南京九华山段城墙内部人防工事破坏机理及加固*

王志强 穆保岗

东南大学土木工程学院 南京 211189

引言

南京明城墙是中国现存规模最大的古代都市城垣，保存至今已600 余年，具有极高的历史及文物保护价值［1，2］。20 世纪60 年代末70年代初，基于当时国内外形势，南京在明城墙内部修建了大量的人防工事，建筑面积达5 万余m2。由于年久失修，人防工事的支护结构普遍存在开裂、坍塌等病害，对南京城墙的安全十分不利。特别是九华山段城墙，该段城墙内部人防工事病害最为严重，砖衬砌裂缝纵横，亟需采取加固措施。

人防工事加固时城墙的稳定性问题与城墙城门加固类似，邓春燕等通过有限元分析的手段，研究了城墙拱门基础不均匀沉降和城墙内部夯土强度折减对城墙拱城门结构变形和受力的影响，并提出了内衬混凝土空间结构的加固方法［3］；雷永生通过有限元分析和现场监测的方法，进行了地铁下穿城墙及钟楼的保护措施研究，提出了一套隧道穿越城墙时对城门洞及城墙外墙的加固措施［4］；彭国东等基于大量人防工事加固工程的案例，总结了实用的地下人防工事加固设计方法［5］；冯超等通过现场实测的方式进行了地铁隧道下穿古城墙的城墙加固措施研究，介绍了隧道下穿过程中城墙及城门洞的加固和监测方案［6］。南京城墙是全国重点文物保护单位，蕴含着独特的价值，必须保证加固施工过程中城墙的安全性以及加固措施的有效性，有必要进一步研究人防工事支护结构的破坏机理以及加固施工对城墙的影响。

1 概况

1.1 人防工事概况

南京城墙内部人防通道均为直墙拱形结构，宽1m ～3.2m，高度1.75m ～3m。沿线勘查结果表明，南京城墙内部人防工事原有28 个，大多已废弃多年，现存人防工事共计24 处，全长19.403km，与现有城墙全长24.5km 相比占比较高。人防洞室衬砌材料主要为混凝土与砖混结构。

南京城墙九华山段位于九华山西侧，总长度1660m左右，如图1 所示。城墙地面内外高差达5m，该段城墙高约15.7m，底部宽约11m，顶部宽约10m；人防洞室断面宽约1.5m，高约2m，支护结构为250mm厚砖砌体，如图2 所示。

图1 九华山段城墙位置示意图Fig.1 Location of the Mount Jiuhua section of the city wall

图2 九华山段城墙断面Fig.2 Section of the city wall of Mount Jiuhua

1.2 病害调查

经现场勘查，南京城墙内部人防工事病害主要表现为：钢筋锈蚀、衬砌裂缝（环向裂缝及斜向裂缝、纵向裂缝、竖向裂缝）、地面隆起开裂、渗漏及积水、塌方、析白等。24 处人防工事中各类病害的情况，如图3 所示。

图3 人防工事主要病害统计情况Fig.3 Statistics of main diseases of civil defense fortifications

由图3 可知，人防工事各类病害中，衬砌裂缝最为严重，24 处人防工事均出现衬砌裂缝的病害。人防洞室的坍塌、开裂等病害是目前南京城墙面临的主要安全问题，根据现场勘察结果，九华山段人防洞室的衬砌裂缝最为密集，包括环向、斜向、竖向、纵向裂缝，其中环向裂缝14条，纵向裂缝4 条，斜向裂缝2 条，竖向裂缝6条，并且还有多处坍塌和地坪隆起。

2 衬砌破坏机理分析

2.1 理论分析

九华山段城墙内部人防工事可以近似视作深埋洞室，因为人防通道上方是具有一定自身承载能力的干码城砖，可利用普氏塌落拱理论理论计算其松动围岩压力［7］。

1.塌落拱拱高的确定

按照松散体理论，衬砌背部岩土体坍塌形成的破裂面与垂直轴的夹角为（45° －φ／2），由此可得塌落拱的影响范围，如图4 所示。

图4 塌落拱影响范围示意Fig.4 The indication of influence scope of collapse arch

式中，a为毛洞跨度的一半；h为毛洞高度；a1为塌落拱跨度的一半；φ为岩土体内摩擦角。

按照普氏理论计算人防洞室塌落拱高度，即：室尺寸的影响。雨水及地下水渗流是影响城墙墙芯强度的主要因素，一方面会导致作用于衬砌结构的外荷载持续增加，另一方面会导致城墙墙芯和衬砌结构强度降低，最终引发衬砌结构的失效和城墙内部的局部坍塌。因此，建议对城墙裂缝进行修补，完善排水系统，阻断雨水及地下水的渗流通道；同时，注浆加固人防洞室周边墙芯，以提高墙芯的物理力学性能。

