小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工地表沉降特征研究

席培勝, 張 軍, 陳磊杰,2

1.安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院, 安徽 合肥 230601;2.寧波市軌道交通集團有限公司, 浙江 寧波 315000

地鐵大都建設(shè)在城市中心的繁華路段,周圍高樓大廈林立,附近還有許多已有的大型地下商場和重要地下管線等,這些情況使得城市地鐵路線在設(shè)計中不可避免地需要“繞道”[1-2]。在曲線隧道的施工中盾構(gòu)機是直線剛體的,掘進路線不能夠完全與設(shè)計曲線隧道線路重合,需要通過一次次的調(diào)整盾構(gòu)姿態(tài),調(diào)整盾構(gòu)機的掘進角度,以折線段來擬合曲線路徑[3-5]。當(dāng)隧道的半徑較小時,軸線的控制更為困難。這就導(dǎo)致了盾構(gòu)機的糾正量增加,從而使得左右油缸的推力之間產(chǎn)生了巨大的壓力差,從而無法滿足轉(zhuǎn)彎的要求[6-7]。而不平衡的推力使得盾構(gòu)機在掘進過程中會對隧道周邊土體造成差異擾動,往往容易造成隧道內(nèi)側(cè)土體超挖而外側(cè)土體則欠挖。由于軸線偏差大,盾構(gòu)糾偏和姿態(tài)不良的時候較多,相比普通直線段隧道盾構(gòu)施工而言,曲線隧道對土體擾動更大[8-9]。在施工中還會造成一系列管片錯臺、管片碎裂、滲漏水等問題,而且地表的沉降也會更大。

雖然目前的盾構(gòu)技術(shù)已有了一定的發(fā)展,但要想在施工過程中完全消除盾構(gòu)施工所帶來的地表沉降等問題仍然是難以做到的[10]。目前的技術(shù)已經(jīng)可以做到在施工前大致預(yù)測地表的沉降范圍,同時在施工中做好沉降監(jiān)測和控制,以此來保證施工安全。其中,有關(guān)盾構(gòu)施工引起的地表沉降預(yù)測,國內(nèi)外學(xué)者對此做了大量研究[11],但由于土體為非線性變形,各地圍巖存在差異性與復(fù)雜性,圍巖參數(shù)與本構(gòu)關(guān)系難以完美貼合實際以及盾構(gòu)施工工況復(fù)雜等問題,導(dǎo)致盾構(gòu)施工引發(fā)地表沉降預(yù)測技術(shù)精度不夠高,需要結(jié)合更多的工程經(jīng)驗和現(xiàn)場數(shù)據(jù),做進一步的完善。

1 小半徑曲線隧道盾構(gòu)掘進時地表沉降機理分析

相比于直線隧道,小半徑曲線盾構(gòu)施工過程的控制技術(shù)更為復(fù)雜,影響因素也更多。為了實現(xiàn)盾構(gòu)機轉(zhuǎn)彎,通常需要對彎道內(nèi)側(cè)的土體進行超挖操作,從而導(dǎo)致地層損失的增加。在盾構(gòu)曲線段掘進和糾偏時,通常需要配合仿形刀、超挖刀進行,而仿形刀超挖量過大將會增大土體損失,造成較大地表沉降;超挖量過小則又不利于盾構(gòu)的推進,使得掘進曲線與設(shè)計曲線相差甚遠。在曲線隧道盾構(gòu)施工中,按照盾構(gòu)的理想掘進情況來計算超挖量與曲率半徑之間的關(guān)系。圖1展示了仿形刀超挖過程中產(chǎn)生的超挖間隙,以及根據(jù)曲線盾構(gòu)理論計算出的超挖量的示意圖。

(a) 仿形刀超挖過程中產(chǎn)生的超挖間隙 (b) 盾構(gòu)刀盤切面圖

圖1中有以下關(guān)系:

