科特迪瓦某重力式码头胸墙开裂原因分析及裂缝控制对策

莫宏武，李永超，于方*

（1.中交四航局第三工程有限公司，广东 湛江 524000；2.中交四航工程研究院有限公司，水工构造物耐久性技术交通运输行业重点实验室，广东 广州 510230）

1 工程概况

科特迪瓦某重力式码头扩建项目位于科特迪瓦经济首都阿比让市，码头工程3个泊位总长度1 250 m，为重力式沉箱结构。沉箱为预制C40钢筋混凝土结构，标准尺寸为19.35 m×17.0 m×19.5 m（长×宽×高），胸墙底端嵌入沉箱内0.3 m与沉箱形成结构整体，其混凝土设计强度等级同样为C40。标准段胸墙尺寸为 19.41 m×4.9 m×2.8 m（长×宽×高），属于典型的长墙式大体积混凝土结构。然而，大体积混凝土极易产生裂缝[1]，一旦裂缝的宽度和深度发展到一定程度后不仅影响建筑美观，还会降低结构的安全性，尤其是海港码头工程，面对复杂的海洋环境，裂缝会导致氯离子加速往混凝土内部渗透[2-3]，从而锈蚀钢筋，严重影响结构的安全性和耐久性。而在科特迪瓦某重力式码头扩建项目中，同样出现了胸墙表面产生过多裂缝的问题。

在码头胸墙施工中，首先采用表1的混凝土配合比1号（普通硅酸盐水泥，CPA CEM I 42.5 N）浇筑了6段胸墙，每段胸墙的混凝土浇筑量约为250 m3。现场的温度监测结果显示，浇筑后混凝土内部温度急剧升高，并在24 h内达到了峰值，最高温度在75～85°C范围之内。拆模后，胸墙表面即出现多条竖向裂缝，大部分从顶部延续到底部，而裂缝主要集中在沉箱中部位置，在胸墙前沿、后沿和顶部均有分布。经现场统计，浇筑5个月后，胸墙表面的裂缝仍在发展。

为了应对第1批胸墙出现混凝土内部温度过高和表面裂缝数量较多及宽度较大的问题，尝试采用表1的混凝土配合比2号（低热矿渣水泥，CHF 42.5 L）浇筑了17段胸墙，监测结果显示胸墙内部最高温度虽然有明显降低（幅度达到14.8°C），但胸墙前沿、后沿和顶部仍出现了裂缝，且裂缝的数量并未明显减少。

表1 胸墙混凝土配合比Table 1 Concrete mix ratio ofbreast wallkg/m3

2 原因分析

2.1 胸墙开裂原因分析

通常，混凝土产生裂缝的原因可分为以下三大类：荷载裂缝、变形裂缝及其它物理或化学变化产生的裂缝[4]。其中变形裂缝是指由于环境温度变化、混凝土在养护或使用阶段发生收缩和膨胀以及结构的不均匀沉降等原因引起的裂缝[5]。而对于本项目的重力式码头胸墙，为大体积混凝土结构，极易受到温度和收缩作用以及结构不均匀沉降而产生变形，在内外约束条件下产生拉应力，当拉应力大于混凝土的抗拉强度时便会导致混凝土产生裂缝。在混凝土浇筑前，考虑到胸墙混凝土会因自身荷载作用产生20～30 mm沉降，因此采取了分层浇筑工艺。故可以初步排除结构的不均匀沉降导致胸墙产生变形而出现裂缝这个因素。通过对裂缝形态的分析，结合现场温度监测结果，可以确定该胸墙表面出现裂缝主要为温度和收缩引起的变形导致的。为了进一步分析温度应力对混凝土产生裂缝的影响，对胸墙进行了温度应力模拟计算，评估其开裂风险。

2.2 基于温度应力的混凝土开裂风险分析与评估

为了分析码头胸墙混凝土结构由水泥水化热引起的温度应力状况，采用1号配合比，以胸墙第1层的实际尺寸建立有限元模型，采用有限元分析软件进行温度应力模拟计算，计算参数见表2。

表2 混凝土计算参数取值Table 2 Concrete calculation parameter value

经计算，胸墙第1层混凝土不同龄期中心温度、表面温度、内表温差结果如图1所示。

图1 胸墙温度计算结果Fig.1 Calculated resultofbreastwalltemperature

从图1中可见，采用CPA CEM I 42.5N水泥时，胸墙第1层混凝土的中心温度在浇筑后2 d达到峰值，最高温度为77.9°C，与实测值比较接近（最高温度在75～85°C）。大体积混凝土的内部温度越高，由此产生的温降收缩越大，在温控措施不当的情况下，产生开裂的风险越高。

