抗裂安全系数

抗裂安全系数（共7篇）

抗裂安全系数 篇1

摘要：结合工程实例,介绍了基础大体积混凝土的施工方法,进行了大体积混凝土温度、地基约束系数、干缩及最大应力及抗裂安全系数的计算,并提出了确保混凝土不开裂的措施,从而保证大体积混凝土的工程质量。

关键词：大体积混凝土,安全系数,温度,最大应力

1工程概况

郑州世贸服饰物流中心楼工程9号楼地下2层,地上30层,建筑高度99.95 m,总建筑面积99 459.06 m2,平板式筏形基础。基础及地下室为2 400厚钢筋混凝土平板,混凝土C40。

2基础大体积混凝土施工方法

1)底板混凝土采用商品混凝土。混凝土运输采用HBT-80型混凝土输送泵,理论输送能力82.5 m3/h,混凝土中掺缓凝型高效减水剂FDN-500,掺量为0.7%,初凝时间在30 ℃时可达到6 h以上。2)控制裂缝措施:本工程设计底板厚度2 400 mm,大于1 000 mm,为确保混凝土不致产生温度裂缝,按大体积混凝土考虑。

3大体积混凝土的温度计算

3.1 最大绝热温升值的计算公式(二式取其一)

Th=(mc+K·F)Q/(c·ρ) (1)

Th=mc·Q/[c·ρ(1-e-mt)] (2)

按式(1)计算:Th=(mc+K·F)Q/(c·ρ)=(360+0.28×54)×334/(0.97×2 400)=53.8 ℃。

按式(2)计算(见表1)。

3.2 混凝土中心计算温度

按公式T1(t)=Tj+Th·ξ(t)计算(见表2)。

3.3 混凝土表层温度

1)保温材料厚度的计算:

δ=0.5h·λx(T2-Tq)Kb/[λ(Tmax-T2)]=0.5×2.4×0.14×18×1.5/(2.33×23)=0.085 m,经计算在施工时,采用三层草袋上下各铺一层塑料薄膜,厚度约9 cm。

2)混凝土表面模板及保温层的导热系数计算:

β=1/[∑δi/λi+1/βq]

=1/[0.085/0.14+1/23]=1.54 W/(m·K)。

3)混凝土虚厚度的计算:

h′=k·λ/β=2/3×2.33/1.54=1.01 m。

4)混凝土的计算厚度:

H=h+2h′=2.4+2×1.01=4.42 m。

5)混凝土的表层温度计算:

T2(t)=Tq+4h′(H-h′)[T1(t)-Tq]/H2。

其中,Tq为施工期大气平均温度,取5 ℃。

3.4 混凝土内的平均温度

按公式Tm(t)=[T1(t)+T2(t)]/2计算(见表3)。

4大体积混凝土的地基约束系数计算

1)单纯地基阻力系数CX1,查表低强度素混凝土取0.6～1.0,计算时取0.8 N/mm3。

2)桩的阻力系数CX2=Q/F,其中,CX2为桩的阻力系数,N/mm3;Q为桩产生单位水平位移所需的水平力,N/mm。

本工程桩与结构基础按铰接计算,则:

Q=2E·I[Kn·D/(4E·I)]3/4。

其中,E为桩混凝土的弹性模量,N/mm2,C30混凝土取3.25×104 N/mm2;I为桩的惯性矩,mm4;Kn为地基水平侧移刚度,取1.0×10-2 N/mm3;D为桩的直径或边长,mm;F为每根桩分担的地基面积,mm2,根据桩图计算,每根桩分担的地基面积约为1.6×106 mm2。

计算:I=πD4/64=3.142×4004/64=1.26×109 mm4。

Q=2E·I[Kn·D/(4E·I)]3/4=2×3.25×104×1.26×109×[1.0×10-2×400/(4×3.25×104×1.26×109)]3/4=5.06×103 N/mm。

CX2=Q/F=5.06×103/1.6×106=3.16×10-3 N/mm3。

3)大体积混凝土瞬时弹性模量:

E(t)=E0(1-e-0.09t)。

式中:E(t)——t龄期混凝土的弹性模量,N/mm2;

E0——28 d混凝土的弹性模量,N/mm2,C40混凝土弹性模量取3.25×10-4 N/mm2。

4)地基约束系数计算(见表4)。

5混凝土干收缩和收缩当量温差的计算

1)混凝土的干收缩:

εY(t)=ε${}_{Y(t)}^0$(1-e-0.01t)M1·M2…M10。

其中,εY(t)为混凝土的干缩率;ε${}_{Y(t)}^0$为标准状态下混凝土的极限干缩量,取3.24×10-4;M为各修正系数,见表5。计算结果见表6。

2)收缩当量温差计算:

TY(t)=εY(t)/α。其中,α为混凝土线膨胀系数,取1×105,结果见表6。

6结构计算温差(按3 d划分区段)

ΔTi=Tm(i)-Tm(i+3)+TY(i)-TY(i+3)。

其中,ΔTi为i区段结构计算温差,℃;Tm(i)为i区段平均温度起始值,℃;Tm(i+3)为i区段平均温度终止值,℃;TY(i)为i区段收缩当量温度起始值,℃;TY(i+3)为i区段收缩当量温度终止值,℃(见表7)。

7各区段的拉应力

σi=Ei平·α·ΔTi平·Si平[1-1/ch(βi平·L/2)]。

其中,σi为i区段混凝土的内拉应力,N/mm2;Ei平为i区段平均弹性模量,N/mm2;Si平为i区段平均应力松弛系数,取值见表8;βi平为i区段平均地基约束系数,mm-1;L为混凝土最大尺寸,mm;筏板基础长向为48 200 mm,计算结果见表9。

8到指定期的混凝土内的最大应力的计算

σmax=[1/(1-v)]σi总。

其中,σmax为到指定期的混凝土内的最大应力,N/mm2;v为泊桑比,取0.15。

计算σmax=[1/(1-v)]σi总=0.83 N/mm2。

9大体积混凝土抗裂安全系数的验算

K=ft/σmax=1.8/0.83=2.17>1.15;经计算,采取的相应技术措施可满足施工要求。

考虑到加缓凝型减水剂,混凝土分层斜面浇筑会降低2 ℃～3 ℃,内部最高温度为67.5 ℃。故采用上下共两层塑料薄膜,中间设三层麻袋保温养护。

参考文献

[1]陈哲,李建楠.地下防水混凝土施工实践[J].山西建筑,2006,32(2):130-131.

[2]宗荣,职海涛.聚丙烯纤维混凝土抗裂性能研究[J].山西建筑,2006,32(24):138-139.

[3]陈哲,闫启方.重力式挡土墙结构优化设计的复合形法[J].信阳师范学院学报,2007(3):23-24.

