綜合管廊模板位移及混凝土澆筑步序優(yōu)化研究*

劉 勇，宋昌隆，楊 碩，鞏澤楠

(1.北京市政路橋股份有限公司，北京 100045；2.中國地質大學(北京)工程技術學院，北京 100083)

0 引言

模板工程是現(xiàn)澆混凝土工程的主要工序之一，重要性不言自明。近些年隨著工程建設腳步的加快，大體積混凝土在工程中運用越來越多，脹?，F(xiàn)象甚至“爆模”事故日顯突出[1]。因此，有必要深入研究現(xiàn)澆混凝土支模方式及模板側壓力和位移特征。

近年來，有學者[2-5]基于實際工程，深入研究了不同施工條件下的混凝土模板側壓力，普遍認為模板側壓力值與澆筑結構的幾何形狀、澆筑速度、澆筑溫度、混凝土初凝時間及配合比等因素密切相關，并建議修改規(guī)范計算公式。還有學者[6-7]通過對比大尺寸模型試驗的實測值和規(guī)范的計算值，認為現(xiàn)行規(guī)范的模板側壓力計算值與實測值存在偏差，需進一步研究模板側壓力。在混凝土模板支撐體系的研究方面，有文獻[8-10]采用有限元方法，分析了混凝土澆筑過程中支撐體系內力變化，認為立桿軸力最大值出現(xiàn)在澆筑過程中，而非澆筑結束后，并驗證了有限元軟件在支撐體系受力問題中的適用性。還有文獻[11]研究了對稱結構下混凝土澆筑路徑對立桿軸力的影響，提出了盡量采用對稱路徑澆筑的建議。

目前，針對混凝土模板側壓力和模板支撐體系受力的研究，均在雙側、對稱支模的情況下針對立桿開展，而且普遍集中在橋梁、樓房等建筑方面，鮮少涉及綜合管廊的文獻。而近些年我國城市綜合管廊建設進入了高速發(fā)展階段，綜合管廊直接服務于重要的市政管線，因此，深入研究現(xiàn)澆綜合管廊模板的受力和變形情況就變得尤為重要。本文基于北京世園會園區(qū)外圍綜合管廊工程，通過采集現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)和建立三維數(shù)值模型，研究了單側支模形式下對稱、非對稱結構綜合管廊模板的位移特征，認為該模型能實際預測混凝土模板位移，又進一步提出了優(yōu)化的支模形式和混凝土澆筑步序，能有效控制模板位移，為同類工程提供參考。

1 工程概況

世園會園區(qū)外圍綜合管廊工程位于北京市延慶區(qū)，承擔著重要的市政管線、干線輸送任務。其中百康路管廊包含綜合艙、燃氣艙和電信艙，為對稱的三艙形式，斷面尺寸為(2.0+3.4+2.0)m×3.2m；延康路管廊包含綜合艙和燃氣艙，為非對稱的雙艙形式，斷面尺寸主要為(3.4+2.0)m×3.2 m。管廊結構的混凝土澆筑分2步完成：第1步先澆筑管廊底板及60cm高墻體，第2步初步按先側墻后中間墻和頂板的順序澆筑。綜合管廊平面位置和結構斷面如圖1所示。

圖1 綜合管廊平面位置和結構斷面

由于百康路西段管廊結構緊貼現(xiàn)況道路，距離不足1 m，而百康路東段和延康路管廊均位于現(xiàn)況道路下方，綜合管廊的施工面臨著空間嚴重不足的制約。因此，管廊側墻采用單側支模的形式，即在管廊結構外側緊貼基坑左右側壁位置分別砌筑1道厚240mm、高度至管廊頂板的磚墻，利用混凝土抹面，既可作為混凝土結構外支撐體系，也可作為防水保護層。管廊內支撐體系主要由竹膠板、木方、橫撐架子管、立桿、剪刀撐、斜撐、對拉螺栓、T形螺栓等組成。百康路和延康路管廊內支撐體系如圖2所示，其中剪刀撐為2根相互連接的架子管，斜撐為彼此獨立的單根架子管。管廊結構支模體系材料如表1所示。

