陳維雄

(中國(guó)鐵路總公司 工程管理中心，北京 100038)

滬通長(zhǎng)江大橋主航道橋X號(hào)墩采用沉井基礎(chǔ)，布置24根巨型鋼管柱作為群樁基礎(chǔ)，鋼管柱為圓環(huán)形雙壁結(jié)構(gòu)，外徑10.2 m，內(nèi)徑7.6 m，壁厚1.3 m，長(zhǎng)84.7 m，軸向?qū)ΨQ等分為4個(gè)隔倉(cāng)。每個(gè)隔倉(cāng)水下一次性澆筑C40混凝土約770 m3，且施工過(guò)程中無(wú)法有效振搗混凝土，為此需要選用自密實(shí)混凝土。

自密實(shí)混凝土是在普通混凝土的基礎(chǔ)上減小材料粒徑、降低水膠比、增加膠凝材料用量、采用高效減水劑配制而成的具有高流動(dòng)性的混凝土[1]，不經(jīng)振搗可充滿模板和包裹鋼筋[2-3]。雖然自密實(shí)混凝土工作性能優(yōu)異，但低水膠比、大膠凝材料用量導(dǎo)致收縮較大，如不采取措施容易開(kāi)裂[4-5]。膠凝材料品種與用量對(duì)混凝土拌和物工作性及成型后的收縮性能有顯著影響，李林香等[6]認(rèn)為膠凝材料用量在420～520 kg/m3時(shí)可以達(dá)到流動(dòng)性和黏聚性的統(tǒng)一。羅鈺[7]研究表明粉煤灰摻量從20%增加到40%時(shí)，自密實(shí)混凝土拌和物倒置坍落度筒排出時(shí)間和J環(huán)障礙高差降低，表明粉煤灰可以改善流動(dòng)性。Persson[8]認(rèn)為粉煤灰摻量超過(guò)30%時(shí)會(huì)對(duì)收縮產(chǎn)生不利影響。高小建等[9]認(rèn)為粉煤灰顯著地減小了早期收縮，對(duì)抗裂性能的提高優(yōu)于其他礦物摻合料。王國(guó)杰等[10]研究了配合比參數(shù)對(duì)開(kāi)裂時(shí)間的影響，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)水膠比為0.32、粉煤灰摻量18%時(shí)開(kāi)裂時(shí)間最遲。盡管已有不少配合比參數(shù)對(duì)自密實(shí)混凝土收縮性能影響的試驗(yàn)研究，但收縮試驗(yàn)數(shù)值相差較大。另外，滬通長(zhǎng)江大橋鋼管柱混凝土澆筑和養(yǎng)護(hù)過(guò)程中鋼管周邊水的循環(huán)加速散熱，增大溫差應(yīng)力和收縮。因此需要針對(duì)本工程用混凝土進(jìn)行收縮與抗裂性研究。

本文在通過(guò)工作性試驗(yàn)和抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)選定配合比的基礎(chǔ)上采用自由收縮試驗(yàn)、限制收縮試驗(yàn)、約束圓環(huán)收縮試驗(yàn)3種方法系統(tǒng)地研究該混凝土配合比的收縮性能，并結(jié)合有限元軟件分析了其早期抗開(kāi)裂性能，研究結(jié)果可為水下自密實(shí)混凝土施工提供依據(jù)。

1 原材料與試驗(yàn)方法

1.1 原材料

水泥為張家港產(chǎn)PⅡ 52.5水泥，粉煤灰采用鎮(zhèn)江產(chǎn)I級(jí)粉煤灰；細(xì)骨料采用贛江產(chǎn)Ⅱ區(qū)中砂，細(xì)度模數(shù)為2.9，含泥量為1.2%；粗骨料采用彭澤產(chǎn)5～10，10～20 mm兩級(jí)配碎石(摻配比例為3∶7)，壓碎值為8%，含泥量為0.2%，表觀密度為2.74 g/cm3，緊密空隙率為38%；減水劑采用南京產(chǎn)ART-JR緩凝型聚羧酸系高性能減水劑，減水率為29%，坍落度1 h經(jīng)時(shí)損失率為30 mm；原材料性能指標(biāo)均滿足TB/T 3275—2011《鐵路混凝土》相關(guān)規(guī)定。

