高鐵簡支鋼管拱橋拱座大體積混凝土水化熱及溫控措施研究

王祥國，彭一凡，楊孟剛

高鐵簡支鋼管拱橋拱座大體積混凝土水化熱及溫控措施研究

王祥國1，彭一凡2，楊孟剛2

(1. 中建鐵路投資建設集團有限公司，北京 100053；2. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075)

混凝土梁鋼管簡支拱橋因其拱座構型復雜、混凝土體積較大，在澆筑過程中可能產生過大的水化熱，從而導致結構出現裂縫，影響其耐久性和承載力，因此有必要對其進行分析并采取溫度控制措施。針對某高鐵線144 m尼爾森體系簡支拱橋拱座水化熱問題，采用有限元軟件MIDAS/FEA建立仿真模型，分析冷管布置、入水流量、入水溫度與通水時間對內部水化熱冷卻效果的影響，并確定該實際工程的最優冷管參數。研究結果表明：布置冷卻水管是一種有效的水化熱溫度控制措施；合理選取冷管參數可以有效降低拱座大體積混凝土中水化熱溫度，避免混凝土開裂；有限元仿真與實測值最大溫差不超過4℃，說明有限元仿真可以較為準確地模擬結構內部因水化熱引起的溫度與應力變化情況。

拱座；大體積混凝土；水化熱；冷卻水管；參數優化

鋼管混凝土拱橋憑借其在設計、施工、經濟及美觀上獨特的優越性，被越來越多的應用到橋梁工程當中。拱座作為拱橋中受力最為復雜的結構，必須具有足夠的強度與耐久性，而大跨度拱橋的拱座通常為大體積混凝土結構，在澆筑的過程中會產生較大的水化熱。如果在澆筑過程中，不對其水化熱作用產生的溫升進行控制，必將產生由于內外溫差而形成的不協調變形，從而產生溫度應力，當超過混凝土抗拉強度后，拱座將出現裂縫[1]。這種裂縫會影響拱座的耐久性，因此對拱座水化熱的分析與控制十分必要。針對大體積混凝土的水化熱分析，國內外學者進行了大量實驗與研究。劉慶陽等[2]結合理論與有限元建模，對水化熱成因及給結構帶來的影響進行了分析。Wilson[3]首次使用有限元法研究大體積混凝土的溫度場，并編制程序，成功應用于實際工程。朱岳明等[4]在有限元迭代法近似求解基礎上提出了一種新的混凝土水管冷卻溫度場計算方法。張超等[5]提出了一種冷卻水管雙循環的布置方式，相較于傳統水管埋設方式能更有效的改善混凝土內部溫度與應力。林春姣等[6]對圓形截面鋼管混凝土的水化熱溫度場進行了分析與試驗研究。陳渴鑫等[7]選擇不同參數的冷卻水管，通過有限元分析，得到了冷卻水管的排布形式，通水溫度與時間對混凝土內部溫度梯度的影響。系桿拱橋拱座采用較大的實體段，澆筑過程中會產生較大的水化熱，鋼管混凝土拱橋拱座不同于墩臺等規則結構，其結構形狀不規整，水化熱產生的溫度與應力分布復雜，同時鮮有文獻針對拱橋拱座水化熱進行溫控分析。因此本文針對某高鐵線144?m尼爾森體系簡支拱橋工程，通過有限元軟件建模，分析了拱座內部水化熱溫升情況；采用布置冷卻水管的溫控措施，對不同入水流量、入水溫度與通水時間等參數下冷管的降溫效果進行對比，選取最佳冷管參數；對布置冷管后的拱座溫度與應力進行分析，并將有限元計算結果與實際布置水管后的測試結果對比，驗證數值計算及溫控措施的合理性。

1 拱座有限元模型與水化熱分析

1.1 背景工程及溫控測點布置

本文工程實例為某高鐵跨度為144 m的下承式無砟雙線簡支拱橋，橋梁全長148 m，計算跨徑144 m，矢跨比為/=1:5，拱肋立面投影矢高28.52 m，拱肋采用二次拋物線，在橫橋向內傾8度呈提籃式，采用尼爾森吊桿體系。拱座處的實心長方體尺寸長19.3 m，寬8.5 m，主梁部分高3 m，最小幾何尺寸大于1 m，屬于大體積混凝土，可能會因混凝土澆筑過程中產生的水化熱發生有害裂縫[8]。

