船閘大體積混凝土水化熱溫度監控及有限元仿真分析

陳明華，靳 良

(中交四航局第三工程有限公司，廣東 湛江 524005)

在水利水電工程建設中，水化熱導致的溫度變化不但可能導致裂縫的產生，對構筑物的應力狀態也有不可忽略的影響，有時溫度應力在數值上可能超過其他荷載引起的應力[1]。因此，在施工前進行有限元計算，并針對開裂風險確定施工中裂縫控制措施，對控制裂縫的產生、保證工程質量具有重要意義。曹周紅等[2]采用有限元分析，得到水化熱產生的溫度應力導致船閘底板開裂的結論；徐可等[3]通過對船閘底板建立三維有限元模型進行分析，認為水化熱溫度場時效模式更能準確地模擬工程實際；黃澤欽等[4]采用有限元仿真計算與實測數據對比的方法討論分析了水化熱溫度變化規律。但是在施工前對水化熱及其產生的應力進行有限元計算很難模擬準確，其困難主要存在于軟件中的結構放熱函數及結構的強度發展函數的設置?？赏ㄟ^將軟件計算結果與試驗節段實測結果進行對比，通過調整這2個函數的設置使其與實測結果接近，從而適應下一節段的施工分析。

1 工程概況

貴港二線船閘閘首、閘室及導航墻均屬于大體積混凝土。上閘首結構單體方量為13 660 m3，下閘首結構單體方量為18 094 m3，閘室單體方量為8 528 m3，產生水化熱較大，易受溫度收縮應力和外部約束應力等影響而生成裂縫。水泥使用魚峰牌中熱硅酸鹽水泥P·MH 42.5，水化熱較低，對混凝土的控裂有利，水泥的各項指標如表1所示。

表1 水泥指標

2 溫度監測方法及結果

2.1 溫度監測方法

2.1.1測溫計的布設

為探索主體混凝土澆筑后的水化熱溫升規律，進而有針對性地采取合理的溫控措施，在船閘主體結構中預埋溫度計進行觀測。溫度計的布設是根據混凝土分層分塊澆筑圖，在混凝土分層中體積相對較大的典型倉面來布置。其中，上、下游導航墻各布設12套溫度計，閘室墻布設32套溫度計，上游導航墻A段的溫度計布設如圖1所示。

圖1 上游導航墻A段溫度計分布(高程：m； 尺寸：mm)

2.1.2溫度數據的記錄

混凝土澆筑完成后立即開始按設計規定時間間隔進行溫度監測及數據采集，混凝土單點溫度及混凝土內外溫差達到峰值前每2 h監測1次，峰值過后每4 h監測1次。

2.2 溫度監控結果

圖2給出導航墻在澆筑完成后的溫度變化時程曲線。構筑物中心部位的溫度在72 h內增長了25 ℃，增長速率為0.347 ℃h，下降到初始溫度用了384 h，下降速率為0.065 ℃h。

圖2 導航墻實測溫度

3 有限元仿真溫度計算結果及分析

從圖2可以看出，船閘內部混凝土的溫度變化為高度非線性，不同體積的構筑物、同一構筑物不同部位的溫度變化規律都不一樣，實測構筑物某一點的溫度變化規律無法推演到同一構筑物的其他部位，更很難應用到其他工程。若布置過多的溫度監測點，通過統計來分析水化熱溫度的規律，也存在著成本過高、對工程影響較大等問題，因此采用有限元仿真計算來模擬分析大體積混凝土水化熱溫度規律從而指導工程施工很有必要。

3.1 有限元計算方法

采用有限元軟件Midas Civil對分階段澆筑的導航墻進行水化熱分析。由于導航墻軸向具有對稱性，選取12進行建模，如圖3所示。其中CS1為第1個施工階段(28.5～31.0 m層)，間隔7 d后進行其上CS2為第2個施工階段(31.0～34.0 m層)。

圖3 導航墻計算模型

3.2 混凝土溫度計算結果

圖4為導航墻應力計算實體單元。選取構筑物表面4個節點進行溫度應力計算結果的分析，圖中每個單元格的長寬均為0.5 m，選取分析的4個節點分布在距結構物表面2 m內，節點號從外到里分別為13 971、12 998、13 327、13 787。

