現(xiàn)澆混凝土板早期順筋裂縫研究

屈文俊 秦怡惟 朱 鵬 侯克亮

(同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海200092)

1 引言

2013年筆者在華東地區(qū)檢測到了施工期間現(xiàn)澆樓板沿鋼筋方向出現(xiàn)貫穿裂縫的三個工程案例。在這些工程實例中，產(chǎn)生了順筋裂縫，即在混凝土板中沿混凝土與兩個方向正交鋼筋的接觸面產(chǎn)生裂縫，而其他部位沒有產(chǎn)生裂縫，裂縫形態(tài)如圖1、圖2所示。順筋裂縫產(chǎn)生的原因可能是混凝土早期抗拉強(qiáng)度低，而水化熱過大，其產(chǎn)生的溫度應(yīng)力大于對應(yīng)的早期抗拉強(qiáng)度。

按以上分析，順筋裂縫的產(chǎn)生需要滿足兩個條件:①溫差本身不會在具有基本抗拉強(qiáng)度的混凝土中產(chǎn)生裂縫;②早期混凝土與鋼筋之間的線膨脹系數(shù)差產(chǎn)生的溫度應(yīng)力足夠大，與溫差疊加產(chǎn)生裂縫;或者(也可同時滿足)混凝土與鋼筋接觸面的抗拉強(qiáng)度并沒有達(dá)到基本抗拉強(qiáng)度，在接觸面出現(xiàn)裂縫。

本文主要從以上兩個方面分析裂縫成因，首先分析早期混凝土的基本力學(xué)性能，包括抗拉強(qiáng)度和彈性模量，進(jìn)行溫度應(yīng)力計算，再利用試驗探究鋼筋混凝土接觸面的早期抗拉強(qiáng)度是否小于混凝土自身抗拉強(qiáng)度。

圖1 上海橫沙漁港核心功能區(qū)建設(shè)項目一期預(yù)加工車間板底順筋裂縫Fig.1 Cracks along steel in cast-in-place concrete slab in a factory in Shanghai

圖2 杭州市連城國際花園1號樓第一層樓蓋結(jié)構(gòu)板底順筋裂縫Fig.2 Cracks along steel in cast-in-place concrete slabs in a residential building in Hangzhou

2 早期混凝土的力學(xué)性能

2.1 抗拉強(qiáng)度

抗拉強(qiáng)度是混凝土的重要力學(xué)性能?；炷恋脑缙诳估瓘?qiáng)度與多種因素相關(guān)，包括所用的水泥強(qiáng)度等級及礦物成分、水灰比、外加劑種類及摻量、粗骨料強(qiáng)度及表面粗造程度等[1]。

國內(nèi)外學(xué)者的試驗研究表明，抗拉強(qiáng)度隨著齡期的增長而增長，文獻(xiàn)[1]、[2]表明，早期抗拉強(qiáng)度增長速度較快，以后增長速度較緩慢[2]。

2.2 彈性模量

彈性模量反映了混凝土所受應(yīng)力與產(chǎn)生應(yīng)變的關(guān)系，是混凝土重要的力學(xué)性能。隨著水化作用的進(jìn)行，混凝土彈性模量單調(diào)增長，但增長速度漸減并趨向收斂[3]，最后趨向于一個穩(wěn)定值。

2.3 早期抗拉強(qiáng)度與彈性模量對比

為了分析早期裂縫產(chǎn)生的原因，進(jìn)行早期混凝土抗拉強(qiáng)度和彈性模量的對比。

以Boulay等[4]采用BTJASPE試驗裝置測得的數(shù)據(jù)(水灰比0.54)為例，得到的彈性模量曲線和抗拉強(qiáng)度曲線分別如圖3、圖4所示。

由圖可見，彈性模量的增長速度與抗拉強(qiáng)度的增長速度不同步。在2 d齡期之前彈性模量比抗拉強(qiáng)度增長快，更容易出現(xiàn)由收縮變形受約束產(chǎn)生的拉應(yīng)力大于抗拉強(qiáng)度的情況，也即更容易出現(xiàn)裂縫。

圖3 文獻(xiàn)4中所研究混凝土的抗拉強(qiáng)度曲線Fig.3 The tensile strength curve in reference 4

圖4 文獻(xiàn)4中所研究混凝土的抗拉強(qiáng)度曲線Fig.4 The young's modulus curve in reference 4

3 早期順筋裂縫分析

根據(jù)分析，混凝土板產(chǎn)生早期順筋裂縫的元兇是水化熱過大，最可能的直接原因有兩點:

(1)溫度應(yīng)力，包括混凝土凝結(jié)過程中水化熱造成的溫差產(chǎn)生的溫度應(yīng)力——溫差應(yīng)力，以及早期混凝土與鋼筋的線膨脹系數(shù)差導(dǎo)致的溫度應(yīng)力——線差應(yīng)力。如果截面配筋率大，則在溫差過大時容易出現(xiàn)由線差導(dǎo)致的沿鋼筋方向的裂縫[5]。

