提運架復合工況下長節段大噸位地下管廊結構安全監測與分析

凌松耀, 林朝, 付佰勇, 禹海濤, 單宏偉, 許海亮

(1.中交二公局第六工程有限公司, 西安 710075; 2.中交公路長大橋建設國家工程研究中心有限公司, 北京 100120; 3.同濟大學, 土木工程防災國家重點實驗室, 上海 200092; 4.北方工業大學土木工程學院, 北京 100144)

城市綜合管廊具有保障市政管線安全、提高地下空間利用率、美化城市環境、避免路面重復開挖等優點[1],是新型城鎮化發展的需要。雄安新區先期啟動建設重點片區地下交通錯綜復雜,包括綜合管網、排水管網系統工程、軌道交通預留工程、燃氣工程、供熱(冷)工程、給水管網工程等,因此地下綜合管廊建設是雄安新區城市基礎設施建設的重要內容。

管廊結構施工過程中預制拼接綜合管廊的力學性能和沉降變形監測可以為安全施工提供數據支撐和風險預警[2-3]。王衍英等[4]采用現場試驗和數值模擬的方法研究了架廊機前支腿墊層的沉降及承載特征,驗證了墊層承載能力能夠滿足管廊階段安裝的施工要求。閆鈺豐等[5]基于有限元數值模擬研究了地裂縫錯動作用下地下綜合管廊的變形和受力特征,對管廊變形進行了分區,并分析了管廊的變形破壞模式。王靈仙等[6]采用ABAQUS對不同工況荷載組合下的綜合管廊主體結構及構件進行了受力性能分析,研究表明增大頂板和框架柱節點腋板尺寸能夠提高管廊的安全性。王啟耀等[7]通過有限元軟件模擬了雙艙綜合管廊大角度斜穿地裂縫數值模型,研究結果表明管廊結構將發生縱向彎曲變形、橫向剪切變形以及扭轉變形。王振強等[8]采用振動臺模型試驗研究了地震波作用下管廊結構的動力響應及土-結作用機理,認為管廊中部截面受地震波影響最大,在結構設計時應重點關注。段旭等[9]采用物理模型縮尺試驗研究了綜合管廊結構穿越黃土填方場的變形特征及受力狀態,獲得了綜合管廊在挖填結合區發生破裂的誘因和管廊結構劇烈變形的范圍及特征。萬飛等[10]采用ANSYS有限元軟件研究了車輛循環動荷載對管廊結構的疲勞損傷影響,認為距地表更近的上部管廊應力變化更劇烈。龐瑞等[11]采用ABAQUS數值軟件建立了包括整體現澆、不同構件拆分方式、不同鋼筋桁架結構等在內的八種綜合管廊結構受力性能數值模型,研究了管廊裝配方式對其結構的力學性能影響,并對結構形式、承載力、應力分布進行了對比優化。王述紅等[12]通過MIDAS軟件對比研究了預制裝配式和現澆整體式綜合管廊的軸力、剪力、彎矩、應力等受力特征,研究結果表明兩類管廊的受力性能差別不大,但預制裝配式管廊在施工、成本等方便具有不可比擬的優勢。王建等[13]研究了地震波作用下多艙組合預制拼接綜合管廊的“土-結”相互作用機理,分析了預應力鋼絞線對管廊結構相對位移及整體性的優化作用。王鵬宇等[14]采用非線性有限元軟件研究了承插式現澆管廊接頭的受力性能及破壞特征,獲得了管廊及管廊周圍土體的應力及變形規律,發現了管廊接頭處容易存在安全隱患。葉志權等[15]利用線彈性單元簡化模型分析了不同因素下管廊的抗震性能,通過回填土、管廊節點剛度等因素分析提出了相應的減震措施。朱彥鵬等[16]開展了經過擠密樁處理的大厚度濕陷性黃土場地下綜合管廊工后浸水試驗,獲得了擠密樁復合地基對入滲規律和沉降變形的階段性影響規律。

以上研究多采用數值模型或物理模型對綜合管廊的沉降變形及受力特征進行研究,然而對于城市綜合管廊結構的力學及形變現場監測較為少見。特別是相比于其他常規的現澆或預制裝配式管廊,雄安新區預制管廊施工過程略有不同,關鍵工況包括:管廊提吊、運廊車在管廊頂部走形運廊(廊上運廊)、架廊機組裝完成后滑行至架設位置(空載滑行)、架廊機提吊管廊初始時刻(偏載提廊)、架廊機提吊管廊過中支腿位置(提廊過孔)。因此更有必要開展特殊拼裝工藝下的綜合管廊受力性能及變形特征研究。為保證提運架復合工況下綜合管廊的安全施工,現采用現場監測的方法對綜合管廊受力性能及變形沉降進行研究,為雄安新區長節段、大噸位裝配式管廊示范項目提供科學合理、安全優質的技術支撐。

