顏其林 裴祖興 王 成

(安徽省引江濟淮集團有限公司,安徽 合肥 230000)

1 引 言

引江濟淮工程是一項溝通長江、淮河兩大水系,跨流域、跨區(qū)域重大戰(zhàn)略性水資源配置和綜合利用工程。工程建設(shè)任務(wù)是以城鄉(xiāng)供水和發(fā)展江淮航運為主,結(jié)合農(nóng)業(yè)灌溉補水和改善巢湖及淮河水生態(tài)環(huán)境等綜合利用。工程自南向北劃分為引江濟巢、江淮溝通、江水北送三段輸水及航運線路,長江和淮河之間的線路布置有八大樞紐工程,分別是西兆線的鳳凰頸引江樞紐、兆河節(jié)制樞紐,菜巢線的樅陽引江樞紐、廬江節(jié)制樞紐、白山節(jié)制樞紐,江淮溝通段的派河口泵站樞紐、蜀山泵站樞紐、東淝閘樞紐。

目前,引江濟淮工程各類樞紐等建筑物已近完工,但是由于施工、環(huán)境、材料等多方面因素影響,施工過程中發(fā)現(xiàn)混凝土結(jié)構(gòu)局部均不同程度出現(xiàn)了裂縫。本文以引江濟淮工程樅陽泵站主機段混凝土施工為例,采用監(jiān)測數(shù)據(jù)分析與現(xiàn)場混凝土實際澆筑過程仿真計算相結(jié)合的手段分析裂縫成因[1-3],并制定裂縫處理方案,評價裂縫處理實施效果,為引江濟淮工程二期工程混凝土工程防裂提供技術(shù)參考。

2 裂縫情況

2.1 工程概況

樅陽泵站布置于原樅陽船閘與新設(shè)船閘之間,站身位于廣濟江堤內(nèi)側(cè)、梅林隔堤外側(cè),其長江側(cè)擋水前緣距內(nèi)坡坡腳約170m。泵站建筑物按長江引水方向(長江—菜子湖)各建筑物依次為上游引水渠、進水池、泵站廠房和出水池、排洪進水閘及下游出水渠等。樅陽泵站主要建筑物泵房為1級建筑物,其余次要建筑物均為2級建筑物。

樅陽泵站主機段包括底板、進水流道層、出水流道層、水泵層、變頻裝置層、安裝層、岸墻等建設(shè)內(nèi)容。泵站主機段按左右聯(lián)分幅施工,依次按照底板→進水流道→出水流道→水泵層→電頻層→地面18.55m的施工順序左右穿插施工,安裝間隨右聯(lián)主泵室同步施工。樅陽泵站主機段采用C25泵送混凝土,于2020年10月26日開始澆筑第一倉底板混凝土,2021年2月4日完成出水流道層混凝土施工,2022年10月26日完成泵站主機段全部混凝土施工。整個施工周期內(nèi),發(fā)現(xiàn)裂縫主要分布于樅陽泵站主機段底板、進出水流道層混凝土等部位。

2.2 裂縫分布和統(tǒng)計

2021年3月上旬開始對裂縫發(fā)現(xiàn)部位進行系統(tǒng)排查和記錄,之后平均每15日對裂縫進行一次觀測和記錄,計劃待裂縫穩(wěn)定后再進行處理;2021年12月初,委托相關(guān)檢測單位采用超聲波檢測儀、配合其他檢測儀器,對樅陽泵站主機段已完工程發(fā)現(xiàn)的裂縫進行裂縫分布、寬度、長度和深度檢測[4]。經(jīng)系統(tǒng)排查,樅陽泵站主機段裂縫主要位于底板、高程-0.43～3.97m閘墩及高程4.97m頂板。具體裂縫情況統(tǒng)計見表1。