圖4 導航墻應力計算實體單元

3.3 溫度計算結果及適應性調整

3.3.1溫度計算結果分析

圖5a)為施工前對導航墻進行仿真計算的溫度變化時程曲線。計算結果顯示，混凝土在水泥水化過程中的最高溫度為63 ℃，處于結構的內部，約發生在澆筑完成后的48 h，小于實測的溫度峰值出現時間72 h。因此須減小放熱函數的斜率來達到推遲計算溫度峰值出現時間的目的，使得水化熱溫度分析結果接近實測結果，只有這樣，有限元分析的溫度應力計算結果才具有參考意義。

圖5 導航墻溫度計算結果

3.3.2放熱函數調整

圖5b)為施工第1階段后，根據導航墻實測的溫度變化曲線調整放熱函數得到的導航墻溫度計算結果。從圖5b)可知，混凝土在水泥水化過程中的最高溫度為63 ℃，處于結構的內部，約發生在澆筑完成后的72 h，與實測值更為接近。

3.3.3強度發展函數調整

圖6為施工前根據規范[5]公式設置的強度發展函數，因為在施工前無試驗數據，相關參數選用規范建議值。施工前的應力計算結果顯示，在澆筑完成后導航墻的拉應力超過了容許抗拉強度，但經拆模后觀察，導航墻的表面并未產生裂縫。除了放熱函數的設置偏離實際導致放熱過于迅猛的原因外，混凝土的強度發展函數設置過于平緩也可能是另外的原因，因此須對強度發展函數作進一步調整。

圖6 (施工前分析)軟件設置強度發展函數

4 應力計算結果及分析

4.1 結構應力計算結果

在施工第1階段后，根據導航墻實測溫度變化曲線對放熱函數和強度發展函數進行調整后，計算得到的導航墻表面點溫度應力如圖7所示。

圖7 導航墻表面點溫度應力

4.2 結構計算應力

從圖7可以看出，混凝土的拉應力與澆筑時間為高度非線性關系，但都呈現出先受壓再受拉的規律，混凝土表面處于受壓狀態的時間約為16 h，距表面0.5 m處的分析點處于受壓狀態的時間約為120 h，呈現出越接近結構物中心的部位，其處于受壓狀態的時間越長的規律。證明結構在澆筑初期因溫度應力而產生的張拉裂縫的深度很可能只在0～0.5 m的范圍。

4.3 結構溫度裂縫產生的可能性

圖7給出結構某點的應力及容許抗拉強度的時程變化曲線。通過觀察某點應力與容許抗拉強度曲線的接近程度來定性分析溫度裂縫產生的可能性，但是無法定量進行分析。水化熱參數化分析指出，用溫度裂縫指數i值來預測是否發生裂縫[5]，如式(1)：

(1)

式中:i為裂縫指數，ft為混凝土抗拉強度，σt為發生的溫度應力。

根據結構對裂縫控制要求的不同對裂縫指數有不同的要求。韓國規范規定，當需要防治裂縫發生時，裂縫指數應在1.5以上；當需要限制裂縫發生時，裂縫指數應在1.2～1.5的范圍；當需要限制有害裂縫發生時，裂縫指數應在0.7～1.2的范圍。圖8為韓國規范中的溫度裂縫指數與裂縫發生幾率關系圖，該圖為韓國的實際工程統計結果。

圖8 溫度裂縫指數與裂縫發生幾率關系

4.3.1施工前的有限元分析結果

圖9a)為施工前有限元分析的不同結構部位點裂縫指數隨澆筑完成時間的變化關系。由圖7得知，裂縫指數大于2時，溫度裂縫發生幾率幾乎為零，因此圖8略去了混凝土水化過程中裂縫指數大于3的數據。

從圖9b)可知，構筑物內部的裂縫指數幾乎在1.4以上，裂縫發生的幾率在10%以下。而構筑物表面的裂縫指數在澆筑完成后48～96 h小于1.0，其裂縫發生的幾率在60%以上，但實際上，在導航墻相應位置的表面并未發現裂縫。這是因為在施工前缺乏實測數據，計算參數采用規范推薦值，放熱函數及強度發展函數的相關設置偏離了實際情況，使得計算結果與實際有所偏離。

