总第３０５期交 通 科 技
ＳｅｒｉａｌＮｏ．３０５
２０２１第２期ＴｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎＳｃｉｅｎｃｅ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
Ｎｏ．２Ａｒｐ
．２０２１ＤＯＩ１０．３９６３／ｊ
．ｉｓｓｎ．１６７１ ７５７０．２０２１．０２．０２４
国家自然科学基金重点项目（５１５３８００１
）资助收稿日期：２０２０ １１ ０７
卓旭炀１ 李立云２
（１．中铁大桥勘测设计院集团有限公司 武汉 ４３００５０；
２．北京工业大学城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室 北京 １００１２４
）摘 要 文中结合武汉地铁某区间隧道工程分析盾构隧道下穿加油站储油罐的施工阶段风险和运营阶段风险，
从盾构掘进参数选定、土层改良、土层损失率控制等方面制定施工阶段风险控制措施。运营阶段风险分析过程中， 利用理论公式和数值模拟２种手段分别计算加油站爆炸引起土层的冲击荷载，取两者的较大值计算爆 炸工况下结构的轴力和弯矩，得出爆炸工况下轴力和弯矩的最大影响因子为０．８８，结构仍处于安全状态的结论。关键词 盾构隧道 加油站 沉降 爆炸 风险中图分类号 Ｕ４５５．４３ Ｕ４５５．１
随着城市轨道交通的发展，
区间隧道下穿加油站的情况越来越多。目前已经初步形成了比较成熟的处理经验。比如，２０１５年青岛某区间隧道
下穿加油站［１］，郑州地铁１号线０３标区间由东往西，下穿中石化西郊北加油站［２］等。
已建成的地铁区间隧道中，基本上是以侧下穿油库的方式下穿加油站，施工及运营过程中对油库的影响较小。武汉地铁纸坊线新路村站～大花岭站区间采用盾构法施工，
由于线路条件的限制，右线以垂直下穿的方式通过加油站的储油罐。由于加油站的特殊性，针对隧道垂直下穿地下储油罐的情况，进行隧道施工、运营期的风险分析是十分必要的。１ 工程概况
武汉地铁纸坊线新路村站－大花岭站区间右线隧道与储油罐罐室底板竖向净距约１０．６ｍ，地层从上至下依次为杂填土、粉质黏土、淤泥质粉质黏土、粉质黏土、强风化泥质砂岩。储油罐罐室结构底埋深约４．４５ｍ，底板平面尺寸为９．８ｍ×１３．８ｍ，为０．５ｍ厚Ｃ２５混凝土板，下设０
．１ｍ厚Ｃ１５素混凝土垫层，基础持力层为砂石垫层，厚１．０ｍ，罐室侧墙采用ＭＵ１０灰砂砖、Ｍ１０水泥砂浆砌３７０ｍｍ厚墙。油罐为圆柱形钢结构，
1-甲基环己醇直径２．４ｍ，长度为７．１ｍ，油罐间及油罐与侧墙间净距为０．５ｍ，罐体周围采用砂分层均匀填实。隧道与储油罐关系见图１
。
图１ 隧道与储油罐关系图（单位：ｍ）
该加油站设有３０ｍ３
卧式油罐４个，其中汽油罐３个，柴油罐１个，总储量１０５ｍ
３
，为二级加油站。
依据ＧＢ５０６５２－２０１１《城市轨道交通地下工程建设风险管理办法》，下穿加油站油库的盾构隧道的环境风险分级为一级。２ 区间盾构隧道施工对加油站的影响
注浆瓷器
区间隧道在施工过程中的最大环境风险就是引起隧道上方土层沉降或隆起过大，造成储油罐的破坏。
轨道交通工程中，盾构隧道下穿建（构）筑物
的案例较多。［３］结合工程实际对盾构下穿建构筑物时盾构机参数控制做出论述，杨益等［４］分析了富水地区盾构下穿建构筑物的机理及控制措施，谢雄耀［５］、朱合华［６］等论述了盾构下穿老旧建筑物的微沉降的控制技术。综合上述文献可知，施工的关键是要控制好地层变形。施工过程中导致地层变形的主要因素如下。
１）盾构施工过程中推力导致土层弹塑性变形形成土层的隆起或沉降。
２）盾构隧道施工过后，土层应力释放导致土层沉降。
３）土层损失引起土层沉降。
４）盾构隧道同步注浆、二次注浆对地层扰动引起地面隆起或沉降。
２．１ 控制油罐下沉的主要措施
针对以上影响土层变形的主要因素，盾构隧道下穿加油站过程中制定了如下措施。２．１．１ 土仓压力管理
土仓压力应选取适中，太小容易导致掌子面不稳和地面沉降过大，过大容易引起地面隆起过大。经过加油站前试验段的反馈，顶部土仓压力设定在０．１１～０．１３ＭＰａ，土仓压力波动控制在－０．０２～０．０２ＭＰａ范围内。
２．１．２ 刀盘扭矩和转速控制