為了監測拱座內部水化熱溫升情況，在每側拱座內部設置26個測點，布置選取原則為：測點位置能夠有效記錄拱腳內部最高溫，拱腳及拱肋各表面溫度變化情況。測點布置為：在拱座沿拱軸線方向一半長度截面內設置2個溫度測點，兩測點分別設置在預埋鋼管兩側腹板與混凝土表面的中點處；在理論拱腳處設置1個溫度測點；在梁高中心線范圍內，于拱座內側表面以及150 cm處各設置1個溫度測點，并向橋跨中心按200 cm的間距分別布設2個溫度測點；在梁高中心線范圍內，往橋跨方向距離理論拱腳400 cm位置處設置1個溫度測點，同時在上下表面與中心測點同軸處及梁端外表面分別設置一個測點，其距拱座表面距離為5 cm。測點布置如圖1和圖2 所示。

單位：cm

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1.2 建模參數

本工程采用C55混凝土，水泥采用42.5R普通硅酸鹽水泥?；炷僚浜媳纫姳?。其熱力學性能參數值見表2，其中混凝土比熱與導熱系數由加權平均法進行計算[9]。預測澆筑時的入模溫度為17 ℃。

表1 C55混凝土配合比

表2 C55混凝土熱力學參數

混凝土的絕熱溫升可用下式計算[9?10]：

式中：為水泥用量；為混凝土比熱；為混凝土密度；為混合材用量；(τ)為水泥水化熱，本工程取水泥水化熱375 kJ/kg；為折減系數，對粉煤灰取0.25，對于礦粉取0.5。經計算本項目混凝土絕熱溫升為68 ℃，導溫系數取1.018。

該工程采用10 cm厚鋼模板，而鋼模板幾乎沒有保溫作用，同時考慮現場風速較小，取風速為2m/s，根據文獻[9]，計算鋼模板與空氣的對流系數為42 kJ/(m2·h·℃)。

1.3 拱座水化熱有限元分析

采用有限元軟件MIDAS/FEA對拱座建立模型，由于拱座屬于對稱結構，故取拱座1/2進行建模與分析，模型如圖3所示，由于內部鋼筋對混凝土水化熱影響可以忽略不計[11]，因此僅考慮拱座混凝土和拱肋鋼管的影響。該模型采用四面體單元，共建立431 280個節點，223 817個單元。

圖3 拱座空間有限元模型圖

圖4 測點5，9溫度曲線

圖4為拱座澆筑后600 h內溫度最高的測點5與溫度最低的測點9的溫度時程曲線。如圖4所示，拱座內部因水化熱產生的升溫極快，降溫卻極其緩慢，在澆筑90 h左右達到最高溫85 ℃，由入模溫度17 ℃知，已超過《大體積混凝土施工規范》中規定的溫升值在入模溫度的基礎上不大于50 ℃的要求，同時在90 h時內外溫差達到了37.2 ℃，同樣超出規范規定值25 ℃。如拱座表面測點9，10和11應力圖5所示，隨著水化熱發生，3個測點的拉應力均已超過各自容許拉應力值，因此可能造成溫度裂縫。綜上所述，應當在拱座水化熱反應階段采取降溫措施。

圖5 測點9，10和11應力曲線

2 冷卻水管溫控效果與參數分析

降低大體積混凝土水化熱的主要方法有4種：水管冷卻法、寬縫冷卻、預冷骨料和構件采用預制混凝土塊[12]。水管冷卻因其可控性強，降溫效果明顯，是一種行之有效的主要溫控防裂措施[12-13]。因此本研究采用水管冷卻的方法對拱座進行水化熱溫度控制。

2.1 冷管降溫效果分析

冷管布置形式主要有蛇形和環形2種[14]，本文采用施工較為簡單的蛇形冷管布置。圖6為拱肋部分冷管布置圖，冷管布置于距拱肋內表面0.5 m處，按1層布置；圖7為拱座部分冷管平面布置圖，考慮冷管的有效溫控范圍為0.4~0.5 m，因此拱座部分冷管按2層布置，間距1 m，上下2層距表面的距離均為1 m，水管水平間距1 m。同時因拱肋鋼管部分不便于布置冷管，因此冷管在拱肋處彎折布置。冷管采用內徑26mm的聚乙烯管，初定進水溫度為20 ℃，通水時間240 h，流量0.95 m3/h。

