邵治理，丁文其，白占偉，喬亞飛，成 龍

(1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092； 2.同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；3.上海城投水務(wù)(集團(tuán))有限公司，上海 200002； 4.上?？辈煸O(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200438)

0 引言

在軟土地區(qū)，地下連續(xù)墻是廣泛應(yīng)用于基坑工程的圍護(hù)結(jié)構(gòu)，地下連續(xù)墻施工過程的擾動效應(yīng)一直是眾多學(xué)者關(guān)注的問題。相關(guān)監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，地下連續(xù)墻施工對基坑后續(xù)施工影響不可忽略，有時甚至?xí)l(fā)工程事故[1]。研究地下連續(xù)墻施工擾動時，通常可將地下連續(xù)墻施工步驟分為3步：成槽開挖期(施作泥漿護(hù)壁)、混凝土澆筑期以及混凝土硬化期。對于成槽開挖的擾動效應(yīng)研究較多，工程實(shí)例發(fā)現(xiàn)[2-3]，地下連續(xù)墻成槽施工對土體的擾動程度與深度相關(guān)，隨著深度增加地下連續(xù)墻周圍土體的水平位移逐漸減小，擾動范圍為約0.5倍的成槽深度。

實(shí)際上，地下連續(xù)墻澆筑混凝土施工也會對墻土界面附近土體產(chǎn)生一定程度擾動[4]，澆筑混凝土的槽壁側(cè)壓力分布規(guī)律對于研究地下連續(xù)墻施工擾動行為有重要意義。Lings等[5]通過實(shí)測數(shù)據(jù)總結(jié)了地下連續(xù)墻澆筑完成后側(cè)壓力豎向分布規(guī)律，公式表明側(cè)壓力沿深度方向呈雙折線分布。Lings提出的公式為學(xué)者研究混凝土澆筑的擾動效應(yīng)提供了理論支撐并得到廣泛應(yīng)用[6-7]，朱寧等[8]基于Lings提出的側(cè)壓力公式，模擬了混凝土灌注對周邊土體的擾動影響，結(jié)果表明混凝土澆筑施工對水平位移起到抑制作用，一定深度內(nèi)土體在混凝土擠壓下反向運(yùn)動。

除澆筑壓力導(dǎo)致應(yīng)力重分布外，隨著混凝土流動性降低以及水化反應(yīng)的進(jìn)行，土體經(jīng)歷了復(fù)雜的側(cè)向加卸載受力變形過程，混凝土的凝結(jié)硬化過程會直接影響混凝土側(cè)壓力分布。隨著混凝土澆筑高度增加使槽壁變形不斷發(fā)展，混凝土內(nèi)的應(yīng)力分布規(guī)律也隨之改變，對于不同土類和性質(zhì)的土體，槽壁變形影響周圍土體應(yīng)力分布的規(guī)律也不盡相同。

值得注意的是，雙折線模型只考慮了混凝土澆筑期的側(cè)壓力豎向分布，并沒有考慮側(cè)壓力在混凝土凝結(jié)硬化期的變化。而特深百米地下連續(xù)墻澆筑時間長，過程中伴隨著混凝土的凝結(jié)硬化及水化熱反應(yīng)，其澆筑后的側(cè)壓力分布更為復(fù)雜，需進(jìn)一步驗(yàn)證Lings公式的適用性。因此，本文通過現(xiàn)場試驗(yàn)，首先分析了特深百米地下連續(xù)墻新澆混凝土側(cè)壓力的演化規(guī)律，揭示了特深地下連續(xù)墻澆筑過程槽壁側(cè)壓力的作用機(jī)理，并擬合推導(dǎo)了槽壁側(cè)壓力計(jì)算公式。修正了Lings公式，并綜合考慮混凝土澆筑期和混凝土硬化期的側(cè)壓力規(guī)律，提出了槽壁側(cè)壓力的時空分布模型，為精細(xì)化模擬分析澆筑混凝土全過程的擾動效應(yīng)提供了理論依據(jù)。

1 工程概況

現(xiàn)場試驗(yàn)依托上海市某深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)工程項(xiàng)目。特深圓形豎井地下連續(xù)墻深103m，豎井開挖深度約60m，為國內(nèi)最深的豎井基坑之一。在單幅試驗(yàn)地下連續(xù)墻內(nèi)埋設(shè)了氣頂法壓力盒，該系統(tǒng)由壓力測試系統(tǒng)以及氣壓頂出系統(tǒng)構(gòu)成，具體介紹可參考文獻(xiàn)[9]，氣頂法設(shè)備安裝精度高，可以保證壓力盒的垂直度。鋼筋籠下放后，控制氣壓頂出壓力將壓力盒推至槽壁處。相較于傳統(tǒng)掛布法，氣頂式土壓力計(jì)對側(cè)壓力的監(jiān)測精度更高，實(shí)測數(shù)據(jù)可以反映真實(shí)側(cè)壓力值。

