沪通长江大桥水下钢管柱自密实混凝土收缩与抗裂性能研究

陈维雄

(中国铁路总公司 工程管理中心，北京 100038)

沪通长江大桥主航道桥X号墩采用沉井基础，布置24根巨型钢管柱作为群桩基础，钢管柱为圆环形双壁结构，外径10.2 m，内径7.6 m，壁厚1.3 m，长84.7 m，轴向对称等分为4个隔仓。每个隔仓水下一次性浇筑C40混凝土约770 m3，且施工过程中无法有效振捣混凝土，为此需要选用自密实混凝土。

自密实混凝土是在普通混凝土的基础上减小材料粒径、降低水胶比、增加胶凝材料用量、采用高效减水剂配制而成的具有高流动性的混凝土[1]，不经振捣可充满模板和包裹钢筋[2-3]。虽然自密实混凝土工作性能优异，但低水胶比、大胶凝材料用量导致收缩较大，如不采取措施容易开裂[4-5]。胶凝材料品种与用量对混凝土拌和物工作性及成型后的收缩性能有显著影响，李林香等[6]认为胶凝材料用量在420～520 kg/m3时可以达到流动性和黏聚性的统一。罗钰[7]研究表明粉煤灰掺量从20%增加到40%时，自密实混凝土拌和物倒置坍落度筒排出时间和J环障碍高差降低，表明粉煤灰可以改善流动性。Persson[8]认为粉煤灰掺量超过30%时会对收缩产生不利影响。高小建等[9]认为粉煤灰显著地减小了早期收缩，对抗裂性能的提高优于其他矿物掺合料。王国杰等[10]研究了配合比参数对开裂时间的影响，试验发现当水胶比为0.32、粉煤灰掺量18%时开裂时间最迟。尽管已有不少配合比参数对自密实混凝土收缩性能影响的试验研究，但收缩试验数值相差较大。另外，沪通长江大桥钢管柱混凝土浇筑和养护过程中钢管周边水的循环加速散热，增大温差应力和收缩。因此需要针对本工程用混凝土进行收缩与抗裂性研究。

本文在通过工作性试验和抗压强度试验选定配合比的基础上采用自由收缩试验、限制收缩试验、约束圆环收缩试验3种方法系统地研究该混凝土配合比的收缩性能，并结合有限元软件分析了其早期抗开裂性能，研究结果可为水下自密实混凝土施工提供依据。

1 原材料与试验方法

1.1 原材料

水泥为张家港产PⅡ 52.5水泥，粉煤灰采用镇江产I级粉煤灰；细骨料采用赣江产Ⅱ区中砂，细度模数为2.9，含泥量为1.2%；粗骨料采用彭泽产5～10，10～20 mm两级配碎石(掺配比例为3∶7)，压碎值为8%，含泥量为0.2%，表观密度为2.74 g/cm3，紧密空隙率为38%；减水剂采用南京产ART-JR缓凝型聚羧酸系高性能减水剂，减水率为29%，坍落度1 h经时损失率为30 mm；原材料性能指标均满足TB/T 3275—2011《铁路混凝土》相关规定。

1.2 配合比

一般情况下自密实混凝土流动性随胶凝材料用量提高而改善，但胶凝材料用量超过某一值时，流动性反而降低，抗压强度也有类似趋势[11]。对特定的自密实混凝土，不同胶凝材料用量的配合比性能存在差异，因此本文选定水胶比0.36、粉煤灰掺量30%、砂率50%，改变胶凝材料用量设计了混凝土配合比(见表1)，通过工作性和强度试验优选配合比。

表1 C40混凝土配合比 kg/m3

1.3 试验方法

1.3.1 工作性及强度

按照GB/T 50080—2016《普通混凝土拌合物性能试验方法》测定坍落扩展时间(T500)、V型漏斗流出时间，评价自密实混凝土的流动性；按照GB/T 50081—2016《普通混凝土力学性能试验方法》测定混凝土28 d 抗压强度。

1.3.2 自由收缩、限制收缩、约束圆环收缩

为了模拟实际自密实混凝土的施工和养护条件，3种收缩测定过程中试件均采取密封措施防止水分蒸发。按照GB/T 50082—2009《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法》中的接触法测定自由收缩。试件尺寸为100 mm×100 mm×515 mm，试件成型后带模养护1 d，脱模后密封，并立即移入恒温恒湿箱测定其初始长度，温度保持在(20±2)℃，分别测量3,7,14,28,45,60 d的试件长度。限制收缩试验采用两端和轴线设置约束测量收缩来模拟实际工况，试件尺寸为100 mm×100 mm×300 mm，试件养护及测量方法同自由收缩试验。按照ASTMC-1581-04《水泥砂浆和混凝土环式限制收缩开裂测试方法》开展约束圆环收缩试验，圆环内环直径305 mm，外环直径375 mm，高140 mm，混凝土环壁厚35 mm。每组测试3个试件，在每个圆环约束开裂试验模具内环内表面沿环向对称粘贴3片应变片。

