江陰靖江長江隧道工作井側墻抗裂防滲研究與應用

王 峻， 李 明， 王育江， 田 倩， 李世龍， 李 敏

(1. 江蘇省交通工程建設局， 江蘇 南京 210004； 2. 江蘇省建筑科學研究院有限公司 高性能土木工程材料國家重點實驗室， 江蘇 南京 210008； 3. 東南大學材料科學與工程學院， 江蘇 南京 211189； 4. 中鐵十四局集團有限公司， 山東 濟南 250101； 5. 中鐵十四局集團大盾構工程有限公司， 江蘇 南京 211800 )

0 引言

近年來，隨著“一帶一路”倡議、“交通強國”戰(zhàn)略的實施，我國水下隧道建設規(guī)模發(fā)展迅速。據(jù)統(tǒng)計，2001—2020年開工了231條水下隧道，主要穿越黃浦江、珠江和長江，采用的施工方法主要為盾構法[1]。因此，采用盾構法施工的水下隧道已成為跨越江河湖海的重要選擇。隨著社會經(jīng)濟的發(fā)展、人們對交通出行的需求以及核心裝備的研發(fā)，盾構隧道的直徑也越來越大[2]，僅2020年國內開工建設的直徑超過15 m的盾構隧道就達到了5條。用于盾構始發(fā)、接收以及人機料交換節(jié)點的工作井是盾構隧道的重要組成部分，對于超大直徑盾構隧道，其工作井具有結構尺寸大、基坑挖深大以及工況復雜的特點，使得工程建設面臨極大的挑戰(zhàn)。

對同類工程工作井側墻以及類似現(xiàn)澆側墻結構進行的工程調研結果表明，這種現(xiàn)澆側墻結構極易在施工期就出現(xiàn)貫穿性收縮裂縫而引起滲水[3-4]。與此同時，工作井側墻處于上下層先澆筑的環(huán)框梁或環(huán)框梁與工作井底板之間，相當于在密閉空間內澆筑側墻混凝土，混凝土澆筑時布料與振搗困難，側墻頂部的新老混凝土界面容易因不密實而出現(xiàn)滲水。上述收縮開裂以及新老混凝土結合不密實引起的滲漏已成為盾構隧道工作井的質量通病。對于超大直徑盾構隧道，由于其結構尺寸較大，工況條件復雜，通常采取豎向分層、環(huán)向不分段一次性澆筑的施工工藝，但這種分步澆筑的超長、大體積混凝土本身開裂風險很高，施工難度大，滲漏水問題也尤為突出。

為解決混凝土收縮開裂問題，從材料角度可采取的措施包括原材料優(yōu)選、配合比優(yōu)化、摻加抗裂性提升功能材料等[5-7]； 從工藝角度可采取的措施包括降低入模溫度、減少分段長度、設置冷卻水管等[8-10]。這些措施在城市軌道交通工程(地下車站、現(xiàn)澆隧道、橋梁等)中得到了應用，混凝土配合比設計時通常采取低膠凝材料用量的思路，即在保證順利施工的前提下盡可能減少混凝土中的漿體量。為解決混凝土振搗困難、不密實的問題，可采用自密實混凝土施工，相關技術已在鋼管拱橋、鋼殼沉管等工程中得到了應用。為了提高混凝土的流動性與填充性，這類混凝土膠凝材料用量較高[11-13]。

從混凝土材料角度可以看出，裂縫控制與密實填充存在著一定的矛盾，因此，非常有必要提出自密實與抗裂性能協(xié)同的混凝土制備及應用技術，以解決因混凝土不密實及收縮開裂導致工作井側墻的滲漏問題。

