王曉鵬

(上海城投水務(wù)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(shè)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(fù)雜的結(jié)構(gòu)體系，不僅需要對獨立構(gòu)件自身的升降溫過程進行控制，防止溫度裂縫產(chǎn)生對結(jié)構(gòu)耐久性的損害；同時也需要關(guān)注構(gòu)件澆筑的水化放熱以及降溫收縮過程對周圍結(jié)構(gòu)的影響，防止局部溫度應(yīng)力集中引起的破壞。因此，超深基坑局部與整體的溫度效應(yīng)研究十分必要且具有一定工程指導(dǎo)意義。

混凝土的凝結(jié)硬化伴隨著水化熱的非線性溫度分布，這會導(dǎo)致拉伸應(yīng)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(jié)構(gòu)設(shè)計和施工技術(shù)幾個方面。王衛(wèi)侖等[4]理論推導(dǎo)了自然環(huán)境溫度作用模型和混凝土內(nèi)溫度響應(yīng)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(yīng)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(fù)雜性。環(huán)形基坑圍護結(jié)構(gòu)具有顯著的空間效應(yīng)和拱效應(yīng)，使得支撐彎矩減小，在計算過程中必須考慮圍護結(jié)構(gòu)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(cè)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(yīng)力對深基坑內(nèi)支撐桿件軸力和支護結(jié)構(gòu)變形的影響規(guī)律。

綜上，目前的研究主要關(guān)注局部的溫度效應(yīng)，獨立討論溫度場作用對圍護結(jié)構(gòu)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(yīng)進行模擬，并結(jié)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(yīng)力應(yīng)變場，并進一步分析了環(huán)形內(nèi)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(diào)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(shè)?；迂Q井的平面布置及對應(yīng)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(nèi)襯的方式，環(huán)梁截面尺寸2.0m×1.3m,內(nèi)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(zhì)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(fù)雜。而且豎井基坑將在施工完成后進行側(cè)壁破碎以完成與盾構(gòu)隧道的銜接，風險較高。此外，在運營過程中坑內(nèi)將會持續(xù)反復(fù)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(fù)雜、難度大。在施工過程中，現(xiàn)場觀察到環(huán)梁和內(nèi)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(yīng)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(guān)。

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(yīng)變監(jiān)測結(jié)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(jié)構(gòu)設(shè)計位置如圖2所示。環(huán)梁采用塑料薄膜養(yǎng)護，溫度和應(yīng)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(cè)(迎坑側(cè))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(yīng)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(cè)梯度下降。而在降溫過程中，靠近地下連續(xù)墻一側(cè)熱量不易散失，溫度下降緩慢；迎坑側(cè)靠近模板和空氣，溫度下降較快。這種不均勻溫度場和內(nèi)外溫差梯度將會導(dǎo)致較為復(fù)雜的溫度應(yīng)力場。接下來將采用數(shù)值模擬和實測數(shù)據(jù)相結(jié)合的方式對環(huán)梁復(fù)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(jié)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?qū)嶓w，內(nèi)側(cè)為環(huán)梁，外側(cè)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(cè)直接施加換算得出的相應(yīng)土壓力。模型底部設(shè)置豎向位移約束，各外表面分別根據(jù)實際情況設(shè)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(yīng)截面測點位置分別設(shè)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(guān)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(jié)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(jié)果及分析

最終計算得到環(huán)梁環(huán)向應(yīng)力應(yīng)變分布情況，在環(huán)梁內(nèi)側(cè)，即迎坑側(cè)出現(xiàn)了拉應(yīng)變區(qū)域，最大值約為100個微應(yīng)變左右。分別選取實際環(huán)向應(yīng)變測點位置，獲得環(huán)向應(yīng)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(jié)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(yīng)變模擬結(jié)果與實測對比

A-0.35位置處環(huán)向應(yīng)變的模擬結(jié)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(yīng)變增長。實測曲線最大壓應(yīng)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(jié)果由于第1個計算步設(shè)為初始場并施加土壓力，第2個計算步才開始升溫，故壓應(yīng)變增長會有1d的滯后性。此后開始進入降溫過程，應(yīng)變反向增長直至出現(xiàn)拉應(yīng)變，但總體上拉應(yīng)變相對于實測要偏小一些。

