懸浮隧道實驗工程研究

林巍，尹海卿，劉凌鋒，鄒威，田英輝，劉亞平，林鳴

（1.中交懸浮隧道工程技術聯合研究組，廣東 珠海 519015；2.中交公路規(guī)劃設計院有限公司，北京 100088；3.中交第三航務工程局有限公司，上海 200032；4.天津大學，天津 300072；5.中交第一航務工程局有限公司，天津 300461；6.中國交通建設股份有限公司，北京 100088）

0 引言

當今世界，溫室效應引起海平面加速上升，極端天氣頻現，人口數量再過二三十年預測將達百億。面臨的挑戰(zhàn)有糧食、可居住的土地，以及綠色清潔能源的生產與運輸。

為解決上述問題，海上風電、漂浮光電等離岸新能源已大規(guī)模發(fā)展，漂浮農場和海上牧場等已有實施，漂浮城市和漂浮島嶼等人類與水共存的新生活方式已成為嚴肅的研究課題。懸浮隧道作為漂浮結構與其自身和大陸之間的交通和物資運輸紐帶，其真正意義上的實現刻不容緩。盡管以往已有大量研究，但對實驗工程及實現方法（施工建造）的描述仍是空白。

1 介紹

1.1 已有概念與技術現狀

懸浮隧道概念的提出是在近兩世紀前或更早[1]。文獻記載的有1860年S.Preault的博斯普魯斯水下鐵路方案[2]、1976年Per Hall的方案[2]、1886年Reed James與1924年Olsen Dale的概念方案[1]、1940年Andrew Charles提出的美國西雅圖普吉灣懸浮隧道初步設計[3]、1969年Alan Grant提出的墨西拿海峽方案[3-4]以及1984—1996年先后提出的另外3個方案[4]、1985—1994年有資質的承包商提出的4個挪威赫格海峽方案[1，4]、1995年日本出版的內埔灣懸浮隧道概念設計[4]，以及2000年之后中-意聯合體金塘海峽方案和千島湖懸浮隧道原型方案[2]。

盡管自1872年甚至更早就有懸浮隧道的發(fā)明專利[5]和論文[2，4，6-7]，這些文獻對懸浮隧道的實現方法提出了一些有趣的想法，但仍然是只言片語、輔以一兩張插圖。直到近幾年，挪威公路局公開了E39公路上的峽灣通道的設計報告，給出了較詳細的浮筒懸浮隧道的建造方法[8-9]。即便如此，以上全部加起來，仍需要想象力才可能形成完整的實施畫面。而且，錨纜懸浮隧道的具體實現方法幾乎仍然是空白。

錨纜懸浮隧道技術儲備現狀表明，離岸巖土工程經由深海油氣而發(fā)展，已具有相當豐富的工程經驗與規(guī)范指南和科技成果[10]。整體浮運安裝可行性已通過挪威Bergs?ysundet和Nordhordland兩座浮橋的建造得以檢驗，兩座橋分別于1992年和1994年通車，后者長達1 256 m[11]。水下連接與定位已在沉管工程通過多種方式實現[12-13]。以上成功案例對懸浮隧道實驗工程的實現是鼓舞人心的，對建造方法也提供了很好的啟示。

在全局水池物理模型試驗方面，挪威大約于20世紀90年代已開展過試驗。中交懸浮隧道工程技術聯合研究組2018—2019年開展了1∶50、模型水深2 m、管體有效長度24 m的錨纜懸浮隧道物理模型水池試驗[14]。試驗的搭建就像建造一個“迷你工程”，經歷了水中纜力調節(jié)、姿態(tài)精確監(jiān)控、數據物理同步等一系列難題。

1.2 懸浮隧道競爭優(yōu)勢

文獻[1，4]認為錨纜懸浮隧道長度不受限，且文獻[4]估算當跨越水域寬度超過1 km以后，懸索橋的單位造價將大幅提升，懸浮隧道的經濟優(yōu)勢將顯現。

文獻[15]比較了已建跨海通道和已有懸浮隧道的概念提案，發(fā)現當水深超過80～100 m，且長度超過千米時，除了日本青函隧道，其它可行性方案均為懸浮隧道提案。