抗裂安全系数 篇2

关键词：大粒径抗裂水稳,抗裂机理,抗裂效果

0引言

大粒径抗裂水稳是利用单一尺寸(31.5 mm～63 mm)的粗碎石作主骨料,紧密嵌锁,用水泥稳定细料(9.5 mm以下的集料)作填隙料,填满粗碎石间的孔隙,形成密实而且稳定的框架结构。

其施工的基本步骤是:

1)铺筑大粒径层并用振动压路机稳压;

2)铺筑较细颗粒的水稳填隙层,并进行翻拌;

3)加水后振动碾压,使水稳流动并渗入大粒径颗粒间隙;

4)重复上述过程,使填隙效果增强,形成较密实的结构层;

5)表面通过类似填隙碎石的施工方式,能获得较平整坚实的支承面。

通过以上施工过程的介绍可知,大粒径抗裂水稳的材料构成中以大粒径单一粒径粗颗粒为主体,它是该材料能否形成骨架结构的关键。大粒径抗裂水稳成型后在空间上有较大的局部材料差异,具体表现在其大粒径颗粒空间网络骨架具有较好的嵌挤作用,通过后续填隙方式施工,部分水稳细料进入这些空隙,对大颗粒骨架有辅助稳固作用,其中仍保留了一部分空隙未被完全填充。上部通过填隙方式施工,形成了平整的表面。

1抗裂机理

1.1 板体阻断作用

由超大粒径的单粒径石料紧密嵌锁形成空间网络框架,相互孔隙之间的填隙料很难形成厚度均匀的板体,在水稳体积内两种材料(单一粒径粗颗粒、细料水稳块料)产生空间上的材料差异和局部应力集中,并在两种材料间形成薄弱面,在材料产生收缩时,将沿着此薄弱面及其尖端产生裂纹。而普通水稳材料均匀性好、集料与水泥水化产物粘附牢固,要使其产生裂缝需要更大的拉应力,从而使得裂缝出现的间隔距离较大,且裂缝一旦产生,较长纵向距离内的板体收缩都将在此释放,因而其裂缝宽度也较大。这种隔断作用避免了上述普通水稳的裂缝发展趋势。

1.2 变形吸收作用

在单一粒径粗颗粒与细料水稳块料间因收缩产生的微细裂纹及其发展趋势是未来吸收进一步发生收缩变形的有利方式。粗颗粒在大粒径抗裂水稳中比例很高,这使得上述微细裂纹在大粒径抗裂水稳成型材料内部处于广泛分布状态,这些微细裂缝使得普通水稳的间隔几米的收缩裂缝释放,从尺度上减小到厘米级,从而将间隔距离大且较宽的裂缝转化为广泛分布但很细微的裂缝。

1.3 颗粒位置微调能力

在大粒径抗裂水稳成型过程中,因通过填隙碎石类似的施工方式施工,其含水量较大,在此情况下,该层材料的体积将在成型后略微膨胀,从而在粗颗粒和细料水稳的接触界面上产生预压应力。成型后,其含水量将逐步下降,并可能因温度、湿度的变化产生界面裂纹,此时可将粗颗粒和细料水稳块料看作一种粒料材料,具有一般粒料材料的共同特性,即:材料在适应一定限度变形的情况下,其颗粒的相对位置将会发生微小的相对位移,在新的状态下达到稳定,并且强度损失较小。大粒径抗裂水稳的粗颗粒与细料填隙水稳之间的形状契合度比一般粒料材料更好,在适应变形情况下,颗粒位置微调后,其强度损失也小。

2影响抗裂效果的主要因素

影响大粒径抗裂水稳使用效果的因素众多,本文主要根据材料强度与抗裂原理,讨论影响该材料以上性能的主要因素,从而为应用提供指导。

2.1 单粒径骨料特性

单一粒径骨料是大粒径抗裂水稳的主要构成材料,其性能对该材料的性能有着直接影响。而细粒填隙水稳采用的是类似常规水稳的材料组成设计,其材料要求可参考规范中相应的规定,这方面的研究与应用都已经很成熟。

单一粒径颗粒的尺寸越大则其形成的嵌挤作用越强,但同时考虑大粒径抗裂水稳主要用于沥青路面基层,在目前的常规施工设备条件下,分层压实厚度最大一般不超过20 cm,参考规范对公称最大粒径和层厚的倍数关系(2.5～3.0),单一粒径颗粒的公称最大粒径不宜超过63 mm。

规范中对基层集料的原材料性能主要通过压碎值来控制,过软弱的单粒径粗颗粒会使形成的嵌挤作用有可能因颗粒碎裂而丧失。大粒径抗裂水稳的强度来源最主要的是这种嵌挤作用,而细料水稳的稳固作用则起到次要强度贡献作用。因此应采用压碎值作为粗颗粒性能的最主要选择标准。

含泥量则是需要控制的另一指标,含泥量对粗颗粒表面与水泥粘附性的影响不是主要的因素,但粗颗粒含泥量大则其有可能混入细料水稳中,使其易于碎裂,丧失对粗颗粒骨架的稳固作用。

2.2 空隙率

根据目前水稳碎石材料研究的基本结论,骨架密实型结构状态是施工中追求的主要目标,但如前所述,这种状态是一个界限点,很难达到这种理想状态,且大粒径抗裂水稳中细料水稳有可能在成型过程中产生体积膨胀,因此,应采用对细料水稳填充体积进行稍欠的方式控制。

另一方面,细料的量在施工中容易因各种因素而损失,同时通过填隙方式施工时,其表面必然有一部分细料未有效渗入粗颗粒骨架空隙中去,这部分细料实际上未起到填隙的效果。当根据体积指标计算所需的填隙细料用量时,这部分细料应予以考虑。

目前试验段施工中,采用达到骨架密实状态的理论细料水稳用量增加4%～5%的方式保证上述目标的实现。

2.3 施工时的影响与扰动

大粒径水稳面临的一个重要的实际问题是如何施工成型。因大颗粒粒径影响,采用常规稳定土摊铺机难以完成施工任务,而平地机也无法保证其在整平过程中不发生离析。

试验段实际采用的是人工手摆粗颗粒,初步稳压,细料水稳干料拌合厂拌和,运输到现场覆于粗颗粒上层,现场旋耕机翻拌,洒水碾压的施工顺序。

由于粗颗粒粒径大,与细料混合拌和过程中,细料容易集聚在底层,采用手摆方式,保证粗颗粒位置位于结构层底部,在拌和过程中,避免拌合深度过大,控制拌合次数,可使粗颗粒位置不至于上浮,保证整层厚度范围内粗颗粒分布的均匀性。

采用旋耕机进行拌和是在其他常规拌合设备难以完成任务的情况下采用的替代措施,其齿耙深度需根据施工层厚度进行调整,既保证一定的翻拌深度,又避免将下部的大粒径粗颗粒翻拌到上层。

3材料性能特点

大粒径抗裂水稳结构通过设计验算及试验,其模量比通常的级配碎石、填隙碎石等柔性结构模量大;高结合料含量的填隙料又使结构兼具有半刚性的特点。同时在荷载作用下结构亦趋更加稳定密实状态。

该材料基层既具有半刚性结构和柔性结构的优点,同时又克服了二者的缺点,具有良好的路用性能,具体表现在以下几方面。

3.1 能有效减少反射裂缝

由于大粒径粗颗粒的存在,该材料基层具有变形吸收能力,使普通水稳的纵向间距大而宽的裂缝转变为细而密的裂缝,从而大大减小了裂缝的宽度,对其上沥青面层的影响大大减小。

已进行的试验段工程大多是二级及其以下公路,沥青面层厚度较薄,采用的是单层或双层沥青混凝土形式,采用抗裂水稳基层后,经多年应用(最长的使用年限达3年以上),目前尚无明显的反射裂缝出现,效果优异。

3.2 与普通水稳相比趋于粒料基层

因单一大粒径粗颗粒的存在,使得这些颗粒界面上与细料填隙水稳间是薄弱面,这些位置易在收缩产生时出现裂纹,并通过裂纹的开闭程度不同,吸收收缩变形。因这些广泛分布的裂纹存在,大粒径抗裂水稳性质向粒料材料过渡,可看成是粗颗粒和填隙细料水稳块料两种材料构成的嵌挤粒料基层。这使得其适应变形的能力增强,这种适应能力不仅仅局限于本层对收缩变形的适应,还能适应下层变形(如下卧层是普通水稳的情况)。