1.1 地下連續(xù)墻尺寸及測點(diǎn)布置

單幅試驗(yàn)地下連續(xù)墻截面尺寸2.8m×1.5m。水下混凝土強(qiáng)度等級C35，混凝土平均密度約為2 400kg/m3。試驗(yàn)方案為：側(cè)壓力計(jì)沿深度方向共布設(shè)14個，地下連續(xù)墻迎土面布設(shè)壓力計(jì)8個，迎坑面布設(shè)壓力計(jì)6個。部分壓力計(jì)中增設(shè)溫度傳感器，側(cè)壓力傳感器具體布設(shè)情況如圖1所示。

圖1 壓力計(jì)測點(diǎn)位置示意

1.2 數(shù)據(jù)采集

氣頂法壓力計(jì)數(shù)據(jù)采用自動采集系統(tǒng)采集，監(jiān)測結(jié)果可反映測點(diǎn)深度處總側(cè)壓力，采集頻率為6次/h，溫度傳感器監(jiān)測頻率和壓力計(jì)保持一致。澆筑過程中，通過混凝土澆筑導(dǎo)管間隔采集液面高度數(shù)據(jù)，平均采集頻率為3次/h。采集周期為地下連續(xù)墻混凝土開始澆筑至澆筑后7d。

1.3 試驗(yàn)實(shí)施過程

試驗(yàn)地下連續(xù)墻澆筑過程共持續(xù)7.08h，如圖2所示。由圖2可以看出：地下連續(xù)墻銑槽效果較好，整體上混凝土沿深度方向均勻澆筑，澆筑速度約為14.4m/h。地下連續(xù)墻理論澆筑體積(即地下連續(xù)墻體積)428m3，實(shí)際澆筑體積499m3，混凝土充盈系數(shù)為1.17，混凝土初凝時間約為8h。

圖2 混凝土液面高度與澆筑時間

2 混凝土施工中側(cè)壓力變化規(guī)律

澆筑混凝土前，壓力計(jì)先隨鋼筋籠沉放到位，槽內(nèi)充填的泥漿重度約10.1kN/m3，實(shí)際頂出壓力與理論壓力如圖3所示。由圖3可見，泥漿壓力監(jiān)測值與理論值基本一致。之后控制氣壓頂出使得壓力計(jì)與槽壁接觸。壓力計(jì)頂出后，實(shí)際壓力值與理論靜止側(cè)壓力較為接近，保證了測點(diǎn)數(shù)據(jù)的有效性。

圖3 實(shí)際頂出壓力與理論壓力

2.1 混凝土澆筑過程側(cè)壓力變化規(guī)律

實(shí)際監(jiān)測表明，同一深度下基坑內(nèi)外側(cè)的側(cè)壓力值基本一致。為了方便研究，本文取部分不同深度的監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行后續(xù)分析。

為了探究澆筑混凝土過程中，地下連續(xù)墻不同深度處各測點(diǎn)的側(cè)壓力變化規(guī)律，繪制了各測點(diǎn)側(cè)壓力隨時間分布曲線如圖4所示(澆筑時間9h左右的部分測點(diǎn)數(shù)據(jù)因施工原因缺失)。整體上，各測點(diǎn)壓力變化趨勢類似，以28m測點(diǎn)為例，澆筑液面到達(dá)壓力傳感器之前，該測點(diǎn)壓力值約0.27MPa并穩(wěn)定不變。隨后，測點(diǎn)處壓力值開始上升，上升趨勢近似線性分布，上升段持續(xù)時長約1.7h，壓力增加至0.58MPa。到達(dá)最大壓力值后，壓力逐漸近線性下降；澆筑10h時，壓力值減小至0.48MPa，并逐漸保持穩(wěn)定。

