軟土地區(qū)盾構(gòu)側(cè)穿SF油罐擾動(dòng)控制數(shù)值分析

文明， 郭靜， 景浩， 包曉紅， 柳獻(xiàn)

（1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2. 寧波市市域鐵路投資發(fā)展有限公司，浙江 寧波 315000；3. 鎮(zhèn)海石化工程股份有限公司，浙江 寧波 315000；4. 寧波市軌道交通集團(tuán)有限公司建設(shè)分公司，浙江 寧波 315000）

盾構(gòu)隧道掘進(jìn)中由于開(kāi)挖引起地層損失，盾構(gòu)與土體相互作用引起地下構(gòu)筑物受力環(huán)境發(fā)生變化。盾構(gòu)施工對(duì)地下構(gòu)筑物影響研究，理論分析方面，張瓊芳等［1］基于Mindlin解計(jì)算出盾構(gòu)施工對(duì)已建隧道附加應(yīng)力，應(yīng)用Winkler地基梁理論得出隧道變形量；甘曉露等［2］采用Pasternak彈性地基梁模型和Loganathan-Polous解，提出隧道下穿已建隧道縱向變形簡(jiǎn)化計(jì)算方法；馮國(guó)輝等［3］將管線簡(jiǎn)化成Euler-Bernoulli梁擱置于Kerr地基模型上，利用差分法得到盾構(gòu)掘進(jìn)引起上覆管線豎向位移解。數(shù)值分析方面，劉維正等［4］建立盾構(gòu)下穿鐵路框架橋數(shù)值模型，研究不同工況下框架橋和軌道的變形受力特性；豐土根等［5］針對(duì)盾構(gòu)隧道側(cè)穿橋梁樁基工程，進(jìn)行數(shù)值模擬研究加固前后地表沉降、樁基附加力及位移情況；沈俊等［6］通過(guò)數(shù)值模擬分析疊線盾構(gòu)下穿并行燃?xì)夤芫€引起管線的變形與受力特征。

對(duì)于地下儲(chǔ)油罐等敏感地下構(gòu)筑物，盾構(gòu)掘進(jìn)施工期間若擾動(dòng)過(guò)大，易造成油管拉裂，卸油口及檢修人孔局部受損致使泥土進(jìn)入，嚴(yán)重時(shí)會(huì)出現(xiàn)油品滲漏等事故，施工前應(yīng)對(duì)油罐受擾動(dòng)情況進(jìn)行預(yù)測(cè)分析?？涤绖伲?］結(jié)合工程實(shí)例利用ANSYS對(duì)地面和油罐沉降進(jìn)行計(jì)算；師宏耀［8］運(yùn)用peck沉降公式針對(duì)隧道與油罐距離差異分析油罐沉降規(guī)律；胡磊等［9］采用peck經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)合數(shù)值模擬方法給出油罐變形數(shù)據(jù)。盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中破壞地層初始應(yīng)力場(chǎng)，造成應(yīng)力重分布，同時(shí)材料的應(yīng)力應(yīng)變表現(xiàn)為非線性。為全面研究罐體的受擾動(dòng)狀態(tài)，考慮各項(xiàng)控制因素影響，解析法無(wú)法處理存在一系列自變量的復(fù)雜工況，僅能采用數(shù)值分析方法。有限元分析作為數(shù)值分析方法的一種，其將土體及構(gòu)件離散成通過(guò)節(jié)點(diǎn)連接的有限數(shù)量的單元，將荷載及邊界條件等效加載在單元上，利用應(yīng)力應(yīng)變關(guān)聯(lián)的本構(gòu)關(guān)系，將平衡方程轉(zhuǎn)化為線型方程組求解。

本文以寧波市軌道交通3號(hào)線二期盾構(gòu)區(qū)間側(cè)穿某加油站罐區(qū)工程為背景，考慮油罐材料參數(shù)影響，分析擾動(dòng)主要控制因素，采用數(shù)值分析方法得出各工況下油罐變形及應(yīng)力值，得出優(yōu)化組合工況后分析油罐受擾動(dòng)引起變形及應(yīng)力分布情況，并提出施工期間應(yīng)急控制措施。