1.3.3 绝热温升试验

按照GB/T 50080—2016开展绝热温升试验，每隔5 min测定1次混凝土绝热温升值。测试所用混凝土量约为50 L。为保证测试精度，测试前先用50 L水进行24 h绝热温升试验，须保证水温漂移小于0.02 ℃。

2 配合比选定

胶凝材料用量对坍落扩展时间T500和V型漏斗流出时间的影响试验结果见图1。在水胶比和砂率一定的情况下，T500随胶凝材料用量的增加逐渐减小，下降速度缓慢。V型漏斗流出时间随着胶凝材料用量增加逐渐减小，胶凝材料用量在400～440 kg/m3时流出时间下降较快，超过440 kg/m3后趋于缓慢。胶凝材料用量为458 kg/m3时T500为5.4 s，V型漏斗流出时间为27 s；胶凝材料用量为480 kg/m3时T500为3.8 s，V型漏斗流出时间为15.6 s。

图1 胶凝材料用量对坍落扩展时间T500和V型漏斗流出时间的影响

胶凝材料用量对28 d抗压强度的影响试验结果见图2。随着胶凝材料用量的增加，抗压强度呈现先增大后减小的趋势。胶凝材料用量458 kg/m3时，抗压强度达到最大值70.6 MPa。

图2 胶凝材料用量对28 d抗压强度的影响

综合考虑工作性及强度试验结果，胶凝材料用量为458 kg/m3时，混凝土工作性能好而且强度也最高，因此选用胶凝材料用量458 kg/m3的B458配合比。

3 收缩性能

3.1 自由收缩

图3是采用配合比B458制备的试件的自由收缩应变随龄期的变化曲线及其与文献[12]结果的对比。可知，自密实混凝土收缩应变随龄期的增长逐渐增大，前7 d收缩应变增长较快，后期逐渐减缓。14,28,45,60 d时的自由收缩应变分别为407×10-6,415×10-6,601×10-6,623×10-6。28 d自由收缩应变已达到60 d的82.7%，45 d到60 d自由收缩应变仅增大了22×10-6,增长十分有限。文献[12]给出的是胶凝材料用量为480 kg/m3的混凝土前14 d龄期自由收缩应变测定值，该混凝土前期自由收缩增长很快，14 d时收缩应变达到880×10-6，比B458配合比混凝土高1倍。

图3 自由收缩应变随龄期的变化曲线

3.2 限制收缩

图4 限制收缩应变随龄期的变化曲线

图4为配合比458混凝土的限制收缩应变随龄期的变化曲线及其文献[13]结果的对比。成型后的试件在两端加有钢板约束的情况下开始收缩，规范中规定的膨胀率为负值，为方便与3.1节收缩试验结果对比，图4中用绝对值表示。可知，混凝土的限制收缩应变随龄期的延长逐渐增大，前期增长较快，后期逐渐减缓。限制收缩应变在前14 d增长较快，14 d时限制收缩应变为137×10-6，14 d后收缩应变增长速度减缓，28，60 d时限制收缩应变分别为177×10-6，235×10-6。文献[13]给出了水胶比0.35、胶凝材料用量为490 kg/m3的混凝土前28 d限制收缩应变，14,28 d 龄期限制收缩应变分别为253×10-6,332×10-6，较B458配合比混凝土分别增大了85%,88%。

3.3 约束圆环收缩

图5为配合B458混凝土圆环约束收缩应变随龄期的变化曲线及其与[14]结果的对比。可知，应变早期出现了小幅度的上升，这是由于早期混凝土水化速度快，快速增长的热量无法及时散发，钢环因温度升高而产生膨胀导致测量值为正值，水化速率稳定后温度恢复正常，试件应变逐渐减小为负值并持续发展，开裂龄期为34 d，裂缝如图6所示，最大圆环约束收缩应变为115×10-6。ASTMC-1581-04标准中指出当试件超过28 d龄期仍未开裂时可中止试验，评定为低开裂风险。由此可知优选配合比B458自密实混凝土的开裂风险低。文献[14]采用同样方法测量了水胶比为0.40的混凝土前20 d约束收缩应变，开裂龄期为15 d，最大约束收缩应变为194×10-6，最大收缩应变比B458配合比增大了58%，开裂龄期提前了19 d。

图5 约束圆环收缩应变随龄期的变化曲线

图6 圆环试件开裂示意

4 早期抗开裂性能计算分析

图7 钢管柱圆形双壁结构内部约束情况(单位：mm)

