超深地下连续墙混凝土浇筑过程槽壁侧压力试验研究*

邵治理，丁文其，白占伟，乔亚飞，成 龙

(1.同济大学土木工程学院，上海 200092； 2.同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092；3.上海城投水务(集团)有限公司，上海 200002； 4.上海勘察设计研究院(集团)有限公司，上海 200438)

0 引言

在软土地区，地下连续墙是广泛应用于基坑工程的围护结构，地下连续墙施工过程的扰动效应一直是众多学者关注的问题。相关监测数据表明，地下连续墙施工对基坑后续施工影响不可忽略，有时甚至会引发工程事故[1]。研究地下连续墙施工扰动时，通常可将地下连续墙施工步骤分为3步：成槽开挖期(施作泥浆护壁)、混凝土浇筑期以及混凝土硬化期。对于成槽开挖的扰动效应研究较多，工程实例发现[2-3]，地下连续墙成槽施工对土体的扰动程度与深度相关，随着深度增加地下连续墙周围土体的水平位移逐渐减小，扰动范围为约0.5倍的成槽深度。

实际上，地下连续墙浇筑混凝土施工也会对墙土界面附近土体产生一定程度扰动[4]，浇筑混凝土的槽壁侧压力分布规律对于研究地下连续墙施工扰动行为有重要意义。Lings等[5]通过实测数据总结了地下连续墙浇筑完成后侧压力竖向分布规律，公式表明侧压力沿深度方向呈双折线分布。Lings提出的公式为学者研究混凝土浇筑的扰动效应提供了理论支撑并得到广泛应用[6-7]，朱宁等[8]基于Lings提出的侧压力公式，模拟了混凝土灌注对周边土体的扰动影响，结果表明混凝土浇筑施工对水平位移起到抑制作用，一定深度内土体在混凝土挤压下反向运动。

除浇筑压力导致应力重分布外，随着混凝土流动性降低以及水化反应的进行，土体经历了复杂的侧向加卸载受力变形过程，混凝土的凝结硬化过程会直接影响混凝土侧压力分布。随着混凝土浇筑高度增加使槽壁变形不断发展，混凝土内的应力分布规律也随之改变，对于不同土类和性质的土体，槽壁变形影响周围土体应力分布的规律也不尽相同。

值得注意的是，双折线模型只考虑了混凝土浇筑期的侧压力竖向分布，并没有考虑侧压力在混凝土凝结硬化期的变化。而特深百米地下连续墙浇筑时间长，过程中伴随着混凝土的凝结硬化及水化热反应，其浇筑后的侧压力分布更为复杂，需进一步验证Lings公式的适用性。因此，本文通过现场试验，首先分析了特深百米地下连续墙新浇混凝土侧压力的演化规律，揭示了特深地下连续墙浇筑过程槽壁侧压力的作用机理，并拟合推导了槽壁侧压力计算公式。修正了Lings公式，并综合考虑混凝土浇筑期和混凝土硬化期的侧压力规律，提出了槽壁侧压力的时空分布模型，为精细化模拟分析浇筑混凝土全过程的扰动效应提供了理论依据。

1 工程概况

现场试验依托上海市某深层排水调蓄管道系统工程项目。特深圆形竖井地下连续墙深103m，竖井开挖深度约60m，为国内最深的竖井基坑之一。在单幅试验地下连续墙内埋设了气顶法压力盒，该系统由压力测试系统以及气压顶出系统构成，具体介绍可参考文献[9]，气顶法设备安装精度高，可以保证压力盒的垂直度。钢筋笼下放后，控制气压顶出压力将压力盒推至槽壁处。相较于传统挂布法，气顶式土压力计对侧压力的监测精度更高，实测数据可以反映真实侧压力值。

1.1 地下连续墙尺寸及测点布置

单幅试验地下连续墙截面尺寸2.8m×1.5m。水下混凝土强度等级C35，混凝土平均密度约为2 400kg/m3。试验方案为：侧压力计沿深度方向共布设14个，地下连续墙迎土面布设压力计8个，迎坑面布设压力计6个。部分压力计中增设温度传感器，侧压力传感器具体布设情况如图1所示。

