0 引言
城市綜合管廊具有布置整潔、運營維修便利等優(you) 點,可提高土地集約使用率,大大減少“馬路拉鏈”現象,越來越多的綜合管廊應用在城市建設中。傳(chuan) 統的綜合管廊多采用大放坡開挖、圍護樁支護下現澆方式施工,具有土方開挖/回填大、樁基支護成本高、機械化程度低、工人勞動強度大、施工質量不可控的缺點。采用裝配式預製綜合管廊施工能夠減少現場支模澆注環節,且工廠預製能夠明顯提高管節質量。近年來,國內(nei) 已展開對預製管廊機械化施工的探索,例如: 海口椰海大道綜合管廊項目采用U形盾構施工,能夠實現移動支護條件下的廊槽開挖、管節拚裝,在減少開挖占地、節約圍護樁支護成本方麵具有顯 著優(you) 勢,但仍存在墊層施工、管廊拚裝效率低的問題;雄安新區某綜合管廊項目采用架廊機進行拚裝施工,有效解決(jue) 了長節段、大噸位、整體(ti) 式預製拚裝綜合管廊架設安裝中的技術難題,但存在大放坡溝槽開挖地表占用麵積大、綜合造價(jia) 高的缺點。結合上述2種機械化施工裝備的優(you) 點,探索一種能夠實現廊槽開挖、側(ce) 牆移動支護、管節同步拚裝的一體(ti) 化施工裝備及施工方法成為(wei) 發展趨勢。基於(yu) 上述需求,本文創新性地融合盾構技術和架橋技術,提出一種預製綜合管廊盾架一體(ti) 化施工裝備———U盾架管機,並通過理論計算、模擬分析、整 工業(ye) 試驗等方法對U盾架管機施工關(guan) 鍵技術展開研究,以期為(wei) 綜合管廊U盾架管機施工應用提供參考。
1 U盾架管機及其施工流程
1.1 U盾架管機
為(wei) 了解決(jue) 綜合管廊盾架一體(ti) 化施工難題,研製了U盾架管機,整機示意如圖1所示。設備主要由底部的U形盾體(ti) 和上部的架管機2大部分組成。U形盾體(ti) 包括前盾、中盾、尾盾,前盾和中盾通過鉸接油缸連接。前盾前端兩(liang) 側(ce) 設置有可前後移動的插刀,在掘 進時對兩(liang) 側(ce) 牆土體(ti) 形成臨(lin) 時支擋; 前盾底部設置有上下移動的推板,可推平開挖麵並調整開挖高差。將整個(ge) U形盾體(ti) 視為(wei) 移動的圍擋支護結構,可對開挖斷麵的底部及兩(liang) 側(ce) 牆形成有效支撐。上部的架管機包括固定於(yu) U形盾體(ti) 上的前支腿、具備自行走功能的後支腿、可相對前支腿前後左右移動的主梁以及行走在主梁上的吊具,可滿足預製管節的起吊、轉運、拚裝。此外,本設備還配備有鉸接調向係統、推進行走係統、墊 層攤鋪係統、側(ce) 縫同步回填係統。
圖1 U盾架管機整機示意圖
1.2 施工流程
U盾架管機施工流程如圖2所示。首先,采用挖掘機開挖土方,U形盾體(ti) 前移,在尾盾內(nei) 側(ce) 空出管節拚裝空間,采用架管機進行預製管節拚裝;然後,中盾內(nei) 的主頂油缸頂推已經拚裝好的預製管節,壓緊管節之間的密封;同時,相鄰2環管節采用螺栓連接,油缸推動U盾架管機向前移動,架管機前支腿同U形盾體(ti) 一起相對主梁向前滑動,推進完成後,架管機主梁連同後支腿,在後支腿驅動輪的驅動下,向前行走1環管節的距離;最後,位於(yu) U形盾體(ti) 內(nei) 的墊層攤鋪係統鋪設墊 層並平整之後,開始下一循環管節的吊裝;與(yu) 此同時,在挖掘機開挖土方時側(ce) 縫回填係統同步工作,將一部分開挖出來的土方經過振動篩分後與(yu) 水、水泥、粉煤 灰、速凝劑等混合後攪拌均勻,形成速凝液態土,在U盾架管機向前推進時,同步填充至已經拚裝好的管廊 兩(liang) 側(ce) 的縫隙內(nei) 。管廊交叉口等節點處采用鋼製過渡橋作為(wei) 臨(lin) 時管節,為(wei) U盾架管機提供推進反力。
