李永軒，宋神友，金文良，劉玉擎

(1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092； 2.深中通道管理中心，廣東 中山 528400)

0 引言

鋼殼-混凝土組合結(jié)構(gòu)，是一種將鋼上下面板、橫縱隔板焊接形成鋼殼格室，在其內(nèi)部填充混凝土而形成的組合結(jié)構(gòu)，鋼面板與混凝土之間往往布置連接件以保證二者的緊密結(jié)合[1-2]。與傳統(tǒng)的混凝土結(jié)構(gòu)不同，鋼殼-混凝土組合結(jié)構(gòu)外置雙層鋼面板，既可承擔(dān)彎矩作用、保障防水性能、提高耐久性能，還能作為混凝土澆筑時的模板，承擔(dān)施工期間荷載并省去拆模脫模工序，近年來開始應(yīng)用于近海工程、海底沉管隧道等結(jié)構(gòu)中[3-4]。

混凝土澆筑對鋼殼-混凝土組合結(jié)構(gòu)沉管的工程質(zhì)量至關(guān)重要。小島朗史等[5]對日本港島沉管隧道首節(jié)沉管的混凝土澆筑方法和相關(guān)測試進(jìn)行了介紹，為減少水化熱的影響，提出了對稱澆筑方案。玉井昭治等[6]提出了先澆筑墻體、后澆筑頂?shù)装濉⒀毓芄?jié)橫縱向?qū)ΨQ澆筑的方法，以增強(qiáng)浮態(tài)澆筑時結(jié)構(gòu)的縱向剛度。但浮態(tài)澆筑時，沉管底板位于水下受壓，頂板浮于海面受日照升溫影響較大，最終變形往往為縱向上拱，且其澆筑質(zhì)量受天氣、海浪等因素影響。因此，為保證工程質(zhì)量，管節(jié)澆筑施工過程導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)變形應(yīng)引起重視并得到有效控制。

深中通道組合結(jié)構(gòu)沉管斷面寬度較大，頂板下?lián)铣蔀榛炷翝仓┕さ闹饕刂浦笜?biāo)。為此，針對深中通道首節(jié)沉管E1澆筑方案，建立考慮混凝土彈性模量、水化熱溫度隨時間變化的板殼-實體精細(xì)化有限元模型，采用線性疊加法對澆筑全過程進(jìn)行模擬，揭示了鋼殼-混凝土組合結(jié)構(gòu)沉管澆筑隨時間的變形規(guī)律，為首節(jié)沉管澆筑施工提供技術(shù)支撐。

1 深中通道首節(jié)沉管管節(jié)構(gòu)造

深中通道項目全長約24km，是集“橋、島、隧”于一體的重大交通跨海工程。其中，沉管隧道段長6.845km，主體結(jié)構(gòu)由32個鋼殼-混凝土組合結(jié)構(gòu)沉管管節(jié)組成。

首節(jié)沉管E1緊鄰海中人工島，長123.5m，斷面高10.6m，寬46.0m，單孔凈跨徑18.3m。沉管的頂板、底板、側(cè)墻厚度均為1.5m，中墻厚0.8m，如圖1所示。沉管頂板、底板、中墻、側(cè)墻結(jié)構(gòu)均由鋼殼-混凝土組合沉管結(jié)構(gòu)組成。其中，鋼殼結(jié)構(gòu)主要由鋼上下面板、橫隔板、縱隔板焊接而成。同時，鋼上下面板布置T肋、板肋，以提高結(jié)構(gòu)剛度、減小變形，確保鋼板與混凝土有效連接。在焊接形成的封閉鋼格室中澆筑混凝土，橫、縱隔板間距分別約為3.0，3.5m，所形成的沉管頂?shù)装鍢?biāo)準(zhǔn)格室大小為15.75m3。首節(jié)沉管鋼格室總數(shù)為1 681個，混凝土澆筑總量約2.2萬m3。

圖1 首節(jié)沉管E1構(gòu)造與尺寸(單位：m)