2.2 有限元分析

1.有限元模型的建立

城墙纵向长度较大，可以看作平面应变问题。根据现场勘查资料，取城墙典型断面进行分析，如图2 所示。利用有限元软件ABAQUS建立九华山段城墙的二维有限元模型，分析砖衬砌的变形破坏机理，模型网格划分如图5 所示。模型的边界条件为：约束地基土体底部的水平及竖向位移和左右两侧的水平位移。外包砌体与墙芯强度不同，在竖向荷载作用下两者的变形不一致，因此，考虑外包砌体与墙芯之间的接触问题，设置接触面，接触界面摩擦系数取0.3［8］。

图5 城墙模型网格划分Fig.5 Finite Element Mesh of City Wall Model

式中，h0为塌落拱拱高；fk为岩石坚固性系数，取0.78。

根据普氏理论计算得到人防洞室塌落拱高度h0＝2.15m。

2.围岩压力的确定

普氏理论认为洞室开挖后，在洞室上部会出现曲线状的塌落拱，支护结构仅需承担拱内的土体的重量，作用于人防洞室支护结构的围岩垂直均布压力即可表示为：

式中，q为作用于支护结构的垂直均布压力；γ为岩土体的重度。

根据式（3）计算得到作用于人防洞室支护结构的垂直均布压力q＝40.9kPa。

根据上述分析可知，作用于人防洞室衬砌拱顶的压力主要受到墙芯物理力学性能以及人防洞

2.模型参数的确定

城墙模型包括城墙外包砌体、墙芯、砖衬砌、地基土四部分。城墙外包砌体、墙芯采用Drucker-Prager本构模型进行模拟［9］；地基土采用Mohr-Coulomb 本构模型进行模拟，该模型可以较好地模拟材料受剪破坏的问题［10］。根据相似的研究成果确定九华山段明城墙外包砌体及墙芯的计算参数［11，12］。人防工事的砖衬砌采用双剪统一强度理论计算得到黏聚力及内摩擦角等参数，再利用Mohr-Coulomb 本构模型进行模拟［13，14］。模型各部分结构的具体计算参数见表1。

表1 材料物理力学参数表Tab.1 Material physical and mechanical parameters

3.模拟工况

人防洞室施工和砖衬砌强度折减必然会引起城墙的应力变化而出现应力集中现象，进而导致城墙发生破坏。为研究人防洞室施工和支护结构材料性能恶化对城墙以及人防洞室支护结构的影响，考虑如下两种工况：工况一：进行人防洞室的开挖模拟，分析人防洞室开挖对城墙受力和变形的影响；工况二：受雨水和地下水侵蚀，砖衬砌的强度会显著降低，进行砖衬砌性能恶化的模拟，分析衬砌结构性能恶化对城墙边墙和衬砌结构受力和变形的影响。本文通过减小砖衬砌的黏聚力和内摩擦角的方式来模拟砖衬砌材料性能的恶化，劣化后砖衬砌的黏聚力和内摩擦角取为原来的80%。

4.结果分析

（1）城墙水平位移分析

人防洞室施工完成后城墙内外侧水平位移曲线如图6 所示，正值表示朝向城墙外侧方向的位移，负值表示朝向城墙内侧方向的位移。可以发现，人防洞室施工引起墙芯应力重分布，导致作用在城墙外包砌体的作用力发生变化，城墙产生向墙外侧的水平位移，城墙水平位移从下至上逐步增大；工况二城墙水平位移趋势与工况一一致，城墙水平位移继续发展，位移值约为工况一的2 ～3 倍，说明支护结构材料性能劣化会加剧城墙外包砌体变形。

图6 城墙水平位移曲线Fig.6 Horizontal displacement curve of city wall

（2）衬砌结构变形及受力分析

1）衬砌结构变形

图7反映了不同工况下砖衬砌的变形情况，可以看出：砖衬砌出现了拱顶下沉和底板向上隆起的现象，为典型的直墙拱形衬砌破坏模式，模拟结果与现场勘测的人防洞室衬砌结构的变形破坏趋势一致；砖衬砌两侧边墙墙底出现差异沉降，砖衬砌对基础的不均匀沉降极为敏感，所以有必要采取措施控制人防洞室左右拱脚的差异沉降，保证人防洞室的稳定；工况一人防洞室开挖完成后，拱顶沉降量为1.45mm，底板隆起量为6.40mm；工况二拱顶沉降量为2.56mm，底板隆起量为9.64mm，相较工况一均有不同程度的增加，见表2，说明支护结构材料性能的劣化会导致衬砌结构变形的进一步发展，增加人防洞室坍塌的风险。

表2 不同工况砖衬砌竖向变形Tab.2 Vertical deformation of brick lining under different working conditions

图7 不同工况下衬砌结构变形云图（单位： m）Fig.7 Deformation nephogram of lining structure under different working conditions（unit：m）

