魏文暉，王寶輝，王志華，王善謠，魏林春

(1.武漢理工大學(xué) 道路橋梁與結(jié)構(gòu)工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢　430070；2.上海隧道工程股份有限公司，上?！?00082)

現(xiàn)澆地下連續(xù)墻是地鐵隧道施工中常用的深基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)，具有剛度大、整體性好、防滲性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。隨著地下連續(xù)墻深度和寬度的逐漸加大，接頭作為整個(gè)地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，其所采用的形式在整個(gè)地下連續(xù)墻設(shè)計(jì)中有著重要的影響，其中，H型鋼接頭因其流水線路長(zhǎng)、阻力大、止水效果好等優(yōu)點(diǎn)在地下連續(xù)墻設(shè)計(jì)中得到了普遍采用，并取得了良好的工程效果[1]。然而，H型鋼接頭形式的使用也帶來(lái)了一定的問(wèn)題，即H型鋼在施工澆筑過(guò)程中容易出現(xiàn)變形過(guò)大[2]，尤其是對(duì)于超大、超深的地下連續(xù)墻。圖1為地下連續(xù)墻澆筑完成后的超聲波檢測(cè)圖，過(guò)大的H型鋼變形難以保證連續(xù)墻之間的咬合，甚至直接影響后幅鋼筋籠的沉槽吊裝，阻礙地下連續(xù)墻施工的正常進(jìn)行。此外，在地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中，還會(huì)出現(xiàn)吊耳鋼筋軸力增大導(dǎo)致鋼筋拉斷的情況，如圖2所示。

目前，大部分針對(duì)地下連續(xù)墻的研究都集中在地下連續(xù)墻施工結(jié)束后基坑開(kāi)挖過(guò)程中地下連續(xù)墻整體的受力和變形分析[3-15]，鮮有針對(duì)施工澆筑過(guò)程中地下連續(xù)墻受力和變形的研究。因此，施工澆筑過(guò)程中地下連續(xù)墻H型鋼接頭處變形、吊耳鋼筋受力等關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題是地下連續(xù)墻施工中亟待研究解決的問(wèn)題。

圖1地下連續(xù)墻超聲波檢測(cè)圖2拉斷的吊耳鋼筋

本文利用有限元軟件ANSYS對(duì)采用H型鋼接頭的地下連續(xù)墻施工澆筑過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值分析，研究H型鋼水平變形和吊梁支座反力變化規(guī)律，同時(shí)以武漢市長(zhǎng)江地鐵隧道為研究背景，進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，并與三維數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證數(shù)值分析方法的合理性和精度，為地鐵隧道地下連續(xù)墻施工澆筑工程提供理論和技術(shù)支持。

1　工程背景

本文以武漢三陽(yáng)路長(zhǎng)江地鐵隧道工程武昌工作井地下連續(xù)墻為研究對(duì)象。該工程位于武漢市秦園路下方，工作井平面尺寸為60 m×46 m(長(zhǎng)×寬)，圍護(hù)采用1.5 m厚C35水下鋼筋混凝土連續(xù)墻，接頭形式采用H型鋼接頭，成槽設(shè)備采用銑槽機(jī)和液壓抓斗成槽機(jī)配合施工。地下連續(xù)墻的鋼筋籠規(guī)格為長(zhǎng)56 m，寬5.65 m，厚1.38 m，上部通過(guò)由主筋外伸出的吊耳鋼筋懸掛在吊梁上。H型鋼外側(cè)填充泡沫高度為56 m，厚度為0.3 m，現(xiàn)澆混凝土高度為h，填充石料高度為L(zhǎng)，厚度為0.1 m，土層的相關(guān)參數(shù)取自相關(guān)工程地質(zhì)勘察報(bào)告，地下連續(xù)墻澆筑示意圖如圖3所示。

圖3　地下連續(xù)墻澆筑示意圖(單位：m)

