畢樹兵

（中鐵十八局集團第五工程有限公司，天津 300451）

混凝土模板設(shè)計直接影響現(xiàn)澆混凝土工程的造價、質(zhì)量和施工安全。影響混凝土模板側(cè)壓力的主要因素包括混凝土特性、模板特性、澆筑和振搗方式［1］。振搗棒插入深度和振搗持續(xù)時間對常規(guī)混凝土的模板側(cè)壓力影響非常明顯。雖然各施工單位對模板工程都很重視，模板設(shè)計也越來越保守，但脹模、爆模等工程事故仍偶有發(fā)生［2-3］。目前國內(nèi)外典型混凝土結(jié)構(gòu)施工規(guī)范在進行模板側(cè)壓力計算時主要考慮混凝土坍落度、初凝時間、澆筑速度、環(huán)境溫度、是否添加外加劑等因素，而對混凝土澆筑方式、振搗深度等無明確規(guī)定［4］。GB 50666—2011《混凝土結(jié)構(gòu)工程施工規(guī)范》［5］規(guī)定混凝土分層澆筑層厚不應(yīng)大于1.25倍振搗棒作用長度，振搗棒插入先澆筑混凝土層的深度不應(yīng)小于50 mm，據(jù)此算出振搗棒插入混凝土深度不應(yīng)超過50 cm。國外規(guī)范也未見關(guān)于振搗棒插入過深和二次振搗情況下混凝土模板側(cè)壓力計算的規(guī)定［6-7］。

混凝土超深振搗不僅會增加混凝土工程施工成本，影響工程質(zhì)量，甚至可能因模板爆裂而導(dǎo)致安全事故。本文通過理論分析和模型試驗，研究振搗方式和振搗深度對柱狀結(jié)構(gòu)的混凝土模板側(cè)壓力的影響規(guī)律，并提出考慮振搗深度影響的混凝土模板側(cè)壓力簡化計算公式，為更科學地進行模板側(cè)壓力計算和合理制定混凝土振搗操作要求提供參考。

1 試驗概況

1.1 模板設(shè)計及測點布置

試驗中采用國內(nèi)廣泛應(yīng)用的鋼模板，根據(jù)GB 50666—2011計算側(cè)壓力，計算時結(jié)構(gòu)安全系數(shù)取2.0。經(jīng)計算確定面板采用6 mm厚鋼板；中肋采用8 mm×60 mm鋼板，中肋間距200 mm或250 mm；邊肋采用∟63×8角鋼；模板接縫采用M20高強螺栓連接，間距150 cm。

每個模板從根部開始向上依次布置10個壓力傳感器（圖1）。其中，CD表示由丹東建工儀器廠生產(chǎn)，量程為600 kPa，分辨率≤0.2%F.S.；CJ表示由長沙金碼測控科技股份有限公司生產(chǎn)，量程為400 kPa，分辨率≤0.3%F.S.。

圖1 壓力傳感器布置（單位：cm）

1.2 試件參數(shù)及試驗過程

共澆筑5個試件，均采用C30混凝土。試件截面尺寸均為60 cm×60 cm×300 cm，混凝土設(shè)計坍落度S=160 mm，初凝時間t0=8 h。采用常規(guī)50型插入式振搗棒振搗。每個試件在澆筑前均要進行坍落度測試；每次振搗后記錄對應(yīng)的側(cè)壓力，并記錄環(huán)境溫度、澆筑時間等數(shù)據(jù)。將5個試件分為3組，參數(shù)見表1。

表1 試件分組及參數(shù)

對于3組試件，每澆筑50 cm測試1次各測點的側(cè)壓力；試件全部澆筑結(jié)束后，將振搗棒從試件頂端快速插入到試件底部，自下而上重新振搗一次（二次振搗），再次測試各測點的側(cè)壓力。

第1組模擬正常分層澆筑及振搗，其二次振搗模擬混凝土施工過程中重復(fù)超深振搗；第2組模擬振搗棒插入過深、不規(guī)范振搗；第3組模擬混凝土澆筑時漏振而進行超深補振。

根據(jù)試件高度和澆筑速度可知，在整個試驗過程中混凝土澆筑時間均未超過初凝時間，混凝土在試驗過程中沒有發(fā)生初凝。

為了降低試驗過程中可能由偶然因素引起的誤差，在試驗數(shù)據(jù)處理時，將每個試件同高度位置的2個測點的側(cè)壓力實測值進行代數(shù)平均，作為其模板側(cè)壓力。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 模板側(cè)壓力隨澆筑高度的變化規(guī)律

理論上，純液體混凝土模板側(cè)壓力Fc0的計算式為

式中：Dc為混凝土重度，kN/m3；h為澆筑高度，m。

對于第1組試件，各測點模板側(cè)壓力隨澆筑高度、隨測點以上混凝土厚度的變化見圖2。

由圖2可知：

圖2 第1組試件各測點模板側(cè)壓力變化

1）混凝土澆筑高度較小時，模板側(cè)壓力隨混凝土澆筑高度的增加而線性增大。澆筑高度達到一定值后，模板側(cè)壓力增大的速率開始降低，這個澆筑高度即為有效壓頭高度he。第1組試件的有效壓頭高度he=150 cm。隨著澆筑高度繼續(xù)增加，模板側(cè)壓力增大的速率進一步降低，甚至出現(xiàn)模板側(cè)壓力隨澆筑高度的增加反而減小的現(xiàn)象。