1 工程背景及施工工藝

1.1 工程概況

雄安新區長節段、大噸位裝配式綜合管廊示范試驗項目位于河北省雄安新區啟動區NA8路。線路區段起訖樁號NA8K1+564～NA8K2+380,全長816 m。該項目首次在國內外創新采用廊上架廊工藝,是目前國內外最大橫斷面、最大吊裝噸位的預制綜合管廊工程。此外,管廊埋深較大,運營期管廊受力復雜,預制管廊橫向跨度大,對管廊吊裝、運輸以及架設安裝等工藝要求較高。

長節段、大噸位綜合管廊為4艙管廊,預制長度分4、8 m。其中8 m標準節段示意圖如圖1所示,截面寬度13.0 m,高度4.2 m,8 m節段重402 t(4 m節段重201 t),全線共有節點10個,管線分支口5個,通風吊裝孔2個,集水坑3處。主體結構采用C45高性能混凝土,抗滲等級為P8。每節8 m管廊用混凝土155.9 m3(每節4 m管廊用混凝土78 m3),混凝土總量為12 789 m3。鋼筋主要采用HRB400級鋼筋,鋼筋總量4 000 t。

圖1 綜合管廊8 m標準節段Fig.1 The 8 m standard utility tunnel

1.2 廊上架廊施工工藝

雄安新區長節段、大噸位裝配式綜合管廊項目施工流程包括廊底混凝土墊層及砂墊層施工、節段管廊運輸、廊上架廊、預制節段管廊預應力張拉、架廊機空載滑行、嵌縫處理、管廊閉水試驗、廊底注漿、節點施工等。混凝土墊層為15 cm厚的C20混凝土墊層,墊層頂面設置Φ6 mm@200 mm的網格狀鋼筋網片;管廊底部與混凝土墊層間采用鋪設干砂方式,同時形成干砂調平層,以保證吊裝管廊與基礎表面接觸密實;管廊節段使用600 t輪胎式提廊機吊裝至TLC600 t型運廊車(8 m節段)及液壓軸線平板車(4 m節段)上進行運輸。墊層施工及節段管廊運輸如圖2所示。

廊上架廊是整個項目施工的重點,架廊機架廊安裝流程如圖3所示,包括廊上運廊、天車提廊、天車落廊、就位張拉等工藝。預制管廊節段運輸至始發段后可短暫存儲5～8片,存放順序與后續安裝順序一致。采用450 t輪軌門式提廊機駛于待提取廊片上方,在完成安裝的管廊上運輸待安裝管廊。待運廊車行駛至架廊機中支腿和后支腿之間時,側移的后支腿恢復至閉合狀態,當天車移動至后支腿和中支腿之間時,連接吊具與管廊間的連接器。架廊機將吊裝好的管廊節段豎向提起,達到一定高度后,水平向前推進至落點位置的管廊上空,再利用天車旋轉系統,將管廊旋轉90°。待旋轉完成之后,開始控制所提管廊節段緩緩下降,當管廊節段貼近地面時。利用調姿車精準對位,使該節段與前一節廊的止水帶緊密貼合,且前后節段無高低錯臺,即完成對位。

圖2 墊層現場施工及節段管廊運輸Fig.2 Subcrust on-site construction and transportation of the utility tunnel segment

圖3 架廊機架廊流程圖Fig.3 Procedure of the installment of the utility tunnel structures

2 管廊結構應力監測

綜合管廊結構受力隨廊上架廊的不同施工工況發生變化,管廊在整個施工過程中結構受力安全可靠度,以及結構出現不良情況時發出預警指導現場人員及時采取措施,是整個示范項目的重中之重。現針對預制管廊提吊、廊上運廊、偏載提廊以及提廊過孔等關鍵工況進行管廊結構本體安全監測,為管廊在多工況荷載作用下安全施工提供預警及數據支撐。

