地鐵車站疊合墻內(nèi)襯墻混凝土施工優(yōu)化及開裂原因分析

陳經(jīng)鵬， 李少波， 陳士海，3， 陳春超， 羅小峰

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021； 2. 福建省廈門軌道交通集團(tuán)有限公司， 福建 廈門 361001； 3. 福建省隧道與城市地下空間工程技術(shù)研究中心， 福建 廈門 361021)

隨著地面交通壓力的增大，地鐵以其高效性成為人們出行的首選方式之一，而地鐵車站在整個過程中起到了關(guān)鍵性作用.疊合墻便是地鐵車站主體結(jié)構(gòu)形式的一種，疊合墻是將地下連續(xù)墻與車站內(nèi)襯墻做成一個整體，使地下連續(xù)墻與后期澆筑的車站內(nèi)襯墻形成共同受力的整體，兩者間能夠傳遞剪力與彎矩，在提高材料利用率與提高地鐵車站整體抗側(cè)剛度和強(qiáng)度方面有著較明顯的優(yōu)勢.國內(nèi)一些地鐵車站疊合墻施工經(jīng)驗(yàn)表明，車站內(nèi)襯墻開裂和滲水是制約疊合墻施工質(zhì)量的關(guān)鍵因素.廣東省深圳市地鐵9號線的大劇院站是一座典型的疊合墻車站，其內(nèi)襯墻的滲水點(diǎn)數(shù)量占總的滲水點(diǎn)數(shù)的40%[1].若地鐵車站在運(yùn)營期間出現(xiàn)較為嚴(yán)重的滲水現(xiàn)象，需要投入大量的資金用于結(jié)構(gòu)堵漏，堵漏過程對環(huán)境造成嚴(yán)重影響，甚至?xí)绊懥熊嚨男旭偘踩?，給群眾的生命財產(chǎn)安全造成威脅.因此，研究影響疊合墻內(nèi)襯墻混凝土開裂的因素是很有必要的.

謝咸頌[2]認(rèn)為混凝土的非荷載裂縫的產(chǎn)生與混凝土的組成材料、配合比、施工工藝、養(yǎng)護(hù)工藝及混凝土所受到的外部約束等有關(guān).葉以挺等[3]從混凝土配合比角度，盡可能減少水泥用量和含砂率，保證一定的粗骨料含量并優(yōu)化粗骨料級配，有效提高混凝土的抗裂性和體積穩(wěn)定性.胡匡藝等[4]提出地鐵車站側(cè)墻等超長大面積混凝土板結(jié)構(gòu)不宜使用早強(qiáng)水泥.張堅等[5]通過添加抗裂劑和調(diào)整礦物摻合料的比例對混凝土配合比進(jìn)行優(yōu)化.吳棟彥[6]從水灰比、骨料粒徑、含砂率、混凝土含氣量和在內(nèi)襯墻鋼筋籠外側(cè)鋪裝防裂鋼筋網(wǎng)片等角度，分析地鐵車站疊合墻內(nèi)襯墻混凝土的防裂問題.湯繼新等[7]通過降低水泥與礦粉用量，減小混凝土自收縮.朱銀虎等[8]認(rèn)為水泥水化調(diào)控材料可以明顯減小混凝土溫升速率、溫升值、溫降速率及溫降體積收縮值.謝小利等[9]認(rèn)為溫度收縮和濕度收縮同時發(fā)生并相互作用.曾文波等[10]認(rèn)為混凝土的裂縫是由溫度應(yīng)力與收縮應(yīng)力共同作用產(chǎn)生的，不均勻的混凝土溫度收縮和濕度收縮使混凝土內(nèi)部的拉應(yīng)力超過了抗拉強(qiáng)度，產(chǎn)生貫穿裂縫.徐文等[11]研究不同施工季節(jié)、模板材料和拆模時間等工況對側(cè)墻混凝土開裂風(fēng)險的影響.張翠強(qiáng)等[12]認(rèn)為控制溫差是控制開裂的必要條件而不是充分條件，且混凝土內(nèi)部的溫度應(yīng)力主要由約束產(chǎn)生.劉加平等[13]認(rèn)為地鐵車站內(nèi)襯墻的收縮變形主要發(fā)生于硬化階段，裂縫出現(xiàn)時間較早，間距規(guī)整，且大多為貫穿性裂縫.張雪松等[14]對易引起干縮裂縫的因素(如拆模時間和養(yǎng)護(hù)條件)進(jìn)行控制，認(rèn)為車站縱向的不均勻沉降不是引起結(jié)構(gòu)開裂的主要原因.李明等[15]認(rèn)為自收縮造成的裂縫不可忽略，常采用添加外加劑并合理控制內(nèi)襯墻分段長度控制結(jié)構(gòu)開裂.徐文等[16]認(rèn)為水管冷卻技術(shù)可以顯著降低內(nèi)襯墻早齡期開裂風(fēng)險.陳坤泉[17]研究了跳倉澆筑法在地鐵車站頂板中的應(yīng)用技術(shù).國內(nèi)跳倉澆筑法的應(yīng)用案例主要為超大基坑工程，且主要在基礎(chǔ)底板和結(jié)構(gòu)頂板的澆筑中應(yīng)用[18-24].