1 工程概況

江陰靖江長江隧道位于江陰大橋和泰州大橋之間，路線全長約11.825 km，隧道全長約6 445 m，盾構段管片外徑達15.5 m，最大埋深達53 m，最大水頭82 m，是國內在建直徑最大、水壓最高的水下隧道，是長度排名第二的長江隧道，入選了交通運輸部第一批“平安百年品質工程”創(chuàng)建示范項目。該工程始發(fā)工作井側墻混凝土強度等級為C40，結構平面尺寸為28 m×53.6 m，厚1.5 m，基坑深29.4 m，環(huán)框梁厚1.2～1.8 m，工作井側墻自下至上分4層，單層側墻最大高度為6.15 m，其中第1層側墻位于工作井底板與環(huán)框梁之間，其余側墻位于上下層環(huán)框梁之間。由于每層側墻都是一次性澆筑完成的，受預留洞口影響，第1至3層側墻單邊最大長度為28 m，第4層側墻單邊最大長度為53.6 m，且累計長度達120 m，混凝土開裂風險高，如圖1所示。盡管在環(huán)框梁上預留了澆筑孔和振搗孔(兼做排氣孔)，但在密封空間內澆筑超長大體積混凝土施工相當于“盲澆盲振”，施工難度大，混凝土的收縮開裂及澆筑不密實均會引起滲漏水問題，因此，本工程工作井側墻對混凝土自密實與抗裂性能均有較高要求。

圖1 始發(fā)工作井結構示意圖(單位： m)

2 混凝土開裂風險評估與設計

2.1 開裂風險評估方法

采用基于“水化-溫度-濕度-約束”多場耦合機制的抗裂性評估理論與方法[14-15]，定義混凝土開裂風險計算公式如下：

式中：η為開裂風險系數(shù)；σ(t)為t時刻的混凝土最大拉應力，MPa；ft(t)為t時刻的混凝土抗拉強度，MPa。

當η>1.0時，混凝土一定會開裂； 當0.70<η≤1.0時，混凝土存在較大的開裂風險； 當η≤0.70時，混凝土不開裂保證率≥95%[16]。對結構特征、環(huán)境參數(shù)、混凝土材料及施工工藝等因此進行評估，當計算出的開裂風險系數(shù)大于0.70時，由于結構特征及環(huán)境參數(shù)無法改變，可通過調整混凝土材料參數(shù)(如絕熱溫升和變形)以及施工工藝(如入模溫度、分段澆筑長度等參數(shù))將開裂風險系數(shù)控制在0.70以下，并基于可實施性和經(jīng)濟性，提出裂縫控制指標與方案，如圖2所示。

圖2 混凝土開裂風險評估與設計

2.2 主要參數(shù)及工況條件

根據(jù)工作井施工計劃，評估炎熱氣候施工時工作井第1—4層28 m段側墻以及第4層53.6 m段側墻開裂風險。日均氣溫取28 ℃，混凝土入模溫度取28、25 ℃，同時考慮設置冷卻水管的情況，墻體高度方向上下層冷卻水管間距均為1 m。當墻體厚度方向設置1根冷卻水管時，冷卻水管位于厚度中心； 當厚度方向設置2根冷卻水管時，冷卻水管距離墻體內、外表面0.5 m。由于工作井側墻開裂風險較高，考慮采取水化歷程與膨脹歷程雙重調控技術制備一種低溫升、高抗裂混凝土[17]，混凝土絕熱溫升取45 ℃，7 d自生體積膨脹變形取200με，28 d取100με。編號1-28 m-28 ℃表示第1層28 m段側墻入模溫度28 ℃的工況； 1-28 m-L1-28 ℃表示第1層28 m段側墻在墻體厚度方向設置1根冷卻水管、且入模溫度為28 ℃的工況； 4-53.6 m-L2-28 ℃表示第4層53.6 m段側墻在墻體厚度方向設置2根冷卻水管、且入模溫度為28 ℃的工況，其余編號所表示的工況依此類推。

