隧道施工对既有高压电塔的影响研究

2022-02-12林权威

地基处理 2022年1期

林权威

（国网浙江省电力有限公司平阳县供电公司，浙江温州 325401）

0 引言

在山岭隧道修建过程中，受路线规划的限制，时常会遇到隧道邻近高压输电塔的情况，然而电力铁塔刚度小、对振动荷载敏感，对基础不均匀沉降控制要求极高[1]。当铁塔处在隧道附近时，受隧道爆破施工的影响极易发生土体扰动，从而造成铁塔周围土体不均匀沉降[2-3]，同时爆破振动也会危及铁塔的运行安全[4]，因此有必要研究近接隧道爆破对电塔的影响。

数值模拟方法已被广泛应用于隧道爆破对既有高压铁塔的影响研究[5-10]。肖欣欣等[11]通过FLAC 3D对隧道施工及爆破对高压铁塔的影响进行了数值分析，提出了高压铁塔改造的相关建议。谢瑾荣[12]对下穿隧道盾构施工影响电塔基础安全性的风险因素进行分析，并采用三维有限元软件建立连续介质模型对盾构下穿施工全过程进行数值模拟。谷任国等[13]结合广州市某隧道施工对既有高压电塔影响的工程实例，研究隧道开挖对既有高耸建筑物安全影响，以及开挖面有无平衡压力情况下对既有高耸建筑物的影响程度。

隧道施工时，采用合理的施工方案对确保高压电力铁塔的安全具有重要的工程意义。该隧道洞门段采用明挖法，暗洞段采用台阶临时仰拱法。本文结合宁波小松山1号隧道施工对既有高压电塔影响的工程实例，运用有限元模拟的方法，主要研究隧道暗洞段爆破施工对既有高压电塔的影响，并根据影响的程度选择合适的隧道施工及电塔改造方案，为类似工程建设提供参考。

1 工程概况

宁波穿山港铁路站前工程Ⅰ标段小松山 1号隧道工程，位于宁波市北仑区柴桥镇钟灵村，进口有多处220 kV高压铁塔，进、出口邻近穿山疏港高速公路，周围环境复杂。隧道起止里程为DIK9+090～DIK9+205，共115 m，隧道高10.75 m，宽8.22 m，围岩主要为熔结凝灰岩，为Ⅴ级围岩。隧道范围内表层土多为粉质黏土层，下伏基岩为熔结凝灰岩，全-弱风化层，隧道暗洞开挖断面位于熔结凝灰岩弱风化层。小松山1号隧道路径与220 kV春芦、晓芦线相交，220 kV春芦、晓芦线原电8（塔型为SJ42B-24）位于穿山港铁路小松山1号隧道进口端上方，塔位处地面高于隧道拱顶约1.2 m。

1.1 拟定电塔迁移方案

作为浙江220 kV网架的主要线路，220 kV春芦、晓芦线的地位相当重要，如遇突发事件，将直接对浙江电网产生影响，尤其在迎峰渡夏时期，如遇自然灾害和外力破坏等发生倒塔事故，极有可能导致系统发生大面积停电事故。为确保隧道施工时220 kV春芦、晓芦线的安全，需要对线路进行改造，改造方案为：在原线路右侧30 m处，新建改电8，使改电8位于规划铁路隧道上方，电塔基础到隧道顶的距离约10 m，改电8采用窄基塔，基础采用联合板式，迁改后窄基塔基础外边缘与隧道中心保持5 m左右的水平距离，减小了铁路隧道开挖时，对该窄基塔的影响，从而降低了线路的安全运行风险。如图1～3所示，分别为小松山1号隧道工程平面图、改移后电塔基础与隧道相对位置图以及隧道断面图。

图1 工程平面图Fig. 1 Plan view of the project

图2 迁移后电塔基础与隧道相对位置图Fig. 2 Relative location of high-voltage power transmission tower foundation and the tunnel

