低水化热高抗裂机制砂海工混凝土试验研究与应用

刘汝华，孙淼，施一春，2

（1.宁波富邦公路工程建设有限公司，浙江 宁波 315613；2.宁波富邦基础设施投资有限公司，浙江 宁波 315613）

0 引言

近年来由于天然砂资源紧张、价格水涨船高[1]。而机制砂资源丰富、经济性明显，我国在限制天然砂过度开采的同时，也积极促进机制砂的推广应用。因此，机制砂替代天然砂已成为必然趋势。刘晓凡等[2]研究提出隧道洞渣石粉含量从7.3%增至18.6%，混凝土拌合物流动性降低超过11.4%，3 d、28 d 抗压强度和28 d 电通量均有提高。黄志刚等[3]研究指出机制砂中的针片状含量及粒径的增大，混凝土的流动性、抗压强度和抗渗性能均降低，其对抗折强度的影响程度远大于抗压强度。傅蕾等[4]研究发现，机制砂混凝土的收缩率比河砂的要高，并且随着混凝土的强度水平的提升，收缩率也会相应上升。于本田等[5]在机制砂混凝土早期收缩、抗裂及力学性能测试中发现，添加SAP 和PVA 纤维可以有效地降低早期收缩，其中SAP 的效果达到93%，PVA 的纤维则有助于减少早期开裂，其中，添加SAP 和PVA 的混合物可以有效改善混凝土的力学特性，但是添加膨胀剂和减缩剂则会导致混凝土的力学特性下降。徐延等[6]研究提出石粉含量在10%左右，混凝土力学性能和抗氯离子渗透性较好，过多会使混凝土塑性开裂敏感性提高。张凌强等[7]的研究表明，随着石粉含量的增加，混凝土的早期干缩会变得更加明显，而当石粉含量达到7%时，其干缩程度最高。郑晓冬等[8]采用花岗岩洞渣生产的机制砂石骨料配制一种具有优良工作性、力学性能和耐久性的T 梁用C50 混凝土，其刚度、强度和抗裂性均达到了设计要求。孙胜伟[9]研究指出C30 机制砂混凝土的石粉含量宜在10%～15%，C50 宜在7%～10%，但在该范围内能提高C30 混凝土耐久性，而对C50 混凝土耐久性影响不大。

本文基于上述研究成果，结合宁波某明挖海底隧道项目特点，依据就近取材的原则，有效利用工程隧道洞渣制备机制砂，开展滨海围垦区暗埋隧道机制砂海工混凝土应用及裂缝控制技术研究，本项目为国内首次采用机制砂配制高性能大断面防裂暗埋箱体。通过配合比设计与优化、混凝土结构开裂风险评估和工程应用温度监控及抗裂效果评价，研究提出一种低水化热高抗裂机制砂海工混凝土配制及应用关键技术，解决在不依靠冷却水管降温的条件下机制砂混凝土自身水化热高、抗裂性低的问题，为机制砂混凝土的应用与发展提供重要支撑。

1 原材料

1.1 水泥

水泥为宁海强蛟海螺产的P·II52.5 水泥，其主要性能见表1。

表1 水泥的主要性能Table 1 Main performance of cement

1.2 矿物掺合料

粉煤灰为浙江某电厂产的F 类I 级粉煤灰，细度7.1%，烧失量3.0%；矿粉为张家港恒昌产的S95 级矿粉，密度2.9 g/cm3，比表面积400 m2/kg，28 d 活性指数97%。

1.3 集料

粗细集料均为本项目海底隧道洞渣自产的，粗集料为5～25 mm 连续级配碎石，细集料为细度模数2.8 的Ⅱ区中砂，粗、细集料的主要性能如表2 所示。

1.4 功能材料

减水剂为宁波某公司的复合型高性能减水剂，减水率为26.2%；膨胀剂为宁波某公司的HEA 型膨胀剂，膨胀剂的主要性能如表3 所示。聚丙烯纤维为无锡某公司生产的长度为12 mm、当量直径为34.2 μm 的聚丙烯纤维；混凝土拌合用水采用洁净自来水，符合JGJ 63—2006《混凝土用水标准》的要求。

表3 膨胀剂的主要性能Table 3 Main performance of expansion agent

2 配合比设计

2.1 设计思路

隧道主体结构如图1 所示，为双向6 车道箱体设计，其中暗埋箱体底板厚1.2 m、侧墙厚1.1 m、顶板厚1.1 m，属于狭长的大体积结构，采取分段浇筑，在新老混凝土界面约束作用下易产生较大应力使混凝土开裂，且结构内部无法布置冷却水管降温，这对混凝土本身的抗裂性提出了更高要求。箱体结构混凝土设计为C50 机制砂海工混凝土，坍落度要求（180±20）mm，28 d 抗压强度≥59.87 MPa，84 d 氯离子扩散系数＜2.0×10-12m2/s，抗渗等级≥P10。