文獻[4]認為懸浮隧道水深不受限。但文獻[16]報告了4 200 m長、450 m深的Hareid-Sula通道近30%的費用都用于基礎上。

1.3 實驗工程選址原則

根據以上文獻分析，確定實驗工程選址原則：1）水深100～200 m左右，若再淺沉管或盾構隧道工法更具備競爭力，若再深基礎的投入過大。2）長度1～2 km，與索橋相比較具有競爭力，且具備水彈性觀測意義。3）由于較大波浪影響所帶來的懸浮隧道結構響應的不確定性，確定實驗工程（也將是世界首條錨纜懸浮隧道）在風平浪靜、水位變化小、弱水動力環(huán)境的內陸湖建造。

文獻[4]列舉了世界各地適宜建造懸浮隧道的場所。我國內陸湖[17]也有大量適宜地點。

2 建造方法與關鍵技術

2.1 總體描述

考慮實驗規(guī)模，斷面按單車道設置（圖1（a）），外徑7.7 m。為確保安全，墻壁采用鋼殼和鋼筋混凝土的復合結構，壁厚（0.04+0.51）m。

完工后，隧道一般段的延米重量約42 t/m，浮力47 t/m。也即具有47-42=5 t/m的凈浮力（RB），浮重比（BWR）47/42=1.12。

懸浮隧道由懸浮的管體（主結構）、岸邊的沉井以及錨泊系統構成。錨泊系統由水底的混凝土“沉船”、連接沉船和管體的豎向錨纜、錨纜上端的長度調節(jié)構造，以及錨纜下端的快速錨定與更換構造組成（圖1（b））。

圖1 方案總體描述Fig.1 General description of the scheme

我國某內陸湖水深最深處達170 m，斷面寬度較窄處約1 700 m，考慮兩頭錨固嵌入長度各20 m，管體結構總長暫定為1 740 m。

錨纜懸浮隧道運營時為正浮力，對自身的重量控制要求高，否則就會沉沒，而傳統橋隧工程在運營期通常不存在這方面的顧慮。通過3個措施滿足：1）管體漂浮階段通過干舷測量和調節(jié)確保重量精確控制；2）路面下方留有2 m3/m的調載空間，預制時預先加入1 t/m的壓載水。在運營階段，根據管體實際重量的增加（因海生物附著、結構吸水、隧道內灰塵累積等）或減少（因路面磨損、斷面擴大引起的浮力增加等）進行相應的卸載或加載；3）豎向線形采用單向坡，而非水底隧道常見的V形坡或W形坡，以避免隧道懸浮段內的積水而導致的重量變化，隧道兩頭設置集水坑，確保洞口外的水不進入隧道。

淹沒水深，也即管體外緣到水面的豎向凈距離，考慮以下因素：1）歷史極端低水位，確保隧道不失去浮力；2）施工期和運營期水上活動不受影響；3）管體所處深度水動力作用弱；4）與兩岸沉井施工的地貌和地質相匹配，盡量減少填挖方量。

實驗工程的主要建設步驟為：

1）管體整體預制與浮態(tài)寄存。

2）兩岸沉井施工與對接準備。

3）沉船預制、浮運、沉放與加載。

以上3項工作可同步開展。全部完成后，進行管體安裝。

4）管體牽引、下沉，并與沉井連接。

5）管體與沉船連接和重量轉換。

以下對主要建設步驟展開討論。

2.2 整體預制與漂浮寄存

基坑內流水線作業(yè)從左往右進行，工作流程是：1）在干塢區(qū)進行新預制段的鋼殼、鋼筋、內模與尾部端模的組裝；2）完成后，智能臺車將其向前運輸，通過內側塢門，并與前一個完成的預制段首尾連接，在干環(huán)境下形成整體，實現方法為：縱向鋼筋通過機械接頭連接，外鋼殼通過焊接連接，以前個預制段的尾端作為端模澆筑新預制段的混凝土；3）新預制段安裝尾端臨時端封門；4）內側塢門關閉，外側塢門打開，水灌入干濕交替區(qū)，智能臺車（類似深中通道沉管鋼殼運輸臺車）配合下降，新預制段與臺車脫開并得以起??；5）整體向前絞移一個預制段的長度（通常25 m），關閉外側塢門（也即外側塢門夾著新預制段的尾部，如圖2）；6）干濕交替區(qū)排水，新預制段尾端臨時封門打開，內側塢門也打開，進而允許上述第2步的平行作業(yè)；7）測量干舷高度，通過預制素混凝土塊壓載將漂浮段的平均干舷高度降低至0（隨遇平衡狀態(tài)）或10 cm。預制與系泊（漂浮寄存）總體布置見圖3。