表1 樅陽泵站主機段裂縫情況統(tǒng)計

分析表1可知,樅陽泵站主機段裂縫主要集中于墩墻,裂縫數(shù)量為36條,多為沿水流向分布的豎向裂縫,其余裂縫位于頂板和底板,共計9條。

3 裂縫成因分析

3.1 仿真計算方式

根據(jù)樅陽泵站主機段裂縫分布,結(jié)合現(xiàn)場實際澆筑情況和現(xiàn)場所采取的溫控措施,通過建立泵站(澆筑到4.97m高程頂板)有限元模型,綜合混凝土施工現(xiàn)場氣溫環(huán)境、溫控措施、混凝土配合比、混凝土熱學(xué)和力學(xué)參數(shù)等進行仿真計算分析[5],探明裂縫成因。

3.2 泵站混凝土實測溫度、實際溫控措施與溫控標(biāo)準(zhǔn)對比

樅陽泵站自2020年10月底開始混凝土澆筑施工,澆筑溫度約為18℃?；诂F(xiàn)場溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)繪制底板內(nèi)外、墩墻內(nèi)部的溫度歷程曲線(見圖1～圖3),從中可見,底板內(nèi)部溫度2天之內(nèi)從開始澆筑的20℃左右上升至峰值溫度67℃,其中第一天的溫升幅度達到35℃,混凝土絕熱溫升過快。在底板表面由于采用了鋼模外嵌橡塑海綿的保溫措施,帶模養(yǎng)護保溫期間(2天),表面溫度在40℃左右,拆除模板后,由于未按照溫控方案要求及時覆蓋保溫材料,表面溫度立刻降低至20℃左右并隨氣溫變化,此時混凝土內(nèi)外溫差在30℃左右。墩墻內(nèi)部,由于其散熱能力強于底板,峰值溫度小于底板溫度,但也在1天之內(nèi)達到了53℃左右,溫升幅度接近30℃,峰值溫度超出了溫控標(biāo)準(zhǔn)[5](見表2)。

圖1 底板內(nèi)部溫度實測過程曲線

圖2 底板表面溫度實測過程曲線

圖3 墩墻內(nèi)部溫度實測過程曲線

表2 現(xiàn)場溫控措施與溫控標(biāo)準(zhǔn)對比

分析以上溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)可知,樅陽泵站主機段泵站混凝土澆筑時盡管采取了一定的溫控措施,但由于混凝土絕熱溫升過快過高,導(dǎo)致混凝土內(nèi)部峰值溫度超出溫控標(biāo)準(zhǔn),從而導(dǎo)致混凝土內(nèi)外溫差、后期降溫幅度過大等一系列的問題,加劇了混凝土的開裂風(fēng)險[6]。

3.3 成因分析

基于溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)反演得到混凝土絕熱溫升,通過模擬泵站混凝土實際的澆筑狀況、所采取的實際溫控措施并真實模擬泵站的實際澆筑過程,計算分析內(nèi)部和外部拉應(yīng)力分布及最小抗裂安全度分布,以及結(jié)構(gòu)物表面和內(nèi)部應(yīng)力歷程,并將數(shù)據(jù)和埋設(shè)儀器連續(xù)觀測所顯示的實際混凝土溫度數(shù)據(jù)對比[3],進一步確認(rèn)泵站主機段混凝土裂縫成因。

a.根據(jù)底板內(nèi)部及外部表面最大主拉應(yīng)力分布以及最小抗裂安全度分布,結(jié)合底板表面及內(nèi)部應(yīng)力σ1歷程(見圖4),對于底板內(nèi)部,大部分區(qū)域拉應(yīng)力在1.8MPa以上,尤其是空箱下部對應(yīng)區(qū)域接近2MPa,底板大部分區(qū)域拉應(yīng)力已超過混凝土的抗拉強度,對應(yīng)部位的最小抗裂安全度小于1.4甚至小于1,底板內(nèi)部開裂風(fēng)險較大;在當(dāng)前的保溫措施下,底板表面大部分區(qū)域的拉應(yīng)力超過2MPa,其抗裂安全度在1.2以下,小于1.65的最小抗裂安全度。