2 首節(jié)組合結(jié)構(gòu)沉管澆筑方案

2.1 制作過程

首節(jié)沉管E1的鋼殼加工完成通過驗收后，浮運(yùn)至混凝土澆筑廠，卸駁后采用臺車頂升，將鋼殼從卸駁區(qū)縱向移動至澆筑區(qū)、轉(zhuǎn)移到固定支承上，完成體系轉(zhuǎn)換。到達(dá)澆筑區(qū)后，設(shè)置6臺澆筑設(shè)備同時進(jìn)行澆筑，并依次、對稱完成底板、墻體和頂板的混凝土澆筑。澆筑完成后，采用臺車將E1管節(jié)第2次縱移至淺塢區(qū)，進(jìn)行壓載水系統(tǒng)、端封門、GINA止水帶等第1次舾裝。干塢區(qū)注水，沉管依次橫移至深塢區(qū)、塢外水域、與運(yùn)安一體船進(jìn)行連接，最后浮運(yùn)至指定水域進(jìn)行施工作業(yè)。

2.2 支承條件

E1管節(jié)澆筑時底部設(shè)置8列條狀支承。其中側(cè)墻、中墻底部設(shè)4列臺車支承緊密排列，其頂平面為4.6m×1.4m鋼板。底板中部設(shè)4列寬0.4m的鋼梁支承，鋼梁架設(shè)在固定墩上，墩頂設(shè)千斤頂調(diào)整高度，提供豎向反力。

2.3 澆筑過程

E1管節(jié)鋼格室共1 681個，其中底板、墻體、頂板分別為574，656，451個格室。澆筑工期共57d，澆筑底板需19d，調(diào)整機(jī)具設(shè)備至頂板需3d，側(cè)墻澆筑需19d，頂板澆筑需16d。為減小水化熱對周邊格室的影響，沉管的底板、側(cè)墻均采用對稱均衡的澆筑方法。

管節(jié)頂板的澆筑區(qū)域及順序如圖2所示，澆筑該區(qū)域的時間為第42～57天。為定位澆筑區(qū)域，將頂板澆筑區(qū)分為UL-1～UL8，UR-1～UR8。如UL-1，UR-1為左、右側(cè)近端部區(qū)間，分別包含30，25個鋼格室。同時，該格室的澆筑天數(shù)以數(shù)字標(biāo)出，如數(shù)字42，50代表第42，50d的澆筑區(qū)域，其余時間的澆筑區(qū)域在其附近標(biāo)注“第n天”。

圖2 頂板澆筑區(qū)域及順序

首節(jié)E1的澆筑方案中，同一區(qū)域的鋼格室采用對稱、跳倉澆筑，即第1批澆筑的鋼格室按梅花布置，并當(dāng)其強(qiáng)度合格、溫度降低后，澆筑第2批格室混凝土。如第42天澆筑UR-2、UL-7區(qū)域，第43天澆筑UL-2，UR-7區(qū)域，二者沿管節(jié)縱向、橫向?qū)ΨQ；將第42，43天統(tǒng)稱為第1批混凝土，8天后，即第50，51天針對UR-2，UL-7，UL-2，UR-7區(qū)域中的剩余格室開展?jié)仓?，為?批澆筑的混凝土，與第1批呈梅花形交錯。

3 模擬計算方法

3.1 有限元模型

E1管節(jié)板殼-實體有限元模型如圖3所示。針對鋼殼底板下面板與臺車、鋼梁上翼緣接觸區(qū)域，約束其節(jié)點(diǎn)x，y，z方向自由度，以模擬固定支承。

圖3 有限元模型

模型包括鋼殼結(jié)構(gòu)和內(nèi)填混凝土，其中鋼殼結(jié)構(gòu)的下面板、上面板、縱向鋼隔板、橫向鋼隔板及面板加勁設(shè)置的橫向T肋、縱向板肋等細(xì)部構(gòu)造均采用4節(jié)點(diǎn)有限應(yīng)變板殼單元shell181進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元尺寸為0.10～0.25m；混凝土為實體單元，采用8節(jié)點(diǎn)實體單元solid65進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元尺寸約0.25m，模型中單元總數(shù)超過150萬。

內(nèi)填混凝土處于鋼格室內(nèi)部，各表面與鋼格室頂?shù)装?、縱橫隔板耦合三向自由度，不考慮二者相對分離。內(nèi)填混凝土28d軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量、密度均值分別為56.8MPa，36.5GPa，2 387kg/m3。

3.2 混凝土材性隨時間的變化

模型中考慮混凝土水化熱產(chǎn)生的溫度荷載。為明確溫度變化，針對單個標(biāo)準(zhǔn)格室(3.0m×3.5m×1.5m)的混凝土，采用大體積混凝土溫度測試儀進(jìn)行水化熱溫度測試，測試結(jié)果擬合溫度曲線及簡化模型如圖4所示?；炷寥肽囟葹?8.9℃，入模后38h(1.6d)后達(dá)到水化熱最高溫，約為67.8℃；再經(jīng)過288h(12d)，溫度從最高溫度降到室溫23.7℃，降溫過程平緩。