2.3 開裂風險評估結果

當混凝土入模溫度為28 ℃時，工作井側墻開裂風險評估結果如圖3所示。結果表明，開裂風險隨著側墻長度的增加而顯著增大，由于第1層側墻位于底板和環(huán)框梁之間，其受到的約束作用比第2—4層側墻大。因此，長度同為28 m時，第1層側墻開裂風險系數(shù)較其他層高。通過嚴格控制入模溫度不超過28 ℃并采用低溫升高抗裂混凝土，可控制第2層以及相同工況的第3層28 m段側墻開裂風險系數(shù)至0.70以下，第4層53.6 m段側墻的開裂風險系數(shù)仍達到0.90以上，存在開裂的可能。

圖3 入模溫度28 ℃時側墻開裂風險

為將工作井側墻開裂風險系數(shù)控制在0.70內，進一步考慮在開裂風險較高的第1層及第4層側墻中采取設置冷卻水管或繼續(xù)降低入模溫度的措施，不同工況條件下側墻開裂風險如圖4所示。結果表明： 對于第1、4層28 m段側墻，當控制入模溫度為25 ℃或入模溫度為28 ℃且在墻體厚度中心設置1根冷卻水管時，可降低混凝土開裂風險系數(shù)至0.70以下； 對于第4層53.6 m段側墻，當控制入模溫度為25 ℃且在墻體厚度方向設置1根冷卻水管，或入模溫度為28 ℃且在墻體厚度方向設置2根冷卻水管時，可降低混凝土開裂風險系數(shù)至0.70以下。

2.4 混凝土性能控制指標

基于工作井側墻開裂風險評估結果，結合現(xiàn)場施工需求，提出了本工程工作井C40自密實、高抗裂混凝土性能控制指標如表1所示。在滿足工程需求的自密實性能的基礎上，該自密實、高抗裂混凝土的抗裂性能指標與混凝土開裂風險評估時的低溫升、高抗裂混凝土抗裂性能指標相同。

3 自密實高抗裂混凝土制備與性能

3.1 原材料與配合比

3.1.1 工程所用原材料及主要指標

1)水泥。南通海螺低堿P·O 42.5水泥，其密度為3.02 g/cm3、比表面積為340 m2/kg。

2)粉煤灰。江陰利港I級粉煤灰，其需水量比為108%、流動度比為105%。

3)砂。洞庭湖Ⅱ區(qū)中砂，其細度模數(shù)為2.8、含泥量為1.6%。

4)碎石。湖北興華礦業(yè)5～20 mm連續(xù)級配碎石，其松散堆積空隙率為43%。

5)抗裂劑。江蘇蘇博特新材料股份有限公司HME-V混凝土(溫控、防滲)高效抗裂劑，其限制膨脹率20 ℃水中7 d為0.055%、轉空氣中21 d為0.010%，水化熱降低率24 h為54%、7 d為13%。

6)流變改性材料。江蘇蘇博特新材料股份有限公司SBT-HDC(III)高性能混凝土流變改性材料，其流動度比為110%。

7)減水劑。江蘇蘇博特新材料股份有限公司液體SBT-SCC自密實混凝土減水劑。

8)水。飲用水。

3.1.2 混凝土配合比

由于工作井側墻對混凝土抗裂性能要求較高，因此混凝土配合比設計時采取了低膠凝材料、低水泥用量的原則，并摻加了具有水化歷程和膨脹歷程雙重調控作用的抗裂劑； 同時為兼顧混凝土自密實性能，采用了流變改性材料[18]及自密實減水劑，在初步試驗的基礎上，采取表2所示的配合比進行了室內試驗。其中，基準組編號為Ref，抗裂劑摻量為8%、10%時編號為8%HME-V、10% HME-V。

表2 混凝土配合比

3.2 自密實性能

參照GB/T 50080—2016《混凝土拌合物性能試驗方法標準》及JGJ/T 283—2012《自密實混凝土應用技術規(guī)程》測試了混凝土的含氣量、容重、倒置坍落度時間、坍落擴展度、T500、坍落擴展度與J環(huán)擴展度之差等，如表3所示。結果表明： 混凝土含氣量、容重等參數(shù)符合配合比參數(shù)要求，坍落擴展度為620～650 mm，T500及倒置坍落度時間≤4.2 s，其中，10%HME-V組混凝土擴展度與J環(huán)擴展度之差為20 mm，自密實性能相對最優(yōu)。