1.2 配合比

一般情況下自密實(shí)混凝土流動(dòng)性隨膠凝材料用量提高而改善，但膠凝材料用量超過(guò)某一值時(shí)，流動(dòng)性反而降低，抗壓強(qiáng)度也有類似趨勢(shì)[11]。對(duì)特定的自密實(shí)混凝土，不同膠凝材料用量的配合比性能存在差異，因此本文選定水膠比0.36、粉煤灰摻量30%、砂率50%，改變膠凝材料用量設(shè)計(jì)了混凝土配合比(見(jiàn)表1)，通過(guò)工作性和強(qiáng)度試驗(yàn)優(yōu)選配合比。

表1 C40混凝土配合比 kg/m3

1.3 試驗(yàn)方法

1.3.1 工作性及強(qiáng)度

按照GB/T 50080—2016《普通混凝土拌合物性能試驗(yàn)方法》測(cè)定坍落擴(kuò)展時(shí)間(T500)、V型漏斗流出時(shí)間，評(píng)價(jià)自密實(shí)混凝土的流動(dòng)性；按照GB/T 50081—2016《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》測(cè)定混凝土28 d 抗壓強(qiáng)度。

1.3.2 自由收縮、限制收縮、約束圓環(huán)收縮

為了模擬實(shí)際自密實(shí)混凝土的施工和養(yǎng)護(hù)條件，3種收縮測(cè)定過(guò)程中試件均采取密封措施防止水分蒸發(fā)。按照GB/T 50082—2009《普通混凝土長(zhǎng)期性能和耐久性能試驗(yàn)方法》中的接觸法測(cè)定自由收縮。試件尺寸為100 mm×100 mm×515 mm，試件成型后帶模養(yǎng)護(hù)1 d，脫模后密封，并立即移入恒溫恒濕箱測(cè)定其初始長(zhǎng)度，溫度保持在(20±2)℃，分別測(cè)量3,7,14,28,45,60 d的試件長(zhǎng)度。限制收縮試驗(yàn)采用兩端和軸線設(shè)置約束測(cè)量收縮來(lái)模擬實(shí)際工況，試件尺寸為100 mm×100 mm×300 mm，試件養(yǎng)護(hù)及測(cè)量方法同自由收縮試驗(yàn)。按照ASTMC-1581-04《水泥砂漿和混凝土環(huán)式限制收縮開(kāi)裂測(cè)試方法》開(kāi)展約束圓環(huán)收縮試驗(yàn)，圓環(huán)內(nèi)環(huán)直徑305 mm，外環(huán)直徑375 mm，高140 mm，混凝土環(huán)壁厚35 mm。每組測(cè)試3個(gè)試件，在每個(gè)圓環(huán)約束開(kāi)裂試驗(yàn)?zāi)＞邇?nèi)環(huán)內(nèi)表面沿環(huán)向?qū)ΨQ粘貼3片應(yīng)變片。

1.3.3 絕熱溫升試驗(yàn)

按照GB/T 50080—2016開(kāi)展絕熱溫升試驗(yàn)，每隔5 min測(cè)定1次混凝土絕熱溫升值。測(cè)試所用混凝土量約為50 L。為保證測(cè)試精度，測(cè)試前先用50 L水進(jìn)行24 h絕熱溫升試驗(yàn)，須保證水溫漂移小于0.02 ℃。

2 配合比選定

膠凝材料用量對(duì)坍落擴(kuò)展時(shí)間T500和V型漏斗流出時(shí)間的影響試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖1。在水膠比和砂率一定的情況下，T500隨膠凝材料用量的增加逐漸減小，下降速度緩慢。V型漏斗流出時(shí)間隨著膠凝材料用量增加逐漸減小，膠凝材料用量在400～440 kg/m3時(shí)流出時(shí)間下降較快，超過(guò)440 kg/m3后趨于緩慢。膠凝材料用量為458 kg/m3時(shí)T500為5.4 s，V型漏斗流出時(shí)間為27 s；膠凝材料用量為480 kg/m3時(shí)T500為3.8 s，V型漏斗流出時(shí)間為15.6 s。