2　有限元模型

2.1　有限元模型中主要參數(shù)的確定

與基坑開(kāi)挖過(guò)程中地下連續(xù)墻整體的受力和變形分析不同，地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中的受力和變形將受到現(xiàn)澆混凝土的直接影響。在澆筑過(guò)程中，現(xiàn)澆混凝土將產(chǎn)生收縮變形和凝固，其與鋼筋籠之間的作用也變得更為復(fù)雜；同時(shí)，在護(hù)壁泥漿的影響下，填充石子的物理力學(xué)參數(shù)也將發(fā)生改變。因此，參數(shù)的取值、界面接觸的模擬等是否合理，將直接影響三維數(shù)值模擬的精確性。

1)現(xiàn)澆混凝土的自生收縮變形

地下連續(xù)墻混凝土澆筑時(shí)間較長(zhǎng)，在此期間混凝土自身會(huì)發(fā)生一定程度的收縮變形，從而影響H型鋼的變形和吊梁支座反力。因此，選用文獻(xiàn)[16]中建立的自生收縮變形模型進(jìn)行模擬。該模型綜合考慮了水膠比、礦物摻和料等因素的影響，如式(1)所示。

(1)

在ANSYS分析中，由于混凝土模擬單元SOLID65不具備模擬自生收縮變形的功能，但可以模擬溫度變化產(chǎn)生的變形。因此,本文通過(guò)控制混凝土溫度收縮應(yīng)變使其與混凝土自生收縮應(yīng)變相同，從而達(dá)到模擬混凝土自生收縮變形的效果。

2)現(xiàn)澆混凝土的彈性模量

在澆筑期間，現(xiàn)澆混凝土由于凝結(jié)作用，其彈性模量將隨時(shí)間的推移而發(fā)生變化。因此，采用Kanstad改良彈性模量發(fā)展模型[17]進(jìn)行模擬，如式(2)所示。

(2)

式中：Ect(t)為t時(shí)刻混凝土的拉伸彈性模量；Ect,28為混凝土養(yǎng)護(hù)28 d的拉伸彈性模量，C35混凝土取3.15×10-2Pa；s為試驗(yàn)常數(shù)，水泥混凝土取0.25；nE為拉伸模量隨時(shí)間發(fā)展系數(shù)，取1.0。

3)填充石料的本構(gòu)關(guān)系

施工澆筑過(guò)程中，變形的H型鋼對(duì)外側(cè)的填充石料將產(chǎn)生明顯的擠壓作用。因此，采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，描述泥漿影響下填充石料的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系，該準(zhǔn)則在Mises屈服準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上考慮了平均主應(yīng)力對(duì)材料抗剪強(qiáng)度的影響，以及因屈服引起的體積膨脹，適用于顆粒狀材料的模擬。

4)現(xiàn)澆混凝土的側(cè)向壓力

H型鋼的主要變形是由現(xiàn)澆混凝土的側(cè)向壓力引起的。因此，采用雙線性混凝土壓力模型對(duì)H型鋼側(cè)面施加壓力。雙線性混凝土壓力模型如式(3)所示[18]。

(3)

5)界面接觸問(wèn)題

地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中所涉及的界面接觸主要包括：①H型鋼底部砂袋與槽底土體之間的接觸；②填充石料與外側(cè)土體之間的接觸。因此采用面—面接觸模型對(duì)以上接觸問(wèn)題進(jìn)行處理。面—面接觸模型具有能夠傳遞法向壓力和切向摩擦力，不傳遞法向拉力的特點(diǎn)，并支持大滑動(dòng)和摩擦的大變形，從而可以有效地模擬地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中的界面接觸。