單位：cm

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圖8 有無冷管測點5溫度曲線對比圖

計算得到2種工況下溫度最高的5號測點溫度曲線如圖8所示，由圖可知冷管對大體積混凝土有明顯的控溫作用，有冷管作用下其最高溫出現時間較無冷管時提前，且最高溫下降了20 ℃，同時降溫段的降溫速率較無冷管工況更大，說明冷卻水管對拱座水化熱具有良好的控溫效果。

2.2 冷卻水流量對降溫效果的影響

當冷管直徑一定時，冷管對流換熱系數的大小與冷管流量有關[15]，單位時間內通過的冷卻水流量越大，冷管與混凝土之間的對流系數也將越大，冷凝管將吸收更多的熱量，冷卻效果也就越好。為了選取最佳進水流量參數，保證其他參數不變，計算分析進水流量為0.5，0.7，0.9和1.1 m3/h 4種工況下5號測點的溫升情況。

如圖9所示，在入水流量分別為0.5，0.7，0.9和1.1 m3/h 4種工況下，混凝土內部最高溫分別為66.7 ℃，65.8℃，65.1 ℃和64.6 ℃，且最高溫均出現在51 h左右；隨著入水流量的增大，混凝土內部最高溫不斷降低，但溫度降幅不隨入水流量的增加線性增大，隨著流量的不斷增大，由流量變化引起的降溫效果將越來越不明顯。綜合考慮冷卻效果與經濟效益，避免工程浪費，本工程選用入水流量 0.9 m3/h。

圖9 不同入水流量下測點5溫度曲線

2.3 入水溫度對降溫效果的影響

冷卻水入水溫度越低，冷凝水將吸收更多的熱量，降溫幅度隨之變大。在入水流量取0.9 m3/h，其他參數不變的情況下，本文分別對入水溫度為5 ℃，10 ℃，15℃和20 ℃工況拱座內部最高溫進行分析。

圖10為不同入水溫度下測點5溫度時程曲線。如圖10所示，在入水溫度分別為5 ℃，10 ℃，15 ℃和20 ℃ 4種工況下，混凝土內部的最高溫度分別為59.0 ℃，61.0 ℃，63.0℃和65.1 ℃，最高溫隨入水溫度的下降而降低，且入水溫度每降低5℃，拱座最高溫大致降低2 ℃，降溫效果較穩定。同時隨著入水溫度的降低，拱座內部溫度達最高溫之后的降溫速率加快，說明入水溫度越低對拱座降溫效果越好。但水溫過低，會導致混凝土內部溫差過大，增加了冷管周邊混凝土的收縮應力[16]，當超過混凝土抗拉強度時就會開裂。同時，過快的降溫速率同樣會導致內外溫度不均，產生溫度應力，且過低的入水溫度增加工程成本，因此綜合考慮，本工程的入水溫度選取為10 ℃。

圖10 不同入水溫度下測點5溫度曲線

2.4 冷卻水通水時間對降溫效果的影響

由前述計算可知，加入冷管后混凝土內部最高溫明顯下降，但同時降溫速率也已超過規范規定的2 ℃/d。冷卻水通水時間影響著混凝土溫度降溫速率[10]，因此本文其他參數不變，入水溫度取10 ℃，流量取0.9 m3/h，分別對通水時間為50，70，100，130，170，200和240 h工況下混凝土內部5號測點降溫速率進行分析。

圖11為不同通水時間下測點5的溫度時程曲線。如圖11所示，通冷凝水時間段內的拱座降溫速率很大，當通水時間為100，130，170，200和240 h工況下，最快降溫速率均已超過規范規定的2 ℃/d。如在通水時間為50h時停止通水，則拱座內部溫度將重新回升，拱座最高溫達到了66.8 ℃。當通水時間為70 h時，拱座最高溫為61 ℃，且溫度曲線沒有大幅度溫度回升，溫度下降段最大降溫速率為1.9 ℃/d，符合規范規定值。綜合考慮水化熱溫度與施工成本，本工程通水時間取70 h。

圖11 不同通水時間下測點5溫度曲線

3 仿真分析與實測結果對比

經前述冷凝管參數分析，冷管直徑取為26 mm，流量取0.9 m3/h，入水溫度取10 ℃，通水時間取70 h，環境溫度按施工季節假設為平均溫度17 ℃，入模溫度取17 ℃，環境溫度以一天為一周期在13 ℃至21 ℃變化。建立有限元模型，分析拱座內部最高溫，內外溫差，降溫速率及拱座溫度應力情況。