圖2 U盾架管機施工流程
通過對施工流程的分析發現,影響U盾架管機施工質量的關(guan) 鍵為(wei) 管節密封壓緊力控製、掘進過程中的 姿態控製、平縱曲線的適應性等。
2 U盾架管機施工關(guan) 鍵技術研究
2.1 管節密封壓緊力計算及頂推力控製技術
為(wei) 保證裝配式管廊接縫密封性能,以往管節拚裝後多采用液壓拉拔器進行張拉。為(wei) 減少張拉環節,擬在U盾架管機的主頂油缸壓緊管節密封的條件下進行連接螺栓安裝。為(wei) 保證足夠的密封壓緊力,對U形盾體(ti) 前移所要克服的推進阻力進行分析,受力分析示意如圖3所示。由圖可知,需滿足掘進機推進阻力F>密封壓緊力F1 +管節與(yu) 地麵之間的摩擦力F2。G為(wei) U形盾體(ti) 的重力,kN;G2為(wei) 架管機前支腿落在U形盾體(ti) 上的重力,kN; F3為(wei) U形盾體(ti) 底部摩擦力,kN;F4為(wei) U形盾體(ti) 側(ce) 部摩擦力, kN; F5、F6分別為(wei) U形盾體(ti) 兩(liang) 側(ce) 及底部欠挖土體(ti) 的切削反力,kN。
圖3 U盾架管機推進受力分析示意圖
2.1.1 管節密封壓緊力及摩擦力計算
根據GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規 範》8.5.7節規定,預製拚裝綜合管廊拚縫防水應采用預製成型的彈性密封墊為(wei) 主要防水措施,彈性密封墊的界麵應力不應低於(yu) 1.5 MPa。管節密封壓緊力及摩擦力計算如式(1)和式(2)所示。 F1 =S1×1.5×1000。(1) F2 =G管× f管-土。(2) 式(1)—(2)中: S1為(wei) 密封橡膠圈截麵麵積,m2; G管 為(wei) 管節重力,kN; f管-土 為(wei) 管節外壁與(yu) 土的摩擦因數,混 凝土管節與(yu) 土的摩擦因數一般取0.6。
2.1.2 U形盾體(ti) 推進阻力計算
為(wei) 保證足夠的密封壓緊力,僅(jin) 依靠U形盾體(ti) 與(yu) 土體(ti) 的摩擦力來提供顯然是不夠的,還需預留掌子麵的部分核心土,以增加U形盾體(ti) 掘進的迎麵阻力。U盾架管機推進前移時,前方掌子麵分層開挖(見圖4),最上層管廊頂板以上的淺層土體(ti) 進行放坡台階的預開挖,設備前方核心土進行分台階開挖,預留底部和兩(liang) 側(ce) (圖4中紅色區域)部分核心土,利用U形盾體(ti) 底部的 推板和兩(liang) 側(ce) 的插刀進行切削。
圖4 掌子麵分層開挖示意圖
