超深基坑混凝土環(huán)梁及內襯澆筑溫度效應研究*

王曉鵬

(上海城投水務工程項目管理有限公司，上海 201103)

0 引言

隨著城市地下空間建設需求的不斷增強，基坑工程逐步向超深、超大規(guī)模的方向發(fā)展，在這一過程中大體積混凝土的澆筑以及溫度裂縫控制將會成為更普遍、更重要的問題[1-3]?；庸こ套鳛橐粋€復雜的結構體系，不僅需要對獨立構件自身的升降溫過程進行控制，防止溫度裂縫產(chǎn)生對結構耐久性的損害；同時也需要關注構件澆筑的水化放熱以及降溫收縮過程對周圍結構的影響，防止局部溫度應力集中引起的破壞。因此，超深基坑局部與整體的溫度效應研究十分必要且具有一定工程指導意義。

混凝土的凝結硬化伴隨著水化熱的非線性溫度分布，這會導致拉伸應力超過新澆混凝土的強度，并出現(xiàn)裂縫。目前對于一般大體積混凝土溫度裂縫的研究較多，主要可以分成材料、結構設計和施工技術幾個方面。王衛(wèi)侖等[4]理論推導了自然環(huán)境溫度作用模型和混凝土內溫度響應模型;Alhozaimys等[5]研究了礦渣粉火山灰摻料對大體積混凝土水化熱及溫升的影響。申敬等[6]對大體積混凝土的裂縫成因進行了分析，并提出了相應的防止措施。對于基坑工程，特別是環(huán)形基坑工程，存在其自身的特殊性與復雜性。環(huán)形基坑圍護結構具有顯著的空間效應和拱效應，使得支撐彎矩減小，在計算過程中必須考慮圍護結構環(huán)向剛度對徑向剛度的貢獻[7-9]。Kumagai等[11]通過對大型圓筒形擋土墻監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析得出，擋土墻的性能主要受墻體溫度變化和側向壓力的耦合影響。胡琦等[11]提出了溫度場對環(huán)形深基坑圍護結構受力變形影響的分析方法，并獲得了溫度場變化引起的圍護結構受力變形模式。向艷[12]基于工程實測數(shù)據(jù)詳細分析了溫度應力對深基坑內支撐桿件軸力和支護結構變形的影響規(guī)律。

綜上，目前的研究主要關注局部的溫度效應，獨立討論溫度場作用對圍護結構或支撐的影響，缺少二者之間的相互影響分析。本文通過有限元數(shù)值模擬，對一環(huán)形超深基坑施工過程中的溫度效應進行模擬，并結合現(xiàn)場數(shù)據(jù)進行模型校核和規(guī)律驗證，研究了混凝土環(huán)梁澆筑過程中溫度場變化及其殘余溫度應力應變場，并進一步分析了環(huán)形內襯澆筑過程對已建地下連續(xù)墻的影響。

1 工程背景

某深層排水調蓄管道工程是為進一步提高地區(qū)排水防澇安全保障能力擬建的綜合性工程，先行試驗段目前已陸續(xù)開展施工建設?；迂Q井的平面布置及對應1—1剖面如圖1,2所示。該圓形基坑開挖深度為57.84m，基坑直徑34m，地下連續(xù)墻厚1.5m,深度105m，支護形式采取上部環(huán)梁支撐下部逆作內襯的方式，環(huán)梁截面尺寸2.0m×1.3m,內襯厚度隨著深度由1m增大至1.5m。

圖1 基坑平面示意

圖2 基坑開挖方案1—1剖面

基坑自身深度較大，地質條件為典型的上海軟土地層，穿越多個承壓含水層，周圍環(huán)境復雜。而且豎井基坑將在施工完成后進行側壁破碎以完成與盾構隧道的銜接，風險較高。此外，在運營過程中坑內將會持續(xù)反復進行儲水和輸水，因此對抗?jié)B以及耐久性提出了更高的要求?？傮w來看，該工程綜合性強、工況復雜、難度大。在施工過程中，現(xiàn)場觀察到環(huán)梁和內襯等大體積混凝土澆筑完成后表面有裂縫產(chǎn)生，同時監(jiān)測到地下連續(xù)墻橫向和豎向鋼筋應力受到顯著影響，初步分析得出這些現(xiàn)象主要與混凝土水化放熱引起的升降溫過程有關。

2 環(huán)梁溫度場簡化模擬分析及驗證

2.1 環(huán)梁溫度及應變監(jiān)測結果

第1道環(huán)梁在第2層土方開挖后進行澆筑，位于基坑頂以下9.05m處，結構設計位置如圖2所示。環(huán)梁采用塑料薄膜養(yǎng)護，溫度和應變傳感器綁定工作，截面測點布置情況如圖3所示，各測點以距支模板一側(迎坑側)的距離大小進行區(qū)分標記，同一斷面共布置5個測點。