(2)早期混凝土與鋼筋表面的抗拉強(qiáng)度低于同齡期的混凝土抗拉強(qiáng)度。

本節(jié)對以上兩點原因進(jìn)行具體分析，首先進(jìn)行溫度應(yīng)力計算，再用試驗驗證鋼筋混凝土接觸面的早期抗拉強(qiáng)度是否小于混凝土自身抗拉強(qiáng)度。

3.1 溫度應(yīng)力計算

3.1.1 相關(guān)參數(shù)說明

為計算溫度應(yīng)力，需要彈性模量曲線、抗拉強(qiáng)度曲線、混凝土線膨脹系數(shù)曲線、水化熱引起的混凝土溫升曲線。利用相關(guān)文獻(xiàn)中的曲線來說明。

1)彈性模量和抗拉強(qiáng)度

采用 Boulay C等[4]測得的早期混凝土性能試驗數(shù)據(jù)，其抗拉強(qiáng)度和彈性模量曲線分別見圖3、圖4。

2)熱膨脹系數(shù)

龍炳煌等[5]總結(jié)前人研究成果得出，鋼筋的線膨脹系數(shù)大約為12×10-6℃。

混凝土的熱膨脹系數(shù)利用相關(guān)文獻(xiàn)中曲線來說明。Laplante P等[6]所采用混凝土與文獻(xiàn)[4]的試驗中混凝土配合比相近，其配合比見表1，得到的混凝土熱膨脹系數(shù)隨混凝土成熟程度的關(guān)系見圖5。

表1 文獻(xiàn)[6]中所研究混凝土的配比Table 1 The concrete proportioning in reference 6

圖5 文獻(xiàn)[6]中混凝土的線膨脹系數(shù)曲線Fig.5 The thermal expansion coefficient curve of concrete in reference 6

3)混凝土溫度歷史曲線

混凝土凝結(jié)時溫度變化同樣采用文獻(xiàn)[6]中的曲線，見圖6。采用的是16 cm×32 cm圓柱形試件，在絕熱條件下混凝土凝結(jié)時有15℃的溫差，置于室溫20℃下混凝土溫差4℃。

3.2.2 計算溫度應(yīng)力

計算溫度應(yīng)力時，簡化約束條件(樓板約束系數(shù)為1)，忽略自收縮和徐變，假設(shè)混凝土外表面和內(nèi)表面不存在溫度差，不考慮鋼筋混凝土接觸面粘結(jié)力的損傷。

利用接觸面上混凝土應(yīng)力與鋼筋應(yīng)力互相平衡計算線差應(yīng)力，公式如下。

圖6 文獻(xiàn)[6]中混凝土的溫度曲線Fig.6 The temperature curves of concrete in reference 6

式中，Es，Ec分別為鋼筋和混凝土的彈性模量(MPa);αs，αc分別為鋼筋和混凝土的線膨脹系數(shù);As，Ac分別為鋼筋面積和混凝土面積(mm2);ε為溫度應(yīng)變;△T為溫差(℃);σs，σc分別為鋼筋應(yīng)力和混凝土應(yīng)力(MPa);ρ為配筋率(%)。

線差應(yīng)力隨配筋率增大而增大。下面計算的線差應(yīng)力是當(dāng)配筋率從1%到3%變化時的應(yīng)力。利用MATLAB編程分別計算絕熱條件和非絕熱條件下的溫差應(yīng)力和線差應(yīng)力，再將兩者疊加后與混凝土抗拉強(qiáng)度對比。絕熱條件下，溫差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力、線差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力、混凝土溫度應(yīng)力與抗拉強(qiáng)度對比結(jié)果見圖7—圖9;非絕熱條件下，溫差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力、線差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力、混凝土溫度應(yīng)力與抗拉強(qiáng)度對比結(jié)果見圖10—圖12。

圖9 絕熱狀態(tài)下混凝土溫度應(yīng)力與混凝土抗拉強(qiáng)度對比Fig.9 The contrast of temperature stress and tensile strength of concrete under adiabatic condition

圖7 絕熱狀態(tài)下溫差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力Fig.7 The temperature deformation and stress of concrete caused by temperature difference under adiabatic condition

圖8 絕熱狀態(tài)下線差引起的混凝土應(yīng)力和鋼筋應(yīng)力Fig.8 The temperature deformation and stress of concrete caused by difference in linear expansion coefficients under adiabatic condition