目前，對地鐵車站復(fù)合墻內(nèi)襯墻混凝土開裂滲水問題研究較多，主要集中在混凝土配合比優(yōu)化、外加劑使用、控制入模溫度、水管冷卻和養(yǎng)護(hù)等方面.現(xiàn)場主要通過監(jiān)測混凝土的溫度和應(yīng)變分析結(jié)構(gòu)的開裂風(fēng)險，缺乏詳細(xì)記錄內(nèi)襯墻裂縫特征的數(shù)據(jù)，且針對疊合墻內(nèi)襯墻混凝土的研究較少，跳倉施工技術(shù)在地鐵車站主體結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用案例更是鮮有.因此，本文對地鐵車站疊合墻內(nèi)襯墻混凝土施工優(yōu)化及開裂原因進(jìn)行分析.

1 工程概況

福建省廈門市軌道交通6號線(林埭西站至華僑大學(xué)站段)工程設(shè)13個車站，區(qū)間13段(12段正線區(qū)間+1段聯(lián)絡(luò)線區(qū)間)，線路總長度為18.8 km.其中，杏濱站為第8個車站，采用明挖法施工，車站主體結(jié)構(gòu)外包長度為258.5 m，主體結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)段寬度為21.1 m；董任站為第10個車站，采用明挖順筑法及局部頂板蓋挖順作法施工，車站主體結(jié)構(gòu)外包長度為286.4 m，主體結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)段寬度為19.1 m，2個車站均為地下二層島式車站，屬于單柱雙跨(局部雙柱三跨)閉合框架結(jié)構(gòu).2個車站主體結(jié)構(gòu)均采用800 mm地下連續(xù)墻及400 mm內(nèi)襯墻疊合受力的結(jié)構(gòu)形式，杏濱站主體結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度等級為C40，董任站為C35，防水等級均為P10.

2 原材料對內(nèi)襯墻開裂的影響

2.1 內(nèi)襯墻混凝土的現(xiàn)場坍落度

2.1.1 現(xiàn)場坍落度為(140±20) mm的混凝土施工 杏濱站內(nèi)襯墻混凝土強(qiáng)度較高，在前期施工過程中，為提高內(nèi)襯墻混凝土早齡期強(qiáng)度值，采用大體積混凝土28 d的抗壓強(qiáng)度，水膠比為0.35，外加劑為外摻，現(xiàn)場坍落度為(140±20) mm.混凝土原材料參數(shù)及混凝土原材料信息，如表1，2所示.表1中：ρ為密度；S為現(xiàn)場坍落度.

表1 混凝土原材料參數(shù)Tab.1 Concrete raw parameters

表2 混凝土原材料信息Tab.2 Information of concrete′s raw material

混凝土采用汽車泵進(jìn)行泵送，現(xiàn)場坍落度會有一定的損失，導(dǎo)致混凝土的入模坍落度進(jìn)一步減小、易性變差，加之內(nèi)襯墻寬度較小(400 mm)，鋼筋分布比較密集.若混凝土的流動性太差，將給現(xiàn)場的振搗工作造成極大的困難，若混凝土振搗不夠密實(shí)，將降低結(jié)構(gòu)的抗裂能力，現(xiàn)場內(nèi)襯墻常因混凝土振搗不充分、不密實(shí)出現(xiàn)蜂窩、麻面、露筋等現(xiàn)象.采用現(xiàn)場坍落度為(140±20) mm的混凝土澆筑內(nèi)襯墻時，出現(xiàn)的質(zhì)量問題圖，如圖1所示.

(a) 沉降縫 (b) 滲點(diǎn)開裂

(c) 蜂窩 (d) 麻面 (e) 露筋 圖1 澆筑內(nèi)襯墻時出現(xiàn)的質(zhì)量問題圖Fig.1 Quality problems during lining wall casting

某12 m內(nèi)襯墻段28 d齡期的裂縫分布，如圖2所示.圖2中：藍(lán)色虛線為鋼模板拼接縫位置；數(shù)字1～15為裂縫的排號(下同，略).圖3為圖2的部分裂縫現(xiàn)場照片.

