一次性澆筑大體積混凝土底板溫控防裂技術研究

范 軸

(上海市崇明區水務建設工程安全質量監督站，上海 202150)

水工結構由于其獨特的結構特性，大體積混凝土應用廣泛，若能一次性完成澆筑不僅能縮短工期，還能增強結構的整體性和耐久性[1]，節約成本。奉賢區南門港水閘改造工程的閘室和消力池段底板屬于大體積混凝土結構，容易出現溫度裂縫，通過溫控措施、技術措施和施工措施，實現了底板的一次性澆筑，無裂縫產生，實施效果較為理想，為相關水工大體積混凝土一次性澆筑提供了參考。

1 工程概況

奉賢區南門港水閘改造工程，位于上海市奉賢區南門港出海口，團結塘河與南門港的交界處，毗鄰上海海灣森林公園。本工程主要為拆除老水閘一座，改造為總凈寬(6m+12m+6m)24m三孔水閘、外河消力池、內外河圓弧翼墻，新建配套水閘管理房。

2 裂縫的產生機理

國內外實踐證明[1- 11]：混凝土水化熱過程的溫度升降、外界環境使得混凝土內部出現溫差，混凝土本身彈性模量隨齡期的增長變化，加上外部約束條件限制，在混凝土結構內部產生溫度應力，外部約束形成次應力，產生膨脹和收縮變形，與混凝土失水干縮、自收縮、溫度收縮和塑性收縮所產生的拉應力疊加[10]，當拉應力大于混凝土抗拉強度時，微裂紋發展成宏觀裂縫，從而導致混凝土產生裂縫。

大體積混凝土的固化過程釋放水化熱，隨著時間的推移，早期溫度上升快，達到最大值后降溫，降溫速度比溫升過程慢；由于大體積混凝土的厚度較厚，而混凝土本身的傳熱性能比較差，混凝土的水化熱集聚在結構內部，難以散發出來；內部的溫度隨著外界環境約束及溫度環境變化，表面約束越小、外界溫度越低、離表面越近、散熱條件越好的部位溫度相對低些，大體積混凝土的溫度升降及內部溫差，導致混凝土體積變化不均勻，早期升溫的過程，內部體積膨脹比外表面的體積膨脹大，使得外邊面產生拉應力，內部產生壓應力，而溫降的過程則相反，內部體積收縮大于外部表面的體積收縮，導致外邊面產生壓應力，內部產生拉應力[9]；早期大體積混凝土的強度以及彈性模量均較低，快速升溫階段中混凝土的內部應力、內部約束及外部約束造成的應力和變形均較小，由于水泥砂漿與骨料熱膨脹系數的不同，在升溫過程中溫度荷載作用下混凝土水泥砂漿與骨料所形成的界面首先產生損傷并隨溫度增加而發展，因此形成界面裂紋，當溫差繼續增加達到某一數值后，界面裂紋便向水泥砂漿中延伸[20]；在后期的溫降中混凝土進入收縮階段，隨著混凝土齡期的增長，彈性模量增大，對內部收縮的約束就越大，同時受到外部的約束，內部及外部產生超強的拉應力，由于混凝土的抗拉強度低，當超過其極限拉應變時，混凝土微裂紋繼續發展以致發展成宏觀裂縫，導致混凝土結構發生斷裂破壞[20]，形成有害裂縫。裂縫的產生將造成混凝土結構的整體性能和耐久性降低，防滲性能遭到破壞，內部鋼筋銹蝕等劣化效應[2]。

3 大體積混凝土結構特性

該工程樁基礎采用樁長23m的預制方樁，閘室設置一周的三軸止水攪拌樁。閘室段底板為27m×31.6m，中間1.8m厚，四周為齒坎形，厚2.3m;消力池底板為27m×31.6m，中間1.8m厚，四周為齒坎形，厚2.3m；消力池分為兩節，消力池Ⅰ段底板為11.8m×30.8m，厚1.8m，局部厚3.1m；消力池Ⅱ段底板為18.2m×(30～37.075)m，厚1.8m，局部厚3.1m。底板混凝土標號為C30。該工程底板按照大體積混凝土澆筑的要求采取防裂措施，考慮到工期緊張，保證底板的整體性和防滲要求，各塊底板均一次性澆筑完成，不分縫也不設置后澆帶，這也給防裂及溫控帶來了挑戰，溫控和防裂至關重要。

