地下室底板取消沉降后澆帶的技術分析與應用

范榮輝 李鑫奎 譚英輝

1. 上海建工七建集團有限公司 上海 200050；2. 上海建工集團股份有限公司 上海 200080

通常，由于主樓和裙房或者主樓與主樓之間的荷載和剛度有較大差異，導致基礎的內力和基底的反力產生較大變化，進而引起基礎發生不均勻沉降，造成底板開裂漏水甚至出現更嚴重的后果。為解決上述問題，在設計與施工中會在主樓與裙房或主樓與主樓之間設置沉降后澆帶。但是，留設的后澆帶施工涉及到后期施工的二次作業，給工程質量、進度、安全等帶來很多不利的影響并造成施工成本的增加[1-2]。解決后澆帶問題最徹底的辦法就是在滿足各方面條件的前提下取消后澆帶[3]，這在上海董家渡金融城工程項目中進行了成功的應用，并取得了良好的社會效益和經濟效益。

1 工程實例計算分析

1.1 工程概況

上海董家渡金融城工程項目311B-03地塊（A地塊），東鄰中山南路，南貼東江陰街，北近王家碼頭路，西靠外倉橋街南倉街，占地總面積為167 510 m2，總建筑面積約1 137 000 m2。

董家渡路將基地分為南北2個地塊（圖1），本次項目為二標段的A地塊，含2座塔樓A1、A2。A1樓為14層＋屋頂（標高74.2 m），A2樓為9層＋屋頂（標高50.5 m）。地下室均為3層（19 m）。A1核心區底板厚度1.5 m，A2核心區底板厚度1.3 m，其余區域底板厚度1.0 m。沉降后澆帶寬為1 000 mm（圖2）。

圖1 董家渡項目地塊分布

1.2 計算目的及方法

圖2 項目沉降后澆帶底板基礎

對比分析設置后澆帶、取消后澆帶2種混凝土澆筑方法的區別，同時考慮在基礎底板混凝土收縮徐變及結構自重影響下，采用有限元方法分析對比2種澆筑方法在不同的施工過程中對基礎底板沉降變形及結構應力的影響程度。

采用有限元方法對A1施工至14層、A2施工至9層后基礎沉降施工過程進行仿真分析，計算時采用土基床系數反算方法。先依據設計院提供的土質勘察數據及變形情況，通過荷載與變形的關系反算出土彈簧系數K值（約6 500 kN/m3），再通過該K值模擬分析設置后澆帶與設置施工縫2種情況下施工過程中的結構受力、底板沉降變形情況。

1.3 計算假定及計算工況

1）混凝土材料收縮函數、徐變函數、彈性模量、抗拉強度隨齡期變化規律按GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》取用。

2）基礎底板結構按照設置后澆帶和取消后澆帶（改施工縫），根據分塊澆筑方案設置不同的施工工況。

3）不考慮混凝土水化熱溫升作用。

4）板梁結構施工時，柱已達到強度設計值，不考慮柱收縮及徐變因素。

5）忽略樓梯以及樓板洞口影響。

6）忽略鋼筋對提高混凝土極限拉伸的影響。

1.4 后澆帶設置及施工縫劃分

針對設置后澆帶和施工縫2種情況，考慮混凝土的收縮徐變和結構自重影響，計算上部結構封頂后底板混凝土應力情況。計算時考慮后澆帶封閉時間為60 d，采用施工縫情況下每塊底板間隔12 d澆筑。后澆帶設置布置及施工縫劃分如圖3、圖4所示。

1.5 計算模型

利用Midas Gen軟件對其結構（梁、板、柱、基礎底板）進行建模（圖5）。

1.5.1 材料屬性

根據計算假定，不考慮柱的收縮、徐變及其強度變化特性，依據結構設計圖紙，上部結構各構件混凝土材料等級在C30～C60之間不等。其中基礎底板混凝土為C35P8，后澆帶施工提高一個等級混凝土，計算取C40微膨脹混凝土。采用歐洲規范（1990CEB-FIP模式規范）混凝土抗壓強度發展函數來模擬混凝土抗壓強度，混凝土收縮應變曲線亦采用1990CEB-FIP模式規范的有關規定。

