長大型箱涵下穿蕪銅鐵路線施工全過程監(jiān)測研究

王飛球

（中鐵二十四局集團路橋公司，上海 200070）

長大型箱涵下穿蕪銅鐵路線施工全過程監(jiān)測研究

王飛球

（中鐵二十四局集團路橋公司，上海 200070）

為了解長大型箱涵在下穿鐵路線施工過程中的形態(tài)變化和受力性能，文章以銅陵市北京西路下穿蕪銅鐵路線工程為研究對象，針對長度為64.4 m的南側(cè)箱涵進行了全過程監(jiān)測，重點對箱涵頂力系數(shù)和形態(tài)變化以及支墩的受力和傾角變化進行了分析。結(jié)果表明：在啟動階段，箱涵的頂力系數(shù)顯著大于頂進全過程的平均值；此外，箱涵側(cè)壁土壓力對頂進過程造成的阻力是不可忽視的，但在累計頂程小于40 m時箱涵側(cè)壁摩阻力相對較小。從縱向坡度看，箱涵在后期呈現(xiàn)出輕微“扎頭”，但及時得到了抑制。在整個頂進過程中，支墩傾角穩(wěn)定在0.65～0.75°。

箱涵；下穿施工；施工監(jiān)測；形態(tài)變化；受力性能

近年來，隨著我國城市現(xiàn)代化建設(shè)的飛速發(fā)展，城市公路、鐵路交通運輸量急劇增長，城市堵車問題日益嚴重，道口交通安全問題日益突出。城市交通建設(shè)的發(fā)展滯后，成為嚴重影響和制約城市經(jīng)濟發(fā)展的“瓶頸”［1］。為改善城市交通狀況，需要在運輸繁忙的運營鐵路線下方修建下穿式箱涵，將原有的鐵路與公路的平交道口改為立交道口［2-3］。箱涵頂進方法是在既有線路（包括公路、鐵路）下方頂入預(yù)制箱涵，從而形成各種地下通道［4］。該施工方法具有造價低、施工速度快，且對周圍環(huán)境影響小的特點，已成為增加下穿式立交通道的一種主要施工工藝，并逐步得到推廣應(yīng)用［5］。1957年，德國奧芬堡市最先采用箱涵頂進技術(shù)在鐵路線下成功頂入一座寬2.5 m、高2.4 m的盒式鋼筋混凝土框架［6］。1963年建成的北京永定門外穿越京廣、京山鐵路的立交橋是國內(nèi)第一座頂進箱涵的工程［7］。經(jīng)過數(shù)十年的發(fā)展，我國已建成了幾百座鐵路公路立交橋［4，8］。國內(nèi)外大量的工程實踐和試驗研究為箱涵頂進施工工藝的不斷改進和完善積累經(jīng)驗［9-11］。

近些年，隨著鐵路運輸高速化、重載化，頂進箱涵的尺寸越來越大，整體頂進長度越來越長，施工過程中面臨的困難和挑戰(zhàn)也越來越多［12-13］。例如結(jié)構(gòu)自重和頂力的增加使滑板和后背梁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)開裂，工作坑圍護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生附加內(nèi)力變形［14］；長大型箱涵剛度減小，在復雜的不利地質(zhì)條件下易發(fā)生方向偏離、抬頭或扎頭等情況［15］；此外，由土體不均勻沉降所造成的箱涵拉應(yīng)力超限也常有發(fā)生［16］。本文結(jié)合銅陵市北京西路下穿蕪銅鐵路線工程，對箱涵頂進全過程開展了大量的監(jiān)測工作，并對監(jiān)測結(jié)果進行了全面、系統(tǒng)的分析，總結(jié)了長大型箱涵下穿鐵路線施工的若干規(guī)律，以期為今后類似工程的設(shè)計、施工和監(jiān)控提供參考。