圖2 外側塢門結構（包括其夾固的管體）Fig.2 External dockgate structure(incl.the tube clamped)

圖3 管體整體預制與漂浮寄存總平布置Fig.3 Overall layout of tube prefabrication and floating storage

重復以上步驟70次，可完成1 740 m長的管體的整體預制和系泊（由68個25 m預制段和2個20 m預制段組成）。

為避免管體系泊對湖面交通產生較大的影響，圖3的基坑與岸邊呈夾角建設。

內側塢門可采用常見的泄洪閘門。外側塢門見圖2。由門框（門檻）和上、下半幅和預制段組成。上半幅通過機械驅動實現塢門的開合與關閉。下半幅設計成自浮以適應潮漲潮落：與漂浮管體一道上下運動。上、下半幅與門框和管體及自身之間均設置臨時橡膠止水帶。這些止水帶能適應較大的變形并確保施工期臨時止水（例如港珠澳島隧工程使用的M止水帶[18]）。

2.3 沉井岸邊接頭

挪威峽灣兩岸是巖質地層。岸邊接頭的準備方法是通過從岸邊往水中開挖、預留最后一塊圓弧狀石門。在管體安裝前，將該石門向內爆破，破碎的石塊落入預先準備的采集坑內[7]。然而在更一般的環(huán)境下，例如軟土地層的岸邊準備工作的問題等，本文提出采用沉井法。

沉井可在岸邊的陸上施工亦可在水中施工，取決于地貌。沉井用于懸浮隧道岸邊連接的要點是：1）井壁在對接側預先開洞并安裝臨時封門。由此帶來的下沉重量偏心問題通過另一側井壁厚度修正；臨時封門在水下通過潛水員配合拆除。2）管體插入前，清除插入通道上的淤泥（圖4（a））；到了運營期，管體與沉井連接部位隨著時間發(fā)生淤積是允許的，可帶來額外安全儲備（圖4（b））。3）沉井封底后，必要時在沉井下方施工樁基礎，確保沉井與岸邊的錨固可靠。4）沉井幾何尺寸根據地質條件、錨固需求、管體安裝所需的平面扇形空間（見2.5節(jié)）綜合確定。

圖4 沉井Fig.4 Open caisson

2.4 混凝土沉船與定長錨纜

管體運營時凈浮力5 t/m，對于1 740 m懸浮段，每隔150 m設置1處錨固斷面以平衡浮力，共需設置11個。每處斷面通過4根垂向錨纜連接至湖底的混凝土沉船。參考圖1（b）。

為了拉住管體，若按1.5倍安全系數，沉船在水下的浮重量需要不少于150×5×1.5=1 125 t。由此得到沉船平面尺寸16 m×12 m、高5.5 m。

11個混凝土沉船依次在岸邊澆筑，干重量870 t，下水后干舷約1 m，浮運至隧道軸線上，再由臨時安裝浮體吊放、下沉至水底，此時沉船浮重量（負浮力）530 t，最終重量通過漂浮平臺及導管往沉船內（分倉）澆筑壓載混凝土來實現。

為預防運營期沉船滑移或發(fā)生地基傾覆，沉船底部設置裙邊[10]。

沉船上連接4根錨纜分擔750 t凈浮力，允許1根纜更換或意外破斷時另外3根可自持。選用公稱直徑112 mm、橫截面面積8 910 mm2、1570級鋼絲繩[19]，單根錨纜破斷力11 500 kN，約等于其均攤凈浮力的6.2倍。

以上工作及管體安裝工作（見2.5節(jié)）完成后，測量管體錨點與沉船錨點之間的相對距離，確定每根錨纜的制造長度，并精確制造。

2.5 整體安裝

預制完成的管體與3艘臨時安裝浮體通過豎向纜索連接（類似沉管隧道的沉放作業(yè)），管體絞移至隧道軸線附近，通過管內的壓載水消除10 cm的干舷并產生平均0.1 t/m的微負浮力。然后通過安裝浮體放纜，實現管體逐步下沉。