1 工程概況

本工程盾構(gòu)機(jī)采用小松土壓平衡圓形盾構(gòu)機(jī)，主機(jī)長(zhǎng)9.055m，平均掘進(jìn)速度12m·d-1。管片內(nèi)徑5.5m，外徑6.2m，環(huán)寬1.2m，采用通用楔形環(huán)錯(cuò)縫拼裝。本工程平面及立面布置圖如圖1所示。

圖1 隧道與油罐區(qū)平面及立面布置圖（單位：m）Fig.1 Plan and Elevation Layout of Tunnel and Oil Tank Farm (Unit: m)

埋地罐區(qū)設(shè)置30m3油罐各4只，罐體采用埋地鋼-玻璃纖維增強(qiáng)塑料雙層油罐（SF型）。油罐區(qū)墊層及回填情況如圖2所示。

圖2 油罐區(qū)布置平面及剖面（單位：m）Fig.2 Layout Plan and Section of Oil Tank Farm (Unit: m)

場(chǎng)地土層構(gòu)成依次為為①1b碎石填土、①3淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、②2淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、③1粉砂夾淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、④1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、④1a粉砂夾淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、④1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土等。

2 擾動(dòng)主要控制因素

盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)地下構(gòu)筑物的擾動(dòng)因素，主要有開(kāi)挖引起的地層損失、盾構(gòu)與土體相互作用荷載、注漿壓力及注漿材料性能等。

2.1 地層損失

地層損失是開(kāi)挖土體體積與建成隧道體積（含隧道周邊同步注漿土體體積）之差，常用地層損失率來(lái)分析盾構(gòu)施工對(duì)地層擾動(dòng)特征。地層損失率是指單位土體損失體積與理論開(kāi)挖土體體積的比值。根據(jù)地面沉降實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，經(jīng)Peck公式反推導(dǎo)可得到地層損失率取值。寧波軟土地區(qū)地層損失率約為0.5%～2%，平均值1%。根據(jù)地層損失率的不同，本文取4組工況分析如表1所示。

表1 地層損失率工況Tab.1 Working conditions of formation loss rate

2.2 盾構(gòu)與土體作用荷載

盾構(gòu)與土體相互作用荷載主要有盾構(gòu)掘進(jìn)正面附加推力、千斤頂推力引起的盾殼與土體的摩擦力、盾構(gòu)刀盤(pán)扭矩引起的刀盤(pán)正面及側(cè)面與土體的摩擦力、同步注漿壓力等。根據(jù)梁榮柱等［10］提出的盾構(gòu)掘進(jìn)正面附加推力計(jì)算公式，該值主要與盾構(gòu)掘進(jìn)速度、刀盤(pán)轉(zhuǎn)速相關(guān)。根據(jù)寧波地區(qū)施工經(jīng)驗(yàn)，穿越敏感構(gòu)筑物采取的控制變形措施，掘進(jìn)速度宜控制在20～40mm·min-1，刀盤(pán)轉(zhuǎn)速宜控制在0.9～1.2r·min-1。根據(jù)各取值組合取4組工況分析如表2所示。

表2 正面附加推力工況Tab.2 Frontal additional thrust conditions

來(lái)弘鵬等［11］根據(jù)盾構(gòu)周邊土壓力分布實(shí)際情況，改進(jìn)摩擦力計(jì)算公式并提出盾殼與周邊土體的摩擦力表現(xiàn)為上部小、下部大且不均勻分布特點(diǎn)。摩擦力大小與周邊土體內(nèi)摩擦角及容重、隧道埋深具有相關(guān)性?？紤]模型輸入條件進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，盾殼上部及下部摩擦力取平均值，上部盾殼與土體摩擦力取53KPa，下部盾殼與土體摩擦力取80KPa。

