港珠澳大橋預制橋墩裂縫控制技術(shù)

王新剛，孫業(yè)發(fā)，徐鴻玉

（1.中交天津港灣工程研究院有限公司，天津300222；2.中交一航局第五工程有限公司，河北秦皇島066002）

港珠澳大橋預制橋墩裂縫控制技術(shù)

王新剛1，孫業(yè)發(fā)2，徐鴻玉2

（1.中交天津港灣工程研究院有限公司，天津300222；2.中交一航局第五工程有限公司，河北秦皇島066002）

為解決港珠澳大橋CB03標預制橋墩產(chǎn)生裂縫問題，采用有限元仿真模擬分析墩身內(nèi)部溫度和應變狀況，在墩身內(nèi)部埋設溫度和應變傳感器進行溫度和應變原位測試。確定產(chǎn)生裂縫的根本原因是橋墩施工縫上下層混凝土收縮不同步，在此基礎上制定了相應的防裂技術(shù)措施，較好地解決了裂縫問題。

港珠澳大橋；預制；橋墩；裂縫；收縮

1 工程概況

港珠澳大橋主體工程CB03合同段墩身采用矩形薄壁空心墩，內(nèi)部設縱向腹板1道，四周設矩形倒角，采用C50混凝土。16—41號、9—72號為整體式橋墩，施工縫位置在第1節(jié)與第2節(jié)、第2節(jié)與第3節(jié)之間。

典型橋墩31號墩身截面尺寸為10 m×3.5 m（橫橋向×縱橋向），順橋向壁厚0.8 m，橫橋向壁厚1.20 m，底部實心段厚度為5.5 m，第1次澆筑承臺和2.5 m墩身，第2次澆筑10.25 m墩身，第3次澆筑墩帽。

31號橋墩2013年1月31日開始澆筑，2月 21日澆筑完成，歷時22 d。31號橋墩混凝土澆筑情況如表1。承臺和2.5 m墩身與接高墩身混凝土澆筑齡期差為7 d，接高墩身與墩帽混凝土澆筑齡期差為11 d。

表1 31號橋墩混凝土澆筑情況Table1 No.31 pier concrete pouring

3月3日拆除墩帽外模時發(fā)現(xiàn)墩帽長面各有2條裂縫，4條裂縫均位于橋墩軸線兩側(cè)約1.4 m處，豎向開裂，較順直。裂縫在距離施工縫1～2 m范圍最寬，約0.2 mm，向上、下延伸，如圖1所示。

圖1 墩帽裂縫位置圖（單位：cm）Fig.1 Pier cap crack location（cm）

3月19日發(fā)現(xiàn)承臺+2.5 m墩身與接高墩身施工縫上方長面各有2條裂縫，豎向開裂較順直，寬度約0.2 mm，裂縫長度如圖2所示。

其他已經(jīng)預制完成的橋墩存在類似的裂縫。為了提高工程質(zhì)量，需要對裂縫產(chǎn)生的原因進行分析研究，并制定相應的防裂技術(shù)措施。

圖2 墩身裂縫位置圖（單位：cm）Fig.2 Pier crack location（cm）

2 混凝土早期開裂原因分析

由于剛澆筑完成的混凝土使用荷載并未作用，而施工荷載或自重通常通過支撐結(jié)構(gòu)來傳遞，因此早期裂縫并不是因荷載因素造成的?？梢哉J為絕大多數(shù)“早期裂縫”是由于變形因素造成的，確切地說，是收縮作用的結(jié)果[1]?；炷潦湛s主要可分為兩大類：溫度收縮和濕度收縮。溫度收縮包括大體積混凝土急劇溫升后引起的溫降收縮；與濕度相關(guān)的收縮包括混凝土因內(nèi)外濕度變化引起的各種收縮，如干縮、自收縮、塑性收縮、碳化收縮等。另外，溫度作用與濕度作用引起的收縮往往同時發(fā)生，相互作用[2]。