刀盘转矩是保证盾构正常掘进的关键参数，其大小与刀盘大小、刀盘开口率、刀的布置形式、接触压力、切削深度、土层性质等密切相关。根据加油站前试验段的调试，下穿加油站段的刀盘转矩保持恒定且不超过１８００ｋＮ·ｍ，刀盘转速设定为１．１～１．３ｒ／ｍｉｎ。
２．１．３ 渣土改良
改良渣土可以减少刀具、刀盘的摩擦力；改善渣土的流塑性，增加渣土的流动性、止水性，降低刀盘扭矩；增加螺旋输送机的止水性可防止出土口喷涌。下穿加油站段主要采用泡沫剂改良。泡沫剂原液比例为２．５％，发泡倍率为２０倍，单管注入速率为１５０Ｌ／ｍｉｎ。当渣土改良效果较差时，增加泡沫剂注入管路，或增大泡沫剂注入速率；若出现土仓压力快速升高，但渣土改良效果未明显变好时，在持续增加泡沫剂注入的前提下，可适当降低泡沫剂发泡倍率或提高泡沫剂原液比例。２．１．４ 同步注浆、二次补浆等措施
同步注浆、二次补浆措施是减小地层损失，控制土层沉降的重要手段。下穿加油站过程中，根据前期试验段经验及现场试验调整注浆量为６．５～７．０ｍ３／环。
每间隔１环进行１次二次注浆。如发现同步注浆量不足，或管片壁后地质雷达扫描疏松异常情况，通过管片中部的注浆孔进行二次补注浆，从而减少盾构机通过后土体的后期沉降。
２．２ 施工监测及分析
施工过程中针对地面沉降和储油罐基础沉降制定了监测方案，其监测点布置方案见图２。
图２ 监测点布置图（单位：ｍ）
如图２所示，地面监测点垂直于隧道中心线布设，以３ｍ间距布置了１０个监测点。储油罐监测点布置在基础的４个角上。
经监测１～１０号监测点处地面沉降值见图３。
图３ 各测点处地面沉降监测图
如图３所示，左、右隧道中心线上的４号、７号测点，位于沉降曲线的波谷。受先掘进的左线隧道沉
降叠加的影响，右线隧道顶的７号监测点的沉降值稍大，为７．６５ｍｍ。整个隧道上方的地面沉降是满足要求的。
经监测，油罐基础犃～犇点处地面沉降值见表１。
表１ 油罐基础沉降ｍｍ测点犃犅犆犇
沉降－３．７７－３．８１－３．７４－３．６５
如表１所示，实测罐室底板绝对最大沉降值为３．８１ｍｍ，最大局部倾斜为９×１０－６，能够满足
局部倾斜不大于２×１０－３的结构安全需求。３ 油罐发生爆炸对区间隧道的影响
油罐在运营过程中存在爆炸的可能性，因此分析油罐爆炸冲击波对区间隧道的影响对于确保地铁运营安全十分必要。
３．１ 油罐ＴＮＴ等效当量的确定
油罐发生爆炸时放出的能量与油品储量及放热性有关，依据《综合能耗计算通则》，平均发热量取汽
油值考虑。根据范登伯格和兰诺伊ＴＮＴ当量法转换公式将汽油的爆炸转换成相对应的ＴＮＴ当量为３１ｋｇ。３．２ 爆炸引起的土冲击荷载的计算
３．２．１ 按岩土中触地爆炸理论计算
李翼棋［７
］等认为，根据装药埋深的不同，岩土爆炸分为封闭爆炸和触地爆炸。封闭式爆炸不需要考虑自由面的影响，触地爆炸要考虑自由面的影响。２种爆炸的埋深分界深度可按式（１）计算。深度满足式（１）的为触地爆炸，不满足的为封闭爆炸。
犎＜电火花切割机床
２．５３
犙槡ＴＮＴ
４
（１
）
式中：犎为封闭爆炸和触地爆炸的分界埋深，ｍ；
犙ＴＮＴ为汽油的ＴＮＴ当量值，ｋｇ
。根据式（１），本工程装药埋深分界深度为１．９６ｍ，大于实际埋深１．３ｍ，
所以按照触地爆炸考虑。参照Ｇ·Ｍ·克莱霍夫理论公式，爆炸冲击波超压与距离之间关系式见式（２
）。狆＝８蚕蛹虫草
犚
３
０．３犙槡
（）
ＴＮＴ－
３（２
）
式中：狆为爆炸冲击波超压，
ｋｇ／ｃｍ２
；犚为爆炸中心到研究点的距离，ｍ。
根据式（２），区间隧道承担的压力峰值为５ｋＰａ
。３．２．２ 按感生地冲击理论计算
根据美国陆军部技术手册ＴＭ５ ８５５ １《
常规武器防护设计原理》［８］
，土中形成空气冲击波感生
的地冲击峰值压力可按照式（３
）计算。犘ｍａｘ＝０．４０７犳ρ
ｃ（犚／狑１／３）－狀
（３）式中：犘ｍａｘ为峰值压力，
Ｐａ；犳为爆炸耦合系数，犳＝犱
／狑１／
３，犱为装药中心的深度，狑为重量，ｋｇ；ρ
ｃ为声阻抗，ｋｇ／（ｍ２
ｓ）；犚为传播距离，ｍ；狀为衰减系数，黏性土取１．５～２。
根据式（３），区间隧道承担的压力峰值为３５ｋＰａ
。３．２．３ 利用有限元模拟爆炸过程产生的冲击
荷载。
物体的基本运动方程见式（４