由以上可得

則超挖量的計算式為

式中,D為盾構(gòu)機刀盤直徑(m),R0為隧道曲率半徑(m),L為盾構(gòu)機長度(m),δ為曲線隧道內(nèi)側(cè)超挖量(m)。

在小半徑曲線隧道開挖掘進過程中,與直線隧道盾構(gòu)掘進不同,盾構(gòu)機的掘進方向控制十分困難,需要不斷調(diào)整角度來修正以達到曲線掘進。在實際施工中,通過測量和監(jiān)控盾構(gòu)姿態(tài),并使用VMT導(dǎo)向系統(tǒng)來調(diào)節(jié)千斤頂?shù)膲毫?通過調(diào)整被動鉸鏈裝置來控制油缸行程差和盾尾間隙,從而確保盾構(gòu)的掘進方向。因難度增加,安裝管片襯砌時,需要將楔形管片與直線管片結(jié)合使用,以滿足曲線拼裝的要求。

2 三維數(shù)值模型的建立

2.1 計算假定

在使用軟件三維建模過程中,由于巖土工程的特殊性,無法將實際情況無差別地反應(yīng)于模型中。因此在進行有限元建模計算時需要做以下假設(shè):

(1)模型土體均采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型,地表面與各土層皆簡化為水平層狀均勻分布;

(2)假定管片、注漿材料、盾殼等結(jié)構(gòu)為各向同性勻質(zhì)材料;

(3)不考慮地層構(gòu)造應(yīng)力產(chǎn)生的影響,模型中各結(jié)構(gòu)的自重為唯一初始應(yīng)力;

(4)模型運算時忽略地下水的滲透作用和土體的長期蠕變造成的變形影響;

(5)不考慮盾構(gòu)機掘進中緩慢切割土體產(chǎn)生的影響,簡化開挖過程為土體整塊移除;

(6)通過施加一個面壓力在開挖面上來模擬盾構(gòu)的千斤頂推力,在管片的外側(cè)施加環(huán)狀均勻面壓力來模擬注漿壓力;

(7)不考慮盾構(gòu)小半徑轉(zhuǎn)彎時的超挖情況;

(8)本模型路基高度為0.7 m,取路基所在位置沉降為地表沉降量。

2.2 本構(gòu)關(guān)系與計算參數(shù)

根據(jù)地質(zhì)勘查報告,確定各土層參數(shù),所有土層采用實體3D單元模擬,Mohr-Coulomb本構(gòu)模型。材料參數(shù)依照實際使用標(biāo)準(zhǔn)確定。注漿材料與襯砌管片用實體單元來模擬,盾殼則采用板單元模擬。注漿壓力為200 kN/m2。材料參數(shù)屬性見表1。

表1 材料參數(shù)表

2.3 工程概況與計算模型

合肥軌道交通四號線翠柏路站—天水路站區(qū)間段平面呈“S”型,采用盾構(gòu)法施工。地層主要為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土夾粉砂巖及中粗砂、細粒含礫中粗砂巖、泥巖等。區(qū)間從翠柏路站出發(fā),總長約2 773 m,沿著R=350 m平曲線穿越泗水路與銅陵北路交口,繼續(xù)向北前行抵達天水路站,這條區(qū)間線路穿越合肥東編組站四十二股道群,實現(xiàn)了一次完整的盾構(gòu)穿越。平面圖如圖2所示。本文采用R=350 m平曲線穿越股道群作為研究對象。

通過MIDAS/GTS有限元軟件建立的數(shù)值模型如圖3、圖4所示。

圖3 曲線隧道模型 圖4 計算模型

3 地表沉降影響因素分析

3.1 不同曲率半徑對地表沉降影響分析

在前人對盾構(gòu)隧道土體擾動的研究中,主要還是以直線型隧道為主。但是隨著近年來實際工程的需要,需要分析隧道曲線盾構(gòu)對相鄰?fù)馏w的擾動規(guī)律越來越多。為了分析隧道曲線段施工時地表的沉降規(guī)律,本節(jié)選取相同工況下不同的曲率半徑(R為100、300、800 m)的盾構(gòu)隧道曲線與直線段盾構(gòu)隧道(即R為無窮大)進行模擬,通過對這4個模型數(shù)值模擬所得數(shù)據(jù)進行比較分析,研究不同曲率半徑下盾構(gòu)隧道轉(zhuǎn)彎段地面的沉降變形特征,為小半徑曲線盾構(gòu)的施工和研究提供參考。圖5為曲線半徑分別是R為100、300、800 m與直線隧道的數(shù)值模擬地表沉降曲線圖。