表3 新拌混凝土性能

3.3 力學性能

混凝土抗壓強度測試結果如表4所示。結果表明： Ref混凝土強度高，且發(fā)展速率快，7 d強度已超過設計強度； 采用HME-V等量取代水泥后，混凝土強度及發(fā)展速率有所降低，但28 d強度均能滿足配制強度要求。

表4 混凝土抗壓強度

3.4 絕熱溫升

混凝土絕熱溫升測試結果如圖5所示。結果表明： 摻加HME-V后，混凝土絕熱溫升值有所降低，且絕熱溫升早期發(fā)展速率顯著降低。其中，Ref、8%HME-V、10%HME-V混凝土7 d絕熱溫升分別為47.5、45.7、44.4 ℃，絕熱溫升1 d與7 d比值分別為62.5%、48.4%、47.9%。在散熱條件下，絕熱溫升早期發(fā)展速率越小，越有利于降低混凝土溫升值、提高混凝土抗裂性。

圖5 混凝土絕熱溫升

3.5 自生體積變形

在20±2 ℃條件下，利用PVC管成型直徑100 mm、高400 mm的自生體積變形試件并覆蓋保鮮膜，同步測試混凝土凝結時間。待自生體積變形試件靜置2 h后揭開保鮮膜，在試件上表面中心埋入銅頭并繼續(xù)覆蓋保鮮膜； 待混凝土初凝時，揭開保鮮膜，用加熱融化的石蠟密封自生體積變形試件； 待混凝土終凝時開始讀數(shù)并記錄。計算自生體積變形時，以混凝土終凝為0點，結果如圖6所示。Ref混凝土持續(xù)表現(xiàn)出收縮變形，28 d自生體積收縮變形為-115.6με； 摻加HME-V后，可消除混凝土自生體積收縮并產(chǎn)生一定的膨脹變形。8%HME-V、10%HME-V混凝土7 d自生體積膨脹變形分別為199.8με、255με，28 d自生體積膨脹變形分別為166.7με、252.5με。可以看出，10%HME-V混凝土后續(xù)收縮趨勢較小，且56 d自生體積變形仍超過220με。

圖6 混凝土自生體積變形

4 工程應用

結合混凝土自密實性能、力學性能及抗裂性能試驗結果，選取10%HME-V混凝土配合比作為工作井側墻混凝土配合比。始發(fā)工作井主要在平均氣溫約27 ℃的9月份完成施工。通過采取原材料提前進場、骨料遮陽并灑水降溫、摻加70～80 kg/m3片冰替代拌合水等措施，可降低混凝土入模溫度至27 ℃以下。結合開裂風險評估結果，在工作井第1、4層28 m段及53.6 m段側墻厚度方向設置了2根冷卻水管，距離內、外表面0.5 m； 在第2、3層28 m段側墻厚度中心設置了1根冷卻水管，上、下層水管間距1～1.5 m； 此外，控制側墻混凝土里表溫差≤15 ℃，中心混凝土降溫速率≤3.0 ℃/d。

