高速鐵路T構橋墩頂塊水化熱效應控制和澆筑方案優化

金波，侯文崎，單云浩，SAVIOUR Shedamang，韓衍群，國巍

(1. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075；2. 中鐵七局集團第四工程有限公司，湖北 武漢，430056)

預應力混凝土T構橋具有線形平順、剛度大等特點，是高速鐵路橋梁常用橋型之一[1-2]。在橋面荷載和結構自重作用下，T構橋墩頂塊承受全橋最大負彎矩作用，尤其在懸臂澆筑施工時，墩頂塊需承受主梁合龍前所有梁段自重和施工荷載引起的負彎矩，其工程質量對全橋施工過程和成橋狀態的安全可靠性均起決定性作用[3-4]。為抵消上述負彎矩，墩頂塊預應力體系設計為二向或三向，且鋼筋布置密集，加上存在橫隔板、過人孔洞等，結構處于復雜應力狀態[1-2,5]。T構橋墩頂塊為全橋最大節段，屬于大體積混凝土，尤其在鐵路橋中，墩頂塊混凝土用量為標準主梁節段混凝土用量的3～4倍。混凝土用量越大，澆筑時的水化熱效應越顯著，越容易造成由于混凝土內外溫差過大引起的早齡期開裂。因此，對于T構橋墩頂塊這樣體積大、應力狀態復雜的關鍵結構部位，有效控制混凝土澆筑時的水化熱效應是保障全橋工程質量的關鍵。既有關于混凝土水化熱的研究主要集中于隧道仰拱混凝土[6]、大體積混凝土板[7-9]、混凝土大壩和地基[10-11]等結構，但這些結構物的水化熱邊界條件和結構尺寸與橋梁相比相差較大，所得研究結論僅具有參考意義。一些研究者采用材料試驗、數值仿真和現場測試等方法對橋梁混凝土水化熱效應進行了研究，如：龍朝飛等[12]采用溶解熱法對持續負溫環境下的水泥進行水化熱測定試驗，研究了不同入模溫度下的水泥水化放熱規律，建立了凍土區入模溫度-水化熱的預測模型；LIU等[3]采用數值分析方法研究了長江公路大橋箱梁接縫段大體積混凝土水化熱的冷卻水管布置方案；任更鋒等[4]則采用數值分析與現場測試結合的方法研究了大跨徑連續剛構橋箱梁零號塊高強混凝土水化熱溫度場變化規律，得到實測水化熱最高溫度與計算值相差可達26 ℃，認為連續剛構橋梁零號塊水化熱效應分析不能完全參照大體積混凝土處理；HUANG 等[13]基于某拱橋的1∶5 縮尺模型試驗測定了橋墩核心混凝土區域水化熱溫度時程曲線，結合數值仿真對參數進行分析，提出了有效水化熱控制方式。惠迎新等[14-17]對混凝土箱梁開展了水化熱溫度效應的試驗，認為箱梁內外溫差較大，其水化熱溫度荷載模式與外界環境溫度有關，且基于測試結果給出了箱梁各板沿厚度方向的水化熱溫度分布形式。ZHAO等[18-21]通過研究發現混凝土比熱容、表面熱擴散系數、溫升系數、太陽吸收系數等熱工參數對混凝土水化熱應力有顯著影響，采用低水化熱水泥、分層澆筑和冷卻降溫等措施可有效降低混凝土內部水化熱應力。可見，由于橋梁結構板件類型多且尺寸差異大，不同部位的混凝土水化熱效應和影響因素差異較大，應根據具體問題進行具體分析。渝黔高鐵石梁河雙線特大橋主橋跨度為2×120 m，主墩高為113.4 m，橋上線路設計速度為350 km/h，鋪設CRST I 型雙塊式無碴軌道。該橋是目前世界最大跨度的高速鐵路預應力混凝土高墩T構橋。該橋采用懸臂澆筑法施工，墩頂塊混凝土用量高達1 204.5 m3。為確保該橋施工過程和成橋狀態安全可靠，本文采用數值分析與現場實測相結合的方法，確定墩頂塊混凝土澆筑的合理參數和澆筑方案，以便有效控制墩頂塊混凝土水化熱效應，避免早齡期開裂。