图1 压力计测点位置示意

1.2 数据采集

气顶法压力计数据采用自动采集系统采集，监测结果可反映测点深度处总侧压力，采集频率为6次/h，温度传感器监测频率和压力计保持一致。浇筑过程中，通过混凝土浇筑导管间隔采集液面高度数据，平均采集频率为3次/h。采集周期为地下连续墙混凝土开始浇筑至浇筑后7d。

1.3 试验实施过程

试验地下连续墙浇筑过程共持续7.08h，如图2所示。由图2可以看出：地下连续墙铣槽效果较好，整体上混凝土沿深度方向均匀浇筑，浇筑速度约为14.4m/h。地下连续墙理论浇筑体积(即地下连续墙体积)428m3，实际浇筑体积499m3，混凝土充盈系数为1.17，混凝土初凝时间约为8h。

图2 混凝土液面高度与浇筑时间

2 混凝土施工中侧压力变化规律

浇筑混凝土前，压力计先随钢筋笼沉放到位，槽内充填的泥浆重度约10.1kN/m3，实际顶出压力与理论压力如图3所示。由图3可见，泥浆压力监测值与理论值基本一致。之后控制气压顶出使得压力计与槽壁接触。压力计顶出后，实际压力值与理论静止侧压力较为接近，保证了测点数据的有效性。

图3 实际顶出压力与理论压力

2.1 混凝土浇筑过程侧压力变化规律

实际监测表明，同一深度下基坑内外侧的侧压力值基本一致。为了方便研究，本文取部分不同深度的监测数据进行后续分析。

为了探究浇筑混凝土过程中，地下连续墙不同深度处各测点的侧压力变化规律，绘制了各测点侧压力随时间分布曲线如图4所示(浇筑时间9h左右的部分测点数据因施工原因缺失)。整体上，各测点压力变化趋势类似，以28m测点为例，浇筑液面到达压力传感器之前，该测点压力值约0.27MPa并稳定不变。随后，测点处压力值开始上升，上升趋势近似线性分布，上升段持续时长约1.7h，压力增加至0.58MPa。到达最大压力值后，压力逐渐近线性下降；浇筑10h时，压力值减小至0.48MPa，并逐渐保持稳定。

图4 侧压力随浇筑时间变化关系

2.2 有效浇筑高度分析

浇筑初期，混凝土流动性较好，液面到达压力传感器后某一时长内，侧压力基本上遵循近线性规律上升。因此，假定浇筑初期，压力传感器测点上方有效浇筑高度为He。当h≤He时，侧压力呈近线性分布，压力增加值ΔP与h成正比(h为测点以上的混凝土液面高度)。He可能与该幅墙的几何尺寸、混凝土性能(坍落度，外加剂等)，以及浇筑速度有关。同一幅地下连续墙，若匀速连续浇筑，则He为某一定值。

不同埋深的测点，从压力上升开始，至达到最大压力值所对应的浇筑高度为HAB；测点埋深H指地下连续墙顶部与测点位置高度差，如图5所示，压力上升段浇筑高度HAB与测点埋深H呈分段函数关系，有效浇筑高度He约24m。测点埋深H小于有效浇筑高度He时，HAB与埋深呈线性关系；测点埋深H大于有效浇筑高度He时，HAB达到最大值并基本保持不变，此时HAB=He。可以看出，本幅地下连续墙在埋深为24m时，HAB达到最大值24m。

图5 压力上升段浇筑高度与测点埋深关系

2.3 水化热对侧压力的影响

选取部分温度传感器测点数据，混凝土水化热过程温度随浇混凝土时间的变化如图6所示，混凝土初始温度在16℃左右，温度在前期迅速上升，80～100h左右达到最大，最大温度约为40℃左右。之后平缓下降，水化效应逐渐减弱。混凝土最大温度与埋深的关系如图7所示，由图7可知，最大温度值与埋深深度整体上呈正相关，埋深较浅时，最大温度在36℃左右，深度较深处最大温度可达41℃，说明随埋深增加，温度上升幅度更大，水化热效果更加剧烈。