圖4 底板表面及內(nèi)部特征點應(yīng)力σ1歷程

由圖4可知,由于內(nèi)外溫差過大(最大35℃左右),底板表面在澆筑21h后(齡期0.9d左右),超過了相應(yīng)齡期混凝土強度,混凝土開裂風(fēng)險極高;此后隨著底板整體降溫,內(nèi)外溫差減小,底板表面應(yīng)力逐漸減小。底板內(nèi)部,早期水化熱溫升引起內(nèi)部短暫受壓;經(jīng)過峰值溫度進入降溫期后,內(nèi)部應(yīng)力逐漸由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)力,待上部出水流道層混凝土澆筑后,其升溫膨脹變形將引起下部底板出現(xiàn)拉應(yīng)力增大現(xiàn)象,應(yīng)力增幅約1.0MPa,此時底板內(nèi)部應(yīng)力達到2.0MPa左右,抗裂安全度1.6,隨后受上部出水流道層降溫影響,下部底板應(yīng)力有所減小。

以上分析表明,底板裂縫在早期產(chǎn)生,與現(xiàn)場實際出現(xiàn)裂縫的時間較為一致,主要是由于混凝土絕熱溫升過大(1天內(nèi)升溫35℃)導(dǎo)致混凝土峰值溫度過高,在早期形成過大的內(nèi)外溫差,導(dǎo)致底板混凝土開裂。

b.根據(jù)墩墻內(nèi)部及外部表面最大主拉應(yīng)力分布以及最小抗裂安全度分布,結(jié)合墩墻表面及內(nèi)部應(yīng)力σ1歷程(見圖5)進行分析。對于墩墻內(nèi)部,尤其是墩墻中下部,拉應(yīng)力大多超過3MPa,相應(yīng)部位的抗裂安全度接近1.0,遠小于1.65的最小抗裂安全度要求,開裂風(fēng)險很高;頂板內(nèi)部拉應(yīng)力為1.7～2.2MPa,其抗裂安全度為1.6～1.9,表明頂板內(nèi)部開裂風(fēng)險較小。

圖5 墩墻表面及內(nèi)部特征點應(yīng)力σ1歷程(短期)

對于墩墻以及各層頂板表面,拉應(yīng)力大多超過1.6MPa,均出現(xiàn)在施工早期,對應(yīng)部位的最小抗裂安全度小于1.3甚至小于1,混凝土表面開裂風(fēng)險較大。

墩墻表面及內(nèi)部應(yīng)力歷程表明,由于內(nèi)外溫差較大,墩墻表面在澆筑后2天即達到了應(yīng)力峰值3.5MPa,超過此時的混凝土抗拉強度,開裂風(fēng)險極高,此后應(yīng)力逐漸下降。在墩墻內(nèi)部,早期由于水化熱升溫及底板約束作用,內(nèi)部產(chǎn)生了接近1.0MPa的壓應(yīng)力,此后隨著降溫,內(nèi)部應(yīng)力逐漸增大,至2021年1月中旬,內(nèi)部應(yīng)力超過混凝土允許拉應(yīng)力并持續(xù)增大,直至2021年4月下旬應(yīng)力接近混凝土抗拉強度,開裂風(fēng)險極高。

以上分析表明,墩墻在澆筑早期產(chǎn)生表面裂縫,后期由于整體溫降發(fā)展成深層裂縫,盡管現(xiàn)場采取了通水及木模保溫措施,但由于絕熱溫升過大產(chǎn)生了較高的峰值溫度,遠超溫控標(biāo)準(zhǔn),在施工期形成較大的內(nèi)外溫差及基礎(chǔ)溫差,從而導(dǎo)致混凝土開裂。同理,高程4.97m頂板裂縫由于在澆筑后沒有采取任何保溫覆蓋,遭遇氣溫驟降時,引起表面開裂。

c.除施工過程溫控措施不到位,流道層結(jié)構(gòu)型式也不同,存在截面突變,裂縫主要分布在水泵孔附近(底板/頂板中間部位及1/4位置處)。樅陽泵站底板尺寸為:左聯(lián)37.65m(垂直水流)×36.70m(順?biāo)?、右聯(lián)36.85m(垂直水流)×36.70m(順?biāo)?。尺寸較大,且中間部位有孔洞,存在較大的應(yīng)力集中。泵站裂縫大多形成在流道的截面突變處,是應(yīng)力應(yīng)變在結(jié)構(gòu)的變化處釋放所致,這也是形成裂縫的另一個重要原因[7]。