A-0.6位置處最終拉應(yīng)變的模擬結(jié)果和實測接近，但模擬過程中拉應(yīng)變反向增長比實測的時間提前了許多。實測結(jié)果顯示，壓應(yīng)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(yīng)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(jié)果最終也出現(xiàn)了應(yīng)變的反向增長，但最終仍然保持壓應(yīng)變狀態(tài)。但近地下連續(xù)墻一側(cè)的實測數(shù)據(jù)顯示，壓應(yīng)變在混凝土澆筑后2～4d內(nèi)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(yīng)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(yīng)變在13d左右開始出現(xiàn)了趨向拉應(yīng)變的快速增長。

由于現(xiàn)場情況的復(fù)雜性，應(yīng)變的變化并不單獨由溫度場所決定。第5天的壓應(yīng)變突增可能與工程現(xiàn)場的實際施工工況有關(guān)，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(yīng)力分布情況如圖8所示，最大拉應(yīng)力值約為2.6MPa，已經(jīng)超過了混凝土的拉應(yīng)力極限。不同時間步沿截面的應(yīng)力分布情況如圖8所示。圖中左側(cè)截面上表面為迎坑側(cè)，下表面與地下連續(xù)墻固結(jié)?？梢钥闯?，在混凝土澆筑后11d左右首次出現(xiàn)了拉應(yīng)力，并且在之后拉應(yīng)力區(qū)域不斷增大直至深度約1.25m的范圍。從最后的應(yīng)力分布來看，靠近支模版一側(cè)最終產(chǎn)生拉應(yīng)力，靠近地下連續(xù)墻一側(cè)則并未出現(xiàn)，仍然位于壓應(yīng)力范圍。

圖8 應(yīng)力分布隨時間步變化

對相關(guān)參數(shù)的敏感性進行分析，發(fā)現(xiàn)對應(yīng)力應(yīng)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(yīng)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(yīng)力和最大拉應(yīng)變與膨脹系數(shù)比值的變化關(guān)系，這里的比值是調(diào)整后的膨脹系數(shù)與最初實際模擬中的膨脹系數(shù)之比?？梢钥吹?，應(yīng)力應(yīng)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(yīng)力的控制具有重要影響。

圖9 最大拉應(yīng)力應(yīng)變與膨脹系數(shù)關(guān)系

其次，環(huán)梁的應(yīng)力應(yīng)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(fù)調(diào)整后發(fā)現(xiàn)，溫度曲線方差較小時產(chǎn)生的溫度應(yīng)力較小。以預(yù)埋水管冷卻降溫為例，相關(guān)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(diào)6℃，最終得到的A-0.35位置處的環(huán)向應(yīng)變與初始結(jié)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(yīng)變減小，同時也減小了降溫過程中產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)變。因此，在實際工程中，可以通過不同的技術(shù)措施來進行對溫度曲線的調(diào)控，以防止溫度裂縫的出現(xiàn)和開展。

