C50大體積混凝土溫度應(yīng)力測試及抗裂性能研究

楊鷹，盛興旺，馬昆林

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

在橋梁建設(shè)中，強(qiáng)度設(shè)計等級C50及以上的大體積混凝土承臺、橋墩、塔等結(jié)構(gòu)大量出現(xiàn)。由于目前所生產(chǎn)的水泥由于細(xì)度較大，放熱速度較過去大為提高，這使大體積混凝土的溫度裂縫問題日益突出，已成為普遍性的問題[1?2]。大體積混凝土在硬化過程中釋放的水化熱會產(chǎn)生較大的溫度變化和約束作用，由此而產(chǎn)生的溫差和溫度應(yīng)力是導(dǎo)致混凝土出現(xiàn)裂縫的主要因素，影響了結(jié)構(gòu)的整體性、防水性和耐久性，成為結(jié)構(gòu)隱患[3]。針對大體積混凝土早期開裂的問題，已經(jīng)有很多學(xué)者進(jìn)行了理論計算[4?6]，我國也形成了相關(guān)的規(guī)范[7?8]，但是實踐證明，這些計算方法比較復(fù)雜，現(xiàn)場工程師不宜掌握，且目前很多大體積混凝土的設(shè)計強(qiáng)度已經(jīng)達(dá)到C50，超過了規(guī)范提出的大體積混凝土設(shè)計強(qiáng)度等級宜在C25~C40之間的規(guī)定，很多現(xiàn)場溫度監(jiān)測也發(fā)現(xiàn)，大部分高強(qiáng)度大體積混凝土早期的內(nèi)外溫度差大于 25 ℃，但通過養(yǎng)護(hù)和配合比設(shè)計等方法，混凝土也未出現(xiàn)開裂[9]。本文通過對采用不同配合比條件下某工程橋墩C50大體積混凝土早期內(nèi)部溫度和應(yīng)力的監(jiān)測，分析了配合比設(shè)計參數(shù)對大體積混凝土早期溫度、應(yīng)變的發(fā)展及其分布的影響，探討了C50大體積混凝土開裂的機(jī)理以及提高強(qiáng)度大體積混凝土抗裂的有效方法，以期為現(xiàn)場施工提供切實可行的控制開裂的技術(shù)方法。

1 大體積混凝土早期開裂

混凝土早期開裂的原因是諸多因素共同作用的結(jié)果，但混凝土的早期變形是造成其開裂的最主要原因。研究表明[10?13]，混凝土早期的變形主要包括溫度變形、自收縮變形、干燥收縮變形、碳化變形以及約束條件下的徐變變形。在混凝土澆筑早期，碳化收縮很小可以忽略，通過合理的養(yǎng)護(hù)可以降低干燥收縮值。對于大體積混凝土，在內(nèi)部水泥早期水化過程中，將釋放大量水化熱，而大體積混凝土內(nèi)部各部位的溫度場不一致。一般規(guī)律為，內(nèi)部溫度高，越靠近表面，溫度越低，從而導(dǎo)致了混凝土外部和內(nèi)部有較大的變形差，產(chǎn)生了較大相互約束，造成了混凝土內(nèi)部產(chǎn)生早期應(yīng)力。

同時，混凝土是一種時變材料，其強(qiáng)度 f(t)和彈性模量 E(t)在早期隨著時間的增加將有較大的變化，在有約束的條件下混凝土內(nèi)部各部位產(chǎn)生的拉應(yīng)力計算公式如式(1)所示：

式中：σ(t)為齡期為 t時混凝土內(nèi)部某點受到的應(yīng)力；E(t)為混凝土早期t時刻的彈性模量，GPa；ε1(t)為 t時刻混凝土由于自收縮產(chǎn)生的應(yīng)變；ε2(t)為 t時刻混凝土的溫度應(yīng)變；ε3(t)為約束邊界條件下變形引起的應(yīng)變；ε4(t)為混凝土在邊界約束條件下的徐變應(yīng)變；ε5(t)為高度為 h的混凝土受到的自重應(yīng)力。

混凝土的抗拉強(qiáng)度 fc(t)和彈性模量 E(t)的計算可以參考式(2)和(3)計算[14]：

式中：ft(t)為混凝土齡期為t時的抗壓強(qiáng)度MPa，由試驗測試得到; fc(t)為齡期為 t時混凝土抗拉強(qiáng)度MPa；E(t)為混凝土齡期為t時，混凝土的彈性模量GPa；

