地下水浮力對地下建筑結構安全的影響

簡 斌,盧鐵鷹,李少巍,陰 可

(重慶大學 土木工程學院,重慶400045)

伴隨城市地下建筑的增多,由地下水浮力引起的工程質量事故、造成嚴重經濟損失的案例也逐步增多[1-2],房屋的抗浮問題也因此得到研究人員更多的重視。目前研究工作多集中在地下水位取值、浮力折減系數、抗浮設計以及地下水-土體-地下結構共同作用等方面[1-4]。而與此相對應,針對地下水浮力對地下建筑結構產生的損傷特征和機理的研究卻少見報導,而這一研究工作既有助于在設計階段預見可能的結構損傷,也有助于對地下水浮力造成的工程事故進行合理判斷和處理。

地下水浮力對地下鋼筋混凝土建筑結構的影響,主要體現在結構隆起變形、混凝土構件開裂以至局部破壞上。由不同原因引起的結構裂縫的特征是不同的,雖然國內外學者對包括溫度、收縮、凍脹在內的荷載和作用引起的混凝土結構裂縫和結構損傷已進行較多研究[5-8],但其中涉及到地下水浮力引起的結構損傷分析卻很少。這是因為早期這方面的典型案例較少,同時地下水浮力引起的結構損傷與具體工程關系緊密,普通研究人員較少涉及。

該文結合重慶大學在新疆完成的一典型地下水浮力造成工程事故的原因調查,并采用有限元程序進行相關模擬計算,對地下水浮力引起的建筑結構損傷特征和機理,以及變形和剛度變化等進行研究,該研究工作可以作為同類工程分析的參考。

1 工程概況

1.1 工程簡介

新疆某1大型車庫為地下一層建筑,由軸線分區號為1的矩形區和軸線分區號為2的近似方形區2部分組成(圖1),結構平面布置如圖1所示。該車庫于2006年開工修建,屋面混凝土澆筑后,因冬季氣候寒冷原因,于同年11月下旬暫停施工。停工時,將尚未澆注混凝土的后澆帶和車庫大門封閉保溫。2007年4月準備復工時,發現該地下室軸線2分區屋面中部明顯隆起,中部與周邊的相對高差近500 mm,并有增加趨勢。進一步檢查發現,該區地下室的梁、柱、墻普遍嚴重開裂,造成結構構件損傷甚至破壞。與軸線2分區相比,1分區未見結構明顯變形和構件開裂現象。論文將對該事故原因進行分析研究。除說明外,討論的區域均指軸線2分區。

圖1 地下車庫結構平面布置示意圖

1.2 場地條件及相關荷載取值

場地標準凍深1.630m,設計地下水位標高為-1.200 m。地下車庫屋面使用活荷載3.5 kN/m2,屋面覆土厚度0.9 m。

1.3 結構設計

參見圖1,屋面框架梁、次梁截面尺寸分別為400mm×1 000mm 和300mm×700mm;柱截面尺寸550 mm×550 mm;周邊混凝土擋土墻及內部防火墻厚200 mm。車庫頂板厚200 mm,雙層雙向鋼筋網,板面標高-1.20 m;基坑開挖至-6.10m,底板墊層為150 mm厚C15素混凝土,墊層以上設50mm厚防水層,其上即為覆蓋全場、厚300mm的鋼筋混凝土車庫底板,板底標高與柱下獨立基礎底面標高相同,板中配置14@200雙層雙向鋼筋網。頂板、底板及墻體(含擋墻)混凝土強度等級為C30,梁、柱混凝土強度等級為C40。

2 現場調查

2.1 裂縫

板：屋面板有大量不規則裂縫發生,此類裂縫除極少數外,絕大部分未貫穿至板底面;底板的局部區域出現裂縫,且有地下水滲出,如4～6軸線與K～L軸線所圍區域有可見裂縫,地表見浸水。現場勘查過程中發現,車庫頂板上的0.9 m厚綠化土層和車庫底板上的0.5 m厚回填層和地面均未施工。

梁：屋蓋框架梁和次梁沿梁長均有裂縫出現,裂縫主要為豎向走勢,局部有斜裂縫。在端部靠近周邊墻體附近的梁端裂縫寬度較大,其中J軸線梁在靠近10軸線防火墻處的1條斜裂縫寬度達到3.0 mm,該梁段內其余部位的裂縫仍以豎向走勢為主。

柱：框架柱普遍開裂,裂縫位于柱腳和柱頂部位,柱中段基本完好,裂縫寬度總體較梁裂縫大。在靠近車庫中部的框架柱裂縫數量較少,寬度較窄;在靠近車庫的周邊區域,框架柱裂縫發育,裂縫寬度較大,如：2×F柱頂有多條寬度達到10 mm以上的斜裂縫,沿裂縫可將混凝土剝落(圖2)。

