易 廷 軍，王 子 龍，紀(jì) 憲 坤

(武漢三源特種建材有限責(zé)任公司，湖北 武漢 430083)

1 研究背景

在水利工程中，通過設(shè)置后澆帶控制混凝土裂縫，其主要應(yīng)用于長(zhǎng)寬或長(zhǎng)厚比較大的墩墻或底板中。湖北省洪湖螺山水電站主泵房底板尺寸為62.0 m×35.3 m×1.5 m(長(zhǎng)×寬×高)，如圖1所示。在其寬度方向中部設(shè)置后澆帶，作為一種混凝土后澆縫，鑲嵌在兩側(cè)已澆筑的老混凝土之中，兩側(cè)面和老混凝土接觸，下表面與墊層或土壤接觸，上表面與空氣接觸，接觸面上都存在對(duì)流熱交換關(guān)系。其所處的“熱環(huán)境”和“約束環(huán)境”非常特殊，因此建立合適的仿真模型和邊界條件對(duì)研究此類泵站后澆帶的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)十分必要，對(duì)水工建筑物的仿真分析和裂縫控制技術(shù)的推動(dòng)都具有十分重要的意義。

隨著基礎(chǔ)建設(shè)工程的迅猛增長(zhǎng)，各類混凝土裂縫問題也越來(lái)越成為相關(guān)學(xué)者和工程技術(shù)人員關(guān)注和研究的熱點(diǎn)問題。養(yǎng)護(hù)措施是控制大體積混凝土結(jié)構(gòu)質(zhì)量的重要手段[1-3]。蓄水養(yǎng)護(hù)受人為因素影響較小，且水的導(dǎo)熱系數(shù)比較低，在大體積混凝土表面蓄一定高度的水，并輔以塑料薄膜鎖水，可有效減少混凝土結(jié)構(gòu)表面與大氣的熱交換，以得到較好的保溫隔熱效果。同時(shí)關(guān)于氧化鎂微膨脹混凝土對(duì)溫度應(yīng)力的補(bǔ)償特性的研究取得了較大進(jìn)展，為簡(jiǎn)化大體積混凝土溫控防裂措施提供了理論依據(jù)[4-6]。

注：陰影部分為后澆帶。圖1 主泵房底板后澆帶(圖中填充部分)Fig.1 Floor of main pump room

目前關(guān)于混凝土溫度的計(jì)算一般都是利用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算混凝土的中心最高溫度和表面溫度，未能考慮到混凝土內(nèi)部溫度的連續(xù)性和連續(xù)變化的外界氣溫對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)的影響[1]。同時(shí)關(guān)于混凝土溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算主要采用差分解法與數(shù)值模擬法[7-10]，差分解法雖然簡(jiǎn)單，但由于假定條件太多，不考慮材料特性及邊界條件隨溫度的變化，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果誤差較大，數(shù)值模擬法克服了以上問題[11-13]。

黃澤欽[14]針對(duì)大體積混凝土水化熱產(chǎn)生的溫度梯度而導(dǎo)致的溫度裂縫問題，采用有限元對(duì)控溫試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值仿真。王建[15]通過ABAQUS二次開發(fā)，研究了大體積混凝土徐變溫度應(yīng)力的計(jì)算，拓寬了ABAQUS軟件在土木工程中的應(yīng)用范圍。王強(qiáng)等[16]基于ABAQUS軟件對(duì)大體積混凝土水化熱溫度場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

本文通過對(duì)ABAQUS二次開發(fā)，編寫非線性初始條件、非線性邊界條件等程序，模擬后澆帶混凝土所處特殊邊界條件下的溫度和應(yīng)力變化，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，確定計(jì)算結(jié)果的可靠度。進(jìn)而分析后澆帶混凝土內(nèi)部的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)變化規(guī)律。

2 計(jì)算方法及參數(shù)

2.1 計(jì)算方法

當(dāng)物體內(nèi)部的溫度發(fā)生變化時(shí)，物體將由于熱膨脹而產(chǎn)生應(yīng)變，若其各部分的熱變形沒有受到任何約束，則變形不會(huì)引起局部產(chǎn)生相應(yīng)的應(yīng)力；但當(dāng)物體某部分受到外部約束，或者各部分的溫度變化有差別時(shí)，其物體局部的變形就會(huì)相應(yīng)產(chǎn)生邊界上的制約力，或各部分之間的相互約束力。這種由于熱變形不能完全自由地發(fā)生而產(chǎn)生的約束力，即為所謂的溫度應(yīng)力。