很顯然，當(dāng)混凝土內(nèi)部的應(yīng)力 σ ( t) ≥ ft( t)時，混凝土就可能開裂。通過適當(dāng)提高混凝土抗拉強(qiáng)度可以有效降低開裂的風(fēng)險。

2 現(xiàn)場實驗測試

2.1 原材料及配合比

本研究采用的原材料參數(shù)如下：水泥(Cement，簡稱C)，湖南省石門霸道牌PO42.5普通硅酸鹽水泥，密度3.13 g/cm3，燒失量2.2%，比表面積362 m2/kg，3 d抗壓強(qiáng)度32.8 MPa，28 d抗壓強(qiáng)度52.6 MPa；粉煤灰(Fly ash，簡稱FA)，F(xiàn)類粉煤灰，比表面積465 m2/kg，45 μm方孔篩的篩余為8.6%，燒失量為3.48%，密度2.45 g/cm3。礦渣(Slag，簡稱SL)：等級S95，比表面積435 m2/kg，45 μm方孔篩的篩余為14.4%，燒失量為2.98%，密度2.82 g/cm3；細(xì)骨料：河砂，表觀密度2.66 g/cm3，含泥量0.6%，泥塊含量為0.1%，細(xì)度模數(shù)2.7，Ⅱ區(qū)級配合格；粗骨料：4.75~31.5 mm石灰石碎石，壓碎指標(biāo)10.7%，堆積密度1.54 g/cm3，表觀密度2.72 g/cm3，堆積密度1.43 g/m3孔隙率 42.5%，針片狀總含量4.9%，含泥量0.4%，泥塊含量0.2%。外加劑采用聚羧酸高效減水劑，減水率大于30%。

2.2 試驗測試方案

按照試驗配合比，分別制作 2個尺寸為 6.5 m×2.0 m×4.5 m，混凝土強(qiáng)度等級為C50的橋墩混凝土，按照C1和C2配合比分別進(jìn)行混凝土進(jìn)行澆筑，并測試7 d內(nèi)的溫度和應(yīng)變。實驗測試時間為冬季，氣溫為?1~12 ℃，平均氣溫6 ℃，混凝土澆筑用水溫度為 10 ℃左右。實驗設(shè)計中，混凝土澆筑后側(cè)面采用帶模養(yǎng)護(hù) 7 d，頂面鋪設(shè)塑料薄膜養(yǎng)護(hù)，7 d拆模后，側(cè)面采用塑料薄膜加草墊養(yǎng)護(hù)至14 d。

表1 現(xiàn)場混凝土配合比設(shè)計Table 1 Mixture design of concrete

1) 溫度應(yīng)力傳感器埋設(shè)

該橋墩為規(guī)則矩形，溫度應(yīng)力傳感器布置采用1/4面積布置，每個平面布置9個溫度應(yīng)力傳感器，縱向布置2個溫度應(yīng)力傳感器，合計11個。現(xiàn)場混凝土溫度和應(yīng)力監(jiān)控所用的溫度應(yīng)力傳感器埋設(shè)布置1所示?，F(xiàn)場測試了圖1所示1~11號測試點從入模開始至7 d時混凝土內(nèi)部的溫度，有針對性的測試混凝土中部和邊緣的應(yīng)變。

圖1 溫度應(yīng)力傳感器測試布置點Fig. 1 Arrangement sketch of temperature and stress sensor

2) 溫度應(yīng)力傳感器埋設(shè)

溫度應(yīng)力傳感器(湖南凱邦電子科技有限公司生產(chǎn)，型號為BK-1015)在橋墩中沿豎向埋設(shè)好并驗收合格后，開始澆筑混凝土。混凝土澆筑完畢后，開始測試混凝土溫度和應(yīng)力，每0.5 h測試讀數(shù)1次，直到第7 d。數(shù)據(jù)接收采用GPS無線傳輸系統(tǒng)。