圖3 環(huán)梁溫度及應變傳感器布置

環(huán)梁1澆筑過程中獲得的截面各位置溫度變化情況如圖4所示，各測點溫度普遍在澆筑完成后2 d左右達到最大值，最大升溫約35℃，最高溫度達到50℃，這一升溫過程主要是由于澆筑過程中混凝土自身水化放熱引起的。隨后開始進入降溫過程，并在14～16d之后溫度逐漸趨于平緩。圖5給出了A-0.35位置處的瞬時溫變速率與環(huán)境溫度的變化情況，平均環(huán)境溫度約為10℃，且在混凝土硬化中后期(6d)，表層混凝土溫變速率開始受到環(huán)境溫度的較大影響。從截面相對位置來看，升溫過程中溫度由中間位置向兩側梯度下降。而在降溫過程中，靠近地下連續(xù)墻一側熱量不易散失，溫度下降緩慢；迎坑側靠近模板和空氣，溫度下降較快。這種不均勻溫度場和內外溫差梯度將會導致較為復雜的溫度應力場。接下來將采用數(shù)值模擬和實測數(shù)據(jù)相結合的方式對環(huán)梁復雜溫度場下的受力以及變形特性進行研究分析。

圖4 各測點溫度監(jiān)測結果

圖5 溫變速率與環(huán)境溫度變化

2.2 計算模型及參數(shù)

采用ABAQUS軟件進行建模，幾何模型如圖6a所示，沿縱向截取高度為1.3m的環(huán)向實體，內側為環(huán)梁，外側為地下連續(xù)墻，兩者綁定約束。由于監(jiān)測過程中地下連續(xù)墻位移較小，約為5mm左右，因此對外部土體進行簡化處理，在地下連續(xù)墻外側直接施加換算得出的相應土壓力。模型底部設置豎向位移約束，各外表面分別根據(jù)實際情況設置常溫度邊界和對流邊界，其中與土體接觸面溫度取常數(shù)12℃。模擬采取測溫截面數(shù)據(jù)，不考慮豎向溫度傳遞，在環(huán)梁對應截面測點位置分別設置5個環(huán)形截面，施加監(jiān)測得到的溫度場，升溫第1天的溫度場如圖6b所示。相關混凝土材料參數(shù)如表1所示。

圖6 環(huán)梁數(shù)值模型

表1 混凝土材料參數(shù)

環(huán)梁混凝土考慮澆筑和硬化過程，其彈性模量隨時間步發(fā)生變化，采用下式進行擬合：

E(t)=32.5(1-e0.09t)

(1)

式中：時間t以天數(shù)計。模型采用八結點熱耦合六面體單元(C3D8T)，三向線性位移，三向線性溫度，溫度位移耦合。

2.3 計算結果及分析

最終計算得到環(huán)梁環(huán)向應力應變分布情況，在環(huán)梁內側，即迎坑側出現(xiàn)了拉應變區(qū)域，最大值約為100個微應變左右。分別選取實際環(huán)向應變測點位置，獲得環(huán)向應變隨著時間步的變化情況如圖7所示，實線為實測數(shù)據(jù)，虛線為模擬結果。本文中符號規(guī)定均以受壓為負，受拉為正。

圖7 環(huán)向應變模擬結果與實測對比

A-0.35位置處環(huán)向應變的模擬結果與實測數(shù)據(jù)較為吻合。在水化放熱升溫過程中，混凝土環(huán)梁受熱膨脹，由于自身的環(huán)向空間作用以及地下連續(xù)墻的位移約束，擠壓出現(xiàn)壓應變增長。實測曲線最大壓應變出現(xiàn)在環(huán)梁澆筑后第2天，與升溫曲線一致，而模擬結果由于第1個計算步設為初始場并施加土壓力，第2個計算步才開始升溫，故壓應變增長會有1d的滯后性。此后開始進入降溫過程，應變反向增長直至出現(xiàn)拉應變，但總體上拉應變相對于實測要偏小一些。

A-0.6位置處最終拉應變的模擬結果和實測接近，但模擬過程中拉應變反向增長比實測的時間提前了許多。實測結果顯示，壓應變增長在澆筑后第2天達到最大值約300με，之后在經(jīng)歷了約80με的減小后壓應變又再次增長到最大值狀態(tài)，并持續(xù)了8d左右的時間。

在A-1.6位置處，模擬結果最終也出現(xiàn)了應變的反向增長，但最終仍然保持壓應變狀態(tài)。但近地下連續(xù)墻一側的實測數(shù)據(jù)顯示，壓應變在混凝土澆筑后2～4d內雖然出現(xiàn)了減小的趨勢，卻在第5天左右突然增大，且之后環(huán)向應變保持穩(wěn)定，不再發(fā)生顯著變化。這一現(xiàn)象同A-0.6位置處十分相似，不同的是A-0.6位置處應變在13d左右開始出現(xiàn)了趨向拉應變的快速增長。