圖 2 2×F柱頂裂縫

墻：E軸線上3～8軸段防火墻裂縫發育充分,該片墻體東西兩端裂縫數量較多,中段裂縫數量逐漸減少,裂縫寬度逐漸減小至無。裂縫均為斜向走勢,靠近3軸線處裂縫為西高東低(圖3),8軸線處裂縫為東高西低(圖4)。3×E柱頂嚴重開裂,柱縱筋彎曲,已達破壞。

在A～M軸與1～10軸所圍矩形區域內,屋面結構中部隆起變形最大,周邊梁柱開裂明顯較中部嚴重,裂縫分布和破壞程度也是呈現中心對稱分布。

圖3 E軸線上 3～4軸線段墻體裂縫

圖4 E軸線上 7～8軸線段墻體裂縫

2.2 屋蓋變形

將地下車庫的柱中心線投影到頂板板面,采用全站儀對其高程進行測量。結果表明：地下室屋面板周邊高程最低,如1×M軸線測點處;中部高程最高,如6×H、5×H軸線等測點處。對底板板面高程測量結果表明,其高程變化規律與屋面板相同。

3 原因分析

由該工程場地分析,該工程地處新疆,冬夏溫差大、位于凍融地區,且地下水位高;由結構自身特點分析,該車庫結構平面尺寸大,易受溫度和混凝土收縮等因素的影響。經初步分析,造成事故的原因可能包括：場地土凍漲的影響、溫度變化及混凝土收縮的影響、地下水浮力的影響等。相關文獻也指出,溫度、混凝土收縮[5-7]對混凝土開裂有顯著影響,凍脹[8]及地下水[9]也可能造成結構損傷,對這些裂縫應進行有效控制[10]。

3.1 排除凍漲、溫度及混凝土收縮的影響

首先,排除場地土凍漲的影響。一方面,雖然該建筑場地位于凍土地帶,同時地下水位高,具備建筑基礎凍脹的條件;但另一方面,建筑物基礎位于地面以下6m,且2006年11月暫停施工時對建筑物采取了較好的保溫措施,現場勘查未見車庫地面存在明顯凍融破壞跡象,周邊相鄰其他建筑也未見凍融災害。更重要的是,自2007年4月發現屋蓋變形后,隨著氣溫的顯著升高,屋蓋中部的隆起不減反增,這與凍融災害完全不同。

其次,排除溫度變化、混凝土收縮的影響。雖然,軸線2分區平面尺寸大(63.3 m×84.5 m),存在溫度變化、混凝土收縮引發結構變形的可能,從柱裂縫的分布規律看,也與溫度變化、混凝土收縮產生的裂縫分布規律有部分相似之處[11]。然而,同步施工的軸線1分區縱向尺寸達158 m,在同樣的工程條件下,未見明顯結構變形和損傷。同時,當四月發現屋蓋變形最大時,其當時氣溫與2006年結束施工時的溫差已很小,且未見同類損傷導致的邊柱柱頂明顯側移[12]。

3.2 地下水浮力的影響

1)場地條件

場地自然地下水位在-1.20 m處,地下水位較高。地下車庫底板墊層底部標高-6.10 m,遠低于地下水位標高。若設計或施工對地下水浮力產生的作用估計不足或處理不當,則可能對結構造成影響。

2)設計和施工組織

雖然該車庫采用柱下獨立基礎,但車庫底板為剛性防水底板,由前文可見,包括墊層在內,該車庫底板總厚度達到500mm,實際上類似形成一筏板基礎,這一結構形式對地下水的作用將非常敏感。

施工過程中,在場地周邊設有排水溝和集水井。集水井抽水至12月下旬,地下水結冰,停止排水。

3)屋面結構變形原因分析

至此,事故產生原因逐漸明朗,地下水浮力的作用是造成本次工程事故的真正原因。

首先,經計算分析,在自然地下水位標高狀態下,若車庫頂板上的0.9 m厚綠化土層和車庫底板上的0.5 m厚回填土層未施加,該地下室自重是無法抵抗地下水的浮力的。設計人員對此未予足夠重視,未明確施工階段應采取的抗浮措施。

該工程2006年11月停工前,由于基坑開挖排水,有效地降低了地下水位標高,無意間避免了地下水浮力作用對結構的不利影響,故未產生隆起和開裂現象。2006年12月因地下水結冰而停止施工和排水,但到來年冰雪融化,地下水位回升,而此時尚未復工,也未重新組織排水。隨地下水位升高,車庫底板所受地下水浮力大大超過了結構自重,導致該車庫底板上升,從而帶動車庫屋面隆起變形。與此同時,車庫周邊擋土墻受土體約束大,其向上的變形受到約束,因此屋面不是整體向上平移,而僅表現為中部隆起,周邊擋墻幾乎沒有向上位移。

