超深地下連續墻混凝土澆筑過程槽壁側壓力試驗研究*

邵治理，丁文其，白占偉，喬亞飛，成 龍

(1.同濟大學土木工程學院，上海 200092； 2.同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092；3.上海城投水務(集團)有限公司，上海 200002； 4.上海勘察設計研究院(集團)有限公司，上海 200438)

0 引言

在軟土地區，地下連續墻是廣泛應用于基坑工程的圍護結構，地下連續墻施工過程的擾動效應一直是眾多學者關注的問題。相關監測數據表明，地下連續墻施工對基坑后續施工影響不可忽略，有時甚至會引發工程事故[1]。研究地下連續墻施工擾動時，通常可將地下連續墻施工步驟分為3步：成槽開挖期(施作泥漿護壁)、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研究較多，工程實例發現[2-3]，地下連續墻成槽施工對土體的擾動程度與深度相關，隨著深度增加地下連續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。

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

除澆筑壓力導致應力重分布外，隨著混凝土流動性降低以及水化反應的進行，土體經歷了復雜的側向加卸載受力變形過程，混凝土的凝結硬化過程會直接影響混凝土側壓力分布。隨著混凝土澆筑高度增加使槽壁變形不斷發展，混凝土內的應力分布規律也隨之改變，對于不同土類和性質的土體，槽壁變形影響周圍土體應力分布的規律也不盡相同。

值得注意的是，雙折線模型只考慮了混凝土澆筑期的側壓力豎向分布，并沒有考慮側壓力在混凝土凝結硬化期的變化。而特深百米地下連續墻澆筑時間長，過程中伴隨著混凝土的凝結硬化及水化熱反應，其澆筑后的側壓力分布更為復雜，需進一步驗證Lings公式的適用性。因此，本文通過現場試驗，首先分析了特深百米地下連續墻新澆混凝土側壓力的演化規律，揭示了特深地下連續墻澆筑過程槽壁側壓力的作用機理，并擬合推導了槽壁側壓力計算公式。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壓力規律，提出了槽壁側壓力的時空分布模型，為精細化模擬分析澆筑混凝土全過程的擾動效應提供了理論依據。

1 工程概況

現場試驗依托上海市某深層排水調蓄管道系統工程項目。特深圓形豎井地下連續墻深103m，豎井開挖深度約60m，為國內最深的豎井基坑之一。在單幅試驗地下連續墻內埋設了氣頂法壓力盒，該系統由壓力測試系統以及氣壓頂出系統構成，具體介紹可參考文獻[9]，氣頂法設備安裝精度高，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。相較于傳統掛布法，氣頂式土壓力計對側壓力的監測精度更高，實測數據可以反映真實側壓力值。

1.1 地下連續墻尺寸及測點布置

單幅試驗地下連續墻截面尺寸2.8m×1.5m。水下混凝土強度等級C35，混凝土平均密度約為2 400kg/m3。試驗方案為：側壓力計沿深度方向共布設14個，地下連續墻迎土面布設壓力計8個，迎坑面布設壓力計6個。部分壓力計中增設溫度傳感器，側壓力傳感器具體布設情況如圖1所示。

圖1 壓力計測點位置示意

1.2 數據采集

氣頂法壓力計數據采用自動采集系統采集，監測結果可反映測點深度處總側壓力，采集頻率為6次/h，溫度傳感器監測頻率和壓力計保持一致。澆筑過程中，通過混凝土澆筑導管間隔采集液面高度數據，平均采集頻率為3次/h。采集周期為地下連續墻混凝土開始澆筑至澆筑后7d。

1.3 試驗實施過程

試驗地下連續墻澆筑過程共持續7.08h，如圖2所示。由圖2可以看出：地下連續墻銑槽效果較好，整體上混凝土沿深度方向均勻澆筑，澆筑速度約為14.4m/h。地下連續墻理論澆筑體積(即地下連續墻體積)428m3，實際澆筑體積499m3，混凝土充盈系數為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 混凝土施工中側壓力變化規律

澆筑混凝土前，壓力計先隨鋼筋籠沉放到位，槽內充填的泥漿重度約10.1kN/m3，實際頂出壓力與理論壓力如圖3所示。由圖3可見，泥漿壓力監測值與理論值基本一致。之后控制氣壓頂出使得壓力計與槽壁接觸。壓力計頂出后，實際壓力值與理論靜止側壓力較為接近，保證了測點數據的有效性。