圖2 某12 m內(nèi)襯墻段28 d齡期裂縫分布Fig.2 Distribution of 12 m 28 d lining wall section crack

(a) 斜裂縫 (b) 弧形裂縫 (c) 豎向裂縫圖3 現(xiàn)場部分裂縫照片(12 m)Fig.3 Photos of partial crack on site (12 m)

2.1.2 現(xiàn)場坍落度為(180±20) mm的混凝土施工 水泥水化反應(yīng)后，水化產(chǎn)物的體積比水化前(水泥與水的體積之和)更小，這種收縮稱為化學(xué)收縮[4]，化學(xué)收縮將引起混凝土自收縮[25].礦粉對降低水泥水化放熱速率沒有明顯效果，且增加混凝土的自收縮，降低膨脹劑的膨脹效果[26].降低水泥與礦粉用量可減小混凝土自收縮[7]，提高粉煤灰摻量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，可有效延緩水泥水化放熱速率，有利于控制大體積混凝土的溫度[3].杏濱站前期施工過程中，由于采用的現(xiàn)場混凝土坍落度較小，混凝土的和易性較差，施工質(zhì)量較不理想，開裂現(xiàn)象比較明顯.采用大體積混凝土60 d抗壓強(qiáng)度，將水膠比增大至0.38，適當(dāng)減少水泥和礦渣粉的用量，以減小混凝土的自收縮；將粉煤灰的摻量提高至25.12%，以減弱混凝土水化過程的溫度效應(yīng)；現(xiàn)場坍落度提高到(180±20) mm，以提高混凝土施工過程中的和易性.

采用現(xiàn)場坍落度為(180±20) mm的混凝土澆筑內(nèi)襯墻時，現(xiàn)場施工效果圖，如圖4所示.采用現(xiàn)場坍落度為(180±20) mm的混凝土澆筑的某18 m內(nèi)襯墻段28 d齡期裂縫分布，如圖5所示.圖6為圖5的部分裂縫現(xiàn)場照片.

(a) 效果圖1 (b) 效果圖2圖4 現(xiàn)場施工效果圖Fig.4 Effect of construction on site

圖5 某18 m內(nèi)襯墻段28 d齡期裂縫分布Fig.5 Distribution of 18 m 28 d lining wall section crack

(a) 表面裂縫 (b) 施工裂縫 (c) 滲水裂縫1 (d) 滲水裂縫2圖6 現(xiàn)場部分裂縫照片(18 m)Fig.6 Photos of partial crack on site (18 m)

混凝土從汽車泵入模后，漿體能夠包裹著石子很好地流動，使工人的振搗工作能夠很好地進(jìn)行，混凝土的振搗效果比較理想.拆除鋼模板后，未在內(nèi)襯墻表面發(fā)現(xiàn)麻面、露筋、沉降縫等施工缺陷，墻體表面比較光滑，施工質(zhì)量較好.

2.1.3 兩種混凝土的使用效果及開裂原因 1) 兩種現(xiàn)場坍落度混凝土的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，如表3所示.表3中：t為時間；fcu為抗壓強(qiáng)度；Q為電通量；D為擴(kuò)散系數(shù).

由表3可知：將混凝土的現(xiàn)場坍落度從(140±20) mm提高到(180±20) mm后，混凝土的7，28 d齡期抗壓強(qiáng)度分別下降了8.00%和4.30%，但混凝土的7，28 d齡期抗壓強(qiáng)度均能滿足現(xiàn)場施工的抗壓要求，分別達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度的106.50%和129.25%；兩種混凝土的初凝時間和終凝時間基本一致，未發(fā)生明顯變化；但混凝土的坍落度提高后，擴(kuò)散系數(shù)下降了15.2%，說明隨著混凝土現(xiàn)場坍落度的提高，混凝土變得更為密實(shí).

表3 兩種現(xiàn)場坍落度混凝土的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比Tab.3 Comparison of concrete test data between two kinds of site slump

2) 兩種現(xiàn)場坍落度混凝土的澆筑質(zhì)量對比，如圖7所示.圖7中：l為裂縫長度；n為數(shù)量.

(a) 內(nèi)襯墻裂縫長度 (b) 內(nèi)襯墻裂縫數(shù)量 圖7 兩種現(xiàn)場坍落度混凝土的澆筑質(zhì)量對比Fig.7 Comparison of concrete casting quality between two kinds of site slump

由圖7可知：內(nèi)襯墻的分段澆筑長度由12 m增加至18 m后，裂縫總長度基本未變；生成的裂縫總數(shù)量未增加，滲水裂縫數(shù)量減少了15.38%，且內(nèi)襯墻未出現(xiàn)點(diǎn)滲的現(xiàn)象，裂縫的形狀更加規(guī)整，未出現(xiàn)諸如弧形裂縫這樣的異形裂縫，內(nèi)襯墻的整體澆筑質(zhì)量得到較大幅度提升.進(jìn)一步說明，提高內(nèi)襯墻混凝土的現(xiàn)場坍落度，不僅有利于現(xiàn)場施工，還可以在確保內(nèi)襯墻施工質(zhì)量的前提下，增大內(nèi)襯墻澆筑時的分段長度，有利于縮短施工工期，具有顯著的社會經(jīng)濟(jì)效益.