图6 混凝土温度随浇筑时间变化曲线

图7 混凝土最大温度与埋深

混凝土的凝结过程实际上是流动性消失导致的压力消散和水化热反应导致的压力上升的叠加过程。由图8可以发现，较深处72m测点，在混凝土凝结硬化过程的前期，液态混凝土流动性降低，初凝过程混凝土收缩，混凝土侧压力迅速减小。随水化热过程压力传感器缓慢上升，最后再缓慢下降至稳定值。前面分析可知，深度较深处水化热反应更加剧烈，因此，在水化热较剧烈的前期，较深处的测点压力值会有一定增加，随着水化反应的进行，水化影响逐渐减弱，压力值缓慢降低至稳定。

图8 侧压力受水化热影响

2.4 混凝土浇筑过程侧压力的机理分析

根据上述分析可知，混凝土浇筑过程其侧压力演化规律是复杂的，主要受到混凝土流动性变化以及凝结硬化反应的影响。流动性较好时，压力计传感器主要受液态混凝土的侧向压力；随凝结硬化过程的进行，混凝土内部的化学反应是侧压力变化的主要原因。从混凝土液面到达测点开始，直到混凝土初凝并最终达到稳定，可以分为3个阶段，如图9所示。图9中，A点是压力线性上升段起始位置，B点为压力线性上升段结束位置，C为压力下降达到稳定位置。阶段1：在浇筑初期，高速浇筑的混凝土流动性较好，混凝土处于流动状态，在较大的浇筑速度下，测点处压力分布曲线基本遵循流体静水压力的分布规律，压力值随时间变化呈近线性关系，这一阶段混凝土的凝结硬化过程很缓慢，因此水化反应影响很小。

图9 拟合压力随时间变化曲线

随混凝土凝结硬化效应逐渐显著，侧压力变化进入第2阶段，即塑性凝结阶段：混凝土流动性逐渐减小，混凝土开始初凝转变为可塑的浆体，且随着时间推移，混凝土可塑性逐渐下降，此时界面处侧压力逐渐减小。凝结过程伴随一定程度的水化热反应，但相较于混凝土初凝效应，水化热反应可忽略。

随着硬化进一步进行，侧压力演化进入第3个阶段，即硬化稳定阶段，此时混凝土失去可塑性，其强度逐渐增加，混凝土内部颗粒的水化反应形成致密的结晶结构，由于混凝土浇筑体积大于地下连续墙本身的体积，即充盈系数>1，使得墙土界面充满了混凝土，随混凝土塑性消失，浇筑后增加的侧压力也不会完全消散。水化热效应影响有限，整体上看，侧压力值在这一阶段保持平稳。

3 浇筑过程侧压力-时间拟合公式

基于上述混凝土浇筑过程侧压力的三阶段模型，对某一深度测点，总结了随时间发展的混凝土侧压力拟合公式，以定量描述一定深度处混凝土侧压力随浇筑时间的动态变化规律。详细推导如下。

3.1 流态增长阶段拟合公式

如图9所示，在测压力线性增长阶段AB段，传统的侧压力分布模型认为，在混凝土刚浇筑时，侧压力分布基本遵循流体静水压力的分布规律。理想状态下，埋深H处，侧压力增长规律为：

F=γsH+(γc-γs)vt

(t≤t1)(1)

式中：γs为泥浆重度；γc为态混凝土的重度;t为混凝土浇筑时间;v为混凝土浇筑速度；t1为线性增长阶段结束时刻。其中γsH为浇筑前初始侧压力；vt为混凝土浇筑高度；(γc-γs)v表示侧压力增加段的斜率，按照前面给的地下连续墙参数，计算得到本地下连续墙斜率理论值为0.20MPa/h。