表1 管廊結構支模材料

圖2 綜合管廊內支撐布置

2 現(xiàn)場測試

2.1 測試儀器及方案

現(xiàn)場測試主要采用萊卡TCR1201+全站儀。萊卡TCR1201+全站儀具有易于使用、精度較高的優(yōu)點，可直接對測量范圍內均勻分布的各點三維坐標進行測量。由于施工階段架子管密集，測試無法開展，故待最先施工的一段管廊拆模后再進行測試。針對百康路管廊，選取燃氣艙左側墻、綜合艙右側墻；對延康路管廊，選取綜合艙左側墻、綜合艙右側墻、燃氣艙右側墻，測試位置均為第2次澆筑的墻體部分(即60cm高度至頂部腋角處)，并在所選各測量位置均勻布設240個反光貼。

2.2 測試結果

將全站儀獲得的測點三維坐標值處理后，按縱列繪制位移曲線(出于簡潔考慮，選取其中8列)。為使?jié)仓炷梁竽０宓淖罱K位移情況更加直觀體現(xiàn)，將墻壁高度方向設為z坐標(z=0處為縱墻60cm高度處)，墻壁面法向方向設為x坐標。百康路、延康路管廊測試位置位移曲線分別如圖3，4所示。

圖3 百康路管廊測試位置位移曲線

根據(jù)測試結果可知，除圖4b中第7，8列測點因位于另一塊竹膠板上而位移走勢不同以外，其他各測試位置的位移走勢均一致，且模板中下部位移最大。由于百康路管廊燃氣艙左側墻選用單側支模形式，缺失對拉螺栓作用，而橫撐架子管約束作用有限，故其位移差值可達1.4cm，而綜合艙右側墻位移較小，位移差值約0.6cm，這不僅因為綜合艙右側墻存在對拉螺栓作用，還因為該部位澆筑順序靠后，先澆筑墻體(電信艙右側墻)模板將側壓力通過橫撐架子管以類似“預應力”的形式預先作用在該處模板上，顯著地約束了其位移。延康路管廊綜合艙左側墻和燃氣艙右側墻也同為單側支模形式，故最大位移差值分別達1.6，1.4cm，綜合艙右側墻位移差值約0.9cm。根據(jù) GB 50204—2015《混凝土結構工程施工質量驗收規(guī)范》的規(guī)定，百康路管廊燃氣艙左側墻、延康路管廊綜合艙左側墻、燃氣艙右側墻均出現(xiàn)了明顯的脹模現(xiàn)象。因此，有必要對管廊結構支模方式和混凝土澆筑步序進行研究和優(yōu)化。

圖4 延康路管廊測試位置位移曲線

3 數(shù)值分析

3.1 模型建立

針對管廊模板位移情況，采用MIDAS GTS NX有限元軟件進行模擬計算。由于實際施工過程中管廊一次澆筑長度30m，本文選取15m長管廊模型進行模擬，在不影響計算結果的前提下可有效縮短計算時長。模型材料參數(shù)如表2所示。

表2 數(shù)值模型材料參數(shù)

為簡化數(shù)值模型，按等效剛度原理，將15mm厚竹膠板與主龍骨簡化為45mm厚竹膠板，縱墻次龍骨簡化為1根外徑48mm、壁厚18mm的架子管。由于第1道橫撐架子管支撐在第1次澆筑的60cm高墻壁模板上，而脹模主要發(fā)生在第2次澆筑混凝土階段，故在建模時未考慮第1道橫撐架子管。

以延康路管廊為例，建立的數(shù)值模型如圖5所示。

圖5 延康路管廊數(shù)值模型

根據(jù)JGJ 162—2008《建筑施工模板安全技術規(guī)范》，新澆筑的混凝土作用于模板的側壓力標準值，可按式(1)，(2)計算，取二者中的小值：

(1)

F=γcH

(2)

式中：F為模板側壓力值(kN/m2)；γc為混凝土重度(kN/m3)；t0為混凝土初凝時間(h)；V為澆筑速度(m/h)；β1，β2分別為外加劑和坍落度影響修正系數(shù)；H為計算位置至混凝土頂面的高度差(m)。

根據(jù)現(xiàn)場實際情況，計算得模型輸入的側壓力F值為25.24kN/m2。

3.2 結果分析

數(shù)值計算后，選取和現(xiàn)場測試相同的5處位置進行分析，得到模板位移云圖。百康路管廊中，燃氣艙左側墻模板位移差值約1.2cm，與實際測量值1.4cm基本一致；綜合艙右側墻模板位移差值約0.6cm，與實際測量值完全吻合(見圖6)。最大位移均位于模板中下部，與現(xiàn)場實測一致。此外，燃氣艙左側墻模板最小位移出現(xiàn)在橫撐架子管的支撐點處，體現(xiàn)出橫撐架子管對于模板明顯的約束作用；而綜合艙右側墻由于澆筑順序靠后，其模板受到了橫撐架子管傳遞來的 “預應力”作用，最大位移則出現(xiàn)在橫撐支撐點處，可見澆筑順序也顯著影響模板位移特征。

