現(xiàn)澆隧道高抗裂清水混凝土制備與性能研究

崔佳，蘇昂，李明，姜騫，王育江

（1.江蘇省交通工程建設局，江蘇 南京 210004；2.江蘇省建筑科學研究院有限公司 高性能土木工程材料國家重點實驗室，江蘇 南京 210008；3.東南大學 材料科學與工程學院，江蘇 南京 211189）

0 引言

現(xiàn)澆隧道在湖底隧道、過江通道接線及市政工程中被大量應用，由于底板、側墻、頂板等不同主體結構分步澆筑時間差導致外約束大[1-2]，混凝土開裂風險較高，容易在早期施工期內(nèi)就產(chǎn)生貫穿性裂縫，并引起滲漏[3-4]。與此同時，越來越多的工程建設開始提倡“內(nèi)實外美”的建設理念，然而，提升隧道混凝土外觀質(zhì)量與抗裂性之間往往存在矛盾，如需要達到清水的技術要求，從混凝土配合比設計角度出發(fā)需要提高膠凝材料用量及漿體體積，由此帶來混凝土水化溫升增大、收縮變形增加等問題，導致混凝土開裂風險增加[5-6]。此外，對于長期暴露環(huán)境條件的敞開段混凝土，其長期變形性能受環(huán)境影響較大，內(nèi)部的應力隨著年度氣溫及濕度變化而變化，尤其是在夏季向冬季轉(zhuǎn)變過程中，混凝土開裂風險將顯著增加。多個在建的現(xiàn)澆隧道工程實踐結果表明，即便在實現(xiàn)早期施工期內(nèi)混凝土不出現(xiàn)收縮開裂的情況下，半年或者1年后混凝土仍容易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。因此，在工程實踐中，如何實現(xiàn)裂縫控制與外觀質(zhì)量的平衡，依然是亟待解決的關鍵問題。

江陰靖江長江隧道是國內(nèi)在建最大直徑的盾構隧道、水壓最高的水下隧道、長度排名第二的長江隧道，工程建設質(zhì)量要求高。明挖段主體結構采用C40混凝土，其中，江北敞開段側墻長244 m，厚度為0.7～1.3 m，變形縫長度為24～40 m，集中在夏季施工，混凝土在早期施工期及長期服役期開裂風險高，與此同時，側墻要求清水外觀，進一步提高了工程建設難度。本文在混凝土抗裂性評估與設計的基礎上，通過綜合運用混凝土溫度、收縮變形及流動性調(diào)控技術，制備了滿足工程需求的高抗裂清水混凝土。

1 試驗

1.1 原材料

水泥：南通海螺低堿P·O42.5水泥，密度3.02 g/cm3，比表面積340 m2/kg；粉煤灰：江陰利港Ⅰ級，需水量比108%，流動度比105%；礦粉：江蘇三江水泥制造有限公司S95級，比表面積436 m2/kg；碎石：湖北宜都興華礦業(yè)3種單粒粒級組成的5～25 mm連續(xù)級配碎石，松散堆積空隙率43%；砂：洞庭湖Ⅱ區(qū)中砂，細度模數(shù)2.8，含泥量1.6%；抗裂劑：江蘇蘇博特新材料股份有限公司產(chǎn)粉體HME-V混凝土（溫控、防滲）高效抗裂劑，限制膨脹率水中7 d為0.055%，轉(zhuǎn)空氣中21 d為0.010%，水化熱降低率24 h為54%、7 d為13%；流變改性材料：江蘇蘇博特新材料股份有限公司產(chǎn)粉體SBT-HDC（Ⅲ）高性能混凝土流變改性材料，流動度比110%；減水劑：江蘇蘇博特新材料股份有限公司產(chǎn)PCA-Ⅳ聚羧酸減縮抗裂減水劑，固含量22.5%，收縮率比96%。

1.2 試驗方法

參照GB/T 50080—2016《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》測試混凝土拌合物的工作性能及絕熱溫升；參照GB/T 50081—2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》測試混凝土的力學性能；參照GB/T 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》測試混凝土的自生體積膨脹變形；采用WISA模板制作尺寸為1.8m×1.2 m×0.2m模具，采用振弦式應變計與溫度計監(jiān)測構件混凝土溫度與變形。

1.3 側墻混凝土開裂風險評估與設計

采用基于“水化-溫度-濕度-約束”多場耦合機制的抗裂性評估理論與方法[7-8]，定義混凝土開裂風險系數(shù)η的計算方法如式（1）所示：

式中：σ（t）——t時刻的混凝土最大拉應力，MPa；

ft（t）——t時刻的混凝土抗拉強度，MPa。

當η＞1.0時，混凝土一定會開裂；當0.7＜η≤1.0時，混凝土存在較大的開裂風險；當η≤0.7時，混凝土不開裂保證率≥95%[9]。通過帶入結構尺寸、環(huán)境條件、混凝土材料及施工工藝等工況參數(shù)進行評估，并根據(jù)評估結果調(diào)整混凝土材料與施工工藝參數(shù)，直至施工期內(nèi)η≤0.7、且服役期η＜1.0時得出材料與工藝措施控指標與方案。服役期主要評估了氣溫日變幅、氣溫年變幅以及寒潮對側墻混凝土開裂風險的影響。