图1 隧道箱体截面图Fig.1 Cross-sectional view of tunnel box

针对该大体积混凝土结构，在进行混凝土配合比设计时，在保证混凝土施工性能和强度的同时，尽可能使用大掺量矿物掺合料，大幅降低胶凝材料的水化热，尽量降低浆体比，从而降低其水化热，同时也有利于提高体积稳定性和抗裂性；利用膨胀剂的微膨胀应力来抵消混凝土的收缩应力，并适量添加聚丙烯纤维来增强其抗裂性。

2.2 基准配合比设计

以水胶比0.34 的胶砂作为研究对象，改变胶凝材料中水泥、矿粉、粉煤灰和膨胀剂的质量比例，测试其28 d 抗压强度、绝热温升[2]依据JTS/T 236—2019《水运工程混凝土试验检测技术规范》采用混凝土绝热温升测定仪（A-142）进行检测，结果如表4 所示。

表4 不同胶凝体系胶砂强度和绝热温升测试结果Table 4 Test results of mortar strength and adiabatic temperature rise of different gelling systems

可以看出，随着矿物掺合料比例的增加，28 d抗压强度逐渐降低，绝热温升也在降低，这主要是因为矿物掺合料的水化活性较水泥低，其掺量越高，水化程度越低，水化热也越低，但同时强度也会降低。因此，兼顾考虑强度和绝热温升，宜选择J4 组即水泥∶矿粉∶粉煤灰∶膨胀剂=0.55∶0.2∶0.15∶0.1 的胶凝体系进行混凝土配合比设计。

基于上述研究结果，选用JGJ 55—2011《普通混凝土配合比设计规程》作为机制砂海工混凝土配合比的设计依据，经理论计算与初步试验，选取如表5 所示的基准配合比。

表5 基准配合比Table 5 Base mix ratio

3 试验结果与讨论

根据GB/T 50080—2016《普通混凝土拌合物性能试验方法标准》和GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》，对混凝土拌合物的坍落度、扩展度、表观密度和含气量进行测试，并对其氯离子扩散系数和抗渗等级进行测试；对混凝土结构开裂风险进行评估和温度监测，均可参照GB 50496—2018《大体积混凝土施工标准》。

3.1 水胶比对混凝土性能的影响

试验在基准配合比的条件下，保持浆体比为34.5%，砂率为45%，研究水胶比变化对混凝土性能的影响，具体试验配合比如表6 所示，结果如表7 所示。

表6 不同水胶比试验配合比Table 6 Different water-cement ratio test mix ratio

表7 不同水胶比混凝土性能Table 7 Properties of concrete with different water-cement ratios

由表7 分析可知，不同水胶比的混凝土虽流动性良好但包裹性欠佳，且水胶比为0.36 时28 d抗压强度不足，这主要是因为砂率偏低，混凝土中砂浆量不足，对碎石的包裹性差，且水胶比增加，混凝土密实度降低，强度降低。因此，在保证强度的前提下，宜选择水胶比为0.32。

3.2 砂率对混凝土性能的影响

试验在保持浆体比为34.5%和水胶比为0.32的条件下，研究了砂率变化对混凝土性能的影响，试验配合比见表8，结果见表9。

表8 不同砂率试验配合比Table 8 Different sand rate test mix ratio

表9 不同砂率混凝土性能Table 9 Properties of concrete with different sand rates

由表9 可知，随着砂率的增加，混凝土包裹性变好，强度略有降低，但也都符合设计要求，这主要是因为砂率提高，混凝土中砂浆量增多，对碎石的包裹性好。因此，考虑到强度的富余，宜选择砂率为48%。

3.3 浆体比对混凝土性能的影响

试验在保持砂率为48%和水胶比为0.32 的条件下，研究了浆体比变化对混凝土性能的影响，具体试验配合比见表10，结果见表11。

表10 不同浆体比试验配合比Table 10 Different slurry ratio test mix ratio

表11 不同浆体比混凝土性能Table 11 Properties of concrete with different slurry ratios

由表11可知，浆体比的降低对混凝土流动性和包裹性影响不大，但对其强度影响较大，这主要是因为，浆体比降低，胶凝材料总量减少，水化产物减少，胶结性和密实度降低，强度也随之降低，但考虑到浆体比降低有利于混凝土体积稳定性提升和降低收缩，因此，宜选择浆体比为33%。