3.3 与粒料基层相比具有更高强度

粒料基层的强度与其颗粒组成情况密切相关,较大颗粒形成的嵌挤效果更好,大粒径水稳采用的粗颗粒粒径比一般粒料基层材料的要大,且由于粗颗粒消耗的水泥量较少,更多的水泥将与细料共同作用,从而使填隙细料水稳的强度更高。

由于采用填隙方式施工,颗粒间的空隙相比于普通粒料层要小,同时细料水稳通过渗入粗颗粒空隙,其形状与粗颗粒的契合度非常好。这样,较大、较坚硬的颗粒在较小空隙情况下能对一般粒料的嵌挤效果有极大提升。

4结语

本文主要讨论大粒径抗裂水稳的强度构成及其抗裂性能,从定性角度对其为何具有抗裂能力,与普通水稳及粒料基层材料相比有何特点,及其合适的应用层位等进行了分析。主要结论如下:

1)大粒径抗裂水稳因具有板体阻断作用、变形吸收作用及颗粒位置微调能力,使得其具有裂缝多而细的特点,解决了普通水稳的反射裂缝问题。

2)大粒径抗裂水稳的强度主要来自两方面:单一粒径粗骨料间的嵌挤作用和填隙细料水稳的支撑、稳固作用,并且两者之间也具有附加的嵌挤能力。

3)从材料性质上看,大粒径抗裂水稳既消除了普通水稳的反射裂缝问题,又比普通粒料基层材料具有更高的强度,从而兼有两者的优点。

4)影响大粒径抗裂水稳性能的因素众多,其中最主要的是:粗颗粒原材料的性能、空隙率及施工成型方法。其中,粗颗粒的压碎值是控制主要原材料质量的参数,而含泥量是另一个较为重要的因素;空隙率是控制大粒径抗裂水稳成型后能否形成有效嵌挤的一个控制性指标,它在材料选定的前提下,取决于粗颗粒与填隙细料水稳的体积比例;施工中,采用手摆粗颗粒,旋耕机干拌,现场填隙方式施工是在目前常规设备无法完成施工情况下的替代措施,其中旋耕机的齿耙深度、翻拌方式最为重要,是防止离析的直接控制环节。

5)根据目前试验段实测的数据反算,该层材料的模量在2 000 MPa左右,因此其可消除反射裂缝,适宜作为二级及其以下等级公路的基层或底基层,或一级公路底基层。

参考文献

[1]王嘉,鲍跃平,李娟.路基工程施工质量控制[J].山西建筑,2007,33(31):280-281.

[2]邓学钧.路基路面工程[M].北京:人民交通出版社,2004.

[3]方左英.路基工程[M].北京:人民交通出版社,1987.

混凝土抗裂性评价 篇3

工程裂缝已成为施工中的焦点问题,其中大体积混凝土的裂缝问题尤其受到关注。影响混凝土抗裂性的因素分为内部因素与外部因素。对于尺寸较大的平板厚型大体积混凝土(一般厚度超过1m,尺寸在100m左右,以下简称大面积底板混凝土)而言,影响其抗裂性的重要因素为混凝土的自身性能和地基约束力。大面积底板混凝土结构由于厚度较厚,水化反应过程中易形成内外温差,产生温度应力,尤其是其受到地基及内部钢筋约束较大,极易形成较大的收缩应力而开裂,对混凝土的抗裂性要求非常高[1～2]。对于水工混凝土,由于底板受到的水压力最大,裂缝的控制是抗渗性能的重点。由于抗裂性的效果只能通过施工效果来检验,因此,在施工前,需要有切实有效的抗裂评判方法,建立评价体系,从而对混凝土的抗裂性能作出较为科学的评判。

目前,业界对于混凝土抗裂性研究方法和判定准则并无统一的看法,较为流行的有力学性能判定法、收缩判定法、平板法、砂浆抗裂环法等。力学性能或收缩测试只能判定混凝土自身性能,不能反应结构的抗裂性能;且由于混凝土中掺加了如纤维和膨胀剂之类的抗裂性材料,其发挥效能的作用方式和阶段均有差别,力学性能的测试很难覆盖早龄期的混凝土,因此具有一定的局限性。平板法和砂浆抗裂环等模拟试验法在模拟混凝土结构受到的约束方面较为单一,而不同结构部位混凝土受到的约束有明显区别,因此模拟试验法也不能全面评价混凝土的抗裂性[3～5]。本文通过混凝土力学性能和体积变化性能测试、模拟试验、理论计算等手段,系统评价混凝土抗裂性能,以期形成一套有效、全面的大底板混凝土抗裂性评价体系。

1 抗裂性评价体系介绍

本抗裂评价体系由混凝土自身性能评价、模拟抗裂试验、“王铁梦”工程裂缝安全度计算三部分构成,如图1所示。

2 工程实例介绍

青草沙泵站属于特大型输水泵站,建成之后其规模为“亚洲第一,世界第二”,其底板属于大体积混凝土工程,底板长89.2m,宽67.6m,厚2m,总浇注量为23231m3。由于其蓄水池性质的工程结构,虽然抗渗要求只有普通的P8,但业主和设计方提出了无肉眼可见裂缝的抗裂要求。同时由于施工时间在夏季,上海盛夏的高温与突发性雷暴雨气候对大底板混凝土的施工抗裂性控制又极为不利,因此,在浇注前应当对底板混凝土的抗裂性进行全面有效的抗裂评价,优选出对结构抗裂性最为有利的配合比,最大程度地确保工程的抗裂安全性。

配制抗裂混凝土通常采用低水化热路线和微膨胀补偿路线。低水化热路线主要依靠大掺量复合矿物掺合料降低混凝土水化热来提高混凝土抗裂性;微膨胀补偿路线,主要通过掺加膨胀剂减少混凝土的早期收缩以达到抵抗塑性裂缝的目的[6～7]。从大体积混凝土裂缝控制的角度出发,低水化热路线更有利于裂缝控制。但由于底板体积较大,一次性浇注对施工协调要求高,因此采取较为保守的分块浇注方法:把底板分为十五块进行分块浇筑,其中六块面积较小的起到类似于后浇带的作用;普通的九块底板使用低水化热技术路线的配合比,后浇带部分在普通配合比基础上使用膨胀剂。

3 试验原材料及配合比

3.1 原材料

水泥:P·O 42.5级;矿渣粉:S95;粉煤灰:I级;纤维1:长坚聚丙烯纤维;纤维2:格雷斯聚丙烯纤维;膨胀剂1:TMS-PB镇江产;膨胀剂2:CSA镇江产;外加剂:SPS-8P-1;骨料:中砂,5～25mm碎石。

3.2 试验配合比

为了降低水化热,混凝土中使用大掺量矿物掺合料,并添加纤维和膨胀剂。经过前期一系列试验探索研究并结合以往工程实践的经验[8],确定了主要配合比参数,试验配合比如表1所示。

4 混凝土抗裂性能研究

4.1 混凝土绝热温升测试

国内外大量实践证明,各种大体积混凝土裂缝主要是温度变化引起的。大体积混凝土浇筑后在升温阶段由于体积大,积聚在内部的水泥水化热不易散发,混凝土内部温度将显著升高,在混凝土内部产生压应力,在外表面产生拉应力,由于此时混凝土的强度较低,有可能产生表面裂缝。在降温阶段,新浇混凝土收缩因存在较强的地基或基础的约束而不能自由收缩。升温阶段时间短,混凝土弹性模量低,徐变的影响大,所以降温时产生的拉应力大于升温时产生的压应力。两者差值过大时,将在混凝土内部产生裂缝,最后有可能形成贯穿裂缝[9～10]。可以说水泥水化放热引起的开裂是大体积混凝土结构开裂最基本的内因。本工程中大面积底板的体量,属于大体积混凝土的范畴。因此,首先通过绝热温升测试判断两种技术路线混凝土水化热的情况(见图2),以此初步判定大面积底板混凝土配合比在抗裂方面的优劣,对结构施工养护有一定的指导意义。