工作井側墻施工時，混凝土自密實性能良好，坍落擴展度普遍控制在650～680 mm，T500及倒置坍落度時間≤4.5 s，各項指標均滿足表1要求，混凝土布料間距≤4 m，必要時輔以10～15 s的振搗，環(huán)框梁1 m以下混凝土澆筑高度速率≤0.4 m/h，靜置約1 h后再按澆筑高度速率≤0.3 m/h完成最后側墻混凝土的澆筑。在墻體結構尺寸中心點(即在長度、高度、厚度的1/2處)沿長度及厚度方向布置了可同時測量溫度和變形的振弦式應變計，在中心點同一水平面上靠近內側表及外側表附近布置了溫度計，溫度計距離內側表、外側表均為5 cm。第1層28 m段側墻溫度監(jiān)測結果如圖7所示。結果表明： 混凝土實際入模溫度在25 ℃左右，墻體中心在1.6 d達到最高溫度56.6 ℃，由于冷卻水管未及時關停，溫峰后2 d內降溫速率較快； 冷卻水管自澆筑后4.4 d左右關停，混凝土緩慢降溫，在采取控制入模溫度及設置冷卻水管等溫控措施后，混凝土內部溫度較小，加之工作井基坑內受外界空氣對流影響較小，且側墻采用的1.8 cm厚的木模板保溫效果較好，使得混凝土內部溫度差異較小，最大里表溫差僅為8.1 ℃； 由于溫降早期冷卻水管未及時關停，使得溫降7 d平均降溫速率為2.7 ℃/d，仍滿足平均降溫速率不超過3.0 ℃/d的要求。工作井側墻采用滿堂支架對撐的模板體系，待工作井側墻全部完成澆筑后，再從上至下逐層拆模。因此，位于下部的第1—3層側墻帶模養(yǎng)護20～50 d，上部第4層側墻帶模養(yǎng)護10 d后拆模，并繼續(xù)覆蓋帶塑料內膜的土工布養(yǎng)護至20 d。

圖7 工作井側墻混凝土溫度

側墻中心變形監(jiān)測結果如圖8所示。結果表明，由于厚度方向約束較小，其膨脹變形顯著大于長度方向。將本工程工作井1.5 m厚側墻與某1.05 m厚側墻[3]及1.3 m厚底板溫升階段和溫降階段的變形比較如圖9—10所示。結果表明，工作井側墻及某1.05 m厚側墻[3]、1.3 m厚底板在溫升階段的單位膨脹變形分別為36.6με/℃、11.1με/℃、8.5με/℃，在溫降階段的單位收縮變形分別為9.7με/℃、14.4με/℃、12.1με/℃，即本工程工作井側墻自密實、高抗裂混凝土在溫升階段的膨脹變形較普通混凝土增大了2倍以上，在溫降階段的收縮變形較普通混凝土減小了20%以上。

圖8 工作井側墻混凝土變形

圖9 不同結構混凝土溫升階段變形

圖10 不同結構混凝土溫降階段變形

工作井側墻拆模后未見混凝土出現(xiàn)裂縫，側墻頂部與環(huán)框結合密實，外觀無明顯缺陷，最長持續(xù)跟蹤超過120 d。結果表明，混凝土未出現(xiàn)開裂及滲漏現(xiàn)象，如圖11所示。

圖11 始發(fā)工作井

5 結論與建議

1)基于多場耦合機制模型評估了工作井側墻混凝土開裂風險，結果表明，開裂風險隨側墻長度的增加而顯著增大，第4層53.6 m段側墻開裂風險最高，第1層側墻受到底板和上層環(huán)框梁等的外約束作用最強，相同28 m長度的第1層側墻開裂風險最高。

2)制備了工作井側墻C40自密實、高抗裂大體積混凝土，膠凝材料用量450 kg/m3，用水量162 kg/m3，混凝土坍落擴展度達680 mm，T500及倒置坍落度時間≤4.5 s，混凝土7 d絕熱溫升≤45 ℃，1 d與7 d絕熱溫升比值≤50%，7 d與56 d自生體積變形≥220με，實現(xiàn)了中低膠材混凝土自密實性能與抗裂性能的協(xié)同。

3)自密實高抗裂混凝土是基礎，入模溫度控制、設置冷卻水管、控制布料間距與澆筑速率以及保溫保濕養(yǎng)護等施工工藝措施是實現(xiàn)抗裂防滲的重要保障，通過設計、材料、施工等環(huán)節(jié)的閉環(huán)管控，解決了在密封空間內澆筑超長大體積工作井側墻混凝土收縮開裂及不密實引起的滲漏水問題。