科特迪瓦某重力式碼頭胸墻開裂原因分析及裂縫控制對策

莫宏武，李永超，于方*

（1.中交四航局第三工程有限公司，廣東 湛江 524000；2.中交四航工程研究院有限公司，水工構(gòu)造物耐久性技術(shù)交通運(yùn)輸行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510230）

1 工程概況

科特迪瓦某重力式碼頭擴(kuò)建項(xiàng)目位于科特迪瓦經(jīng)濟(jì)首都阿比讓市，碼頭工程3個泊位總長度1 250 m，為重力式沉箱結(jié)構(gòu)。沉箱為預(yù)制C40鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，標(biāo)準(zhǔn)尺寸為19.35 m×17.0 m×19.5 m（長×寬×高），胸墻底端嵌入沉箱內(nèi)0.3 m與沉箱形成結(jié)構(gòu)整體，其混凝土設(shè)計強(qiáng)度等級同樣為C40。標(biāo)準(zhǔn)段胸墻尺寸為 19.41 m×4.9 m×2.8 m（長×寬×高），屬于典型的長墻式大體積混凝土結(jié)構(gòu)。然而，大體積混凝土極易產(chǎn)生裂縫[1]，一旦裂縫的寬度和深度發(fā)展到一定程度后不僅影響建筑美觀，還會降低結(jié)構(gòu)的安全性，尤其是海港碼頭工程，面對復(fù)雜的海洋環(huán)境，裂縫會導(dǎo)致氯離子加速往混凝土內(nèi)部滲透[2-3]，從而銹蝕鋼筋，嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的安全性和耐久性。而在科特迪瓦某重力式碼頭擴(kuò)建項(xiàng)目中，同樣出現(xiàn)了胸墻表面產(chǎn)生過多裂縫的問題。

在碼頭胸墻施工中，首先采用表1的混凝土配合比1號（普通硅酸鹽水泥，CPA CEM I 42.5 N）澆筑了6段胸墻，每段胸墻的混凝土澆筑量約為250 m3。現(xiàn)場的溫度監(jiān)測結(jié)果顯示，澆筑后混凝土內(nèi)部溫度急劇升高，并在24 h內(nèi)達(dá)到了峰值，最高溫度在75～85°C范圍之內(nèi)。拆模后，胸墻表面即出現(xiàn)多條豎向裂縫，大部分從頂部延續(xù)到底部，而裂縫主要集中在沉箱中部位置，在胸墻前沿、后沿和頂部均有分布。經(jīng)現(xiàn)場統(tǒng)計，澆筑5個月后，胸墻表面的裂縫仍在發(fā)展。

為了應(yīng)對第1批胸墻出現(xiàn)混凝土內(nèi)部溫度過高和表面裂縫數(shù)量較多及寬度較大的問題，嘗試采用表1的混凝土配合比2號（低熱礦渣水泥，CHF 42.5 L）澆筑了17段胸墻，監(jiān)測結(jié)果顯示胸墻內(nèi)部最高溫度雖然有明顯降低（幅度達(dá)到14.8°C），但胸墻前沿、后沿和頂部仍出現(xiàn)了裂縫，且裂縫的數(shù)量并未明顯減少。

表1 胸墻混凝土配合比Table 1 Concrete mix ratio ofbreast wallkg/m3

2 原因分析

2.1 胸墻開裂原因分析

通常，混凝土產(chǎn)生裂縫的原因可分為以下三大類：荷載裂縫、變形裂縫及其它物理或化學(xué)變化產(chǎn)生的裂縫[4]。其中變形裂縫是指由于環(huán)境溫度變化、混凝土在養(yǎng)護(hù)或使用階段發(fā)生收縮和膨脹以及結(jié)構(gòu)的不均勻沉降等原因引起的裂縫[5]。而對于本項(xiàng)目的重力式碼頭胸墻，為大體積混凝土結(jié)構(gòu)，極易受到溫度和收縮作用以及結(jié)構(gòu)不均勻沉降而產(chǎn)生變形，在內(nèi)外約束條件下產(chǎn)生拉應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力大于混凝土的抗拉強(qiáng)度時便會導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生裂縫。在混凝土澆筑前，考慮到胸墻混凝土?xí)蜃陨砗奢d作用產(chǎn)生20～30 mm沉降，因此采取了分層澆筑工藝。故可以初步排除結(jié)構(gòu)的不均勻沉降導(dǎo)致胸墻產(chǎn)生變形而出現(xiàn)裂縫這個因素。通過對裂縫形態(tài)的分析，結(jié)合現(xiàn)場溫度監(jiān)測結(jié)果，可以確定該胸墻表面出現(xiàn)裂縫主要為溫度和收縮引起的變形導(dǎo)致的。為了進(jìn)一步分析溫度應(yīng)力對混凝土產(chǎn)生裂縫的影響，對胸墻進(jìn)行了溫度應(yīng)力模擬計算，評估其開裂風(fēng)險。

