潘 立

(中国建筑科学研究院建筑结构研究所， 北京 100013)

0 前言

国内大型综合体建筑群常配建超长混凝土地下结构，其超长程度远大于相关规范限值要求，且随着超长程度增加，混凝土地下结构在施工期间的成型收缩裂损风险亦相应增大。近年来，陆续发现已建和在建的超长混凝土地下结构普遍存在不同程度的裂损，其较严重部位的结构外侧防水层也因此受损而出现渗漏。尽管这些工程的结构设计与施工已按常规采取了多项抗裂措施，但仍难以阻止出现此类缺陷，影响了结构施工及时验收和正常使用，有损结构耐久性，增加了裂损修补投资，且无法完全避免裂缝封堵后重新开裂渗水。

对于明显超长的混凝土地下结构，抗裂专项设计需验算复核各项主要抗裂措施的预期综合效果，依此确认或调整这些措施；出现裂损后需验算复核控制部位主拉应力或最大裂缝宽度，基于相应数据分析裂损原因、确定处理方案。如果此类结构的抗裂设计仅凭概念、假定、经验和常规构造措施，缺少相应验算分析，则无法准确判断结构成型各时段的抗裂性能，难以避免其施工期间出现宽度超限的贯通裂缝。

为了能够定量分析邯郸环球中心的超长混凝土地下结构在施工期间裂损的主要原因，合理确定其裂损修补方法[1]，基于地下结构整体模型进行了混凝土收缩拉应力弹塑性时程分析，验算复核了原设计主要抗裂措施(温度后浇带与膨胀加强带)的预期效能。

1 工程概况

邯郸环球中心(图1)为新建大型建筑综合体工程，位于河北省邯郸市中央核心地段、人民路与滏东大街交叉路口的东南角，规划占地面积59 398m2，总建筑面积565 135m2(地下建筑面积187 920m2，地上建筑面积377 215m2)，项目总投资约40亿元，由地上6幢并排相邻的高层建筑、4～5层裙房、地下超长结构(共3层)组成，于2014年12月完成设计。

图1 建筑效果图

该项目超长混凝土框架-剪力墙结构的各层平面大致相同，东西方向总长为580m，南北方向总宽为108m，基本柱网区格尺寸为8.7m×8.7m，裙房区域为混凝土筏板基础。地下结构各层平面及其分区见图2，其中T1-Z，T2，T3，T4，T5，T6为自西向东排列的6幢高层结构单体平面，偏置于平面南侧，各单体的外周设沉降后浇带；T1-Q，Q1，Q2，Q3，Q4分别为地下结构平面的5个分区，各区结构连为一体。

图2 地下结构平面分区示意图

2 地下结构及裂损概况

地下超长结构施工时间为2015年12月～2017年7月，裙房区域筏板与各层外墙的防水混凝土强度等级为C35，抗渗等级：地下三层为P10；地下一层和地下二层为P8。裙房区域筏板厚度为1 000mm，局部厚度为1 600mm，双层双向通长配筋：1 000mm厚区域上筋与下筋均为20@200，1 600mm厚区域上筋25@200，下筋28@200；各分区单层双向通长附加筋为12@300。筏板底部聚合物混凝土垫层厚度为100mm，细石防水混凝土垫层厚度为70mm。

裙房区域筏板底部抗浮锚杆的直径为200mm，灌浆强度≥30MPa，纵筋325焊接连接、点焊成束，锚杆有效长度为15m，锚杆均布网格共分为1 500mm×1 500mm，1 500mm×1 600mm，1 500mm×1 800mm三种情况。

建筑首层地面±0.000m的黄海高程为55.900m，室内外高差为0.30m(局部0.05，0.10m)，裙房筏板底面标高为-15.65m(埋深15.35m)，项目场地岩土工程详细勘察报告所示稳定地下水位高程为46.80～53.80m(埋深1.80～8.80m)，结构抗浮设防水位高程为54.50m(埋深1.10m)，施工期间实测稳定地下水位高程约为53.60m(埋深约2.0m)，可解出筏板底面作用的稳定水位压力为6.55～13.55t/m2、抗浮设防水压力为14.25t/m2。

对于地下各层结构(含筏板)，原设计沿平面两个正交主轴方向共设有13条温度后浇带(南北方向9条、东西方向4条)，宽度均为1 000mm。后浇带与筏板平行边缘之间及后浇带之间大于40m部位，共设有21条膨胀加强带，宽度均为2 000mm。温度后浇带与膨胀加强带部位横穿配筋均连续贯通，增配横穿短筋加强措施：筏板、外墙、楼板内横穿短筋为同向同规格纵筋面积的50%；楼面梁截面高度为600～700mm，750～900mm，1 000～1 250mm时，增配横穿短筋分别为216，416，618。