2.2.1 自约束应力评估

混凝土各阶段自约束应力的计算公式：

式中：σz（t）为最大自约束应力，MPa；α为混凝土的线膨胀系数，取1.0×10-5；E（t）为混凝土龄期为t时的弹性模量，MPa；ΔTnb（t）为混凝土浇筑后各阶段的内表温差，°C，通过数值计算或现场检测得到。

混凝土的抗裂安全系数Kz可计算求得：

式中：ftk（t）为混凝土龄期为t时的抗拉强度，N/mm2；σz为混凝土的极限抗拉强度，N/mm2。

自约束应力的计算结果如表3所示。

表3 自约束应力及开裂风险评估Table 3 Self-constrained stress and cracking risk assessment

从表3可以看出，胸墙第1层混凝土前7 d自约束应力抗裂安全系数在2.5 d时小于1.15。结果表明：胸墙第1层混凝土在浇筑完后2 d，自约束应力导致混凝土开裂的风险较大。宜在混凝土早期采取措施降低混凝土内部的温度和做好混凝土面层的保温和保湿养护。

2.2.2 外约束应力评估

外约束应力是指构件变形受到底部、端部或侧面的约束而产生的拉应力，外约束拉应力可按式（3）计算。外约束应力参数为构件长度19.41 m，厚度2.4 m，基础水平阻尼系数1.2 MPa/mm。

式中：σw（t）为混凝土龄期为t时，因综合降温差，在外约束条件下产生的拉应力，MPa；α为混凝土线膨胀系数，取1.0×10-5；μ为混凝土的泊松比，取0.17；ΔT（t）为在第t天时；混凝土浇筑体综合降温差的增量，°C，包括截面平均降温量和收缩当量温度增量；E（t）为混凝土龄期为t时的弹性模量，N/mm2；H（t，τ）为混凝土在龄期为 τ时产生的约束应力延续至t时的松弛系数；R（t）为混凝土龄期为t时的外约束系数，N/mm2。

黍粒小，播种浅加上春天风大、干旱，如果种子不能与土壤紧密结合，种子难以吸水发芽，因此黍子播种后及时镇压1-2次。

式中：L为混凝土浇筑体的长度，mm；H为混凝土浇筑体的厚度；Cx为外约束介质的基础水平阻尼系数，MPa/mm。

混凝土的抗裂安全系数Kz可根据式（2）计算求得，计算结果如表4所示。

表4 外约束应力及开裂风险评估Table 4 Externalrestraint stress and cracking risk assessment

从表4可以看出，30 d龄期内，胸墙第1层混凝土的外约束应力抗力安全系数在14 d后小于1.15，表明胸墙第1层混凝土浇筑14 d后出现温度收缩和干燥收缩裂缝的概率较大。

2.3 原材料检测分析

先后采用了2种水泥进行混凝土配制，虽然在第2批次胸墙浇筑中采用了低热的矿渣水泥，使混凝土内部的峰值温度有所降低，但总体上效果并不显著，裂缝的数量没有明显减少。为了分析2种水泥水化反应放热存在的差异，对普通硅酸盐水泥和矿渣硅酸盐水泥进行了X射线衍射分析（XRD），并进行了Rietveld全谱分析，结果如图2所示。

图2 Rietveld全谱分析Fig.2 Analysis of Rietveld fullspectrum

从图2可知，普通硅酸盐水泥和矿渣水泥的石膏含量分别为1.56%和3.13%，SO3含量分别为0.73%和1.46%。可见，两种水泥的石膏含量偏低。在水泥生产过程中，石膏主要起着调节水泥凝结时间的作用，其掺量控制在5%左右，如果石膏掺量过低或者颗粒细度不够会使石膏不能充分溶解，当其溶解度含量小于1.3%时，会容易使混凝土产生速凝的现象。有学者曾指出，水泥的初凝、终凝时间和释放的水化热会受到石膏掺量的影响[6]。因此，由于该工程中使用的普通硅酸盐和矿渣水泥的石膏含量偏低，使混凝土凝结时间过短，导致混凝土内部温升过快，混凝土内外温度相差较大，致使混凝土受到的内约束应力过大，从而产生裂缝。