U形盾體(ti) 推進阻力F計算如式(3)所示。 F=F3 +F4 +F5 +F6 。(3) F3 =(G1 +G2 )× f鋼-土。(4) F4 =S2 ×γ×H×k× f鋼-土。(5) 式(3)—(5)中: f鋼-土 為(wei) 鋼板與(yu) 土的摩擦因數,可取0.2; S2 為(wei) U形盾體(ti) 側(ce) 部麵積,m2; γ為(wei) 土體(ti) 重度(無 水地層),kN/m3; H為(wei) U形盾體(ti) 高度方向中部的覆土 深度,m; k為(wei) 側(ce) 向土壓力係數,可取0.5。U形盾體(ti) 兩(liang) 側(ce) 及底部欠挖土體(ti) 切削適用滑移麵破壞機製,切削模型如圖5所示。切削力大小與(yu) 欠挖土體(ti) 厚度及土體(ti) 自身的摩擦角、黏聚力等因素有關(guan) 。
(b)底部欠挖土體(ti) 切削模型
圖5 U形盾體(ti) 兩(liang) 側(ce) 及底部欠挖土體(ti) 切削模型
(6)F6 =2×l2×[x2 ×cos(45°+φ/2)]×τ。(7) 式(6)—(7)中: l1 為(wei) 一側(ce) 插刀高度,m; x1為(wei) 側(ce) 部欠挖 土體(ti) 厚度,m;φ為(wei) 土體(ti) 內(nei) 摩擦角;τ為(wei) 土體(ti) 抗剪強度,根據庫侖(lun) 定律,τ= c+σtan φ(c為(wei) 土的黏聚力,σ為(wei) 土體(ti) 受到的法向應力,欠挖土體(ti) 在基坑一側(ce) 處於(yu) 臨(lin) 空狀態時,法向應力σ= 0); l2為(wei) 底部推板的總寬度,m; x2 為(wei) 底部欠挖土體(ti) 厚度,m。以雙艙管節、粉質黏土地層為(wei) 例,管節斷麵尺寸為(wei) 8 000 mm×4 500 mm,環寬為(wei) 3 000 mm,雙艙管節質量 約為(wei) 85.6 t,內(nei) 摩擦角取30°,黏聚力近似取30 kPa。經理論計算,管節密封壓緊力及管節與(yu) 地麵之間摩擦力的合力F1 +F2 =3000 kN。U形盾體(ti) 兩(liang) 側(ce) 欠挖 0.5 m、底部欠挖1 m時,總推力阻力F=F3 +F4 +F5 + F6 =3 120 kN,滿足管節之間密封壓緊力的要求。此外,通過控製主頂油缸壓力間接控製管節密封壓緊力, 主頂油缸設計為(wei) 單獨可控模式保證了密封環周壓緊力 的均衡性,節省了傳(chuan) 統管節拚裝後采用液壓拉拔器進 行張拉的工序。
2.2 掘進姿態控製技術
為(wei) 適應U盾架管機掘進過程中的地質不均勻性及設計軸線線形,U盾架管機需具備姿態調節功能。首先,通過導向係統對設備姿態進行位置檢測;然後,通過鉸接係統、推進係統進行調向控製,輔以插刀、推板的超欠挖;最後,將掘進姿態控製在允許的 偏差範圍內(nei) 。
2.2.1 U盾架管機姿態控製針對性設計
2.2.1.1 導向係統
U盾架管機導向係統以自動導向係統為(wei) 主,並輔以人工測量監測姿態。導向係統配置了全站儀(yi) 、激光靶,將采集的數據傳(chuan) 輸至主控室,上位機動態顯示U盾架管機當前位置與(yu) 隧道設計軸線的偏差、滾轉偏差以及趨勢,為(wei) 設備司機提供糾偏依據。U盾架管機每推進120~130 m,導向係統後視基準點需要間歇性前移一次,為(wei) 保證推進方向的準確可靠,每掘進約25環進行一次人工測量,以校核自動導向係統的測量數據 並複核U盾架管機的位置、姿態,確保U盾架管機掘 進方向正確。
2.2.1.2 鉸接、推進調向係統