2.2 基于溫度應(yīng)力的混凝土開裂風(fēng)險分析與評估

為了分析碼頭胸墻混凝土結(jié)構(gòu)由水泥水化熱引起的溫度應(yīng)力狀況，采用1號配合比，以胸墻第1層的實(shí)際尺寸建立有限元模型，采用有限元分析軟件進(jìn)行溫度應(yīng)力模擬計算，計算參數(shù)見表2。

表2 混凝土計算參數(shù)取值Table 2 Concrete calculation parameter value

經(jīng)計算，胸墻第1層混凝土不同齡期中心溫度、表面溫度、內(nèi)表溫差結(jié)果如圖1所示。

圖1 胸墻溫度計算結(jié)果Fig.1 Calculated resultofbreastwalltemperature

從圖1中可見，采用CPA CEM I 42.5N水泥時，胸墻第1層混凝土的中心溫度在澆筑后2 d達(dá)到峰值，最高溫度為77.9°C，與實(shí)測值比較接近（最高溫度在75～85°C）。大體積混凝土的內(nèi)部溫度越高，由此產(chǎn)生的溫降收縮越大，在溫控措施不當(dāng)?shù)那闆r下，產(chǎn)生開裂的風(fēng)險越高。

2.2.1 自約束應(yīng)力評估

混凝土各階段自約束應(yīng)力的計算公式：

式中：σz（t）為最大自約束應(yīng)力，MPa；α為混凝土的線膨脹系數(shù)，取1.0×10-5；E（t）為混凝土齡期為t時的彈性模量，MPa；ΔTnb（t）為混凝土澆筑后各階段的內(nèi)表溫差，°C，通過數(shù)值計算或現(xiàn)場檢測得到。

混凝土的抗裂安全系數(shù)Kz可計算求得：

式中：ftk（t）為混凝土齡期為t時的抗拉強(qiáng)度，N/mm2；σz為混凝土的極限抗拉強(qiáng)度，N/mm2。

自約束應(yīng)力的計算結(jié)果如表3所示。

表3 自約束應(yīng)力及開裂風(fēng)險評估Table 3 Self-constrained stress and cracking risk assessment

從表3可以看出，胸墻第1層混凝土前7 d自約束應(yīng)力抗裂安全系數(shù)在2.5 d時小于1.15。結(jié)果表明：胸墻第1層混凝土在澆筑完后2 d，自約束應(yīng)力導(dǎo)致混凝土開裂的風(fēng)險較大。宜在混凝土早期采取措施降低混凝土內(nèi)部的溫度和做好混凝土面層的保溫和保濕養(yǎng)護(hù)。

2.2.2 外約束應(yīng)力評估

外約束應(yīng)力是指構(gòu)件變形受到底部、端部或側(cè)面的約束而產(chǎn)生的拉應(yīng)力，外約束拉應(yīng)力可按式（3）計算。外約束應(yīng)力參數(shù)為構(gòu)件長度19.41 m，厚度2.4 m，基礎(chǔ)水平阻尼系數(shù)1.2 MPa/mm。

式中：σw（t）為混凝土齡期為t時，因綜合降溫差，在外約束條件下產(chǎn)生的拉應(yīng)力，MPa；α為混凝土線膨脹系數(shù)，取1.0×10-5；μ為混凝土的泊松比，取0.17；ΔT（t）為在第t天時；混凝土澆筑體綜合降溫差的增量，°C，包括截面平均降溫量和收縮當(dāng)量溫度增量；E（t）為混凝土齡期為t時的彈性模量，N/mm2；H（t，τ）為混凝土在齡期為 τ時產(chǎn)生的約束應(yīng)力延續(xù)至t時的松弛系數(shù)；R（t）為混凝土齡期為t時的外約束系數(shù)，N/mm2。

