隧道施工对既有高压电塔的影响分析及数值模拟研究

2021-12-15谷任国朱奕曜房营光

应用科技 2021年6期

谷任国，朱奕曜，房营光

华南理工大学土木与交通学院，广东广州 510641

随着城市化进程的推进，城市交通拥堵问题日渐突出，将交通线路建在地表以下，以充分利用城市空间，进而解决交通拥堵这一城市病无疑是有效且可行的方法。但在建筑物密集的城市中开挖地下隧道将不可避免地造成隧道周围土体扰动[1-2]，进而影响地表既有的建筑物。当土体扰动过大时，将极大影响既有建筑物的的安全[3]。因此，通过数值模拟的方法，研究隧道开挖对既有建筑物的影响，并根据影响的程度采取必要的防护措施变得尤为重要。

数值模拟在工程建设中早已被广泛应用[4-10]，也有众多学者将其应用在隧道施工对地表既有建筑物影响研究上。陈仁朋等[11]通过数值模拟和系统地监测研究了建筑物与地层变形相互作用规律；陶永虎[12]运用有限差分的方法，模拟了暗挖隧道下穿既有火车站站场施工过程，并对其进行安全性评估；曹伍富等[13]研究了地铁下穿既有建筑物对其基础的影响和地表的沉降规律，并认为隔离桩在控制基础变形中起到关键作用；除地表建筑之外，众多学者[14-18]也研究了隧道施工对既有地铁站、隧道、地下管廊等地下建筑的影响。虽然目前关于隧道开挖对既有建筑物的影响已开展大量研究，但关于下穿既有高压电塔等高耸建筑物的研究却十分匮乏。

基于此，本文结合广州某隧道施工对既有高压电塔影响的工程实例，探讨隧道施工对既有高耸建筑物的影响，为类似工程建设提供参考。同时鉴于压力舱内土压的设定对盾构机的工作及土体的扰动影响都很大，故本次研究考虑了极限状态下开挖面无平衡压力的危险情况，对在相同条件下开挖面有无平衡压力时对既有电塔的影响情况进行对比，以此为相关防护措施提供参考依据，同时也为相关隧道下穿既有筑物的工程提供借鉴。

1 工程概况

根据已有设计资料，隧道是外径为8.8 m 的双洞单线盾构隧道，采用土压平衡盾构机施工。电塔塔脚与隧道最近水平距离为2.52 m，垂直距离为43.4 m，如图1 所示。由于塔脚与隧道距离较小，盾构施工过程可能会影响塔独基稳定，从而影响电塔安全，因此需要评估隧道施工对电塔的影响。电塔塔高45 m，为220J2-27 型转角杆塔，该塔与后方相邻电塔代表档距为234 m，与前方相邻电塔代表档距为379 m，塔基为浅基础。塔身设计图见图2。塔地基土主要为素填土、全风化二长花岗岩、强风化二长花岗岩、中风化二长花岗岩。

图1 电塔与盾构隧道位置关系

图2 塔身结构

2 建模方法

2.1 三维有限元分析模型

本次采用ABAQUS 有限元软件进行建模分析。根据设计资料及周边场地情况，所建模型如图3 所示，其中顶面为自由面，即塔所在的面为自由面，其余面施加法向约束。

图3 三维有限元模型

2.2 材料本构关系及参数取值

各地层的计算参数取值主要依据工程地质勘察资料确定，电塔基础材料参数按C15 混凝土进行设定，由于电塔较早建造，因此将塔基刚度折减10%。由于纵横接头作用，盾构管片刚度折减30%。岩土本构模型为修正剑桥模型和摩尔库伦模型，盾构管片、塔基等本构模型取线弹性模型，见表1。

表1 材料参数

2.3 计算工况

三维有限元计算分析工况见表2。图4 为模拟施工工况示意图。

表2 计算工况表

图4 施工工况示意

2.4 计算荷载

为方便研究，如图5 将塔身分为7 段，并分别计算每段塔身等效风载集中力和横担风载。表3 为塔身风荷载计算结果。塔与塔间导线为2×LGJ630/45 型钢芯铝绞线，地线为LGJ-95/55 型钢芯铝绞线。各级导线、地线风荷载见表4。各级导线、地线张拉力见表5。当电塔间档距发生变化时，档内线路应力可根据《电力工程高压送电线路设计手册》[19]计算，表6 为盾构开挖面无平衡压力的计算结果，表7 为盾构开挖面有平衡压力的计算结果。

图5 塔身结构示意

表3 塔身风载值

表4 导线、地线风载值

表5 导线、地线张拉力N

表6 盾构开挖面无平衡压力档距变化时档内张拉力计算

表7 盾构开挖面有平衡压力档距变化时档内张拉力计算

3 有限元计算结果及分析

3.1 盾构施工开挖面有平衡压力情况下计算结果

3.1.1 塔基变形及其安全性验算

图6 为塔基总位移云图。在考虑塔身自重及输电线重力后，塔基顶总作用力计算结果见表8。

图6 塔基总位移云图

表8 塔基顶总作用力计算

根据《架空输电线路基础设计技术规程》(DL/T 5 219-2014)[20]4.3 节，验算塔基的上拔稳定性，均满足要求。根据《架空输电线路基础设计技术规程》(DL/T 5 219-2014)[20]5.1 节，验算电塔持力层承载力。各独立基础地基承载力计算结果见表9。其中G为基础及回填土重，e为偏心荷载的偏心距，γrf为地基承载力调整系数，P为基底平压力设计值，由于计算结果均满足γrfP≤fa、γrfPmax≤1.2fa，故地基承载力满足验算要求。均圧力设计值，Pmax、Pmin分别为基底最大及最小

