沉降影響較大。由于建筑物A的不均勻沉降是由前側(cè)受到地層擾動(dòng)先產(chǎn)生沉降，而后側(cè)沉降變形相對(duì)滯后造成的，隨著盾構(gòu)施工的推進(jìn)建筑物A前后兩側(cè)的不均勻沉降值逐漸減小并趨于平穩(wěn)，施工完成時(shí)不均勻沉降明顯小于施工中的不均勻沉降。可見，盾構(gòu)施工中的地層變形控制對(duì)保證建筑物安全至關(guān)重要。

圖11 掘進(jìn)過(guò)程中建筑物A的不均勻沉降變化曲線

圖11顯示，建筑物A兩側(cè)地面超載分布形式與建筑物A在施工完成時(shí)的最終不均勻沉降關(guān)系明顯。若建筑物A兩側(cè)地面超載對(duì)稱分布（工況2與工況5），施工結(jié)束時(shí)建筑物A的最終不均勻沉降較小，約為0.069、0.130 mm；若建筑物A兩側(cè)地面超載不對(duì)稱分布時(shí)（工況3與工況4），建筑物A在施工結(jié)束時(shí)的最終不均勻沉降則上升為0.580、0.520 mm。可見建筑物A前后兩側(cè)超載分布不對(duì)稱將導(dǎo)致盾構(gòu)施工完成時(shí)不均勻沉降急劇增大，約為對(duì)稱超載時(shí)的5倍。

4.2 相鄰建筑物凈距對(duì)建筑物不均勻沉降的影響

改變SAB，在盾構(gòu)施工模擬時(shí)對(duì)建筑物A、B前后側(cè)的沉降變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)。根據(jù)建筑物不均勻沉降數(shù)值及建筑物高度計(jì)算出盾構(gòu)施工過(guò)程中的建筑物A、B最大傾角θA，max、θB，max及施工完成時(shí)的穩(wěn)定傾角θA、θB。傾角隨兩建筑物凈距的變化曲線見圖12。

圖12 建筑物傾角隨建筑物凈距變化曲線

由圖12可知：①建筑物A、B在盾構(gòu)施工過(guò)程中的最大傾角均大于施工完成時(shí)的穩(wěn)定傾角，其中θA，max波動(dòng)性小，穩(wěn)定在0.035°左右；θB，max明顯大于θA，max，約高出15%～41%，反映出前方存在地面超載將導(dǎo)致建筑物在盾構(gòu)施工中的不均勻沉降增加的現(xiàn)象。SAB為2.5 m時(shí)，θB，max為0.052°，SAB=7.5～10.0 m時(shí)，θB，max穩(wěn)定在0.042°左右，可見θB，max與SAB有關(guān)，最大傾角隨建筑物凈距的增加而減小并趨于穩(wěn)定。可能的原因是盾構(gòu)施工至建筑物A附近時(shí)，B處的地層變形尚未完全發(fā)展，對(duì)建筑物A的影響相對(duì)有限，建筑物A的最大傾角也相對(duì)穩(wěn)定；開挖面位于建筑物B附近時(shí)，建筑物A處的地層變形已劇烈發(fā)展并對(duì)建筑物B產(chǎn)生較大影響，使建筑物B的最大傾角較大并隨凈距增大而漸減小。

②建筑物A、B的穩(wěn)定傾角均隨SAB增大而減小，θA由0.0110°減小為0.0040°，θB由0.0158°減小為0.0035°；除SAB=10.0 m工況外，其余工況θB比θA高出42%～65%。穩(wěn)定傾角反映了盾構(gòu)施工完成時(shí)建筑物的不均勻沉降，鑒于建筑物A、B沉降槽的疊加效應(yīng)隨凈距增大而逐漸減弱，施工完成時(shí)兩建筑物的穩(wěn)定傾角也隨凈距增加而減小。

5 結(jié)論

1）與摩爾-庫(kù)倫本構(gòu)模型相比，應(yīng)變軟化本構(gòu)模型預(yù)測(cè)的地表沉降值更大，與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)更吻合，能較好地反映砂質(zhì)地層的變形特性。

2）建筑物引起的沉降槽之間相互疊加導(dǎo)致周圍地表沉降增大，且對(duì)地表縱向沉降影響明顯，疊加效應(yīng)隨建筑物凈距增大而減弱。

3）盾構(gòu)施工中建筑物的不均勻沉降值最大，前側(cè)存在地面超載將導(dǎo)致該值進(jìn)一步增加。施工完成后的不均勻沉降與建筑物兩側(cè)地面超載分布形式關(guān)系密切，非對(duì)稱工況較對(duì)稱工況不均勻沉降更大。