安裝階段，為了最小化結構變形，3艘安裝浮體設置在管體長度1/6、1/2、5/6的位置；帶纜階段（2.6～2.7節(jié)），為了兼顧最小化管體內力，安裝浮體位置最終選在了第2、6、10艘沉船的正上方。下沉階段的計算結果表明管體兩頭撓度不超過0.5 m，管體中間段撓度不超過0.05 m，管體內力均較小，不控制結構方案。

下一步作業(yè)是管體兩頭插入岸邊的沉井。由于管體兩頭有額外的嵌固段，意味著管體平面投影長度大于兩岸的凈距，對于如何實現水下對接的問題，文獻[7]提出的巧妙解決方法是：首先在細長管體的中部加載，管體受力變形、平面投影長度縮短，安裝時再卸載，管體恢復原來形狀的同時兩頭就插入了岸邊的隧洞。

考慮降低水下對接的難度，本文給出另一種解決方案：管體兩頭先后插入岸邊的沉井。首先，令管體與其最終位置軸線呈15°平面夾角，一端的頭部對準岸邊沉井的預留孔洞（此時沉井的臨時封門已拆除），這時管體在其最終位置豎面的投影長度縮短了1 740×（1-cos 15）=60 m，所以是可行的。接著，管體向前絞移，一頭插入沉井內45 m，再以插入點為旋轉軸，平面反方向旋轉15°，此時管體另一頭與岸邊仍有5 m凈距。最后，將管體反方向絞移（后退）25 m。這時管體兩頭均插入沉井，且插入深度均為20 m。

通過井壁與管體外緣接觸部位設置的環(huán)向注漿止水囊袋（日本沉管V-Block施工已有先例[13]），實現沉井內部的臨時止水。井內排水后，現澆混凝土，實現管體與沉井的永久連接與止水。

2.6 快速連接與長度調節(jié)

水中的管體（淹沒水深20～30 m）與水底11艘沉船（最深170 m）通過44根豎向錨纜連接。

首先連接錨纜的下端與湖底的沉船。圖5為一種快速連接設想，可結合水下機器人操作實現。沉船上相應設置鋼箱預埋件作為錨點。施工容差與運營期錯動適應能力通過球面構造實現。該操作也可逆向執(zhí)行，用于運營期更換錨纜。

圖5 錨纜快速連接工序Fig.5 Rapid connection procedure of anchor cable

然后，連接錨纜的上端與管體的錨點，并進行長度調節(jié)（張緊）。通過水下液壓千斤頂實現，作業(yè)原理見圖6。當需要調節(jié)的長度超過千斤頂行程時，就多次重復圖6（b）的步驟。

圖6 錨纜長度調節(jié)（張緊）原理Fig.6 Length adjustment(tensioning)mechanism of anchor cable

2.7 壓載、卸載與體系轉換

由于錨纜式懸浮隧道需要較大的浮重比來確保運營期錨纜不發(fā)生松弛與彈振，懸浮隧道施工階段的壓載重量需求遠大于傳統的沉管隧道，采用壓載水的方式不再適宜。因此實驗工程提出往管內運輸混凝土塊，并結合路面下進水的組合壓載方式（圖7）。前者負責預制階段將漂浮狀態(tài)管體干舷盡可能降低，后者負責沉放階段將管體調整成0.1 t/m負浮力狀態(tài)。

圖7 固液組合壓載系統示意Fig.7 Solid-water ballast system sketch

素混凝土塊通過軌道或臺車在管體預制時從基坑側運入漂浮的管內（每個預制段平均放置4個26 t的混凝土塊）。管體插入沉井、其端封門打開后，再將混凝土塊從一端運出，并同步抽出路面下方多余的壓載水。進而將管體0.1 t/m負浮力從一頭到另一頭逐步轉變?yōu)? t/m的正浮力。

為控制隧道線形和受力，以上卸載工作需要與第2.6節(jié)描述的錨纜連接與張緊工作交替進行，全部完成后，3艘安裝浮體可撤離，見圖8。該過程可稱為管體的體系轉換。圖9是管體安裝及體系轉換不同階段的豎向撓度計算結果。采用該方法，管體豎面線形最終將趨向理想狀態(tài)，纜力實現較均勻的分布。彎矩和內力結果表明全過程管體斷面彎矩或剪力的最大值均不超過其結構承載力的20%。

