賀云，賀金龍，余棚，張本蛟，傅旭東

索塔承臺大體積混凝土溫度控制研究

賀云1，賀金龍2，余棚1，張本蛟3，傅旭東1

(1. 武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，湖北 武漢 430072；2. 中交二公局第一工程有限公司，湖北 武漢 430055；3. 中國葛洲壩集團(tuán)股份有限公司，湖北 武漢 430032)

由于索塔承臺混凝土體積大，水化熱高，導(dǎo)致內(nèi)部溫度、內(nèi)表溫差過大，很容易產(chǎn)生溫度裂縫，因此有必要對其進(jìn)行溫度控制。采用線單元解耦算法對榕江大橋索塔承臺混凝土不同澆筑方案進(jìn)行數(shù)值模擬，分析澆筑厚度、冷卻水及冷卻水溫度對混凝土溫度、應(yīng)力的影響，從而選擇合適的澆筑及溫控方案，并將現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。研究結(jié)果表明：混凝土內(nèi)部溫度通常在澆筑后第3～4 d達(dá)到峰值，降溫速率小于升溫速率；通冷卻水可降低最高溫度3 ℃～4 ℃，且可增加混凝土降溫速率；但降低冷卻水溫度對混凝土內(nèi)部溫度影響有限，且會增大混凝土內(nèi)部應(yīng)力；根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，承臺采用分3層澆筑、冷卻水溫度為25 ℃的施工方案；實(shí)測承臺第1澆筑層內(nèi)部溫度最大為65.8 ℃，內(nèi)表溫差最大為24.3 ℃，內(nèi)部溫度、內(nèi)表溫差和應(yīng)力均未超過規(guī)范允許值，溫控方案合理。研究成果對索塔承臺大體積混凝土的澆筑及溫控具有一定參考 價(jià)值。

索塔承臺；大體積混凝土；冷卻水；溫度控制；數(shù)值模擬

近幾十年來，我國橋梁事業(yè)迅速發(fā)展，蘇通大橋、佛山東平大橋、港珠澳大橋等大跨度橋梁相繼建成，在這些橋梁工程中，大體積混凝土承臺結(jié)構(gòu)發(fā)揮著重要作用。承臺混凝土澆筑過程中水化放熱，會使內(nèi)部溫度不斷升高，而表面溫度相對較低，從而造成內(nèi)表溫差過大，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生溫度裂縫，嚴(yán)重影響承臺的質(zhì)量和耐久性，因此在大體積混凝土澆筑時(shí)必須采取溫控措施降低其內(nèi)部溫度。國內(nèi)外學(xué)者對大體積混凝土的溫度控制進(jìn)行了廣泛研究，取得了眾多研究成果。Truman等[1?2]推導(dǎo)了大體積混凝土水化熱的計(jì)算公式，為大體積混凝土溫度的計(jì)算提供了理論依據(jù)。隨著有限元方法及計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，越來越多的學(xué)者開始基于有限元方法分析大體積混凝土的溫度場及應(yīng)力場。Wilson[3]率先將有限元分析方法用于大體積混凝土溫度場的研究，開發(fā)出用于模擬大體積混凝土分期施工時(shí)溫度場的程序，并在實(shí)際工程中成功應(yīng)用。隨后，Elbadry等[4]采用平面二維有限元模型，對特定位置和環(huán)境條件下，任意方位混凝土橋梁截面內(nèi)溫度分布進(jìn)行了分析。朱伯芳[5]提出將冷卻水管視為負(fù)熱源的大體積混凝土等效熱傳導(dǎo)方程，從平均意義上考慮水管冷卻的作用效果，避免了應(yīng)力計(jì)算時(shí)水管周邊的應(yīng)力集中。LIU等[6]采用熱流耦合模型研究了大崗山水壩大體積混凝土的溫度及應(yīng)力，驗(yàn)證了該模型的工程適用性。為了降低大體積混凝土內(nèi)部溫度，施工中常采用預(yù)埋冷卻水管方式降溫。朱伯芳[7]通過建立等效熱傳導(dǎo)方程，推導(dǎo)出了大體積混凝土在水管冷卻與層面散熱共同作用下混凝土的理論解。魏德敏等[8?10]采用有限元法，對大體積混凝土冷卻水管的布設(shè)方法進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)冷卻水管可以有效降低混凝土內(nèi)部溫度，水管間距對降溫效果有很大影響。魯正剛等[11]結(jié)合具體工程對冷卻水管的溫控效果進(jìn)行了研究，認(rèn)為采用水管冷卻混凝土外表面最容易發(fā)生開裂。除了采用冷卻水管，優(yōu)化混凝土原料及配合比、控制入模溫度、表面養(yǎng)護(hù)等措施也能有效防止大體積混凝土結(jié)構(gòu)產(chǎn)生溫度裂縫[12?13]。本文結(jié)合潮汕環(huán)線高速榕江大橋項(xiàng)目，通過線單元解耦算法對大體積混凝土澆筑時(shí)不同厚度、不同冷卻水溫度以及是否通冷卻水進(jìn)行數(shù)值模擬，分析澆筑厚度以及冷卻水對大體積混凝土內(nèi)部溫度及應(yīng)力的影響，從而選擇合適的澆筑及溫控方案。并將監(jiān)測結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果及溫控措施的合理性，為同類工程的溫度控制提供參考。

