覃 茜，祁勇峰，汪 健，頡志強，劉維克

(1.長江科學院 材料與結構研究所，湖北 武漢 430010； 2.水利部水工程安全與病害防治工程技術研究中心，湖北 武漢 430010； 3.安徽省引江濟淮集團有限公司，安徽 合肥 230092； 4.中建筑港集團有限公司，山東 青島 266033)

0 引 言

混凝土溫度裂縫由溫差引起[1]，是水利工程建設中關注的重點問題。工程界預防混凝土溫度裂縫的主要措施有：優(yōu)選原材料(如采用低熱水泥)[2]、優(yōu)化混凝土配合比[3]、分縫分塊澆筑[4]、控溫澆筑[5]、表面保溫[4-5]、通水冷卻[5-7]、流水養(yǎng)護[8]等。為避免樅陽閘室混凝土產生危害性溫度裂縫，本文選取典型閘室段為研究對象，結合工程實際氣溫環(huán)境、材料熱力學特性試驗參數(shù)以及分層澆筑方案，對混凝土澆筑過程進行了仿真模擬，分析施工期閘室的溫度場和應力場的時空變化規(guī)律。在此基礎上，重點研究并明確了澆筑溫度、表面保溫和通水冷卻措施對閘室混凝土結構溫度和應力的影響，旨在為閘室混凝土結構合理溫控措施的制定提供參考。

1 工程概況

引江濟淮工程溝通長江和淮河兩大水系，是“十三五”期間172項節(jié)水供水重大水利工程之一。樅陽樞紐工程是該工程的一個引江口門，連接長江與菜子湖。樅陽船閘按Ⅲ級建設，設計最大船舶噸級為1 000 t級，兼顧2 000 t級船舶[9]。樅陽船閘主體段由上下閘首、閘室以及下游消能段組成，總長268 m。閘室底板底面高程-7.0 m，底板頂面高程-3.0 m，閘室有效尺度240.0 m×23.0 m×5.2 m(長×寬×門檻水深)。船閘的底板和邊墻屬于薄壁大體積混凝土結構[10-11]，易開裂[12]。本工程采用泵送混凝土澆筑，膠凝材料用量大，放熱量大，水化溫升快[13]，因此對混凝土溫控防裂提出了更高要求。

2 基本理論及工具

大體積混凝土施工期溫度和應力仿真一般采用三維有限元法，其相應基本原理及方法已較為成熟[1]。本研究采用長江科學院自主研發(fā)的大體積混凝土結構溫度場和溫度應力三維有限元仿真計算軟件Ckysts1.0進行仿真計算。閘室仿真計算模型如圖1(a)所示，考慮閘室前后、左右、下部各1.5倍尺寸長度的地基，模型采用8節(jié)點六面體實體單元，單元總數(shù)86 728個，節(jié)點總數(shù)96 405個。為考慮通水冷卻措施影響，在閘室的底板和邊墻高程5.0 m 以下，以豎向間距1.0 m、蛇形布置間距1.0 m×1.0 m的冷卻水管，通水冷卻溫度場采用改進埋置水管單元法模擬[14]，埋置水管單元1 578個，如圖1(b)所示。計算中所用直角坐標系定義為：順水流方向為X軸，垂直水流向為Y軸，高程方向為Z軸。

圖1 閘室計算模型

3 計算條件

3.1 氣候條件

根據(jù)樅陽船閘工程所在地多年月平均氣溫統(tǒng)計，擬合日均氣溫

(1)

式中：β為月份；Ta為日均氣溫，℃。

日氣溫公式為

(2)

式中：τ為時刻；Td為τ時刻氣溫，℃；Tc為月均日溫差，℃。

3.2 混凝土熱學性能參數(shù)

閘室采用泵送混凝土澆筑，船閘混凝土熱學性能[15]如表1所示。

表1 混凝土的熱學性能

基于室內試驗結果擬合混凝土絕熱溫升[15]，擬合公式為

T=48.5t/(t+0.7)

(3)