从图2中两种技术路线的混凝土绝热温升曲线来看,采用低水化热路线的混凝土水化热较低,因此底板大部分混凝土使用低水化热配合比,小部分使用膨胀剂以减小混凝土收缩变形。同时可以看出,膨胀剂品种对水化放热基本没有影响。

4.2 混凝土弹性模量、劈裂抗拉强度和轴心抗拉测试

弹性模量、劈裂拉强度和轴心抗拉测试均是混凝土抗拉能力的表征,可在一定程度上反映混凝土的抗裂能力。

从混凝土抗裂性的角度来看,早期弹性模量较小有利于混凝土的自由变形,而在7d之后,较高的弹性模量有利于混凝土抵抗收缩。从图3弹性模量测试结果可以看出,掺加CSA膨胀剂的混凝土3d弹性模量较大,14d的相对较小;而掺加TMS膨胀剂的混凝土,3d时的弹性模量较小,14d时的弹性模量较高。因此,从弹性模量角度分析,TMS膨胀剂比CSA膨胀剂对抗裂更有利,其中2-T-J配方的14d弹性模量最高,为最优配方。水化热路线中,1-J配方相对于1-G配方较优。

抗裂纤维从物理角度对混凝土抗拉强度起到增强的作用[11],从而对混凝土抵抗原生微裂纹扩展起到积极的作用。从图4混凝土劈裂抗拉强度曲线可以看出,掺加长坚纤维的2-T-J配方14d和28d劈拉强度较高;低水化热技术路线中,1-J配方劈拉强度较高。

由表2混凝土轴心抗拉试验结果可以看出:28d时,各组轴心抗拉强度、抗拉弹性模量、极限拉伸值差别不大;60d时,同时掺用纤维和膨胀剂的混凝土轴心抗拉强度和极限拉伸值较高,抗拉弹性模量相差不大。

从混凝土弹性模量、劈拉强度和轴心抗拉测试的综合评价结果来看,膨胀剂和水化热结合路线的效果整体上比纯水化热路线要好,其中2-T-J为最优配方,水化热配合比中1-J配方较优。

4.3 混凝土自身体积变形测试

自身体积变形试验能反应混凝土在绝湿环境下的体积变形情况,可据此看出混凝土对水养的需求度,即对施工养护要求的高低,由此可间接判断混凝土的开裂风险。混凝土自身体积变形曲线如图5所示。

由图5可知,在绝湿的状态下,纯低水化热技术路线的配合比无明显体积变化;掺加膨胀剂的配合比在绝湿的状态下不能发挥膨胀效应,并且有收缩现象发生。TMS–PB膨胀剂收缩现象比CSA膨胀剂明显,因此,2-T-J和2-T-G配方的混凝土对水有较高需求,施工时需进行严格养护。

4.4 混凝土收缩测试

较大水胶比的混凝土早期开裂以干燥塑性收缩为主[12],因此进行了混凝土的干缩测试,以判定不同配合比混凝土的抗裂能力,如图6所示。

从收缩发展的规律看,低水化热配合比的混凝土早期收缩较大,收缩发展较为缓慢,28d时在300×10-6以下;掺有膨胀剂的混凝土早期收缩略小,后期收缩发展迅速。膨胀剂路线中,掺加TMS-PB的混凝土收缩小于掺加CSA的混凝土,其中2-T-J的收缩最小,早期能够以微膨胀抵抗收缩,而在后期也达到了良好的减小收缩的效果;低水化热路线中,掺加长坚纤维的混凝土收缩小于掺加格雷斯纤维的混凝土,即1-J配方较优。

4.5 抗裂环模拟抗裂试验

收缩测定值主要反映混凝土硬化过程中因失水而产生的干缩。该收缩测定值不能反映纤维在混凝土硬化过程中减少原生裂隙的技术效应。据文献认为[13～14],与自由收缩试验方法相比,约束收缩试验更能揭示早期开裂的机理。约束收缩试验可分为平板试验和环约束试验。平板试验主要用于模拟暴露面积很大的水平薄板在干燥环境中发生早期塑性收缩对开裂的影响;环约束试验可以模拟早期干缩和自身收缩的综合影响。据此,用抗裂环法测定了掺加不同纤维和不同膨胀剂的砂浆在受制约状态下的阻裂效应,以间接探讨混凝土的抗裂能力,结果见表3所示。

砂浆抗裂环主要表征浆体的抗裂性,表3说明各配方之间的差异不明显,均具有一定的抗裂性。

4.6“王铁梦法”工程裂缝抗裂安全度计算

为了确保混凝土的抗裂安全性,采用“王铁梦工程裂缝评价法”综合评价混凝土的抗裂性能。按照王铁梦教授《工程结构裂缝控制———“王铁梦法”应用实例集》,当混凝土线膨胀系数与综合温差之积大于混凝土的极限拉伸值,则产生裂缝。两者差距越大,伸缩缝间距越小;差距越小,则伸缩缝间距越大。提高混凝土抗裂性主要是采取措施使两者之值趋近,这样有利于伸缩缝间距趋向增大,从而可提高工程结构的抗裂安全度。按照王铁梦教授的计算方法,并借鉴相关工程实例[15],利用一系列实测值(收缩值、劈裂抗拉强度、静力受压弹性模量),计算底板混凝土的抗裂安全度,结果如表4所示。

根据王铁梦法,抗裂安全度需大于1.15,才能处于不开裂的安全范围内。因此,除2-C-G配合比外,其余配合比均合格,其中2-T-J配合比的抗裂安全度最高。

根据以上抗裂评价体系的综合评估,并综合施工性、经济性等方面的因素,工程最终确定使用低水化热技术路线的混凝土部分使用1-J配合比,类后浇带底板部分使用2-T-J配合比。

5 工程应用效果

经过两个月时间,青草沙泵站超大底板的混凝土浇注工作全部完成。混凝土各项技术性能指标均达到并超过预定目标值,试块平均强度达设计值的130%以上。混凝土拆模后,表面平整无明显裂缝。大面积混凝土底板裂缝的良好控制为后期的裂缝修补节约了大量费用。这说明由混凝土自身性能评价、模拟抗裂试验、“王铁梦”工程裂缝安全度计算三大部分构成的大面积底板混凝土抗裂评价体系起到了较高的抗裂评估作用,为今后大面积底板混凝土的配合比设计、裂缝评估提供了一定的参考。

摘要：在混凝土工程应用中,大底板类大体积结构对抗裂性的要求非常高。本文运用混凝土自身性能测试、砂浆抗裂环和王铁梦工程裂缝计算法等手段研究了工程应用混凝土的抗裂性,形成了一套有效的大底板混凝土抗裂性评价体系,并应用于尺寸100m左右的水工底板工程,为今后类似混凝土配合比设计与抗裂性研究提供了参考。

抗裂安全系数 篇4

从先前的研究[1]中已经看到,水泥基材料弹性模量对各种分布的影响在实芯钢芯和空芯钢芯中有较大的区别。 这种差异是钢芯对水泥基材料干缩变形约束作用的反映。 由此可以看出,钢芯的壁厚是影响抗裂圆环试验结果的一个重要参数。 因此, 本文着重研究钢芯厚度对位移、 应变和压力的影响,为圆环的设计提供理论依据。