1 結構概況

圖1所示為渝黔高鐵石梁河特大橋主橋布置示意圖，圖2所示為該橋墩頂塊的順橋向及橫橋向尺寸示意圖。該橋主梁為單箱單室、變高度、變截面箱梁，底板、腹板、頂板局部向內側加厚，頂板和腹板按折線呈線性變化，底板按二次拋物線變化。主墩墩頂塊節段長為16 m，主墩截面中心線處梁高為16.252 m，邊跨直線段截面中心線處梁高為7.435 m。主梁橋面寬為12.6 m，箱梁底寬為8.0 m。由圖2 可見，墩頂塊箱梁頂板最大厚度為120 cm，底板最大厚度為230 cm，腹板最大厚度為115 cm，兩端與主梁連接的橫隔板厚度為150 cm。為保障結構整體性，石梁河橋墩頂塊原定一次性澆筑。澆筑時，混凝土入模溫度為25 ℃，環境溫度為16 ℃，僅在表面覆蓋6 mm厚鋼模板以便保溫養護。

圖1 石梁河大橋主橋布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the main bridge layout of Shiliang River Bridge

圖2 墩頂塊順橋向和橫橋向尺寸示意圖Fig.2 Dimension diagrams of the girder-pier rigid zone along bridge direction and across bridge direction

該橋主梁采用C55混凝土，其中，C55混凝土的配合比見表1。在現場測試時，制作了與實橋C55混凝土配合比相同的混凝土試塊，并測定其抗拉強度和抗壓強度。每組試件有3 個混凝土試塊，取測試結果的平均值作為測試結果，見表2。實測混凝土表觀密度為2 445 kg/m3，依據文獻[22-23]，混凝土熱膨脹系數取1×10-5。按式(1)[22]可得到混凝土的比熱容為0.93 kJ/(kg·℃)，導熱系數為8.91 kJ/(m·h·℃)。

表1 石梁河橋主梁 C55混凝土配合比Table 1 Mixed proportion of C55 concrete used in the main beam of Shiliang River Bridge

表2 石梁河橋主梁C55混凝土試件實測強度Table 2 Measured strength of C55 concrete specimen used in the main beam of Shiliang River Bridge

式中：ci和λi分別為第i塊混凝土的比熱容和導熱系數；cn和λn分別為第n組分的比熱容和導熱系數；ρn為第n組分的質量分數。

混凝土彈性模量隨齡期變化規律為[22]

式中：E0為混凝土28 d 彈性模量，其實測值為4.03×104MPa；τ為齡期。

混凝土的抗拉強度與抗壓強度的關系為[22]

2 一次澆筑方案熱力耦合仿真分析

2.1 熱力耦合仿真模型

采用大型有限元軟件ANSYS，選取圖2(a)中A1—A2和B1—B2范圍內的墩頂塊結構為隔離體，建立熱力耦合仿真分析模型。考慮結構對稱性，取橫橋向半結構建模，主墩底部采用固結約束。其中，采用Solid70 熱單元進行熱分析。分析水化熱效應引起的溫度應力時，將Solid70轉化為Solid45單元。本文計算模型共23 025個單元，25 557個節點，如圖3所示。

圖3 墩頂塊熱力耦合有限元分析模型Fig.3 Thermal-mechanical coupling finite element analysis model of girder-pier rigid zone

進行仿真分析時進行如下假定：1) 材料熱力學屬性在水化熱期間不發生改變；2) 箱梁斷面為均質、各向同性材料；3) 混凝土水化熱期間環境風速為定值，且不考慮太陽輻射的影響。

箱梁混凝土表面和外界空氣的熱交換按第三類邊界條件[22]處理，表面熱交換系數βs按式(4)計算。

式中：β為固體材料表面在空氣中的放熱系數；hi為第i個保溫層厚度。β與環境風速有關，實橋位處平均風速為2 m/s，經計算得βs=51.4 kJ/(m2·h·℃)。