式中：T是混凝土的絕熱溫升值，℃；t是混凝土的齡期，d?；炷?8 d的絕熱溫升值為48.5 ℃。

3.3 混凝土力學性能參數(shù)

樅陽船閘混凝土的力學性能[15]如表2所示。

表2 混凝土的力學性能

根據(jù)室內試驗值，擬合彈性模量

E(t)=34×(1.0-e-0.7t0.43)

(4)

式中：E是混凝土的彈性模量，GPa。

納布啡靜注后引起眩暈，其作用機制不明，實驗證實腦缺血、缺氧后腦內β-內啡肽濃度升高[10]，內源性β-內啡肽濃度增高可引起眩暈。異丙嗪可以抑制前庭功能，阻斷前庭核區(qū)膽堿能突觸迷路沖動的興奮，具有較強的止吐作用及抗暈動作用。異丙嗪是治療眩暈癥常用藥物之一，對中樞性眩暈和周圍性眩暈有較好的療效 [13]，本研究結果表明，小劑量異丙嗪可有效預防納布啡靜注后引起的眩暈。由于異丙嗪對中樞神經(jīng)系統(tǒng)有鎮(zhèn)靜抑制作用，與丙泊酚有協(xié)同作用，可減少丙泊酚用量。納布啡用于無痛胃腸鏡檢查，比舒芬太尼呼吸抑制發(fā)生率低，血氧飽和度高，提示納布啡用于無痛胃腸鏡安全性優(yōu)于舒芬太尼。

對比混凝土虛擬強度(彈性模量×極限拉伸值)、軸心抗拉強度、劈裂抗拉強度，對混凝土強度取值如圖2所示。出于安全考慮，采用虛擬強度作為計算混凝土抗裂安全度的強度指標，擬合公式如下：

f(t)=3.0×(1.0-e-0.6t0.38)

(5)

式中：f(t)是虛擬強度，MPa。

圖2 強度擬合

本仿真分析中根據(jù)常態(tài)混凝土徐變度經(jīng)驗公式取值[1]。

按照NB/T 35092-2017《混凝土壩溫度控制設計規(guī)范》規(guī)定，混凝土溫度應力的控制標準可按綜合安全系數(shù)法或分項系數(shù)法確定。結構抗裂安全度按下式計算：

(6)

式中：k(t)為齡期t時結構抗裂安全度；f(t)為齡期t時混凝土強度(本次分析中采用虛擬強度)；σ1(t)為齡期t時的混凝土第一主應力。為確保防裂效果，將混凝土抗裂安全度控制在1.65以上，因此，在后續(xù)分析中，將f(t)/1.65作為混凝土允許拉應力。

3.4 澆筑方式

根據(jù)施工進度安排，閘室分3層澆筑，閘室澆筑進度見表3，其中底板層澆筑時采用1 m高的吊空模板。閘室底板于10月底澆筑，各澆筑層間歇20 d?？紤]澆筑當月平均溫度和混凝土拌和、運輸、澆筑條件，混凝土澆筑溫度為20 ℃。

表3 閘室澆筑進度

設置了5個計算工況(表4)進行對比分析，其中工況2作為基礎工況。裸露光滑混凝土表面放熱系數(shù)為50.48 kJ/(m2·h·℃)，根據(jù)等效放熱系數(shù)計算方法[1]，得到設置3 cm厚的木模板和倉面覆蓋2 cm草袋時表面等效放熱系數(shù)分別為17.97，17.14 kJ/(m2·h·℃)。工況5中澆筑層在混凝土澆筑時開始通水，以3.75 m3/h通水流量持續(xù)通水3 d、流量減半通水2 d，流量再減半通水2 d。

表4 溫控措施分析工況

3.5 特征點

4 結果分析

4.1 溫度場分析

圖4為無溫控措施工況下閘室表面和內部的峰值溫度包絡圖。邊墻較底板薄，散熱能力較大，邊墻混凝土峰值溫度普遍低于底板混凝土峰值溫度。邊墻下部底板受吊空澆筑的1 m高混凝土影響，內部溫度高于底板中間內部溫度。