圖3 實際頂出壓力與理論壓力

2.1 混凝土澆筑過程側壓力變化規律

實際監測表明，同一深度下基坑內外側的側壓力值基本一致。為了方便研究，本文取部分不同深度的監測數據進行后續分析。

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

圖4 側壓力隨澆筑時間變化關系

2.2 有效澆筑高度分析

澆筑初期，混凝土流動性較好，液面到達壓力傳感器后某一時長內，側壓力基本上遵循近線性規律上升。因此，假定澆筑初期，壓力傳感器測點上方有效澆筑高度為He。當h≤He時，側壓力呈近線性分布，壓力增加值ΔP與h成正比(h為測點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。同一幅地下連續墻，若勻速連續澆筑，則He為某一定值。

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

圖5 壓力上升段澆筑高度與測點埋深關系

2.3 水化熱對側壓力的影響

選取部分溫度傳感器測點數據，混凝土水化熱過程溫度隨澆混凝土時間的變化如圖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左右達到最大，最大溫度約為40℃左右。之后平緩下降，水化效應逐漸減弱。混凝土最大溫度與埋深的關系如圖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，埋深較淺時，最大溫度在36℃左右，深度較深處最大溫度可達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

混凝土的凝結過程實際上是流動性消失導致的壓力消散和水化熱反應導致的壓力上升的疊加過程。由圖8可以發現，較深處72m測點，在混凝土凝結硬化過程的前期，液態混凝土流動性降低，初凝過程混凝土收縮，混凝土側壓力迅速減小。隨水化熱過程壓力傳感器緩慢上升，最后再緩慢下降至穩定值。前面分析可知，深度較深處水化熱反應更加劇烈，因此，在水化熱較劇烈的前期，較深處的測點壓力值會有一定增加，隨著水化反應的進行，水化影響逐漸減弱，壓力值緩慢降低至穩定。

圖8 側壓力受水化熱影響

2.4 混凝土澆筑過程側壓力的機理分析

根據上述分析可知，混凝土澆筑過程其側壓力演化規律是復雜的，主要受到混凝土流動性變化以及凝結硬化反應的影響。流動性較好時，壓力計傳感器主要受液態混凝土的側向壓力；隨凝結硬化過程的進行，混凝土內部的化學反應是側壓力變化的主要原因。從混凝土液面到達測點開始，直到混凝土初凝并最終達到穩定，可以分為3個階段，如圖9所示。圖9中，A點是壓力線性上升段起始位置，B點為壓力線性上升段結束位置，C為壓力下降達到穩定位置。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，在較大的澆筑速度下，測點處壓力分布曲線基本遵循流體靜水壓力的分布規律，壓力值隨時間變化呈近線性關系，這一階段混凝土的凝結硬化過程很緩慢，因此水化反應影響很小。

圖9 擬合壓力隨時間變化曲線

隨混凝土凝結硬化效應逐漸顯著，側壓力變化進入第2階段，即塑性凝結階段：混凝土流動性逐漸減小，混凝土開始初凝轉變為可塑的漿體，且隨著時間推移，混凝土可塑性逐漸下降，此時界面處側壓力逐漸減小。凝結過程伴隨一定程度的水化熱反應，但相較于混凝土初凝效應，水化熱反應可忽略。

隨著硬化進一步進行，側壓力演化進入第3個階段，即硬化穩定階段，此時混凝土失去可塑性，其強度逐漸增加，混凝土內部顆粒的水化反應形成致密的結晶結構，由于混凝土澆筑體積大于地下連續墻本身的體積，即充盈系數>1，使得墻土界面充滿了混凝土，隨混凝土塑性消失，澆筑后增加的側壓力也不會完全消散。水化熱效應影響有限，整體上看，側壓力值在這一階段保持平穩。

3 澆筑過程側壓力-時間擬合公式

基于上述混凝土澆筑過程側壓力的三階段模型，對某一深度測點，總結了隨時間發展的混凝土側壓力擬合公式，以定量描述一定深度處混凝土側壓力隨澆筑時間的動態變化規律。詳細推導如下。

3.1 流態增長階段擬合公式

如圖9所示，在測壓力線性增長階段AB段，傳統的側壓力分布模型認為，在混凝土剛澆筑時，側壓力分布基本遵循流體靜水壓力的分布規律。理想狀態下，埋深H處，側壓力增長規律為：

F=γsH+(γc-γs)vt

(t≤t1)(1)

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

由試驗實測值可得到不同深度下對應的實測斜率值，如圖10所示。可以看出，實測斜率值相較理論值偏小，這說明混凝土相較于純水液體，混凝土的黏滯系數更大，流動性偏小。當澆筑速度以及澆筑高度較大時，混凝土澆筑實際產生的側壓力小于靜水壓力公式計算值。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，成槽狀況較差時，壓力計的監測數據不能真實反映實際側壓力數據，如深部84m測點處于第三承壓水層，施工過程中發生了過度銑槽的情況，此處實測側壓力與實際值會存在較大偏差。

圖10 實測斜率值隨深度分布

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

F=γsH+(αγc-γs)vt

(2)