1 工程概況

銅陵市北京西路下穿蕪銅鐵路線工程地點位于蕪銅線終點銅陵站，北京西路與銅官大道T形交叉口北側(cè)。本工程新建2孔分離式鋼筋混凝土框架，鐵路段頂進框架為框架7及框架9，頂進箱涵總長92.9 m，采用南北對頂施工工藝。中心位于蕪銅線里程K71+763處，箱涵與蕪銅鐵路II道正交。箱身預(yù)制工作坑分南北設(shè)置，其中南側(cè)工作坑設(shè)置在鐵路和銅官大道之間。南側(cè)框架為7單孔箱涵，長64.4 m，寬14.9 m，高7.54 m，自重5 506 t，累計頂程84.5 m。施工現(xiàn)場基坑立面布置見圖1。

圖1 南側(cè)基坑立面圖（單位：cm）

下穿式箱涵的施工主要包括線路加固和箱涵頂進2個重要階段：（1）為了確保施工過程軌道列車的正常行駛，工程設(shè)計中采用條形支墩和D24便梁對線路進行加固；（2）利用大噸位千斤頂將預(yù)制箱體頂進到位，填上道渣，拆除便梁。箱涵、條形支墩以及鐵路軌道線的平面設(shè)計位置和尺寸見圖2。其中，條形支墩長62 m、寬2.5 m、高1.9 m。施工時，先利用條形1#支墩、2#條形支墩和D24便梁加固線路，然后頂進第7框架段Ⅱ；隨后拆除條形2#支墩，以條形3#支墩和第7框架段Ⅱ為支座，搭設(shè)D24便梁以加固線路，并頂進第7框架段Ⅰ；最后拆除便梁，填上道渣，恢復所有路線正常運行。

頂進過程中，采用鋼筋混凝土刃角對前端掌子面?zhèn)缺谕馏w進行支擋，從而維持施工期條形支墩的穩(wěn)定性。由于箱涵自重大、頂程長，為減少傳力柱及頂進過程中的摩擦力，采用千斤頂?shù)怪梅?，即將操作平臺安放于箱體內(nèi)，頂進一個頂程后，將頂鐵或傳力柱安放在滑板上，頂鐵或傳力柱保持不動，使操作平臺、千斤頂和箱涵同步前進。

圖2 南側(cè)箱涵設(shè)計位置（單位：cm）

2 頂進施工全過程監(jiān)測方案

根據(jù)箱涵頂進施工方法及工序要求，結(jié)合工程安全施工相關(guān)規(guī)定，針對南側(cè)銅陵側(cè)箱涵頂進過程中關(guān)鍵構(gòu)件擬定了監(jiān)測方案，監(jiān)測內(nèi)容包括千斤頂頂力，箱涵測點標高、側(cè)壁土壓力和底板應(yīng)變，支墩關(guān)鍵截面?zhèn)缺谕翂毫蛢A角。

2.1 箱涵測點布置方案

在頂進過程中，作為主體結(jié)構(gòu)，箱涵的變形以及受力形態(tài)一直是工程技術(shù)人員關(guān)注的重點。為此，根據(jù)工程經(jīng)驗在箱涵的關(guān)鍵位置布置了水準測點、土壓力傳感器和鋼筋應(yīng)變片等，以監(jiān)測箱涵的標高、側(cè)壁和底板受力的全過程變化。箱涵測點的布置情況見圖3，共包括4個水準點、2個土壓力傳感器和10個鋼筋應(yīng)變片。

圖3 箱涵測點布置方案（單位：m）

2.2 支墩測點布置方案

在箱涵頂進過程中，上方鐵路線仍維持正常運營，作為承擔被架空鐵路線上方火車荷載的便梁的支點，支墩的受力形態(tài)備受關(guān)注，且尚未形成定論。因此，在4#支墩股道中心線下方截面的相應(yīng)位置布置了土壓力傳感器和水平傾角傳感器，以便于對該截面處支墩側(cè)壁的土壓力和傾角變化進行全過程監(jiān)測。傳感器的布置形式見圖4，共計10個土壓力傳感器和1個水平傾角傳感器。