圖4 側(cè)壓力隨澆筑時間變化關(guān)系

2.2 有效澆筑高度分析

澆筑初期，混凝土流動性較好，液面到達(dá)壓力傳感器后某一時長內(nèi)，側(cè)壓力基本上遵循近線性規(guī)律上升。因此，假定澆筑初期，壓力傳感器測點(diǎn)上方有效澆筑高度為He。當(dāng)h≤He時，側(cè)壓力呈近線性分布，壓力增加值ΔP與h成正比(h為測點(diǎn)以上的混凝土液面高度)。He可能與該幅墻的幾何尺寸、混凝土性能(坍落度，外加劑等)，以及澆筑速度有關(guān)。同一幅地下連續(xù)墻，若勻速連續(xù)澆筑，則He為某一定值。

不同埋深的測點(diǎn)，從壓力上升開始，至達(dá)到最大壓力值所對應(yīng)的澆筑高度為HAB；測點(diǎn)埋深H指地下連續(xù)墻頂部與測點(diǎn)位置高度差，如圖5所示，壓力上升段澆筑高度HAB與測點(diǎn)埋深H呈分段函數(shù)關(guān)系，有效澆筑高度He約24m。測點(diǎn)埋深H小于有效澆筑高度He時，HAB與埋深呈線性關(guān)系；測點(diǎn)埋深H大于有效澆筑高度He時，HAB達(dá)到最大值并基本保持不變，此時HAB=He。可以看出，本幅地下連續(xù)墻在埋深為24m時，HAB達(dá)到最大值24m。

圖5 壓力上升段澆筑高度與測點(diǎn)埋深關(guān)系

2.3 水化熱對側(cè)壓力的影響

選取部分溫度傳感器測點(diǎn)數(shù)據(jù)，混凝土水化熱過程溫度隨澆混凝土?xí)r間的變化如圖6所示，混凝土初始溫度在16℃左右，溫度在前期迅速上升，80～100h左右達(dá)到最大，最大溫度約為40℃左右。之后平緩下降，水化效應(yīng)逐漸減弱?；炷磷畲鬁囟扰c埋深的關(guān)系如圖7所示，由圖7可知，最大溫度值與埋深深度整體上呈正相關(guān)，埋深較淺時，最大溫度在36℃左右，深度較深處最大溫度可達(dá)41℃，說明隨埋深增加，溫度上升幅度更大，水化熱效果更加劇烈。

圖6 混凝土溫度隨澆筑時間變化曲線

圖7 混凝土最大溫度與埋深

混凝土的凝結(jié)過程實(shí)際上是流動性消失導(dǎo)致的壓力消散和水化熱反應(yīng)導(dǎo)致的壓力上升的疊加過程。由圖8可以發(fā)現(xiàn)，較深處72m測點(diǎn)，在混凝土凝結(jié)硬化過程的前期，液態(tài)混凝土流動性降低，初凝過程混凝土收縮，混凝土側(cè)壓力迅速減小。隨水化熱過程壓力傳感器緩慢上升，最后再緩慢下降至穩(wěn)定值。前面分析可知，深度較深處水化熱反應(yīng)更加劇烈，因此，在水化熱較劇烈的前期，較深處的測點(diǎn)壓力值會有一定增加，隨著水化反應(yīng)的進(jìn)行，水化影響逐漸減弱，壓力值緩慢降低至穩(wěn)定。

圖8 側(cè)壓力受水化熱影響

2.4 混凝土澆筑過程側(cè)壓力的機(jī)理分析

根據(jù)上述分析可知，混凝土澆筑過程其側(cè)壓力演化規(guī)律是復(fù)雜的，主要受到混凝土流動性變化以及凝結(jié)硬化反應(yīng)的影響。流動性較好時，壓力計(jì)傳感器主要受液態(tài)混凝土的側(cè)向壓力；隨凝結(jié)硬化過程的進(jìn)行，混凝土內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)是側(cè)壓力變化的主要原因。從混凝土液面到達(dá)測點(diǎn)開始，直到混凝土初凝并最終達(dá)到穩(wěn)定，可以分為3個階段，如圖9所示。圖9中，A點(diǎn)是壓力線性上升段起始位置，B點(diǎn)為壓力線性上升段結(jié)束位置，C為壓力下降達(dá)到穩(wěn)定位置。階段1：在澆筑初期，高速澆筑的混凝土流動性較好，混凝土處于流動狀態(tài)，在較大的澆筑速度下，測點(diǎn)處壓力分布曲線基本遵循流體靜水壓力的分布規(guī)律，壓力值隨時間變化呈近線性關(guān)系，這一階段混凝土的凝結(jié)硬化過程很緩慢，因此水化反應(yīng)影響很小。