根據氣溫變化情況，混凝土澆筑時環境溫度按下式計算：

水泥水化放熱按式(7)計算，按照生熱率HGEN函數以體荷載的形式施加于結構。

式中：Q(τ)為在齡期τ時的累積水化熱；Q0為最終水化熱，取Q0=330 kJ/kg；τ為齡期；a、b為與水泥標號相關常數，分別取0.69 和0.56；Wc=476 kg/m3。

2.2 水化熱溫度場結果及分析

計算結果表明，頂板和底板水化熱溫度峰值點位于與腹板相交的梗脅處(圖2(b)中A、B點)，腹板水化熱溫度峰值點位于沿腹板高度中心位置(圖2(b)中C點)。圖4所示為A、B、C點水化熱溫度隨時間的變化曲線，圖5所示為A、B、C點溫度峰值的時刻墩頂塊頂板、底板和腹板溫度分布曲線。當采用一次性澆筑方案時，以A和B點為基準，沿頂板、底板厚度方向不同位置與A和B點的溫度差隨時間變化曲線如圖6所示。由圖6可見：

圖4 A、B、C點水化熱溫度時程曲線Fig.4 Temperature time history curves in the hydration heat process of points A、B、and C

圖5 水化熱溫度峰值時刻頂板、底板和腹板溫度分布曲線Fig.5 Temperature distribution curves of top slab, bottom slab and web at peak temperature in hydration heat process

1) 墩頂塊腹板、頂板和底板的水化熱溫度峰值分別為78、91 和102 ℃，均超過混凝土入模溫度50 ℃以上，不滿足GB 50496—2018《大體積混凝土施工標準》[23]規定限值；由于降溫措施不充分，墩頂塊水化熱釋放較快，混凝土澆筑后僅39、43 和50 h 時，腹板、頂板、底板分別達到溫度峰值。

2) 沿墩頂塊腹板高度方向，水化熱溫度分布較均勻，變化范圍為76.4～78.2 ℃；但沿墩頂塊頂板和底板的寬度方向，水化熱溫度分布變化劇烈，在頂、底板與腹板相交處(A、B點)達到峰值，往翼緣和板中心線方向均呈急劇下降趨勢。其中，頂板水化熱溫度變化范圍為75～91 ℃，底板為85～102 ℃。

3) 沿頂板、底板厚度方向，混凝土表面與對應溫度峰值點的溫差最大，頂板、底板最大內表溫差分別達32 ℃和36 ℃，均已超過25 ℃的規范限值[23]，分別發生在混凝土入模后40 h 和51 h 左右。雖然隨著混凝土入模時間增加，水化熱釋放，混凝土內部溫度降低，頂板、底板的內表溫差也逐步下降，但頂板最大內表溫差在入模60 h 后仍有23.0 ℃，底板最大內表溫差在入模70 h 后仍有29.4 ℃。

2.3 水化熱應力結果及分析

基于上述溫度場分析，進一步得到墩頂塊頂板、底板溫度峰值A、B點和對應表面D、E點的水化熱名義拉應力時程曲線，如圖7所示。根據表2和式(3)可得不同時刻墩頂塊C55混凝土的抗拉強度，其對應的擬合曲線見圖7。墩頂塊達到應力峰值時刻的D、E點沿著頂板、底板寬度方向的表面拉應力分布趨勢見圖8。由圖8可見：

圖7 頂板、底板表面和溫度峰值點的混凝土名義拉應力曲線Fig.7 Nominal tensile stress curves of top slab, bottom slab at surface point and peak temperature point

圖8 應力峰值時刻的表面拉應力沿頂板、底板寬度方向的分布Fig.8 Distribution of surface stress along the width of top slab and bottom slab at peak stress time

1) 當混凝土分別入模24 h 和21 h 左右時，頂板、底板表面D、E點名義拉應力即達到抗拉強度限值，但內部A、B點均處于受壓狀態，此時，內表溫差分別為17.8 ℃和14.5 ℃。