圖3 閘室特征點布置

圖4 峰值溫度包絡圖(工況2)

無溫控措施工況下，閘室不同位置特征點的溫度歷程如圖5所示?；炷猎跐仓?，溫度隨水化放熱升高，達到峰值溫度后，受表面散熱影響，溫度逐漸下降至環(huán)境溫度。其中，表面溫度受外界晝夜溫差影響，產生3.2 ℃的溫度波動。為提高計算速率，混凝土澆筑7 d之后，計算步長設置為不小于1 d，不再考慮晝夜溫差影響，因此表面(T2)的溫度曲線在每次混凝土澆筑7 d之后，不再顯示波動。層間結合面(T4)在上層邊墻澆筑覆蓋后，溫度再次上升并達到峰值。底板整體降溫速率約0.97 ℃/d。邊墻內部表面(T6)隨晝夜溫差變化，有2.8 ℃的溫度波動。

圖5 特征點溫度歷程(工況2)

4.2 應力場分析

無溫控措施工況下，閘室最大第一主應力包絡圖(即計算周期內，各節(jié)點在不同時步第一主應力的最大值)如圖6所示。底板表面的最大第一主應力在中間過流面超過3.0 MPa，下部邊墻表面的最大第一主應力在距下層面1.5 m處的內外側表面超過3.0 MPa；底板內部最大第一主應力在邊墻下部底板中，邊墻內部最大第一主應力在下部澆筑層中；閘室內部的最大第一主應力較外部小。

由閘室不同部位特征點的第一主應力歷程(圖7)可知，內部初期為壓應力，隨著溫度的上升，壓應力逐漸增大；內部點達到峰值溫度并進入降溫期后，內部應力開始由壓應力逐漸轉化為拉應力，且拉應力隨溫度降低而逐漸增大。此外，邊墻下部底板內部(T3)還受上層混凝土澆筑的影響，由于上部溫度升高，溫差減小，歷程中出現(xiàn)壓應力突降的現(xiàn)象。邊墻內部(T5)在澆筑后期內部溫度降低時，拉應力超過允許拉應力，開裂風險較高。因表面(T2，T6)澆筑早期的最大第一主應力超過相應齡期抗拉強度，開裂風險高，且受晝夜溫差影響，有0.5～0.8 MPa應力波動。

圖6 最大第一主應力包絡圖(工況2)

圖7 特征點應力歷程(工況2)

無溫控措施工況下，由閘室結構表面最小抗裂安全度包絡圖(圖8)可知，閘室表面混凝土大部分區(qū)域的最小抗裂安全度低于0.64，開裂風險較高。底板內部大部分區(qū)域的最小抗裂安全度大于1.65，開裂風險低；但底板吊空邊墻部位的最小抗裂安全度不足1.0，開裂風險較高。下部邊墻內部靠近層間結合面處最小抗裂安全度也小于1.0，開裂風險較高；上部邊墻內部3～5 m高程處，最小抗裂安全度小于1.65，存在一定開裂風險。

圖8 最小抗裂安全度包絡圖(工況2)

4.3 澆筑溫度影響

圖9為不同澆筑溫度下，底板內外特征點T1和T2的溫度和應力歷程；為便于說明表面點前期的應力與抗拉強度關系，僅展示了T2澆筑6 d內的情況。由圖可知，澆筑溫度越低，混凝土峰值溫度越低、最大第一主應力越??；澆筑溫度對閘室內部混凝土峰值溫度的影響比對表面混凝土峰值溫度的影響顯著。

不同澆筑溫度下，閘室各特征點的最小抗裂安全度如表5所示。閘室混凝土內部比外部的抗裂安全度受澆筑溫度的影響更顯著。降低澆筑溫度，有利于提高該閘室混凝土抗裂能力，但是影響有限，且僅采取降低澆筑溫度措施仍無法滿足1.65的最小抗裂安全度要求，需要采取其他防裂措施。