2.1 測點布置

在提吊和行進工況下,吊點位置受力最大,因此在2#管節吊點附近頂板雙層鋼筋和掖角處斜向鋼筋布置應變計,測點位置見圖4中管廊頂板及掖角處的黑色加粗短線;在空載滑行工況下,滑行就位后最大輪載處于14#管節位置,可通過監測14#管節輪載對應側墻內部雙層鋼筋應變情況反映結構本體受力,因此對兩根軌道對應每個側墻內部和管廊頂板混凝土布設應變計,測點位置見圖5中黑色加粗短線;廊上運廊工況下,通過運廊車輪胎對應管廊側墻雙層鋼筋應變變化可反映結構本體受力,在各側墻雙層鋼筋網各布置1處應變計,頂板受拉區最大位置布設1個測點,測點位置如圖6所示;偏載提廊工況下,后支腿荷載最大,通過后支腿支撐對應14#典型管廊側墻雙層鋼筋應變反映結構本體受力,在各側墻雙層鋼筋網各布置1處應變計,管廊頂板鋼筋最大受拉位置布設1處應變計,測點位置如圖7所示;提廊過孔工況下,中支腿荷載最大,通過中支腿支撐對應14#典型管廊側墻雙層鋼筋應變反映結構本體受力,在各側墻雙層鋼筋網各布置1處應變計,具體測點位置如圖8所示。

各工況下,管廊應變計布置位置及表面混凝土的應力監測結果如圖4～圖8所示,其中正值代表受拉,用藍線表示,方向朝向管廊外側;負值代表受壓,用紅線表示,方向朝向管廊內側。由于部分測點在混凝土澆筑階段損壞,或在養護階段引線接頭進水導致數據異常,因此分析數據時對異常數據進行了刪減,圖中列出部分監測正常數據。

圖5 空載工況下管廊表面混凝土應力分布Fig.5 Stress distributions along utility tunnel with no lifting

圖6 運廊工況下管廊表面混凝土應力分布Fig.6 Stress distributions along utility tunnel under transportation

圖7 偏載工況下管廊表面混凝土應力分布Fig.7 Stress distribution along tunnel under unbalanced loading

圖8 過孔工況下管廊表面混凝土應力分布Fig.8 Stress distributions along utility tunnel when transported through holes

2.2 應力監測結構

2.2.1 提吊及行進工況

提吊和行進工況下,2#管節吊點附近混凝土的應力分布如圖4所示,管廊外表面和掖角處受拉,而管廊內表面受壓。提吊時,最大拉應力為0.80 MPa,應變計編號為T2G7,最大壓應力為1.17 MPa,應變計編號為T2G5;行進時,最大拉應力和最大壓應力分別為1.34 MPa(T2G4)和1.68 MPa(T2G2)。提廊機行進時因管節受顛簸使混凝土應力較未行進時偏大,但兩者拉應力均未達到C45混凝土抗拉強度標準值2.51 MPa。

2.2.2 空載滑行工況

架廊機空載滑行工況下,14#典型關鍵管廊的應力分布如圖5所示。受輪載對側墻壓力的影響,側墻位置處混凝土受壓,最大壓應力為0.77 MPa(KZ14G4),管廊外表層中部混凝土受拉,拉應力為0.74 MPa(KZ14G7)。總體而言,空載滑行工況下,管廊的受力較提吊工況下更小。

2.2.3 廊上運廊工況

廊上運廊工況下綜合管廊側墻及頂板應力分布如圖6所示。輪軌對應14#管廊側墻位置混凝土的最大壓應力為0.84 MPa(Y14G2),側墻壓力比空載滑行條件下更大一些;綜合管廊外表層混凝土的壓力檢測值為0.70 MPa(Y14G5),表現為拉應力。廊上運廊工況下,管廊整體的受力也較小,未達到混凝土的抗拉或抗壓強度。

2.2.4 偏載提廊工況

偏載提廊工況下管廊側墻及頂板應力監測結果如圖7所示。14#管廊右側側墻的應變計監測數據缺失,而輪軌對應左側管廊側墻位置混凝土最大壓應力為1.17 MPa(PZ14G4),管廊外表層中間位置受拉,拉應力為0.94 MPa(PZ14G9)。管廊側墻和頂板混凝土的拉應力和壓應力均未超過C45混凝土抗拉強度和抗壓強度標準值。此時,管廊的受力整體相對較大。

2.2.5 提廊過孔工況

提廊過孔工況下管廊側墻及頂板應力分布如圖8所示。輪軌對應14#管節側墻位置混凝土的受壓,最大壓應力為1.61 MPa(GK14G4),其中1號應變計監測結果為受拉,拉應力為0.50 MPa(GK14G1),這可能是施工過程中監測計數據異常導致的。管廊右側頂板處受拉,拉應力為1.24 MPa(GK14G21)。此工況下管廊應力值比其他工況均偏大。