圖8 管體體系轉換Fig.8 Tube system transform

圖9 不同安裝階段管體沿程豎向撓度結果Fig.9 Tube vertical deflection results at different installation stages

2.8 去大型設施、小型可陸運裝配化綠色施工

將小型鋼浮箱（外輪廓尺寸諸如2.5 m×3 m×4 m）陸運至水邊，卡車卸貨入水，在湖面上拼接成臨時漂浮施工設施，包括：沉船用安裝船（由64個鋼浮箱組成）、水下導管混凝土澆筑平臺（30個）、管體用安裝船（3×16=48個）以及錨纜安裝、水下機器人和潛水員作業(yè)等漂浮平臺。前兩者使用后可拆除、重新拼裝可用于后續(xù)漂浮平臺周轉使用。

2.9 主要工程量與工期估算

主要工程量統計見表1。建造計劃估算結合前文和沉管工程經驗[20]見圖10。

表1 單車道1.75 km懸浮隧道主要工程量Table 1 Main quantities of single tube 1.75 km SFT

圖10 實驗工程主體結構施工計劃與時間估計Fig.10 Experimental project main structure construction schedule and time estimation

3 “安全體驗”與基本計算

作為實驗工程及首個錨纜懸浮隧道，確保使用者的安全體驗，或稱為結構的本質安全，十分必要。

1）在撞擊、沖擊等意外發(fā)生時，鋼殼和混凝土能獨立承載和防水。也即，內部混凝土結構受損時，外層鋼殼結構能夠確保管體的整體性和不漏水，允許修復的時間。反之亦然。

2）隧道豎面線形設計成單向坡，確保水不在隧道內累積，隧道永不沉沒。

3）允許同側或左右一對錨纜失效。

4）盡管實際不允許發(fā)生，設計計算時仍需滿足結構體系能允許較大的施工容差和錨點變位。

3.1 計算假設與參數取值

采用有限元程序、擬靜力計算方法。

模型參數。管體長度取1 800 m；簡化為梁單元；斷面抗彎剛度EI=3.96×1012Pa·m4；管體水下延米質量為86.08 t/m（已考慮附加水質量，下同）；錨纜材料彈性模量E=85×109Pa，水下百米質量17.82 t；錨纜與管體的連接通過無質量的剛臂模擬。管體兩頭假定固結。

主要荷載工況與作用。1）施工工況：①管體繞其一頭旋轉，牽引速度0.3 m/s對應轉動角速度0.01（°）/s；②管體下沉；③體系轉化。后兩者上文已討論。體系轉化的最后一步為運營初始工況，也即5 t/m向上的凈浮力與向下的錨纜初張力的平衡狀態(tài)。2）運營期特征水流荷載，參考文獻[8]的3種形式：①均勻滿布；②均勻布于管體中部的1/2；③均勻往返布置各1/2。流速取0.39 m/s。3）15℃升溫或降溫。4）錨纜失效或錨點變位：單個沉船橫、縱向偏差10 m，豎向0.5 m，或沉船橫、縱、豎向發(fā)生系統偏差H/100，H為水深。并與水流、地震、車輛荷載等運營期不利工況進行組合驗算。5）7度地震，基本動加速度峰值0.1g、反應譜特征周期0.45 s，暫忽略湖震的可能。6）車輛荷載沿隧道縱向1 t/m。

3.2 主要結果

3.2.1 自振特征

管體預制期間，經歷了從短到長、從半漂浮的剛體到漂浮的細長桿的過程，管體漂浮在水面上的“支撐剛度”由其水面線面積決定，立（豎）面一階自振周期從0逐漸增大至12.23 s。下沉階段，立面一階自振周期53.49 s，與岸邊固結后，減小至25.04 s，體系轉換完成后進一步減小至5.23 s。管體的平面一階自振周期為145.17 s。

3.2.2 最大響應與組成

按照上文所述斷面和墻壁構造，考慮材料折減系數后的管體結構抗彎承載力為12.2×105kN·m，抗剪承載力為2.1×104kN。

為研究結構體系的“安全體驗”和各項不利作用的貢獻比例，將水平響應、豎向響應、扭轉，以及軸向效應分開觀察。

1）管體平面最大響應：由均勻滿布水流（帶1.155荷載分項系數，簡寫為“×1.155”）、地震水平作用（×0.8），以及水平定位系統偏差與豎向定位系統偏差的組合（×1）組成。此時管體中部撓度超過7 m，接近L/250的極限，L為管體長度。撓度最大值及構成見圖11。該工況的最大剪力使用到斷面能力的13%，彎矩用到30%。