前盾和中盾通過鉸接油缸連接,中盾盾體(ti) 內(nei) 環周 布置有主頂油缸,均采用上下左右分組設計(如圖6所示),每個(ge) 分組均設置有行程傳(chuan) 感器及高靈敏度壓 力傳(chuan) 感器,可以調節每組油缸的推進速度和推力大小, 進而可以在推進過程中對U盾架管機的姿態進行主 動調整,實現推進方向的微調。
圖6鉸接油缸和主頂油缸分組
2.1.1.3 插刀、推板超欠挖係統
為(wei) 輔助U盾架管機開挖及糾偏,前盾前端左右兩(liang) 側(ce) 設置有可前後移動的插刀(如圖7所示),前盾前端底部設置有可仰俯轉動的推板。插刀頭部設置有采用螺栓連接的可更換插板,可通過更換插板的方式調節插刀相對於(yu) 盾體(ti) 的超挖量,用於(yu) 輔助調節盾體(ti) 的水平姿態;通過油缸伸縮控製推板上下擺動進而調節盾體(ti) 底部的超欠挖量,用於(yu) 輔助調節盾體(ti) 的俯仰姿態。推板超欠挖示意如圖8所示。
圖7 插刀插板結構
(a)油缸縮回欠挖狀態 (b) 油缸伸出超挖狀態
圖8 推板超欠挖示意圖(單位: mm)
2.2.2 U盾架管機施工姿態控製注意事項
1)U盾架管機姿態調整時需邊推進邊調向,依據 導向監測數據,通過調大轉彎方向另一側(ce) 的鉸接油缸、主頂油缸壓力,同時調大轉彎方向一側(ce) 的推板或插刀的超挖量實現轉彎。
2)當U盾架管機處於(yu) 水平線路掘進時,應使U盾架管機保持稍向上的掘進姿態,以糾正U盾架管機因自重而產(chan) 生的低頭問題。
3)在上坡段掘進時,適當加大U盾架管機下部油缸的推力;在下坡段掘進時,適當加大上部油缸的推力。
4)均勻地質掘進時,保持所有油缸推力一致;在軟硬不均地層中掘進時,應根據不同地質的具體(ti) 情況, 遵循硬地層一側(ce) 主頂油缸的推力適當加大、軟地層一側(ce) 油缸的推力適當減小的原則來操作。
5)為(wei) 了保證U盾架管機盾尾密封良好,同時也為(wei) 了保證隧道管片不受破壞,U盾架管機在調向過程中 不能調向過量,並采用勤糾偏、小糾偏原則,即各分組油缸的行程差不宜過大,一般在導向係統上顯示的任一方向的趨勢值不宜大於(yu) 10 mm(折線轉彎時除外)。
2.3 平、縱斷麵折線轉彎施工技術
平、縱斷麵曲線轉彎均可通過2.2節所述的調控方式完成,但部分工程為(wei) 減少預製管節模具數量、降低模具費用投入,未設置楔形管節,一般會(hui) 在非標準節段 (節點位置)處將曲線轉彎優(you) 化為(wei) 折線轉彎。折線轉彎工況下一般通過可調節環寬的楔形過渡橋先行空推 通過,然後采用現澆方式進行折線管廊的施作,因此需對U盾架管機折線轉彎進行適應性分析。
2.3.1 水平折線轉彎段施工
為(wei) 保證在折線段順利完成U盾架管機設備的調向,針對折線段設計了可通過螺紋絲(si) 杠調寬的楔形過渡橋,楔形過渡橋滿足U盾架管機推進壓力,並且過渡橋間的螺栓抗剪強度滿足U盾架管機調向要求。U盾架管機通過多節楔形過渡橋和主頂油缸行程差逐步完成U盾架管機的調向,若僅(jin) 靠主頂油缸不足以提供折線轉彎力時,可輔助在U盾架管機盾體(ti) 外側(ce) 增加液 壓千斤頂 受限於(yu) 主頂油缸球頭的極限偏轉角(4°),U盾架 管機一次最大能轉4°;同時,受限於(yu) 架管機主梁在前後支腿頂部橫撐上的扭轉量,U盾架管機最大轉彎量不能超過8°。本文以雙艙管廊為(wei) 例進行分析,小於(yu) 等於(yu) 4°的水平折線轉彎施工流程如下:
1)折線轉彎段需提前放坡開挖至槽底,開挖前後 長度不小於(yu) 盾體(ti) 長度,槽底兩(liang) 側(ce) 各擴挖不小於(yu) 1 m,溝 槽底板視情況采用混凝土澆築。折線轉彎段開挖輪廓見圖9。
圖9 折線轉彎段開挖輪廓
2)拚裝1節環寬3 m的過渡橋並推進,如圖10 所示。
3)拚裝1節環寬2 m的過渡橋,推進至尾盾脫離 標準管節。
4)控製不同分組左右側(ce) 主頂油缸壓力差進行轉向推進。當轉向力不足時,可在盾體(ti) 外部液壓千斤頂 輔助下完成折線轉彎,按圖11所示1#、2#、3#位置安裝方木和3個(ge) 30 t液壓千斤頂,利用左右側(ce) 主頂油缸行 程差和側(ce) 部輔助液壓千斤頂轉彎4°,千斤頂行程不夠時,可在方木與(yu) 千斤頂之間增加不同厚度和不同數量的鐵。
圖10 拚裝1節環寬3m的過渡橋
圖11 轉向推進示意圖
5)下放楔形過渡橋並頂進,至此轉彎完成。
2.3. 2 豎直折線轉彎段施工
綜合考慮U盾溜坡、架管機後支腿行走打滑因素,設備可滿足最大70‰折線縱坡施工。爬坡過程中 通過鉸接油缸底部全伸、頂部油缸全縮,輔助以推板欠挖,在主頂油缸推進下完成抬頭70‰坡度掘進;待前盾全部上坡後,爬坡過程中再逐步伸出頂部鉸接油缸。轉彎節通過架設2個(ge) 可調節過渡橋、2個(ge) 3m標準過渡橋通過,如圖12所示。
圖12 豎直折線轉彎段模擬
2.4 U盾與(yu) 架管機協同施工控製技術
2.4.1 U盾與(yu) 架管機掘進、調向協同控製
正常掘進過程中,U盾推進和架管機縱移(前後移動)是先後2個(ge) 獨立的工序。為(wei) 保證設備安全,U盾推進時鎖定架管機後支腿不能縱移,主梁在前支腿橫撐上相對向後滑移;架管機縱移時,鎖定U盾不能推進,主梁在前支腿橫撐上相對向前滑移。此外,推進過程 中需時刻注意U盾和架管機的移動量同主梁與(yu) 前支腿的相對滑移量保持一致(這2個(ge) 數據均可通過位移傳(chuan) 感器從(cong) 上位機讀取),避免U盾和架管機相對運動時主梁與(yu) 前支腿卡滯造成設備損害及事故。 設備調向時,架管機的縱坡或橫坡姿態傾(qing) 斜到某一角度值時(根據設備設計能力不同而不同,雄安新區某綜合管廊項目縱坡為(wei) 70‰,橫坡為(wei) 25‰),上位機應具備預警功能,需及時通過糾偏係統調整U盾姿態,避免超出安全預警值造成施工風險。
2.4.2 U盾與(yu) 架管機管節安裝協同控製
管節安裝時,需保證架管機主梁同前支腿銷軸鎖死,並將後支腿行走輪和U盾主頂油缸鎖止,啟動主梁吊具將管節從(cong) 運輸車輛上起吊並移動至拚裝位置進行管節安裝,通過協同控製管節吊具裝置和尾盾微調裝置(如圖13所示),調整好管節姿態後下放到位,隨後解除U盾推進鎖止功能,U盾的主頂油缸伸出壓緊管節後安裝管節連接螺栓。
圖13 管節姿態調節裝置
3.1 工程介紹及應用情況
試驗項目為(wei) 雄安新區某綜合管廊工程,預製管廊段線路總長為(wei) 2.4km,其中,三艙段長1366m(含非標節點空推段),雙艙段長1024 m(含非標節點空推段)。埋深8~10 m,地質為(wei) 粉土、粉細砂、黏性土無水地層,地基土承載力為(wei) 120 ~140 kPa,管廊可利用天然地基作為(wei) 持力層。