2.2　基本假定

做如下基本假定：

(1)連續(xù)墻施工中，混凝土澆筑速度為勻速；在同一單位時(shí)間段(取1 h)內(nèi)澆筑的混凝土自生收縮變形和彈性模量變化是相同的；

(2)不考慮澆筑過(guò)程中混凝土溫度變化產(chǎn)生的應(yīng)變；

(3)填充石料為連續(xù)彈塑性體，采用D—P屈服準(zhǔn)則，不考慮其因未壓實(shí)而產(chǎn)生的空隙。

2.3　地下連續(xù)墻有限元模型

采用不同的有限元模型模擬地下連續(xù)墻的各個(gè)部分，具體見(jiàn)表1。填充泡沫的彈性模量通過(guò)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)取樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)確定，為0.8 MPa。填充石料及場(chǎng)地土層的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2，其中填充石料的彈性模量及內(nèi)摩擦角因考慮了泥漿影響而進(jìn)行了適當(dāng)弱化。由此建立的地下連續(xù)墻有限元模型如圖4所示。

表1　澆筑模型采用的有限元單元

表2　填充石料及場(chǎng)地土層的物理力學(xué)參數(shù)

圖4　地下連續(xù)墻有限元模型

動(dòng)態(tài)施工澆筑過(guò)程模擬：①整幅鋼筋籠澆筑過(guò)程歷時(shí)約為8 h，以每2 h為1個(gè)階段將澆筑過(guò)程劃分為4個(gè)階段；②階段1—階段4的現(xiàn)澆混凝土高度分別為14，28，42，56 m，并考慮不同階段下所澆筑的混凝土由于凝結(jié)時(shí)間不同而造成混凝土自生收縮變形和彈性模量的差異；③在H型鋼腹板內(nèi)側(cè)面施加相應(yīng)階段混凝土高度的雙線性混凝土壓力；④結(jié)合實(shí)際施工中石料填充方案，階段1—階段4的石料填充高度分別為30，40，50，56 m。以此模擬的動(dòng)態(tài)施工澆筑過(guò)程如圖5所示。

圖5　動(dòng)態(tài)施工澆筑過(guò)程

3　有限元計(jì)算結(jié)果及分析

從H型鋼水平變形和吊梁支座反力2個(gè)方面對(duì)地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中的變形和受力進(jìn)行分析。

3.1　H型鋼水平變形

為了便于表述H型鋼水平變形隨混凝土澆筑高度變化的規(guī)律，將現(xiàn)澆混凝土澆筑高度56 m以每14 m為1個(gè)高度段，共劃分為4個(gè)高度段，從下至上依次編號(hào)為1，2，3，4。澆筑起點(diǎn)和4個(gè)高度段終點(diǎn)的相對(duì)標(biāo)高依次為-56，-42，28，-14，0 m。

圖6為有限元計(jì)算的各階段下H型鋼的水平變形。從圖6可知：階段1到階段2，H型鋼水平變形在高度段1略有增加，在高度段2內(nèi)增加較多；階段3，H型鋼水平變形在高度段1和高度段2發(fā)生回縮，在高度段3和高度段4之間過(guò)渡段(相對(duì)標(biāo)高-21～-7 m)則明顯增加；階段4，H型鋼水平變形在高度段1～高度段3仍出現(xiàn)回縮，在階段3(靠近地下連續(xù)墻頂部高度范圍內(nèi))有所增大；整個(gè)澆筑過(guò)程中，H型鋼的最大水平變形始終出現(xiàn)在高度段1內(nèi)。

圖6　各階段下H型鋼水平變形

由此可見(jiàn)，H型鋼的最大水平變形在施工澆筑過(guò)程初期(階段1、階段2，下同)隨混凝土澆筑高度的增加而增大，在中后期(階段3、階段4，下同)有所減小。究其原因?yàn)椋阂环矫媸怯捎谠跐仓^(guò)程的中后期，混凝土發(fā)生的自生收縮，導(dǎo)致H型鋼產(chǎn)生回縮變形；另一方面，隨著混凝土凝結(jié)的發(fā)展，使得先澆的底部混凝土流動(dòng)性下降，彈性模量也將相應(yīng)增大，減少了H型鋼的變形。