圖11 平面最大撓度及貢獻組成Fig.11 Maximum deflection in plane and its constitutions

2）上拱的管體立面的最大響應：由初始狀態(tài)（×1.1）、豎向定位系統偏差（×1）、管體頭部左右一對錨纜破斷（×0.8），以及地震豎向作用（×0.8）組成。此時斷面最大彎矩用到其抗彎承載力的31%（圖12）、剪力用到30%、撓度最大為1.8 m。

3）下撓的管體立面的最大響應：由初始狀態(tài)（×1.1）、車輛荷載與附加重量（×1.155）、管體端部豎向定位偏差（×1），以及地震豎向作用（×0.8）組成。此時管體剪力用到35%（圖13）、彎矩用到27%、撓度最大為1.7 m。

圖12 立面最大彎矩及貢獻組成Fig.12 Maximum moment in vertical and its constitutions

圖13 立面最大剪力及貢獻組成Fig.13 Maximum shear in vertical and its constitutions

4）管體扭轉響應較小。不利作用的主導項為管體一端或中間單側的兩根錨纜破斷。

5）管體與兩岸沉井若在冬日通過混凝土澆筑永久鎖定，當夏日升溫時，如果管體端部軸向運動受限，易發(fā)生在平面上的壓桿失穩(wěn)（必要時在管體與一側沉井連接部位，研發(fā)適應2～3 m軸向大幅度伸縮的特殊接頭）。如果施工時選擇夏日鎖定，冬日降溫后管體會產生最大近9 000 t軸拉力，而管體抗拉承載力約為40 000 t，兩者之比為23%。

最后，將上述平面與立面的最大彎矩求平方根之和得到空間最大彎矩5.27×105kN·m，并與最大軸拉力組合（該彎矩組合結果將比懸浮隧道實際可能出現的最不利工況結果還偏大），帶入斷面彎矩-軸力曲線中，如圖14所示。可見，斷面承載力仍有較大富裕，甚至預留了混凝土破損的富裕安全量。

圖14 鋼殼、鋼筋混凝土及其復合斷面的彎矩-軸力曲線與極端拉彎組合內力點Fig.14 Moment-axial force curve of steel shell,reinforced concrete and their composite sections and the extreme tension-bending internal force point

綜上可見，實驗工程管體結構設計將由撓度控制（L/250）。同時考慮基礎錨點大幅度偏位和一對錨纜破斷引起的內力增量、水流力、15℃降溫引起軸拉力（不考慮岸邊特殊允許伸縮接頭構造）、以及7度地震等極端工況的最不利組合后，管體拉彎內力的計算結果仍只使用了其復合斷面承載能力的50%，抗剪只用到35%。

以上初步論證了實驗工程的安全性。

4 需要進一步開展的工作

為了確保實驗工程可行性，還需結合當地水文、氣象、地貌和地質資料，進一步開展的詳細驗算或專題論證工作包括但不限于：

1）通過約20 000個工況組合，校驗管體的內力和撓度、沉船與岸邊接頭的VHM復合承載力，以及錨纜的破斷力（包括單根錨纜彈振、VIV與參數振動的驗算）。

2）通過約200個水動力、結構與錨泊系統的單參數改變或狀態(tài)改變的敏感性分析，論證結構體系的魯棒性（robustness）。

3）運營期管體重量監(jiān)控與調載方案論證與專題研究，包括當地特征環(huán)境作用下的懸浮隧道長期重量變化影響因子專題研究。

4）結合水下地貌與地質參數，驗算沉船地基的抗滑和抗傾覆穩(wěn)定性。

5）火災、車輛撞擊、沉船、落錨、地震引起的湖震等極端工況專題研究。

6）船舶通航與船行波等影響專題研究。

7）管體與錨纜深水高壓環(huán)境下耐久性與抗疲勞性能專題研究。

8）車-隧-浪-流耦合作用下全局響應分析，通過加速度結果驗算使用舒適性。

9）管體和錨纜渦激振動耦合響應分析。

10）臨時與永久止水聚合物解決方案研發(fā)。

11）施工、運營、監(jiān)控、養(yǎng)護風險專題研究。