3 試驗結(jié)果

3.1 混凝土性能測試

在實驗室對表1所列配合比首先進(jìn)行了性能測試。表2為2組混凝土性能測試結(jié)果。由表2可知，混凝土成型后3 d內(nèi)抗壓強(qiáng)度增長較快，到3 d齡期時，粉煤灰混凝土抗壓強(qiáng)度已經(jīng)達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度的85.6%，粉煤灰和礦粉雙摻混凝土抗壓強(qiáng)度已經(jīng)達(dá)到設(shè)計值的81.0%，到7 d齡期時各組混凝土抗壓強(qiáng)度已經(jīng)達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度的89.8%和93.6%。

由于混凝土的抗拉強(qiáng)度不宜直接測試，本文采用測試劈裂抗拉強(qiáng)度的方法測試混凝土的抗拉強(qiáng)度，并通過式(2)計算得到混凝土的理論抗拉強(qiáng)度。圖3為計算得到的混凝土在不同齡期的抗拉強(qiáng)度，由表2和圖2可知，在混凝土澆筑后3 d內(nèi)，混凝土的劈拉強(qiáng)度與理論計算的抗拉強(qiáng)度較為接近，同齡期劈拉強(qiáng)度略低于理論計算的抗拉強(qiáng)度，同時由表2和圖2還可知，3 d以后混凝土劈拉強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的增加已經(jīng)不明顯。根據(jù)式(3)計算得到混凝土彈性模量的變化如圖3所示。由圖3可知，混凝土彈性模量隨混凝土抗壓強(qiáng)度的增加而顯著增大，且在混凝土成型后3 d內(nèi)，彈性模量增加最快，計算得到第 3 d時，各組混凝土彈性模量大約為 31 GPa，7 d時各組混凝土彈性模量大約為32 GPa，3 d后隨著齡期的增大，混凝土彈性模量的增加不顯著。

3.2 混凝土溫度測試

3.2.1 粉煤灰混凝土

粉煤灰混凝土(粉煤灰摻量 15%)內(nèi)部溫度測試結(jié)果見圖4所示。由圖4(a)可知，粉煤灰混凝土的入模溫度為24.8 ℃。混凝土澆筑后約38 h左右，混凝土內(nèi)部1，2，4，5，10和11號點溫度達(dá)到最大，最高溫度達(dá)到71.5 ℃，然后隨著時間的增加，混凝土內(nèi)部各點溫度緩慢降低；混凝土內(nèi)部的3，6，7，8和9號點在澆筑約17 h時溫度達(dá)到最大，最高溫度約50.6 ℃左右，然后隨著時間的增加，混凝土各測試點溫度顯著減低，到168 h時，1號測點溫度為46.2 ℃，9號測點溫度為20.9 ℃。

表2 混凝土性能測試結(jié)果Table 2 Results of concrete properties

圖2 抗拉強(qiáng)度隨齡期變化Fig. 2 Development of tensile strength with age

圖3 彈性模量隨齡期變化Fig. 3 Development of elastic modulus with age

圖4 (b)為粉煤灰混凝土內(nèi)部溫度最高的1號點和溫度較低的9號點的溫度測試和內(nèi)外溫差。由圖4(b)可知，隨著水泥水化的進(jìn)行，混凝土內(nèi)部和外部的最大溫度差顯著增大然后降低，內(nèi)外溫差最大值出現(xiàn)在澆筑后第71 h，最大溫差為38.0 ℃，且在23~168 h內(nèi)，混凝土內(nèi)部最大溫度差均大于30 ℃。3.2.3 粉煤灰和礦渣雙摻混凝土

圖4 粉煤灰混凝土內(nèi)部溫度變化Fig. 4 Inner temperature change of fly ash concrete with

粉煤灰與礦渣雙摻混凝土(粉煤灰摻量15%，礦渣摻量18%)內(nèi)部溫度變化測試結(jié)果見圖5所示。由圖5(a)可知，粉煤灰與礦渣雙摻混凝土的入模溫度為23.9 ℃?；炷翝仓蠹s27 h左右，混凝土內(nèi)部1，2，4，5，10和11號點溫度達(dá)到最大，最高溫度達(dá)到67.8 ℃，然后隨著時間的增加，混凝土內(nèi)部各點溫度緩慢降低；混凝土外部的 3，6，7，8和9號點在澆筑約14 h時溫度達(dá)到最大，最高溫度約50.4 ℃左右，然后隨著時間的增加，混凝土內(nèi)部各測試點溫度顯著減低。