為了進一步明確預制橋墩裂縫產(chǎn)生的原因，分別進行了溫度應力仿真分析和溫度、應變的原位測試分析。

3 預制橋墩溫度應力仿真分析

3.1 有限元模型的建立

采用有限元軟件midas Civil，根據(jù)31號橋墩的實際尺寸建立有限元模型，如圖3所示。

根據(jù)混凝土配合比，膠凝材料水化熱折減系

數(shù)取0.79[3]，單位體積混凝土水泥用量當量值為376 kg。混凝土強度進展函數(shù)系數(shù)a取0.4，系數(shù)b取0.95。仿真分析模擬實際施工過程進行，仿真分析計算時間為30 d。

3.2 溫度場仿真分析結(jié)果

墩身36 h溫度場如圖4所示，墩身內(nèi)部溫度隨時間發(fā)展變化如圖5所示。

圖3 預制橋墩有限元模型Fig.3 Finite element modelofprefabricated pier

圖4 墩身36 h溫度場Fig.4 36 h temperature field of the pier

圖5 墩身內(nèi)部溫度隨時間發(fā)展變化圖Fig.5 Variation ofpier internaltemperature over time

3.3 應力場仿真分析結(jié)果

墩身360 h P1主應力場如圖6所示，墩身最大P1主應力隨時間發(fā)展變化如圖7所示。

圖6 墩身360 h P1主應力場Fig.6 Pier 360 h P1main stress field

圖7 墩身P1主應力隨時間發(fā)展變化圖Fig.7 Variation of pier P1main stress over time

由圖6和圖7可以看出，墩身裂縫實際出現(xiàn)位置與仿真分析結(jié)果比較接近。

4 預制橋墩溫度及應變的原位測試分析

4.1 應變傳感器的埋設

為了解墩身混凝土內(nèi)部溫度和應力的實際發(fā)展變化規(guī)律，在墩身混凝土內(nèi)埋設3層帶有測溫功能的應變計，每層布置5個，應變計布置如圖8所示。

4.2 溫度測試結(jié)果

墩身內(nèi)部混凝土實測溫度曲線如圖9所示，與圖5對比，混凝土內(nèi)部最高溫度、溫峰出現(xiàn)時間及溫度發(fā)展變化規(guī)律與仿真分析基本一致。

4.3 應變測試結(jié)果

墩身內(nèi)部混凝土應變典型測點應變值隨時間發(fā)展變化曲線如圖10所示。

對比圖10和圖7，實測應變發(fā)展變化規(guī)律與

墩身主應力仿真分析曲線基本一致。

圖8 應變傳感器布置示意圖Fig.8 Strain sensor layoutdiagram

圖9 墩身實測溫度曲線Fig.9 The measured temperature curve of pier

圖10 應變隨時間變化曲線Fig.10 The curves of strain value over time

5 預制橋墩裂縫產(chǎn)生原因分析

根據(jù)墩身內(nèi)部混凝土溫度和應變實測結(jié)果，當施工縫上下層混凝土澆筑齡期差分別為7 d和11 d時，施工縫上下層混凝土最大溫差分別為32.8℃和34.9℃，最大收縮應變差分別為232×10-6ε和246×10-6ε。

綜合以上分析，預制橋墩產(chǎn)生裂縫的主要原因是由于施工縫上下層混凝土澆筑存在齡期差，造成混凝土收縮的不同步，先澆筑的混凝土限制了后澆筑混凝土的收縮，隨著齡期的增長，混凝土累積應變能超過某一極限時，將會發(fā)生能量的釋放，從而導致混凝土開裂。

6 預制橋墩防裂技術(shù)措施

根據(jù)預制橋墩開裂的原因分析，結(jié)合現(xiàn)場施工實際條件，防裂技術(shù)措施主要有以下三方面。

6.1 減小混凝土降溫收縮

減小混凝土的降溫收縮，可以通過降低混凝土內(nèi)部最高溫度來實現(xiàn)。

6.1.1 降低混凝土的澆筑溫度

1）原材料溫度控制

通過延長膠凝材料的存放時間，降低溫度；骨料由材料碼頭倒運至料倉棚內(nèi)，遮陽存放；拌合水由制冷機組生產(chǎn)，溫度控制在10℃以下。

2）混凝土澆筑溫度控制

用70 kg冰屑代替混凝土拌和用水；混凝土澆筑盡量避開11:00—16:00時間段；混凝土罐車罐體增加保溫層，降低混凝土運輸過程中溫升；提前做好混凝土澆筑的一切準備，減少混凝土罐車現(xiàn)場的等待時間。