大量實踐和研究成果表明[1- 2，7- 11]：大體積混凝土中溫度裂縫無法避免，關鍵是能采取有效的防裂和控制裂縫發展的措施，而裂縫產生與邊界條件、環境條件、配合比、澆筑工藝、溫控措施、養護、拆模等因素密切相關，如何有效控制各方面因素是該工程一次性完成大體積混凝土澆筑成敗的關鍵。

4 防裂及溫控措施

4.1 澆筑方案設計

考慮3塊底板連續，為改善約束條件，減少側向約束，從而減少約束應力，選擇跳倉施工，減少底板間相互影響，先澆筑閘底板，而后消力池Ⅱ段底板，在兩側底板澆筑完成后，再澆筑消力池Ⅰ段底板。閘室底板混凝土澆筑量約為1663m3，消力池Ⅱ段底板混凝土澆筑量約為1179m3，消力池Ⅰ段底板混凝土澆筑量約為798m3。澆筑時間安排在4月到5月之間，4月份日均最高氣溫為22℃，日均最低氣溫為18℃；5月份日均最高氣溫為27℃，日均最低氣溫為19℃。選取的澆筑時間段整體外界氣溫條件較好，混凝土入倉溫度與大氣溫之間的溫差控制在5℃之內[21]。

在基坑兩側的支護平臺上采用45m的兩臺泵車對稱澆筑，由兩側向中間斜層按照分層澆筑布設有序澆筑，斜層角度不大于10°，考慮到混凝土散熱，每層最大厚度不大于50cm。澆筑過程中控制混凝土的垂直下落高差不超過2m，避免出現離析，在艙內振搗，在頂層鋼筋預留上人孔，下層振搗完成后焊接封孔。泵車卸料流淌部分應及時跟蹤振搗，避免冷縫。做好安全防護及安全技術交底工作，保證澆筑的安全和質量。閘室底板混凝土澆筑順序如圖1所示。

圖1 閘室底板斜層澆筑圖(單位：mm)

4.2 配合比設計

閘室底板最厚處達到2.3m，消力池底板最大厚度達到3.1m，大體積混凝土配合比設計對溫度裂縫的控制至關重要，其方向主要從減少水化熱釋放，延緩水化反應速度，適當延緩混凝土強度和彈性模量的增長速度，延緩溫度變化率和疊加收縮變形速率。在保證混凝土流動性和和易性的基礎上，盡可能減少水泥和水的用量，水泥品種采用低發熱型，摻入減水劑，減少水化熱釋放；同時摻入粉煤灰和礦粉，延緩水化反應速度，適當延緩混凝土強度和彈性模量的增長速度。為此對大體積混凝土進行配合比設計：選擇低水化熱的P.O42.5水泥；石子選用5～25mm的連續級配；黃砂采用天然中粗砂，細度模數2.3～3.3，含泥量≤3%；摻外加劑SH306，增加緩凝劑，提高和易性及可泵性；摻粉煤灰和摻礦粉，以降低水泥用量和減少水化熱；坍落度取120±30mm，降低對模板的沖擊力。

經過廠家實驗室的試配以及第三方檢測單位檢測，最終確定配合比，詳見表1。

表1 底板配合設計

4.3 溫控方案設計

4.3.1溫度計算[2]

(1)膠凝材料水化熱總量

Q=KQ0

(1)

式中，K—不同摻量摻合料水化熱調整系數；Q0—每千克水泥水化熱量，采用普通硅酸鹽水泥，28d水化熱為375KJ/kg。

K=K1+K2-1

(2)

式中，K1—粉煤灰摻量對應的水化熱調整系數；K2—礦粉摻量對應的水化熱調整系數。

根據配合比計算：K1=0.9508，K2=0.9623，求得K=0.913，求得Q=342.4kJ/kg。

(2)混凝土絕熱溫升計算

假定在無任何散熱條件和熱損耗的情況下，即水泥水化熱全部變成混凝土的溫升，可按下式計算：

T(t)=Th(1-e-mt)

(3)

式中，m—與水泥品種、澆筑溫度等有關的系數，其值為0.3～0.5，本章取0.4；t—混凝土齡期，d，正常取值t為無窮大；Th—混凝土絕熱最高溫升值，℃，即全部水化熱轉化為混凝土的溫升，上升的最高溫度值，按下式計算：

Th=(WQ)/(Cρ)

(4)