圖6 百康路管廊模板位移云圖

延康路管廊模板位移云圖如圖7所示。其中，綜合艙左側墻模板位移差值約1.5cm，燃氣艙右側墻模板位移差值約1.4cm，均與實際測量結果一致。綜合艙右側墻模板位移差值約0.5cm，比實際測量差值小約0.4cm，模擬結果與實測結果不一致，主要與實際施工中竹膠板拼接、螺栓松緊程度及數(shù)值模擬對參數(shù)的簡化等因素有關。此外，管廊兩側的磚墻由于剛度較大，在模擬過程中未見明顯變形，也與實際情形符合?？梢娫摂?shù)值模型是合理的，適用于實際工程。

圖7 延康路管廊模板位移云圖和曲線

由計算可知，單側支模形式下，模板位移特征與存在對拉螺栓的雙側支模形式有很大不同，而且模板支撐形式和混凝土澆筑步序也需要研究，存在優(yōu)化空間。

4 支模體系與混凝土澆筑步序優(yōu)化

4.1 優(yōu)化方案

為克服對拉螺栓缺失引起的脹模問題，考慮在管廊模板支撐體系中加入短斜撐，并加密橫撐架子管。短斜撐采用與剪刀撐、斜撐相同的架子管，一端頂在第3道橫向支撐連接的縱墻次龍骨上，另一端頂在管廊底板上。經多次篩選，最終確定延康路管廊支模的優(yōu)化方案為：將所有剪刀撐、斜撐的間距由3m縮小為2m，第5，6道橫撐架子管水平間距調整為1.5m，第2，3，4道水平間距調整為1.2m，此外，在左、右兩處側墻分別添加短斜撐，短斜撐水平間距1.2m，其余支模形式不變。原混凝土澆筑步序為先側墻、后中間墻和頂板，調整后的混凝土澆筑步序為：①中間墻→②同時澆筑雙側側墻→③管廊頂部。優(yōu)化前后的澆筑順序如圖8所示。

圖8 優(yōu)化前后的澆筑順序

4.2 優(yōu)化效果

結合調整后的模板支撐方案和混凝土澆筑步序進行數(shù)值模擬。經計算，得到延康路管廊優(yōu)化后的模板位移云圖(見圖9)。

圖9 優(yōu)化后的模板位移云圖

優(yōu)化后，綜合艙左側墻模板最大位移約0.3cm，綜合艙右側墻模板最大位移約0.18cm，燃氣艙右側墻模板最大位移<0.1cm，均完全符合現(xiàn)有規(guī)范要求。通過對模板支撐體系和混凝土澆筑步序的優(yōu)化，有效減小了模板位移。

5 結語

本文基于北京世園會園區(qū)外圍綜合管廊工程，采用現(xiàn)場實測和有限元模擬相結合的方法，對管廊模板位移特征進行分析、對比，驗證了數(shù)值模型的適用性。然后基于規(guī)范的基本要求，采用數(shù)值方法，對綜合管廊支模體系和混凝土澆筑步序進行優(yōu)化調整，有效控制了模板側向位移。經過現(xiàn)場實測和有限元數(shù)值分析，可以得到如下結論。

1)管廊墻體單側支模形式和雙側支模形式相比明顯不同，因為缺失對拉螺栓的作用，模板側向位移難以控制，較易出現(xiàn)混凝土脹?，F(xiàn)象。

2)現(xiàn)澆混凝土模板支撐體系的下部位移最大，最大位移往往出現(xiàn)在2根橫撐架子管中間及模板拼接部位。實際施工中，螺栓擰緊程度、竹膠板拼接整齊程度均會明顯影響混凝土模板位移。

3)混凝土澆筑過程中，先澆筑混凝土墻體模板上產生的側壓力會沿著橫撐架子管傳遞，進而對后澆筑墻體的模板產生類似“預應力”的作用，該“預應力”作用于未澆筑混凝土的模板上會明顯控制其位移，因此，后澆筑墻體模板位移往往小于先澆筑墻體的模板位移。

4)不同支模形式和澆筑步序會明顯改變模板位移。通過設置短斜撐、加密鋼管、合理調整混凝土澆筑步序能有效避免、減少脹模的發(fā)生。