圖5(b)為粉煤灰和礦粉雙摻混凝土內(nèi)部溫度最高的1號點和溫度較低的9號點的溫度測試和內(nèi)外溫差。由圖5(b)可知，隨著水泥水化的進(jìn)行，混凝土內(nèi)部和外部的最大溫度差顯著增大然后降低，內(nèi)外溫差最大值出現(xiàn)在澆筑后第 85 h，最大溫差為32.8 ℃，且在25~145 h內(nèi)，混凝土內(nèi)部最大溫度差均大于25 ℃。

圖5 粉煤灰與礦渣雙摻混凝土內(nèi)部溫度變化Fig. 5 Inner temperature change of concrete with fly ash and slag

3.3 混凝土內(nèi)部應(yīng)力

現(xiàn)場測試得到不同時期混凝土內(nèi)部豎向的應(yīng)變，根據(jù)式(3)和圖3的計算結(jié)果，帶入彈性模量計算得到不同時期混凝土內(nèi)部豎向應(yīng)力變化?，F(xiàn)場測試不同配合比混凝土內(nèi)部應(yīng)力結(jié)果見圖5和圖6所示。由圖5可知，在所測試齡期內(nèi)，粉煤灰混凝土內(nèi)部的 1，2，4，5，6，7，8，10和 11號均受到的壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力隨著齡期逐漸增大，在大約20~40 h內(nèi)，各點受到的壓應(yīng)力達(dá)到最大，此后，隨著齡期的增加，各點受到的壓應(yīng)力逐漸降低。測試中發(fā)現(xiàn)，該大體積混凝土僅有9號點出現(xiàn)了拉應(yīng)力，且最大拉應(yīng)力為2.6 MPa，出現(xiàn)在第70 h即澆筑后第3 d，大約在第80 h以后，拉應(yīng)力逐漸降低，在大約 138 h時，9號點受力由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。

由圖6可知，粉煤灰與礦粉雙摻的混凝土，在所測齡期內(nèi)，僅有9號點受到拉應(yīng)力，且最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在澆筑后第78 h左右，最大拉應(yīng)力為0.85 MPa，大約在第110 h后，9號點的受力由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。

圖6 混凝土內(nèi)部應(yīng)力測試結(jié)果Fig. 6 Results of stress tested

現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)表明，該大體積混凝土內(nèi)部大部分測點均受到壓應(yīng)力，僅僅9號測點受到拉應(yīng)力，該點位于混凝土墩的棱角處，且隨著齡期的增大，該點的拉應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)化為了壓應(yīng)力。粉煤灰混凝土在3 d時，內(nèi)外溫差達(dá)到最大為38 ℃，且在測試期間內(nèi)外溫差均大于 30 ℃，粉煤灰與礦粉雙摻的混凝土內(nèi)外溫差最大是在大約3.5 d時，最大溫差為32.8 ℃, 且在25~145 h內(nèi)，混凝土內(nèi)部最大溫度差均大于 25 ℃。以上對兩組混凝土內(nèi)部溫度的測試及最大溫度差計算表明，礦物摻合料摻量增加，降低了混凝土內(nèi)部最高溫度，降低了最大溫度差，但是混凝土內(nèi)外溫差均大于規(guī)范規(guī)定的 25 ℃。經(jīng)過對拆模后的混凝土進(jìn)行檢查，均未發(fā)現(xiàn)混凝土表面出現(xiàn)裂紋。其主要原因應(yīng)該是該兩組混凝土中，早期強(qiáng)度增長較快，實際測試表明粉煤灰混凝土 3 d劈拉強(qiáng)度已經(jīng)達(dá)到2.8 MPa，而該混凝土內(nèi)部同期最大拉應(yīng)力為2.6 MPa，粉煤灰和礦粉雙摻的混凝土3 d強(qiáng)度為2.6 MPa，而同期該混凝土內(nèi)部最大拉應(yīng)力為0.85 MPa，同時對該混凝土采取了相應(yīng)的保溫措施，減小了內(nèi)外溫度差。由于溫度產(chǎn)生的拉應(yīng)力均小于混凝土的抗拉強(qiáng)度，因此未見混凝土開裂。