黍粒小，播種淺加上春天風(fēng)大、干旱，如果種子不能與土壤緊密結(jié)合，種子難以吸水發(fā)芽，因此黍子播種后及時鎮(zhèn)壓1-2次。

式中：L為混凝土澆筑體的長度，mm；H為混凝土澆筑體的厚度；Cx為外約束介質(zhì)的基礎(chǔ)水平阻尼系數(shù)，MPa/mm。

混凝土的抗裂安全系數(shù)Kz可根據(jù)式（2）計算求得，計算結(jié)果如表4所示。

表4 外約束應(yīng)力及開裂風(fēng)險評估Table 4 Externalrestraint stress and cracking risk assessment

從表4可以看出，30 d齡期內(nèi)，胸墻第1層混凝土的外約束應(yīng)力抗力安全系數(shù)在14 d后小于1.15，表明胸墻第1層混凝土澆筑14 d后出現(xiàn)溫度收縮和干燥收縮裂縫的概率較大。

2.3 原材料檢測分析

先后采用了2種水泥進(jìn)行混凝土配制，雖然在第2批次胸墻澆筑中采用了低熱的礦渣水泥，使混凝土內(nèi)部的峰值溫度有所降低，但總體上效果并不顯著，裂縫的數(shù)量沒有明顯減少。為了分析2種水泥水化反應(yīng)放熱存在的差異，對普通硅酸鹽水泥和礦渣硅酸鹽水泥進(jìn)行了X射線衍射分析（XRD），并進(jìn)行了Rietveld全譜分析，結(jié)果如圖2所示。

圖2 Rietveld全譜分析Fig.2 Analysis of Rietveld fullspectrum

從圖2可知，普通硅酸鹽水泥和礦渣水泥的石膏含量分別為1.56%和3.13%，SO3含量分別為0.73%和1.46%?？梢?，兩種水泥的石膏含量偏低。在水泥生產(chǎn)過程中，石膏主要起著調(diào)節(jié)水泥凝結(jié)時間的作用，其摻量控制在5%左右，如果石膏摻量過低或者顆粒細(xì)度不夠會使石膏不能充分溶解，當(dāng)其溶解度含量小于1.3%時，會容易使混凝土產(chǎn)生速凝的現(xiàn)象。有學(xué)者曾指出，水泥的初凝、終凝時間和釋放的水化熱會受到石膏摻量的影響[6]。因此，由于該工程中使用的普通硅酸鹽和礦渣水泥的石膏含量偏低，使混凝土凝結(jié)時間過短，導(dǎo)致混凝土內(nèi)部溫升過快，混凝土內(nèi)外溫度相差較大，致使混凝土受到的內(nèi)約束應(yīng)力過大，從而產(chǎn)生裂縫。

3 裂縫控制措施

3.1 優(yōu)化混凝土配合比

上述分析可知，該碼頭胸墻開裂的主要原因是混凝土在澆筑后溫升過快，導(dǎo)致其受到外約束應(yīng)力過大而產(chǎn)生開裂，同時由于水泥的石膏含量偏低，水化熱反應(yīng)過快使混凝土凝固時間過短。為了解決這個問題，在滿足設(shè)計要求的前提下，通過改善骨料的粒徑級配，優(yōu)化礦物摻合料體系或摻入高效減水劑等方法來減少膠凝材料的用量[7-8]，從而降低水化熱，減少混凝土的降溫收縮。優(yōu)化后的混凝土配合比見表5所示，采用優(yōu)化后的配合比進(jìn)行計算，得到胸墻第1層混凝土在不同齡期的中心溫度、表面溫度、內(nèi)表溫差結(jié)果如圖3所示。

表5 胸墻混凝土優(yōu)化配合比Table 5 Optimized concrete mix ratio ofbreastwall3 kg/m

圖3 胸墻溫度計算結(jié)果Fig.3 Calculated result ofbreastwalltemperature

由圖3可知，在采用優(yōu)化后的配合比（CPA CEM I 42.5N水泥）后，胸墻第1層混凝土中心溫度在澆筑后60 h達(dá)到峰值，峰值為69.3°C。