混凝土的水化熱是熱源放熱過程，是影響混凝土溫度應(yīng)力的重要因素，其計(jì)算方式可參照朱伯芳院士提出的指數(shù)形式[17]：

Qt=Q0(1-emtn)

(1)

式中：Q0為單位質(zhì)量水泥的熱值；t為混凝土齡期，d；m和n均為常數(shù)，普通硅酸鹽水泥m=0.69，n=0.56。

利用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)混凝土溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，以水化熱的熱流密度q為熱荷載，計(jì)算公式為[17]

(2)

通過Fortran語(yǔ)言將公式(2)的函數(shù)編輯至用戶子程序DFLUXT(定義混凝土水化熱)中，提交工作計(jì)算時(shí)，調(diào)用該用戶自定義子程序。

根據(jù)當(dāng)?shù)貧庀笳練鉁赜^測(cè)資料統(tǒng)計(jì)，為便于計(jì)算，將多年月平均氣溫資料擬合成一條余弦曲線，式(3)為工程當(dāng)?shù)貧鉁刭Y料擬合后的計(jì)算公式：

(3)

通過Fortran語(yǔ)言將公式(3)的函數(shù)編輯至用戶子程序FILM(定義第三類邊界條件)中，提交工作計(jì)算時(shí)，調(diào)用該用戶自定義子程序。

混凝土的彈性模量依據(jù)朱伯芳[17]提出的雙指數(shù)式進(jìn)行溫度應(yīng)力分析，其計(jì)算公式如式(4)所示。

E(τ)=E0(1-e-aτb)

(4)

式中：E0為34.25 GPa，a為0.24，b為0.495，采用C20常態(tài)混凝土。

通過Fortran語(yǔ)言將公式(4)的函數(shù)編輯至用戶子程序UMAT(定義應(yīng)力與溫度變形、自生體積變形及干縮之間的關(guān)系)中，提交工作計(jì)算時(shí)，調(diào)用該用戶自定義子程序。

2.2 參 數(shù)

本工程后澆帶混凝土為摻氧化鎂膨脹劑的微膨脹混凝土，水泥為華新P·O 42.5普通硅酸鹽水泥，混凝土配合比和性能指標(biāo)分別如表1～2所列。

表1 混凝土配合比Tab.1 Concrete mix ratio kg/m3

表2 混凝土性能指標(biāo)Tab.2 Concrete performance indicators

3 模型構(gòu)建及邊界條件

3.1 模型構(gòu)建

洪湖螺山水電站主要建筑物由進(jìn)出水渠道、主泵房、安裝間、副廠房、兩岸連接建筑物、進(jìn)出口翼墻等組成，泵站裝機(jī)容量6×3 900 kW。主泵房后澆帶總長(zhǎng)62.0 m，寬1.5 m，高1.5 m，后澆帶混凝土3面均與已澆筑的老混凝土直接接觸，其截面如圖2所示?，F(xiàn)場(chǎng)后澆帶沿長(zhǎng)度方向分為3段施工：1號(hào)，2號(hào)，3號(hào)后澆帶段，由于不同的施工順序，每段后澆帶邊界條件不一樣。

工程現(xiàn)場(chǎng)分別在每段后澆帶混凝土的中心和上表面埋設(shè)應(yīng)變計(jì)和溫度傳感器，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)混凝土內(nèi)部與表面的應(yīng)變和溫度，設(shè)備的埋設(shè)布點(diǎn)如圖2所示。

采用ABAQUS軟件建立主泵房底板后澆帶足尺模型，如圖3所示。模型選用三維8節(jié)點(diǎn)六面體熱單元(C3D8T)進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分。該單元可用于三維靜態(tài)或瞬態(tài)的熱分析，同時(shí)，也可轉(zhuǎn)換成結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算。

圖2 工程現(xiàn)場(chǎng)后澆帶混凝土監(jiān)測(cè)設(shè)備埋設(shè)示意Fig.2 Schematic diagram of buried concrete monitoring equipment for post-cast belt in the engineering site