2) 當混凝土分別入模40 h 和52 h 左右時，頂板、底板表面D、E點名義拉應力達最大值，分別為2.43 MPa 和2.71 MPa，此時，對應的即時抗拉強度分別為2.03 MPa 和2.26 MPa，均已超出即時抗拉強度限值，內部A、B點仍然處于受壓狀態，但底板B點壓應力較小，接近于0，此時，內表溫差也均達最大值，即分別為圖6 中的32 ℃和36 ℃。之后，表面D、E點名義拉應力快速下降，內部A、B點應力狀態由受壓狀態變為受拉狀態，且增速較快。

3) 當混凝土分別入模83 h 和85 h 左右時，頂板的D點與A點名義拉應力時程曲線相交、底板的E點與B點名義拉應力時程曲線相交，此時，頂板、底板內表溫差分別為13.4 ℃和20.6 ℃。之后，頂板、底板內部A、B點名義拉應力略有增大，但變化趨于平緩，且小于即時抗拉強度，表面D點和E點拉應力則名義拉應力繼續下降，直至處于受壓狀態，內表名義應力差值也逐漸趨于穩定。

綜合上述可知，石梁河大橋墩頂塊若采用一次性澆筑方案，則混凝土水化熱溫度峰值、結構內表最大溫差和結構表面名義拉應力均大幅超限。其原因在于混凝土澆筑用量過大，但降溫散熱措施很少。為確保墩頂塊混凝土澆筑質量，必須從緩解混凝土水化熱效應角度考慮，對原一次性澆筑方案予以優化。

3 不同降溫措施對墩頂塊水化熱效應的影響

既有研究表明，除混凝土配比外，混凝土澆筑用量、冷卻降溫措施都是影響混凝土水化熱效應的重要因素。這里依次考慮分層澆筑、布置冷卻水管、混凝土入模溫度和表面覆蓋等對石梁河大橋墩頂塊水化熱效應的影響，以便為實際澆筑方案優化提供參考。

3.1 分層澆筑

石梁河大橋墩頂塊總體澆筑高度為18.245 m，總澆筑用量為1 204.5 m3。如圖2(a)所示，考慮分二層澆筑：第一層高為6.91 m，用量約為520 m3；第二層高為11.335 m，用量約為684.5 m3。2 次澆筑間隔20 d。仿真分析結果表明：在2次澆筑過程中，頂板和底板的混凝土水化熱溫度峰值仍出現在圖2(b)所示A、B點。分層澆筑措施下的水化熱溫度效應結果見圖9～11(其中，A、B、C、D、E點所在位置見圖2(b))。從圖9～11可見：

圖9 分層澆筑和埋設冷卻水管對墩頂塊A點和B點水化熱溫度的影響Fig.9 Effect of casting in layers and embedding cooling water pipes on hydration heat temperature of points A and B

圖10 分層澆筑和埋設冷卻水管對墩頂塊頂板、底板溫度峰值點的內表溫差的影響Fig.10 Effect of casting in layers and embedding cooling water pipes on temperature difference between inside and outside of concrete(peak temperature points of top slab and bottom slab)

圖11 分層澆筑和埋設冷卻水管時墩頂塊頂板、底板表面名義拉應力時程曲線Fig.11 Nominal tensile stress time curves for casting in layers and embedding cooling water pipes(on the surface of top slab and bottom slab)

1) 墩頂塊頂板和底板的水化熱溫度峰值顯著下降，降幅達12%以上。第一次澆筑45 h 后，底板B點溫度峰值由102 ℃降低到89 ℃；第二次澆筑38 h 后，頂板A點溫度峰值由91 ℃降低到80 ℃。

2) 墩頂塊頂板和底板的最大內表溫差有所下降。第一次澆筑51 h后，底板B點的最大內表溫差由36 ℃降低到33 ℃；第二次澆筑39 h后，頂板A點最大內表溫差由32 ℃降低到達29 ℃。

3) 第一次澆筑51 h 后，底板名義拉應力達最大值2.58 MPa，第二次澆筑40 h 后，頂板名義拉應力達最大值2.28 MPa，分別較一次性澆筑時降低4.8%和7.8%。