3) 混凝土若振搗不均勻，成型后，內(nèi)襯墻混凝土上、下部分差異性沉降會造成體積收縮，形成沉降縫[13].混凝土前期水泥水化產(chǎn)生大量的水化熱，使混凝土內(nèi)部溫度急劇升高，當(dāng)降溫時，混凝土開始收縮產(chǎn)生變形，壓應(yīng)變逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變.由于混凝土收縮的不同步性，當(dāng)混凝土中累計的應(yīng)變能超過了極限值時，發(fā)生的能量釋放導(dǎo)致混凝土開裂，這種不同步的收縮主要包括溫度收縮和濕度收縮[9].

對于采用現(xiàn)場坍落度為(140±20) mm的混凝土澆筑的內(nèi)襯墻，由于混凝土流動性差、墻體寬度小、鋼筋分布密集等，使混凝土振搗得不充分、不密實(shí)，加劇了收縮的不同步性，因此，開裂程度較大且易形成蜂窩、麻面、露筋、沉降縫、滲點(diǎn)開裂等現(xiàn)象.對于采用現(xiàn)場坍落度為(180±20) mm的混凝土澆筑的內(nèi)襯墻，內(nèi)襯墻分段長度由12 m增加至18 m后，內(nèi)襯墻受到來自鑿毛后的地下連續(xù)墻的約束作用加強(qiáng)，開裂程度理應(yīng)增大，但由于單方混凝土水泥用量和礦粉用量減少，粉煤灰摻量增加，混凝土的溫度效應(yīng)和自收縮變形減小，且由于流動性的增強(qiáng)，混凝土振搗得更為均勻、密實(shí)，結(jié)構(gòu)抗裂能力增強(qiáng).因此，在施工分段長度增大的情況下，內(nèi)襯墻開裂程度并未增大.

若保濕養(yǎng)護(hù)工作不及時、不到位，也會導(dǎo)致內(nèi)襯墻內(nèi)外失水程度差異大，并產(chǎn)生表面裂縫[27](圖6(a))，及時的保濕養(yǎng)護(hù)即可避免此類裂縫的產(chǎn)生.在分層澆筑內(nèi)襯墻的過程中，澆筑相鄰層的時間間隔過長會導(dǎo)致冷縫的產(chǎn)生(圖6(b))，合理調(diào)度混凝土和控制好澆筑間隔時間即可避免此類裂縫的產(chǎn)生.位于溜槽下方的混凝土未振搗充分(圖5)，導(dǎo)致了蜂窩的產(chǎn)生，由于蜂窩附近的混凝土未振搗密實(shí)，致使該處混凝土抗裂能力下降，所以該處裂縫分布比較密集，施工過程中，對于溜槽下方和施工縫側(cè)等不易振搗的部位，可通過安裝附著式振動器等加強(qiáng)振搗.

2.2 混凝土強(qiáng)度等級

混凝土的強(qiáng)度等級越高，水膠比越小，單方混凝土中的水泥用量越高，溫度效應(yīng)越明顯，自收縮變形量越大，早齡期的混凝土強(qiáng)度，徐變越小，這對利用混凝土的徐變減小混凝土在收縮變形過程中受到的約束作用是不利的.為分析混凝土的混凝土強(qiáng)度等級對內(nèi)襯墻開裂的影響，在施工方法和養(yǎng)護(hù)方法均相同的情況下，分別對杏濱站某12 m內(nèi)襯墻段和董任站某12 m內(nèi)襯墻段28 d齡期的裂縫生成情況進(jìn)行統(tǒng)計，兩種強(qiáng)度等級混凝土的內(nèi)襯墻裂縫分布，如圖8所示.圖8中：杏濱站內(nèi)襯墻混凝土的設(shè)計參數(shù)為配合比B(表1)；董任站內(nèi)襯墻混凝土的設(shè)計參數(shù)為配合比D(表1)，混凝土原材料信息參見表2.兩種強(qiáng)度等級混凝土內(nèi)襯墻的澆筑質(zhì)量對比，如圖9所示.

(a) C40混凝土 (b) C35混凝土圖8 兩種強(qiáng)度等級混凝土的內(nèi)襯墻裂縫分布Fig.8 Distribution of lining wall crack between two strength grades of concrete

(a) 內(nèi)襯墻裂縫長度 (b) 內(nèi)襯墻裂縫數(shù)量圖9 兩種強(qiáng)度等級混凝土的內(nèi)襯墻的澆筑質(zhì)量對比Fig.9 Comparison of concrete casting quality between two strength grades of concrete lining wall

由圖9可知：C40混凝土澆筑的內(nèi)襯墻裂縫總數(shù)量和裂縫總長度相較于C35混凝土澆筑的內(nèi)襯墻分別增加了33.33%和39.50%，裂縫數(shù)量增加了75%；混凝土的強(qiáng)度等級對內(nèi)襯墻開裂有較為明顯的影響，對于疊合墻結(jié)構(gòu)，由于內(nèi)襯墻受到了鑿毛后的地下連續(xù)墻及施工縫側(cè)先期澆筑成型的混凝土的約束作用，內(nèi)襯墻混凝土收縮變形越大，所受約束作用就越強(qiáng)，開裂風(fēng)險就越高.因此，對于水灰比較小的高強(qiáng)度混凝土，可通過添加混凝土外加劑，減小水泥用量，或在保證混凝土的強(qiáng)度和施工性能的前提下，提高粉煤灰的摻量以替代部分水泥和礦粉，減小混凝土的自收縮和溫度效應(yīng)，降低混凝土的開裂風(fēng)險.