根據(jù)武崇福等［12］理論，刀盤(pán)正面及圓周與土體之間作用產(chǎn)生的摩擦力矩是盾構(gòu)施工引起地層橫向位移的原因之一。本文不考慮因左線先掘進(jìn)擾動(dòng)土體后，右線掘進(jìn)時(shí)造成土體附加應(yīng)力引起的摩擦力扭矩增大問(wèn)題［13］，視為雙線扭矩?cái)?shù)據(jù)一致。刀盤(pán)正面、側(cè)面與土體摩擦力扭矩可參考鐘小春等［14］提出的扭矩計(jì)算公式，扭矩?cái)?shù)值大小主要與土體容重、隧道埋深、刀盤(pán)開(kāi)口率、刀盤(pán)外沿寬度相關(guān)，本文中扭矩值取1 073KN·m。

2.3 同步注漿

軟土層由于強(qiáng)度指標(biāo)較低，盾尾從初拼管片脫離后，刀盤(pán)超挖形成的土體空隙引起周邊土體坍塌至管片上，形成土層松動(dòng)、土體強(qiáng)度降低等現(xiàn)象，需要通過(guò)同步注漿及時(shí)填充空隙，避免地層產(chǎn)生較大變形，從而降低對(duì)周邊地下構(gòu)筑物的影響。同步注漿主要控制因素有：注漿壓力、注漿材料、注漿量、注漿速度及注漿時(shí)間等。

根據(jù)國(guó)內(nèi)研究表明，注漿壓力應(yīng)與注漿處土體的靜止水土壓力相當(dāng)，對(duì)于控制地層變形效果最為顯著，一般控制在0.2～0.4MPa。若注漿壓力過(guò)大，會(huì)引起劈裂、漏漿，對(duì)地層擾動(dòng)較大，一般不宜超過(guò)0.4MPa。根據(jù)本工程隧道埋深情況，注漿壓力應(yīng)采用太沙基土壓力計(jì)算方法較合理，計(jì)算得注漿口處注漿壓力0.2MPa。為驗(yàn)證注漿壓力選取合理性，取4組工況分析如表3所示。

表3 注漿壓力工況Tab.3 Grouting pressure conditions

注漿材料按照注漿方式可分為單液漿、雙液漿兩類(lèi)。其中單液漿分為可硬性漿液和惰性漿液。目前寧波地區(qū)采用的小松盾構(gòu)機(jī)配置單液同步注漿系統(tǒng)。由于可硬性漿液中摻入水泥等可硬性膠凝材料，強(qiáng)度高且收縮率低，較惰性漿液具有良好的材料性能。鑒于漿液長(zhǎng)期硬化后彈性模量可達(dá)到200～400MPa，施工階段分析中應(yīng)取漿液初凝階段彈性模量。根據(jù)單液漿配合比不同引起的材料性能差異，以及考慮漿液齡期對(duì)分析結(jié)論影響，共取4組工況如表4所示。

表4 單液漿材料工況Tab.4 Working conditions of single slurry materials

3 數(shù)值模擬

數(shù)值模型建立簡(jiǎn)化及假定條件如下：

（1）土體為勻質(zhì)、各向同性的彈塑性材料。

（2）盾構(gòu)正面附加推力均勻作用于開(kāi)挖面。

（3）鑒于僅研究局部范圍，不考慮線路縱坡、地面及道路荷載的影響。

（4）僅考慮地下水對(duì)土體變形影響，不考慮滲流與固結(jié)耦合作用、水位高度變化的影響。

（5）僅考慮盾構(gòu)施工階段土體變形，不考慮擾動(dòng)土體固結(jié)引起的長(zhǎng)期沉降。

（6）盾構(gòu)按照平均掘進(jìn)速度掘進(jìn)，不考慮土體變形的時(shí)間效應(yīng)。

盾尾注漿層采用均質(zhì)等代層處理，因軟土受擾動(dòng)引起隧道壁位移較大，等代層厚度將大于盾尾空隙［15］，等代層厚度取170mm。等代層彈性模量及注漿壓力變化如表5所示。為便于模擬地層損失，采取在同步注漿層外設(shè)置一層等厚均勻?qū)?，其彈性模量取周邊土體的1%［16］。注漿層及土體損失層簡(jiǎn)化如圖3所示。