圖9 擬合壓力隨時間變化曲線

隨混凝土凝結(jié)硬化效應(yīng)逐漸顯著，側(cè)壓力變化進(jìn)入第2階段，即塑性凝結(jié)階段：混凝土流動性逐漸減小，混凝土開始初凝轉(zhuǎn)變?yōu)榭伤艿臐{體，且隨著時間推移，混凝土可塑性逐漸下降，此時界面處側(cè)壓力逐漸減小。凝結(jié)過程伴隨一定程度的水化熱反應(yīng)，但相較于混凝土初凝效應(yīng)，水化熱反應(yīng)可忽略。

隨著硬化進(jìn)一步進(jìn)行，側(cè)壓力演化進(jìn)入第3個階段，即硬化穩(wěn)定階段，此時混凝土失去可塑性，其強(qiáng)度逐漸增加，混凝土內(nèi)部顆粒的水化反應(yīng)形成致密的結(jié)晶結(jié)構(gòu)，由于混凝土澆筑體積大于地下連續(xù)墻本身的體積，即充盈系數(shù)>1，使得墻土界面充滿了混凝土，隨混凝土塑性消失，澆筑后增加的側(cè)壓力也不會完全消散。水化熱效應(yīng)影響有限，整體上看，側(cè)壓力值在這一階段保持平穩(wěn)。

3 澆筑過程側(cè)壓力-時間擬合公式

基于上述混凝土澆筑過程側(cè)壓力的三階段模型，對某一深度測點(diǎn)，總結(jié)了隨時間發(fā)展的混凝土側(cè)壓力擬合公式，以定量描述一定深度處混凝土側(cè)壓力隨澆筑時間的動態(tài)變化規(guī)律。詳細(xì)推導(dǎo)如下。

3.1 流態(tài)增長階段擬合公式

如圖9所示，在測壓力線性增長階段AB段，傳統(tǒng)的側(cè)壓力分布模型認(rèn)為，在混凝土剛澆筑時，側(cè)壓力分布基本遵循流體靜水壓力的分布規(guī)律。理想狀態(tài)下，埋深H處，側(cè)壓力增長規(guī)律為：

F=γsH+(γc-γs)vt

(t≤t1)(1)

式中：γs為泥漿重度；γc為態(tài)混凝土的重度;t為混凝土澆筑時間;v為混凝土澆筑速度；t1為線性增長階段結(jié)束時刻。其中γsH為澆筑前初始側(cè)壓力；vt為混凝土澆筑高度；(γc-γs)v表示側(cè)壓力增加段的斜率，按照前面給的地下連續(xù)墻參數(shù)，計(jì)算得到本地下連續(xù)墻斜率理論值為0.20MPa/h。

由試驗(yàn)實(shí)測值可得到不同深度下對應(yīng)的實(shí)測斜率值，如圖10所示。可以看出，實(shí)測斜率值相較理論值偏小，這說明混凝土相較于純水液體，混凝土的黏滯系數(shù)更大，流動性偏小。當(dāng)澆筑速度以及澆筑高度較大時，混凝土澆筑實(shí)際產(chǎn)生的側(cè)壓力小于靜水壓力公式計(jì)算值。除混凝土本身特性外，也與不同深度地層處的成槽情況有關(guān)，成槽狀況較差時，壓力計(jì)的監(jiān)測數(shù)據(jù)不能真實(shí)反映實(shí)際側(cè)壓力數(shù)據(jù)，如深部84m測點(diǎn)處于第三承壓水層，施工過程中發(fā)生了過度銑槽的情況，此處實(shí)測側(cè)壓力與實(shí)際值會存在較大偏差。

圖10 實(shí)測斜率值隨深度分布

混凝土剛澆筑時側(cè)壓力增加值呈近線性分布，說明澆筑影響高度范圍內(nèi)，測點(diǎn)位置的混凝土流動性基本保持不變。上述分析表明，流態(tài)混凝土側(cè)壓力需要在靜水壓力公式上作出修正。因此，引入了有效側(cè)壓力系數(shù)α，物理意義為混凝土重度在側(cè)向的折減系數(shù)，修正后的擬合公式如下：

F=γsH+(αγc-γs)vt

(2)

排除成槽導(dǎo)致的數(shù)據(jù)偏差，本地下連續(xù)墻有效側(cè)壓力系數(shù)α取值為0.85～0.98。

3.2 塑性凝結(jié)階段擬合公式

進(jìn)入塑性凝結(jié)階段BC段后，受混凝土初凝影響，側(cè)壓力開始下降，試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明下降段也近似線性變化。因此，進(jìn)入塑性凝結(jié)階段后，側(cè)壓力的擬合公式如下：