3 施工工藝對內(nèi)襯墻開裂的影響

3.1 跳倉澆筑法

跳倉澆筑法將內(nèi)襯墻結(jié)構(gòu)分隔成若干不連續(xù)的區(qū)塊，并對其進(jìn)行施工，先行施工的混凝土區(qū)塊的溫度應(yīng)力和收縮變形得到較大程度的釋放；待先行施工的混凝土區(qū)塊的溫度和收縮趨于穩(wěn)定后，再施工其余區(qū)塊，使各混凝土區(qū)塊連接成整體；后期混凝土結(jié)構(gòu)依靠自身的抗拉強(qiáng)度抵抗溫度應(yīng)力和收縮變形.內(nèi)襯墻跳倉澆筑法施工圖，如圖10所示.

(a) 施工順序示意圖 (b) 施工現(xiàn)場實(shí)景圖圖10 跳倉澆筑法施工圖Fig.10 Construction of sequence casting method

分別對杏濱站采用配合比B的37.5 m墻段(分3段施工)和采用配合比C的36.0 m墻段(分3段施工)的跳倉澆筑法.劃分的6段內(nèi)襯墻除施工順序不同外，澆筑方法和養(yǎng)護(hù)方法均相同，并對其28 d齡期裂縫生成情況進(jìn)行統(tǒng)計，不同墻段裂縫具體分布，如圖11所示.圖11中：單側(cè)約束段內(nèi)襯墻受到了地連墻、單側(cè)豎向施工縫和底部水平施工縫側(cè)先期澆筑成型的混凝土的約束；“跳倉”段內(nèi)襯墻受到了地連墻和底部水平施工縫側(cè)先期澆筑成型的混凝土的約束；雙側(cè)約束段內(nèi)襯墻受到了地連墻、兩側(cè)豎向施工縫和底部水平施工縫側(cè)先期澆筑成型的混凝土的約束.

(a) 配合比B單側(cè)約束段 (b) 配合比B雙側(cè)約束段 (c) 配合比B“跳倉”段

(d) 配合比C單側(cè)約束段 (e) 配合比C雙側(cè)約束段 (f) 配合比C“跳倉”段 圖11 采用跳倉澆筑法施工時不同墻段的裂縫分布Fig.11 Distribution of different wall sections crack using construction of sequence casting method

采用跳倉澆筑法各墻段的澆筑質(zhì)量對比，如圖12所示.

(a) 配合比B內(nèi)襯墻段的裂縫長度 (b) 配合比B內(nèi)襯墻段的裂縫數(shù)量

由圖12可知：對于采用配合比B的37.5 m墻段，“跳倉”段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度相較于單側(cè)約束段內(nèi)襯墻分別減小62.50%和67.74%；雙側(cè)約束段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度相較于單側(cè)約束段內(nèi)襯墻分別增加37.50%和74.86%；單側(cè)約束段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度位于二者之間.

由圖12還可知：對于采用配合比C的36.0 m墻段，“跳倉”段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度相較于單側(cè)約束段內(nèi)襯墻分別減小30.00%和14.28%；雙側(cè)約束段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度相較于單側(cè)約束段內(nèi)襯墻分別增加40.00%和12.15%；單側(cè)約束段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量和裂縫長度位于二者之間.無論是采用配合比B的37.5 m墻段還是采用配合比C的36.0 m墻段，“跳倉”段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量最少，單側(cè)約束段內(nèi)襯墻次之，雙側(cè)約束段內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量最多.

隨著內(nèi)襯墻所受約束作用的加強(qiáng)，內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量、裂縫長度和貫穿性裂縫數(shù)量隨之增加.因此，內(nèi)襯墻所受約束作用的強(qiáng)弱是造成內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一.采用跳倉澆筑法施工可以減小混凝土收縮變形過程中受到的約束作用，減少收縮裂縫的產(chǎn)生，有利于防水性能要求較高的地鐵車站.