圖9 不同結構部位點的裂縫指數

4.3.2施工第1階段后深化計算結果

在施工第1階段后，根據導航墻實測的溫度變化曲線對放熱函數和強度發展函數進行調整后，計算得到的裂縫指數如圖9b)所示。可以看出，結構的最小裂縫指數在結構的外側，約發生在澆筑完成后36 h，imin=1.8(> 1.4)，滿足規范要求，分析結果也和結構表面不存在裂縫的工程實際相符。

4.4 對相關規范的分析

4.4.1我國規范與韓國規范的對比

我國有關規范定義了抗裂安全系數Kf，Kf=εpEcσ，其中εpEc為混凝土的抗拉強度，σ為各種溫差所產生的溫度應力之和。因此,韓國規范的裂縫指數i與我國規范的抗裂安全系數Kf在本質上是一致的?！端\工程大體積混凝土溫度裂縫控制技術規程》(簡稱《水運》)中規定K≥1.4[6]，《塊體基礎大體積混凝土施工技術規程》(簡稱《塊體》)中規定K=1.15[7]，《混凝土拱壩設計規范》(簡稱《拱壩》)中規定Kf取值為1.5～1.8[8]，《混凝土重力壩設計規范》(簡稱《重力壩》)中規定Kf取值為1.5～2.0[9]，韓國規范中“需要防治裂縫發生時”所要求的裂縫指數i與我國相關規范規定相一致。通過圖8可知，抗裂安全系數Kf(溫度裂縫指數)在1.5以上時，裂縫發生概率在5%以下，亦即有95%的保證率不發生溫度裂縫。

4.4.2我國不同行業規范之間的對比

《水運》參考了《塊體》的溫度應力計算公式，分為自約束拉應力(表面拉應力)與外約束拉應力(內部拉應力)2種情況計算。而《重力壩》和《拱壩》一樣把溫差分為2部分：水化熱溫升與均勻溫差，其中水化熱溫升引起的溫度應力計算采用的是基礎影響系數A，均勻溫差引起的溫度應力計算采用的是基礎約束系數R。

《水運》與《塊體》的外約束拉應力計算中采用R值，因為R>A，所以采用約束系數R進行簡化計算得到的溫度應力也較大，因此《水運》與《塊體》規定的抗裂安全系數比《重力壩》和《拱壩》的略小。在約束系數R的確定上，《重力壩》和《拱壩》的R值與基巖的彈性模量有關，在實際應用中基巖的彈性模量大小一般較難確定，因此《水運》參考了《塊體》中R值計算方法，計算結果也與工程實際吻合較好。

5 結論及建議

1)施工前應用有限元軟件對大體積混凝土構筑物進行水化熱及溫度應力分析，計算結果與實際工程監測結果存在一定的誤差。在船閘的下一階段施工前，通過調整放熱函數和強度發展函數，采用經過實踐驗證的參數進行分析，得到更符合實際情況的計算結果，為確定下一階段最佳的澆筑方法提供更準確的參考依據。

2)通過施工前與施工第1階段導航墻后的有限元計算結果與實測結果的對比分析，介紹水化熱改進計算的方法，該方法通過調整放熱函數和強度發展函數使水化熱的有限元計算結果更貼近工程實際情況。

3)通過裂縫指數i來評價大體積混凝土構筑物溫度裂縫產生的可能性，施工前的分析結果表明，導航墻的表面產生溫度裂縫的可能性在60%以上，但實際上，在導航墻相應位置的表面并未發現裂縫。表明在有限元計算相關參數的設置中可能存在偏差，在船閘施工第1階段后，通過調整放熱函數和強度發展函數進一步計算，裂縫指數在1.8以上，裂縫產生的可能性在5%以下。

4)通過不同規范之間的對比，討論不同規范對大體積結構溫度應力計算規定的異同，分析不同規范對抗裂安全系數規定存在差別的原因以及相關計算參數取值的適用規范。

5)在本工程的導航墻中只埋設了溫度計，并未埋設應力計和做回彈試驗，無法得到混凝土實際的強度時程變化曲線來驗證有限元的應力計算結果，只能通過觀察結構表面是否存在裂縫與軟件計算的溫度應力進行對比。建議下一步研究可據此做改進。