由于現(xiàn)場情況的復雜性，應變的變化并不單獨由溫度場所決定。第5天的壓應變突增可能與工程現(xiàn)場的實際施工工況有關，很有可能在某一工況下環(huán)梁開始與地下連續(xù)墻共同作用，分擔了部分來自墻外的主動土壓力。A-0.6與A-1.6位置處的差異則可能主要在于二者溫度邊界的不同。

環(huán)梁環(huán)向應力分布情況如圖8所示，最大拉應力值約為2.6MPa，已經(jīng)超過了混凝土的拉應力極限。不同時間步沿截面的應力分布情況如圖8所示。圖中左側截面上表面為迎坑側，下表面與地下連續(xù)墻固結。可以看出，在混凝土澆筑后11d左右首次出現(xiàn)了拉應力，并且在之后拉應力區(qū)域不斷增大直至深度約1.25m的范圍。從最后的應力分布來看，靠近支模版一側最終產(chǎn)生拉應力，靠近地下連續(xù)墻一側則并未出現(xiàn)，仍然位于壓應力范圍。

圖8 應力分布隨時間步變化

對相關參數(shù)的敏感性進行分析，發(fā)現(xiàn)對應力應變影響最大的因素主要有兩個。首先是混凝土自身的膨脹特性，即線膨脹系數(shù)α的大小。當α分別取為原始模擬的0.5，2，3倍后，環(huán)梁的應力和變形均發(fā)生顯著變化。圖9中給出了環(huán)梁最大拉應力和最大拉應變與膨脹系數(shù)比值的變化關系，這里的比值是調整后的膨脹系數(shù)與最初實際模擬中的膨脹系數(shù)之比。可以看到，應力應變隨膨脹系數(shù)增大而線性增長，因此，在實際工程中采用低膨脹性的混凝土對于溫度應力的控制具有重要影響。

圖9 最大拉應力應變與膨脹系數(shù)關系

其次，環(huán)梁的應力應變受溫度場的影響較大，模擬中對各徑向環(huán)形截面的溫度變化曲線進行反復調整后發(fā)現(xiàn)，溫度曲線方差較小時產(chǎn)生的溫度應力較小。以預埋水管冷卻降溫為例，相關研究[7-8]表明采取水管冷卻的溫控措施,能夠明顯地降低混凝土的最高溫度,起到了良好的削峰效果?；诖耍瑢Τ跏紲囟惹€進行削峰處理，將曲線高溫段溫度下調6℃，最終得到的A-0.35位置處的環(huán)向應變與初始結果對比情況如圖10所示。溫度曲線削峰后，不僅使得升溫過程引起的壓應變減小，同時也減小了降溫過程中產(chǎn)生的殘余拉應變。因此，在實際工程中，可以通過不同的技術措施來進行對溫度曲線的調控，以防止溫度裂縫的出現(xiàn)和開展。

圖10 調整溫度曲線前后環(huán)向應變情況對比

3 環(huán)形內襯澆筑對地下連續(xù)墻影響分析

在混凝土內襯澆筑過程中，內襯與地下連續(xù)墻接觸傳熱，并且由于接觸位置周圍被混凝土圍閉，散熱緩慢，易對地下連續(xù)墻的溫度場產(chǎn)生較大的影響。而地下連續(xù)墻的熱致彎曲應變主要由溫差和不均勻的熱膨脹/收縮控制[9]?，F(xiàn)場監(jiān)測結果表明，地下連續(xù)墻以及內襯均仍處于彈性狀態(tài)，利用彈性狀態(tài)下的疊加原理，其受力和熱應力可以獨立計算。這里僅對熱傳遞過程導致的溫度應力進行數(shù)值模擬分析。建立如圖11所示的模型，相關材料參數(shù)同上節(jié)中的環(huán)梁模型。地下連續(xù)墻按實際尺寸建立模型，內嵌簡化等效后的鋼筋籠。從上至下依次建立內襯1，2，3，相對位置在圖2中標出，厚度1m，其中內襯1縱向寬4.5m，內襯2和內襯3縱向寬3m。每道內襯澆筑時間間隔取21d，溫度整體均勻變化，溫度曲線取各位置測點平均后的結果。內襯與地下連續(xù)墻綁定，同時各內襯間豎向綁定，地下連續(xù)墻外側設置常溫度邊界，沿徑向施加相應土壓力，底部設置豎向位移約束。