圖4 水化熱溫度隨時間變化曲線

基于實測數(shù)據(jù)和對稱澆筑方案，設(shè)定格室內(nèi)混凝土水化熱溫度簡化模型，即混凝土初始環(huán)境溫度設(shè)為20.0℃，第1天升溫50.0℃，并在第4，8，12天降溫，每次15.0℃，最后達(dá)到室溫25.0℃?；炷恋木€膨脹系數(shù)取10με/℃。

模型中考慮混凝土彈性模量隨時間的變化曲線如圖5所示，且不同格室區(qū)域澆筑的混凝土分別考慮。基于CEB-FIP公式[7]，提出了彈性模量簡化模型。第1～4天均為0.75Ec，此后，第4，8，12天時分別增加0.15Ec，0.05Ec，0.05Ec，13d后混凝土的彈性模量為1.00Ec。

圖5 混凝土彈性模量隨時間變化曲線

3.3 模擬方法

澆筑過程的模擬采用線性疊加法。每次澆筑定義為一個工況，并單獨(dú)進(jìn)行計算，結(jié)構(gòu)的最終變形為各次澆筑引起的變形和。即模型第i節(jié)點(diǎn)處最終變形應(yīng)為所有計算工況(1～N)引起的變形線性疊加，按下式計算：

(1)

式中：Δi，Δij分別為i節(jié)點(diǎn)處的最終變形，j工況下變形；Gj，Tinc，Tdec分別為j工況下的自重、升溫、降溫荷載；Kij(j為隨工況變化的結(jié)構(gòu)剛度。

每個格室內(nèi)的混凝土均考慮澆筑前、澆筑中和澆筑后3個計算狀態(tài)。澆筑前，格室混凝土單元未激活；澆筑中，激活混凝土單元，考慮單元質(zhì)量但不考慮其剛度；澆筑后，混凝土單元考慮剛度變化和溫度影響，但不考慮其質(zhì)量。分別計算每個格室混凝土自重引起的結(jié)構(gòu)變形，并疊加得到總變形。結(jié)合圖4，5，澆筑后的混凝土計算狀態(tài)又可依次定義為C3-1～C3-8，如表1所示。

表1 單個格室混凝土計算狀態(tài)

模型計算不僅包括澆筑底板、墻體、頂板的57d，還包括所有格室內(nèi)混凝土的降溫過程，總計算天數(shù)為71d。

4 澆筑過程模擬結(jié)果及分析

4.1 模擬與測試結(jié)果比較

有限元計算結(jié)果和澆筑過程中測試數(shù)據(jù)的比較如圖6所示。提取路徑為單孔頂板跨中鋼下面板沿管節(jié)縱向中心線。管節(jié)縱向降至室溫后，測試數(shù)據(jù)顯示管節(jié)頂板跨中大部分位置下?lián)?～10mm，最大10mm，均值8.23mm。與管節(jié)中部相比，端部跨中下?lián)陷^小，為4～5mm。頂板下?lián)献畲筇幬挥诰喙芄?jié)端部的20～30m截面，而該截面為管節(jié)最先澆筑的區(qū)域。除端截面受邊界條件影響下?lián)陷^小，管節(jié)大部分截面跨中下?lián)献冃尉鶠?～10mm，變化較小。

圖6 頂板豎向撓度計算與測試結(jié)果比較

有限元計算結(jié)果最大值為跨中下?lián)?.95mm，均值為8.26mm，與測試結(jié)果的誤差分別為7.0%，0.4%，模型能夠較好地反映結(jié)構(gòu)變形，可用于混凝土澆筑過程分析。

4.2 水化熱對澆筑變形的影響

管節(jié)中部橫斷面頂板豎向撓度如圖7所示。不考慮水化熱溫度變化，頂板澆筑完成時豎向變形最大為下?lián)?.45mm，位于頂板中部；考慮水化熱溫度變化后，頂板跨中下?lián)显黾又?.95mm，升降溫作用引起的變形增量占總下?lián)现档?1.5%，不考慮水化熱影響會明顯低估結(jié)構(gòu)的變形。

圖7 管節(jié)中部橫斷面頂板豎向撓度

4.3 管節(jié)澆筑變形隨時間變化特征

管節(jié)端截面、中截面頂?shù)装鍝隙入S時間變化曲線如圖8所示。結(jié)果顯示，底板跨中V1，V3的下?lián)想S時間的變化較小，頂板跨中V2，V4的變化較大。