圖3 后澆帶設置布置

圖4 施工縫劃分布置

圖5 整體有限元模型

1.5.2 單元屬性

結構有限元計算模型共計10 672個節點、20 739個單元，其中梁單元10 250個，板單元6 249個，實體單元4 240個。梁、柱采用梁單元模擬，樓板、剪力墻采用板單元模擬，基礎底板采用實體單元模擬。

1.5.3 荷載邊界情況

考慮結構自重、基礎底板混凝土收縮、徐變的影響，不考慮混凝土水化熱溫升作用。基礎結構周圍約束x、y，允許豎向z變形，通過設置土彈簧單元來模擬結構沉降變形。

1.6 模型試算及沉降設計值對比

有限元計算采用土基床系數反算方法。試算A1施工至14層后結構底板變形（A1樓結構核心最大變形32.4 mm，A2樓結構核心最大變形22.6 mm），與設計所提供的該施工工況的沉降變形情況（A1沉降最值27 mm，A2沉降最值23 mm）較為接近，驗證了本有限元模型反算的正確性。

然后以正確的模型在各種施工階段分析模擬設置沉降后澆帶與取消沉降后澆帶（采用施工縫）2種不同澆筑方案對結構應力與基礎沉降變形等的影響情況（圖6）。

1.7 設置后澆帶/施工縫的混凝土澆筑分塊方案

根據董家渡項目A地塊設置后澆帶和取消后澆帶（采用施工縫）的混凝土澆筑分塊方案，在同時考慮基礎底板混凝土的收縮徐變作用、結構自重等因素下對7種施工工況進行沉降計算分析。由于有限元邊界約束較為復雜，結構邊緣處容易出現應力集中，應力值可能會出現較大的數值，此數據不作整體結構應力評判分析，即數據分析時不考慮邊界處畸形應力值。

圖6 最后施工階段完成時整體結構沉降變形及基礎底板沉降變形

1.7.1 設置后澆帶施工工況計算分析

在設置沉降后澆帶下分塊澆筑基礎底板混凝土，同時考慮結構自重、收縮徐變等影響，在不同施工工況下對基礎底板、后澆帶等結構變形及應力進行分析（圖7～圖9）。

圖7 設置后澆帶澆筑方案A1/A2主樓施工完成底板結構應力云圖

圖8 A1/A2主樓施工完成后澆帶應力

由圖可知，A1、A2主樓全部梁板柱結構施工封頂完成時，基礎底板結構最大拉應力為1.74 MPa，此時后澆帶最大拉應力值為0.93 MPa，后澆帶結構兩側z向變形最大值11 mm，兩側變形差值最大為2.54 mm，基本可認為是同步沉降變形。

1.7.2 設置施工縫施工工況計算分析

在不設置沉降后澆帶（采用施工縫）下分塊澆筑基礎底板混凝土，同時考慮結構自重、收縮徐變等影響，在不同的施工工況下對基礎底板、后澆帶等結構變形及應力進行分析（圖10）。由圖可知，A1、A2主樓全部梁板柱結構施工封頂完成時，基礎底板結構最大拉應力為2.06 MPa。

1.7.3 2種澆筑方案的混凝土受力對比

通過有限元方法對設置后澆帶和采用施工縫2種混凝土澆筑方案進行仿真模擬，分析其對基礎底板結構應力、沉降變形的差異對比，將各施工工況下基礎底板結構對應的應力值匯總到表1。

圖9 A1/A2主樓施工完成后澆帶變形

圖10 采用施工縫澆筑方案A1/A2 主樓施工完成底板結構應力云圖

表1 2種澆筑方案下各施工階段基礎底板應力最值（單位：MPa）

由表1可知，通過有限元理論計算分析，在同時考慮結構自重、混凝土收縮徐變的影響下，設置沉降后澆帶對基礎底板產生的拉應力最值要比不設置沉降后澆帶（采用施工縫施工）小，兩者最值相差約10%，由于是理論計算分析，在忽略一些諸如混凝土結構內部鋼筋對抵抗裂縫有利影響的前提下，本報告計算出的基礎底板拉應力最值是有些偏大的。因此，通過計算數據定性對比分析設置沉降后澆帶和改施工縫2種澆筑方案下的基礎底板結構應力變化幅度趨勢，能說明本工程如果不設置后澆帶而改用施工縫澆筑基礎底板也是可行的。