在抗裂圆环试验中,环向应变和位移是容易捕获的信息,而环向应力则是开裂的依据。 径向应变和径向应力一方面测量比较困难,另一方面也没有实质性的意义。 从位置上看,最易测量的部位是钢芯内侧和水泥基材料圆环的外侧。 从前面的研究中也已经清楚地看到,最大环向拉应力在水泥基材料圆环的内侧。 因此,在本文中着重考察钢芯内侧和水泥基材料圆环外侧的位移和环向应变。 对于环向应力, 则着重考察钢芯内侧和水泥基材料圆环内侧。

1基本分布规律及水泥基材料弹性模量的影响

在先前的研究[2]中,已经获得了径向位移、环向应变和环向应力的弹性力学基本方程。 由于本文研究钢芯壁厚的影响,水泥基材料圆环的内、外径可作为常数。

取:R=212.5mm,r=152.5mm,νs=νc=0.2。 可将空芯钢芯的径向位移分布、环向应变分布和环向应力分布简化为:

钢环内侧的位移为:

水泥基材料圆环外侧的位移为:

钢环内侧的环向应变为:

水泥基材料圆环外侧环向应变:

钢芯内侧环向应力:

水泥基材料圆环内侧环向应力:

图1~图3分别给出了不同水泥基材料弹性模量时钢芯壁厚对径向位移、环向应变和环向应力的影响。 从图中可以看出,径向位移和环向应变都随钢芯壁厚的增加而减小。 随着钢芯壁厚的增加,钢芯内侧的环向压应力减小,但水泥基材料圆环内侧的环向拉应力却增大。 水泥基材料的弹性模量越大,钢芯厚度对其内侧环向拉应力的影响越显著。

图4~图6给出了采用不同壁厚钢芯时,水泥基材料弹性模量对径向位移、环向应变和环向应力的影响。 从图中可以看出,径向位移、环向应变和环向应力都随水泥基材料弹性模量的增加而增加。 钢芯壁厚越厚,水泥基材料弹性模量对径向位移和环向应变的影响越弱,而对水泥基材料圆环中环向拉应力的影响越强。

2分析与讨论

钢芯壁厚的影响实质上反映了钢芯对水泥基材料干缩变形的约束程度。 显然,钢芯壁厚越厚,其对水泥基材料干缩变形的约束越强。 因此,随着钢芯壁厚的增加,径向位移和环向变形减小。 显然,约束作用越强,水泥基材料圆环中的环向拉应力也就越大。 然而,由于钢芯的截面积增加,钢芯中的环向压应力反而减小。

在文献[1]中曾经谈到,位移、应变和应力都随水泥基材料弹性模量的增加而增大。 而且水泥基材料弹性模量对位移和应变的影响采用空芯钢芯时较为显著,水泥基材料弹性模量对应力的影响采用实芯钢芯时较为显著。 从图4~图6可以进一步看到,钢芯壁厚增加,水泥基材料弹性模量对径向位移和环向应变的影响减弱,而对环向应力的影响增强。 水泥基材料弹性模量的增加意味着收缩力的增强,钢芯壁厚的增加意味着约束力的增强。 当钢芯较厚时,由于约束力较强,水泥基材料弹性模量增大,虽然可以增大收缩力,使得水泥基材料圆环的环向应力增大,但变形变化则较小。

变形越大,越容易测量。 从测量的角度考虑,钢芯壁厚较薄更有利于测量。 但从图3中可以看到, 钢芯越薄,水泥基材料圆环的环向拉应力越小。 这表明钢芯减薄将使得约束力减小,可能导致水泥基材料不开裂。 由此可见,钢芯壁厚太薄是不合适的。

图3表明, 当水泥基材料弹性模量较低时,钢芯壁厚的影响很小; 当水泥基材料弹性模量较高时,钢芯壁厚的影响则较大。 这意味着钢芯壁厚对低强度等级的水泥基材料影响较小,而对高强度等级的水泥基材料影响较大。

从另一个角度看,图6表明,对于水泥基材料圆环中的最大环向拉应力来说, 钢芯壁厚越厚,水泥基材料弹性模量的影响越大。 对于薄壁钢芯,随着水泥基材料弹性模量的提高,最大环向拉应力增大不多,但其强度提高较多。 因此,强度越高越不容易开裂。 对于厚壁钢芯,由于最大环向拉应力随水泥基材料弹性模量的提高而显著增大,使得水泥基材料强度越高越容易开裂。 换言之,用薄壁钢芯进行试验,其结果是低强度等级的水泥基材料抗裂性能较差;用厚壁钢芯进行试验,其结果则可能是高强度等级水泥基材料抗裂性能较差了。 由此可见, 钢芯的壁厚可能会影响其抗裂性能的评定结果,应慎重考虑。

从本质上讲,钢芯的壁厚决定着水泥基材料圆环在干燥过程中的约束状态。 因此,最合适的钢芯壁厚应该是水泥基材料在实际结构中约束状态的正确反映。 然而,在不同工程中,水泥基材料所受到的约束状态千差万别,无章可循。 但其极端情况是绝对约束状态。 也就是说,构件不允许产生宏观的收缩变形。 如果能获得水泥基材料在绝对约束状态下的抗裂性能,这可以作为水泥基材料抗裂性能的一个比较保守的判据。

严格地说,绝对约束状态是无法实现的。 只有当钢芯的壁厚趋于无穷大,或水泥基材料圆环的径向厚度小到可以忽略不计时才趋近于绝对约束状态,这是难以实现的。 另一方面,在绝对约束状态下,钢芯的变形为0,无法进行测量。 因此,过分地从试验的角度追求绝对约束是没有意义的。 由此看来,绝对约束条件下的抗裂性能只能通过一定约束条件下的试验结果转换过来。

对于约束圆环试验,所谓绝对约束状态,就是指当水泥基材料发生干缩变形时,不引起钢芯的位移。 由于在钢芯与水泥基材料圆环处,钢芯的位移与水泥基材料圆环的位移相等,因而绝对约束状态意味着在水泥基材料圆环内侧的位移为0。 从第Ⅰ 部分的推导可知,对于空芯钢芯:

在绝对约束状态下,边界条件为:

在 ρ=r处,uρc=0;在 ρ=R处,σρc=0。 根据这一边界条件可得绝对约束状态下的位移和应力:

从前面的研究可知, 在水泥基材料圆环中,最大拉应力为圆环内侧的环向应力,这一应力是水泥基材料抗裂性能的标志。

在绝对约束状态下,水泥基材料圆环内侧的环向应力为:

在实际试验状态下,水泥基材料圆环内侧的环向应力为:

由此可得:

如果取:νs=νc=0.2,上式可简化为:

上式可简写成:σφc0= Kσφc(20)

根据抗裂圆环试验结果计算出 σφc,然后通过上式计算出绝对约束状态下的环向应力。 抗裂性能的判据是绝对约束状态下的环向拉应力不大于水泥基材料的抗拉强度,即:σφc0≤Rf。

图7和图8分别给出了钢芯壁厚和水泥基材料弹性模量对K值的影响。

从图7中可以看出,K值随着钢芯壁厚的增加而减小。 当钢芯较薄时,其壁厚的影响较显著;当钢芯壁厚超过15mm时, 它对K值的影响较小。 图8表明,K值随着水泥基材料弹性模量的增加而增大。 当钢芯壁厚较薄时,水泥基材料弹性模量的影响极为显著;但当钢芯壁厚较厚时,水泥基材料弹性模量对K值的影响则较小。 由此看来,保证钢芯有足够的厚度是必要的。 从图7和图8来看,钢芯壁厚应不小于20mm。