3.2 冷卻管技術(shù)

混凝土在前期升溫的過程中，體積有一定程度的膨脹，在降溫的過程中，體積則會有一定程度的收縮，即混凝土有明顯的溫度變形過程，混凝土體積的溫升膨脹對混凝土的抗裂是有利的，體積膨脹在混凝土中產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力，能夠有效減少混凝土拉應(yīng)力的產(chǎn)生，而混凝土體積的溫降收縮變形則是造成混凝土開裂的主要原因，混凝土的溫降收縮變形會受到先期澆筑成型的混凝土的約束作用，從而導(dǎo)致混凝土受拉開裂.若通過一定的技術(shù)手段減少混凝土的溫降收縮變形量，則可較好起到減少混凝土開裂的效果.因此，考慮采用冷卻管技術(shù)，對冷卻管通水減小混凝土的溫升幅度、溫升速率、溫降幅度和溫降速率，以達(dá)到減小混凝土的溫降收縮變形量的效果.

對內(nèi)襯墻采用冷卻管技術(shù)與未采用冷卻管技術(shù)的施工效果進(jìn)行對比，現(xiàn)對杏濱站某12 m內(nèi)襯墻段采用冷卻管技術(shù)，另一12 m內(nèi)襯墻段未采用冷卻管技術(shù)，對某24 m內(nèi)襯墻段一半采用冷卻管技術(shù)，另一半未采用冷卻管技術(shù).內(nèi)襯墻冷卻管布置示意圖，如圖13所示.圖13中：冷卻管為內(nèi)徑30 mm、壁厚1.5 mm的鐵皮管. 在其他養(yǎng)護(hù)方式均相同的情況下， 采用與未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段裂縫分布，如圖14所示.采用與未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段的澆筑質(zhì)量對比，如圖15所示.

(a) 某12 m內(nèi)襯墻段 (b) 某24 m內(nèi)襯墻段 圖13 內(nèi)襯墻冷卻管布置示意圖(單位：mm)Fig.13 Layout diagrams of cooling pipes of lining wall (unit: mm)

(a) 某24 m采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段

(b) 某12 m未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段 (c) 某12 m采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段圖14 采用與未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段裂縫分布Fig.14 Distribution of lining section crack with and without cooling pipe technology

(a) 內(nèi)襯墻段的裂縫長度 (b) 內(nèi)襯墻段的裂縫數(shù)量圖15 采用與未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段的澆筑質(zhì)量對比Fig.15 Comparison of casting quality of lining wall section with and without cooling pipe technology

由圖15可知：兩段12 m內(nèi)襯墻生成的裂縫數(shù)量相同，但采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段裂縫長度相比于未采用冷卻管技術(shù)的內(nèi)襯墻段下降了27.28%，滲水裂縫數(shù)量減少了50.00%；對于24 m的內(nèi)襯墻段，采用冷卻管技術(shù)的12 m墻段的裂縫數(shù)量相較于未采用冷卻管技術(shù)的部分墻段下降了46.67%，裂縫長度下降了40.81%，裂縫數(shù)量減少了33.33%.

冷卻管技術(shù)能夠降低內(nèi)襯墻的開裂程度，減少貫穿性裂縫數(shù)量，進(jìn)一步說明混凝土水泥水化的溫度效應(yīng)是內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一.

3.3 施工分段長度

內(nèi)襯墻所受約束作用的強(qiáng)弱是造成內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一.疊合墻結(jié)構(gòu)是將地下連續(xù)墻內(nèi)側(cè)鑿毛，并預(yù)埋鋼筋接駁器和拉結(jié)鋼筋，使地下連續(xù)墻與后期澆筑的內(nèi)襯墻連接成整體的一種結(jié)構(gòu)形式.因此，鑿毛后的地下連續(xù)墻對內(nèi)襯墻有著較強(qiáng)的約束作用，施工分段長度越長，墻體受到的約束就越強(qiáng)，開裂風(fēng)險就越高.

為分析內(nèi)襯墻的分段長度對開裂的影響，在施工方法和養(yǎng)護(hù)方法均相同的情況下，分別對杏濱站某12 m內(nèi)襯墻段和某18 m內(nèi)襯墻段的28 d齡期的裂縫生成情況進(jìn)行統(tǒng)計.

不同施工分段長度(L)的內(nèi)襯墻段裂縫分布，如圖16所示.不同施工分段長度的內(nèi)襯墻段的澆筑質(zhì)量對比，如圖17所示.由圖17可知：當(dāng)內(nèi)襯墻的分段長度增加50%，即由12 m增大到18 m后，裂縫數(shù)量增長了87.50%，裂縫長度增長了66.92%，滲水裂縫數(shù)量增加了57.14%.因此，施工分段長度越長，結(jié)構(gòu)的開裂程度越高，說明施工分段長度是影響內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一，在施工條件允許的情況下，應(yīng)盡可能采用較小的分段長度施工.