排除成槽導致的數據偏差，本地下連續墻有效側壓力系數α取值為0.85～0.98。

3.2 塑性凝結階段擬合公式

進入塑性凝結階段BC段后，受混凝土初凝影響，側壓力開始下降，試驗數據表明下降段也近似線性變化。因此，進入塑性凝結階段后，側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時間的比值，表示初凝效應對側壓力的影響大小；t2是塑性凝結階段結束時刻。

下面對μ進行討論，圖11給出了塑性凝結階段各測點壓力下降值和壓力下降持續時間。可以看出，壓力差ΔPBC和持續時長tBC均與測點埋深呈分段函數關系，最大塑性凝結時間約為1.6h，深處測點的壓力下降值較淺處偏大，而持續時長較淺處偏小，說明深部混凝土初凝反應劇烈，側壓力變化更明顯。整體上隨深度增加，μ值變大，大于一定深度，μ值基本穩定不變。本地下連續墻μ取值為0.03～0.08。

圖11 下降段最大壓力變化值及持續時間

3.3 硬化穩定階段擬合公式

由前述分析可知，當澆筑歷時進入硬化穩定階段后，整體上側壓力趨于穩定，影響側壓力的主要因素是混凝土長期凝結的水化熱效應，相較于塑性凝結階段，水化熱對側壓力的影響較小。在硬化階段的前期，深部72m處混凝土水化熱效應對側壓力有一定影響，隨著水化效應逐漸減弱，測壓力隨之回落，最終穩定值與硬化階段初始值相差很小。而淺處38m處測點，在硬化階段受水化熱影響較小，側壓力保持穩定。因此，不考慮硬化穩定階段的側壓力變化，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壓力隨澆筑時間的動態變化公式。對應于三階段模型，側壓力公式是澆筑時間的分段函數。

(5)

各參數的意義及取值范圍如上，值得注意的是，參數的取值與位置深度相關，應用本公式時，須根據實際深度確定參數的具體數值。

4 澆筑完成后側壓力的豎向分布模型

上一節分析了某深度下側壓力與澆筑時間的關系，在工程應用中，更多關注的是澆筑完成后側壓力的豎向分布。Lings公式中，混凝土側壓力滿足雙線分布規律：

(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，側壓力與埋深呈線性關系，斜率為流態混凝土的重度；在埋深大于臨界深度時，側壓力-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)認為流態混凝土側壓力完全等于靜水壓力計算值，這與事實不符。如前文所述，考慮到混凝土的流動性偏小，實際側壓力值小于靜水壓力計算值。此外，澆筑完成時，深部測點已經進入塑性硬化階段，中部測點處于塑性凝結階段，相較于線性增長的最大值，側壓力均會減小，顯然式(6)并未考慮到側壓力減小的情形，認為側壓力值先線性增長，后保持不變。當成槽深度較淺時，式(6)不會產生較大的誤差，但在分析本特深地下連續墻時，深部混凝土側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壓力的不同分布模式，在式(6)的基礎上，提出了地下連續墻澆筑完成時的側壓力修正公式：

(7)

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

為驗證修正公式的適用性，參數取值α=0.9，hc=24m，hs=23m，β=0.007。實測數據與計算值對比如圖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。在特深地下連續墻澆筑完成時，側壓力在淺層、中部和深層地下連續墻處存在不同的分布模式，原因是地下連續墻澆筑完成時，不同深度混凝土狀態處于不同的凝結硬化狀態。淺層地下連續墻側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壓力系數α；中部地下連續墻側壓力已進入塑性凝結階段，對比兩條曲線，隨著深度增加，混凝土凝結時間越長，壓力下降值越大；深層地下連續墻側壓力進入硬化穩定階段，此時兩條曲線斜率值相同，均為泥漿重度。

圖12 實測數據與計算值對比

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

圖13 槽壁側壓力時空分布模式

5 結語

1)基于側壓力監測數據，揭示了混凝土施工中側壓力變化機理，考慮了混凝土的凝結硬化以及水化熱效應，建立了澆筑期間側壓力流態增長-塑性凝結-硬化穩定三階段分布模型。

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

3)基于實測數據，修正了澆筑完成后側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墻適用性較好。考慮到混凝土凝結硬化程度不同，側壓力曲線在淺部、中部和深部地層的斜率各異。

最后，基于前述理論推導，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墻側壓力的時空分布模型，整體揭示了混凝土澆筑對側壓力的影響，目前用數值模擬手段分析地下連續墻施工擾動效應的最常用方法是應力釋放法，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壓力豎向分布公式(7)可作為施加應力值的理論依據；而本文提出的時空分布模型可分析澆筑開始至結束全過程不同時刻的側壓力豎向分布關系，為進一步研究施工全過程的精細化模擬提供理論支撐。