地下各层结构的各部位混凝土中，施工期间已按抗裂设计要求掺加混凝土膨胀剂和聚合物抗裂纤维。

基于现有研究与同类工程计算分析[2-4]，该项目地下超长混凝土结构的多项抗裂措施中，构造合理的温度后浇带与膨胀加强带消纳混凝土成型收缩拉应力的作用相对更明显，且性价比较高，可认为是原设计的主要抗裂措施。

2017年9月，该工程项目部发现筏板顶面和地下三层外墙存在多处较严重裂损(地下一层与地下二层此时已完成内部装修并开始运营使用)，其中筏板的温度后浇带与沉降后浇带部位裂损渗漏尤为明显，地下三层北侧外墙局部裂损渗漏较严重，现场可见这些部位或其相邻地面积有较多渗漏水。

3 弹塑性时程分析

3.1 方法与目标

基于结构施工图、裂缝检测和现场调查，对该项目地下3层结构整体建模，选用ABAQUS-CAE分析软件，模拟结构浇筑成型全过程，取各时段混凝土的抗压强度与弹性模量为相应龄期的函数，对地下结构施工期间各部位混凝土成型收缩拉应力进行了弹塑性时程计算分析。

鉴于地下结构局部施工期间已出现较严重裂损，计算分析暂不组合环境降温与重力荷载的不利效应，不考虑基础不均匀沉降变形影响，使结构控制部位相应计算拉应力为相对偏小值(保守测算值)。有限元仿真分析时，对结构成型施工过程的部分细节(如分段工期、浇筑分区、局部构造、临时支护等)进行了适当归并与简化。

取温度后浇带和膨胀加强带为主要抗裂措施，按实际施工情况验算复核了这些措施的预期有效性。计算分析重点关注：1)地下结构各控制部位的拉应力或名义拉应力(大于混凝土标准抗拉强度ftk的拉应力)；2)筏板和地下三层结构控制部位拉应力或名义拉应力与实测裂损情况的相关性。

3.2 结构模型

依据ABAQUS-CAE软件建立的分时段顺序激活的地下3层整体结构计算分析模型见图3。

图3 地下结构整体计算分析模型

模拟计算地下各层结构由下至上分层浇筑成型过程时，顺序涉及以下4部分：1)基础筏板；2)地下三层外墙、顶板、框架柱、柱间楼梯与坡道；3)地下二层外墙、顶板、框架柱、柱间楼梯与坡道；4)地下一层外墙、顶板、框架柱、柱间楼梯与坡道。

地下结构整体模型中，各部位温度后浇带和膨胀加强带的数量、位置及构造同原设计，用等截面钢连杆模拟这些后浇筑部位的连续横穿配筋。

上述4部分结构浇筑与养护成型的计算时长大致同现场实际情况，地下一层顶板浇筑成型60d后，统一封堵筏板与地下各层顶板及外墙的温度后浇带。

计算过程中按以下实际情况模拟膨胀加强带施工：筏板与地下各层顶板部位，所有加强带与相邻结构同时浇筑；地下各层外墙部位，所有加强带与温度后浇带同时封堵。

计算分析时，相继浇筑成型4部分结构的各计算单元在整体模型中依次激活，以考虑先、后浇筑混凝土之间的成型收缩变形差的影响，亦即先成型混凝土对相连后浇筑部位成型收缩变形的相对约束作用。

结构模型中各类单元由ABAQUS-CAE建模时自动划分，参照结构施工图人工辅助局部修改或调整。筏板、外墙、楼板、坡道、楼梯由壳单元组成，单元边长约为1 000～1 500mm，单元的厚度与材质同施工图。框架梁、框架柱、连续横穿后浇筑部位配筋由杆单元组成，单元的截面、长度和材质同施工图。

3.3 分析条件与计算参数

3.3.1 边界约束

鉴于筏板底面与持力层基土之间的摩擦阻力相对较小，分布抗浮锚杆阻止筏板水平滑移的作用相对较弱，为适度简化计算模型，近似忽略筏板与基土之间两个正交方向的滑动约束，仅考虑持力层基土对筏板的竖向位移约束。

在筏板及地下各层顶板的相邻沉降后浇带边缘部位，各单元节点的竖向位移无约束，两个正交方向的水平位移有约束，转动位移无约束。

对于地下各层结构外周的回填土，仅考虑其作用于外墙正压力方向的位移约束，忽略其与外墙之间的相对滑移约束。

3.3.2 主要参数

参照混凝土规范[5]取混凝土的终极收缩值为0.000 35，线膨胀系数为1.0×10-5/℃，其成型收缩变形规律根据混凝土规范[5]附录K及其条文说明确定，其拟合关系曲线见图4。混凝土弹性模量函数Ec(t)参照欧洲混凝土规范(CEB-FIP)[6]确定，其相应拟合关系曲线见图5。