由试验实测值可得到不同深度下对应的实测斜率值，如图10所示。可以看出，实测斜率值相较理论值偏小，这说明混凝土相较于纯水液体，混凝土的黏滞系数更大，流动性偏小。当浇筑速度以及浇筑高度较大时，混凝土浇筑实际产生的侧压力小于静水压力公式计算值。除混凝土本身特性外，也与不同深度地层处的成槽情况有关，成槽状况较差时，压力计的监测数据不能真实反映实际侧压力数据，如深部84m测点处于第三承压水层，施工过程中发生了过度铣槽的情况，此处实测侧压力与实际值会存在较大偏差。

图10 实测斜率值随深度分布

混凝土刚浇筑时侧压力增加值呈近线性分布，说明浇筑影响高度范围内，测点位置的混凝土流动性基本保持不变。上述分析表明，流态混凝土侧压力需要在静水压力公式上作出修正。因此，引入了有效侧压力系数α，物理意义为混凝土重度在侧向的折减系数，修正后的拟合公式如下：

F=γsH+(αγc-γs)vt

(2)

排除成槽导致的数据偏差，本地下连续墙有效侧压力系数α取值为0.85～0.98。

3.2 塑性凝结阶段拟合公式

进入塑性凝结阶段BC段后，受混凝土初凝影响，侧压力开始下降，试验数据表明下降段也近似线性变化。因此，进入塑性凝结阶段后，侧压力的拟合公式如下：

F=γs·H+(αγc-γs)vt1-μ(t-t1)

(t1

式中：μ为下降段斜率，等于下降段最大压力差与下降持续时间的比值，表示初凝效应对侧压力的影响大小；t2是塑性凝结阶段结束时刻。

下面对μ进行讨论，图11给出了塑性凝结阶段各测点压力下降值和压力下降持续时间。可以看出，压力差ΔPBC和持续时长tBC均与测点埋深呈分段函数关系，最大塑性凝结时间约为1.6h，深处测点的压力下降值较浅处偏大，而持续时长较浅处偏小，说明深部混凝土初凝反应剧烈，侧压力变化更明显。整体上随深度增加，μ值变大，大于一定深度，μ值基本稳定不变。本地下连续墙μ取值为0.03～0.08。

图11 下降段最大压力变化值及持续时间

3.3 硬化稳定阶段拟合公式

由前述分析可知，当浇筑历时进入硬化稳定阶段后，整体上侧压力趋于稳定，影响侧压力的主要因素是混凝土长期凝结的水化热效应，相较于塑性凝结阶段，水化热对侧压力的影响较小。在硬化阶段的前期，深部72m处混凝土水化热效应对侧压力有一定影响，随着水化效应逐渐减弱，测压力随之回落，最终稳定值与硬化阶段初始值相差很小。而浅处38m处测点，在硬化阶段受水化热影响较小，侧压力保持稳定。因此，不考虑硬化稳定阶段的侧压力变化，拟合公式如下：

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处侧压力随浇筑时间的动态变化公式。对应于三阶段模型，侧压力公式是浇筑时间的分段函数。

(5)

各参数的意义及取值范围如上，值得注意的是，参数的取值与位置深度相关，应用本公式时，须根据实际深度确定参数的具体数值。

4 浇筑完成后侧压力的竖向分布模型

上一节分析了某深度下侧压力与浇筑时间的关系，在工程应用中，更多关注的是浇筑完成后侧压力的竖向分布。Lings公式中，混凝土侧压力满足双线分布规律：

(6)

式中：H为埋深；hc为临界深度，取值为槽深的20%～30%；其他参数同上。

分析上式不难得知，临界深度hc即为本文的有效浇筑高度He，在埋深小于临界深度时，侧压力与埋深呈线性关系，斜率为流态混凝土的重度；在埋深大于临界深度时，侧压力-埋深曲线仍呈线性，斜率为泥浆重度。对比本文之前的分析，式(6)存在两处误差：首先，式(6)认为流态混凝土侧压力完全等于静水压力计算值，这与事实不符。如前文所述，考虑到混凝土的流动性偏小，实际侧压力值小于静水压力计算值。此外，浇筑完成时，深部测点已经进入塑性硬化阶段，中部测点处于塑性凝结阶段，相较于线性增长的最大值，侧压力均会减小，显然式(6)并未考虑到侧压力减小的情形，认为侧压力值先线性增长，后保持不变。当成槽深度较浅时，式(6)不会产生较大的误差，但在分析本特深地下连续墙时，深部混凝土侧压力值的回落是无法忽略的。