圖9 不同澆筑溫度下T1和T2的溫度與應力歷程

表5 不同澆筑溫度下特征點最小抗裂安全度

圖10 不同溫控措施對特征點溫度和應力歷程

圖11 不同溫控措施邊墻最小抗裂安全度

4.4 表面保溫和通水冷卻影響

4.4.1 表面保溫

僅采取表面保溫措施的工況與無溫控措施工況相比，底板特征點的溫度和應力歷程趨勢一致(圖10)；底板內部(T1)的峰值溫度變化不大，僅升高0.4 ℃，表面(T2)的峰值溫度大幅升高，約9.0 ℃，可見，保溫后底板內外溫度差值(T1溫度-T2溫度)減小，且表面(T2)受外界溫度影響的波動幅度減小；底板整體降溫速率減慢至0.79 ℃/d；底板在澆筑早期，最大第一主應力減少了0.30～0.81 MPa，如圖10(d)～(f)所示，在澆筑早期，底板表面和層間結合面第一主應力與抗拉強度的差距減小，抗裂安全度增加。由圖11可知，邊墻混凝土的最小抗裂安全度都有所增加，上部較薄邊墻的最小抗裂安全度增幅較大；下部邊墻，尤其是表面的最小抗裂安全度仍小于1.0，開裂風險高，因此，需增加其他溫控措施。

4.4.2 通水冷卻

與僅采取表面保溫措施的工況相比，同時采取保溫和通水冷卻措施工況的底板混凝土峰值溫度大幅降低，降幅約11.2 ℃；底板表面的峰值溫度降低0.1 ℃。因此，底板內外溫度差值進一步減小，基礎溫差(峰值溫度-準穩(wěn)定溫度)大幅降低；底板整體降溫速率大幅增加，至2.6 ℃/d。如圖10(b)所示，底板內部(T1)的前期應力歷程趨勢發(fā)生變化，前期壓應力較大，之后拉應力逐漸增大，并達到當前齡期允許拉應力，停止通水后，第一主應力維持在1.02 MPa左右；如圖10(d)和圖10(f)所示，底板表面(T2)和層間結合面(T4)的最大第一主應力在澆筑早期分別降低了1.40 MPa和1.34 MPa，接近允許拉應力，早期最小抗裂安全度提高。由圖11可知，邊墻埋水管處部位的表面和層間結合面的最小抗裂安全度有所增加，但是上部邊墻受下部通水冷卻降溫影響，靠近鋪設水管頂部(高程5.0 m處)的部位最小抗裂安全度有所降低。

5 結 論

通過三維有限元仿真，分析了澆筑溫度、表面保溫和通水冷卻措施對引江濟淮工程樅陽船閘閘室混凝土結構溫度應力的影響，得到以下結論。

(1) 在澆筑前期，閘室混凝土結構表面和層間結合面附近的開裂風險高；澆筑后期，邊墻內部存在一定開裂風險。為保證閘室結構的安全，施工時必須采取溫控措施。

(2) 降低澆筑溫度能在一定程度上提高閘室混凝土抗裂能力，但只靠降低澆筑溫度，無法滿足最小抗裂安全度(1.65)的要求，需采取其他的防裂措施；澆筑溫度對該閘室結構的最小抗裂安全度的影響小于表面保溫和通水冷卻措施對其的影響，因此，在做好其他溫控措施時，為控制混凝土澆筑成本，可稍微降低對澆筑溫度的要求。

(3) 閘室表面保溫能減弱外界氣溫的影響，減小內外溫差，降低表面混凝土早期的開裂風險，提高閘室混凝土的最小抗裂安全度。采取通水冷卻措施能顯著削弱混凝土峰值，減小混凝土結構的內外溫差和峰值溫度，提高表面混凝土早期的抗裂安全度。

綜上所述，針對10月底澆筑的樅陽船閘閘室混凝土，推薦在施工期采取以下溫控防裂措施：控制混凝土澆筑溫度20 ℃，側面使用3 cm木質模板、倉面覆蓋2 cm草袋保溫，并在混凝土澆筑時通水冷卻，冷卻水溫不大于14 ℃，通水流量3.75 m3/h并持續(xù)通水3 d，通水流量減半通水2 d，流量再減半通水2 d。