圖10 調(diào)整溫度曲線前后環(huán)向應(yīng)變情況對比

3 環(huán)形內(nèi)襯澆筑對地下連續(xù)墻影響分析

在混凝土內(nèi)襯澆筑過程中，內(nèi)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(yīng)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(jié)果表明，地下連續(xù)墻以及內(nèi)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(yīng)力可以獨立計算。這里僅對熱傳遞過程導(dǎo)致的溫度應(yīng)力進行數(shù)值模擬分析。建立如圖11所示的模型，相關(guān)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(nèi)嵌簡化等效后的鋼筋籠。從上至下依次建立內(nèi)襯1，2，3，相對位置在圖2中標出，厚度1m，其中內(nèi)襯1縱向?qū)?.5m，內(nèi)襯2和內(nèi)襯3縱向?qū)?m。每道內(nèi)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(jié)果。內(nèi)襯與地下連續(xù)墻綁定，同時各內(nèi)襯間豎向綁定，地下連續(xù)墻外側(cè)設(shè)置常溫度邊界，沿徑向施加相應(yīng)土壓力，底部設(shè)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(nèi)外側(cè)的混凝土應(yīng)力變化情況如圖12所示?？傮w上內(nèi)襯澆筑后，引起地下連續(xù)墻迎坑側(cè)壓應(yīng)力增大，迎土側(cè)拉應(yīng)力有所增長，且環(huán)向迎坑側(cè)應(yīng)力變化幅度顯著大于迎土側(cè)。這主要和兩側(cè)的位置關(guān)系有關(guān)，迎坑側(cè)與內(nèi)襯緊密接觸，迅速吸收內(nèi)襯混凝土水化釋放出的熱量從而升溫膨脹，導(dǎo)致環(huán)向和縱向的壓應(yīng)力增長；迎土側(cè)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(nèi)部圓環(huán)為升溫體，向外膨脹擠壓，自身收到壓應(yīng)力，而外部圓環(huán)即為迎土側(cè)，受到內(nèi)部圓環(huán)作用產(chǎn)生拉應(yīng)力，實際中在迎土側(cè)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(jié)構(gòu)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(yīng)力模擬

選取的測點位置是地下連續(xù)墻28m深度處，位于內(nèi)襯2中部偏下的位置，從3道內(nèi)襯澆筑的影響來看，內(nèi)襯2澆筑引起的溫度應(yīng)力顯著大于其他內(nèi)襯，內(nèi)襯3的影響也總體上大于內(nèi)襯1(豎向4.5m)，這說明內(nèi)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(cè)環(huán)向應(yīng)力在內(nèi)襯1澆筑時出現(xiàn)了小幅度的拉應(yīng)力增長，從圖10內(nèi)襯1澆筑后的環(huán)向應(yīng)力分布情況可以看出，內(nèi)襯1澆筑后在縱向和徑向一定范圍內(nèi)出現(xiàn)壓應(yīng)力，而在此之外的區(qū)域出現(xiàn)了拉應(yīng)力(見圖13)。

圖13 內(nèi)襯1澆筑后應(yīng)力分布(單位：Pa)

提取28m地下連續(xù)墻鋼筋應(yīng)力變化情況如圖14所示，對比圖13 混凝土應(yīng)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(jié)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(yīng)力變化幅度大于模擬結(jié)果，環(huán)向最大壓應(yīng)力達到了60MPa，豎向最大壓應(yīng)力為20MPa。此外，迎坑側(cè)環(huán)向和縱向鋼筋的應(yīng)力變化曲線均出現(xiàn)了內(nèi)襯3澆筑引起的壓應(yīng)力變化遠超過內(nèi)襯2的情況，前者的變化幅度約為后者的2倍，這與模擬結(jié)果有所不同。根據(jù)現(xiàn)場的情況來看，兩層內(nèi)襯澆筑的主要差異在于養(yǎng)護模式以及使用的模板，內(nèi)襯2采用木模板和薄膜養(yǎng)護，而內(nèi)襯3進行了調(diào)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(fù)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(yīng)力模擬

圖15 28m深度處地下連續(xù)墻環(huán)向鋼筋應(yīng)力變化實測曲線

圖16 28m深度處地下連續(xù)墻豎向鋼筋應(yīng)力變化實測曲線

4 結(jié)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(yīng)力和應(yīng)變，形成溫度裂縫，這一過程主要受到溫降和內(nèi)外溫差的影響，同時也與環(huán)形結(jié)構(gòu)自身受力的空間效應(yīng)有關(guān)。

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

3)基坑內(nèi)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(yīng)力，具體表現(xiàn)為內(nèi)襯澆筑區(qū)域一定縱向范圍內(nèi)，地下連續(xù)墻迎坑側(cè)環(huán)向和豎向產(chǎn)生壓應(yīng)力，近地下連續(xù)墻側(cè)環(huán)向和豎向均產(chǎn)生拉應(yīng)力，且近地下連續(xù)墻側(cè)的拉應(yīng)力增長幅度顯著小于迎坑側(cè)的壓應(yīng)力增長。同時，數(shù)值模擬的結(jié)果表明在內(nèi)襯澆筑區(qū)域一定縱向范圍外會產(chǎn)生拉應(yīng)力區(qū)域。