式中，W—每立方米混凝土的膠凝材料用量，kg/m3；C—混凝土的比熱，一般為0.92～1.0kJ/(kg·℃)，本章取0.96kJ/(kg·℃)；ρ—混凝土的重力密度，取2400kg/m3。

混凝土最大水化熱升溫值，即最終升溫值為Tmax=350×342.4/(0.96×2400)=52.01℃。

(3)混凝土各齡期內部實際溫度計算

由于散熱邊界條件較復雜，難以精確地計算，在實際工程中一般可按下式近似估算:

T(t)=Tj+Tmaxζ(t)

(5)

式中，T(t)—t齡期混凝土中心計算溫度，℃；Tj—混凝土澆筑溫度，取22℃；ζ(t)—t齡期溫降系數，因澆筑塊厚度與混凝土齡期而異[12]。

(4)混凝土表面溫度及內外溫差計算

混凝土表面溫度受外界氣溫、養護方法、結構厚度及混凝土本身性能等許多因素的影響，可用下式近似估算：

T2(t)=Tq+4h′(H-h′)[T1(t)-Tq]/H2

(6)

式中，T2(t)—混凝土表面溫度，℃；Tq—施工期大氣平均溫度，取22℃；H—混凝土計算厚度，m，由于一面為地基基礎，按照單面散熱，H=h+h′；h′—混凝土虛厚度，m，可按下式計算：

h′=Kλ/β

(7)

式中，λ—導熱系數，可取2.33W/(m·K)；K—計算折減系數，可取0.67；β—混凝土表面模板及保溫層等的傳熱系數，W/(m2·K)，β可按下式計算：

β=1(∑δi/λi+1/βq)

(8)

式中，δi—各保溫材料厚度，m；λ—各保溫材料導熱系數，W/(m·K)；βq—空氣的傳熱系數，取23W/(m2·K)。

本工程保溫材料為一層0.001m厚度塑料薄膜，加兩層共計0.01m厚度的土工布。

計算得出β=8.06，h′=0.19m。

由以上計算墩墻的溫升變化，見表2、表3和表4。

表2 1.8m厚底板的溫升變化

表3 2.3m厚底板的溫升變化

表4 3.1m厚底板的溫升變化

按照規范要求，控制大體積混凝土的內外溫差小于25℃，由表2—4計算數據可知，在1.8、2.3m厚的混凝土中心與表層溫差均小于25℃，3.1m厚的底板在前9天內大于25℃。

環境溫度越低，對應的內外溫差越大，澆筑時間在4—5月份，環境溫度適中，可減少大體積混凝土的開裂概率，若出現低溫，可在混凝土表面再增加保溫措施。

4.3.2冷凝水管布設

大體積混凝土溫控和裂縫控制研究和實踐證明[13- 18]，布設冷卻水管是施工期常用且有效的溫控措施，對冷凝水管布設設計、通水流量、速率、通水溫度、時間以及停水溫度做了大量的數字仿真模擬，取得了一些成就，為實際工程應用提供有力的參考。

按照朱伯芳提出的“小溫差早冷卻緩慢冷卻”冷卻通水思路[18]，防止溫度梯度突變[14]，混凝土的溫差控制在規范要求的范圍內。實踐證明[17]，通水流量越大，通水水溫越低及通水時間越長均使冷卻效果越好，水管附近較閘底板表面冷卻效果顯著。在早期升溫階段，表面選擇較小的保溫力度，對提高后期混凝土表面的抗裂性能有利；在后期降溫階段，提高降溫速率對混凝土后期的防裂越有利[13]。對于停水時的溫度[13]，根據混凝土絕熱溫度的過程，估算停水后的溫度反彈量，同時考慮混凝土內部的抗裂安全度。但同時降溫速率過小會導致后期產生較大的拉應力，降溫速率過大則會使得停水時的拉應力過大[17]，保證在不產生超出混凝土承受的強度范圍內，來控制降溫速率，以達到防裂的目的。

南門港水閘在“小溫差早冷卻緩慢冷卻”的冷卻通水思路下，通過溫度計算，對通水冷卻的水管進行設計；布設測溫單元，分析混凝土溫度的變化趨勢，及時調控水溫、流量、流速及通水時間，減少通水溫度與混凝土溫度的溫差，調整外表面保溫措施，并延長通水時間，降低齡期峰值；控制降溫速率，使得最高溫差小于規范允許值，防止拉裂，同時控制冷卻水進出及與混凝土溫差值，預防水管附近裂縫的產生；根據以往經驗及實測溫度變化情況，現場外界條件和溫度條件，綜合確定停水時間。