表5 等代層彈性模量及注漿壓力變化表Tab.5 Changes in elastic modulus and grouting pressure of equivalent layers

圖3 同步注漿層及土體損失層簡(jiǎn)化模擬Fig.3 Simplified simulation diagram of synchronous grouting layer and soil loss layer

儲(chǔ)油罐罐體材質(zhì)為鋼-玻璃纖維增強(qiáng)塑料雙層油罐（SF型），其內(nèi)層罐體采用厚6mmQ235B鋼材，外層罐體采用厚4mm玻璃纖維增強(qiáng)塑料（FRP材料）。外層罐體完整包容內(nèi)層罐體，罐體間形成連續(xù)貫通間隙，并設(shè)置可靠支撐。油罐結(jié)構(gòu)如圖4所示。為便于研究罐體各層受力狀態(tài)，將內(nèi)層、外層及間隙分別建立模型［17］，假設(shè)各層均為各向同性彈性材料。罐體材料性能如表6所示。

表6 油罐各層材料參數(shù)及力學(xué)性能表Tab.6 Material parameters and mechanical properties of each layer of oil tank

圖4 SF雙層油罐罐體橫剖面圖Fig.4 Cross sectional view of SF double-layer oil tank body

盾構(gòu)開(kāi)挖面前方土體受擾動(dòng)，采用開(kāi)挖面前一環(huán)設(shè)置應(yīng)力釋放單元，采用降低材料彈性模量方法模擬，模量取周?chē)黧w的1%。管片拼裝引起的襯砌剛度折減系數(shù)0.85。利用MIDAS GTS/NX有限元軟件，結(jié)合場(chǎng)地土層性質(zhì)，土層、填土等非線性材料模型采用修正摩爾—庫(kù)倫（Modified Mohr-Coulomb）彈塑性模型。模型具體參數(shù)如表7所示［18］。

表7 修正摩爾-庫(kù)倫模型參數(shù)Tab.7 Revised parameters of the Mohr- Coulomb model

根據(jù)數(shù)值模擬需求進(jìn)行室內(nèi)三軸與固結(jié)試驗(yàn)，得到模型參數(shù)如表8所示。

表8 土層主要物理參數(shù)表Tab.8 Main physical parameters of soil layer

為消除邊界約束對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，模型尺寸選取右線隧道直徑5倍范圍以外形成的三維實(shí)體，模型尺寸為65m×36m×28.7m。建立模型如圖5所示。

圖5 三維實(shí)體模型圖例Fig.5 Legend of 3D solid model

通過(guò)開(kāi)挖土體、管片、荷載及邊界條件激活與鈍化實(shí)現(xiàn)施工階段模擬。盾構(gòu)掘進(jìn)2環(huán)劃分為一個(gè)施工階段，共劃分42階段。模型邊界內(nèi)左右線掘進(jìn)行程均為30環(huán)，先掘進(jìn)左線（1～21階段），完成后掘進(jìn)右線（22～42階段）。主要施工階段內(nèi)容見(jiàn)表9。

表9 主要施工階段內(nèi)容表Tab.9 Main construction stage content table

4 數(shù)值分析

針對(duì)土體損失、正面附加推力、注漿壓力及注漿材料等各參數(shù)取值差異，分析各施工階段油罐豎向變形及應(yīng)力變化規(guī)律。鑒于組合工況較多，受篇幅所限本章節(jié)中數(shù)據(jù)取值作如下限定：