圖8 管節(jié)豎向變形隨時間變化曲線

對澆筑全過程進(jìn)行分析，澆筑底板時，各關(guān)鍵點(diǎn)撓度變化均較小，在±2mm范圍內(nèi)；澆筑側(cè)墻時，墻體區(qū)域溫度升高使得頂板整體向上變形，跨中豎向變形V2，V4最大為上拱2.37mm；澆筑頂板時，頂板因混凝土自重和水化熱溫度作用產(chǎn)生了明顯的下?lián)?；頂板端截面、中截面的最終變形分別為下?lián)?.71，8.95mm，表明頂板混凝土自重、頂板降溫是其下?lián)系闹饕颉?/p>

降至室溫時，與澆筑剛完成時相比，頂板端截面、中截面V4點(diǎn)的下?lián)戏謩e增大了80.8%，83.5%，跨中下?lián)线M(jìn)一步增大，這表明，雖然澆筑過程已結(jié)束，但降溫過程結(jié)構(gòu)變形的影響十分明顯，水化熱溫度作用不可忽略。

管節(jié)端截面、中截面的側(cè)墻橫向變形隨時間變化曲線如圖9所示。結(jié)果顯示，側(cè)墻底H1，H3因支承約束較強(qiáng)，隨時間的變化較小，側(cè)墻頂H2，H4變化較大。

圖9 管節(jié)橫向變形隨時間變化

對澆筑全過程分析可知，澆筑底板對側(cè)墻頂橫向位移的影響較小；澆筑墻體和頂板時，H2，H4先橫向向外擴(kuò)張、后向管節(jié)內(nèi)收；澆筑剛完成時，端截面H2，H4的變形外張分別為2.32，2.41mm，表明頂板升溫產(chǎn)生了一定的膨脹變形；當(dāng)降溫過程開始后，H2，H4分別從外張轉(zhuǎn)為內(nèi)收，增量明顯大于墻體降溫時的影響，最終橫向位移分別為內(nèi)收6.12，6.35mm，表明澆筑頂板及頂板降溫是墻體頂部橫向變形的主要原因。

4.4 E1管節(jié)變形模擬結(jié)果

澆筑完成并降至室溫后的管節(jié)變形如圖10所示。管節(jié)豎向變形主要為頂板跨中下?lián)?.95mm，與中截面相比，端截面的頂板跨中下?lián)献畲?.57mm，管節(jié)豎向變形沿縱向不均勻分布，最大處位于管節(jié)中間截面。

圖10 E1管節(jié)變形分布

管節(jié)橫向變形主要為側(cè)墻與頂板相交的角隅處橫向內(nèi)收變形，兩側(cè)側(cè)墻內(nèi)收7.13，6.85mm，橫向變形沿縱向分布較均勻。管節(jié)縱向變形主要為端截面頂板混凝土內(nèi)收8.86，8.21mm，且沿管節(jié)縱向近似對稱。

最終澆筑完成后的變形表明，混凝土澆筑引起的主要變形為頂板跨中下?lián)稀?cè)墻頂部內(nèi)收，分別為頂板凈跨的5.4/10 000，側(cè)墻高度的6.7/10 000。管節(jié)端部頂板產(chǎn)生縱向內(nèi)收變形，為管節(jié)縱向長度的0.7/10 000。與橫向和豎向變形相比，管節(jié)的縱向變形相對值較小。

5 結(jié)語

1) 針對深中通道沉管澆筑方案，建立了考慮混凝土彈性模量、水化熱溫度等隨時間變化的板殼-實體精細(xì)化有限元模型，澆筑全過程模擬得到的頂板豎向撓度與實測結(jié)果吻合較好。

2) 與不考慮混凝土水化熱相比，水化熱導(dǎo)致的頂板豎向變形占總變形的61.5%；與澆筑剛完成時相比，降溫結(jié)束時，頂板的豎向變形、側(cè)墻頂橫向變形明顯增加，水化熱對結(jié)構(gòu)變形的影響不容忽視。

3) 澆筑底板、側(cè)墻的混凝土?xí)r，結(jié)構(gòu)變形較小，澆筑頂板的混凝土?xí)r結(jié)構(gòu)變形明顯增大。其主要變形為頂板下?lián)?、?cè)墻頂部內(nèi)收，分別為頂板凈跨的5.4/10 000、側(cè)墻高度的6.7/10 000，其主要原因為頂板澆筑混凝土的自重和降溫。