1 索塔承臺溫控措施

1.1 工程概況

潮汕環(huán)線高速榕江大橋全長4 840.0 m，為半漂浮式雙塔鋼箱梁斜拉橋。索塔承臺平面呈八邊形，橫橋向?yàn)?3.7 m、縱橋向?yàn)?1.3 m，厚5.5 m；承臺頂設(shè)置2 m厚的二承臺(即塔座)。承臺采用C40混凝土澆筑，澆筑方量為6 034 m3。索塔承臺結(jié)構(gòu)如圖1~2所示。

圖1 索塔承臺現(xiàn)場施工圖

圖2 索塔承臺平面圖

1.2 溫控標(biāo)準(zhǔn)

榕江大橋索塔承臺長43.7 m，寬21.3 m，總澆筑厚度7.5 m，屬大體積混凝土。根據(jù)相關(guān)規(guī)范[14]規(guī)定，結(jié)合本工程特點(diǎn)，采用以下溫控標(biāo)準(zhǔn)：

1) 澆筑溫度不高于30 ℃，不低于5 ℃；

2) 內(nèi)部最高溫度不高于70 ℃，內(nèi)表溫差不大于25 ℃；

3) 拉應(yīng)力不超過其齡期規(guī)定的最大拉應(yīng)力。

1.3 溫控措施

潮汕環(huán)線高速榕江大橋索塔承臺屬大體積混凝土，施工時(shí)采用預(yù)埋冷卻水管、分層澆筑、控制入模溫度等措施降低混凝土內(nèi)部溫度，控制內(nèi)表 溫差。

1.3.1 冷卻水管布置

規(guī)范[14]規(guī)定冷卻水管采用內(nèi)徑25~50 mm的金屬或塑料水管，間距0.5~1.5 m布置。根據(jù)規(guī)范規(guī)定，并結(jié)合榕江大橋承臺混凝土水化熱及承臺厚度，在承臺施工過程中共設(shè)置7層冷卻水管：承臺設(shè)5層，塔座設(shè)2層，采用蛇形布置；水管豎向?qū)娱g距為1 m，水平間距為2 m，冷卻水管隔層采用不同方向布置，如圖3所示；冷卻水管采用外徑42.4 mm，厚3.2 mm的鍍鋅鋼管制作。

施工過程中，混凝土淹沒冷卻水管后立即通水進(jìn)行冷卻，冷卻水流速不小于0.6 m/s，進(jìn)出水溫差不大于5 ℃，且每天改變一次通水方向。溫控過程中，根據(jù)承臺內(nèi)部溫度監(jiān)測情況，對冷卻水流量或進(jìn)水溫度作適當(dāng)調(diào)整。

1.3.2 澆筑方案

由于本項(xiàng)目承臺厚度大，水化熱高，僅采用通冷卻水降溫的方式無法使內(nèi)部溫度降低到規(guī)范允許值，為了控制混凝土內(nèi)部溫度，承臺采用分層澆筑方案施工。現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定，大體積混凝土分層澆筑厚度不宜超過3.0 m，在基礎(chǔ)強(qiáng)約束區(qū)不超過1.5 m。工程中承臺具體澆筑厚度，應(yīng)根據(jù)混凝土水化熱、基礎(chǔ)約束、降溫措施及工期等綜合確定，考慮榕江大橋承臺尺寸、冷卻水管布置、混凝土凝期等因素的影響，承臺混凝土的澆筑考慮如下2種方案：①承臺分3層進(jìn)行澆筑，厚度分別為2.5，3.0和2.0 m；②承臺分4層進(jìn)行澆筑，厚度分別為1.5，2.0，2.0和2.0 m。2種澆筑方案混凝土入模溫度都不超過25 ℃。