圖4 支墩土壓力傳感器及傾角傳感器布置方案（單位：m）

3 頂進全過程關(guān)鍵構(gòu)件變位形態(tài)及受力性能分析

3.1 箱涵頂力系數(shù)分析

對千斤頂頂力的正確估計是箱涵頂進的關(guān)鍵，箱涵自重、頂板上覆土厚度、側(cè)壁土壓力以及刃角正面阻力等均會對千斤頂頂力產(chǎn)生重要的影響。因此，本文根據(jù)箱涵頂進過程中千斤頂?shù)捻斄τ涗?，定義箱涵頂力系數(shù)μ（即千斤頂總頂力P與G箱涵自重 的比值）來描述頂進過程中千斤頂頂力的變化規(guī)律。圖5為蕪湖側(cè)和銅陵側(cè)兩箱涵的頂力系數(shù)隨累計頂程的變化情況。

圖5 頂力系數(shù)與累計頂程的關(guān)系

由圖5可知，（1）雖然在箱涵與滑板之間設(shè)有油毛氈，并在啟動時用高壓水槍加以順滑，第一次頂進時刻（即啟動階段），蕪湖側(cè)和銅陵側(cè)箱涵的頂力系數(shù)仍達到了0.6和0.65，兩系數(shù)均為該次頂進的最大值，且顯著大于后續(xù)頂程處的頂力系數(shù)；（2）對蕪湖側(cè)箱涵而言，啟動之后頂力系數(shù)便回落至0.23，且隨著累計頂程的增加逐漸增大，在累計頂程為63.6m時頂力系數(shù)達到0.35，隨后略有降低，但基本保持平穩(wěn)；（3）與蕪湖側(cè)箱涵略有不同，銅陵側(cè)箱涵的頂力系數(shù)較為穩(wěn)定，基本維持在0.3左右；（4）總體而言，銅陵側(cè)的平均頂力系數(shù)（0.27）大于蕪湖側(cè)（0.25）。這可能是由于頂進前施工方將蕪湖側(cè)滑板接長了10 m，而銅陵側(cè)滑板沒有進行相應(yīng)接長。

3.2 箱涵變位過程分析

在箱涵頂進的全過程中，以一個千斤頂頂程（1 m）為單位對箱涵底板4個水準點的標高進行了測量。在此基礎(chǔ)上，由（HX12-HX14）/L可得到蕪湖側(cè)縱向坡度，由（HX11-HX13）/L可得到銅陵側(cè)縱向坡度；由（HX14-HX13）/D可得到前端橫向坡度，由（HX12-HX11）/D可得到后端橫向坡度。其中H為各水準點的標高測量值，L為X11和X13之間的水平距離，D為X11和X12之間的水平距離。得到的頂進過程中箱涵兩側(cè)縱向坡度的變化見圖6，前后兩端的橫向坡度變化見圖7。

圖6 箱涵縱向坡度

由圖6可知，隨著箱涵累計頂程的增加，兩側(cè)箱涵的縱向坡度均呈不同程度的增加，但當坡度達到極大值后，坡度均逐漸減小。表明隨著累計頂程的增加，箱涵前端離開滑板進入土體，土體因豎向應(yīng)力增加而發(fā)生沉降，造成箱涵前端“扎頭”。而后期箱涵縱向坡度之所以會減小，是由于施工方在箱涵前端安裝了船頭坡并適當減小了前端的挖土量。

由圖7可知，初始時刻兩箱涵的底板均保持水平，隨著累計頂程的增加，兩箱涵前端和后端的橫向坡度基本保持吻合。說明在頂進過程中箱涵沒有發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)變形，箱涵的安全性能得以保證。與此同時，在箱涵前進的過程中，蕪湖側(cè)箱涵不斷地向銅陵側(cè)傾斜，銅陵側(cè)箱涵不斷地向蕪湖側(cè)方向傾斜；箱涵就位后，蕪湖側(cè)箱涵的橫向坡度達到2.47‰，銅陵側(cè)箱涵的橫向坡度達到-1.52‰，其水平傾斜情況均在正常范圍內(nèi)，不影響箱涵結(jié)構(gòu)的實際受力性能。