圖4 冷卻水管布置方式Fig.4 Cooling water pipe arrangement

混凝土的內(nèi)部最高溫度從優(yōu)化前的77.9℃降低至優(yōu)化后的69.3°C（無冷卻水管），這在一定程度上降低了混凝土產(chǎn)生溫度裂縫的風(fēng)險，但混凝土的內(nèi)表溫差過大（34.2°C），需要進(jìn)一步采取相關(guān)措施控制混凝土的內(nèi)表溫差。

3.2 溫控措施

混凝土的內(nèi)表溫差過大，產(chǎn)生自約束應(yīng)力的開裂風(fēng)險較高，可采取“內(nèi)降外?！钡姆椒ㄟM(jìn)行控制。外部保溫的做法為：混凝土澆筑完后，在胸墻頂部鋪設(shè)高分子養(yǎng)護(hù)膜后覆蓋聚苯板進(jìn)行保溫，再用防雨帆布將整個胸墻包裹嚴(yán)實(shí)，待混凝土內(nèi)部最高溫度降至45°C以下時再拆模。內(nèi)部降溫的做法為：在混凝土內(nèi)部鋪設(shè)冷卻水管來降低其內(nèi)部的溫度，并通過更換冷卻水管的材質(zhì)（塑料管換成金屬管）和布置優(yōu)化（三層六列交叉布置取代兩層四列布置）來降低混凝土的內(nèi)部溫峰。冷卻水管布置方式見圖4。

圖5為優(yōu)化冷卻水管后混凝土的實(shí)測溫度?？梢钥闯?，在采用優(yōu)化后的配合比（CPA CEM I 42.5N水泥）且優(yōu)化冷卻水管布置后，胸墻第1層混凝土中心溫度在澆筑后36 h達(dá)到峰值，峰值為65.6°C，內(nèi)表溫差最大值為26.2°C?？梢?，采用冷卻水管的優(yōu)化措施后，混凝土的最高溫度和內(nèi)表溫差都有所降低，這進(jìn)一步降低了胸墻的開裂風(fēng)險。

圖5 優(yōu)化冷卻水管后混凝土的實(shí)測溫度Fig.5 The actualtemperature ofthe concrete after optimizing the cooling water pipe

3.3 施工工藝及構(gòu)造設(shè)計措施

碼頭胸墻第1層嵌入沉箱內(nèi)0.3 m，由第2節(jié)的分析可知，由于混凝土內(nèi)部溫升過快，使混凝土內(nèi)部溫度與外界溫度溫差過大，導(dǎo)致沉箱對第1層澆筑的胸墻會產(chǎn)生較大的外約束應(yīng)力，另外由于胸墻采用了分層澆筑的施工方法，下層混凝土同樣會對上層混凝土產(chǎn)生較大的外約束應(yīng)力，增大了混凝土胸墻面層的開裂風(fēng)險。因此，針對施工工藝導(dǎo)致胸墻產(chǎn)生的裂縫，可通過混凝土的構(gòu)造設(shè)計進(jìn)一步減少。通過在水平施工縫界面以上1.5 m高度范圍內(nèi)鋪設(shè)5 mm厚的玄武巖纖維抗裂網(wǎng)格（規(guī)格5 cm×5 cm），采用梅花選點(diǎn)布設(shè)方式將網(wǎng)格鋪設(shè)在混凝土保護(hù)層內(nèi)，使得胸墻的裂縫從3～4條下降至0～1條，且最大裂縫寬度從0.30 mm下降至0.15 mm以內(nèi)，有效控制了側(cè)墻的橫向裂縫。

通過采取優(yōu)化混凝土配合比、控制混凝土內(nèi)外溫差以及改善施工工藝（布設(shè)抗裂網(wǎng)格）等一系列措施，使后期澆筑胸墻混凝土的裂縫明顯減少，且最大裂縫寬度減少明顯，胸墻控裂取得成效。

4 結(jié)語

通過對前期澆筑的胸墻進(jìn)行裂縫特征分析、有限元建模分析和對原材料進(jìn)行Rietveld全譜分析，得出該碼頭胸墻產(chǎn)生多條豎向裂縫的主要原因是混凝土水化熱溫升過高、凝結(jié)時間過短及混凝土降溫速率過快，使胸墻受到內(nèi)外約束應(yīng)力過大而導(dǎo)致的。針對上述原因，在后續(xù)胸墻澆筑過程中，通過采用優(yōu)化混凝土配合比、加密冷卻水管布置、改善施工工藝等應(yīng)對措施，使裂縫數(shù)量明顯減少，取得了胸墻控裂的成功。