图4 混凝土成型收缩应变与龄期的拟合关系曲线

图5 CEB-FIP规范的Ec(t)函数拟合关系曲线

3.4 计算结果汇总

对于地下各层结构各部位，施工期间混凝土成型收缩拉应力或名义拉应力的弹塑性时程计算分析的详细数据见文献[1]，其中主要结果如下。

3.4.1σc,max值及其分布

施工期间，筏板与地下各层顶板的各单元主拉应力σc,max分布见图6，地下结构各层外墙的各单元主拉应力σc,max分布见图7。

图6 基础筏板与地下各层顶板的各单元主拉应力σc,max分布/ MPa

图7 地下结构各层外墙的各单元主拉应力σc,max分布/MPa

为确保地下结构的耐久性满足原设计正常使用50年要求，参照混凝土规范[5]和地下防水规范[7]，施工期间各控制部位的非贯通混凝土裂缝宽度的上限值统一取为0.2mm。

为便于分析，参照已知的混凝土拉应力、名义拉应力与相应裂缝宽度之间的对应关系[8]，近似定义如下：0≤σc,max

由以上定义和图6、图7可见，基础筏板、地下结构各层顶板与外墙(C35，ftk=2.20MPa)的未开裂区域、裂宽未超限(<0.2mm)区域、裂宽临近限值(≈0.2mm)部位及裂宽超限(>0.2mm)位置。

3.4.2σc,max区间分布

根据图6和图7，可汇总出地下结构各部位的混凝土主拉应力σc,max较大值及其与ftk(ftk=2.20MPa)的比值，见表1和表2，表中轴线区间的平面位置参见图2。

筏板与地下各层顶板的较大σc,max及其与ftk的比值 表1

地下各层外墙的较大σc,max及其与ftk的比值 表2

由表1和表2可见，地下结构所有温度后浇带与膨胀加强带部位因横穿配筋未临时截断(搭接连接)，筏板与各层顶板、外墙多处混凝土成型收缩产生的较大σc,max与ftk的比值大于3，即这些部位在施工期间已经出现宽度大于0.2mm限值的贯通裂缝。

3.4.3 温度后浇带与膨胀加强带部位横穿配筋影响

为进一步说明临时截断横穿温度后浇带与膨胀加强带配筋的有利作用，基于图3所示地下结构整体模型，临时截断所有后浇带和加强带部位的横穿配筋，见文献[1]，再次对各单元的σc,max进行计算分析，相应对比汇总结果见表3和表4，表中轴线区间的平面位置参见图2。

由表3和表4可见，该工程地下结构施工期间，如能临时截断(搭接连接)所有后浇筑温度后浇带与膨胀加强带部位的横穿配筋，各部位σc,max可降低约40%～60%，不再出现σc,max≥3ftk的情况，即各部位混凝土成型收缩裂缝宽度均可小于0.2mm限值。

临时截断所有后浇带和加强带部位的横穿配筋后，筏板与地下各层顶板较大σc,max及其与表1中对应值的比值 表3

临时截断所有后浇带和加强带部位的横穿配筋后，地下各层外墙的较大σc,max及其与表2中对应值的比值 表4

选择地下三层顶板，比较横穿温度后浇带和膨胀加强带配筋连续贯通与临时截断两种计算结果，见图8。由图8可见，横穿温度后浇带与膨胀加强带的配筋连续贯通和临时断开时，地下三层顶板ftk≤σc,max<2ftk分布区域明显不同。对比地下结构其他部位σc,max的分布情况，亦存在类似差别，见文献[1]。

图8 温度后浇带和膨胀加强带配筋连续贯通与临时截断两种情况下，地下三层顶板ftk ≤σc,max<2ftk分布区域

3.4.4 施工进度影响

统一取筏板和地下各层顶板的混凝土成型时长分别为20d与50d，其他条件不变，对比计算分析结果表明，两种施工进度对地下结构各部位σc,max值的影响不明显。其中地下三层顶板ftk≤σc,max<2ftk分布区域见图9。

图9 不同施工进度条件下，地下三层顶板ftk ≤σc,max<2ftk分布区域

4 技术分析

邯郸环球中心的地下超长混凝土结构设计与施工已采取的各项抗裂措施中，温度后浇带和膨胀加强带消纳混凝土成型收缩拉应力理应发挥较大作用，但这些部位横穿配筋未能临时截断，验算分析表明这些抗裂措施已基本失效。

地下结构各部位按原设计要求选用补偿收缩混凝土，意图使结构成型时出现微膨胀以部分抵消成型收缩变形，但存在下列问题：1)无法确定混凝土最大膨胀量可抵消多少同向混凝土终极收缩；2)难以控制混凝土膨胀方向与σc,max作用方向基本一致；3)混凝土膨胀时段内的弹性模量较小，相应产生压应力不明显；4)掺加膨胀剂的混凝土具有“先胀后缩”特性，使结构中难以持续留存膨胀压应力；5) 普遍根据标准养护试件而非同条件试件评估补偿收缩混凝土的限制膨胀率[9]，难以反映结构相应实际情况。鉴于存在这些问题，该工程选用补偿收缩混凝土的抗裂效能无法定量确定。

