陳維雄

(中國鐵路總公司 工程管理中心，北京 100038)

滬通長江大橋主航道橋X號墩采用沉井基礎(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84.7 m，軸向?qū)ΨQ等分為4個隔倉。每個隔倉水下一次性澆筑C40混凝土約770 m3，且施工過程中無法有效振搗混凝土，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裂[4-5]。膠凝材料品種與用量對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時可以達(dá)到流動性和黏聚性的統(tǒng)一。羅鈺[7]研究表明粉煤灰摻量從20%增加到40%時，自密實(shí)混凝土拌和物倒置坍落度筒排出時間和J環(huán)障礙高差降低，表明粉煤灰可以改善流動性。Persson[8]認(rèn)為粉煤灰摻量超過30%時會對收縮產(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，對抗裂性能的提高優(yōu)于其他礦物摻合料。王國杰等[10]研究了配合比參數(shù)對開裂時間的影響，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)水膠比為0.32、粉煤灰摻量18%時開裂時間最遲。盡管已有不少配合比參數(shù)對自密實(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，滬通長江大橋鋼管柱混凝土澆筑和養(yǎng)護(hù)過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。因此需要針對本工程用混凝土進(jìn)行收縮與抗裂性研究。

本文在通過工作性試驗(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)混凝土流動性隨膠凝材料用量提高而改善，但膠凝材料用量超過某一值時，流動性反而降低，抗壓強(qiáng)度也有類似趨勢[11]。對特定的自密實(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)計了混凝土配合比(見表1)，通過工作性和強(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》測定坍落擴(kuò)展時間(T500)、V型漏斗流出時間，評價自密實(shí)混凝土的流動性；按照GB/T 50081—2016《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》測定混凝土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種收縮測定過程中試件均采取密封措施防止水分蒸發(fā)。按照GB/T 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗(yàn)方法》中的接觸法測定自由收縮。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定其初始長度，溫度保持在(20±2)℃，分別測量3,7,14,28,45,60 d的試件長度。限制收縮試驗(yàn)采用兩端和軸線設(shè)置約束測量收縮來模擬實(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)式限制收縮開裂測試方法》開展約束圓環(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。每組測試3個試件，在每個圓環(huán)約束開裂試驗(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開展絕熱溫升試驗(yàn)，每隔5 min測定1次混凝土絕熱溫升值。測試所用混凝土量約為50 L。為保證測試精度，測試前先用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

膠凝材料用量對坍落擴(kuò)展時間T500和V型漏斗流出時間的影響試驗(yàn)結(jié)果見圖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時流出時間下降較快，超過440 kg/m3后趨于緩慢。膠凝材料用量為458 kg/m3時T500為5.4 s，V型漏斗流出時間為27 s；膠凝材料用量為480 kg/m3時T500為3.8 s，V型漏斗流出時間為15.6 s。

圖1 膠凝材料用量對坍落擴(kuò)展時間T500和V型漏斗流出時間的影響

膠凝材料用量對28 d抗壓強(qiáng)度的影響試驗(yàn)結(jié)果見圖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。膠凝材料用量458 kg/m3時，抗壓強(qiáng)度達(dá)到最大值70.6 MPa。

圖2 膠凝材料用量對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，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)果的對比?？芍悦軐?shí)混凝土收縮應(yīng)變隨齡期的增長逐漸增大，前7 d收縮應(yīng)變增長較快，后期逐漸減緩。14,28,45,60 d時的自由收縮應(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)變測定值，該混凝土前期自由收縮增長很快，14 d時收縮應(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)果的對比。成型后的試件在兩端加有鋼板約束的情況下開始收縮，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)果對比，圖4中用絕對值表示?？芍炷恋南拗剖湛s應(yīng)變隨齡期的延長逐漸增大，前期增長較快，后期逐漸減緩。限制收縮應(yīng)變在前14 d增長較快，14 d時限制收縮應(yīng)變?yōu)?37×10-6，14 d后收縮應(yīng)變增長速度減緩，28，60 d時限制收縮應(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)果的對比。可知，應(yīng)變早期出現(xiàn)了小幅度的上升，這是由于早期混凝土水化速度快，快速增長的熱量無法及時散發(fā)，鋼環(huán)因溫度升高而產(chǎn)生膨脹導(dǎo)致測量值為正值，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28 d齡期仍未開裂時可中止試驗(yàn)，評定為低開裂風(fēng)險。由此可知優(yōu)選配合比B458自密實(shí)混凝土的開裂風(fēng)險低。文獻(xiàn)[14]采用同樣方法測量了水膠比為0.40的混凝土前20 d約束收縮應(yīng)變，開裂齡期為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)試件開裂示意

4 早期抗開裂性能計算分析

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個倉，每個隔倉的約束條件(圖7)與施工方法相同。每個隔倉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)生開裂風(fēng)險。風(fēng)險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)外溫差引起的開裂風(fēng)險；風(fēng)險2是隔倉內(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裂風(fēng)險。為了評價混凝土的開裂風(fēng)險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)一步評價開裂風(fēng)險。

4.1 計算模型

4.1.1 模型建立

選取1個隔倉(1/4環(huán))作為分析對象。假定鋼管混凝土是等截面無限長的結(jié)構(gòu)，采用平面應(yīng)變單元進(jìn)

行分析。通過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，再對曲線進(jìn)行播種分割，內(nèi)外鋼管各設(shè)置40個等分段，混凝土沿厚度方向設(shè)置20個等分段，沿鋼管壁厚設(shè)定3個等分段，整體形成 1 040 個節(jié)點(diǎn)，分析長度為1 m。所建立的模型如圖8所示。模型所取參數(shù)見表2?？紤]到風(fēng)險1引起的開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)為開放式，更易散熱降溫)，所以選取節(jié)點(diǎn)號530為分析點(diǎn)1；風(fēng)險2引起的開裂出現(xiàn)在環(huán)向中心線上，選取節(jié)點(diǎn)號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)測的7 d絕熱溫升過程，其曲線見圖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的溫度分布見圖10。可知，中心混凝土至外緣溫度逐漸降低。

圖10 溫度分布(單位：℃)

圖11 分析點(diǎn)溫度變化

分析點(diǎn)溫度變化見圖11。在40 h時中心混凝土分析點(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)外開裂溫差限值25 ℃，在168 h時基本降至與水溫一致，因此早期不會產(chǎn)生開裂。

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，引入了隔倉內(nèi)支撐約束，并在材料特性中考慮徐變和變形對混凝土應(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)力予以對比，見表3。可知，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，整體上鋼管混凝土的開裂風(fēng)險很小。

圖12 應(yīng)力分布(單位：N/mm2)

MPa

5 結(jié)論

本文通過自由收縮試驗(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裂風(fēng)險。主要結(jié)論如下：

1)考慮膠凝材料用量對工作性能和強(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)變均隨齡期的增長逐漸增大，前7 d增長較快，后期逐漸減緩；14 d時自由收縮應(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)評定為低開裂風(fēng)險。

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)生開裂，滿足施工要求。