(a) L=12 m (b) L=18 m 圖16 不同施工分段長度的內(nèi)襯墻段裂縫分布Fig.16 Distribution of lining wall section crack of different construction section lengths

(a) 內(nèi)襯墻段裂縫長度 (b) 內(nèi)襯墻段裂縫數(shù)量 圖17 不同施工分段長度的內(nèi)襯墻段的澆筑質(zhì)量對比Fig.17 Comparison of casting quality of lining wall sections of different construction section lengths

4 地鐵車站疊合墻內(nèi)襯墻混凝土裂縫整體分析

為進(jìn)一步分析疊合墻內(nèi)襯墻混凝土的開裂特點(diǎn)，對除現(xiàn)場坍落度為(140±20) mm的12 m內(nèi)襯墻段和采用C35混凝土澆筑的12 m內(nèi)襯墻段外的其余董任站9段共計127.5 m內(nèi)襯墻的28 d裂縫生成情況進(jìn)行整體分析，該9段內(nèi)襯墻共生成裂縫101條.內(nèi)襯墻裂縫形態(tài)及首裂部位，如圖18所示.

(a) 裂縫形態(tài) (b) 首裂部位 圖18 內(nèi)襯墻裂縫形態(tài)及首裂部位Fig.18 Cracking form and earliest cracking location of lining wall

由圖18(a)可知：地鐵車站疊合墻內(nèi)襯墻混凝土的裂縫以豎向裂縫為主，豎向裂縫占裂縫總數(shù)的90.10%，斜裂縫和不規(guī)則裂縫分別占比8.91%和0.99%.豎向裂縫分布比較均勻，斜裂縫的角度也較為接近，結(jié)合分析內(nèi)容判斷，豎向裂縫和斜裂縫是由于內(nèi)襯墻混凝土的溫度收縮和自收縮受到了鑿毛后的地下連續(xù)墻、施工縫側(cè)先期澆筑成型的混凝土和混凝土自身基體的約束作用，導(dǎo)致內(nèi)襯墻混凝土中產(chǎn)生拉應(yīng)變，當(dāng)拉應(yīng)變超過了混凝土材料的極限抗拉應(yīng)變時，結(jié)構(gòu)即開裂.

由圖18(b)可知：首裂部位位于內(nèi)襯墻底部水平施工縫處、頂部水平施工縫處、豎向施工縫處和內(nèi)襯墻面上的裂縫，其分別占裂縫總數(shù)的92.08%，3.96%，0.99%和2.97%.

裂縫從內(nèi)襯墻底部水平施工縫處首先開裂的原因是施工縫處存在先期澆筑成型的混凝土，該處混凝土已經(jīng)穩(wěn)定，新澆筑的混凝土在早齡期中，隨著溫度的下降，結(jié)構(gòu)的體積不斷收縮，體積收縮受到了底部水平施工縫側(cè)混凝土和地下連續(xù)墻的約束作用，且施工縫側(cè)混凝土進(jìn)行了鑿毛并承受了內(nèi)襯墻的重力，這種約束作用更為強(qiáng)烈，致使新澆筑的結(jié)構(gòu)中逐漸產(chǎn)生拉應(yīng)變，隨著齡期的增長，新澆筑的混凝土結(jié)構(gòu)的彈性模量不斷增大，徐變不斷減小，這種約束作用越來越強(qiáng)，結(jié)構(gòu)中的拉應(yīng)變越來越大，當(dāng)拉應(yīng)變超過了混凝土材料的極限抗拉應(yīng)變時，結(jié)構(gòu)體便開裂，一般為貫穿性的裂縫.

裂縫從內(nèi)襯墻頂部水平施工縫處首先開裂是由于地鐵車站從下至上采取分?jǐn)嗝媸┕さ姆椒?，早齡期內(nèi)襯墻還未施工車站中板，該部位直接與空氣接觸，混凝土散熱速度快，溫降速率大，溫度收縮變形量大，溫度收縮會受到鑿毛后的地下連續(xù)墻和混凝土自身基體的約束作用，導(dǎo)致靠近施工縫側(cè)的混凝土產(chǎn)生拉應(yīng)變，當(dāng)拉應(yīng)變超過了混凝土材料的極限抗拉應(yīng)變時，結(jié)構(gòu)即開裂.

裂縫從內(nèi)襯墻面上開裂的原因是內(nèi)襯墻面直接與空氣接觸，接觸面積較大，若保濕養(yǎng)護(hù)不及時或不到位，混凝土表面極易散失一定的水分，且表面散失水分多，內(nèi)部散失水分少，導(dǎo)致混凝土表面的干燥收縮變形大，內(nèi)部干燥收縮變形小，表面的收縮變形受到內(nèi)部收縮變形的約束作用[27]，從而使混凝土表面產(chǎn)生拉應(yīng)變，當(dāng)拉應(yīng)變超過了混凝土材料的極限抗拉應(yīng)變時，結(jié)構(gòu)即開裂，該類裂縫為表面裂縫，寬度較其他裂縫更小，深度較淺且無滲水，圖14(c)中的6號裂縫，圖16(b)的6號和12號裂縫均為此類裂縫.