1.7.4 B3/F1跨間結構沉降變形分析

在設置施工縫條件下，通過有限元計算，得出A1/A2主樓結構封頂施工后B3柱底、F1柱底跨間結構沉降變形數據（圖11～圖13）。

圖11 A1/A2主樓結構封頂施工后B3柱底跨間沉降變形

由圖可知，對于地下B3層柱底跨間沉降變形情況，施工單位計算底板最大沉降A1處為32.4 mm，A2處為22.6 mm；A1/A2核心筒四角沉降值小于各邊中間沉降值，差值為2 mm，較設計院計算值小；A1塔樓四周與核心筒沉降差值為9 mm，與設計院11 mm相近；A2塔樓四周與核心筒沉降差值為7 mm，與設計院9 mm相近；A1塔樓四周沉降值存在偏差，外側大于內側；A2塔樓四周沉降值相差不大，較為均勻。與設計院計算結果不同之處在于，裙房底板設計院計算沉降為0 mm，本報告計算為7～8 mm。

圖12 A1/A2主樓結構封頂施工后F1柱底跨間沉降變形

圖13 設置施工縫A1/A2主樓結構封頂后底板沉降變形

對于地上A1樓與A2樓對應的F1層柱底跨間沉降變形情況，由于混凝土柱、墻在自重作用下的壓縮，造成A1樓、A2樓地上1層豎向位移大于底板處相應位移，差值約為4 mm；塔樓外框架柱與核心筒內部最大沉降差值為6 mm；A1樓外圍框架柱沉降較為協調，但存在外側沉降大于內側的現象，差值5 mm。A2樓外圍框架柱變形較為協調，但四角位置沉降小于其他位置，與設計相符。

1.8 計算結果總結

通過采用有限元方法對本項目A地塊在設置沉降后澆帶與不設置后澆帶（采用施工縫）的混凝土澆筑方案下不同施工過程的基礎底板結構應力及沉降變形進行定性對比分析，得出以下結論：

1）采用土基床系數反算方法，依據設計提供的土質勘察數據及變形情況，通過荷載與變形的關系，反算出土彈簧系數K值（土體基床系數K=6 500 kN/m3），試算A1施工至14層后結構底板變形（A1樓結構核心最大變形32.4 mm，A2樓結構核心最大變形22.6 mm），與設計所提供的該施工工況的沉降變形情況（A1沉降最值27 mm，A2沉降最值23 mm）較為接近，驗證了本有限元模型反算的正確性。

2）采用設置后澆帶方案的底板最大拉應力為1.74 MPa，采用設置施工縫方案的底板最大拉應力為2.06 MPa，設置施工縫方案底板應力稍大于設置后澆帶方案底板應力，2種方案底板拉應力均小于C35混凝土抗拉強度2.20 MPa。

2 取消后澆帶后采取的施工措施

2.1 優化混凝土配合比

現在涉及諸如地下室底板等大體積混凝土澆筑的混凝土配制中一般會采用“雙摻技術”[3]，即摻入粉煤灰與礦粉，利用二者的疊加效應，改善混凝土的性能，降低混凝土水化熱及內外溫差。本項目中根據底板概況以及取消沉降后澆帶的工況，積極聯系混凝土攪拌站，改變原有混凝土配比，并進行試驗驗證，達到了理想效果。

2.2 采用跳倉法施工

對于較大面積的底板澆筑，取消沉降后澆帶后需合理劃分施工分塊，這樣才能達到減少結構相互制約、釋放收縮應力、節約工期的目的。本項目在兼顧工期與施工質量的基礎上，比選不同劃分分塊方案，最終采用前文的劃分方式。同時，跳倉法施工時相鄰施工段的間隔至少為7 d。

2.3 合理規劃混凝土攪拌車交通路線

大體積混凝土的澆筑必須要保證連續性。本項目策劃階段即充分考慮項目所在地的地面交通狀況及交通高峰時間，先期與交警部門聯系安排運輸路線，并與混凝土攪拌站商定安排不同時段的混凝土攪拌車蓄車數量。

2.4 混凝土的養護

混凝土澆筑完成后，需及時進行養護，根據天氣情況采取不同的養護措施。本項目養護采用覆蓋1層塑料薄膜加1層麻袋的方式。

3 結語

計算結果及后期實際應用效果均表明，取消本項目2個塔樓之間的沉降后澆帶（設置施工縫）是完全可行的，避免了設置后澆帶給工程質量、進度、成本、安全等帶來的不利影響，可為其他同類深基坑地下室底板施工提供有益的借鑒。