值得注意的是,抗裂性能试验模具的作用与其它试验模具的作用是不一样的,它不仅是为了保证试样尺寸的准确,而且还具有约束水泥基材料圆环收缩的作用。 因此,试模不仅要有足够的强度,保证在成型过程中不至于损坏, 还必须要有足够的刚度, 保证在水泥基材料收缩时产生足够的约束力。 目前,市场上销售的抗裂模具很乱,不仅钢芯的壁厚差别很大,甚至还有塑料模具。 一般而言,塑料的弹性模量比钢材的弹性模量小得多,其约束作用也比钢材差得多。 这些差异都会显著地影响试验结果。 因此,必须规范抗裂性能试验的模具。 只有这样,试验结果才具有可比性。

3结论

(1)径向位移和环向应变都随钢芯壁厚的增加而减小。 随着钢芯壁厚的增加,钢芯内侧的环向压应力减小,但水泥基材料圆环内侧的环向拉应力却增大。 水泥基材料的弹性模量越大,钢芯厚度对其内侧环向拉应力的影响越显著。

(2)水泥基材料弹性模量对径向位移和环向应变的影响随着钢芯壁厚的增加而减弱,而对水泥基材料圆环中环向拉应力的影响则随着钢芯壁厚的增加而增强。

抗裂水泥稳定碎石基层设计探讨 篇5

1 配合比设计的要素

配合比设计的要素有: (1) 集料的级配 (关键筛孔的通过率0.075mm、0.6mm、4.75mm、19mm) ; (2) 合理的设计强度; (3) 合理的水泥剂量。

(1) 合理的级配要求: (1) 降低4.75mm筛孔通过率, 可形成骨架密实结构, 一般通过率控制在35%以下; (2) 提高19mm筛孔通过率, 粗集料比例适当增加可减少离析, 一般通过率控制在80%左右; (3) 降低0.075mm和0.6mm筛孔通过率, 能大幅度提高水泥稳定碎石的抗裂能力, 0.075mm筛孔通过率不超过5%, 0.6mm筛孔通过率不超过15%。

(2) 合理的设计强度。强度和裂缝是一对矛盾的指标, 影响强度的主要因数有:水泥剂量、含水量、级配 (特别是0.075mm的通过率) , 设计强度一般要求较宽, 在3.0Mpa-5.0Mpa左右, 不同工程有不同的设计强度要求。如何确定合理的设计强度避免裂缝的产生是抗裂水泥稳定碎石基层设计的重点之一。根据设计经验, 采用静压成型强度不小于3.0Mpa是合适的;采用振动成型时7天浸水无侧限抗压强度代表值在4.0-4.5Mpa也是合适的。

从实体已完工程强度调查情况图分析: (1) 设计强度。3.0Mpa-4.2Mpa取出芯样的完整率基本上在同一水平线上, 可见设计时不必一味提高设计强度; (2) 设计强度越高横向裂缝数量越多, 可见强度和裂缝是一对矛盾的指标, 当然横向裂缝的产生还有其他的很多因素造成的, 设计强度并不是产生横向裂缝的唯一因素。

(3) 合理的设计水泥剂量。水泥剂量是影响强度的决定因素, 一般水泥剂量增加一个百分点, 强度提高30%。为了保证尽可能少的裂缝, 在满足设计强度的基础上限制水泥用量, 目前工程一般采用4.0%±0.3。

2 水泥稳定碎石基层设计中的两个怪圈

水泥稳定碎石基层设计中的两个怪圈为: (1) 按室内重型击实试验取得的最大干密度值计算现场压实度很容易出现“超密”现象; (2) 同样的混合料, 室内设计的强度远远小于现场的7天后的实际强度。两个怪圈现象多是目前设计的室内重型击实法惹的祸, 室内重型击实法属于静力压实法, 不适合大粒径的混合料, 集料的颗粒只能上下移动不能够模拟现场实际压实, 目前的室内重型击实法的单位面积压实功和大吨位振动压路机单位面积压实功不匹配。导致的问题: (1) 最大干密度小, 现场实际检测的压实度出现虚假的“超密”; (2) 室内试件强度小, 成型的试件容易松散, 于是继续增加水泥用量, 导致裂缝的出现。

克服这两个怪圈的权宜之计: (1) 采用振动成型法确定最大干密度值和水泥剂量。实践证明振动成型能够很好的模拟现场压实, 设计的混合料更接近现场压实混合料的性质, 能购指导现场施工;采用振动成型法比重型击实设计更能减少水泥剂量, 减少裂缝出现的机率。实践证明采用振动成型法确定最大干密度值更接近现场施工的实际密度; (2) 通过试验段试铺检测总结分析现场实际的干密度反算最大干密度值, 以反算的干密度值作为压实度计算的依据; (3) 根据施工实践经验, 实际确定的最大干密度约为室内重型击实试验的1.02-1.04倍; (4) 通过室内重型击实试验成型的试件强度确定的水泥剂量不超过4.5%。

3 结束语

目前水泥稳定碎石基层裂缝是个比较难解决的问题, 但可以通过对集料的级配、设计的强度、水泥剂量、室内试件的成型等配合比设计方面进行合理优化, 从设计上解决部分裂缝的问题, 减少基层裂缝, 提高水泥稳定碎石基层承载力和使用寿命。

参考文献

[1]卫晓光, 黄山峰.水泥稳定碎石基层施工质量控制及常见质量问题的防治[J].交通科技, 2014 (S1) :102-104.

[2]公路路面基层施工技术细则JTG/T F20-2015[S].

涤纶纤维砂浆早期抗裂性研究 篇6

关键词：涤纶纤维,抗裂性,耐碱性

0前言

混凝土及砂浆的裂缝问题是混凝土材料科学与工程领域至今尚未完全解决的问题。前人的试验结果表明[1~6],在混凝土及砂浆中掺入一定量的合成纤维能够有效地控制混凝土及砂浆的早期裂缝。目前使用的合成纤维多是丙纶纤维(聚丙烯纤维),使用涤纶纤维(改性聚酯纤维)的比较少。笔者对涤纶纤维的耐碱性及其在砂浆早期抗裂性方面做了一些探索性试验。

1涤纶纤维在混凝土碱环境下的性能试验

将15组涤纶纤维试样(每组试样均由192根直径为0.6mm的单丝组成)放入烧杯中,使试样完全浸入p H值为13的氢氧化钠溶液中。将烧杯放置到恒温水浴设备中,控制碱溶液温度为(25±2)℃。分别在1d、3d、7d和28d每次取出5组试样用流水冲洗后,放入烘干机,在25℃下烘干表面后立即用纤维强力试验机测试强度,每份试样测两次,所得数据见表1。

由表1可见,涤纶纤维在p H值为13的氢氧化钠溶液中浸泡1d后,强度和伸长率都有所降低,但下降幅度很小,分别为0.9%和0.2%;浸泡3d后,强度和伸长率大幅降低,下降幅度分别为4.2%和5%。

3d、7d和28d的试验数据表明,涤纶纤维在浸泡时间到达3d以上时,强度和伸长率不再降低,最终稳定时强度值在85.02N左右波动,伸长率在13.25%左右波动。综合表1中的五组数据我们得到随浸泡时间增加涤纶纤维的强度和伸长率的变化曲线,见图1和图2。