由計算結果得，布設冷卻管后拱座最高溫在51h左右出現在5號測點，為61.0 ℃，較入模溫度升高了44 ℃，符合規范溫升小于50 ℃的要求。溫度最低點為測點9，測點9最高溫出現在51 h左右為37.0 ℃，內外最高溫差為24.5 ℃，混凝土外表面溫度與環境平均溫度最大差值為20 ℃，符合規范內外溫差小于25 ℃，混凝土表面與大氣溫差小于20 ℃的要求。同時拱座溫度下降段最大降溫速率為1.9℃/d，同樣符合規范要求。

仿真分析下的拱座水化熱溫升符合規范要求，因此本工程按上述冷管參數布置冷凝管，在實際施工時測得入模溫度為19 ℃，平均環境溫度為17 ℃。對澆筑后拱座內部的13個測點進行為期600 h的溫度監控，并將13個測點的實測結果與模型計算結果進行對比分析，發現實測數據與模擬得到的數據擬合較好。這里僅列出具有代表性的測點5，9及12的數據對比情況進行說明，對比結果如圖12 所示。

由計算結果可知，實測值與模擬值擬合狀況較好，模擬值與實測值最大誤差不超過4 ℃。實測值最高溫發生在52 h左右的測點5，最高溫為58.7 ℃，滿足在入模溫度基礎上升溫小于50 ℃的要求，實測值最低溫發生在51 h左右的9號測點為36.8 ℃，最大內外溫差24.7 ℃，拱座表面測點與環境平均溫度最大溫差為19.8℃，拱座最大降溫速率為1.9 ℃/d，均滿足規范要求。拱座脫模之后，表面未發現開裂現象，說明按此方案布置的冷管控溫效果較好。

圖12 測點實測值與模擬值溫度曲線

4 結論

1) 拱座大體積混凝土澆筑過程中產生的水化熱較大，混凝土表面拉應力可能超過其容許拉應力而產生裂縫，影響結構耐久性，危害較大，因此需對此類結構進行水化熱分析并采取相應溫控措施。

2) 混凝土內部布設冷管是一種有效的水化熱控溫措施，可有效降低內部最高溫度，縮減最高溫出現時間，加快降溫速率，減小內外溫差。

3) 通水流量、入水溫度、通水時間顯著影響冷管降溫效果。通水流量越大，降溫效果越好，但由流量變化引起的降溫效果將越來越不明顯；入水溫度越低，降溫效果越好，且隨著溫度在一定范圍內降低，降溫幅度線性增加；通水時間主要影響混凝土降溫速率。

4) 仿真結果與實測結果擬合較好，利用有限元軟件進行水化熱分析是一種指導實際施工的有效方法；同時按本文冷管方案布置的實際工程，其水化熱溫度與應力均滿足規范要求，實際冷管布置方案有效可行，避免了拱座混凝土澆筑后因水化熱而造成的開裂現象。

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Research on hydration heat of mass concrete at arch support and temperature control measures for a high-speed railway tied-arch bridge

WANG Xiangguo1, PENG Yifan2, YANG Menggang2

(1. China State Railway Investment Construction Group Co., Ltd, Beijing 100053, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Because the structure of concrete steel pipe simply-supported arch bridge is complex and usually constructed of mass concrete, excessive hydration heat can be generated during the construction, which may result in cracks in the structure and affect its durability as well as bearing capacity. Therefore, it is necessary to perform research on the distribution of hydration heat in the arch support and temperature control measures. In this paper, a 144 m Nielsen system arch bridge for high-speed railway was taken as an example and the numerical model for simulating the distribution of hydration heat in arch support was established based on the software MIDAS/FEA. The influence of cooling pipe arrangement, influent flow, entering water temperature as well as water delivery time on the internal hydration heat cooling effect was analyzed, and the optimal parameters of cooling pipe were determined. Numerical and experimental results show that using cooling water pipe is an effective measure to eliminate the adverse effects of hydration heat. Reasonable selection of cold pipe parameters can effectively reduce the hydration heat temperature in the mass concrete of the arch support and avoid concrete cracking. Since the temperature difference between the calculation and the on-site test is less than 4 ℃, numerical simulation can accurately simulate the temperature and stress changes caused by hydration heat inside the structure.

arch support; mass concrete; hydration heat; cooling water pipe; parameter optimization

TU528

A

1672 ? 7029(2020)03 ? 0549 ? 07

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190605

2019?07?05

國家自然科學基金面上資助項目(51378504)

楊孟剛(1976?) 男，江西安義人，教授，博士，從事橋梁抗震與設計理論研究；E?mail：mgyang@csu.edu.cn

(編輯 涂鵬)