圖3 仿真計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Simulation computing grid

為建立準(zhǔn)確有效的有限元仿真分析模型，通過在足尺模型中選取與現(xiàn)場(chǎng)后澆帶相同的監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)有限元分析，即分別選取3段后澆帶模型內(nèi)部中心O點(diǎn)，上表面中心O′點(diǎn)，具體監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布如圖4所示。

3.2 邊界條件

混凝土澆筑的入模溫度即為其初始條件，在程序中通過預(yù)定義溫度場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)其入模溫度的設(shè)定，項(xiàng)目現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)入模溫度為25 ℃。

由于后澆帶頂面與空氣接觸，該邊界上存在與空氣的熱對(duì)流，屬于熱分析中的第3類邊界條件，將對(duì)流邊界條件作為面載荷施加在實(shí)體表面(具體輸入?yún)?shù)為對(duì)流系數(shù)和環(huán)境溫度)。由于環(huán)境溫度為周期性變溫過程，計(jì)算時(shí)，采用由Fortran語(yǔ)言編制的自定義子程序FILM定義環(huán)境溫度。

圖4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意Fig.4 Monitoring points

除去頂面以外的3面均與老混凝土接觸，另外3面均屬于熱分析中的第4類邊界條件。

4 結(jié)果與分析

4.1 有限元計(jì)算結(jié)果

4.1.1溫度場(chǎng)

工程現(xiàn)場(chǎng)按照?qǐng)D2所示的布點(diǎn)圖預(yù)埋設(shè)備，監(jiān)測(cè)混凝土不同部位的溫度變化情況，其監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖5所示。由圖5可知：1號(hào)后澆帶澆筑入模溫度30.2 ℃，混凝土表面于19 h到達(dá)溫峰，為45.9 ℃，中心于25 h到達(dá)溫峰，為61.7 ℃。3號(hào)后澆帶澆筑入模溫度29.8 ℃，表面于25 h后到達(dá)溫峰，為54.4 ℃，中心于30 h到達(dá)溫峰，為59.8 ℃。

2號(hào)后澆帶里表最大溫差為17.0 ℃，1號(hào)段為20.0 ℃，3號(hào)段為6.3 ℃，均在規(guī)范范圍內(nèi)。2號(hào)段后澆帶表面在6 d左右降至常溫，中心則在8～10 d降至常溫，且中心溫度受環(huán)境溫度影響較小，溫降速率穩(wěn)定。

通過有限元足尺模型仿真計(jì)算后，分別導(dǎo)出模型監(jiān)測(cè)點(diǎn)A，B，C，D處的溫度變化曲線，并將結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖6～8所示。

對(duì)模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行誤差分析，建立二者匹配度柱形圖，如圖9～ 11所示。由混凝土實(shí)測(cè)與模擬溫度的匹配度結(jié)果可見：① 1號(hào)與3號(hào)后澆帶的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果匹配度均達(dá)到96%以上，而2號(hào)后澆帶的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果匹配度約為90%；② 后澆帶模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的匹配度分別為：1號(hào)中心位置為96%，大于表面位置91%，2號(hào)中心位置為90%，大于表面位置86%，3號(hào)中心位置為97%，大于表面位置96%，即中心位置的模擬精度高于表面位置。

圖5 后澆帶溫度歷程曲線Fig.5 Temperature history curves of post-cast belt

圖6 1號(hào)后澆帶試驗(yàn)與有限元計(jì)算的溫度曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of temperature curves of No.1 post-cast belt test and finite element calculation

圖7 2號(hào)后澆帶試驗(yàn)與有限元計(jì)算的溫度曲線對(duì)比Fig.7 Comparison of temperature curves of No.2 post-cast belt test and finite element calculation

圖8 3號(hào)后澆帶試驗(yàn)與有限元計(jì)算的溫度曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of temperature curves of No.3 post-cast belt test and finite element calculation

圖9 1號(hào)后澆帶混凝土實(shí)測(cè)與模擬溫度匹配度Fig.9 No.1 post-cast belt concrete measured and simulated temperature matching degree