2纤维砂浆收缩裂缝试验

试验方法参照CECS 38:2004《纤维混凝土结构技术规程》[7]。试验共分5组进行,砂浆的配合比见表2所示。

(1)每组试件养护2h后,用电风扇吹干表面,待成型24h观察裂缝数量、宽度、长度。

(2)裂缝以肉眼可见裂缝为准,用钢尺测量其长度,用读数显微镜测量其宽度。

各组试件的裂缝情况见表3。

(3)试验结果的分析与处理分析

以下面的公式计算裂缝总面积:

式中,Acr—时间裂缝的名义总面积,mm2;

ωi,max—第i条裂缝名义最大宽度,mm;

li—第i条裂缝的长度,mm。

表4为各组试件的裂缝总面积。

表4中,第1组为对比样,未掺加涤纶纤维;第2、3、4、5组分别掺加了涤纶纤维。由表4可见,掺加涤纶纤维后,砂浆表面裂缝总面积有较明显的降低。

3结论

(1)涤纶纤维具备一定的耐碱性,适用于混凝土的碱环境,可以继续做更深入和广泛的研究。如果试验证明涤纶纤维在杨氏模量、波桑比、长细比、粘结强度等其他方面均能够满足纤维混凝土的要求之后,涤纶纤维很有希望成为新一代性能优异的增强水泥基纤维材料。

(2)涤纶对砂浆早期裂缝的控制较为明显,裂缝名义总面积平均减低了48%,可作为新型的增强水泥基纤维材料推广使用。

参考文献

[1]沈荣熹,崔琪,李清海.新型纤维增强水泥基复合材料[M].北京:中国建材出版社,2004:10-11.

[2]詹炳根,郭建雷,林兴胜.玻璃纤维增强泡沫混凝土性能试验研究[J].合肥工业大学学报,2009(2).

[3]温小栋,潘伟,许永和.聚丙烯纤维对混凝土拌合物性能的影响[J].建筑技术,2009(2).

[4]李博修,陈勇.聚丙烯纤维砂浆性能分析[J].交通科技与经济,2009.

[5]王先明,翟红侠,吴志敏,等.聚丙烯纤维膨胀砂浆复合阻裂变形规律的试验研究.安徽建筑,2009(1).

[6]李国忠,田颖,赵帅.芳纶纤维砂浆的抗折强度与抗塑性收缩开裂,建筑材料学报.2009(2).

灌浆加固材料的抗裂技术及应用 篇7

加大截面加固法和外包钢加固法是既有建筑修缮加固的常用方法。加大截面法和外包钢法的加固截面很小,给加固施工带来了很大困难,灌浆材料具有流动性大、无收缩、早强及高强等特点[1,2],可适用于薄壁结构的免振捣加固施工。但灌浆材料在加固工程中的应用目前尚未形成成熟的施工工艺和质量控制方法,实际使用中,若加固用灌浆材料选用或使用不当、采取施工方法不合理,灌浆加固材料很可能会出现开裂,从而影响工程质量。灌浆加固施工后出现开裂的原因比较复杂,主要可归结为两方面:一方面是灌浆材料快速水化产生的水化热引起的温度应力造成加固体开裂;另一方面是灌浆加固材料干燥收缩引起的裂缝。前者以贯穿缝居多,后者以表面裂缝为主[3]。研究表明,在水泥混凝土材料中加入粉煤灰、矿粉等掺合料,可降低混凝土的早期强度、降低水化热引起的温度应力,减少干燥收缩,从而改善水泥混凝土的抗裂性能[4,5,6]。此外,加强对灌浆加固材料早期的养护也是避免其早期出现开裂的有效措施。

基于以上原因,本文对既有建筑加固中薄壁结构灌浆加固材料的抗裂性能及其影响因素开展研究,以期通过优化提高灌浆加固材料的抗裂性能,确保加固结构的安全性。

1 原材料及试验方法

1.1 原材料

灌浆材料:Sika214灌浆材料,水∶粉剂=0.15∶1,灌浆材料的性能见表1。

骨料:粒径5~10mm小石子。

粉煤灰采用华能某电厂Ⅱ级灰,45μm筛余9.8%,需水量比101%;矿粉采用上海某新型建材公司S95矿粉,比表面积430m2/kg,28d活性指数101%。掺合料的化学成分见表2。

纤维:12mm杜拉纤维。

1.2 试验方法及试验设计

水化热委托武汉某仪器设备有限公司进行测试,采用仪器为PTS-12S数字式水泥水化热测量系统进行,测试方法参照GB/T 12959—2008《水泥水化热测定方法》,分别测试纯灌浆材料以及掺加15%、20%粉煤灰、20%矿粉的灌浆材料的水化热。

竖向膨胀率测试方法参照GB 50119—2013《混凝土外加剂应用技术规范》附录的相关规定,分别测试纯灌浆材料及掺加15%粉煤灰、15%矿粉的灌浆材料的竖向膨胀率。

%

灌浆加固材料干燥收缩测试及早期抗裂性能测试参照GB/T 50082—2009《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》进行,试验配合比及强度见表3。

2 试验结果与讨论

2.1 水化热

水泥水化热是混凝土及其它水泥基材料早期温度应力的主要来源。温度应力是目前预拌混凝土或其它水泥基材料早期开裂的一个重要因素。R.Springenschmid[7]认为,混凝土的2/3应力来自于温度变化,1/3来自干缩和湿胀。掺加矿物掺合料是降低水泥水化热的最有效措施之一。表4列出了掺合料在不同水化时间的放热总量,其中掺10%和20%粉煤灰的试样在24h的放热量分别为基准试样的94.4%和75.3%,72h分别为基准试样的87.6%和81.7%;掺加20%矿粉后,灌浆材料的水化热有所降低,胶凝材料24h和72h的水化热分别为基准试样的98.7%和92.2%。

因而,掺入粉煤灰可明显减少灌浆材料的放热量并降低早期的水化放热速率,且掺量越大,灌浆材料早期水化热降低越明显,由此可以有效降低灌浆加固材料施工产生的内外温差,这对防止灌浆加固材料因温度应力引起的开裂是十分有利的。

2.2 体积稳定性

2.2.1 竖向膨胀

图1给出了掺加粉煤灰和矿粉的灌浆材料竖向膨胀率的变化规律。从图1可以看出,灌浆材料加水后在塑性阶段出现明显膨胀,在3h时出现峰值,在此之后浆体出现较明显的收缩。掺加粉煤灰和矿粉后,灌浆材料膨胀出现滞后现象,从图中可以看到,掺加15%矿粉后,5~7h浆体膨胀出现峰值,此后浆体出现收缩,24h后竖向膨胀率基本与基准组持平。掺加15%粉煤灰后,浆体的竖向膨胀率远大于基准组和掺矿粉的灌浆材料的膨胀率,浆体在前28h内出现持续膨胀,之后膨胀率趋于稳定。

图1说明纯灌浆材料有一个明显的膨胀峰,即浆体出现先膨胀后收缩,两者未同步进行,掺加粉煤灰和矿渣粉后,由于掺合料的稀释作用,灌浆材料的水化反应有所延缓,膨胀出现滞后现象,其中掺加粉煤灰后,竖向膨胀率达到0.123%,这与试验中采用的粉煤灰所含Ca O含量较高有关,但仍满足GB/T 50448—2015《水泥基灌浆材料应用技术规范》中对竖向膨胀率的要求[8],浆体在塑性阶段以及早期产生一定的膨胀有助于提高灌浆材料浇筑的密实度,膨胀所产生的附加应力对于减小或消除浆体收缩引起的应力也是有利的。