上述結果表明：采用分層澆筑后，混凝土單次澆筑用量大幅度減小，故水化熱效應顯著降低，但溫度峰值仍超入模溫度50 ℃以上；混凝土內表最大溫差和表面名義拉應力均有所降低，但降幅并不顯著。混凝土內表溫差是造成混凝土受拉開裂的重要原因，為降低混凝土開裂風險，有必要進一步采取措施降低混凝土內表最大溫差，減小混凝土名義拉應力。

3.2 埋設冷卻水管

在分層澆筑基礎上，在墩頂塊底板布置金屬冷卻水管以進一步加強混凝土內部降溫效果。基于第2 節熱力耦合仿真模型，采用FLUID116 三維熱流管單元模擬冷卻水管，進行熱流耦合分析。其中，熱流管單元附加節點與對應混凝土節點耦合，使混凝土與冷卻水管之間形成熱傳導。冷卻水管分2 層布置，層間距為1.1 m，下層管中心線距底板底面0.7 m，如圖12 所示。冷卻管管徑為32 mm，管壁為3 mm，管內冷卻水流速為1.0 m3/h，水溫為15 ℃。采取分層澆筑+埋入冷卻水管措施后的水化熱溫度效應見圖9～11。由圖9～11可見：

圖12 冷卻水管布置示意圖Fig.12 Layout diagrams of cooling water pipes

1) 墩頂塊頂板和底板的水化熱溫度峰值進一步下降，且達峰時間顯著縮短；第一次澆筑39 h后，底板B點溫度達到峰值80 ℃，第二次澆筑38 h后，頂板A點溫度達到峰值78 ℃，分別較一次性澆筑降低21.6%和14.3%。

2) 墩頂塊頂板和底板的最大內表溫差降幅增大至15%以上；第一次澆筑44 h 后，底板B點的最大內表溫差降至30 ℃；第二次澆筑34 h 后，頂板A點最大內表溫差降至27 ℃。

3) 墩頂塊頂板和底板的最大名義拉應力降幅增大至14%左右；第一次澆筑44 h 后，底板名義拉應力達最大值2.32 MPa；第二次澆筑34 h 后，頂板名義拉應力達最大值2.10 MPa。由于冷卻水管埋置于墩頂塊底板，底板混凝土最大名義拉應力降幅較僅分層澆筑時更加顯著。

上述結果表明：采用分層澆筑與埋設冷卻水管的組合降溫措施后，混凝土內部水化熱溫度峰值進一步降低，但仍超過入模溫度50 ℃以上；同時，盡管混凝土內表最大溫差降幅顯著增大，但仍超出規范的25 ℃限值，故仍需進一步采取降溫措施。

3.3 入模溫度和表面熱交換系數

分層澆筑和埋設冷卻水管的目的都是降低混凝土內部水化熱效應，若應用于石梁河大橋墩頂塊澆筑，則可取得顯著效果，但水化熱溫度峰值和內表最大溫差仍超規范限值[23]，結構仍存在較大開裂風險。為一步降低墩頂塊混凝土水化熱效應，在此基礎上，分別研究入模溫度和表面熱交換系數對混凝土水化熱效應的影響，通過采取外部降溫措施，進一步優化實橋墩頂塊澆筑方案。

依據規范[23]，大體積混凝土入模溫度在5～28 ℃為宜。在原一次性澆筑方案中，混凝土入模溫度為25 ℃。但實橋墩頂塊混凝土澆筑時間預計在每年10月份至11月份，氣象資料顯示此時當地氣溫為15～20 ℃。由式(4)可知表面熱交換系數βs與混凝土澆筑表面覆蓋措施有關。原一次性澆筑方案是在墩頂塊混凝土表面覆蓋6 mm 厚的鋼模板，對應的表面熱交換系數βs為51.4 kJ/(m2·h·℃)。在不同入模溫度和表面熱交換系數下，石梁河大橋墩頂塊水化熱溫度效應分析結果見圖13 和圖14。