圖1 膠凝材料用量對(duì)坍落擴(kuò)展時(shí)間T500和V型漏斗流出時(shí)間的影響

膠凝材料用量對(duì)28 d抗壓強(qiáng)度的影響試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖2。隨著膠凝材料用量的增加，抗壓強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。膠凝材料用量458 kg/m3時(shí)，抗壓強(qiáng)度達(dá)到最大值70.6 MPa。

圖2 膠凝材料用量對(duì)28 d抗壓強(qiáng)度的影響

綜合考慮工作性及強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，膠凝材料用量為458 kg/m3時(shí)，混凝土工作性能好而且強(qiáng)度也最高，因此選用膠凝材料用量458 kg/m3的B458配合比。

3 收縮性能

3.1 自由收縮

圖3是采用配合比B458制備的試件的自由收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線及其與文獻(xiàn)[12]結(jié)果的對(duì)比?？芍?，自密實(shí)混凝土收縮應(yīng)變隨齡期的增長(zhǎng)逐漸增大，前7 d收縮應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較快，后期逐漸減緩。14,28,45,60 d時(shí)的自由收縮應(yīng)變分別為407×10-6,415×10-6,601×10-6,623×10-6。28 d自由收縮應(yīng)變已達(dá)到60 d的82.7%，45 d到60 d自由收縮應(yīng)變僅增大了22×10-6,增長(zhǎng)十分有限。文獻(xiàn)[12]給出的是膠凝材料用量為480 kg/m3的混凝土前14 d齡期自由收縮應(yīng)變測(cè)定值，該混凝土前期自由收縮增長(zhǎng)很快，14 d時(shí)收縮應(yīng)變達(dá)到880×10-6，比B458配合比混凝土高1倍。

圖3 自由收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線

3.2 限制收縮

圖4 限制收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線

圖4為配合比458混凝土的限制收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線及其文獻(xiàn)[13]結(jié)果的對(duì)比。成型后的試件在兩端加有鋼板約束的情況下開(kāi)始收縮，規(guī)范中規(guī)定的膨脹率為負(fù)值，為方便與3.1節(jié)收縮試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，圖4中用絕對(duì)值表示?？芍?，混凝土的限制收縮應(yīng)變隨齡期的延長(zhǎng)逐漸增大，前期增長(zhǎng)較快，后期逐漸減緩。限制收縮應(yīng)變?cè)谇?4 d增長(zhǎng)較快，14 d時(shí)限制收縮應(yīng)變?yōu)?37×10-6，14 d后收縮應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度減緩，28，60 d時(shí)限制收縮應(yīng)變分別為177×10-6，235×10-6。文獻(xiàn)[13]給出了水膠比0.35、膠凝材料用量為490 kg/m3的混凝土前28 d限制收縮應(yīng)變，14,28 d 齡期限制收縮應(yīng)變分別為253×10-6,332×10-6，較B458配合比混凝土分別增大了85%,88%。

3.3 約束圓環(huán)收縮

圖5為配合B458混凝土圓環(huán)約束收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線及其與[14]結(jié)果的對(duì)比?？芍?，應(yīng)變?cè)缙诔霈F(xiàn)了小幅度的上升，這是由于早期混凝土水化速度快，快速增長(zhǎng)的熱量無(wú)法及時(shí)散發(fā)，鋼環(huán)因溫度升高而產(chǎn)生膨脹導(dǎo)致測(cè)量值為正值，水化速率穩(wěn)定后溫度恢復(fù)正常，試件應(yīng)變逐漸減小為負(fù)值并持續(xù)發(fā)展，開(kāi)裂齡期為34 d，裂縫如圖6所示，最大圓環(huán)約束收縮應(yīng)變?yōu)?15×10-6。ASTMC-1581-04標(biāo)準(zhǔn)中指出當(dāng)試件超過(guò)28 d齡期仍未開(kāi)裂時(shí)可中止試驗(yàn)，評(píng)定為低開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。由此可知優(yōu)選配合比B458自密實(shí)混凝土的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)低。文獻(xiàn)[14]采用同樣方法測(cè)量了水膠比為0.40的混凝土前20 d約束收縮應(yīng)變，開(kāi)裂齡期為15 d，最大約束收縮應(yīng)變?yōu)?94×10-6，最大收縮應(yīng)變比B458配合比增大了58%，開(kāi)裂齡期提前了19 d。

