超大地下室施工期抗浮破坏机理分析与应对思考

抗浮破坏机理分析与应对思考

王海东1,2，罗雨佳1

(1.湖南大学土木工程学院，湖南长沙410082；2.湖南大学建筑安全与节能教育部重点实验室，湖南长沙410082)摘要：针对近年地下室特别是超大地下室抗浮失效事故屡见不鲜，而且大多数事故发生在施工期的问题，其破坏机理及应对受到广泛关注。以长沙某住宅小区超大地下室短时间内连续发生2次抗浮事故为例，通过OpenSees模拟计算及现场检测结果验证，分析抗浮破坏机理，得到事故发生的主要原因。在应对中，建议在设计中按不同地质情况不同施工状态确定抗浮设防水位，并提出结合BIM技术与实时地下水位监测结果建立施工期地下水位预警机制，以达到处理措施到位，为今后的类似工程提供指导。关键词：地下室；不透水层；上浮；事故分析；水位反复变化中图分类号：U453.2文献标志码：A文章编号：1672−7029(2019)10−2538−09Analysisofthemechanismofanti-floatingdamageanditscountermeasuresduring

constructionperiodofoversizedundergroundgarage

WANGHaidong1,2,LUOYujia1

(1.CollegeofCivilEngineering,HunanUniversity,Changsha410082,China;2.MOEKeyLaboratoryofBuildingSafetyandEnergyEfficiency,HunanUniversity,Changsha410082,China)Abstract:Inrecentyears,theanti-floatingaccidentsofundergroundgaragefrequentlyoccurinconstructionperiod.Thedamagemechanismandtreatingmeasurehavebeenwideconcerned.Twoanti-floatingaccidentsofsomealargeundergroundgarageinChangshaweretakenasanexampleinshorttime.ThroughtheOpenSeessimulationandfieldtest,theanti-floatingfailuremechanismwasanalyzed,andthemaincausesoftheaccidentswereobtained.Inthetreatmeasures,itwasrecommendedtodeterminetheanti-floatingwaterproofaccordingtodifferentgeologicalandconstructionconditionsinthefutureprojects.ThenitwasproposedtoestablishagroundwaterlevelwarningsystemduringtheconstructionperiodincombinationwithBIMtechnologyandreal-timegroundwaterlevelmonitoringresults,soastotreatproperlyandprovideguidanceforsimilarprojectsinthefuture.Keywords:undergroundgarage;imperviouslayer;floating;analysisofaccident;repeatedchangesinwaterlevel收稿日期：2018−10−30基金项目：新世纪优秀人才支持计划资助项目(NCET-13-0190)通信作者：王海东(1976−)，男，湖南澧县人，副教授，博士，从事既有工程结构加固改造技术、工程结构抗震等研究；E−mail：whdwang@hnu.edu.cn第10期王海东，等：超大地下室施工期抗浮破坏机理分析与应对思考2539在我国城市发展的过程中，带有超大地下室的建筑已成为主流，且现阶段的抗浮设计主要以历史最高地下水位和完工状态为依据。王海东等[1]对高层住宅建筑的地下室上浮事故进行了分析，介绍了压重和排水相结合的加固处理方法；徐春国等[2−3]分别对多高层建筑地下室上浮的原因进行了分析，并介绍了锚杆抗浮加固处理的方法。但相关的抗浮研究均针对完工状态进行设计，而实际上施工期是抗浮事故的高发期，以上研究均未对施工期内的最不利状态开展有针对性的分析；施成华等[4]提出建立工程过程中排水量与时间的计算方法，得到降水的最优选择实现动态降水，其中考虑了工程施工中降水的动态过程，但是以地下水位为浮力计算依据，对非地下水控制的降水问题没有进一步考虑；覃亚伟[5]总结了目前大型结构抗浮设计的现状，对控制泄排水抗浮主动控制机理及设计计算、施工和风险控制等相关问题进行了研究，但仍以地下水位为浮力计算依据，且水位为静止水位，未对不透水土层情况与水位动态变化等可能进行分析。超大地下室施工周期较长，不同的施工环境和施工过程中可能出现各种突发情况，现有的设计和施工对此缺乏预见及灵活的针对性措施，如本文中的在建工程，在顶板未覆土、底板下为不透水层，工程遭遇50a一遇强降水，由于大量地表水汇入而出现水位的不规律变化，且现场水位变化与地下水位变化不同步，原设计方案无法应对水位的快速变化，最终造成地下室底板上浮、开裂等现象，进而影响工程进度以及结构安全。以具体工程为例，对如何针对施工过程以及不同的施工环境确定抗浮设计水位进行了分析，并结合BIM技术对水位动态变化的动态分析和监控预警系统的建立提出了建议。笔者希望通过对本地下室抗浮失效事故的机理分析、事故处理，引起工程技术人员的重视，并给类似工程以借鉴。1工程概况