裂縫從內(nèi)襯墻豎向施工縫處首先開裂是由內(nèi)襯墻施工工藝決定的，在澆筑下一段內(nèi)襯墻前，會拆除內(nèi)襯墻豎向施工縫處的鋼筋格柵，并對該處混凝土進(jìn)行鑿毛，因此，該處混凝土對新澆筑的混凝土具有較強(qiáng)的約束作用，新澆筑混凝土的收縮變形在豎向施工縫側(cè)混凝土與地下連續(xù)墻的共同約束作用下，最終在該處受拉開裂.

內(nèi)襯墻裂縫出現(xiàn)齡期及滲水情況分析，如圖19所示.圖19中：T為齡期.由圖19可知：在內(nèi)襯墻澆筑完成后的15 d齡期內(nèi)生成的裂縫數(shù)量占裂縫總數(shù)的92.08%，滲水裂縫數(shù)量占裂縫總數(shù)的80.20%；地鐵車站疊合墻內(nèi)襯混凝土生成的裂縫主要為收縮裂縫，且大多數(shù)為貫穿性裂縫.

(a) 裂縫出現(xiàn)齡期 (b) 裂縫滲水情況圖19 內(nèi)襯墻裂縫出現(xiàn)齡期及滲水情況Fig.19 Concrete age of crack occurring and water seepage situation of lining wall

5 不同施工因素重要性等級劃分

以單位長度內(nèi)襯墻的裂縫數(shù)量為判斷依據(jù)，將混凝土現(xiàn)場坍落度、混凝土強(qiáng)度等級、跳倉澆筑法、冷卻管技術(shù)和施工分段長度對提高內(nèi)襯墻抗裂能力的重要性進(jìn)行劃分.各施工因素重要性等級劃分，如表4所示.表4中：視跳倉澆筑法的重要性系數(shù)為1.00，其余施工因素對應(yīng)的優(yōu)化前、后的裂縫密度比值與跳倉澆筑法對應(yīng)的優(yōu)化前、后的裂縫密度比值2.68即為相應(yīng)重要性系數(shù)；ρL為裂縫密度.由表4可知：各施工因素對提高內(nèi)襯墻抗裂能力的重要性依次是跳倉澆筑法、冷卻管技術(shù)、混凝土現(xiàn)場坍落度、混凝土強(qiáng)度等級和施工分段長度.

表4 各施工因素重要性等級劃分Tab.4 Classification of importance of each construction factor

6 結(jié)論

1) 地鐵車站疊合墻內(nèi)襯混凝土生成的裂縫主要為收縮裂縫，且大多數(shù)為貫穿性裂縫，形態(tài)以豎向?yàn)橹?，且分布較為均勻.新澆筑的內(nèi)襯墻的底部水平施工縫側(cè)最容易開裂，且墻面存在少許表面裂縫.該類裂縫是由于混凝土內(nèi)、外失水程度差異較大所致，可在拆除內(nèi)襯墻鋼模板后，加強(qiáng)內(nèi)襯墻的保濕養(yǎng)護(hù)，避免此類裂縫.

2) 將強(qiáng)度為C40內(nèi)襯墻混凝土的現(xiàn)場坍落度由(140±20) mm提高至(180±20) mm后，混凝土的7 d齡期和28 d齡期強(qiáng)度值會有小幅度下降，但均能滿足現(xiàn)場施工要求.此外，流動性的提高可以增大內(nèi)襯墻分段澆筑長度，而不降低施工質(zhì)量，縮短施工工期.混凝土的強(qiáng)度等級對內(nèi)襯墻開裂有較為明顯的影響，隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高，內(nèi)襯墻開裂程度增大，若無特殊要求，不建議使用C40混凝土.

3) 疊合結(jié)構(gòu)內(nèi)襯墻所受約束作用的強(qiáng)弱是造成內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一，采用跳倉澆筑法施工內(nèi)襯墻時，可以較大程度地減小內(nèi)襯墻混凝土所受的約束作用，減小內(nèi)襯墻的開裂程度，不僅可以降低地鐵車站后期的結(jié)構(gòu)維護(hù)成本，而且極具環(huán)境效益.混凝土水泥水化的溫度效應(yīng)是引起內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一，使用冷卻管技術(shù)可以降低這種溫度效應(yīng)，減小內(nèi)襯墻的開裂程度，地鐵車站疊合墻的內(nèi)襯墻厚度為400 mm時，建議使用冷卻管技術(shù)，通水時長至少保證4 d.施工分段長度是引起內(nèi)襯墻開裂的主要原因之一，內(nèi)襯墻的施工分段長度越長，受到的約束作用越強(qiáng)，開裂程度越大，在施工條件允許的情況下，應(yīng)盡可能減小內(nèi)襯墻的施工分段長度，建議一次澆筑長度為12 m.

4) 各施工因素對提高內(nèi)襯墻抗裂能力的重要性依次是跳倉澆筑法、冷卻管技術(shù)、混凝土現(xiàn)場坍落度、混凝土強(qiáng)度等級和施工分段長度.