）。犕（狓）＝犘（狓，狋）－犉（狓，狓）＋犎－犆狓（４）式中：犕为物质单元的总体质量矩阵；犘为荷载矢量；犉为单元应力场的等效节点力矢量合力；犎为黏性阻尼力。
时间积分所采用的显式中心差分法计算式如下。
¨狓（狋狀）＝犕－１［犘（狋狀）－犉（狋狀）＋犎（狋狀）－犆狓（狋狀－１／２）］ 狓（狋狀／２）＝ 狓（狋狀－１／２）＋１２（Δ狋狀－２＋Δ狋狀－１）¨狓（狋狀－
１） 狓（狋狀＋１／２）＝ 狓（狋狀／２）＋１２
（Δ狋狀－１＋Δ狋狀）¨狓（狋狀烍烌烎）（５
）式中：狋狀－１／２＝１２（狋狀＋狋狀－１）；狋狀＝１２
（狋狀＋１＋狋狀）
；Δ狋狀－１＝（狋狀－狋狀－１）；Δ狋狀＝（狋狀＋１－狋狀），其中：¨狓（狋狀）
、 狓（狋狀＋１／２）、狓（狋狀＋１）分别为狋狀时刻的节点加速度矢量、狋狀＋１／２时刻的节点速度矢量和狋狀＋１时的节点坐标矢量。
用Ｇａｌｅｒｋｉｎ弱形式平衡方程来表示动量方程和边界条件，可写成式（６
）形式。∫
犞
（ρ狓犻－σ犻犼，犼－ρ
犳犻）δ狓犻ｄ犞＋∫
犛０
（σ＋犻犼－σ－
犻犼）狀犼·δ狓犼ｄ犛＋∫
犛１
（σ犻犼狀犼－
狋犻）δ狓犻ｄ犛＝０（６
）式中：ρ为当前物质的密度；σｓ为Ｃａｕｃｈｙ应力，σ犻犼＝∑３
犼＝１ σ犻犼
狓犼
；犳犻为单位物质的重力；狓犼为物质的位移函数；狀犼为边界犛的方向余弦。
根据上述基本公式（１）～（６），进行数值模拟可算得隧道承受的应力时程曲线见图４。
电磁炒货机图４ 隧道顶应力时程曲线
由时程曲线可以看到，油罐爆炸在盾构隧道产生的峰值拉应力为２０ｋＰａ，峰值压应力为３０ｋＰａ
。由上面的计算分析可以看出，触地爆炸未考虑岩土的具体参数，计算值偏小，感生地冲击理论
计算和有限元计算值比较一致。
３．３ 土层冲击荷载对隧道管片内力的影响经计算，上述几种算法的最不利土层冲击峰值荷载为３５ｋＰａ，根据《建筑结构荷载规范》将其作为偶然荷载设计值。通过有限元软件计算，可得偶然荷载组合下盾构隧道内力设计值与荷载基本组合下的盾构隧道内力设计值对比，见表２。
表２ 管片内力变化对比表
部位
基本
组合
爆炸偶然
组合
爆炸偶然组合／
基本组合 轴力①弯矩②轴力①弯矩②轴力①弯矩②
拱顶１１５６３８５９９７３３７０．８６０．８８拱底１２００４０４１０２２３５５０．８５０．８８拱腰１６８５－３７６１４５３－３２９０．８６０．８８ 注：① 轴力单位为ｋＮ；② 弯矩单位为ｋＮ·ｍ。
由表２可见，相对于荷载的基本组合来说，爆炸荷载引起的轴力有效因子约０．８６，弯矩有效因子为０．８８。对盾构隧道结构安全起控制作用的是荷载基本组合效应设计值。区间盾构隧道管片采用Ｃ５０混凝土和ＨＲＢ４００受力筋，经核算结构是安全的。
４ 结论
１）盾构隧道施工阶段风险主要为施工引起的沉降、隆起引起储油罐基础破坏，进而威胁储油罐的安全。根据目前国内盾构隧道施工的风险控制水平，在采取与一级环境风险相应的措施后，风险是可控的。
２）由于加油站的储油罐埋深较浅，爆炸当量较小，且发生爆炸为触地爆炸，爆炸当量较小，对于正常埋深的盾构隧道来说，荷载基本组合对结构安全起主导作用。
３）依据ＧＢ５０６５２－２０１１《城市轨道交通地下工程建设风险管理办法》对下穿加油站油库的盾构隧道进行环境风险分级，并采取相关措施，是可以保证加油站和盾构隧道在施工过程及运营期的安全的。
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犚犻狊犽犃狀犪犾狔狊犻狊狅犳犛犺犻犲犾犱犜狌狀狀犲犾犜犺狉狅狌犵犺犌犪狊犛狋犪狋犻狅狀犞犲狉狋犻犮犪犾犾狔
犣犎犝犗犡狌狔犪狀犵１，犔犐犔犻狔狌狀２
癸氧喹酯（１．ＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙＭａｊｏｒＢｒｉｄｇｅＲｅｃｏｎｎａｉｓｓａｎｃｅ＆ＤｅｓｉｇｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｗｕｈａｎ４３００５０，Ｃｈｉｎａ；
２．ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＵｒｂａｎＳｅｃｕｒｉｔｙａｎｄＤｉｓａｓｔｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，
ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ１００１２４，Ｃｈｉｎａ）
犃犫狊狋狉犪犮狋：ＣｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈａｓｅｃｔｉｏｎｔｕｎｎｅｌｐｒｏｊｅｃｔｏｆＷｕｈａｎＲａｉｌｗａｙＺｈｉｆａｎｇｌｉｎｅ，ｔｈｅｒｉｓｋｓｉｎｃｏｎ ｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｔａｇｅａｎｄｏｐｅｒａｔｉｏｎｓｔａｇｅｏｆｓｈｉｅｌｄｔｕｎｎｅｌｉｎｇｔｈｒｏｕｇｈｇａｓｓｔａｔｉｏｎｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋａｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，ｔｈｅｒｉｓｋｃｏｎｔｒｏｌｍｅａｓｕｒｅｓｉｎｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｔａ
ｇｅａｒｅｆｏｒｍｕｌａｔｅｄｆｒｏｍｔｈｅａｓｐｅｃｔｓｏｆｓｈｉｅｌｄｔｕｎｎｅｌｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｅｌｅｃｔｉｏｎ，ｓｏｉｌｌａｙｅｒｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔａｎｄｓｏｉｌｌｏｓｓｒａｔｅｃｏｎｔｒｏｌ．Ｉｎｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｒｉｓｋａｎａｌｙｓｉｓｄｕｒｉｎｇｔｈｅｏｐｅｒａｔｉｏｎｓｔａｇｅｓ，ｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｆｏｒｍｕｌａａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｗｏｋｉｎｄｓｏｆｍｅｔｈｏｄｓａｒｅｕｓｅｄｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｉｍｐａｃｔｌｏａｄｏｆｓｏｉｌｃａｕｓｅｄｂｙｇａｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎ，ａｎｄｔｈｅｌａｒ ｇｅｒｖａｌｕｅｏｆｔｈｅｔｗｏｒｅｓｕｌｔｓｉｓｔａｋｅｎｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅａｘｉａｌｆｏｒｃｅａｎｄｂｅｎｄｉｎｇｍｏｍｅｎｔｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｔｈｅｅｘｐｌｏｓｉｏｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎ．Ｉｔｉｓｃｏｎｃｌｕｄｅｄｔｈａｔｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｉｎｆｌｕｅｎｃｅｆａｃｔｏｒｏｆｔｈｅａｘｉａｌｆｏｒｃｅａｎｄｂｅｎｄｉｎｇｍｏｍｅｎｔｕｎｄｅｒｔｈｅｅｘｐｌｏｓｉｏｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｓ０．８８，ａｎｄｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｓｔｉｌｌｉｎａｓａｆｅｓｔａｔ．
犓犲狔狑狅狉犱狊：ｓｈｉｅｌｄｔｕｎｎｅｌ；ｇａｓｓｔａｔｉｏｎ；ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ；ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ；ｒｉｓｋ
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