湖南省长沙市某住宅项目，为在建建筑，基坑未回填且顶板未覆土，基坑东侧有山体，为地下二层钢筋混凝土框架结构。地下室底板标高为31.50m，层高为3.80m，地下室部分建筑面积达27679m2，地下室局部负一层平面布置见图1。根据地勘报告，基坑底部及周边为不透水层，蓄水后排水困难，土层情况见图2。抗浮设计水位为36.00m，采用抗拔桩进行抗浮，桩型2种，单桩抗拔承载力特征值分别为500kN和750kN。2017年6月底长沙发生50a一遇强降雨，由于地下室处于施工期，地表水汇入基坑，在加大排水功率后，地下室有部分构件产生破损；2017年7月下旬长沙再次降雨，地表水持续汇入基坑，水位再次上涨，最终导致地下室破损现象加重：破损情况集中在地下室轴a-1~轴a-16×轴a-l~a-r轴，如图1。图1地下室平面布置图Fig.1Planofundergroundgarage2540铁道科学与工程学报2019年10月图2截面1土层分布图Fig.2SoildistributionofSection12现场实测与模拟分析

2.1现场实测为了全面了解地下水位的变化历程，及其与构件破坏、变形对应的情况，于2017−07−17~2017−08−21进行了地下水位观测、现场构件变形破损情况的检测工作。2次实测情况差异较大，2017−07−17实测结果显示梁、柱构件有裂缝出现，同时柱构件垂直度偏差尚未达到正常使用极限状态，负1层剪力墙开裂裂缝多表现为表面收缩裂缝，负2层剪力墙裂缝表现形式多为斜裂缝。2017−08−21实测结果显示梁、柱构件裂缝发展加剧，其中14根柱构件垂直度偏差达到不适于承载的层间位移值，部分柱构件柱身已发生剪切破坏；部分梁梁底纵筋区域、混凝土破碎严重，端部已发生剪切破坏。现场选取负2层轴a-1/n×轴a-7柱下灌注桩桩顶已与基础承台脱开，桩顶纵筋拉断，桩顶2m范围内混凝土水平环向开裂，最大裂缝宽度为1.85mm，桩顶与承台脱空高度约为85mm；被检测的旋挖灌注桩周围混凝土底板板底与地基基础间均出现脱空，最大脱空高度约为110mm。经湘江长沙站地下水监测显示，2017年6月底至7月初地下水位上升至38.50m并保持在最高水位，停止降雨后地下水位下降并在2017年7月底8月初再次出现降雨使得地下水位略有回升。2.2模拟计算分析计算采用OpenSees软件进行实体单元建模。地下室部分梁柱单元采用elementelasticBeamColumn，而桩体由于破坏集中在桩顶2m范围内，主要考虑的是桩的抗拉性能，且不考虑混凝土的受拉，选择elementtrussSection模拟桩体抗拉，材料选择ReinforcingSteelMaterial[6,16−17]，并由FatigueMaterial控制桩体破坏，采用应力应变同时控制的方法，应变达到50000个微应变时即视作桩体拉断。作为模拟桩抗拉作用的HRB400钢筋本构关系如图3所示。图3ReinforcingSteelMaterial模型应力-应变曲线Fig.3Stress-straincurvesofreinforcingSteelMaterial以抗浮水位的变化情况为标准对地下室抗浮进行建模分工况计算，并与实测情况进行计对比。模型为在建建筑，不计入活载以及除自重外恒载。工况1：以湘江长沙站实测地下水位情况为加载路劲，每日固定加载步数，同时由于地表标高为38.50m，计算时最高地下水位按38.50m处理。工况2：模拟实际水位变化情况，水位初次上升至地表标高后进行机械排水至36.50m并保持在这一水位，第10期王海东，等：超大地下室施工期抗浮破坏机理分析与应对思考25412017−08−21前均未回落至底板以下，后在2017−07−28~2017−08−02的降雨过程中再次达到地表标高38.5m并持续保持在很高水位，最后于2017−08−20开孔排水至底板标高附近32.00m。水位变化情况如图4。计算结果表明：工况1计算结果显示，在达到初始抗浮设防水位36.00m时地下室底板上浮变形呈现中间大并往四周逐渐减小的规律，与实测情况不一致。