3 管廊沉降及拼縫變形監測

管節受力后廊底若發生過大沉降將會對管節整體受力及接頭防水性能造成不利影響。為及時掌握并評估管廊拼裝就位后基底沉降情況,對管廊在運輸架設過程中基底豎向變形及接頭拼縫變化情況進行監測,進一步掌握管廊在架設過程中地基不均勻沉降和拼縫寬度變化,從而更好地掌握各工況對接頭防水性能的影響。

3.1 測點布置

廊上運廊及架廊機架廊過程中,運廊車輪胎、架廊機中后支腿會對管廊本體施加載荷。為充分掌握運廊及架廊全過程沉降及拼縫變化情況,采用HCF710-B2型靜力水準儀對中支腿初始架廊作用位置的典型7#、8#、14#管節進行沉降觀測,靜力水準儀布置在管節兩側墻,其中14#管節左右兩側墻各布置2處凈水準儀,共計8個測點;采用BGK4420-100型測縫計對7-8#、13-14#管節接頭進行拼縫寬度變化觀測,拼縫位置布置6處測縫計。測點布置位置如圖9中黑色加粗短線所示。

3.2 沉降及拼縫寬度監測結果

3.2.1 管廊沉降監測

管廊初始架設時,針對中后支腿對應的7#、8#和14#管節開展預制管廊運輸及架設工況下管廊結構本體沉降實時監測,記錄最不利工況下管廊的沉降變化情況,其中最不利工況對應的時間為2021年7月30日0:00—2021年8月7日0:00,這期間3個管節共計8個監測點的沉降時程曲線見圖10所示。可以看出,在廊上架廊施工過程中,受為期8 d的提運架復合工況動態荷載的重復影響,管廊結構本體表現出明顯的波動性垂直變形規律,然而管廊結構垂直位移波動范圍較小,均在0～3 mm以內,并沒有表現出單調增長或者單調降低的變化趨勢,這說明管廊在運輸及架設復合工況作用下,本體的沉降變形較小,總體可控。

各個管節的水準儀監測沉降區間如表1所示。整體來看,3個管節的最大沉降檢測值均較小,其中7#、8#管節左右兩側的最大沉降監測值為2.6 mm,而14#管節左右兩側的最大沉降監測值略有增大,為2.8 mm,但所有管節的沉降值均小于3 mm,總體來看,在提運架復雜工況最不利的情況下,管節沉降仍較小,復雜動態荷載作用下管廊的沉降變形滿足安全要求。

圖10 最不利工況下管廊沉降時程曲線Fig.10 Development of tunnel subsidence under the worst scenario

表1 最不利工況下管廊垂直變形監測值Table 1 Measurement of tunnel vertical displacement under the worst scenario

3.2.2 拼縫寬度監測

在最不利工況下,13-14#管節接頭拼縫寬度變化的時程曲線如圖11所示。當測縫計所測數據為正值時,表明接頭拼縫擴展;相反當測縫計所測數據為負值時,表明接頭拼縫受到壓縮。可以看出,3個位置的拼縫寬度變化范圍均不大,其中3#測縫計位于管節右側,在管廊運輸及架設復合工況作用下拼縫寬度變化最大,但最大擴展和壓縮值僅為0.06 mm和0.05 mm(黃色曲線),說明管廊接頭拼縫連接良好,拼縫寬度基本不受復合工況動態荷載作用的影響。

圖11 最不利工況下管廊接頭拼縫變形時程曲線Fig.11 Development of tunnel joint deformation under the worst scenario

4 結論

(1)提運架復合工況下管廊側墻受壓,管廊頂板受拉,其中空載滑行和廊上運廊兩個工況下,管廊壓力值較小,而提吊行進、偏載提廊、提廊過孔等工況下,管廊承受壓力較大。但管廊側墻和頂板混凝土的拉應力和壓應力均未超過混凝土強度標準值。

(2)預制管廊運輸及架設工況下管廊結構本體沉降實時監測結果表明,廊結構本體表現出明顯的波動性垂直變形規律,垂直位移波動范圍較小,管廊最沉降監測值僅為2.8 mm,屬于正常的變形波動,復雜動態荷載作用下管廊的沉降變形滿足安全要求,本體沉降變形總體可控。

(3)預制管廊運輸及架設工況下管廊拼縫寬度最大擴展和壓縮值為0.06 mm和0.05 mm,說明管廊接頭拼縫連接良好,拼縫寬度基本不受復合工況動態荷載作用的影響。