從圖7—圖9可見，在絕熱條件下，3 d齡期時溫差應(yīng)力達(dá)到了3 MPa，超過了抗拉強(qiáng)度，相比之下線差應(yīng)力很小，在配筋率為3%時只有0.038 MPa，是溫差應(yīng)力的1.2%。從圖10—圖12可見，在非絕熱狀態(tài)下，2 d齡期時溫差應(yīng)力為1.15 MPa，線差應(yīng)力為 0.015 MPa，約為溫差應(yīng)力的1.3%，兩者疊加的溫度應(yīng)力并未超過混凝土抗拉強(qiáng)度。

圖10 非絕熱狀態(tài)下溫差引起的混凝土溫度變形和溫度應(yīng)力Fig.10 The temperature deformation and stress of concrete caused by temperature difference under non-adiabatic condition

圖11 非絕熱狀態(tài)下線差引起的混凝土應(yīng)力和鋼筋應(yīng)力Fig.11 The temperature deformation and stress of concrete caused by difference in linear expansion coefficients under non-adiabatic condition

類比到工程中的混凝土，雖然施工中的溫度差不會像絕熱條件這么極端，但確實會存在某個溫度歷史，使其產(chǎn)生的溫度應(yīng)力大于混凝土抗拉強(qiáng)度。但是，由于線差與溫差相比帶來的影響太小，很難保證鋼筋混凝土接觸面產(chǎn)生裂縫而混凝土自身不產(chǎn)生裂縫。因此把焦點轉(zhuǎn)移到鋼筋混凝土接觸面早期強(qiáng)度上。

圖12 非絕熱狀態(tài)下混凝土溫度應(yīng)力與混凝土抗拉強(qiáng)度對比Fig.12 The contrast of temperature stress and tensile strength of concrete under non-adiabatic condition

3.2 鋼筋與混凝土接觸面早期強(qiáng)度

鋼筋混凝土粘結(jié)界面是由鋼筋和混凝土形成的一種傳遞二者之間作用力，使鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)能夠共同承受荷載的極為重要而又十分特殊的界面材料。相對混凝土而言，鋼筋材料可以認(rèn)為是損傷很小而忽略不計。而混凝土是一種多相復(fù)合材料，其成型硬化的過程中，由于骨料下沉、水分蒸發(fā)等因素，在粗骨料和砂漿之間會由于沉降和干縮造成微量的界面裂縫，也就是初始損傷。鋼筋埋置在混凝土中，相當(dāng)于混凝土中又摻加了一種材料，與上述相同的原因，在粘結(jié)界面上必然會出現(xiàn)微量的界面裂縫即初始損傷，從宏觀上看，主要是鋼筋與混凝土界面上的微裂隙;從細(xì)觀量級上看，主要是砂漿中由于收縮不均勻造成的砂漿裂紋。

另外，在混凝土界面過渡區(qū)，也就是水泥漿體和集料接觸面，早期強(qiáng)度要比同期的水泥漿體低[7]。

為研究鋼筋混凝土接觸面的抗拉強(qiáng)度，按照GB/T 17671—199水泥膠砂強(qiáng)度檢驗方法(ISO法)[8]對水泥膠砂試件進(jìn)行抗折試驗。

1)所需儀器

萬能試驗機(jī)(量程5 000 N，精度0.01 N)。支撐原柱之間距離100 mm。

2)所需材料

20 mm×40 mm×6 mm鋼板12塊，鋼板表面未特別進(jìn)行拉毛，入模前用酒精進(jìn)行清洗以去除鋼板加工過程中可能加入的潤滑油。40 mm×40 mm×160 mm模具24個。水泥膠砂的質(zhì)量配合比見表2。

表2 膠砂配合比Table 2 The ratio of cement and sand

3)試驗方法

澆筑40 mm×40 mm×160 mm棱柱體試件共24塊，分為4組，每組6個試塊，其中3個為純水泥膠砂試件，另外3個為中間嵌鋼板的水泥膠砂試件(見圖13，澆筑時鋼板靠模具側(cè)面，試驗時將此側(cè)面作為底面)。

用萬能試驗機(jī)以1 mm/min的速度進(jìn)行加載。GB/T 17671—1999中加載速度為50 N/s，考慮到試驗中水泥膠砂齡期很小，并且內(nèi)嵌鋼板的試件可能抗折強(qiáng)度更小，若采用50 N/s的加載速度，可能幾秒之內(nèi)就破壞。故用位移來控制加載速度，采用1 mm/min進(jìn)行加載。

在室溫14.5℃、濕度為60%的條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)后拆模，各組的加載齡期見表3。

圖13 內(nèi)嵌鋼板的水泥膠砂試件Fig.13 The mortar specimens with steel plates

表3 各組試件加載齡期表Table 3 The loading ages of specimens

4)試驗結(jié)果

對于內(nèi)嵌鋼板的試件，第2組、3組、4組試件澆筑好第一批時未即時確認(rèn)鋼板位置，加載后發(fā)現(xiàn)只有第2組(20 h齡期)的2個試件是有效的。因此，對這三組試件進(jìn)行第二次澆筑，同時對第1組試件進(jìn)行第一次澆筑，并確認(rèn)好鋼板位置，其中第2組試件中的一個試件在拆模時就沿鋼板斷裂，為無效試件?？偨Y(jié)下來，第1組、2組、3組、4組組試件的有效試件個數(shù)為3組、2組、5組、3組。