水位涨至38.50m时底板变形出现较大变化，最大竖向变形出现在平台段尾处为193.9mm，而在2017−07−17以及2017−08−21附近底板竖向变形计算结果与实际变形出入较大，结合两次实测结果说明在初始抗浮设计水位36.00m时结构抗浮并不会出现较大破坏，同时实际现场水位与地下水位实测结果存在差别，现场水位并未在高强降雨结束后随地下水位的下降而下降，且由现场2017−08−21底板开孔时仍有大量水涌出，说明现场实际水位最终未降至底板以下。水位达到地表标高时在轴a-7×轴a-m处出现首根断桩，可以推测2次实测底板变形情况以及上部构件破损加重是由于部分桩体丧失抗浮能力导致。底板竖向变形对比情况如图5所示。(a)工况1湘江长沙站地下水位监控情况；(b)工况2现场实际水位变化情况图4水位变化示意Fig.4Changeofgroundwaterlevel单位：mm(a)7月实测；(b)8月实测；(c)7月实测与计算变形数值对比；(d)8月实测与计算变形数值对比图5Fig.5地下室底板竖向变形情况1Deformationofundergroundgaragefloor2542铁道科学与工程学报2019年10月6和图7。底板变形出现较大程度的变化，断桩位置的底板竖向变形明显变大，且与现场实测情况更为接近，具体如图8。计算结果可进一步说明影响到结构抗浮的水位并非来自于地下水位变化，而主要受地表水汇入影响。图6桩身破损情况Fig.6Damagedetailsofthepile工况2计算结果显示共出现7处断桩，其中实际水位维持于38.50m时在轴a-m×轴a-7处出现首根断桩，并在2017−08−02~2017−08−03连续增加包括现场实测开挖的轴a-1/n×轴a-7处桩体在内的6处断桩，现场桩体破损情况以及桩体轴力变化如图图7桩体轴力变化Fig.7Forcechangeofpilemembers单位：mm(a)工况2计算结果(7月)；(b)工况2计算结果(8月)；(c)7月实测与计算变形数值对比；(d)8月实测与计算变形数值对比；(e)断桩时间示意图8Fig.8地下室底板竖向变形情况2Deformationofundergroundgaragefloor同时分析工况2上部构件受力机理计算结果可知，柱构件轴向作用小于构件承载能力，剪力作用大于构件抗剪能力；在水位第2次增长时各项作用都出现突增而使构件进一步破损，实测结果也显示了这一特点，其中负1层轴a-n×轴a-3柱、轴a-1/n×轴a-3柱构件破损情况更为严重，由分析结果可第10期王海东，等：超大地下室施工期抗浮破坏机理分析与应对思考2543知发生剪切破坏[7]原因是水位涨落造成的循环加载作用以及柱顶部加密区箍筋间距不满足设计要求，轴a-1/n与轴a-n上相邻柱构件内力随水位变化情况如图9所示，现场柱构件最终破损即分布情况如图10和图11。计算结果可说明水位的二次上涨或反复涨落会给结构带来不可逆的影响，严重时可导致部分构件丧失承载能力而带来进一步的不利影响，也同样说明了及时有效的处理措施的重要性。(a),(b)轴a-n相邻柱构件；(c),(d)轴a-1/n相邻柱构件图9柱构件内力变化Fig.9Forcechangeofcolumnmembers水位控制，本工程东侧有山体，基坑未回填且侧面、下部为不透水层，水位主要由地表水汇入控制，罕遇强降水使水位迅速增长超过初定抗浮设防水位并达到地表标高，造成上部结构出现初期破损，水位下降后出现二次降雨使得水位再次迅速上涨至地表，使得桩体拉断、破损加剧。2)施工方处理不当。基坑未及时回填，导致实际不需要太大水量即可出现高水位，同时水位首次上涨后未做好排水将水位降至底板以下，使得在后图10轴a-1/n×轴a-3柱构件破损情况Fig.10Damagesofa-1/n×a-3column续降雨中出现小水量高水位情况。3)施工过程中抗浮措施制定不完善。仅制定了施工初期控制方法而没有制定完整的在施工过程中、完成后以及紧急情况下控制地下水位的具体处理方案。2.3地下室抗浮失效原因分析1)水位变化复杂。抗浮设防水位不完全由地下2544铁道科学与工程学报2019年10月(a)负2层柱；(b)负1层柱图11柱构件破损分布图Fig.11Damagedistributionofcolumnmembers3处理对策