3.2　吊梁支座反力

為了便于表述吊梁支座反力隨混凝土澆筑高度變化的規(guī)律，對(duì)吊梁支座進(jìn)行編號(hào)，如圖7所示。圖8表明了各階段下吊梁各個(gè)支座反力隨混凝土澆筑高度變化的規(guī)律。

從圖8可知：澆筑過(guò)程中，兩側(cè)的支座反力變化規(guī)律相同；支座反力的最大值始終出現(xiàn)于支座A1(B1)，最小值則始終出現(xiàn)于支座A4(B4)，遠(yuǎn)離H型鋼的支座反力大于靠近H型鋼的支座反力，即A1>A2>A3>A4(B1>B2>B3>B4)；階段1到階段2，各吊梁支座反力增大較多；階段3和階段4，支座反力的變化斜率較階段2有所減小。

圖7　吊梁支座編號(hào)

圖8　各階段下吊梁支座反力

圖9為各階段下的吊梁支座總反力(即各支座的反力之和)隨混凝土澆筑高度變化的規(guī)律。從圖9可知：隨著混凝土澆筑高度的增加，支座總反力在階段1到階段2為明顯增加，階段2到階段3為略有增加，階段3到階段4則有一定的減??；澆筑過(guò)程中，支座總反力的最大值出現(xiàn)于階段3，約為階段1時(shí)的1.3倍，并且約為鋼筋籠自身有效重量(885 kN)的2倍。

圖9　各階段下吊梁支座總反力

吊梁支座總反力之所以會(huì)出現(xiàn)先增加后緩慢減小的變化規(guī)律，主要是因?yàn)椋涸跐仓跗冢葷仓牡撞炕炷涟l(fā)生部分凝固且剛度(彈性模量)較低，造成新澆混凝土和底部混凝土的大部分重量通過(guò)混凝土與鋼筋之間的粘接作用傳遞到鋼筋籠上部由吊梁承擔(dān)，使得支座總反力隨著混凝土澆筑高度的增加而明顯增大，而在澆筑中后期，底部大部分混凝土已經(jīng)凝固，并且具有較大的剛度，使得混凝土和鋼筋籠的部分重量傳遞到槽底持力層。由于澆筑過(guò)程中支座總反力較鋼筋籠自身有效重量高出較多，且現(xiàn)澆混凝土側(cè)向壓力引起的彎矩作用會(huì)影響支座反力的分布。因此，對(duì)此應(yīng)在施工過(guò)程中給以足夠重視，以避免事故發(fā)生。

4　現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與有限元分析對(duì)比

為了對(duì)上述數(shù)值分析模型進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程中的H型鋼水平變形和吊梁支座反力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。H型鋼水平變形采用美國(guó)SLOPE INDICATOR雙向測(cè)斜儀量測(cè)，如圖10所示，通過(guò)讀取固定在H型鋼內(nèi)側(cè)腹板中間測(cè)斜儀

圖10　測(cè)量H型鋼水平變形的測(cè)斜儀

的水平位移來(lái)反映H型鋼的水平變形值。吊梁支座反力采用軸力傳感器量測(cè)，將軸力傳感器設(shè)置于吊梁兩端，如圖11所示。對(duì)應(yīng)4個(gè)階段分別統(tǒng)計(jì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果。

圖11　測(cè)量吊梁支座反力的軸力傳感器

為了能更好地說(shuō)明施工過(guò)程中混凝土的凝結(jié)效應(yīng)(即考慮混凝土自生收縮和彈性模量變化)、泥漿中填充石料的物理力學(xué)參數(shù)等因素對(duì)三維有限元計(jì)算結(jié)果的影響，除了上節(jié)所述的計(jì)算結(jié)果(定義其為計(jì)算1)外，采用上文模型進(jìn)一步分別對(duì)未考慮現(xiàn)澆混凝土凝結(jié)效應(yīng)(即未考慮自生收縮和彈性模量變化)、未考慮泥漿影響的2種情況進(jìn)行計(jì)算，將計(jì)算結(jié)果分別定義為計(jì)算2和計(jì)算3，并與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