4 結(jié)論

1) 本實驗測試的 C50大體積混凝土內(nèi)外最大溫差出現(xiàn)在3~4 d左右，最大拉應(yīng)力也出現(xiàn)在大約3~4 d左右，提高早期混凝土的抗拉強(qiáng)度對于提高抗裂性能有積極作用。

2) 采用粉煤灰和礦渣雙摻的混凝土，摻合料摻量占膠凝材料30%以上，能夠有效降低混凝土早期內(nèi)外溫差且3 d抗拉強(qiáng)度并未顯著降低，改善了混凝土的抗裂性。

3) 對于 C50及以上的大體積混凝土，由于膠凝材料摻量較大，早期抗拉強(qiáng)度較中低強(qiáng)度混凝土高，當(dāng)混凝土內(nèi)外溫差大于 25 ℃時，保溫措施適合條件下，混凝土開裂的風(fēng)險可控。

參考文獻(xiàn)：

[1] 袁勇. 混凝土結(jié)構(gòu)早期裂縫控制[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2004.YUAN Yong. Control of cracking in concrete structure at early age[M]. Beijing: Science Press, 2004.

[2] 朱伯芳. 大體積混凝土溫度應(yīng)力與溫度控制[M]. 北京:中國電力出版社, 1999.ZHU Bofang. Temperature stress and it’s control of mass concrete[M]. Beijing: China Electric Power Press, 1999.

[3] 王鐵夢. 工程結(jié)構(gòu)裂縫控制[M]. 4版. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2009.WANG Tiemeng. Control of cracking in engineering structure[M]. 4th ed. Beijing: China Architecture &Building Press, 2009.

[4] Zhong R, Hou G P, Qiang S. An improved composite element method for the simulation of temperature field in massive concrete with embedded cooling pipe[J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 124: 1409?1417.

[5] Li Y, Nie L, Wang B. A numerical simulation of the temperature cracking propagation process when pouring mass concrete[J]. Automation in Construction, 2014,37(8): 203?210.

[6] 侯景鵬, 袁勇. 鋼筋混凝土早期約束變形性能分析[J].工業(yè)建筑, 2009, 39(1): 97?100.HOU Jinpeng, YUAN Yong. Analysis of restrained deformation properties of reinforced concrete at early age[J]. Industrial Construction, 2009, 39(1): 97?100.

[7] 中國土木工程學(xué)會. 混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計與施工指南[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2004.CCES. Guide to durability design and construction of concrete structures[M]. Beijing: China Architecture &Building Press, 2004.

[8] GB 50496—2012, 大體積混凝土施工規(guī)范[S].GB 50496—2012, Code for construction of mass concrete[S].

[9] 姜偉, 袁勇, 柳獻(xiàn). 地下結(jié)構(gòu)中混凝土結(jié)構(gòu)邊界約束效應(yīng)分析[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2011, 27(1): 36?42.JIANG Wei, YUAN Yong, LIU Xian. Boundary restraint of concrete structure during underground construction[J].Structural Engineers, 2011, 27(1): 36?42.

[10] 鄭守仁, 孫志禹, 朱紅兵. 三峽工程大體積混凝土施工技術(shù)[J]. 中國科學(xué)(技術(shù)科學(xué)), 2017, 47(8): 796?804.ZHENG Shouren, SUN Zhiyu, ZHU Hongbin. Mass concrete construction technology of the Three Gorges project[J]. Scientia Sinica Technologica, 2017, 47: 796?804.

[11] Azenha M, Lameiras R, de Sousa C, et al. Application of air cooled pipes for reduction of early age cracking risk in a massive RC wall[J]. Engineering Structures, 2014,62?63: 148?163.

[12] BobkO C P, Zadeh V Z, Seracino R. Improved Schmidt method for predicting temperature development in mass concrete[J]. ACI Materials Journal, 2015, 112(4): 579?586.

[13] 王軍璽, 吳偉雄, 李瓊, 等. 大體積混凝土錨碇溫度應(yīng)力特征分析[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報, 2016, 13(3):454?462.WANG Junxi, WU Weixiong, LI Qiong, et al.Characteristic analysis of temperature stresses of massive concrete anchor－mound[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2016, 13(3): 454?459.

[14] American Concrete Institute (ACI). Prediction of creep,shrinkage, and temperature effects in concrete structures[S]. ACI 209R-92. Detroit.1992.