处理地下室上浮事故应根据事故原因、破坏程度并结合施工进程综合考虑。处理方案分为上部结构加固和抗浮处理，上部结构加固依据破损程度采用不同的处理方式，抗浮处理依据现场情况与施工进程选择不同的临时性与永久性抗浮措施。3.1抗浮处理及上部结构构件的加固处理在事故发生后，由于部分桩身已断丧失承载力，桩基的抗浮作用需用新增抗浮锚杆[15]

取代，同时桩基的竖向承载作用改为将底板加固作为筏板基础来处理。工况3：加1.1m设计覆土并在底板布置锚杆并按实际水位加载。工况3中锚杆锚筋为3根直径为28的HRB400钢筋，锚固深度为5.5m，间距分别为①1.5m×1.5m，②2m×2m和③2.5m×2.5m3种方案布置锚杆进行计算。计算结果显示方案②较方案③抗浮效果更佳，同时在抗浮效果相差不大情况下，方案②经济上更节省，因而采用方案②。结果表明，各层板上浮变形大幅度减小，加载过程中底板出现的最大竖向变形为轴a-/n×轴a-7处的12.266mm，远小于实测最大值188mm，且锚杆未出现拉断的情况，满足抗浮要求，相关计算结果如图12。同时底板改为筏板基础后，竖向承载力满足要求。(a)实测与计算底板竖向变形对比/mm；(b)锚杆内力云图/kN图12布置②锚杆相关计算结果Fig.12Boltcalculationresultofthecondition②根据地下室上浮过程中不同构件产生的不同程度的破损，对构件采取不同的加固方式。该地下室经过处理，在近一年的时间内多次出现大雨情况下，未发现结构构件出现异常现象，表明该结构抗浮及加固效果良好，并取得了很好的社会效益。3.2超大地下室抗浮处理对策思考抗浮措施的选择更多是对于建筑极限抗浮能力的强化，但是对于超大地下室的抗浮处理，过程控制才是保证安全的最佳方式，建议建立地下水位预警机制，利用BIM技术对施工工期内的地下水位实时信息进行管理并与对应处理措施相关联，做到动态管理与预警，把控施工全过程各阶段中结构的抗浮能力，防止水位快速变化带来的对结构的持续不规律作用。以本工程为例建立逻辑流程如图13所示。第10期王海东，等：超大地下室施工期抗浮破坏机理分析与应对思考2545图13Fig.13BIM模型逻辑流程图LogicdiagramofBIMmodel具体实施过程为首先建立现场模型，根据施工进度进行模型的实时更新。除施工进度外同时实时返回现场水位监控情况，若出现水位变化情况则结合实际工程进度与水位情况给出相应的处理措施。若水位变化情况已超出可控范围，则现场持续警报并开多方会议进行解决，而不是在实际结构破损出现后在进行这一系列操作。给结构造成更严重的破坏。3)结合BIM技术，建立施工期地下水位监控与预警机制，将施工进度与水位动态监控进行协同管理，完善施工过程中的抗浮措施，保证全面高效的抗浮。参考文献：[1]王海东,周亮,曾裕林,等.某地下室上浮事故分析与加固处理[J].工业建筑,2012,42(3):154−158.WANGHaidong,ZHOULiang,ZENGYulin,etal.Analysisandreinforcingtreatmentoffloatingundergroundgarage[J].IndustrialConstruction,2012,42(3):154−158.[2]徐春国.地下室上浮开裂事故的鉴定与加固处理[J].建筑结构,2002(11):26−28.XUChunguo.Identificationandstrengtheningtreatmentofthecrackingaccidentinthebasement[J].BuildingStructure,2002(11):26−28.[3]刘文竞,杨建中,王霓,等.某地下室上浮事故的检测4结论