與軸線2分區相比,軸線1分區沒有出現明顯的隆起變形和結構損傷。這是因為1分區為一矩形布置,短向僅為29.7 m,不到2分區的短邊尺寸的一半。而對于1分區這樣短邊遠小于長邊的四邊約束矩形平面,在浮力的作用下,就類似一均布荷載作用下的單向板,其隆起變形的幅度是由短向尺寸控制的,這一點也為表1中的模擬計算所證明。

4)構件裂縫原因

計算分析表明各柱豎向變形不一致,這使得框架梁兩端存在相對豎向位移,導致梁、柱內產生內力,并最終引起框架梁、柱開裂。同時,從豎向變形的平面分布看,越靠近周邊,豎向變形的梯度越大,即相鄰柱的相對豎向位移越大,這也正是周邊梁柱開裂明顯嚴重的原因。此外,構件開裂又減小了構件的剛度,剛度降低則進一步降低了結構抵抗變形的能力,兩者相互促進,致使結構嚴重開裂、變形,甚至破壞,這一觀點為眾多研究所證實[13-16]。

由此可見,造成車庫屋面結構變形的原因是地下水浮力的作用;而導致粱、柱、墻等結構構件嚴重開裂的原因是在浮力作用下,周邊擋墻上移趨勢受土體等約束,各柱(墻)向上的變形不一致,產生相對豎向位移而造成的。如果計算分析時未考慮周邊擋墻受到約束,簡單判斷結構整體上移,將不能預見結構可能遭受的損傷。

事故原因明確后,立即采取了排水措施。5月11日,當實際地下水位降至-2.50～-3.50 m左右時,效果非常明顯,端部豎向位移基本不變,中部最大相對位移降至350 mm。

4 模擬計算

為模擬構件開裂對結構剛度降低的影響,仍以上述工程為例,在構件剛度折減的基礎上,采用通用有限元軟件SAP2000對該工程進行等效彈性計算分析。模擬計算的主要目的是為了檢驗結構剛度的總體折減程度。模擬計算時混凝土材料強度、彈性模量等取實測值,構件截面尺寸取設計值。梁、柱桿件采用FRAME單元,墻、板采用SHELL單元。后澆帶根據剛度等效的原則,將鋼筋等效替換為混凝土粱。

表1計算結果表明,當結構的等效剛度折減到彈性剛度的0.15倍左右時,屋面測點豎向位移的最大計算值(299 mm)與2007年5月11日的實測值(331 mm)基本一致,沿平面布置變化規律完全相同。在ACI318-05[17]規范中,當框架結構臨近其設計極限承載力時,梁剛度取 0.35EI、柱剛度取0.7E I。文獻[15]的模擬計算和試驗研究表明,當接近極限荷載的80%時,梁、柱剛度折減到45%～50%EI和55%～65%EI。該工程計算的折減后剛度較ACI規范等均小較多,其原因是由于部分構件已嚴重開裂至局部破壞。

表1 測點豎向位移計算及實測值/mm

在彈性剛度未折減時,軸線1分區中部豎向位移僅為8.8 mm。實際情況是軸線1分區構件幾乎未見明顯裂縫,也未見該分區屋面明顯隆起變形。這是因為1分區縱向尺寸雖達158 m,但橫向不足30m,計算分析表明結構豎向變形主要由短邊尺寸決定,這就猶如一塊均布荷載作用下的四邊約束的矩形板。

值得特別注意的是,表1中的實測值為2007年5月11日的實測值,已較最大時的500 mm左右下降較多。可見,當地下水浮力作用在結構上,并接近或超出結構構件的承載能力時,將導致結構剛度迅速下降,其等效的彈性剛度僅相當于其未折減彈性剛度的幾分之一或十幾分之一。此時,如果還依據未折減彈性剛度計算結構的變形,將大大低估結構可能產生的變形,從而忽視可能產生的結構損傷。

5 結 論

1)當地下水浮力超出地下建筑自身重量時,地下建筑在浮力作用下產生向上隆起變形或整體移動趨勢,而周邊擋墻上移趨勢受土體約束,致使各柱、墻豎向變形不一致,產生相對豎向位移,導致結構構件在彎矩、剪力作用下開裂。

2)計算分析模型應考慮周邊擋墻受到的實際約束,若簡單認為結構整體上移,將不能預見結構可能遭受的損傷。對于四邊約束的矩形平面結構,其短邊長度對整體結構損傷起控制作用。同時,周邊相對豎向變形大,周邊結構構件損傷更為嚴重。

3)在較大地下水浮力作用下,當結構接近其設計極限承載能力時,其剛度折減非常大,僅相當于其未折減彈性剛度的幾分之一或十幾分之一,這對確定浮力引起的結構變形將產生很大影響。

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