基于上述分析，本文考虑了浅部、中部和深部混凝土侧压力的不同分布模式，在式(6)的基础上，提出了地下连续墙浇筑完成时的侧压力修正公式：

(7)

式中：α为有效侧压力系数(见式(2))；hc为流态增长阶段的浇筑高度，即有效浇筑高度；hs为塑性凝结持续时间内混凝土的浇筑高度；β为压力下降值与浇筑高度之比，即ΔPBC/hs；其余参数同上。

为验证修正公式的适用性，参数取值α=0.9，hc=24m，hs=23m，β=0.007。实测数据与计算值对比如图12所示。由图12可以看出，本文提出的基于深度的三线模型较原公式适用性更好。在特深地下连续墙浇筑完成时，侧压力在浅层、中部和深层地下连续墙处存在不同的分布模式，原因是地下连续墙浇筑完成时，不同深度混凝土状态处于不同的凝结硬化状态。浅层地下连续墙侧压力处于线性增长阶段，对比原公式和修正公式，浅层处曲线斜率差异是由于考虑了有效侧压力系数α；中部地下连续墙侧压力已进入塑性凝结阶段，对比两条曲线，随着深度增加，混凝土凝结时间越长，压力下降值越大；深层地下连续墙侧压力进入硬化稳定阶段，此时两条曲线斜率值相同，均为泥浆重度。

图12 实测数据与计算值对比

在式(5)和式(7)的基础上，归纳得到了混凝土侧压力的时空分布模型，如图13所示，固定埋深下，侧压力-时间曲线遵循三阶段分布，即流态增长阶段、塑性凝结阶段和塑性硬化阶段，图中可以得到任意深度下的侧压力与浇筑时间关系。同理，可以得到任意时刻混凝土侧压力与埋深的关系，不难看出，式(7)的三线模型即为浇筑完成时刻的侧压力竖向分布公式，是时空分布曲面上对应时刻的曲线。

图13 槽壁侧压力时空分布模式

5 结语

1)基于侧压力监测数据，揭示了混凝土施工中侧压力变化机理，考虑了混凝土的凝结硬化以及水化热效应，建立了浇筑期间侧压力流态增长-塑性凝结-硬化稳定三阶段分布模型。

2)基于三阶段分布模型，拟合推导了混凝土浇筑侧压力时间历时公式，研究表明，侧压力-时间公式呈随时间线性增加、线性减小和稳定不变的三折线分布。考虑混凝土流动性提出的有效侧压力系数α，可反映混凝土重度的侧向折减。

3)基于实测数据，修正了浇筑完成后侧压力的竖向分布公式。相较于原公式，修正公式对于特深百米地下连续墙适用性较好。考虑到混凝土凝结硬化程度不同，侧压力曲线在浅部、中部和深部地层的斜率各异。

最后，基于前述理论推导，考虑了浇筑历时全过程和浇筑全部深度两个维度，得到了混凝土浇筑过程特深地下连续墙侧压力的时空分布模型，整体揭示了混凝土浇筑对侧压力的影响，目前用数值模拟手段分析地下连续墙施工扰动效应的最常用方法是应力释放法，即在槽壁表面施加法向力来模拟成槽开挖和混凝土浇筑施工。对于混凝土浇筑施工，本文修正的浇筑完成后侧压力竖向分布公式(7)可作为施加应力值的理论依据；而本文提出的时空分布模型可分析浇筑开始至结束全过程不同时刻的侧压力竖向分布关系，为进一步研究施工全过程的精细化模拟提供理论支撑。