1)加强对浮力源的分析，在类似本工程的地质条件与周边环境时，施工期抗浮水位主要由地表水汇入控制，因而抗浮水位不能简单的依照历史最高地下水位进行考虑，特别在雨季或者汛期施工的工程，建议对超大地下室工程将抗浮设计水位定于地表标高。2)雨季或汛期施工时，应该确保基坑回填进度，防止地表水汇入带来的“小水量大破坏”情况，同时及时对水位变化作出反应，防止水位反复涨落2546铁道科学与工程学报2019年10月鉴定及加固处理[J].工业建筑,2010,40(6):127−130.LIUWenjing,YANGJianzhong,WANGNi,etalTestappraisalandreinforcementofafloatedbasement[J].IndustrialConstruction,2010,40(6):127−130.[4]施成华,蒋劲,雷明锋,等.考虑降水动态过程的地下工程施工降水优化设计[J].铁道科学与工程学报,2017,14(8):1597−1605.SHIChenghua,JIANGJing,LEIMingfeng,etal.Optimaldesignofconstructiondewateringofundergroundengineeringwiththeconsiderationofdynamicdewateringprocess[J].JournalofRailwayScienceandEngineering,2017,14(8):1597−1605.[5]覃亚伟.大型地下结构泄排水减压抗浮控制研究[D].武汉:华中科技大学,2013.TANYawei.Studyontheupliftresistingcontroloflargeundergroundstructuresbasedongroundwater-dischargingpressurereliefmethod[D].Wuhan:HuazhongUniversityofScience&Technology,2013.[6]张耀庭,赵璧归,李瑞鸽,等.HRB400钢筋单调拉伸及低周疲劳性能试验研究[J].工程力学,2016,33(4):121−129.ZHANGYaoting,ZHAOBigui,LIRuige,etal.MonatonicandlowcyclefatiguetestingandresearchforHRB400steel[J].EngineeringMechanics,2016,33(4):121−129.[7]张勤,贡金鑫,马颖.单调和反复荷载作用下弯剪破坏钢筋混凝土柱荷载−变形关系试验研究及简化模型[J].建筑结构学报,2014,35(3):138−148.ZHANGQin,GONGJinxin,MAYing.Studyonlateralload-deformationrelationsofflexural-shearfailurecolumnsundermonotonicandcyclicloading[J].JournalofBuildingStructures,2014,35(3):138−148.[8]李正川.库水位涨落影响下建筑桩基承载力的试验研究[J].铁道科学与工程学报,2009,6(2):38−42.LIZhengchuan.Experimentalstudyonthepilebearingcapacityundertheconditionofreservoirwaterlevelfluctuation[J].JournalofRailwayScienceandEngineering,2009,6(2):38−42.[9]GB50007—2011,建筑地基基础设计规范[S].GB50007—2011,Codefordesignofbuildingfoundation[S].[10]JGJ123—2012,既有建筑地基基础加固技术规范[S].JGJ123—2000,Technicalcodeforimprovementofsoilandfoundationofexistingbuildings[S].[11]CECS22—2005,岩土锚杆(索)技术规程[S].CECS22—2005,Technicalspecificationforgroundanchors[S].[12]GB50367—2013,混凝土结构加固设计规范[S].GB50367—2013,Codefordesignofstrengtheningconcretestructure[S].[13]GB50010—2010,混凝土结构设计规范[S].GB50010—2010,Codefordesignofconcretestructures[S].[14]GueSS,TANYC.TwocasehistoriesofbasementexcavationwithInfluenceongroundwater[C]//ICSFF,Singapore,2004.[15]SrivastavaA,BabuGLS.Upliftcapacityandperformanceassessmentofanchorpilesinstalledtobasementraft[J].ElectronicJournalofGeotechnicalEngineering,2012(17):1173−1187.[16]GerardoMarioVerderame,GiovanniFabbrocino,GaetanoManfredi.Seismicresponseofrc.columnswithsmoothreinforcement.PartI:Monotonictests[J].EngineeringStructures,2008,30(9):2277−2288.[17]GerardoMarioVerderame,GiovanniFabbrocino,GaetanoManfredi.Seismicresponseofrc.columnswithsmoothreinforcement.PartII:Cyclictests[J].EngineeringStructures,2008,30(9):2289−230.(编辑蒋学东)