F=γs·H+(αγc-γs)vt1-μ(t-t1)

(t1

式中：μ為下降段斜率，等于下降段最大壓力差與下降持續(xù)時間的比值，表示初凝效應(yīng)對側(cè)壓力的影響大??；t2是塑性凝結(jié)階段結(jié)束時刻。

下面對μ進(jìn)行討論，圖11給出了塑性凝結(jié)階段各測點(diǎn)壓力下降值和壓力下降持續(xù)時間?？梢钥闯觯瑝毫Σ瞀BC和持續(xù)時長tBC均與測點(diǎn)埋深呈分段函數(shù)關(guān)系，最大塑性凝結(jié)時間約為1.6h，深處測點(diǎn)的壓力下降值較淺處偏大，而持續(xù)時長較淺處偏小，說明深部混凝土初凝反應(yīng)劇烈，側(cè)壓力變化更明顯。整體上隨深度增加，μ值變大，大于一定深度，μ值基本穩(wěn)定不變。本地下連續(xù)墻μ取值為0.03～0.08。

圖11 下降段最大壓力變化值及持續(xù)時間

3.3 硬化穩(wěn)定階段擬合公式

由前述分析可知，當(dāng)澆筑歷時進(jìn)入硬化穩(wěn)定階段后，整體上側(cè)壓力趨于穩(wěn)定，影響側(cè)壓力的主要因素是混凝土長期凝結(jié)的水化熱效應(yīng)，相較于塑性凝結(jié)階段，水化熱對側(cè)壓力的影響較小。在硬化階段的前期，深部72m處混凝土水化熱效應(yīng)對側(cè)壓力有一定影響，隨著水化效應(yīng)逐漸減弱，測壓力隨之回落，最終穩(wěn)定值與硬化階段初始值相差很小。而淺處38m處測點(diǎn)，在硬化階段受水化熱影響較小，側(cè)壓力保持穩(wěn)定。因此，不考慮硬化穩(wěn)定階段的側(cè)壓力變化，擬合公式如下：

F=γsH+(αγc-γs)vt1-μ(t2-t1)

(t>t2)(4)

基于上述分析，本文得到了任意深度處側(cè)壓力隨澆筑時間的動態(tài)變化公式。對應(yīng)于三階段模型，側(cè)壓力公式是澆筑時間的分段函數(shù)。

(5)

各參數(shù)的意義及取值范圍如上，值得注意的是，參數(shù)的取值與位置深度相關(guān)，應(yīng)用本公式時，須根據(jù)實(shí)際深度確定參數(shù)的具體數(shù)值。

4 澆筑完成后側(cè)壓力的豎向分布模型

上一節(jié)分析了某深度下側(cè)壓力與澆筑時間的關(guān)系，在工程應(yīng)用中，更多關(guān)注的是澆筑完成后側(cè)壓力的豎向分布。Lings公式中，混凝土側(cè)壓力滿足雙線分布規(guī)律：

(6)

式中：H為埋深；hc為臨界深度，取值為槽深的20%～30%；其他參數(shù)同上。

分析上式不難得知，臨界深度hc即為本文的有效澆筑高度He，在埋深小于臨界深度時，側(cè)壓力與埋深呈線性關(guān)系，斜率為流態(tài)混凝土的重度；在埋深大于臨界深度時，側(cè)壓力-埋深曲線仍呈線性，斜率為泥漿重度。對比本文之前的分析，式(6)存在兩處誤差：首先，式(6)認(rèn)為流態(tài)混凝土側(cè)壓力完全等于靜水壓力計(jì)算值，這與事實(shí)不符。如前文所述，考慮到混凝土的流動性偏小，實(shí)際側(cè)壓力值小于靜水壓力計(jì)算值。此外，澆筑完成時，深部測點(diǎn)已經(jīng)進(jìn)入塑性硬化階段，中部測點(diǎn)處于塑性凝結(jié)階段，相較于線性增長的最大值，側(cè)壓力均會減小，顯然式(6)并未考慮到側(cè)壓力減小的情形，認(rèn)為側(cè)壓力值先線性增長，后保持不變。當(dāng)成槽深度較淺時，式(6)不會產(chǎn)生較大的誤差，但在分析本特深地下連續(xù)墻時，深部混凝土側(cè)壓力值的回落是無法忽略的。