2.2.2 干燥收缩

测试了掺加掺合料和骨料的灌浆加固材料的干燥收缩,见图2。需要指出的是,此处干燥收缩值是指试件在标养3d后测得的收缩值。

从图2可以看出,掺加15%矿粉的灌浆加固材料干燥收缩值略小于基准组,干燥收缩发展基本与基准组同步,60d的干燥收缩趋于稳定,试验结果与文献[9]基本一致。掺加粉煤灰后干燥收缩显著降低,且随着粉煤灰掺量增加干燥收缩减小,当粉煤灰掺量为15%时,其90d干缩率仅为基准组的1/3。这是由于粉煤灰参与水化反应的速度和程度远低于水泥,其火山灰活性需要水泥的水化产物才能激发,在早期粉煤灰对体系的水化抑制作用非常明显,从而也抑制了混凝土的干缩[10]。

因此,粉煤灰的掺入,有抑制胶凝材料浆体早期收缩的作用,并降低大体量构件的水化热。同时,随着粉煤灰掺量的增大,抑制收缩的效果也会更加明显,胶凝材料体系的开裂敏感性明显降低。

2.3 早期抗裂性能

2.3.1 试验室平板法试验

参照GB/T 50082—2009,测试掺加粉煤灰和矿渣粉的早期抗裂性,但从灌浆加固材料的早期抗裂性试验来看,除基准组灌浆加固材料表面有细微裂纹外(开裂面积为4.6mm2/m2),掺加粉煤灰和矿粉的试件都没有出现开裂现象,即开裂面积为0,这与浆体在塑性阶段的膨胀有关,在受约束状态下,加固材料的塑性膨胀可抵消或部分抵消其早期的化学和干燥收缩,使得浆体内部没有因收缩产生足够的应力而开裂。并且由于该测试方法中试验材料用量较少,热量不能在加固材料中聚集形成温差,因而并不适用于温差引起的材料开裂试验。当灌浆加固材料用于大面积施工或构造柱加固时,墙面或柱是否可能会开裂依旧存在疑虑。

2.3.2 现场模拟试验

在前期研究的基础上,现场采用六组配比浇筑了结构柱墙面作了进一步比较试验,表5列出了其中两组结构柱灌浆加固材料配比,设计强度等级为C40,试样柱截面370mm×500mm,高度3.0m,内配主筋8Ø16,箍筋Ø10@100-200,现场试验灌浆加固材料性能见表6。

kg/m3

由表6可知,灌浆加固材料的施工性能良好,坍落度均达到270mm,扩展度都在600mm以上,可用于薄壁结构的免振捣加固施工。从力学性能来看,没有掺加粉煤灰的灌浆加固材料早期强度很高,1d强度可达到29.4MPa,但3d以后强度增长较慢,说明其水化反应主要发生在早期;而掺加粉煤灰后早期强度明显降低,1d强度为19.5MPa,且后期强度持续增长,28d强度可赶上未掺粉煤灰的灌浆加固材料。

为考察灌浆加固材料早期水化放热情况,采用测温仪测试现浇柱子不同部位的温度变化情况,测温点布置如下:在柱子高度1.5m,距表面20mm、185mm及350mm处,布置上表面、上中和上里3个点;在柱子高度0.5m处,距表面20mm、185mm处,布置下表面、下中2个点。图3给出了不同配比灌浆加固材料在不同部位测温点的温度变化规律。表7列出了采用不同配比灌浆加固材料柱子的温度峰值及测点间的最大温差。

从图3可以看出,试验柱在同一截面里中外的温差并不大,而上下截面的温差较大。采用纯灌浆材料加石子作加固材料的柱子内部最高温度及最大温差明显高于掺粉煤灰的灌浆加固材料,构造柱内部最高温度一般出现在浇筑后17~20h。从表7可知,Z-1最高温度达到了58.7℃,最大温差达到了14.7℃,当灌浆加固材料竖向温差较大时,有可能在竖向产生较大的温度拉应力,造成柱子在水平方向出现环状开裂。掺加粉煤灰后,Z-2内部最高温度为50.8℃,最大温差为7.2℃,从而可降低构造柱中的应力,有效防止温差引起的裂缝。

从现场试验结果来看,采用基准配比Z-1的柱和板,出现了开裂现象,而采用优化设计配比Z-2的柱和板均没有出现开裂现象,如图4所示。

黄士元教授[11]从混凝土早期的力学性能分析了早期裂缝的成因。他认为对受约束的混凝土,其开裂条件为:ε=Rp/E>SL,式中:ε为混凝土的应变;Rp为混凝土的抗拉强度;E为混凝土的弹性模量;SL为混凝土的极限应变。即当混凝土所产生的应变大于它的极限应变SL时,混凝土就产生开裂。其认为表征混凝土的开裂参数不是收缩值,而是极限抗拉应变值。

混凝土是一种弹塑黏性体。拌合物成型的最初几小时,还没有形成凝聚结构,此时主要表现为黏塑性;随着水泥水化,塑性减小,弹性增大。成型后4h至8h,弹性模量E从10~102MPa迅速增大到104~105MPa,增加了3个数量级,而在此期间抗压和抗拉强度以正常的速率增长。因此,极限拉应变由2h的4.0×10-3急剧下降,6~8h降到最低值0.04×10-3左右,即极限应变减小到原来的1/100[12]。

目前,市售灌浆材料对早期强度有较高要求,其组成中含有较多早强组分,强度发展较快,若按24h抗压强度达到30MPa、抗拉强度为3.0MPa测算,弹性模量按3.0×104MPa计算,此时极限应变值为10×10-5,灌浆加固材料的热膨胀系数为1.0×10-5/℃,由此可知,当灌浆材料内外温差超过10℃时,就会出现开裂。掺加粉煤灰后,灌浆加固材料最早期强度有明显降低,但其弹性模量的降低幅度更大,按此推论,掺粉煤灰的灌浆加固材料的极限应变值应大于10×10-5,若灌浆加固材料的热膨胀系数还是按1.0×10-5/℃测算,则当灌浆材料内外温差小于10℃时,掺加粉煤灰的灌浆加固材料不会开裂。根据表7,对现场灌浆结构柱温度进行监测,不掺掺合料的灌浆加固材料17.5h时内外温差最大,为14.7℃;掺加15%粉煤灰后,20h时内外温差最大,为7.2℃。从现场加固构件的开裂状况来看,与之前的推论是吻合的。

综上,灌浆加固材料中宜掺加粉煤灰,这样不但可以降低加固材料早期的水化热,防止构造柱因温度应力造成开裂,同时也可以降低加固材料早期的强度及中后期的干燥收缩,可降低其用于墙面加固时因收缩出现开裂的风险;而对灌浆加固材料早期进行保温、保湿养护,可进一步降低构造柱和墙面因温度应力和干燥收缩产生裂纹的风险。

3结论

(1)掺入粉煤灰可明显减小灌浆材料早期的水化放热速率,且掺量越大胶凝材料体系早期水化热降低的效果越明显,掺入矿粉后水化热有所降低,但并不显著。

(2)掺加粉煤灰和矿粉后,灌浆材料的竖向膨胀出现滞后现象,在本文试验条件下,掺加粉煤灰的灌浆材料竖向膨胀率明显大于纯灌浆材料或掺加矿粉的灌浆材料。掺加矿粉后,灌浆加固材料的干燥收缩率有所降低,而掺加粉煤灰后,干燥收缩率大幅降低。

(3)现场试验表明,掺加粉煤灰后,灌浆加固材料的水化放热峰值和最大温差明显降低,早期强度也显著降低;通过优化设计,现场灌浆加固材料的抗裂性能明显改善。

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