由于有限元分析中邊界條件、熱力學(xué)參數(shù)選擇的理想化，以及未考慮養(yǎng)護(hù)條件的偶然性變化與實(shí)測(cè)中外界因素對(duì)數(shù)據(jù)采集的影響，故而混凝土結(jié)構(gòu)表面測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)波動(dòng)較大。

通過現(xiàn)場(chǎng)使用經(jīng)驗(yàn)，對(duì)于套管氣壓力大于0.4 MPa，氣量在10～15 m3/h，泵充滿系數(shù)大于30%的油井，井口安裝JDF型定壓放氣閥，調(diào)節(jié)控放套管氣，壓力控制在0.4 MPa，可以確保不影響油井產(chǎn)量，解決套管氣回收困難最主要方式。

為考慮后澆帶混凝土溫度的發(fā)展及其放熱現(xiàn)象，截取后澆帶中心截面處，豎直方向和水平方向均按0.18 m的間隔梯度取點(diǎn)，對(duì)角線方向按0.26 m的間隔梯度取點(diǎn)進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，如圖12所示。

圖10 2號(hào)后澆帶混凝土實(shí)測(cè)與模擬溫度匹配度Fig.10 No.2 post-cast belt concrete measured and simulated temperature matching degree

圖11 3號(hào)后澆帶混凝土實(shí)測(cè)與模擬溫度匹配度Fig.11 No.3 post-cast belt concrete measured and simulated temperature matching degree

圖12 后澆帶混凝土有限元模型中心截面溫度發(fā)展Fig.12 Temperature development of the center section of the finite element model of post-cast belt concrete

圖13為后澆帶混凝土中心截面處不同方向的溫峰發(fā)展。由圖13可見：中心截面處沿水平方向(紅色曲線)為0.75 m處(中點(diǎn)位置)溫峰值最大；厚度方向(藍(lán)色曲線)為0.56 m處(中心點(diǎn)偏下方)溫峰值最大；對(duì)角線方向(黑色曲線)為1.06 m處(中點(diǎn)位置)溫峰值最大。

圖13 后澆帶混凝土中心截面處不同方向的溫峰發(fā)展Fig.13 Temperature peak development in different directions at the central section of post-cast belt concrete

水平方向的平均溫度較厚度和對(duì)角線方向高，這是由于水平方向受到周圍老混凝土的“保溫作用”，散熱較慢，而邊界處和空氣有很大的接觸面積，散熱快。沿厚度方向，中心偏下處溫度最高，底面溫度次之，表面溫度最低，這是由于中心點(diǎn)處水化熱不易散失，底面處受到墊層的“保溫”作用，而表面與大氣接觸散熱較快。

4.1.2溫度應(yīng)力場(chǎng)

為有效地分析后澆帶施工過程中的裂縫問題，對(duì)混凝土內(nèi)部不同測(cè)點(diǎn)的溫度應(yīng)力進(jìn)行有限元分析。通過用戶自定義子程序UMAT來(lái)進(jìn)行混凝土的徐變及應(yīng)力場(chǎng)的模擬分析。模擬完成后，選取與現(xiàn)場(chǎng)溫度傳感器和應(yīng)變計(jì)埋設(shè)位置相同處為監(jiān)測(cè)點(diǎn)，即為模型內(nèi)部中心A點(diǎn)，上表面中心B點(diǎn)，側(cè)面中心C點(diǎn)，側(cè)面上部D點(diǎn)，如圖2所示。