(a) 承臺第1，3和5層冷卻管平面圖；(b) 承臺第2，4層冷卻管平面圖

2 溫度及應(yīng)力數(shù)值模擬

根據(jù)理論計(jì)算可得到混凝土內(nèi)部最高溫度及各齡期對應(yīng)的混凝土允許應(yīng)力，但無法確定最高溫度出現(xiàn)的時(shí)間及溫度隨時(shí)間的變化曲線；數(shù)值模擬方法可有效克服理論計(jì)算的不足，得到混凝土溫度及應(yīng)力的時(shí)程曲線，并可對各時(shí)間點(diǎn)混凝土內(nèi)部的溫度場及應(yīng)力場進(jìn)行直觀展示。

2.1 數(shù)值模擬方案

索塔承臺澆筑施工時(shí)，考慮了2種澆筑方案，分別為分3層澆筑和分4層澆筑，同時(shí)，為了確認(rèn)冷卻水管的降溫效果，考慮冷卻水進(jìn)水溫度分別為20 ℃和25 ℃以及不通冷卻水3種情況，共6種可能的施工方案。

數(shù)值分析時(shí)采用Kim[15]等提出的線單元解耦算法進(jìn)行模擬，將水管視為線單元，沿管壁的積分近似到一條線上，利用共有結(jié)點(diǎn)來模擬水管與混凝土的熱交換。由于冷卻水循環(huán)方向的非對稱性，為準(zhǔn)確進(jìn)行計(jì)算分析，針對封底混凝土、承臺及塔座建立整體模型，將封底混凝土模擬為恒溫地基，溫度取為25 ℃，考慮其具有比熱和熱傳導(dǎo)特性，以反映承臺、塔座的水化熱傳遞過程。承臺混凝土模型及冷卻管布置分別如圖4和圖5所示。

圖4 有限元分析模型

圖5 冷卻管布置圖

2.2 澆筑層數(shù)的影響

承臺澆筑考慮分3層和分4層2種施工方案，采用有限元進(jìn)行模擬，綜合考慮膠凝材料水化熱、冷卻水管降溫、混凝土表面保溫層等影響因素，計(jì)算得出了承臺各層溫度場及應(yīng)力場，并根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制混凝土內(nèi)部溫度的時(shí)程曲線。限于篇幅，這里僅列出分3層和分4層澆筑、不考慮冷卻水管時(shí)混凝土的內(nèi)部溫度時(shí)程曲線，如圖6和圖7所示。

分析圖6～7可得出以下結(jié)論：

1) 澆筑完成后混凝土內(nèi)部溫度迅速升高，在第3~4 d達(dá)到峰值。增加混凝土澆筑層數(shù)，減小澆筑厚度，可以顯著降低混凝土內(nèi)部最高溫度，分3層澆筑時(shí)內(nèi)部最高溫度為68.6 ℃，分4層澆筑時(shí)為64.8 ℃，溫度減小了3.8 ℃。

2) 澆筑層厚度分別為3.0，2.5，2.0和1.5 m時(shí)，內(nèi)部最高溫度分別為68.6 ℃，66.9 ℃，64.7 ℃和62.2 ℃，混凝土內(nèi)部溫度隨著澆筑厚度的減小而減小，且減小的幅度逐漸增加。

圖6 內(nèi)部溫度時(shí)程曲線(3層)

圖7 內(nèi)部溫度時(shí)程曲線(4層)

2.3 冷卻水的影響

為分析冷卻水及冷卻水進(jìn)水溫度對混凝土內(nèi)部溫度及應(yīng)力的影響，考慮不通冷卻水以及冷卻水溫度為20 ℃和25 ℃3種情況，限于篇幅，這里僅列出分3層澆筑時(shí)內(nèi)部溫度曲線及第1層混凝土應(yīng)力曲線，如圖8～10所示。其中應(yīng)力以受拉為正，受壓為負(fù)。

分析圖8~10可得出以下結(jié)論：

1) 分3層澆筑時(shí)，不通冷卻水混凝土內(nèi)部最高溫度為68.6 ℃，通冷卻水溫度為20 ℃和25 ℃時(shí)最高溫度分別為64.9 ℃和65.2 ℃。通冷卻水對降低混凝土內(nèi)部溫度作用顯著，可降低最高溫度3 ℃~ 4 ℃，相比于不通冷卻水，通冷卻水降溫速率更快。