三艙管廊截麵寬度為(wei) 11.1 m,高度為(wei) 4.5 m,長度為(wei) 3 m,質量為(wei) 115.5 t,共324節;雙 艙管廊截麵寬度為(wei) 8 m,高度為(wei) 4.5 m,長度為(wei) 3 m,質量為(wei) 85.6 t,共215節。2023年10月25日“雄安號”U盾架管機順利完成整個(ge) 標段的施工,創造了雙艙管廊最高日進尺33 m (11環)、最高月進尺407m,三艙管廊最高日進尺 36m(12環)的施工記錄。整個(ge) 工程共完成7次轉彎, 最大折線轉彎角度為(wei) 7.7°,完成變艙1次(雙艙變三 艙),完成轉場1次,設備施工效果良好。
3.2 施工數據統計分析
3.2.1 實際頂推力及密封壓緊情況
現場施工中,通過U形盾體(ti) 兩(liang) 側(ce) 及底部土體(ti) 欠挖量,控製上位機檢測的主頂油缸推進力大於(yu) 3000 kN,保證了管節密封壓緊力滿足1.5 MPa的需求。另外,根據密封條性能,可通過控製密封壓縮量(管節間隙 壓縮至13~17 mm)間接判斷密封壓緊效果,如圖14所示。為(wei) 防止密封因過壓縮而失效,管節端麵間隙可 粘貼10 mm厚的橡膠傳(chuan) 力襯墊。通過采用該密封壓 緊連接技術,每環管節(環寬3 m)掘進拚裝平均用時控製在3h以內(nei) 。
圖14 密封壓緊及測量
3.2.2 糾偏及折線轉彎應用情況
對於(yu) U盾架管機的現場姿態控製,首先通過導向係統對設備姿態進行位置檢測,再通過鉸接係統、推進係統進行調向控製,輔以插刀、推板的超欠挖進行推進。在折彎段采用楔形可調過渡橋較好地完成了折線轉彎,如圖15所示。對設備平縱線路擬合偏差進行統計,結果如圖16所示。除了在折線轉彎段因人為(wei) 大幅度調向導致平縱偏差接近±50 mm外,正常掘進階段均能將平縱偏差控製在±20 mm以內(nei) ,較好實現了掘 進姿態的有效控製。
圖15 楔形可調過渡橋輔助轉彎 Fig.
圖16 平縱線路擬合偏差
4 結論與(yu) 討論
本文結合預製綜合管廊盾架一體(ti) 化機械施工需求,以雄安新區某綜合管廊項目為(wei) 依托,對U盾架管機開挖、推進、調向、管節安裝等一體(ti) 化高效施工關(guan) 鍵技術進行了研究,並通過現場應用驗證了U盾架管機 施工預製綜合管廊的適應性、高效性、可操作性,得出如下結論:
1)構建了U盾架管機推進受力模型,闡明了掌子麵欠挖核心土對推進阻力的影響,通過所構建的數學 模型可計算不同管節所需的管節密封壓緊力對應的核 心土欠挖量,驗證了U盾架管機采用主頂油缸壓緊管節密封的可行性,提升了管節連接的效率及質量。
2)通過插刀、推板的超欠挖進行輔助糾偏,采用主頂油缸、鉸接油缸分組協同控製,能夠較好地將掘進 姿態控製在±20mm以內(nei) 。
3)采用可調節環寬的楔形過渡橋能夠順利完成U 盾架管機平、縱斷麵折線轉彎,最大水平折線轉彎達7.7°,最大縱坡折線轉彎達70‰;同時,將折線段設置在現澆節點處,采用可重複使用的楔形過渡橋通過,節省了楔形管節的製作費用。該U盾架管機的研製和成功應用,滿足了預製綜合管廊溝槽開挖、設備推進、掘進調向、管節安裝等工序的一次施工成型需求,實現了綜合管廊領域新設備與(yu) 新工法的協同創新突破。但受限於(yu) U盾架管機設備及敞開式明挖施工特點,該U盾架管機尚不能滿足富水軟弱地層施工,後續還需進一步結合富水軟弱地層工程需求,針對性優(you) 化多場景下的U盾架管機及其施工技術。