基于上述分析，本文考慮了淺部、中部和深部混凝土側(cè)壓力的不同分布模式，在式(6)的基礎(chǔ)上，提出了地下連續(xù)墻澆筑完成時的側(cè)壓力修正公式：

(7)

式中：α為有效側(cè)壓力系數(shù)(見式(2))；hc為流態(tài)增長階段的澆筑高度，即有效澆筑高度；hs為塑性凝結(jié)持續(xù)時間內(nèi)混凝土的澆筑高度；β為壓力下降值與澆筑高度之比，即ΔPBC/hs；其余參數(shù)同上。

為驗(yàn)證修正公式的適用性，參數(shù)取值α=0.9，hc=24m，hs=23m，β=0.007。實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算值對比如圖12所示。由圖12可以看出，本文提出的基于深度的三線模型較原公式適用性更好。在特深地下連續(xù)墻澆筑完成時，側(cè)壓力在淺層、中部和深層地下連續(xù)墻處存在不同的分布模式，原因是地下連續(xù)墻澆筑完成時，不同深度混凝土狀態(tài)處于不同的凝結(jié)硬化狀態(tài)。淺層地下連續(xù)墻側(cè)壓力處于線性增長階段，對比原公式和修正公式，淺層處曲線斜率差異是由于考慮了有效側(cè)壓力系數(shù)α；中部地下連續(xù)墻側(cè)壓力已進(jìn)入塑性凝結(jié)階段，對比兩條曲線，隨著深度增加，混凝土凝結(jié)時間越長，壓力下降值越大；深層地下連續(xù)墻側(cè)壓力進(jìn)入硬化穩(wěn)定階段，此時兩條曲線斜率值相同，均為泥漿重度。

圖12 實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算值對比

在式(5)和式(7)的基礎(chǔ)上，歸納得到了混凝土側(cè)壓力的時空分布模型，如圖13所示，固定埋深下，側(cè)壓力-時間曲線遵循三階段分布，即流態(tài)增長階段、塑性凝結(jié)階段和塑性硬化階段，圖中可以得到任意深度下的側(cè)壓力與澆筑時間關(guān)系。同理，可以得到任意時刻混凝土側(cè)壓力與埋深的關(guān)系，不難看出，式(7)的三線模型即為澆筑完成時刻的側(cè)壓力豎向分布公式，是時空分布曲面上對應(yīng)時刻的曲線。

圖13 槽壁側(cè)壓力時空分布模式

5 結(jié)語

1)基于側(cè)壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)，揭示了混凝土施工中側(cè)壓力變化機(jī)理，考慮了混凝土的凝結(jié)硬化以及水化熱效應(yīng)，建立了澆筑期間側(cè)壓力流態(tài)增長-塑性凝結(jié)-硬化穩(wěn)定三階段分布模型。

2)基于三階段分布模型，擬合推導(dǎo)了混凝土澆筑側(cè)壓力時間歷時公式，研究表明，側(cè)壓力-時間公式呈隨時間線性增加、線性減小和穩(wěn)定不變的三折線分布?？紤]混凝土流動性提出的有效側(cè)壓力系數(shù)α，可反映混凝土重度的側(cè)向折減。

3)基于實(shí)測數(shù)據(jù)，修正了澆筑完成后側(cè)壓力的豎向分布公式。相較于原公式，修正公式對于特深百米地下連續(xù)墻適用性較好?？紤]到混凝土凝結(jié)硬化程度不同，側(cè)壓力曲線在淺部、中部和深部地層的斜率各異。

最后，基于前述理論推導(dǎo)，考慮了澆筑歷時全過程和澆筑全部深度兩個維度，得到了混凝土澆筑過程特深地下連續(xù)墻側(cè)壓力的時空分布模型，整體揭示了混凝土澆筑對側(cè)壓力的影響，目前用數(shù)值模擬手段分析地下連續(xù)墻施工擾動效應(yīng)的最常用方法是應(yīng)力釋放法，即在槽壁表面施加法向力來模擬成槽開挖和混凝土澆筑施工。對于混凝土澆筑施工，本文修正的澆筑完成后側(cè)壓力豎向分布公式(7)可作為施加應(yīng)力值的理論依據(jù)；而本文提出的時空分布模型可分析澆筑開始至結(jié)束全過程不同時刻的側(cè)壓力豎向分布關(guān)系，為進(jìn)一步研究施工全過程的精細(xì)化模擬提供理論支撐。