圖13 不同入模溫度時墩頂塊底板溫度峰值和最大內表溫差時程曲線Fig.13 Time history curves of peak temperature and maximum temperature difference between inside and outside of concrete at different molding temperature(bottom slab)

圖14 不同表面熱交換系數下墩頂塊底板溫度峰值和最大內表溫差時程曲線Fig.14 Time history curves of peak temperature and maximum temperature difference between inside and outside of concrete with different convection coefficient(bottom slab)

1) 混凝土入模溫度對混凝土水化熱溫度峰值和內表溫差均有顯著影響。由圖13 可見：隨著入模溫度提高，墩頂塊底板水化熱溫度峰值呈線性增大，達峰時間呈線性減小；底板內表溫差也呈增大趨勢，達峰時間逐漸縮短，但線性關系略不明顯。其中，當入模溫度為15 ℃時，底板水化熱溫度峰值為60 ℃，內表溫差為25 ℃，均滿足規范[23]限值要求，相較于原一次性澆筑方案，降幅分別達41.2%和30.6%，達峰時間分別為澆筑完成后50 h和58 h。可見，石梁河大橋墩頂塊混凝土澆筑入模溫度以15 ℃為宜。

2) 表面熱交換系數βs對混凝土內表溫差有顯著影響，對水化熱溫度峰值影響不大。由圖14 可見：隨著βs增大，墩頂塊底板水化熱溫度峰值降幅最大僅6.05%，底板內表溫差顯著增大，基本呈線性變化，最大增幅達71.43%。其原因是增大βs可加大混凝土水化熱后期的降溫速率，促進混凝土表面熱量發散，最終使得內表溫差增大。因此，采取合理的表面覆蓋措施可有效控制混凝土內表溫差，尤其對后期養護開裂控制有重要影響。

4 優化澆筑方案的熱力耦合分析

不同措施對石梁河大橋墩頂塊水化熱效應的影響見表3。由表3 可見：分層澆筑、埋設冷卻水管是降低混凝土水化熱溫度峰值和內表溫差的關鍵措施；控制混凝土入模溫度對控制水化熱溫度峰值和內表溫差具有重要影響；合理調整混凝土表面熱交換系數是降低結構內表溫差并延緩達到峰值時間的有效措施。

表3 不同措施對石梁河大橋墩頂塊水化熱效應的影響Table 3 Influence of different measurements on hydration heat effect aiming at the girder-pier rigid zone of Shiliang River Bridge

結合石梁河大橋墩頂塊施工實際情況，本文提出以下混凝土澆筑優化措施：

1) 墩頂塊分2 層澆筑，分層方案與3.1 節的相同。

2) 在墩頂塊底板布置金屬冷卻水管，水管型號和布置與3.2節的相同。

3) 將混凝土入模溫度調整為15 ℃。考慮到澆筑當天的天氣情況，可以在混凝土澆筑前采用冷卻水進行適當冷卻，同時插入溫度計測量實時溫度來進行控制。

4) 混凝土澆筑完成后，表面覆蓋措施調整為6 mm 厚鋼模板+2 cm 厚聚乙烯泡沫，對應熱交換系數βs為26.5 kJ/(m2·h·℃) 。

優化澆筑方案墩頂塊的熱力耦合分析結果見表4和圖15～17。由表4和圖15～17可見：

表4 石梁河大橋墩頂塊澆筑優化方案和原方案水化熱效應的對比Table 4 Comparison of hydration heat effect between optimized casting scheme and original scheme aiming at the girder-pier rigid zone of Shiliang River Bridge

圖15 優化后墩頂塊頂板和底板的水化熱溫度效應與原方案的對比Fig.15 Comparison of hydration heat effect between optimized casting scheme and original scheme in top slab and bottom slab

圖16 優化后墩頂塊頂板、底板內表溫差隨入模時間的變化Fig.16 Curves of temperature difference between inside and outside of concrete with time varying in the optimized casting scheme(top slab and bottom slab)