圖7 箱涵橫向坡度

3.3 箱涵底板受力性能監(jiān)測

由圖5千斤頂頂力系數(shù)可知，對每個頂程而言，箱涵底板所承受的千斤頂頂力均不同，因此針對箱涵的底板的應(yīng)變測點，測量了這些測點每個頂程所承受的最大應(yīng)變值。并將應(yīng)變值換算為應(yīng)力值，從而得到了箱涵底板測點應(yīng)力值與累計頂程的關(guān)系圖，其中底板混凝土（C50）的彈性模量E為3.45×104MPa，見圖8。

圖8 箱涵底板應(yīng)力值-累計頂程關(guān)系

由圖8可知，在整個頂進過程中箱涵底板各測點均受壓，且應(yīng)力值均較為穩(wěn)定。其中，蕪湖側(cè)箱涵頂進時底板的最大應(yīng)力值為1.728 MPa，銅陵側(cè)的最大值為1.584 MPa，遠低于底板混凝土抗壓強度。與箱涵底板測點離千斤頂作用面的距離類似，測點的應(yīng)力值呈3個階梯分布：其1#～3#處于第1階梯，應(yīng)力值為1 035～1 725 kPa；4#～6#處于第2階梯，應(yīng)力值為345～1 035 kPa；7#～10#處于第3階梯，應(yīng)力值小于172.5 kPa。

3.4 箱涵側(cè)壁土壓力

為了分析頂進過程中周圍土體對箱涵側(cè)壁的擠壓作用，待箱涵前端離開滑板進入切土狀態(tài)時即按累計頂程記錄銅陵側(cè)箱涵外側(cè)壁測點對應(yīng)的土壓力值，土壓力測點離箱涵底板地面豎直距離2 m，土壓力值見圖9。

圖9 箱涵側(cè)壁土壓力

考慮到箱涵頂板上無覆土，則箱涵自重造成的底板壓力為0.057 MPa；另一方面，對頂進全過程而言，前端測點P1的土壓力平均值為0.025 4 MPa，后端測點P2的平均值為0.013 6 MPa。由此可知，箱涵側(cè)壁土壓力對整個箱涵頂進所造成的阻力是不可忽視的。但由于土壓力對箱涵側(cè)壁的作用面積是逐漸增加的，在前期（累計頂程40 m之前）由土壓力造成的箱涵側(cè)壁摩阻力相對較小。

由圖11可知，在箱涵頂進的初始階段，測點P1的土壓力值小于測點P2，但隨著箱涵累計頂程的增加，測點P1的土壓力值逐漸增大，當累計頂程大于40 m后，測點P1的土壓力值大于測點P2。在整個頂進過程中，測點P1的最大土壓力值為0.060 MPa，測點P2的最大值為0.055 MPa。

3.5 支墩受力及傾角變化分析

為了解頂進過程中支墩的受力性能，根據(jù)施工順序?qū)?條支墩側(cè)壁和底面的土壓力進行了監(jiān)測，重點監(jiān)測了蕪湖側(cè)1#和2#支墩以及銅陵側(cè)3#支墩，監(jiān)測結(jié)果見圖10。

由圖10可知，支墩側(cè)壁土壓力值很小，而支墩底面土壓力值較大。在整個頂進過程中，支墩側(cè)壁土壓力值基本不變。與此同時，支墩底面的土壓力變化卻略有不同：（1）在蕪湖側(cè)頂進過程中，1#和2#支墩底部的土壓力值均較為穩(wěn)定，維持在0.11 MPa附近；（2）在銅陵側(cè)頂進過程中，支墩底部的土壓力值起初為0.025 MPa，隨著累計頂程的增加，土壓力值逐漸增加，最大為0.09 MPa。