4個(gè)階段下H型鋼水平變形的計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖12所示。由圖12可知：計(jì)算1各階段結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，各高度段無(wú)明顯差異(見(jiàn)圖12(a))；計(jì)算2明顯大于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，特別是在階段3和階段4時(shí)并未發(fā)生變形的回縮，與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果明顯不符(見(jiàn)圖12(b))；計(jì)算3各階段結(jié)果明顯小于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果(見(jiàn)圖12(c))，表明泥漿影響下填充石料力學(xué)參數(shù)的取值對(duì)于計(jì)算結(jié)果有較大的影響。

圖12　H型鋼水平變形計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

吊梁各支座反力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖13所示。由圖13可知：對(duì)于各吊梁支座反力，對(duì)于計(jì)算1，其計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果基本吻合(見(jiàn)圖13(a))；對(duì)于計(jì)算2，其支座反力的變化斜率大于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，階段3、階段4時(shí)在靠近H型鋼一側(cè)的支座上出現(xiàn)了“零”反力(見(jiàn)圖13(b))，這是由于H型鋼水平變形過(guò)大導(dǎo)致的結(jié)果；對(duì)于計(jì)算3，其支座反力的變化斜率較現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果略小，且各階段下A1、B1支座反力都小于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果(見(jiàn)圖13(c))，這是由于未考慮泥漿影響時(shí)H型鋼水平變形較小，對(duì)吊梁支座反力分布的影響也較小。

圖13　各吊梁支座反力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

吊梁支座總反力的計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖14所示。由圖14可知：階段1—階段4，吊梁支座總反力的計(jì)算1和計(jì)算3結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說(shuō)明填充石料力學(xué)參數(shù)的取值對(duì)吊梁支座總反力的影響不大。而計(jì)算2所得的支座總反力小于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，且在各階段的值幾乎相同，這是因?yàn)樵谟邢拊治鲋袑F(xiàn)澆混凝土考慮為理想流體狀態(tài)。

圖14　吊梁支座總反力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

以上分析結(jié)果證實(shí)了考慮混凝土凝結(jié)效應(yīng)和泥漿對(duì)填充石料作用的三維有限元計(jì)算方法的合理性和準(zhǔn)確性，但計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果仍存在一定差異。其原因主要在于：①施工現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境復(fù)雜，填充石料的密實(shí)度和泥漿濃稠度難以確定，導(dǎo)致石料的力學(xué)參數(shù)取值不準(zhǔn)確；②本文采用的混凝土自生

收縮模型和彈性模量發(fā)展模型是基于常規(guī)條件下得到的，本身存在一定誤差，泥漿條件下的相關(guān)參數(shù)需要進(jìn)一步研究。

5　結(jié)　論

(1)地下連續(xù)墻施工澆筑過(guò)程中，在現(xiàn)澆混凝土側(cè)向壓力和凝結(jié)效應(yīng)的綜合影響下，H型鋼水平變形在施工澆筑過(guò)程初期(階段1和2)隨混凝土澆筑高度的增加而增大，在中后期(階段3和4)有所回縮。

(2)施工澆筑過(guò)程中，吊梁支座反力的變化較為明顯，澆筑初期隨著混凝土澆筑高度的增加吊梁支座總反力值迅速增加，在澆筑中期略有增加，在澆筑后期出現(xiàn)一定的降低，澆筑過(guò)程中總反力最大值約為鋼筋籠有效重量的2倍，且現(xiàn)澆混凝土側(cè)向壓力引起的彎矩作用會(huì)影響支座反力的分布，在施工過(guò)程中應(yīng)足夠重視，以避免工程事故的發(fā)生。

(3)本文計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說(shuō)明本文建立的三維有限元模型考慮了施工過(guò)程中混凝土的自生收縮變形、彈性模量的變化和泥漿對(duì)填充石料的影響，能夠有效地模擬地下連續(xù)墻澆筑過(guò)程，研究結(jié)果可為同類工程施工提供參考和借鑒。

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