圖17 優化后墩頂塊頂板、底板表面和溫度峰值點的混凝土名義拉應力時程曲線Fig.17 Nominal tensile stress curves of top slab,bottom slab at surface point and peak temperature point in optimized scheme

1) 墩頂塊頂板和底板水化熱溫度峰值顯著降低，達峰時間有所縮短，升溫速率有所減小。第一次澆筑完成58 h 后，底板水化熱溫度峰值為61 ℃，第二次澆筑完成60 h 后，頂板水化熱溫度峰值為59 ℃，分別較一次性澆筑方案降低41.2%和35.2%，分別超出混凝土入模溫度46 ℃和44 ℃，均小于50 ℃的規范限值(見表4和圖15(a))。

2) 墩頂塊水化熱溫度場分布更加平緩。在水化熱溫度峰值時刻，沿頂板和底板寬度方向，溫度變化范圍分別為47～59 ℃和50～61 ℃(見表4和圖15(b))。

3) 墩頂塊頂板和底板內表溫差及混凝土名義拉應力顯著降低。其中，底板最大內表溫差在混凝土入模56 h后達21.98 ℃，頂板在入模44 h后達20.25 ℃，均小于25℃的規范限值。同時，對應頂板和底板混凝土最大名義拉應力分別為1.58 MPa和1.74 MPa，均未超出混凝土即時抗拉強度限值(見圖16和圖17)。

5 墩頂塊澆筑水化熱效應現場監測

5.1 監測方案

根據上述仿真分析結果，對于石梁河大橋墩頂塊，最終確定采用上述優化澆筑方案。第一次澆筑在2021-10-05T 1:00進行，環境溫度為17 ℃；第二次澆筑在2021-10-25T 6:00 進行，環境溫度為15 ℃。為考察實際優化效果，結合現場施工環境，在墩頂塊中心橫截面的半截面布置溫度和應力測點，以監測澆筑過程中墩頂塊混凝土的實際水化熱效應。

在墩頂塊共布置28 個測點，測點布置和現場儀器安裝見圖18。第i個頂板、腹板和底板測點分別記作TPi、WPi和BPi。其中，TP1、TP4、WP7、WP9、BP3、BP5為應變和溫度共用測點，傳感器型號為ANC-302VW；其余為溫度測點，傳感器型號為ANC-101DS。采用ANC-Micro40 采集儀進行無線遠程監測，采樣頻率為1次/(30 min)，每次澆筑監測時長均約400 h。鑒于水化熱前期升溫速率較快，數據取樣間隔為 2 h；水化熱后期降溫速率較慢，溫度下降不明顯，數據取樣間隔為8 h。

圖18 測點布置和現場儀器設備安裝示意圖Fig.18 Schematic diagrams of measuring points layout and in-site instruments equipment

5.2 監測結果及分析

石梁河大橋墩頂塊混凝土澆筑過程中的水化熱效應實測結果見圖19～20、表5和表6。從圖19～20、表5和表6可見：

圖19 墩頂塊各部位測點實測溫度時程曲線與計算曲線對比Fig.19 Comparison between the measured temperature and calculated value at different points of the girder-pier rigid zone

圖20 不同入模時間的墩頂塊頂板、底板內表溫差實測值與計算值對比Fig.20 Comparison of temperature difference between the measured value and calculated value with molding time varying

表5 墩頂塊各測點實測溫度峰值與原方案計算溫度峰值對比Table 5 Comparison of the peak temperature between the measured results and the calculated values for the original scheme

表6 墩頂塊頂板和底板最大內表溫差實測值與原方案計算結果的對比Table 6 Comparison of the maximum temperature difference between measured results and calculated values for top slab and bottom slab of the girder-pier rigid zone

1) 各測點實測混凝土水化熱溫度與數值仿真分析結果較吻合。各測點實測溫度時程曲線與計算時程曲線變化趨勢一致，實測溫度峰值與計算值的最大誤差不超過8%。其中，底板和頂板實測最大溫度峰值分別為58 ℃和55 ℃，出現在測點BP3和TP4，分別對應圖2(b)中的B點和A點，實測值與計算值相對誤差分別為5.2%和7.3%(見表5和圖19)。