2) 冷卻水溫度為25 ℃時(shí)，第1，2和3層混凝土內(nèi)部最高溫度分別為63.4 ℃，65.2 ℃和61.1 ℃，冷卻水溫度降低為20 ℃時(shí)，各層最高溫度分別為63.2 ℃，64.9 ℃和61.0 ℃，可見減小冷卻水溫度對降低混凝土內(nèi)部溫度作用有限。

3) 混凝土內(nèi)部應(yīng)力從開始澆筑時(shí)為壓應(yīng)力，然后逐漸變?yōu)槔瓚?yīng)力，達(dá)到最大值后緩慢降低。混凝土內(nèi)部應(yīng)力隨冷卻水溫度減小而增加，原因在于冷卻水溫度小于混凝土溫度，從而在混凝土內(nèi)部形成溫差，降低冷卻水溫度使溫差增大從而導(dǎo)致應(yīng)力增加，因此，冷卻水進(jìn)水溫度不宜過低。

圖8 內(nèi)部溫度時(shí)程曲線 (20 ℃)

圖9 內(nèi)部溫度時(shí)程曲線 (25 ℃)

2.4 施工方案的選擇

數(shù)值分析結(jié)果表明，在不考慮冷卻水的情況下，分3和4層澆筑時(shí)內(nèi)部最高溫度分別為68.6 ℃和64.8 ℃，未超過混凝土溫度允許值70 ℃；但采用4層澆筑花費(fèi)的工期更長，因此選擇分3層澆筑方案。

圖10 承臺一層內(nèi)部應(yīng)力時(shí)程曲線

根據(jù)第2.3章中所得結(jié)論，減小通水溫度對降低混凝土內(nèi)部溫度作用有限，但降水溫度過低會導(dǎo)致混凝土內(nèi)部冷卻水管周圍形成較大溫差，從而使應(yīng)力增加，因此冷卻水溫度不宜過低，冷卻水進(jìn)水溫度取25 ℃。

3 監(jiān)測結(jié)果及溫控效果分析

為了及時(shí)了解大體積混凝土內(nèi)部最高溫度、內(nèi)表溫差、進(jìn)出水溫度等參數(shù)，防止因?yàn)閮?nèi)表溫差過大導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生裂縫，必須對承臺混凝土進(jìn)行溫度及應(yīng)力的實(shí)時(shí)監(jiān)測，為溫控方案的實(shí)施提供 指導(dǎo)。

3.1 測點(diǎn)布置

根據(jù)結(jié)構(gòu)的對稱性和溫度變化的一般規(guī)律，選擇澆筑平面的1/4區(qū)域?yàn)楸O(jiān)測區(qū)，采用YBJ-4060型振弦式混凝土應(yīng)力計(jì)監(jiān)測混凝土內(nèi)部應(yīng)力及溫度，承臺第一澆筑層測點(diǎn)布置如圖11所示，每澆筑層在中心及上表面布設(shè)2層測點(diǎn)，共14個(gè)測點(diǎn)。應(yīng)力計(jì)布置時(shí)，應(yīng)避開冷卻水管，應(yīng)力計(jì)沿圖11中方向布置，用以測量水平方向應(yīng)力。

3.2 監(jiān)測結(jié)果分析

每層混凝土澆筑完成后開始監(jiān)測，澆筑完成后前3~4 d，混凝土內(nèi)部溫度迅速升高，此時(shí)每4 h采集一次數(shù)據(jù)，當(dāng)溫度開始下降后，每8 h采集一次數(shù)據(jù)，監(jiān)測持續(xù)2周左右。根據(jù)監(jiān)測結(jié)果，繪制混凝土內(nèi)部最高溫度、內(nèi)表溫差及應(yīng)力曲線分別如圖12～14所示。限于篇幅，僅列出承臺第一澆筑層的溫度及應(yīng)力結(jié)果。

圖11 承臺一層測點(diǎn)布置圖

注：測點(diǎn)1～7位于承臺第一澆筑層中心；測點(diǎn)8～14位于承臺第一澆筑層表面以下5 cm處。

圖12 承臺一層實(shí)測內(nèi)部最高溫度曲線

圖13 承臺一層實(shí)測內(nèi)表溫差曲線

由圖12～13可知，實(shí)測承臺第1澆筑層內(nèi)部最高溫度為65.8 ℃，未超過規(guī)范內(nèi)部溫度允許值70 ℃；內(nèi)表溫差最大值為24.3 ℃，未超過規(guī)范內(nèi)表溫差允許值25 ℃。