分析表明，温度后浇带封堵之前，该部位横穿配筋连续贯通使结构并未临时截断，横穿钢筋的常规配筋率可完全约束未封堵区域宽度变化，这是导致温度后浇带抗裂措施失效的主要原因。

根据3.4.1节中的近似定义，归纳已知研究成果，进一步明确混凝土拉应力、名义拉应力与裂缝宽度的对应关系，可使有限元计算分析方法更便于验算混凝土结构的抗裂性能。比较地下结构各部位根据σc,max判定的计算裂缝宽度(仅考虑混凝土成型收缩作用)与现场裂损检测结果，可见两者基本相符。

该项目地下结构外侧高分子卷材防水层的密闭性，除与材性和施工质量有关外，还与其基层混凝土的裂宽及裂宽变幅密切相关。现场调查与计算分析均认为，地下结构施工期间，局部已出现宽度超限的贯通裂缝(混凝土成型收缩拉应力导致筏板、地下各层外墙和顶板的控制部位全截面受拉)。这些裂缝随环境温/湿度和重力荷载等作用变化，裂宽存在不确定变幅并可能损坏防水层的密闭性，在实测较高地下水位条件下已成为地下结构施工期间局部渗漏的重要原因。

地下结构主拉应力的弹塑性时程分析仅考虑混凝土成型收缩作用，可能使部分区域的σc,max计算值偏低，及σc,max≥ftk分布区域的数量偏少、面积偏小，主要缘于暂时无法准确模拟结构实际裂损对σc,max值的影响。此外，当结构部分区域的σc,max≥3ftk后再关注σc,max值计算精度则缺少实际意义。

地下三层北侧外墙的裂损渗漏缺陷相对该层其他部位墙体更明显，除与该侧外墙的平直段长度相对较大、筏板约束墙体成型收缩作用相对较强、温度后浇带和膨胀加强带基本失效外，还与各高层结构偏置于平面南侧形成较强非对称约束有关。

5 技术说明

地下混凝土结构正常使用极限状态下，混凝土规范[5]第3.4.5条明确二类环境、三级控制时最大裂宽限值为0.2mm，地下防水规范[7]第4.1.7条要求“裂缝宽度不得大于0.2mm，并不得贯通”，但均未同时限定抗裂验算的基本荷载效应组合，亦未明确施工期间的最大裂宽限值。因此基于弹塑性时程分析验算施工阶段地下结构最大裂宽时，有必要首先复核混凝土成型收缩单因素作用下的最大裂宽能否满足不大于0.2mm限值要求。

通常情况下，地下结构设计与施工均无法阻止允许宽度裂缝贯通防水混凝土截面、形成渗漏通道，因此基于弹塑性时程分析验算控制部位的最大裂宽宜适度小于0.2mm，此时选定混凝土抗渗等级的实际意义有所降低。

上述弹塑性时程分析，由于缺少地下结构补偿收缩混凝土的实测终极收缩值，无法判定“补偿收缩”抗裂措施的预期效果，为此考虑现场结构实际裂损情况后，未再组合该措施可能存在的有利效应。

该项目地下结构施工阶段为赶工期，各层墙体的温度后浇带与后浇筑膨胀加强带曾经提前封堵。鉴于这些部位横穿配筋已经使这些主要抗裂措施基本失效，计算分析未再考虑此情况对结构抗裂性能的不利影响。

文中所示地下结构各部位的主拉应力σc,max，弹塑性时程分析时统一根据von Mises屈服准则计算确定。

6 结论

(1)邯郸环球中心项目地下超长结构成型收缩拉应力弹塑性时程分析结果表明，根据混凝土拉应力、名义拉应力与裂缝宽度对应关系确定的计算裂损情况与现场相应检测结果基本相符。

(2)该项目所有温度后浇带和后浇筑膨胀加强带部位的横穿配筋未临时截断，是导致超长混凝土地下结构施工期间出现严重裂损的主要原因。

(3)弹塑性时程分析表明，筏板与地下各层结构分别相继成型时长为20～50d时，结构施工进度对混凝土成型收缩拉应力或名义拉应力的影响不明显。

(4)筏板与地下三层外墙局部渗漏水相对较严重，除与这些部位贯通裂缝的宽度较大有关外，还与这些部位的地下水渗透压相对较高有关。

(5)该工程地下超长混凝土结构裂损目前虽已基本稳定，但部分裂缝宽度随后期温/湿度和重力荷载等因素变化存在不确定变幅，封堵处理宜充分考虑这些不利因素。