（1）取4只油罐均位于空載工況下數(shù)據(jù)。

（2）分析結(jié)果取影響較大的1#油罐內(nèi)壁數(shù)據(jù)。

（3）取優(yōu)化工況作為分析的基礎(chǔ)工況。

（4）油罐變形取豎向變形數(shù)值，受力狀態(tài)僅取某節(jié)點(diǎn)范式等效應(yīng)力數(shù)值。

（5）考慮油罐各部位受干擾敏感性，豎向變形取值為罐底中心位置，等效應(yīng)力取值為近隧道一側(cè)罐側(cè)壁中心位置。

4.1 土體損失影響

從數(shù)值分析數(shù)據(jù)以及圖表曲線趨勢(shì)可得下列變化規(guī)律：

（1）油罐空載工況下豎向變形以隆起為主，變形量受罐區(qū)與盾構(gòu)距離影響顯著。左線距離罐區(qū)較遠(yuǎn)，隆起變化趨勢(shì)較小，受模型邊界影響在15階段出現(xiàn)隆起極值。右線盾構(gòu)介入后隆起增量變化較大，在28階段（右線掌子面距離罐區(qū)中心最近時(shí)）出現(xiàn)隆起極大值；之后隨著盾構(gòu)作用退出，受土體損失影響隆起量急劇減小，且在土體損失率較大工況下出現(xiàn)沉降效應(yīng)。

（2）左線遠(yuǎn)離罐區(qū)對(duì)油罐應(yīng)力狀態(tài)干擾相對(duì)較?。挥揖€盾構(gòu)介入后對(duì)罐區(qū)應(yīng)力擾動(dòng)顯著增大，在盾構(gòu)穿越模型區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)較大應(yīng)力增幅，且持續(xù)受盾尾同步注漿影響，等效應(yīng)力最終階段達(dá)到極值。

如圖6所示，隨著土體損失率取值差異，油罐豎向變形呈現(xiàn)出梯度變化。最終狀態(tài)下，損失率0.5%隆起量2.3mm，損失率1%隆起量1.6mm，損失率1.5%沉降量0.1mm，損失率2%沉降量1.7mm。土體損失率對(duì)于控制隆沉具有顯著影響。隨著損失率增大，罐側(cè)等效應(yīng)力值增大，最終階段下，損失率0.5%等效應(yīng)力14.9MPa，損失率2%等效應(yīng)力19.4MPa。同時(shí)較大損失率會(huì)引起盾構(gòu)正上方地表沉降較大，為便于施工控制，建議土體損失率取均值1%。

4.2 正面附加推力影響

如圖7所示，正面附加推力對(duì)油罐變形及受力狀態(tài)影響較為顯著，各項(xiàng)指標(biāo)均呈現(xiàn)出梯度變化。在28階段，推力50KPa隆起量2.4mm，推力75KPa隆起量3.2mm，推力100KPa隆起量3.9mm，推力125KPa隆起量4.2mm。油罐應(yīng)力在右線掘進(jìn)后增長(zhǎng)顯著，最終狀態(tài)下，較小正面附加推力引起較大應(yīng)力指標(biāo)，且隨著正面附加推力遞減，等效應(yīng)力呈加速遞增趨勢(shì)。同時(shí)較小的正面附加推力需采取較低掘進(jìn)速度，較高刀盤(pán)轉(zhuǎn)速，對(duì)油罐擾動(dòng)時(shí)間較長(zhǎng)，綜合比較并結(jié)合以往工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，建議正面附加推力值取100KPa。

4.3 注漿壓力影響

如圖8所示，同步注漿壓力取值對(duì)油罐變形及應(yīng)力影響曲線，與正面附加推力取值影響類(lèi)似。在最終階段，較小的注漿壓力引起較小的豎向變形，但引起較大的罐壁附加等效應(yīng)力。最終階段下，注漿壓力0.15MPa隆起量1.3mm，等效應(yīng)力16MPa，盾構(gòu)施工引起的附加應(yīng)力2.9MPa；注漿壓力0.3MPa隆起量2.8mm，等效應(yīng)力14.8MPa，盾構(gòu)施工引起的附加應(yīng)力1.7MPa。為避免因注漿壓力過(guò)大對(duì)土體引起過(guò)大擾動(dòng)，注漿壓力應(yīng)取較小值，同時(shí)盡量降低施工引起的附加應(yīng)力，建議注漿壓力取0.2MPa。