由圖14可知，混凝土內(nèi)部應(yīng)力未超過規(guī)范允許值，與圖10中承臺應(yīng)力曲線進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn)，實(shí)測應(yīng)力曲線總體趨勢與數(shù)值模擬結(jié)果相符，呈先壓后拉的狀態(tài)，但應(yīng)力值數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果有一定差異，部分測點(diǎn)應(yīng)力一直呈受壓狀態(tài)，原因可能在于承臺四周鋼護(hù)筒及內(nèi)部鋼筋對混凝土的限制作用，使混凝土體積無法膨脹，從而產(chǎn)生壓應(yīng)力。

圖14 實(shí)測承臺一層應(yīng)力時(shí)程曲線

監(jiān)測結(jié)果表明，混凝土內(nèi)部最高溫度與數(shù)值模擬結(jié)果吻合，計(jì)算結(jié)果正確?；炷羶?nèi)部溫度、內(nèi)表溫差、應(yīng)力都未超過規(guī)范允許值，滿足溫控標(biāo)準(zhǔn)，澆筑層數(shù)、冷卻管布置、冷卻水進(jìn)水溫度設(shè)置合理。

4 結(jié)論

1) 混凝土內(nèi)部溫度在第3～4 d達(dá)到峰值，降溫速率小于升溫速率；在不通冷卻水的情況下，澆筑層厚度分別為3.0，2.5，2.0和1.5 m時(shí)，內(nèi)部最高溫度分別為68.6 ℃，66.9 ℃，64.7 ℃和62.2 ℃，混凝土內(nèi)部溫度隨著澆筑厚度的減小而減小，且減小的幅度逐漸增加。

2) 通冷卻水對降低混凝土內(nèi)部溫度十分有用，可降低最高溫度3 ℃～4 ℃，且相比于不通冷卻水，通冷卻水降溫速率更快，但降低冷卻水溫度對混凝土內(nèi)部溫度影響有限，且會增大混凝土內(nèi)部應(yīng)力。

3) 混凝土內(nèi)部應(yīng)力從開始澆筑時(shí)為壓應(yīng)力，然后逐漸變?yōu)槔瓚?yīng)力，達(dá)到最大值后緩慢降低。

4) 根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，工程施工采用分3層澆筑，冷卻水進(jìn)水溫度25 ℃的施工方案。實(shí)測承臺第1澆筑層內(nèi)部最高溫度為65.8 ℃，內(nèi)表溫差最大值為24.3 ℃，實(shí)測內(nèi)部溫度、內(nèi)表溫差、應(yīng)力均未超過規(guī)范允許值，選用的施工及溫控方案合理。

[1] Truman K Z, Petruska D J, Norman C D. Creep, shrinkage, and thermal effects on mass concrete structure[J]. Journal of Engineering Mechanics, 1991, 117(6): 1274?1288.

[2] Kazuki T, Kazuhitoi, Nobuaki. Numerical calculation mechanics model considering hydration of concrete[J]. Fracture Mechanics of Concrete Structures, 2001, 1(2): 107?114.

[3] Wilson, E. L. Determination of temperatures within mass concrete structures[D]. Structural Engineering Laboratory: University of California, 1968.

[4] Elbadry M, Ghali A. Thermal stresses and cracking of concrete bridges[J]. Journal Proceedings, 1986, 83(6): 1001?1009.

[5] 朱伯芳. 考慮水管冷卻效果的混凝土等效熱傳導(dǎo)方程[J]. 水利學(xué)報(bào), 1991, 22(3): 28?34. ZHU Bofang. Equivalent equation of heat conduction in mass concrete considering the effect of pipe cooling[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1991, 22(3): 28?34.

[6] LIU Xinghong, ZHANG Chao, CHANG Xiaolin, et al. Precise simulation analysis of the thermal field in mass concrete with a pipe water cooling system[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 78: 449?459.

[7] 朱伯芳. 在水管冷卻與層面散熱共同作用下混凝土壩澆筑層溫度場的理論解[J]. 水利水電技術(shù), 2010, 41(7): 27?28. ZHU Bofang. Theoretical solution of the temperature field in the construction lift of concrete dam under the simultaneous action of pipe cooling and natural cooling from the lift surface[J]. Water Resources and Hydropower Engineering, 2010, 41(7): 27?28.