根據4.3.1節溫度計算分析，對消力池Ⅰ段底板加厚段布設兩層冷卻水管，1.8m段布設一層冷卻水管；對于消力池Ⅱ段的底板，因僅在最邊上0.5m的寬度范圍內為3.1m厚，其他部位為1.8m厚，此段不設置冷水管，另外考慮閘室底板長度和寬度較大，對該斷底板設置冷卻水管，以保證閘底板的澆筑質量。閘室底板冷卻水管分三段布置，其中兩側冷卻水管長度均為223.9m，中間段冷卻水管長度為223.8m，冷卻水管采用高強度尼龍管，管外徑為40mm。消力池Ⅰ段底板冷卻水管對稱分兩段布置，靠內河側冷卻水管長度為177.5m，外河側冷卻水管長度為177.5m。靠內河側的3.1m厚段的冷卻水管采用鋼管，管外徑為48mm，壁厚2.0mm，靠外側的冷卻水管采用高強度尼龍管，管外徑為40mm。其他部位澆筑控制措施，采取保溫措施，延長側模拆除的時間，不設置冷凝水管。閘底板及消力池Ⅰ段底板冷凝水管布設具體如圖2—5所示。

圖2 閘底板冷凝水管布設平面圖(單位：mm)

混凝土溫度與水溫之差不應超過25℃，管中水的流速宜為0.6～0.7m/s，水流方向應每24h調換1次，應控制冷卻水的流量，保證降溫速率不大于15℃/d，溫度梯度不大于2℃/m。

圖3 閘底板冷凝水管布設剖面圖(單位：mm)

圖4 消力池Ⅰ段底板冷凝水管布設平面圖(單位：mm)

圖5 消力池Ⅰ段冷凝水管布設斷面圖(單位：mm)

4.3.3溫度監測

根據底板的結構形態、厚度、冷卻水管布設方案，布置測溫單元，實時跟蹤，分析數據及溫度變化趨勢，及時調整溫控措施，調控冷凝水通水，減少內外溫差，減緩溫度變化速率，防控有害裂縫的產生。閘室底板在2.3m厚度的齒坎四個腳各設置預埋一組測溫傳感器，1.8m厚度分別設置4組測溫傳感器；消力池Ⅰ段底板在加厚段第一排和第二排中間布設兩組測溫傳感器，在1.8m厚段布設兩組測溫傳感器。各組布設剖面圖如圖6—7所示。

圖6 閘室底板段測溫點布設剖面圖(單位：mm)

圖7 消力池Ⅰ段底板測溫點布設剖面圖(單位：)

在溫升初期溫度變化較快，在澆筑后6h內每1h測一次，后續3d內每2h測一次，后續7d內個每4h測一次，以后數據讀取時間可適當延長，根據實測的溫控數據分析，在上述采取的溫控措施下，通過測溫情況，調控冷凝水管的流量、流速、通水時間、通水溫度、停水時間及表面保溫措施，混凝土內外溫差均控制在25℃以內，大體積混凝土的溫度控制效果良好。

4.3.4混凝土養護

大體積混凝土底板保溫采用一層塑料薄膜，保水保濕，加兩層土工布保溫；同時延遲拆模時間，根據測溫情況決定拆模時間，側模7天后拆模，拆模后及時覆蓋養護，預防表面龜裂裂縫。如果外界氣溫較高，表層采取灑水養護，養護時間不少于14d。

5 結語

在深入剖析大體積混凝土溫度裂縫產生的原因和機理的基礎上，通過多種溫控防裂措施，從前期混凝土的澆筑方案設計、配合比設計、冷凝水管布置設計，過程中的澆筑控制、通水冷卻、溫度監測措施，到后期養護及拆模，全過程進行防控，保證了混凝土內外溫差控制在25℃以內，減少了溫度應力疊加，避免產生裂縫，實現了大體積混凝土底板一次性澆筑成型。澆筑不設置施工縫，不僅工效高，節約了工期，而且結構整體性和防滲性好。該工程已進行通水驗收，實體和外觀質量均被評為優良，以上溫控防裂措施效果明顯，對大體積混凝土一次性澆筑成型溫控防裂具有很好的借鑒意義。