4.4 注漿材料影響

如圖9所示，漿液彈性模量取值對(duì)于豎向變形有一定影響，彈性模量較大的漿液，引起較小的豎向變形，較大的等效應(yīng)力。以28階段為例，彈性模量10MPa隆起量4.2mm，彈性模量20MPa隆起量3.9mm，彈性模量40MPa隆起量3.6mm，彈性模量100MPa隆起量3.2mm。同時(shí)較大的彈性模量引起較大的附加應(yīng)力，最終階段下，彈性模量10MPa盾構(gòu)施工引起的附加應(yīng)力2.2MPa，彈性模量100MPa盾構(gòu)施工引起的附加應(yīng)力3.3MPa。分析模型上可以得出，注漿材料強(qiáng)度主要影響盾構(gòu)正上方地表變形，綜合考慮變形與產(chǎn)生的附加應(yīng)力影響，結(jié)合寧波地區(qū)盾構(gòu)實(shí)施經(jīng)驗(yàn)，建議漿液彈性模量取0.2MPa。

圖9 注漿材料工況下豎向變形及等效應(yīng)力趨勢(shì)Fig.9 Vertical deformation and equivalent stress trend of grouting material under working conditions

5 分析結(jié)果

根據(jù)上述圖表趨勢(shì)，考慮參數(shù)取值不同進(jìn)行組合計(jì)算，得到優(yōu)化工況見(jiàn)表10。

表10 優(yōu)化工況組合Tab.10 Optimization condition combination

所有油罐空載、優(yōu)化工況下最終階段豎向變形及等效應(yīng)力云圖分布如圖10～圖11所示。

從云圖數(shù)據(jù)可以得到下述變化規(guī)律：

（1）油罐變形狀態(tài)與隧道距離密切相關(guān)。左線掘進(jìn)中罐區(qū)整體呈現(xiàn)沉降狀態(tài)，右線掘進(jìn)中罐區(qū)以隆起狀態(tài)為主，且距離隧道較近油罐出現(xiàn)范圍較廣的隆起區(qū)域，主要位于罐底及大里程端封頭。掌子面通過(guò)罐區(qū)后均出現(xiàn)一定程度的沉降效應(yīng)，其中罐區(qū)中心擾動(dòng)較大，中心油罐較外圍油罐出現(xiàn)較大沉降量。

（2）油罐內(nèi)壁等效應(yīng)力值遠(yuǎn)大于外壁，罐體承載以內(nèi)層鋼罐體受力為主。油罐應(yīng)力狀態(tài)與隧道距離密切相關(guān)，距離隧道較近區(qū)域出現(xiàn)較大附加應(yīng)力，且罐區(qū)中心因擾動(dòng)較大，中心油罐較外側(cè)油罐出現(xiàn)較大附加應(yīng)力。

優(yōu)化工況下出現(xiàn)極值時(shí)各油罐變形及等效應(yīng)力數(shù)值如表11所示。

表11 罐區(qū)變形及應(yīng)力極值統(tǒng)計(jì)表Tab.11 Statistical table of tank farm deformation and stress extreme values

6 監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析

客運(yùn)北站至鎮(zhèn)海大道站區(qū)間左線隧道于2022年6月30日始發(fā)，2022年7月12日穿越罐區(qū)；右線于2022年7月30日始發(fā)，2022年8月13日穿越罐區(qū)。罐區(qū)范圍內(nèi)四周邊角設(shè)置4個(gè)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，編號(hào)JC1-1～JC1-4。監(jiān)測(cè)布點(diǎn)平面如圖12所示。