2）在有效壓頭高度范圍內(nèi)，現(xiàn)澆筑混凝土的模板側(cè)壓力的增大速率明顯小于純液體混凝土。模板側(cè)壓力Fc與澆筑高度h的關(guān)系為

式中，k為側(cè)壓力折減系數(shù)。

根據(jù)圖2，對于第1組試件可取k=0.8。

2.2 超深振搗對模板側(cè)壓力的影響

根據(jù)實測數(shù)據(jù)，二次振搗后第1組和第2組試件的模板最大側(cè)壓力均出現(xiàn)在試件根部測點。以試件根部測點數(shù)據(jù)為研究對象，二次振搗對模板側(cè)壓力的影響見圖3?？芍?，二次振搗后第1組和第2組試件根部測點的模板側(cè)壓力平均值分別增大了84%，46%。超深振搗或重復(fù)超深振搗會導(dǎo)致混凝土模板側(cè)壓力明顯增大。

圖3 二次振搗對模板側(cè)壓力的影響

對于3組試件，二次振搗后，振搗深度分別為150，200，250，300 cm處的模板側(cè)壓力Fc與純液體混凝土的模板側(cè)壓力Fc0的對比見圖4?？芍?，在超深振搗情況下，實測模板側(cè)壓力明顯小于按液壓理論和混凝土密度計算出的模板側(cè)壓力，且振搗深度越大，二者的差異越大。

圖4 二次振搗后Fc與Fc0對比

3 超深振搗模板側(cè)壓力計算

3.1 計算模型

正常澆筑和振搗情況下，當某一層混凝土振搗密實后，后澆筑的混凝土可以視為作用在該層混凝土上表面的荷載，導(dǎo)致該層混凝土模板側(cè)壓力增加。已經(jīng)振搗密實的混凝土失去了流動性，甚至具有一定的自持能力，致使混凝土對模板的側(cè)壓力不像純液體壓力那樣隨著高度的增加而線性增大，而是達到一定值后不再繼續(xù)增長。

進行超深振搗或二次振搗時，混凝土在高頻激振力作用下開始液化，處于流動狀態(tài)。從混凝土的澆筑振搗過程可知，不論是重復(fù)振搗引起的超深振搗，還是因為漏振而進行的超深振搗，振搗棒從混凝土頂面插入開始一直處于振搗工作狀態(tài)，振搗棒所經(jīng)過的混凝土都經(jīng)歷過了一次振搗密實過程，只是振搗作用時間和混凝土的密實程度存在一定差異。超深振搗的液化力學模型及模板側(cè)壓力如圖5所示。其中，H為構(gòu)件高度；B為構(gòu)件寬度；hv為振搗棒插入深度；τ為混凝土與模板之間的側(cè)摩擦阻力；F0為振搗棒以上混凝土對模板的側(cè)壓力；Fhv為振搗位置的模板側(cè)壓力。

圖5 超深振搗的模板側(cè)壓力計算模型

由圖5可知，當hv＞he時，振搗位置以上的模板側(cè)壓力可劃分為2部分：有效壓頭高度區(qū)和側(cè)壓力相對穩(wěn)定區(qū)。此時振搗位置的模板側(cè)壓力Fhv可表示為

式中：σv為振搗棒的激振壓力，kPa；A為混凝土振搗液化區(qū)域面積，m2；U為混凝土振搗液化周長，m；μ為混凝土與模板之間的摩擦因數(shù)。當試件截面積小于振搗棒作用面積時，A，U分別取試件的截面面積、截面周長。

3.2 計算值與實測值對比

取he=150 cm，k=0.8，μ=0.045，σv=3.0 kPa。根據(jù)式（3）計算出混凝土振搗深度分別為100，150，200，250，300 cm處的模板側(cè)壓力，并與5個試件對應(yīng)處的實測值進行對比，見圖6。

圖6 模板側(cè)壓力計算值與實測值對比

由圖6可知，5個試件不同振搗深度測點側(cè)壓力計算值與實測值的誤差最大值為2.5 kPa，最小值為-1.2 kPa，平均值僅1.1 kPa；相對誤差最大為11.7%，最小為-2.4%，平均4.4%。因此，式（3）可以很好地預(yù)測不同振搗深度的模板側(cè)壓力。

4 結(jié)論

1）振搗棒插入深度對新澆筑混凝土模板側(cè)壓力有較大影響，混凝土模板側(cè)壓力隨振搗棒插入深度的增加而增大。在混凝土澆筑時應(yīng)嚴格按照規(guī)范要求進行分層澆筑、分層振搗，不得隨意增加振搗棒的插入深度，也不能二次重復(fù)超深振搗，否則可能會對模板安全造成不利影響。

2）基于振搗液化和液壓平衡理論建立的混凝土超深振搗模板側(cè)壓力計算模型，能夠準確預(yù)測柱體結(jié)構(gòu)混凝土在超深振搗情況下的模板側(cè)壓力。

受試驗條件所限，墻體或大截面實心橋墩等結(jié)構(gòu)的超深振搗模板側(cè)壓力計算有待進一步研究。