圖11 數(shù)值模型

計算得到28m深度處地下連續(xù)墻內外側的混凝土應力變化情況如圖12所示?？傮w上內襯澆筑后，引起地下連續(xù)墻迎坑側壓應力增大，迎土側拉應力有所增長，且環(huán)向迎坑側應力變化幅度顯著大于迎土側。這主要和兩側的位置關系有關，迎坑側與內襯緊密接觸，迅速吸收內襯混凝土水化釋放出的熱量從而升溫膨脹，導致環(huán)向和縱向的壓應力增長；迎土側一方面距離熱源較遠，同時與土壤接觸，溫度變化較小。將地下連續(xù)墻沿縱向截取成一定寬度的圓環(huán)，此時，可以將這一圓環(huán)沿徑向拆分為兩個圓環(huán)的疊合，內部圓環(huán)為升溫體，向外膨脹擠壓，自身收到壓應力，而外部圓環(huán)即為迎土側，受到內部圓環(huán)作用產(chǎn)生拉應力，實際中在迎土側還存在外部土體的抗力以及切向土體摩擦力的作用，會對結構的受力產(chǎn)生一定程度的影響。

圖12 28m深度處地下連續(xù)墻混凝土應力模擬

選取的測點位置是地下連續(xù)墻28m深度處，位于內襯2中部偏下的位置，從3道內襯澆筑的影響來看，內襯2澆筑引起的溫度應力顯著大于其他內襯，內襯3的影響也總體上大于內襯1(豎向4.5m)，這說明內襯對地下連續(xù)墻的影響在豎向是有一定范圍的，距離越遠，影響程度越弱。同時注意到，迎坑側環(huán)向應力在內襯1澆筑時出現(xiàn)了小幅度的拉應力增長，從圖10內襯1澆筑后的環(huán)向應力分布情況可以看出，內襯1澆筑后在縱向和徑向一定范圍內出現(xiàn)壓應力，而在此之外的區(qū)域出現(xiàn)了拉應力(見圖13)。

圖13 內襯1澆筑后應力分布(單位：Pa)

提取28m地下連續(xù)墻鋼筋應力變化情況如圖14所示，對比圖13 混凝土應力變化，二者具有一致性，變化趨勢基本保持相同。圖15和16為現(xiàn)場實測情況，對比數(shù)值模擬結果，二者變化趨勢較為吻合，但也存在一些差異。首先，現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的鋼筋應力變化幅度大于模擬結果，環(huán)向最大壓應力達到了60MPa，豎向最大壓應力為20MPa。此外，迎坑側環(huán)向和縱向鋼筋的應力變化曲線均出現(xiàn)了內襯3澆筑引起的壓應力變化遠超過內襯2的情況，前者的變化幅度約為后者的2倍，這與模擬結果有所不同。根據(jù)現(xiàn)場的情況來看，兩層內襯澆筑的主要差異在于養(yǎng)護模式以及使用的模板，內襯2采用木模板和薄膜養(yǎng)護，而內襯3進行了調整，開始采用鋼模板和噴水養(yǎng)護。但由于現(xiàn)場工況較為復雜，具體造成這種現(xiàn)象的原因仍然有待進一步的探究和分析。

圖14 28m深度處地下連續(xù)墻鋼筋應力模擬

圖15 28m深度處地下連續(xù)墻環(huán)向鋼筋應力變化實測曲線

圖16 28m深度處地下連續(xù)墻豎向鋼筋應力變化實測曲線

4 結語

1)深基坑環(huán)形大體積混凝土支撐澆筑過程中易產(chǎn)生殘余溫度應力和應變，形成溫度裂縫，這一過程主要受到溫降和內外溫差的影響，同時也與環(huán)形結構自身受力的空間效應有關。

2)通過相關參數(shù)的分析，發(fā)現(xiàn)基坑環(huán)梁的溫度應力主要與混凝土自身的膨脹特性以及溫度場有關。環(huán)梁的最大拉應力和最大拉應變均與混凝土的膨脹系數(shù)呈線性關系；溫度變化曲線削峰前后的結果對比顯示當溫度場的變化幅度較小時，拉應力應變會有所減小甚至消失。

3)基坑內部環(huán)形支撐的澆筑會對已建的地下連續(xù)墻傳遞熱量，引起局部地下連續(xù)墻的溫度應力，具體表現(xiàn)為內襯澆筑區(qū)域一定縱向范圍內，地下連續(xù)墻迎坑側環(huán)向和豎向產(chǎn)生壓應力，近地下連續(xù)墻側環(huán)向和豎向均產(chǎn)生拉應力，且近地下連續(xù)墻側的拉應力增長幅度顯著小于迎坑側的壓應力增長。同時，數(shù)值模擬的結果表明在內襯澆筑區(qū)域一定縱向范圍外會產(chǎn)生拉應力區(qū)域。