圖14 第1天時(shí)溫度應(yīng)力云圖Fig.14 Temperature stress cloud diagram at day 1

圖15 第3天時(shí)溫度應(yīng)力云圖Fig.15 Temperature stress cloud diagram at day 3

圖16 第7天時(shí)溫度應(yīng)力云圖Fig.16 Temperature stress cloud diagram at day 7

圖17 第28天時(shí)溫度應(yīng)力云圖Fig.17 Temperature stress cloud diagram at day 28

圖18為后澆帶中心與有限元計(jì)算的應(yīng)力曲線對(duì)比。由圖18可見：混凝土的整個(gè)溫度應(yīng)力變化分為3個(gè)階段：下降階段(壓應(yīng)力)、上升階段、穩(wěn)定階段(最大拉應(yīng)力)。在齡期為前1.5 d時(shí)，后澆帶混凝土的溫度應(yīng)力為負(fù)值，即為壓應(yīng)力，且最大壓應(yīng)力小于-0.5 MPa，遠(yuǎn)小于此齡期的抗壓強(qiáng)度4.1 MPa。這是由于混凝土在前期水化膨脹，受到底面及側(cè)面老混凝土約束而產(chǎn)生的膨脹受壓狀態(tài)。在齡期2～15 d的過程中，混凝土的溫度應(yīng)力急劇上升，由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力。這個(gè)過程正是大體積混凝土溫降收縮的過程，當(dāng)達(dá)到15 d以后溫度應(yīng)力趨于穩(wěn)定(拉應(yīng)力)，其中混凝土中心溫度應(yīng)力約為3.50 MPa，混凝土表面溫度應(yīng)力約為2.75 MPa。

圖18 后澆帶中心與有限元計(jì)算的應(yīng)力曲線對(duì)比Fig.18 Stress curves of post-cast belt center and finite element calculation

為分析后澆帶混凝土穩(wěn)定階段的溫度應(yīng)力發(fā)展規(guī)律，提取齡期為14 d時(shí)，后澆帶中心截面處(混凝土上表面、側(cè)面、內(nèi)部對(duì)角線)的溫度應(yīng)力曲線。

圖19中：混凝土上表面越靠近兩側(cè)，溫度應(yīng)力越大；厚度方向和對(duì)角線方向均表現(xiàn)為底部溫度應(yīng)力最小為2.35 MPa，隨著厚度的增加，溫度應(yīng)力逐漸增大，直到上表面處達(dá)到6.55 MPa；從厚度方向和對(duì)角線方向的溫度應(yīng)力發(fā)展規(guī)律，可發(fā)現(xiàn)溫度應(yīng)力急劇增長(zhǎng)較快段集中在距離上表面厚度10 cm部分。

圖19 第14天時(shí)后澆帶中心截面各點(diǎn)處應(yīng)力值Fig.19 Stress curves at the center section of the post-cast belt after 14 days

通過對(duì)后澆帶混凝土的有限元分析，可知混凝土上表面最大溫度應(yīng)力6.55 MPa大于極限應(yīng)力3.45 MPa=[σ]，混凝土存在較大的開裂風(fēng)險(xiǎn)。

4.2 室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果

4.2.1抗壓強(qiáng)度

依據(jù)DL/T 5150-2001《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》中的規(guī)定，拌和物坍落度小于90 mm時(shí)，宜采用振動(dòng)臺(tái)振實(shí)；試件成型后，在混凝土初凝前1～2 h，進(jìn)行抹面，沿模口抹平；拆模后，試塊在20 ℃±5 ℃的室內(nèi)養(yǎng)護(hù)24～48 h后脫模編號(hào)；脫模后的試件，放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室(溫度20℃±2℃、濕度95%±5%)養(yǎng)護(hù)至指定齡期后，進(jìn)行抗壓強(qiáng)度測(cè)試。

表3為C20混凝土摻MgO膨脹劑后抗壓強(qiáng)度對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果?？瞻捉M在齡期1 d時(shí)，抗壓強(qiáng)度為3.6 MPa，摻MgO膨脹劑后，混凝土早期強(qiáng)度變化較??；而當(dāng)齡期達(dá)到7 d后，摻MgO膨脹劑混凝土的強(qiáng)度增長(zhǎng)較為明顯。

表3 C20混凝土摻MgO膨脹劑后抗壓強(qiáng)度對(duì)比試驗(yàn)Tab.3 Comparison test of compressive strength of C20 concrete mixed with MgO expansive agent

4.2.2自生體積變形

若混凝土的自生體積變形為較大的收縮，對(duì)其抗裂性是極為不利的，它與混凝土的干縮變形和溫降變形相迭加，導(dǎo)致大體積混凝土開裂的可能性就大；如果混凝土的收縮小或具有延遲微膨脹性，就可在一定程度上補(bǔ)償混凝土的溫降收縮和干縮，從而提高混凝土的抗裂性。