圖5 約束圓環(huán)收縮應(yīng)變隨齡期的變化曲線

圖6 圓環(huán)試件開(kāi)裂示意

4 早期抗開(kāi)裂性能計(jì)算分析

圖7 鋼管柱圓形雙壁結(jié)構(gòu)內(nèi)部約束情況(單位：mm)

圓鋼管柱內(nèi)半徑為 3.8 m，外半徑為 5.1 m，鋼管壁厚6 mm，鋼管壁之間澆筑B458配合比C40自密實(shí)混凝土。圓形雙壁結(jié)構(gòu)軸向?qū)ΨQ等分為4個(gè)倉(cāng)，每個(gè)隔倉(cāng)的約束條件(圖7)與施工方法相同。每個(gè)隔倉(cāng)混凝土澆筑后的混凝土由于水化熱收縮和體積收縮造成的體積變形，使混凝土產(chǎn)生開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。風(fēng)險(xiǎn)1是鋼管外部水循環(huán)加劇混凝土的散熱，導(dǎo)致混凝土內(nèi)外分布不均勻，截面混凝土徑向由于內(nèi)外溫差引起的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)；風(fēng)險(xiǎn)2是隔倉(cāng)內(nèi)混凝土溫度變形與體積收縮引起的環(huán)向變形受到支撐的約束引起的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。為了評(píng)價(jià)混凝土的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)和分析早齡期混凝土的內(nèi)部應(yīng)力分布情況，基于絕熱溫升試驗(yàn)結(jié)果，采用MIDAS FEA軟件建立水化熱傳導(dǎo)模型模擬混凝土在內(nèi)外壁約束及熱膨脹作用下的應(yīng)力大小及其分布情況，進(jìn)一步評(píng)價(jià)開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。

4.1 計(jì)算模型

4.1.1 模型建立

選取1個(gè)隔倉(cāng)(1/4環(huán))作為分析對(duì)象。假定鋼管混凝土是等截面無(wú)限長(zhǎng)的結(jié)構(gòu)，采用平面應(yīng)變單元進(jìn)

行分析。通過(guò)2DXY平面建立網(wǎng)格工作面，以映射網(wǎng)格K線面為基準(zhǔn)建立曲線，再對(duì)曲線進(jìn)行播種分割，內(nèi)外鋼管各設(shè)置40個(gè)等分段，混凝土沿厚度方向設(shè)置20個(gè)等分段，沿鋼管壁厚設(shè)定3個(gè)等分段，整體形成 1 040 個(gè)節(jié)點(diǎn)，分析長(zhǎng)度為1 m。所建立的模型如圖8所示。模型所取參數(shù)見(jiàn)表2?？紤]到風(fēng)險(xiǎn)1引起的開(kāi)裂可能位于鋼管柱混凝土外表面(鋼管柱的外壁相比與內(nèi)壁，水的循環(huán)為開(kāi)放式，更易散熱降溫)，所以選取節(jié)點(diǎn)號(hào)530為分析點(diǎn)1；風(fēng)險(xiǎn)2引起的開(kāi)裂出現(xiàn)在環(huán)向中心線上，選取節(jié)點(diǎn)號(hào)540為分析點(diǎn)2。

圖8 平面應(yīng)變基本幾何模型

表2 模型所取參數(shù)

4.1.2 荷載及邊界條件

模型中采用的荷載為實(shí)測(cè)的7 d絕熱溫升過(guò)程，其曲線見(jiàn)圖9。模型兩端為隔板，設(shè)置隔板和鋼管力學(xué)邊界為固結(jié)。對(duì)流邊界條件作為線荷載施加于鋼管內(nèi)外表面邊界上，收縮結(jié)果采用文中3.1節(jié)的結(jié)果。鋼管內(nèi)外環(huán)水溫18 ℃，考慮到內(nèi)環(huán)環(huán)境不同，外環(huán)熱傳遞系數(shù)取500 W/(m2℃)，內(nèi)環(huán)熱傳遞系數(shù)取200 W/(m2℃)，水化熱作為荷載施加在混凝土單元上，對(duì)水化熱傳導(dǎo)和熱應(yīng)力2種工況予以分析。