氣溫日變幅Td按式（2）進行計算：

式中：Td0——日平均氣溫，取28℃；

Ad——氣溫日變幅，取14℃；

td0——日氣溫最高的時間點，一般為14：00。

氣溫年變幅Ty按式（3）進行計算：

式中：Ty0——年平均氣溫，取18.5℃；

Ay——氣溫年變幅，取27℃；

ty0——年氣溫最高的時間點，一般為7月中旬，取值為6.5。

寒潮Ta按式（4）進行計算：

式中：Ta0——降溫前氣溫，℃；

Aa——寒潮降溫幅度，取15℃；

Q——寒潮降溫歷時，取1 d；

ta0——寒潮開始時間。

2 試驗結果與分析

2.1 開裂風險評估結果

混凝土施工期內(nèi)的開裂風險隨厚度及分段長度的增加而增大，因此，以厚1.3 m、變形縫長30 m的側墻為對象，評估了其在夏季施工時分別采用低溫升、低收縮混凝土（Ref）以及考慮HME-V調(diào)控效果的低溫升、高抗裂混凝土（HME）早期施工期內(nèi)的開裂風險，混凝土入模溫度取28、32、35℃，Ref混凝土材料性能參數(shù)取絕熱溫升45℃，28 d自生體積收縮變形100με，HME混凝土取絕熱溫升45℃，7 d自生體積膨脹變形200με、28 d自生體積膨脹變形100με。

當分段長度為30 m時，混凝土中心及表面開裂風險評估結果如圖1所示。

由圖1可知，混凝土開裂風險隨入模溫度的升高而顯著增大，采用Ref混凝土后，即便控制入模溫度為28℃，混凝土中心開裂風險系數(shù)仍＞1.1，采用HME混凝土可顯著降低混凝土開裂風險系數(shù)，當控制入模溫度≤28℃時，混凝土中心及表面開裂風險系數(shù)均＜0.7。

圖1 厚1.3 m、分段長度30 m側墻開裂風險評估結果

當分段長度為15 m時，混凝土中心及表面開裂風險評估結果如圖2所示。

由圖2可知，采用HME混凝土后，在控制入模溫度≤32℃時，混凝土中心及表面開裂風險系數(shù)均＜0.7。

圖2 厚1.3 m、分段長度15 m側墻開裂風險評估結果

在早期施工期內(nèi)，隨著混凝土溫度的降低，中心開裂風險系數(shù)增大，當中心溫度降低至與環(huán)境溫度平衡時，中心點開裂風險系數(shù)不再增大，并保留一定的殘余風險系數(shù)。對于表面點，當早期施工期內(nèi)混凝土溫度與環(huán)境溫度平衡時，混凝土開裂風險系數(shù)降低至0以下。因此，為了實現(xiàn)長期服役期內(nèi)混凝土開裂風險系數(shù)＜1.0，還應考慮服役期內(nèi)環(huán)境溫度變化對混凝土開裂風險的影響，將早期施工期內(nèi)的開裂風險系數(shù)進一步控制在某一閾值以下。

僅考慮服役期內(nèi)環(huán)境溫度變化對1.3 m厚側墻混凝土開裂風險的影響如圖3所示。

圖3 服役期內(nèi)環(huán)境溫度變化對混凝土開裂風險的影響

由圖3可知，當環(huán)境溫度升高時，混凝土開裂風險系數(shù)隨之降低；當環(huán)境溫度降低時，混凝土開裂風險系數(shù)隨之升高。氣溫日變幅及寒潮對側墻混凝土表面開裂風險影響較大，但相關溫度變化引起中心點開裂風險系數(shù)增幅＜0.2、表面點開裂風險增幅＜0.9。氣溫年變幅對混凝土開裂風險影響程度相對最大，在暴露條件下，氣溫年變幅會導致1.3 m厚側墻混凝土中心及表面點開裂風險系數(shù)分別增大0.62、0.65。對于中心點，如疊加施工期殘余的風險系數(shù)，則混凝土最終開裂風險系數(shù)可能會＞1.0。當采取單側覆土的措施后，中心點風險系數(shù)增幅降低至0.43，配合施工期控制入模溫度≤28℃、分段長度≤15 m，可實現(xiàn)1.3m厚側墻在服役期內(nèi)混凝土開裂風險系數(shù)＜1.0。相應地，對于變形縫長度為40 m、厚1.0 m的側墻，控制入模溫度≤28℃、分段長度≤20 m時即可滿足裂縫控制需求。基于上述評估結果，同時考慮混凝土清水外觀對漿體量的需求，提出敞開段高抗裂、清水側墻混凝土關鍵技術指標如表1所示。