图3 隧道断面图Fig. 3 Cross section of the tunnel

1.2 隧道施工方案

隧道洞门段采用明挖法，暗洞段采用台阶临时仰拱法。从出口向进口方向单头掘进，根据围岩条件、施工机械配备情况，在有利于保持围岩稳定的前提下尽量综合考虑便于机械作业以及钢架加工尺寸等因素，采用上台阶高度为5.5 m，台阶长度控制在10 m。每循环进尺不超过2榀钢架距离（Ⅴ级围岩每次开挖为1榀钢架，约0.75 m），锁脚锚杆采用单根长3.5 m的Ф50 mm×3.5 mm钢管，每榀设置4组，每组2根，与钢架可靠连接。仰拱、二衬及时跟进，二衬距离掌子面距离不大于70 m。表1为隧道支护及衬砌统计表，图4为台阶临时仰拱法工序示意图。具体工序如下：

表1 隧道支护及衬砌统计表Table 1 Tunnel support and lining types

图4 台阶临时仰拱法工序示意图Fig. 4 Temporary process of stepped inverted arching

（1）开挖I部，施作I部洞身部位的超前支护、初期支护。

（2）上台阶施工到适当距离后，开挖 II部台阶，施作洞身部位初期支护。

（3）浇筑该段内Ⅲ部底板（或仰拱）。

（4）利用衬砌模板台车一次性浇筑Ⅳ部二次衬砌（拱墙衬砌一次施作）。

根据隧道设计地质情况，采用光面控制爆破施工，爆破方案设计严格遵循《爆破安全规程》[14]（GB 6722—2014）进行设计。隧道爆破过程中，通过超欠挖保证措施，例如超欠挖检查、爆破进尺是否达到爆破设计要求、试爆并调整爆破参数等方式控制爆破效果。

由于隧道施工采用爆破施工，而改造后线路铁塔距隧道仍非常接近，在隧道施工期间，施工过程可能对高压输电铁塔及其基础产生影响，考虑到一旦高压铁塔出现较大损坏会影响到该区域的输配电安全，严重影响民生，产生较为恶劣的社会影响，故对该线路隧道施工对铁塔的影响进行安全评估。

2 技术路线与电塔改造方案

2.1 技术路线

（1）采用工程类比法分析小松山隧道施工对电力铁塔的影响是否可控，方案是否可行。

（2）采用三维数值计算分析确定隧道爆破引起的电力铁塔的振动速度。

（3）综合对比经验公式与数值计算所得的结果，判断当前方案电力铁塔是否安全，或对爆破距离提出要求。

技术路线详见图5。

图5 技术路线Fig. 5 Technology line

2.2 电塔改造方案

本工程采用4种电塔改造方案进行对比，改造方案见表2。电塔和电塔基础示意图见图6～10。

图6 电塔示意图——方案1（左），方案2、3、4（右）Fig. 6 High-voltage power transmission tower-scheme 1(left),scheme 2, 3, 4 (right)

表2 电塔改造方案Table 2 Renovation scheme of high-voltage power transmission tower

图7 方案1电塔基础示意图Fig. 7 High-voltage power transmission tower foundation of scheme 1

图8 方案2电塔基础示意图Fig. 8 High-voltage power transmission tower foundation of scheme 2

图9 方案3电塔基础示意图Fig. 9 High-voltage power transmission tower foundation of scheme 3

图10 方案4电塔基础示意图Fig. 10 High-voltage power transmission tower foundation of scheme 4

3 数值模拟分析

3.1 材料本构关系、计算模型及相关参数

本文针对不同土体采用了Mohr-Coulomb理想弹塑性模型和扩展 Drucker-Prager理想弹塑性模型，采用 ABAQUS有限元软件进行建模分析，整个有限元模型由上部电塔和下部岩土体组成。为了抵消边界条件对模型的影响，下部岩土体长度100 m，宽度为50 m，高度为100 m，以方案1为例，模型三维示意图，如图11所示。其中，绿色部分为电塔基础，棕色部分为上部电塔，电塔总高度约40 m，电塔杆件截面采用Q420角钢，米色部分为第一层粉质黏土，厚度2 m，深蓝色部分为第二层全风化砂砾岩，厚度3 m，绿色部分为第三层强风化砂砾岩，厚度为4.5 m，土黄色部分为最后一层弱风化熔结凝灰岩。