2）衬砌结构应力

图8反映了不同工况下直墙拱砖衬砌的受力规律，结合工况一和工况二可知：人防洞室开挖后，直墙拱砖衬砌拱顶、拱肩内侧和底板附近主要呈现受拉状态，边墙中部呈现受压状态，最大拉应力值出现在拱底中部；支护结构材料性能的劣化会导致直墙拱砖衬砌受拉区域的增大，砖衬砌容易产生受拉破坏。

图8 直墙拱砖衬砌最大主应力云图（单位： kPa）Fig.8 Maximum principal stress nephogram of straight wall arch brick lining（unit：kPa）

3 加固方案研究

3.1 加固方案

为阻止九华山段城墙及人防洞室变形的持续发展，保证城墙的稳定性，拟定锚喷支护＋注浆＋砖墙支承的加固设计方案，如图9 所示。

图9 人防断面加固图（单位： mm）Fig.9 Reinforcement of Civil Air Defense Section（unit：mm）

3.2 监控量测

施工过程中监控量测城墙的水平位移、人防工事支护结构的拱顶沉降和净空水平收敛，监测测点布置如图10 所示。城墙水平位移监测时间从施工开始至施工完成后3 个月，施工过程中平均每1 ～2 天监测一次，施工完成后平均每5 ～7天监测一次。人防工事拱顶沉降及净空水平收敛监测时间为施工完成后3 个月，平均每2 ～4 天监测一次。施工过程中根据监测结果及时调整施工前进速度和注浆参数。

图10 城墙及人防工事测点布置（单位： mm）Fig.10 Layout of measuring points for urban walls and civil defense works（unit：mm）

施工期间城墙水平位移曲线如图11 所示。可以看出，人防工事加固工程开始施工后，城墙呈现出向城墙外侧偏移的趋势，最大位移0.3mm。初步分析原因是人防洞室靠近左侧城墙，墙芯受施工的扰动，外侧城墙承担更大的土压力。整个施工过程中，城墙整体水平位移不大，加固施工未对城墙本体造成较大影响。

图11 施工过程中城墙水平位移曲线Fig.11 Horizontal displacement curve of city wall during construction

加固完成后，城墙水平位移及人防洞室变形监测结果如图12 ～图14 所示。由图12 可知，施工完成后3 个月内，城墙水平位移曲线基本稳定，内外边墙水平位移趋势一致，城墙水平位移不再发展。由图13 和图14 可知，加固工程施工完成后，受支护结构上部荷载的影响，支护结构拱顶整体呈下沉趋势，各监测点下沉量基本一致，沉降速率约为0.011mm／d；支护结构侧墙向内收敛，各测点水平净空收敛量基本一致。在观测时间内，水平净空收敛速率保持平稳，约为0.005mm／d；在施工完成110d后，人防洞室拱顶下沉和水平净空收敛均达到稳定状态。

图12 城墙水平位移曲线Fig.12 Horizontal displacement curve of the city wall

图13 人防洞室拱顶下沉曲线Fig.13 The vault subsidence curve of civil air defense cavern

图14 人防洞室水平净空收敛曲线Fig.14 Horizontal clearance convergence curve of civil air defense cavern

4 结语

本文针对南京城墙内部人防工事常见病害进行了总结分析，并通过理论计算与数值模拟的方法研究了人防工事支护结构的破坏机理，提出了九华山段城墙内部人防工事的加固方案，最后对人防工事加固施工过程中以及加固完成后城墙的水平位移、人防洞室拱顶沉降等监测数据进行分析，验证了该加固措施的安全和有效性。主要得到以下结论：

1.本文基于普氏理论计算得到南京九华山段城墙内部人防洞室塌落拱高度为2.15m，作用于衬砌拱顶的均布压力约为40.9kPa，人防洞室衬砌拱顶的压力主要受到墙芯物理力学性能以及洞室尺寸的影响。建议通过注浆的方式加固人防洞室周边土体，减小作用于衬砌的荷载。

2.通过建立城墙和人防洞室数值模型进行分析，人防洞室开挖会造成城墙的水平位移，砖衬砌出现底板隆起以及拱顶下沉的现象，底板隆起量为6.40mm，拱顶下沉量为1.45mm。

3.支护结构材料性能恶化会造成城墙和人防洞室变形的进一步发展，城墙水平位移增加1 ～2倍，底板隆起量增加0.51 倍，拱顶下沉量增加0.77倍，衬砌底板和拱顶可能产生受拉破坏，与现场勘查发现的衬砌变形破坏趋势一致。因此，进行加固设计时应当注意这些部位的加固。

4.通过现场监测论证本文提出的城墙内部人防工事加固方案，该方案可以保证施工过程中城墙的安全，并且有效控制衬砌结构的收敛变形，因此锚喷支护＋注浆＋砖墙支承的加固方案是可行的。