3 裂缝控制措施

3.1 优化混凝土配合比

上述分析可知，该码头胸墙开裂的主要原因是混凝土在浇筑后温升过快，导致其受到外约束应力过大而产生开裂，同时由于水泥的石膏含量偏低，水化热反应过快使混凝土凝固时间过短。为了解决这个问题，在满足设计要求的前提下，通过改善骨料的粒径级配，优化矿物掺合料体系或掺入高效减水剂等方法来减少胶凝材料的用量[7-8]，从而降低水化热，减少混凝土的降温收缩。优化后的混凝土配合比见表5所示，采用优化后的配合比进行计算，得到胸墙第1层混凝土在不同龄期的中心温度、表面温度、内表温差结果如图3所示。

表5 胸墙混凝土优化配合比Table 5 Optimized concrete mix ratio ofbreastwall3 kg/m

图3 胸墙温度计算结果Fig.3 Calculated result ofbreastwalltemperature

由图3可知，在采用优化后的配合比（CPA CEM I 42.5N水泥）后，胸墙第1层混凝土中心温度在浇筑后60 h达到峰值，峰值为69.3°C。

图4 冷却水管布置方式Fig.4 Cooling water pipe arrangement

混凝土的内部最高温度从优化前的77.9℃降低至优化后的69.3°C（无冷却水管），这在一定程度上降低了混凝土产生温度裂缝的风险，但混凝土的内表温差过大（34.2°C），需要进一步采取相关措施控制混凝土的内表温差。

3.2 温控措施

混凝土的内表温差过大，产生自约束应力的开裂风险较高，可采取“内降外保”的方法进行控制。外部保温的做法为：混凝土浇筑完后，在胸墙顶部铺设高分子养护膜后覆盖聚苯板进行保温，再用防雨帆布将整个胸墙包裹严实，待混凝土内部最高温度降至45°C以下时再拆模。内部降温的做法为：在混凝土内部铺设冷却水管来降低其内部的温度，并通过更换冷却水管的材质（塑料管换成金属管）和布置优化（三层六列交叉布置取代两层四列布置）来降低混凝土的内部温峰。冷却水管布置方式见图4。

图5为优化冷却水管后混凝土的实测温度。可以看出，在采用优化后的配合比（CPA CEM I 42.5N水泥）且优化冷却水管布置后，胸墙第1层混凝土中心温度在浇筑后36 h达到峰值，峰值为65.6°C，内表温差最大值为26.2°C。可见，采用冷却水管的优化措施后，混凝土的最高温度和内表温差都有所降低，这进一步降低了胸墙的开裂风险。

图5 优化冷却水管后混凝土的实测温度Fig.5 The actualtemperature ofthe concrete after optimizing the cooling water pipe

3.3 施工工艺及构造设计措施

码头胸墙第1层嵌入沉箱内0.3 m，由第2节的分析可知，由于混凝土内部温升过快，使混凝土内部温度与外界温度温差过大，导致沉箱对第1层浇筑的胸墙会产生较大的外约束应力，另外由于胸墙采用了分层浇筑的施工方法，下层混凝土同样会对上层混凝土产生较大的外约束应力，增大了混凝土胸墙面层的开裂风险。因此，针对施工工艺导致胸墙产生的裂缝，可通过混凝土的构造设计进一步减少。通过在水平施工缝界面以上1.5 m高度范围内铺设5 mm厚的玄武岩纤维抗裂网格（规格5 cm×5 cm），采用梅花选点布设方式将网格铺设在混凝土保护层内，使得胸墙的裂缝从3～4条下降至0～1条，且最大裂缝宽度从0.30 mm下降至0.15 mm以内，有效控制了侧墙的横向裂缝。

通过采取优化混凝土配合比、控制混凝土内外温差以及改善施工工艺（布设抗裂网格）等一系列措施，使后期浇筑胸墙混凝土的裂缝明显减少，且最大裂缝宽度减少明显，胸墙控裂取得成效。

4 结语

通过对前期浇筑的胸墙进行裂缝特征分析、有限元建模分析和对原材料进行Rietveld全谱分析，得出该码头胸墙产生多条竖向裂缝的主要原因是混凝土水化热温升过高、凝结时间过短及混凝土降温速率过快，使胸墙受到内外约束应力过大而导致的。针对上述原因，在后续胸墙浇筑过程中，通过采用优化混凝土配合比、加密冷却水管布置、改善施工工艺等应对措施，使裂缝数量明显减少，取得了胸墙控裂的成功。