图11 Abaqus有限元计算模型Fig. 11 Abaqus finite element calculation model

上部电塔采用杆单元，力学性能参数见表 3，围岩第一、二、三层采用Mohr-Coulomb（M-C）模型，最下层采用Drucker-Prager（D-P）模型，地层相关参数见表4。

表3 电塔杆件的力学性能参数Table 3 Mechanical properties of high-voltage power transmission tower poles

表4 地层参数表Table 4 Physical and mechanical parameters of different layer

3.2 边界条件及网格划分

模型下部岩土体四周约束条件为限制水平方向位移，垂直方向位移自由，模型岩土体底部约束条件限制水平、垂直方向位移，地表面无约束条件（即自由）。上部电塔与电塔基础、电塔基础与下部岩土体、岩土体与衬砌之间接触方式均采用刚接绑定形式，并对整个模型施加重力。在考虑隧道爆破对上部电塔的影响时，对模型添加动力分析步，在隧道掌子面施加瞬时均布力。

爆炸瞬时均布力计算采用下式：

式中：ρe为装药密度，通过控制本数值模拟炸药量；D为炸药爆炸速度；kd为炮孔装药不耦合系数，不耦合系数指炮孔直径与药卷直径的比值，当炸药为不耦合空气间隔装药时，按体积等效原则来计算转换的药卷直径；kd=db/dc，db、dc分别为炮孔直径和等效药卷直径；η为爆轰气体碰撞孔壁时，压力增大的倍数，η = 8～11。

参数列表如表5。

表5 爆炸瞬时荷载计算参数Table 5 Calculation parameters of the explosion load

计算所得取值为929 175 Pa，取1 000 000 Pa进行计算。

有限元模型中岩土体、电塔基础和隧道均采用C3D8R实体单元，上部电塔采用杆单元。电塔基础网格尺寸为1 m，在划分网格时，隧道、上部电塔和电塔基础附近局部加密。模型单元总数为54 950，节点总数为59 488。

3.3 计算工况

通过类比分析相似工程[15-16]，可知在隧道爆破中，电塔基础外边缘至隧道中心的水平距离（即后文中的安全距离）与爆破的影响关系密切，如果通过一定的爆破方案优化和预加固措施，那么隧道爆破的影响可以控制。因此，在有限元模拟时，可考虑以下几类工况。

采用方案1～4共考虑8个工况，分别考虑不同安全距离对上部电塔及电塔基础的影响，即计算安全距离为5、10、15、20、25、30、35、40 m时隧道爆破对上部电塔及电塔基础的影响。有限元计算分析工况见表6。

表6 隧道爆破对上部电塔及电塔基础影响的不同工况Table 6 Different working conditions of the influence of tunnel blasting on upper high-voltage power transmission tower and its foundations m

根据《爆破安全规程》中的爆破振动安全允许标准[14]，采用经验公式计算爆破振动安全允许距离为24.94 m，另外，根据相关规范要求[17-20]，提出塔基最大振速预警值为2.0 cm/s，控制值为2.5 cm/s，其他项目控制量见表7。

表7 本项目控制量Table 7 Controlling items

3.4 计算结果及分析

由于计算工况过多，仅展示各类工况的计算结果，未展示各类工况计算结果云图。隧道爆破针对电塔改造的4种方案，对上部电塔的影响根据不同的安全距离（电塔基础外边缘至隧道中心的距离）主要分成8种工况，分别计算不同方案和不同工况下上部电塔及电塔基础振动速度，其中上部电塔取塔顶处的振动速度，电塔基础取基础边缘靠近隧道一侧的振动速度，并计算部分工况（根据工程需求选取）的电塔倾斜度（电塔总位移和电塔高度相差较大，取正切值为电塔倾斜度，如电塔倾斜度计算示例一所示，计算是方案1中工况一的电塔倾斜度，数据来源于图12的上部电塔位移云图）及塔基沉降。