圖5 不同曲率半徑下地表沉降曲線圖

由圖5可以看到當(dāng)隧道進行曲線盾構(gòu)施工時,與直線隧道施工不同,其最大沉降點并不會出現(xiàn)在隧道中心線的正上方位置,而是出現(xiàn)部分偏移。結(jié)合開挖曲線可知,最大沉降點會向著盾構(gòu)的轉(zhuǎn)彎半徑內(nèi)側(cè)方向偏移。由此分析,在進行掘進轉(zhuǎn)向時盾構(gòu)機的左右千斤頂?shù)捻斖屏Σ煌?盾構(gòu)外側(cè)推力大于內(nèi)側(cè)。此時,盾構(gòu)外側(cè)受到被動土壓力作用,內(nèi)側(cè)則受到主動土壓力作用。開挖過程中,曲線的外側(cè)與內(nèi)側(cè)土體均表現(xiàn)出向隧道方向偏移。因此隨著開挖的不斷深入,土體的水平位移也不斷增大,向著轉(zhuǎn)彎方向內(nèi)側(cè)移動。圖5中還可以看到,隨著曲率半徑從無窮大的直線到R=100 m,其地表沉降最大值的偏移程度也越來越大。

在實際施工過程中,盾構(gòu)機的內(nèi)側(cè)還會出現(xiàn)“超挖”現(xiàn)象。這也是隧道最大沉降值發(fā)生變化的一大因素。由于盾構(gòu)掘進中的超挖量與隧道半徑呈負相關(guān),因此半徑越小在施工時刀盤對轉(zhuǎn)彎內(nèi)側(cè)的土體超挖量越大,土體擾動的范圍越大,從而造成最終地表沉降越大。R為100、300、800 m與直線隧道這4種工況下地表沉降最大值依次為5.85、5.77、5.71、5.63 mm,工況一比工況四的直線隧道最大沉降值增加了4.1%。由此可推知,若在完全理想化的情況下,即隧道沿理想曲線線路開挖,改變曲線隧道半徑大小卻不改變地層損失率的情況下,可看作隧道曲率半徑變化對地表沉降存在影響,但影響作用并不十分明顯。

3.2 隧道覆土厚度對地表沉降影響分析

分析盾構(gòu)掘進施工在不同覆土厚度條件下對地表沉降的影響程度與影響規(guī)律,以隧道直徑為6.28 m,分別設(shè)定隧道埋深為10、20、25 m,即隧道深徑比分別為1.59、3.18、3.98,分析比較結(jié)果見圖6。

圖6 不同隧道埋深下地表沉降折線圖

當(dāng)開挖方式相同時,僅改變隧道覆土埋深這一變量因素時,盾構(gòu)施工所引起的最大地表沉降量隨著隧道埋深增大而減小,即覆土層厚度越大則地表沉降越小。當(dāng)隧道埋深為10 m時,地表最大沉降量為-8.84 mm;當(dāng)埋深為20 m時,其最大沉降量為-5.63 mm,減小了36.3%;當(dāng)埋深為25 m時,地表最大沉降量為-4.71 mm,相比埋深10 m的沉降減小了46.7%。當(dāng)隧道埋深較淺時,由于模型建立存在限制不能無限大,因此在自動約束的影響下,距離隧道稍遠處地表存在略微拱起的情況。由于地表沉降主要受到地層損失與固結(jié)沉降兩個因素影響,而土體的固結(jié)沉降主要發(fā)生在施工完成后的很長一段時間內(nèi)。因此在施工階段,影響地表沉降主要為地層損失。在只考慮埋深這一個變量的情況下,采用相同的盾構(gòu)施工技術(shù)與工藝,可認為三者施工引起的地層損失量相同,而埋深越大則其地層損失率就越小,其對應(yīng)的地表沉降也就越小。

將不同埋深情況下的地表沉降匯總,由圖6可以看到最大沉降量均發(fā)生于同一測點上方。當(dāng)埋深10 m時,其曲線最陡,但是施工所引起的沉降槽最小,即隧道盾構(gòu)施工引起的地表沉降范圍最小;埋深為20 m時,其曲線陡度居于10～25 m,同時其沉降槽寬度也大于10 m,略小于埋深25 m;埋深為25 m時,其曲線最緩,但是其沉降槽影響范圍最廣。由此可見,在小半徑盾構(gòu)施工時,改變其埋深后所呈現(xiàn)的地表沉降規(guī)律與直線隧道盾構(gòu)相同。