圆钢管柱内半径为 3.8 m，外半径为 5.1 m，钢管壁厚6 mm，钢管壁之间浇筑B458配合比C40自密实混凝土。圆形双壁结构轴向对称等分为4个仓，每个隔仓的约束条件(图7)与施工方法相同。每个隔仓混凝土浇筑后的混凝土由于水化热收缩和体积收缩造成的体积变形，使混凝土产生开裂风险。风险1是钢管外部水循环加剧混凝土的散热，导致混凝土内外分布不均匀，截面混凝土径向由于内外温差引起的开裂风险；风险2是隔仓内混凝土温度变形与体积收缩引起的环向变形受到支撑的约束引起的开裂风险。为了评价混凝土的开裂风险和分析早龄期混凝土的内部应力分布情况，基于绝热温升试验结果，采用MIDAS FEA软件建立水化热传导模型模拟混凝土在内外壁约束及热膨胀作用下的应力大小及其分布情况，进一步评价开裂风险。

4.1 计算模型

4.1.1 模型建立

选取1个隔仓(1/4环)作为分析对象。假定钢管混凝土是等截面无限长的结构，采用平面应变单元进

行分析。通过2DXY平面建立网格工作面，以映射网格K线面为基准建立曲线，再对曲线进行播种分割，内外钢管各设置40个等分段，混凝土沿厚度方向设置20个等分段，沿钢管壁厚设定3个等分段，整体形成 1 040 个节点，分析长度为1 m。所建立的模型如图8所示。模型所取参数见表2。考虑到风险1引起的开裂可能位于钢管柱混凝土外表面(钢管柱的外壁相比与内壁，水的循环为开放式，更易散热降温)，所以选取节点号530为分析点1；风险2引起的开裂出现在环向中心线上，选取节点号540为分析点2。

图8 平面应变基本几何模型

表2 模型所取参数

4.1.2 荷载及边界条件

模型中采用的荷载为实测的7 d绝热温升过程，其曲线见图9。模型两端为隔板，设置隔板和钢管力学边界为固结。对流边界条件作为线荷载施加于钢管内外表面边界上，收缩结果采用文中3.1节的结果。钢管内外环水温18 ℃，考虑到内环环境不同，外环热传递系数取500 W/(m2℃)，内环热传递系数取200 W/(m2℃)，水化热作为荷载施加在混凝土单元上，对水化热传导和热应力2种工况予以分析。

图9 绝热温升曲线

4.2 计算结果分析

4.2.1 钢管混凝土内外温差分析

钢管混凝土水化热和外部18 ℃环境下温度计算结果表明：40 h混凝土整体温度达到最高，随着水化热传导混凝土整体温度先升后降。10，40，168 h的温度分布见图10。可知，中心混凝土至外缘温度逐渐降低。

图10 温度分布(单位：℃)

图11 分析点温度变化

分析点温度变化见图11。在40 h时中心混凝土分析点1和分析点2温度分别达到最高值43 ℃和30 ℃，温差达到最大值13 ℃，远低于内外开裂温差限值25 ℃，在168 h时基本降至与水温一致，因此早期不会产生开裂。

4.2.2 温度变化和收缩耦合作用下的应力

钢管混凝土在温度变化和收缩耦合作用下，为了使模型更加符合实际，引入了隔仓内支撑约束，并在材料特性中考虑徐变和变形对混凝土应力的影响。混凝土在10，40，168 h的水化热温度应力分布如图12所示。计算混凝土容许拉应力，并与分析点的最大应力予以对比，见表3。可知，分析点1的最大应力均小于容许拉应力，且168 h的拉应力远小于容许拉应力。分析点2在10 h和40 h时混凝土在耦合作用下受压，在168 h受拉，但仅为容许拉应力的18.65%。由此可见，整体上钢管混凝土的开裂风险很小。

图12 应力分布(单位：N/mm2)

MPa

5 结论

本文通过自由收缩试验、限制收缩试验、约束圆环收缩试验系统研究了沪通大桥桩基水下钢管自密实混凝土的收缩性能，并采用有限元软件分析了开裂风险。主要结论如下：

1)考虑胶凝材料用量对工作性能和强度的影响优选配合比，研究了混凝土收缩性能。自由收缩和限制收缩发展规律一致，自由收缩应变和限制收缩应变均随龄期的增长逐渐增大，前7 d增长较快，后期逐渐减缓；14 d时自由收缩应变、限制收缩应变分别为407×10-6,137×10-6，收缩应变较低，与相似配合比混凝土相比分别降低了53.2%,45.8%。

2)约束圆环收缩试验开裂龄期为34 d，最大约束收缩应变为115×10-6，而相似配合比混凝土开裂龄期为15 d，且最大收缩应变为194×10-6，本试验配合比按照ASTMC-1581-04标准评定为低开裂风险。

3)基于绝热温升试验和收缩试验结果，采用有限元软件模拟分析了混凝土内温度和应力分布情况，隔仓混凝土径向表面与芯部最大温差只有13 ℃，远低于内外开裂温差限值25 ℃；不同龄期钢管混凝土最大拉应力出现在混凝土外表面位置，最大拉应力均低于容许拉应力，早期不产生开裂，满足施工要求。