表9 地基承载力验算

3.1.2 地基变形及其安全性验算

根据模拟计算结果，最终塔基位移极值见表10。根据《建筑地基基础设计规范》(GB 50007-2011)[21]5.3.4 条和《架空输电线路基础设计技术规程》(DL/T 5 219-2014)[20]5.3.1 条，所研究电塔塔高约45 m，故基础倾斜允许值为0.006，基础沉降允许值为400 mm。根据模拟计算结果，电塔塔基最大沉降量为1.79 mm，电塔塔基最大倾斜为1×10-4，故电塔塔基变形在容许范围内。

表10 塔基位移极值

3.1.3 塔身倾斜度及其安全性验算

图7 为电塔总位移云图。

图7 高压电塔总位移云图

其中总位移增量为5.97 mm，x方向位移增量为0.90 mm，y方向位移增量为-5.87 mm，z方向位移增量为-1.22 mm，x方向倾斜0.002%，y方向倾斜0.013%(竖向位移为负表示产生沉降)。根据《架空输电线路运行规程》(DL/T-741-2010)[22]5.1.2 条，杆塔的倾斜、杆(塔)顶挠度、横担的歪斜程度不应超过规定值。根据模拟计算结果，电塔塔身x方向倾斜度为0.002%(＜0.5%)，y方向倾斜度为0.013%(＜0.5%)，故塔身变形能满足要求。

3.2 盾构施工开挖面无平衡压力情况下计算结果

盾构施工过程中开挖面的稳定极其重要，给开挖面设置一定的平衡压力是控制开挖面稳定进而控制地表沉降的有效方法[23]。当给盾构机压力舱内设置的土压越小，越能降低盾构掘进扭矩和推力，越能提高掘进速度，从而降低土体对刀具的磨损，以最大限度地降低掘进成本[24]。故在盾构施工中，有可能因为设置的土压过小而造成开挖面不稳定和地表沉降过大，因此需分析开挖面无平衡压力时极限状态危险情况下盾构隧道施工对电塔的影响。

3.2.1 塔基变形及其安全性验算

图8 为盾构施工开挖面无平衡压力危险情况模拟塔基总位移云图。在考虑塔身自重及输电线重力后，塔基顶总作用力计算结果见表11。根据《架空输电线路基础设计技术规程》(DL/T 5 219-2014)[20]4.3 节，验算塔基的上拔稳定性。各独立基础地基承载力计算结果见表12。由于计算结果均满足γrfP≤fa、γrf Pmax≤1.2fa，故地基承载力满足验算要求。

表11 塔基顶总作用力计算

表12 地基承载力验算

图8 无平衡压力下模拟塔基总位移云图

3.2.2 地基变形及其安全性验算

根据模拟计算结果，最终塔基位移极值见表13。由模拟计算结果可得，电塔塔基最大沉降量为2.27 mm，电塔塔基最大倾斜为2×10-4，故在盾构施工开挖面无平衡压力情况下，塔基变形能满足要求。

表13 塔基位移极值

3.2.3 塔身倾斜度及其安全性验算

图9 为无平衡压力危险情况模拟电塔总位移云图。其中总位移增量为6.86 mm，x方向位移增量为1.41 mm，y方向位移增量为-6.71 mm，z方向位移增量为-1.60 mm，x方向倾斜0.003%，y方向倾斜0.015%(竖向位移为负表示产生沉降)。

图9 无平衡压力下模拟高压电塔总位移云图

由计算结果可知，电塔塔身x方向倾斜度为0.003%(＜0.5%)，y方向倾斜度为0.015%(＜0.5%)，故塔身变形能满足要求。

3.3 开挖面有无平衡压力情况下计算结果对比分析

前述开挖面有无平衡压力2 种情况下计算得到的关键验算指标对比如表14。

表14 挖面有无平衡压力情况下计算结果对比

通过模拟计算的对比，在无平衡压力情况下计算得到的电塔塔身倾斜、塔基倾斜、塔基沉降及地基变形比开挖面有平衡压力情况均有不同程度的增长。当盾构隧道向前掘进时，由于开挖面原有的应力得到释放，土体因应力松弛将不可避免地造成地层损失，地表也因土体的扰动而发生沉降。隧道开挖导致的应力释放越大，则周围土体扰动程度越大，地表建筑物受影响的程度越明显[25]。故当开挖面无压力平衡时，地基、塔基及塔体受影响情况相较于开挖面有平衡压力时均有不同程度的增长。

当盾构隧道施工时，在盾构机压力舱内设定一定的土压可平衡开挖面的应力释放，进而控制隧道周围土体的扰动程度，以减小对地表建筑物的影响。压力舱内土压的设定对盾构机的工作及土体的扰动影响都很大，当压力舱内设定的土压过小时，地表易发生过大沉降；而当设定的土压过大时，则开挖面易因应力过于集中使地表隆起，同时，盾构机掘进扭矩和推力会增大，掘进速度变小，土体对刀具的磨损程度加大，也增加了掘进成本。故建议在建议施工过程中要保证开挖面正常平衡压力，以控制开挖面变形和地表沉降，进而保障地表既有电塔的安全。