图12 方案1中工况一上部电塔及电塔基础隧道横向位移（U,U1）、纵向位移（U,U2）、竖向（U,U3）位移云图Fig. 12 Transversal longitudinal and vertical displacement clouds of the upper electric tower and tower foundation for scheme 1

电塔基础安全振动速度界限值为2 cm/s。如表8～11所示，隧道爆破对上部电塔产生的影响比对电塔基础产生的影响要小的多，且所有方案中工况一基础产生的振动速度最大，工况八电塔基础产生的振动速度最小。

表8 电塔改造方案1在不同工况下上部电塔及电塔基础振动速度Table 8 Vibration speed of the scheme 1 for the upper high-voltage power transmission tower and its foundation at different working conditions cm/s

表9 电塔改造方案2在不同工况下上部电塔及电塔基础振动速度Table 9 Vibration speed of the scheme 2 for the upper high-voltage power transmission tower and its foundation at different working conditions cm/s

表10 电塔改造方案3在不同工况下上部电塔及电塔基础振动速度Table 10 Vibration speed of the scheme 3 for the upper high-voltage power transmission tower and its foundation at different working conditions cm/s

表11 电塔改造方案4在不同工况下上部电塔及电塔基础振动速度Table 11 Vibration speed of the scheme 4 for the upper high-voltage power transmission tower and its foundation at different working conditions cm/s

方案1：工况一至四不满足安全振动速度要求，工况五至八满足安全振动速度要求。

方案2：工况一至五不满足安全振动速度要求，工况六至八满足安全振动速度要求。

方案3：工况一至七不满足安全振动速度要求，工况八满足安全振动速度要求。

方案4：工况一至六不满足安全振动速度要求，工况七、八满足安全振动速度要求。

针对上述各方案中安全振动速度不满足安全要求的工况，采取以下措施：对不同工况的爆破参数进行调整，减少炸药用量，确保施工振动满足安全要求，计算结果见表12。

表12 4种方案电塔改造在不同工况下电塔基础振动速度结果Table 12 Comparison of the vibration speed of 4 schemes at different working conditions

使用方案1时，安全距离极限值取25 m（工况五），产生总的振动速度为1.42 cm/s。

使用方案2时，安全距离极限值取30 m（工况六），产生总的振动速度为1.8 cm/s，若削减20%炸药量，方案2安全距离极限值取25 m（工况五），产生总的振动速度为1.84 cm/s。

使用方案3时，安全距离极限值取40 m（工况八），产生总的振动速度为1.62 cm/s，若削减30%炸药量，方案3安全距离极限值取25 m（工况五），产生总的振动速度为1.82 cm/s；若削减20%炸药量，方案3极限值取30 m（工况六），产生总的振动速度为1.82 cm/s；若削减10%炸药量，方案3安全距离极限值取35 m（工况七），产生总的振动速度为1.81 cm/s。

使用方案4时，安全距离极限值取35 m（工况七），产生总的振动速度为1.70 cm/s，若削减15%炸药量，方案4安全距离极限值取25 m（工况五），产生总的振动速度为1.96 cm/s；若削减10%炸药量，方案4安全距离极限值取30 m（工况六），产生总的振动速度为1.73 cm/s。

比较以上各方案，可以粗略得到方案1优于其他方案，因此选取方案1并计算各个工况的电塔倾斜度和塔基沉降是否满足要求。本文以方案1的工况一为例计算两种安全指标，其上部电塔及电塔基础隧道横向、纵向、竖向位移云图，见图12。同理，可得其他工况的计算结果，见表13。