圖10 支墩土壓力變化

在本文的研究中，對頂進過程中3#支墩傾角的變化進行了監(jiān)測，重點研究了傾角隨累計頂程的變化以及火車啟動和經(jīng)過時傾角的變化。其中，傾角隨累計頂程的變化見圖11。

圖11 支墩傾角-累計頂程關(guān)系

由圖11可知，在整個頂進過程中，支墩傾角在0.65～0.75°波動。其中3#支墩傾角以20 m為周期發(fā)生波動，即在累計頂程為1 m，20 m，45 m，70 m時，傾角達到最小值0.65°；在累計頂程為0 m，10 m，40 m，65 m，80 m時，傾角達到最大值0.75°。

此外，本文還對火車啟動和經(jīng)過時4#條形支墩的傾角進行了測試，測試結(jié)果見圖12。

圖12 支墩傾角變化

由圖12（a）可知，火車剛啟動時，支墩傾角先增大后減小，1 min之后經(jīng)歷了3 min的平穩(wěn)期，從第4 min開始支墩傾角波動地上升，且離散性較大，此時火車尾部即將駛離便梁?？傮w而言，火車啟動時不斷加速，當速度超過某個臨界值后支墩傾角加大且波動性較大。由圖12（b）可知，火車經(jīng)過時支墩傾角呈現(xiàn)一定的波動，剛開始波動較大，后期波動較小，整體較為穩(wěn)定。

4 結(jié)論

通過對長大型箱涵下穿蕪銅鐵路線施工全過程關(guān)鍵構(gòu)件受力性能及形態(tài)的監(jiān)測，得出以下結(jié)論：

（1）從縱向坡度的角度看，隨著累計頂程的增加，兩箱涵均呈現(xiàn)出輕微“扎頭”，但及時采取調(diào)整船頭坡等方法使“扎頭”得到了抑制。從橫向坡度的角度看，隨著累計頂程的增加，兩箱涵前端和后端的橫向坡度基本保持吻合?？梢员砻鳎陧斶M過程中箱涵沒有發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)變形，箱涵的安全性能得以保證。

（2）箱涵側(cè)壁土壓力對箱涵頂進所造成的阻力是不可忽視的，但由于土壓力對箱涵側(cè)壁的作用面積是逐漸增加的，在前期（累計頂程40 m之前）由土壓力造成的箱涵側(cè)壁摩阻力相對較小。

（3）箱涵底板各測點均受壓，應(yīng)力值與測點和千斤頂?shù)乃骄嚯x成反比；在整個頂進過程中，各測點的應(yīng)力值均較為穩(wěn)定。

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Research on the Whole-process Monitoring of Construction of a Long Box Culvert Under-crossing Wutong Railway

Wang Feiqiu
（Road and Bridge Branch of China Railway 24th Bureau Group Co. Ltd.， Shanghai 200070， China）

In order to understand the morphological changes and the mechanical behavior of the long-scale box culvert with jacking method across railway， the project West Beijing road of Tongling city under-crossing Wutong railway was taken as the research object. The 64.4m long box culvert on the south side was monitored during the whole jacking process， and analyses were focused on the jacking force coefficients， morphological changes of the box culvert， stress changes and dip angle changes of the buttress. Results show that in the start stage， the jacking force coefficients of box culvert were significantly larger than the mean value of those during the whole jacking process. In addition， side-wall soil pressure of the box culvert couldn' t be ignored during jacking process. However， the side-wall friction was relatively small when the jacking distance was less than 40 meters. In the view of the longitudinal slope， the box culvert showed a slight of "blinding head" which was timely suppressed. During the whole jacking period， the dip angle of the buttress kept in a stable value between 0.65° and 0.75°.

box culvert； under-crossing construction； construction monitor； morphological changes； mechanical behavior

U449.82

A

1672-9889（2016）01-0051-06

王飛球（1979-），男，江西九江人，高級工程師，主要從事公路橋梁的施工與管理工作。

2015-04-20）