4 小半徑盾構(gòu)施工參數(shù)對地表沉降影響分析

除了客觀條件上的影響外,在盾構(gòu)掘進過程中,改變土倉壓力、注漿壓力等施工參數(shù)也會對地表沉降產(chǎn)生不同的影響。為探究不同施工參數(shù)與地表沉降之間的關(guān)系,對上述模型僅改變開挖時的土倉壓力與注漿壓力,進行對比分析。

4.1 土倉壓力影響分析

查閱國內(nèi)各城市的地鐵建設(shè)資料并結(jié)合合肥地區(qū)土質(zhì)條件及已有施工經(jīng)驗,在合肥隧道盾構(gòu)施工中的土倉壓力一般設(shè)置在0.10～0.30 MPa。為探究土倉壓力大小在盾構(gòu)過程中對地表沉降的影響,將上述模型的注漿壓力統(tǒng)一設(shè)置為0.15 MPa,土倉壓力分別設(shè)置為0.10、0.15、0.20、0.25 MPa這4種工況,不同土倉壓力下橫向地表沉降曲線見圖7。

圖7 不同土倉壓力下地表沉降曲線圖

在盾構(gòu)掘進過程中修改盾構(gòu)機內(nèi)土倉壓力大小對地表沉降存在一定影響。當(dāng)盾構(gòu)機內(nèi)土倉壓力為0.10、0.15、0.20、0.25 MPa這4種工況下時,地面的最大沉降值分別為-7.52、-6.74、-5.67、-5.27 mm。當(dāng)土倉壓力為0.15 MPa時,地表沉降比0.10 MPa時減小10.3%;當(dāng)土倉壓力為0.20 MPa時,地表沉降比0.15 MPa時減小15.8%;當(dāng)土倉壓力為0.25 MPa時,地表沉降比0.20 MPa時減小7.0%。

通過分析這4種工況下的地表沉降,不難發(fā)現(xiàn),地表的沉降值隨著土倉壓力的增大而減小。但是隨著土倉壓力的繼續(xù)增加,當(dāng)達到一定大小后,土倉壓力的增大對地表沉降的影響敏感度降低。當(dāng)土倉壓力過小時,由于土倉壓力無法平衡掌子面前方的土體壓力,會使得掌子面前方土體下沉,造成較大的地表沉降。隨著土倉壓力的增大,土倉壓力逐漸與掌子面前方土體壓力保持平衡,此部分的地層損失值達到穩(wěn)定值。但當(dāng)繼續(xù)增大土倉壓力,使其大于前方土體壓力時,又會擠壓掌子面前方土體。土倉壓力過大甚至?xí)?dǎo)致盾構(gòu)前方土體隆起,同樣不利于盾構(gòu)掘進施工。

4.2 注漿壓力影響分析

盾構(gòu)掘進施工中,施工參數(shù)中除了土倉壓力會對地表沉降產(chǎn)生影響,注漿量與注漿壓力也同樣會影響地表沉降大小。在管片襯砌拼裝完成,盾尾脫空后,由于盾殼與管片之間存在空隙,在不處理的情況下周圍土體就會在重力與土壓的作用下向管片擠壓,用以填充這些空隙。此時就需要采用注漿來填充這些空隙,減小地層損失和沉降。為探究注漿壓力的大小對地表沉降造成的影響,在土倉壓力影響分析基礎(chǔ)上,將土倉壓力統(tǒng)一設(shè)置為0.20 MPa后,在計算模型中分別施加0.15、0.20、0.25、0.30 MPa的注漿壓力,分析注漿壓力與地表沉降之間的關(guān)系。圖8為這4種注漿壓力下的橫向地表沉降曲線圖。在這4種工況下,地表的最大沉降值分別為-6.10、-5.73、-5.56、-5.45 mm。當(dāng)注漿壓力為0.20 MPa時,地表沉降值比0.15 MPa時減小6.06%;當(dāng)注漿壓力為0.25 MPa時,地表沉降比0.20 MPa時減小2.96%;當(dāng)注漿壓力為0.30 MPa時,地表沉降比0.25 MPa時減小1.97%。由此可得,當(dāng)注漿壓力較小時,增加注漿壓力可有效減小地表沉降。因此,在盾構(gòu)施工中若地表沉降值較大,可通過適當(dāng)提高注漿壓力來控制地表沉降,將地表沉降量控制在合理的范圍內(nèi)。但是當(dāng)注漿壓力過大時,漿液上方土體會在注漿壓力的支撐下向上位移,造成隧道上方土體隆起。