4 裂縫處理方案、檢測及效果

4.1 裂縫處理方案

根據(jù)《水工混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(SL 191—2008)第3.1.8條,結(jié)合相關(guān)混凝土裂縫處理方案:底板和出水流道長期處于水下,屬于二類環(huán)境,鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件正常使用極限狀態(tài)驗算時的最大裂縫寬度限值Wmax=0.30mm,經(jīng)統(tǒng)計,該工程裂縫最大寬度為0.24mm,未超過規(guī)范限值。但為確保工程安全運行,在低溫季節(jié)對工程所有裂縫進行處理[8-12]。

a.根據(jù)資料統(tǒng)計,出水流道有11條裂縫深度大于鋼筋混凝土保護層厚度(保護層厚度為50mm),導(dǎo)致混凝土內(nèi)鋼筋可以直接接觸外部環(huán)境(液體),給鋼筋留下銹蝕隱患,需及時封閉裂縫。因裂縫主要由澆筑時溫差造成,非結(jié)構(gòu)受力或其他原因造成,且結(jié)構(gòu)受力影響較小,可采用騎縫孔進行聚氨酯材料化學(xué)灌漿處理;對A類、B類裂縫深度大于300mm,共計16條裂縫,同樣做化學(xué)灌漿處理。

b.A類、B類深度不大于300mm,共計18條裂縫,縫口采用表面涂水泥基滲透結(jié)晶材料進行裂縫封閉。

c.樅陽泵站工程無C類、D類裂縫。

4.2 檢測方式及效果

a.依據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)加固工程施工質(zhì)量驗收規(guī)范》(GB 50550—2010)可采用三種方法進行檢測:超聲波法(僅用于混凝土構(gòu)件)、取芯法(僅用于混凝土構(gòu)件)、承水法。根據(jù)現(xiàn)場情況,最終選用取芯法。

b.注漿7天后,抽檢11條裂縫,采用鉆芯法取樣,依據(jù)規(guī)范《混凝土物理力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)對每條裂縫兩個芯樣進行劈拉試驗和芯樣外觀描述。通過現(xiàn)場抽檢,各芯樣完整、芯樣裂縫被膠體填充密實、飽滿、黏結(jié)完整;芯樣內(nèi)聚破壞、裂縫破壞面積均小于總面積的15%。

5 結(jié) 論

a.混凝土裂縫成因較多,機理復(fù)雜,包括基礎(chǔ)不均勻沉降、溫度和濕度的變化,混疑土的脆性和不均勻性,以及結(jié)構(gòu)不合理、原材料不合格、模板變形等。為保證建筑物結(jié)構(gòu)安全,一方面要從控制溫度、改變約束著手,另一方面應(yīng)設(shè)法提高混凝土的抗裂性能。只有在施工中采取行之有效的措施,才能控制裂縫的出現(xiàn)或延伸,進而保證建筑物安全、穩(wěn)定地工作。

b.本文通過監(jiān)測數(shù)據(jù),結(jié)合仿真計算,對樅陽泵站主機段混凝土裂縫成因進行了分析和確認(rèn),揭示了混凝土裂縫產(chǎn)生的原因,主要為混凝土內(nèi)外溫差過大導(dǎo)致內(nèi)部應(yīng)力超過混凝土允許拉應(yīng)力并持續(xù)增大,進而產(chǎn)生多條裂縫。

c.樅陽泵站主機段混凝土裂縫通過補強灌漿等施工工藝處理后,質(zhì)量情況良好;2022年9月,樅陽泵站機組相繼試機成功,從下游側(cè)開始進水,流道層處于充水狀態(tài),流道層均未發(fā)現(xiàn)滲水情況。