[8] 魏德敏, 洪川海, 李重陽, 等. 大體積混凝土基礎(chǔ)的水管冷卻溫度場研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)與工程技術(shù)版), 2016, 49(4): 437?442. WEI Demin, HONG Chuanhai, LI Chongyang, et al. Temperature field of mass concrete foundation with pipe-cooling[J]. Journal of Tianjin University (Science and Technology), 2016, 49(4): 437?442.

[9] 張超, 常曉林, 劉杏紅. 大體積混凝土施工期冷卻水管埋設(shè)形式的優(yōu)化[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)與工程技術(shù)版), 2014, 47(3): 276?282. ZHANG Chao, CHANG Xiaolin, LIU Xinghong. Optimization of cooling pipe layout in mass concrete during construction period[J]. Journal of Tianjin University (Science and Technology), 2014, 47(3): 276? 282.

[10] 廖菲. 鄭州黃河公鐵兩用橋大體積承臺裂紋控制技術(shù)[J]. 世界橋梁, 2012, 40(2): 51?54, 68. LIAO Fei. Technique of crack control for large volume pile cap of Zhengzhou Huanghe river rail-cum-road bridge[J]. World Bridges, 2012, 40(2): 51?54, 68.

[11] 魯正剛, 王修信. 考慮水管冷卻的大體積混凝土承臺溫度控制研究[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2015, 12(5): 1172?1178. LU Zhenggang, WANG Xiuxin. Analysis of temperature control for mass concrete bearing platform with water pipe cooling considered[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2015, 12(5): 1172?1178.

[12] 遲培云, 錢強(qiáng), 高昆. 大體積混凝土開裂的起因及防裂措施[J]. 混凝土, 2001(12): 30?32. CHI Peiyun, QIAN Qiang, GAO Kun. Gracking cause and method of preventing cracking of mass concrete[J]. Concrete, 2001(12): 30?32.

[13] Gajda, John, Martha V. Controlling temperatures in mass concrete[J]. Concrete International, 2002, 24(1): 58?62.

[14] JTS 202?1?2010, 水運(yùn)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 control of mass concrete of port and waterway engineering[S].

[15] Kim J K, Kim K H, YANG J K. Thermal analysis of hydration heat in concrete structures with pipe-cooling system[J]. Computers & Structures, 2001, 79(2): 163? 171.

Study on temperature control of mass concrete for tower pile cap

HE Yun1, HE Jinlong2, YU Peng1, ZHANG Benjiao3, FU Xudong1

(1. School of Civil Engineering Wuhan University, Wuhan 430072, China;2. CCCC-SHEC First Highway Engineering Co., Ltd, Wuhan 430055, China;3. China Gezhouba Group Co., Ltd, Wuhan 430032, China)

The large volume and high hydration heat of the concrete of the tower pile cap can cause not only extreme internal temperature but also extreme difference between internal temperature and surface temperature, which would easily induce temperature cracks. Hence it is necessary to control its temperature. The linear element decoupling algorithm was used to simulate the different pouring schemes of the tower pile cap concrete of Rongjiang bridge, and the influence of pouring thickness, cooling water and cooling water temperature on the concrete temperature and stress were analyzed so that the appropriate pouring and temperature control scheme was selected. The field measured data were compared with the calculated data. The following conclusions are obtained: the internal temperature of concrete usually reaches its peak on the 3rd to 4th day after pouring, and the cooling rate is lower than the heating rate. The cooling water can reduce the maximum temperature by 3 ℃~4 ℃ and increase the cooling rate of concrete. However, reducing the cooling water temperature has limited influence on the internal temperature and increases the internal stress of concrete. Based on the numerical results, the construction scheme with three pouring layers and 25 ℃ cooling water was adopted in the pile cap. The maximum internal temperature of the first pouring layer of pile cap is 65.8 ℃, the maximum temperature difference between the inner and surface temperature is 24.3 ℃. The internal temperature, the temperature difference and the stress do not exceed the standard allowable values, so the temperature control scheme is reasonable. The research results have certain reference value for the pouring and temperature control of mass concrete in the tower pile cap.

tower pile cap; massive concrete; cooling water; temperature control; numerical simulation

U445

A

1672 ? 7029(2020)02 ? 0372 ? 07

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190279

2019?04?10

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51378403，51978540)

傅旭東(1966?)，男，湖北孝感人，教授，博士，從事橋梁樁基工程方面研究；E?mail：xdfu@whu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)