5 小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工參數(shù)控制措施

由前文的研究可以得知,小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工對地表沉降的影響主要與曲線隧道曲率半徑,與超挖量有關(guān)的地層損失率,與隧道埋深以及盾構(gòu)機的施工參數(shù)等幾個方面有關(guān)。但隧道的曲率半徑及為此造成的必要超挖及隧道的埋深主要受盾構(gòu)區(qū)間穿越地段的地上及地下建(構(gòu))筑物影響,在工程的設(shè)計階段就已確定,為客觀影響因素。因此在盾構(gòu)施工階段,主要通過調(diào)整盾構(gòu)機的施工參數(shù)來減小對地表造成的沉降。

5.1 土倉壓力控制措施

盾構(gòu)機在施工過程中,其倉內(nèi)土壓主要為了平衡掌子面前方及盾構(gòu)周圍的土體壓力,維持開挖面前方的圍巖穩(wěn)定。在盾構(gòu)機將由直線段施工逐環(huán)進入轉(zhuǎn)彎段曲線施工前,一般將直線段的最后100 m作為小半徑曲線盾構(gòu)施工的參數(shù)調(diào)整試驗段。在試驗段中盾構(gòu)機倉內(nèi)土壓理論值可通過下式計算得到:

P=k0γh,

k0=1-sinφ,

式中,P為土倉壓力(MPa),k0為圍巖側(cè)向靜止平衡壓力系數(shù),γ為圍巖平均重度(kN/m3),h為隧道覆土厚度(m),φ為土體內(nèi)摩擦角(°)。

由于各地區(qū)地質(zhì)條件不同、各隧道覆土厚度不同以及地面還存在附加荷載等因素的影響,因此在小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工過程中需要根據(jù)當(dāng)?shù)貙嶋H情況,結(jié)合理論計算值、試驗段參數(shù)調(diào)整地表沉降監(jiān)測數(shù)據(jù),及時的調(diào)整土倉壓力的設(shè)定。以本文工程背景為例,盾構(gòu)下穿區(qū)段的隧道覆土厚度14.35～18.42 m,所穿越的黏土層土體的靜止土壓力系數(shù)k0為0.67,盾構(gòu)上方土質(zhì)滲透系數(shù)較小,采用水土合算。根據(jù)上述公式計算,得到相應(yīng)的土倉壓力大約為0.19～0.25 MPa。與上文中有限元分析計算結(jié)果吻合,本工程土倉壓力可控制在0.20～0.25 MPa。在盾構(gòu)的掘進過程中,當(dāng)前方土體監(jiān)測數(shù)據(jù)沉降較大時,需提高倉內(nèi)土壓;而當(dāng)前方土體的監(jiān)測數(shù)據(jù)反映為地表隆起時,需降低土倉壓力。且在土倉壓力的調(diào)整過程中,每次的調(diào)整幅度不宜過大,單次調(diào)整一般在0.005 MPa為宜。

5.2 盾構(gòu)掘進速度控制措施

在施工過程中,土倉壓力的大小又是通過控制盾構(gòu)刀盤的掘進速度及螺旋輸送機上的出土速度來調(diào)整的。在掘進速度較大但是出土速度較小的情況下,會減小盾構(gòu)機倉內(nèi)土壓;而當(dāng)掘進速度小且出土速度大的情況下,倉內(nèi)土壓就會增大。同時,盾構(gòu)的掘進速度越大,會對隧道前方土體造成更大的擾動及剪切變形,影響地表沉降,使得地表的沉降量變大。但當(dāng)盾構(gòu)的掘進速度過慢時,又會影響施工進程,導(dǎo)致工期延誤。因此,在小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工中應(yīng)根據(jù)隧道所在的圍巖條件,參考以往類似工程的施工經(jīng)驗確定盾構(gòu)機的推進速度。同時在推進過程時應(yīng)當(dāng)盡量保持勻速,在下穿重要建(構(gòu))筑物時還應(yīng)保持連續(xù)施工,以減小對圍巖的擾動。在參考合肥地區(qū)有關(guān)盾構(gòu)施工資料后,本工程的掘進速度可控制在2～3 cm/min。