6.1.2 布置冷卻水管

根據(jù)圖6所示的主應力分布，在距施工縫2 m范圍內(nèi)布置冷卻水管，施工縫2 m以上部分不布置冷卻水管。墩身冷卻水管布置如圖11所示。

冷卻水管采用外徑27 mm，壁厚1.0 mm的輸水黑鐵管，冷卻水流速不小于0.6 m/s，同時對冷卻水及混凝土內(nèi)部溫度進行監(jiān)測，確保冷卻水管與混凝土溫差不超過25℃，當混凝土內(nèi)部降溫速率達到2℃/d時，停止通冷卻水。

6.2 減小混凝土濕度收縮

模板拆除后先鋪設1層土工布，灑水充分潤濕，再覆蓋1層塑料薄膜進行保水，并在混凝土內(nèi)部降溫速率超過2℃/d時圍裹棉被進行密封保

溫保濕養(yǎng)護，養(yǎng)護時間不少于14 d。

圖11 墩身冷卻水管布置圖Fig.11 Cooling water pipe facade layout of the pier

6.3 提高混凝土抗裂性能

改變以往的混凝土攪拌投料程序，采取將膠凝材料、砂和70%的冰水充分攪拌后再投放石子和剩余30%的冰水，這種攪拌工藝稱為“裹砂法”。

混凝土澆筑后進行二次振搗[4]。

7 結(jié)語

通過一系列的技術(shù)措施，最終成功解決了預制橋墩裂縫問題，后續(xù)的預制橋墩均未再出現(xiàn)裂縫。實踐證明控裂思路正確，技術(shù)措施有效，可為類似工程提供借鑒。

[1]JENSEN Ole Mejlhede.Autogenous deformation and RH-Change in perspective[J].Cern ConcRes,2001(5):57.

[2]BAZANT Z P,KIM J K.Consequences of diffusion theory for shrinkage ofconcrete[J].Materials and Structures,1991(2):1-3.

[3]JTS 202-1—2010，水運工程大體積混凝土溫度裂縫控制技術(shù)規(guī)程[S]. JTS 202-1—2010,Technical specification for thermal cracking controlofmass concrete ofportand waterengineering[S].

[4]樊士廣，王宇，王新剛.大體積混凝土溫度應力仿真分析及防裂措施[J].中國港灣建設，2015，35（7）：53-56. FAN Shi-guang,WANG Yu,WANG Xin-gang.Temperature stress simulation analysis and crack controlmeasures ofmass concrete[J]. China Harbour Engineering,2015,35(7):53-56.

Control technology for prefabricated pier crack of Hongkong-Zhuhai-Macao Bridge

WANG Xin-gang1,SUN Ye-fa2,XU Hong-yu2
（1.Tianjin Port Engineering Institute Co.,Ltd.,Tianjin 300222,China; 2.No.5 Eng.Co.,Ltd.ofCCCC FirstHarbor Engineering Co.,Ltd.,Qinhuangdao,Hebei066002,China）

In order to solve the prefabricated pier crack problems of Hongkong-Zhuhai-Macao Bridge CB03 tenders,we analyzed the internal temperature and strain condition of the bridge pier with the finite element simulation,and buried the internal temperature and strain sensors in the pier to do the in situ test of temperature and strain.We concluded that the root cause of cracks in the production of construction joints piers on the lower shrinkage of concrete are not synchronized,and developed a corresponding crack technicalmeasures,which can wellsolve the crack problems.

Hongkong-Zhuhai-Macao Bridge;prefabricated;pier;crack;shrinkage

U655.56

A

2095-7874（2015）12-0066-05

10.7640/zggwjs201512016

2015-08-04

王新剛（1973—），男，河北玉田人，高級工程師，碩士，研究方向為大體積混凝土溫度應力計算及裂縫控制、樁基檢測。

E-mail：wxg58@126.com