依據(jù)SL352-2006《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》，自生體積變形試模為密封的試件桶，用鐵皮桶加工而成，其尺寸為200 mm、高度為50～600 mm。試驗(yàn)前在密封桶內(nèi)壁襯一層厚約1～2 mm的橡皮板來(lái)隔離混凝土，成型時(shí)將事先振弦式應(yīng)變計(jì)垂直固定在試件桶中心，試件成型后將密封桶的蓋板緊貼試件端部蓋好，周邊及應(yīng)變計(jì)電纜出口處采用石蠟密封。測(cè)量采用振弦式應(yīng)變測(cè)試儀進(jìn)行，以成型后24 h應(yīng)變計(jì)的測(cè)值為基準(zhǔn)值。外摻氧化鎂4%，6%和8%的C20混凝土在20 ℃和50 ℃兩種養(yǎng)護(hù)溫度下進(jìn)行自生體積變形試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表4所列。

表4 混凝土自生體積變形G(t)Tab.4 Spontaneous volume deformation of concrete G(t)

由表4可知：其他條件相同時(shí)，混凝土的自生體積變形隨齡期的增長(zhǎng)而增大，膨脹性能迅速增加階段為3～18 d，齡期達(dá)到30 d以后逐漸趨于穩(wěn)定。

其他條件相同時(shí)，氧化鎂摻量對(duì)混凝土的自生體積變形G(t)影響顯著，氧化鎂摻量越大，自生體積變形G(t)也越大，隨著試驗(yàn)齡期的增長(zhǎng)，這種差異也越來(lái)越明顯。其他條件相同時(shí)，養(yǎng)護(hù)溫度越高，自生體積變形G(t)也越大。

4.3 裂縫防治措施

為有效控制此工程后澆帶處混凝土裂縫的產(chǎn)生，并依托該項(xiàng)目進(jìn)行此類問題研究。項(xiàng)目部采用以模擬分析為先導(dǎo)，確定裂縫控制方案，施工現(xiàn)場(chǎng)同步監(jiān)測(cè)等思路，進(jìn)行了減少此類環(huán)境混凝土裂縫產(chǎn)生的探索。

文中通過理論模擬分析得知在混凝土澆筑完成后15 d出現(xiàn)最大拉應(yīng)力6.55 MPa。為有效減少混凝土裂縫的產(chǎn)生：① 通過優(yōu)化混凝土配合比，適當(dāng)增大水灰比及水泥用量，增大混凝土徐變；② 選用具有延遲性微膨脹的氧化鎂膨脹劑(氧化鎂類膨脹劑在14 d后仍能具有一定的微膨脹性能，而氧化鈣類膨脹劑1～2 d即有90%左右完成水化反應(yīng)，不適合此類環(huán)境使用)；③ 加強(qiáng)混凝土養(yǎng)護(hù)，特別是在混凝土澆筑完成14 d左右時(shí)。

通過在項(xiàng)目現(xiàn)場(chǎng)一個(gè)月的持續(xù)監(jiān)測(cè)與觀察，后澆帶整體未發(fā)現(xiàn)明顯裂縫，裂縫得到了較好的控制。

5 結(jié) 論

(1) 對(duì)比發(fā)現(xiàn)有限元模擬值與實(shí)測(cè)值吻合度達(dá)到90%以上，因此可使用子程序DFLUXT和UMAT來(lái)計(jì)算后澆帶混凝土水化熱與溫度應(yīng)力。

(2) 后澆帶混凝土中心位置模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的匹配度約可達(dá)95%，而表面位置的匹配度約為90%，即中心位置的模擬精度高于表面位置。

(3) 通過溫度場(chǎng)有限元分析結(jié)果可知：后澆帶混凝土水平方向及對(duì)角線方向的溫度最大值均在中點(diǎn)位置，厚度方向的溫度最大值為中點(diǎn)位置偏下約20 cm處。

(4) 后澆帶混凝土越靠近混凝土上表面，其溫度應(yīng)力越大，且在距上表面10 cm的位置開始急劇增長(zhǎng)。對(duì)該工程而言，混凝土上表面最大溫度應(yīng)力6.55 MPa>3.45 MPa=[σ]，混凝土存在較大的開裂風(fēng)險(xiǎn)。

(5) 通過適當(dāng)增加水灰比及水泥用量、摻用8%左右的氧化鎂膨脹劑、加強(qiáng)澆筑完成14 d左右的養(yǎng)護(hù)，可有效減少此類混凝土裂縫的產(chǎn)生。