圖12 監(jiān)測(cè)布點(diǎn)平面圖Fig.12 Monitoring point layout plan

以影響較大的右線掘進(jìn)數(shù)據(jù)為例，針對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值分析結(jié)果作對(duì)比。為接近實(shí)際情況，數(shù)值模型取4只油罐按3/4滿載油量工況。在模型范圍內(nèi)共計(jì)掘進(jìn)30環(huán)，對(duì)應(yīng)于8月9日至8月14日監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，根據(jù)每日掘進(jìn)環(huán)數(shù)取對(duì)應(yīng)地表豎向變形數(shù)據(jù)。

由圖13可知，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模型數(shù)據(jù)總體隆沉變化趨勢(shì)一致。盾構(gòu)掘進(jìn)通過(guò)罐區(qū)后，JC1-1測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)0.4mm，模型數(shù)據(jù)0.6mm；JC1-3測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)2.3mm，模型數(shù)據(jù)1.8mm，模型變形量與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)較為接近。地表最大沉降量2.8mm，最大隆起量2.1mm，最大變形速率1.0mm·d-1，均滿足監(jiān)測(cè)變形要求。因模型數(shù)據(jù)未考慮盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中的時(shí)空效應(yīng)，未考慮每日掘進(jìn)進(jìn)程的差異，同時(shí)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)存在一定的初始變形量等原因，引起實(shí)測(cè)變形量與模擬數(shù)值存在一定差異。

圖13 油罐周邊監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向變形時(shí)程曲線（2022年）Fig.13 Vertical deformation time history curve of monitoring points around oil tanks（2022）

7 結(jié)論

（1）土體損失率、正面附加推力、注漿壓力、注漿材料在合理取值區(qū)間時(shí)，各項(xiàng)數(shù)值差異對(duì)油罐變形及應(yīng)力影響的趨勢(shì)呈現(xiàn)兩級(jí)分化狀態(tài)；對(duì)油罐采取變形及應(yīng)力指標(biāo)雙控，選取合理參數(shù)可作為油罐擾動(dòng)控制方法。

（2）罐區(qū)變形以豎向?yàn)橹?，空載工況下整體呈現(xiàn)隆起效應(yīng)；滿載工況下經(jīng)歷整體沉降、底部及封頭隆起、整體沉降三階段。距離隧道較近的油罐呈現(xiàn)較大隆起量，中心油罐較外側(cè)油罐呈現(xiàn)較大沉降量。

（3）油罐產(chǎn)生的附加應(yīng)力值與盾構(gòu)距離密切相關(guān)，距離盾構(gòu)較近區(qū)域出現(xiàn)較大附加應(yīng)力。油罐各項(xiàng)應(yīng)力極值均小于罐體材料許用應(yīng)力，以內(nèi)層鋼罐體受力為主。

（4）油罐滿載工況下，變形及附加應(yīng)力值均低于空載工況。類(lèi)似項(xiàng)目中若變形數(shù)據(jù)接近預(yù)警值時(shí)，可采取油罐內(nèi)排空燃油后用清水注滿作為應(yīng)急處理措施。

（5）盾構(gòu)掘進(jìn)期間采取優(yōu)化工況后，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)時(shí)程變化趨勢(shì)與數(shù)值分析數(shù)據(jù)一致，變形量及變形速率均滿足監(jiān)測(cè)要求，數(shù)值分析方法及擾動(dòng)控制措施均得到了合理性驗(yàn)證。

作者貢獻(xiàn)聲明：

文 明：數(shù)值分析，數(shù)據(jù)處理，論文編撰；

郭 靜：罐體結(jié)構(gòu)技術(shù)支持，參與數(shù)值分析；

景 浩：盾構(gòu)掘進(jìn)技術(shù)支持，論文校審；

包曉紅：論文研究思路指導(dǎo)，論文校審；

柳 獻(xiàn)：提供技術(shù)支持和指導(dǎo)意見(jiàn)。