5.3 出土量控制措施

在盾構(gòu)機出土量的控制中,應(yīng)確保出土量與刀盤切削土體后的進土量之間的均衡性。若盾構(gòu)掘進施工未能有效控制出土量,出現(xiàn)較大的超挖現(xiàn)象,則可能導(dǎo)致正面圍巖失穩(wěn)、坍塌等不利后果。因此在施工過程中需控制好出土量的大小。每環(huán)管片的理論出土量公式為

式中,V為每環(huán)管片理論出土量(m3),D為盾構(gòu)機外徑(m),lG為單環(huán)管片掘進長度(m),K為土體松散系數(shù)(根據(jù)圍巖性質(zhì)確定)。

根據(jù)合肥膨脹土的特性,將土體松散系數(shù)設(shè)定為1.2～1.3,每環(huán)管片掘進長度為1.5 m,刀盤直徑為6.28 m,則盾構(gòu)機掘進一環(huán)后的理論出土量為55～60 m3。因此實際上每掘進一環(huán)后出土量應(yīng)控制在55～60 m3才算合理。

5.4 同步注漿控制措施

由于盾構(gòu)機外殼與管片之間并不是貼合的,而是為方便管片襯砌的拼裝存在一定的空隙。盾構(gòu)法施工中的注漿工序即主要是為了讓漿液材料能夠填充這部分空隙以減小地層損失率,以免造成較大的地表沉降。同時在管片外側(cè)的漿液材料還能夠?qū)芷Y(jié)構(gòu)進行加強并提高襯砌結(jié)構(gòu)的防水能力。圖9為隧道盾構(gòu)開挖管片及注漿邊界示意圖。

圖9 盾構(gòu)開挖邊界示意圖

由圖9可以得出理論上每環(huán)管片外側(cè)所需要的注漿量為

式中,V為單環(huán)管片外側(cè)注漿量(m3),D為盾構(gòu)開挖直徑(m),d為管片外徑(m),lG為單環(huán)管片掘進長度(m),a為充盈系數(shù)。

本文背景工程中,盾構(gòu)開挖直徑為6.28 m,管片外徑為6 m,單環(huán)管片掘進長度為1.5 m。當(dāng)充盈系數(shù)取1.4時,本工程單環(huán)管片理論注漿量為5.67 m3。結(jié)合前文有限元計算結(jié)果,同步注漿壓力可控制在0.15～0.25 MPa,此時模擬沉降結(jié)果均處于允許沉降值內(nèi)。在實際施工中根據(jù)實際地面監(jiān)測沉降數(shù)據(jù)及時做出調(diào)整,以保證地表沉降控制在合理的范圍內(nèi)。同時嚴(yán)格控制地面隆起量,避免因注漿壓力過大導(dǎo)致地表隆起,增加地層擾動。

6 結(jié)論

本文針對小半徑曲線隧道盾構(gòu)施工引起的地表沉降影響,采用有限元軟件模擬盾構(gòu)開挖施工過程,研究了隧道曲率半徑、地層損失率、覆土厚度及施工參數(shù)對曲線隧道的地表沉降的影響,得到主要結(jié)論:

(1)曲線段隧道地表沉降變化規(guī)律不同于直線隧道,地表沉降最大值會向轉(zhuǎn)彎半徑內(nèi)側(cè)偏移,且隧道轉(zhuǎn)彎半徑越小,地表沉降最大值的偏移量就越大。

(2)在地表沉降因素分析中,通過增加超挖層模擬曲線隧道盾構(gòu)時所發(fā)生的地層損失。隨著地層損失率的增大,地表的沉降值會相應(yīng)增加,且變化速率也越大。

(3)隨著隧道埋深的增加,盾構(gòu)掘進引起的地表沉降值會減小,但地表沉降的影響范圍會增大。

(4)在一定范圍內(nèi),增大土倉壓力和注漿壓力均可以有效降低地表沉降。