表1 高抗裂、清水側墻混凝土關鍵性能控制指標

2.2 混凝土性能室內(nèi)試驗

基于混凝土工作性及水桶試驗等室內(nèi)預試驗結果，清水混凝土配合比初步確定膠凝材料總量為440 kg/m3，采取雙摻粉煤灰和礦粉并控制礦粉摻量的體系，并重點評估了表2中不同配合比混凝土的性能，其中A組為基準混凝土，B組在A組的基礎上采用抗裂劑等質(zhì)量取代水泥，C組在B組的基礎上采用流變改性材料等質(zhì)量取代粉煤灰。

表2 混凝土的配合比 kg/m3

混凝土拌合物性能及抗壓強度如表3所示，絕熱溫升測試結果如圖4所示，自生體積膨脹變形測試結果如圖5所示。

圖4 混凝土的絕熱溫升

圖5 混凝土的自生體積膨脹變形

表3 混凝土拌合物性能及抗壓強度

由表3可知：

（1）混凝土坍落度、含氣量符合表1的控制要求，實測新拌混凝土密度與設計密度偏差不超過0.3%，符合設計要求。A、B組混凝土的倒置坍落度筒排空時間相近，分別為10.5、10.7 s，進一步摻加流變改性材料后，可大幅使得混凝土倒置坍落度筒排空時間縮短至4.0 s，表明流變改性材料可顯著改善新拌混凝土的工作性能。

（2）采用抗裂劑替代水泥后，混凝土7 d抗壓強度有所降低，但28 d抗壓強度相差不大，各組混凝土28 d抗壓強度均符合設計要求。

由圖4可知，A組混凝土的7 d絕熱溫升達到47.5℃，且混凝土絕熱溫升1 d與7 d的比值為62.9%，表明該組混凝土不僅絕熱溫升偏高，且早期發(fā)展速率較快；摻加具有溫升抑制及微膨脹功能的抗裂劑后，B、C組混凝土的絕熱溫升相差不大，7d絕熱溫升分別為44.9、44.6℃，且混凝土絕熱溫升1 d與7 d的比值分別為48.6%、48.2%，表明混凝土的溫升及早期發(fā)展速率顯著降低，符合表1的控制要求。

由圖5可知，盡管采取了大摻量礦物摻合料的措施，但A組混凝土持續(xù)處于收縮狀態(tài)；摻加抗裂劑后，B、C組混凝土早期處于膨脹狀態(tài)，7 d自生體積膨脹變形超過210με，28 d自生體積膨脹變形超過200με，均符合表1的控制要求。

2.3 混凝土室外構件試驗

利用WISA模板制作了尺寸為1.8 m×1.2 m×0.2 m的模具，在模板表面涂刷花王脫模劑后，分別采用A、B、C組配合比澆筑的構件3 d拆模后外觀如圖6所示。

由圖6可知，配合澆筑振搗等工藝措施后，采用C組配合比澆筑的構件外觀色澤均勻，質(zhì)感較好。

圖6 混凝土構件外觀

對采用A組配合比與C組配合比澆筑的構件進行的溫度與變形監(jiān)測結果如圖7所示。

圖7 構件混凝土溫度與變形監(jiān)測結果

由圖7可知，采用A組配合比與C組配合比澆筑的構件溫升分別為23.3、21.0℃，溫升階段最大膨脹變形分別為130.1 με、312.25με，單位溫升膨脹變形分別為5.9、15.6με/℃，截止監(jiān)測結束時的溫降階段單位收縮變形分別為11.5、9.7με/℃。即在本次試驗尺度的構件上，相較于A組，采用C組配合比澆筑的構件溫升降低了2.3℃，且溫升階段膨脹變形增大了164.4%，溫降階段收縮變形降低了15.6%。結合混凝土室內(nèi)性能試驗及室外構件試驗結果，最終確定C組配合比作為江陰靖江長江隧道江北敞開段清水側墻混凝土的配合比。

3 結論

（1）清水混凝土應在考慮混凝土抗裂性能的基礎上再進行外觀質(zhì)量提升設計，而處于暴露環(huán)境條件下的混凝土在長期服役期內(nèi)的開裂風險會受到環(huán)境溫度的顯著影響。因此，對于現(xiàn)澆隧道敞口段清水側墻混凝土，應考慮早期施工期與長期服役期內(nèi)的混凝土裂縫控制及外觀質(zhì)量提升的協(xié)同。

（2）在多場耦合機制抗裂性評估與設計先行的基礎上，通過原材料優(yōu)選，配合比優(yōu)化，采用具有溫升抑制及微膨脹功能的抗裂劑以及流變改性材料，實現(xiàn)了對混凝土工作性、溫度及變形歷程的有效調(diào)控，制備了滿足要求的高抗裂清水混凝土。其倒置坍落度筒排空時間為4.0 s，7 d絕熱溫升為44.6℃，且1 d與7 d的比值為48.2%，7 d與28 d自生體積膨脹變形均超過200με，且后期收縮趨勢較小，采用清水混凝土澆筑的構件外觀色澤均勻，質(zhì)感良好，達到了預期目標。