圖9 絕熱溫升曲線

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

4.2.1 鋼管混凝土內(nèi)外溫差分析

鋼管混凝土水化熱和外部18 ℃環(huán)境下溫度計(jì)算結(jié)果表明：40 h混凝土整體溫度達(dá)到最高，隨著水化熱傳導(dǎo)混凝土整體溫度先升后降。10，40，168 h的溫度分布見(jiàn)圖10?？芍行幕炷林镣饩墱囟戎饾u降低。

圖10 溫度分布(單位：℃)

圖11 分析點(diǎn)溫度變化

分析點(diǎn)溫度變化見(jiàn)圖11。在40 h時(shí)中心混凝土分析點(diǎn)1和分析點(diǎn)2溫度分別達(dá)到最高值43 ℃和30 ℃，溫差達(dá)到最大值13 ℃，遠(yuǎn)低于內(nèi)外開(kāi)裂溫差限值25 ℃，在168 h時(shí)基本降至與水溫一致，因此早期不會(huì)產(chǎn)生開(kāi)裂。

4.2.2 溫度變化和收縮耦合作用下的應(yīng)力

鋼管混凝土在溫度變化和收縮耦合作用下，為了使模型更加符合實(shí)際，引入了隔倉(cāng)內(nèi)支撐約束，并在材料特性中考慮徐變和變形對(duì)混凝土應(yīng)力的影響。混凝土在10，40，168 h的水化熱溫度應(yīng)力分布如圖12所示。計(jì)算混凝土容許拉應(yīng)力，并與分析點(diǎn)的最大應(yīng)力予以對(duì)比，見(jiàn)表3?？芍?，分析點(diǎn)1的最大應(yīng)力均小于容許拉應(yīng)力，且168 h的拉應(yīng)力遠(yuǎn)小于容許拉應(yīng)力。分析點(diǎn)2在10 h和40 h時(shí)混凝土在耦合作用下受壓，在168 h受拉，但僅為容許拉應(yīng)力的18.65%。由此可見(jiàn)，整體上鋼管混凝土的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)很小。

圖12 應(yīng)力分布(單位：N/mm2)

MPa

5 結(jié)論

本文通過(guò)自由收縮試驗(yàn)、限制收縮試驗(yàn)、約束圓環(huán)收縮試驗(yàn)系統(tǒng)研究了滬通大橋樁基水下鋼管自密實(shí)混凝土的收縮性能，并采用有限元軟件分析了開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。主要結(jié)論如下：

1)考慮膠凝材料用量對(duì)工作性能和強(qiáng)度的影響優(yōu)選配合比，研究了混凝土收縮性能。自由收縮和限制收縮發(fā)展規(guī)律一致，自由收縮應(yīng)變和限制收縮應(yīng)變均隨齡期的增長(zhǎng)逐漸增大，前7 d增長(zhǎng)較快，后期逐漸減緩；14 d時(shí)自由收縮應(yīng)變、限制收縮應(yīng)變分別為407×10-6,137×10-6，收縮應(yīng)變較低，與相似配合比混凝土相比分別降低了53.2%,45.8%。

2)約束圓環(huán)收縮試驗(yàn)開(kāi)裂齡期為34 d，最大約束收縮應(yīng)變?yōu)?15×10-6，而相似配合比混凝土開(kāi)裂齡期為15 d，且最大收縮應(yīng)變?yōu)?94×10-6，本試驗(yàn)配合比按照ASTMC-1581-04標(biāo)準(zhǔn)評(píng)定為低開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。

3)基于絕熱溫升試驗(yàn)和收縮試驗(yàn)結(jié)果，采用有限元軟件模擬分析了混凝土內(nèi)溫度和應(yīng)力分布情況，隔倉(cāng)混凝土徑向表面與芯部最大溫差只有13 ℃，遠(yuǎn)低于內(nèi)外開(kāi)裂溫差限值25 ℃；不同齡期鋼管混凝土最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在混凝土外表面位置，最大拉應(yīng)力均低于容許拉應(yīng)力，早期不產(chǎn)生開(kāi)裂，滿足施工要求。