內(nèi)嵌鋼板的試件由于澆筑時鋼板位置不好掌握，容易出現(xiàn)鋼板偏移中心位置或者鋼板傾斜;在拆模時輕微的震動也可能使鋼筋與混凝土接觸面間的損傷增大，導(dǎo)致這些試件得到的抗折強(qiáng)度較為不穩(wěn)定，見圖14。

試驗結(jié)果中得到的抗折強(qiáng)度按GB/T 17671—1999中式(5)計算得到:

式中，F(xiàn)f為折斷時施加于棱柱體中部的荷載(N);L為支撐圓柱之間的距離(mm);b為棱柱體正方形截面的邊長(mm)。

圖14 內(nèi)嵌鋼板的水泥砂漿試件抗折強(qiáng)度Fig.14 The bending strength of mortar specimens with steel plates

觀察到內(nèi)嵌鋼板的水泥砂漿試件抗折強(qiáng)度的整體趨勢是沿齡期上升的，并且最大強(qiáng)度仍小于同期水泥砂漿試件的抗折強(qiáng)度。根據(jù)GB/T 17671—1999，需要對與平均值相差超過15%的數(shù)據(jù)進(jìn)行剔除，但各個齡期的數(shù)據(jù)都太過分散，因此不進(jìn)行數(shù)據(jù)剔除，內(nèi)嵌鋼板的抗折強(qiáng)度按平均值表示。不帶鋼板的水泥砂漿強(qiáng)度按GB/T 17671—1999表示，結(jié)果見圖15。水泥砂漿的抗折強(qiáng)度要比帶鋼板的水泥砂漿試件的抗折強(qiáng)度大。

5)抗拉強(qiáng)度對比結(jié)論

抗折試驗中，試件下部邊緣纖維達(dá)到抗拉強(qiáng)度時即在試件下部出現(xiàn)裂縫，在加載過程中水泥砂漿的拉和壓都可以看作是在線彈性范圍內(nèi)，因此可以用折斷時施加于棱柱體中部的荷載Ff來表示材料的抗拉強(qiáng)度。

式中，σf為抗折強(qiáng)度(MPa)，其余符號含義同式(5)。

圖15 內(nèi)嵌鋼板與不帶鋼板的水泥砂漿抗折強(qiáng)度Fig.15 The bending strength of mortar specimens with and without steel plates

可以看出，式(6)與式(5)中的抗折強(qiáng)度表示形式一致。因此試驗中的抗折強(qiáng)度可以代表水泥膠砂的抗拉強(qiáng)度，說明水泥膠砂(混凝土)與鋼板(鋼筋)之間的垂直抗拉強(qiáng)度比同齡期水泥膠砂(混凝土)要弱。

4 防治措施

(1)對于現(xiàn)澆混凝土板，應(yīng)科學(xué)地選擇原材料，采用低水化熱的水泥并摻入適當(dāng)?shù)膿胶狭?，減小水膠比，從而降低水化熱。

(2)合理地選擇早期養(yǎng)護(hù)方法，如蒸汽養(yǎng)護(hù)或高壓蒸汽養(yǎng)護(hù)，有利于保證水泥水化的濕度和溫度，使水化熱盡量擴(kuò)散。張波等[9]指出，在混凝土振搗、抹面完成后且初凝之前，可在混凝土板面上覆蓋一層塑料薄膜保濕養(yǎng)護(hù)，在一定時間內(nèi)確?；炷涟迕娌簧先思暗醴盼矬w，使混凝土與鋼筋接觸面能有足夠時間產(chǎn)生抵抗混凝土變形的早期強(qiáng)度。

5 結(jié)論

(1)早期混凝土中水化熱產(chǎn)生的溫度差引起拉應(yīng)力，但是由于線差與溫差相比帶來的影響太小，很難保證鋼筋混凝土接觸面產(chǎn)生裂縫而混凝土自身不產(chǎn)生裂縫，所以這并不是產(chǎn)生順筋裂縫的主要原因;

(2)由于早期混凝土與鋼接觸面垂直抗拉強(qiáng)度相對較弱，導(dǎo)致混凝土板早期產(chǎn)生順筋裂縫。由于早期混凝土的收縮相對較大，使順筋裂縫貫穿樓板。這種順筋貫穿性裂縫不僅造成板面滲水，而且可導(dǎo)致內(nèi)部鋼筋的銹蝕，最終將對混凝土耐久性造成嚴(yán)重影響[9]。

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