3.4 耐久性研究

图2 为D6 组混凝土早期收缩形变量随龄期的变化曲线，依据JTG 3420—2020《公路工程水泥及水泥混凝土试验规程》中的（非接触法）测定混凝土的早期收缩（近年来，由于水泥混凝土品种增多以及矿物掺合料、外加剂等的广泛使用，导致混凝土早期收缩明显增大，采用接触法无法反应早龄期（3 d 之内）混凝土的体积变形性能，而非接触法一般只用于混凝土的早龄期收缩测试）。可以看出，随着混凝土龄期的增长，1～7 d 的形变量增长幅度最大，而7～28 d 则先略有增长并基本保持不变后逐渐减少，其中7 d 形变量为175 με，28 d形变量为167 με，差值仅8 με，说明该配合比早期体积稳定性好。此外，经检验，该配合比84 d氯离子扩散系数为1.8×10-12m2/s，抗渗等级为P12，也都符合设计要求。综上，优选D6 组混凝土配合比为机制砂海工混凝土最优配合比。

图2 混凝土早期收缩形变量随龄期的变化曲线Fig.2 Concrete early shrinkage deformation curve with age

3.5 结构开裂风险评估

隧道箱体断面尺寸33.6 m×9.35 m，分为底板、侧墙、顶板三次浇筑，根据实际施工情况，取最不利工况隧道两端受约束（跳舱施工中间节段）工况进行计算。计算时取弹模为2.2×104MPa，箱体侧面计算取表面散热系数50 kJ/（m2·h·℃），垫层底部散热系数10 kJ/（m2·h·℃）；温度及温度应力计算从混凝土浇筑开始，模拟之后28 d 的温度应力发展；混凝土浇筑按最不利工况考虑，浇筑温度按35 ℃计算，环境温度按（30±3）℃计算。箱体标准长度按15 m、20 m、25 m 三种工况分别计算。在以上设定条件下，箱体内部最高温度约73.3 ℃，温峰出现时间约为浇筑后第2～3 天。应力计算结果见表12。

表12 箱体温度应力场计算结果Table 12 Calculation results of box temperature stress field

由表12 可知，不同工况下混凝土内部最高温度差异不大，这主要是因为内部最高温度取决于结构最小厚度，而各结构部位厚度基本相当；各结构部位各龄期混凝土安全系数均大于1.2，但最小抗裂安全系数小于1.4，安全系数偏小；综上，按15 m 分段浇筑工况计算，各龄期结构最小安全系数均＞1.4；20 m 分段底板侧墙最小安全系数＞1.4，顶板为1.39，与1.4 接近，控裂保障率接近85%；25 m 分段顶板、底板最小安全系数均＜1.4，控裂保障率不足。因此，箱体施工宜选择15 m 或20 m 分段浇筑。

4 工程应用

4.1 试验段概况

选取5 个节段的侧墙为试验段，每节段长约20 m，全长约100 m，以D6 组混凝土配合比作为试验对象，对5 个试验段的混凝土温度进行了实时监测，监测结果见表13，总体上，混凝土内部最高温度、内表温差和降温速率等基本符合温控标准要求。

表13 5 节段侧墙温度监测结果Table 13 5 section sidewall temperature monitoring results

4.2 抗裂效果评价

从混凝土浇筑起至结构成型1 a 时间内，对1—5 节段侧墙温度裂缝产生及扩展情况进行全程记录，裂缝分布情况如表14 所示。分析可知：在1—5 节段总长约100 m 的范围内，合计裂缝数量仅32 条，裂缝分布密度低至0.32 条/m，且平均裂缝宽度也均低于设计规范要求的≤0.2 mm，说明所配制的机制砂海工混凝土抗裂效果好。

表14 侧墙温度裂缝分布情况Table 14 Distribution of temperature cracks in sidewalls

5 结语

试验针对大体积隧道箱体结构内部无法布置冷却水管降温而导致温度应力大、结构易开裂的问题，研究提出一种低水化热高抗裂机制砂海工混凝土配制及应用关键技术，并得出以下结论：

1） 混凝土配合比的设计宜选择水胶比为0.32，砂率为48%，浆体比为33%，最优配合比为水泥264 kg/m3、矿粉72 kg/m3、粉煤灰96 kg/m3、膨胀剂48 kg/m3、砂858 kg/m3、碎石930 kg/m3、聚丙烯纤维0.9 kg/m3、水154 kg/m3、外加剂4.8 kg/m3。

2） 所配制的混凝土不仅流动性和包裹性好，强度符合设计要求，而且7 d 至28 d 的形变量仅为8 με，体积稳定性好；84 d 氯离子扩散系数为1.8×10-12m2/s，也符合设计要求，混凝土耐久性好。

3） 经结构开裂风险评估，箱体施工宜选择15 m 或20 m 分段浇筑，可确保最小安全系数均＞1.4，控裂保障率高。

4） 经1—5 节段侧墙试验段温度监控和抗开裂效果评价，混凝土最大温升、内表温差和降温速率等基本符合温控标准要求，且结构成型1 a时间内，裂缝分布密度低至0.32 条/m，且平均裂缝宽度也均低于设计规范要求的≤0.2 mm，混凝土抗裂效果好。