2) 混凝土水化熱溫度場分布與構件厚度相關，板厚越大，水化熱溫升峰值越大，溫升持續時間越長，后期降溫越慢。因此，腹板各測點的升降溫速率最快，底板各測點的升降溫速率最小，頂板的的升降溫速率居中(見圖19)。

3) 各測點實測溫度峰值超出入模溫度最大值43 ℃，小于50 ℃規范限值，說明墩頂塊澆筑過程中水化熱溫度峰值得到有效控制。相比于原一次性澆筑方案，采用本文的優化澆筑方案后，頂板、腹板和底板實測溫度峰值最大降幅分別達到43.1%、34.7%和39.6%，降溫效果顯著。

4) 實測墩頂塊頂板和底板最大內表溫差分別為21.15 ℃和22.74 ℃，小于25℃的規范限值，說明優化措施有效。相比于原方案，頂板和底板最大內表溫差降幅分別為37.33%和37.97%，達峰時間分別為混凝土入模后45 h和58 h。沿頂板和底板厚度方向，內表溫差分布并不對稱，靠近外表面測點處由于散熱更快，故內表溫差較靠近箱體內表面測點的溫差略大(見圖20)。

5) 實測墩頂塊頂板和底板溫度峰值點的名義應力時程曲線與計算曲線變化趨勢相吻合，最大值分別為1.58 MPa 和1.76 MPa，小于即時混凝土抗拉強度，說明墩頂塊混凝土開裂風險得到有效控制(見圖17)。

綜上可見，采用優化澆筑方案后，石梁河大橋墩頂塊水化熱效應得到有效緩解，混凝土開裂風險得到有效控制。據現場反饋，實際澆筑過程進展順利，混凝土澆筑質量優良。

6 結論

1) 渝黔高鐵石梁河特大橋墩頂塊一次性澆筑方案不具有可行性。該方案由于混凝土澆筑用量過大，降溫散熱措施很少，澆筑過程中混凝土水化熱溫度峰值最高達102 ℃，內表最大溫差達36 ℃，混凝土表面名義拉應力最高達2.71 MPa，均大幅超出規范限值。因此，必須采取優化措施，緩解混凝土水化熱效應。

2) 分層澆筑、埋設冷卻水管可有效緩解混凝土內部水化熱效應，是降低混凝土水化熱溫度峰值和內表溫差的關鍵措施。石梁河大橋墩頂塊采用分層澆筑與埋設冷卻水管的組合措施后，由于混凝土單次澆筑用量大幅度減小，內部散熱速率加大，相比于一次性澆筑方案，水化熱溫度峰值降幅最高達21.6%，內表溫差降幅達15%以上，水化熱效應緩解顯著。

3) 適當降低混凝土入模溫度對控制水化熱溫度峰值和內表溫差具有重要影響，合理調整混凝土表面熱交換系數是降低結構內表溫差并延緩達峰時間的有效措施。在分層澆筑和埋設冷卻水管的基礎上，入模溫度對水化熱溫度峰值和內表溫差均影響顯著，表面熱交換系數則對內表溫差影響更加顯著，對溫度峰值影響不大。將入模溫度調整到15 ℃時，相較于原澆筑方案，水化熱溫度峰值和最大內表溫差降幅分別達41.2%和30.6%，且均滿足規范要求。隨著表面熱交換系數增大，水化熱溫度峰值略降低，但內表溫差基本呈線性增大。

4) 針對石梁河大橋墩頂塊，本文提出了分層澆筑、埋設冷卻水管、調整混凝土入模溫度至15 ℃和增強混凝土表面覆蓋保溫的優化澆筑方案。采用優化澆筑方案后，實測混凝土水化熱溫度峰值為58 ℃，最大內表溫差為22.74 ℃，最大表面名義拉應力為1.76 MPa，均小于規范限值，說明實橋墩頂塊混凝土水化熱效應和開裂風險得到了有效控制。現場施工實施順利，混凝土澆筑質量優良，可為同類工程問題提供參考。