沙漠重載鐵路槽型梁水化熱溫度監(jiān)測與分析

中圖分類號：TB9;U239.5：U441 文獻標志碼：A文章編號：1674-5124（2025）06-0097-09

Monitoring and analysis of hydration heat temperature of channel beam in desert heavy haul railway

LIU Yuyi1，LIU Mengfu2，LU Yihui2，LI Xiaodong2，JIN Tengfei2， ZHANG Xun1 （1.DepartmentofBridge Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China; 2.UAE Branch， China Civil Engineering Construction Corporation， Abu Dhabi ， UAE）

Abstract： This study investigates the variation paterns of hydration heat temperature field and stress field during the construction of prestressed concrete channel beams，using a practical project， numerical simulation， and field testing. The findings are as folows： 1） Concrete temperature increases rapidly after pouring，then decreases gradually， eventually reaching a trend similarto the ambient temperature. 2） The upper flange of the web span experiences the highest temperature. Both measured and simulated maximum temperatures of 65.2^°C and 70.2^°C ， respectively， occur around the 3Oth hour after pouring. 3） The temperature difference between the inner surface of the concrete at each measuring position remains within 25^°C . The daily cooling rate exceeds the limit of in the early stage of cooling due to significant temperature fluctuations between day and night. 4） The fitting results are excellent.The average temperature difference at each measuring point ranges from 0.5 to 4.7^°C ，and the time difference for the highest temperature remains within O to 4 hours when comparing measured and simulated results. 5） Simulation results reveal areas where the temperature-induced stress exceeds the tensile strength of concrete at the same age. Consequently，the channel beams areat risk of cracking due to temperature stress.To mitigate this， a well-designed temperature control plan should be implemented during the construction process.

Keywords： heavy haul railway; channel beam; hydration heat; temperature monitoring; temperature stress

0引言

槽型梁結構具有橋下凈空大、建筑高度低、截面利用率高、降噪效果好等優(yōu)點[1]，因此該類結構越來越多地被利用到了城市軌道交通的建設當中[2]。對于該類開口薄壁結構，過去的研究大多圍繞其靜動力學行為展開，而對其在混凝土澆筑階段由水泥水化反應產(chǎn)生的溫度應力關注不足[3-5]。

在施工過程中引起混凝土開裂的原因眾多[6-7]，相關研究表明薄壁混凝土結構如薄壁空心墩、箱梁等由于混凝土的水化熱會產(chǎn)生較大的溫度應力，從而造成混凝土的開裂，在設計與施工過程中常常忽視其水化熱溫度效應的影響[8-9]。我國學者自上世紀50年代末開始對該類薄壁結構的溫度場進行研究，對水化熱的產(chǎn)生機理和溫控措施有了相應的認知[10-11]。王飛等[12]對某預應力混凝土槽型梁的水化熱溫度場進行了連續(xù)監(jiān)測與分析，結果表明雖然槽型梁屬于薄壁開口結構，但存在局部混凝土澆筑量過大導致混凝土產(chǎn)生裂縫的風險。李海峰[13]利用有限元軟件對京沈客運專線上某預應力混凝土槽型梁在澆筑過程中的溫度變化情況進行了分析，得出了各澆筑階段的最大溫度及最大拉應力出現(xiàn)的位置。孔令輝等[14]以哈佳鐵路槽型梁為背景，通過現(xiàn)場試驗指出梁端溫度裂縫產(chǎn)生的主要原因。胡國偉[15]以實際工程為背景，提出了澆筑槽型梁結構的溫控措施。

由于水泥水化反應的作用，混凝土在前期內(nèi)部溫度高、表層溫度低；后期混凝土表層溫度下降速度快于內(nèi)部，混凝土因內(nèi)外膨脹、收縮速率不均勻的問題，極易導致溫度裂縫的產(chǎn)生。中東尤其是伊朗、阿聯(lián)酉國家大部分城市區(qū)域為沙漠地區(qū)，地勢廣闊平坦；同時處于干旱亞熱帶氣候區(qū)，全年炎熱干旱、夏季晝夜溫差較大在該地區(qū)進行混凝土的澆筑工程，是否會因外部環(huán)境溫度變化和氣候特點產(chǎn)生較大的影響值得關注。本文依托該地區(qū)某跨度48.5m 的鐵路槽型梁為工程背景，對該槽型梁的水化熱溫度場進行連續(xù)監(jiān)測與分析，并通過現(xiàn)場試驗與有限元仿真相結合的方法，評估因混凝土水化熱引起結構開裂的風險，為在該地區(qū)進行的混凝土澆筑工程提出指導建議。

1工程概況

阿聯(lián)首鐵路二期項目B標段跨度 48.5m 簡支槽型梁按客貨共線進行設計，橋上設置雙線。設計速度為客運 200kmh 、貨運 120kmh 。設計標準為美國AREMA，設計軸重 32.5t， 這是世界首座高速重載鐵路槽型梁。由于跨度大、活載重，該槽型梁按變截面進行設計，如圖1所示。橫橋向?qū)挾葹?4.8m ，道床板厚度 lm 。梁端 4.2m 范圍內(nèi)為等截面，梁高 3.9m ，兩側腹板厚度為 1.5m 。變截面梁段的起始截面梁高 3.9m 、腹板上翼緣厚度 1.5m 腹板中部厚度 0.7m 。跨中截面梁高由起始截面按拋物線增大為 6.4m ，其余尺寸不變。

本橋上部結構（槽型梁）采用支架現(xiàn)澆法施工，澆筑時間在5月中下旬，試驗期間天氣以晴為主，未見降雨過程。梁體采用C55混凝土，外模全部采用木模板。按照施工縫設計，分兩次澆筑，其中，第一階段澆筑至距底板下緣 1.8m 處，10d后進行剩余結構的澆筑。澆筑順序為：從兩端向中間水平分層、斜向分段、連續(xù)澆筑。每層混凝土的澆筑厚度不超過 30cm 。混凝土初凝后，采用灑水養(yǎng)護。為防止因干縮、溫差等因素出現(xiàn)開裂，在澆筑完成后12h 內(nèi)即以麻布覆蓋養(yǎng)護，并在其上覆蓋塑料薄膜。

2 水化熱溫度監(jiān)測

2.1 規(guī)范中水化熱控制要求

該槽型梁符合規(guī)范GB50496—2018《大體積混凝土施工標準》對大體積混凝土定義中的斷面尺寸要求，同時滿足美國混凝土規(guī)范ACI116R—2000\"CementandConcreteTerminology\"中對大體積混凝土的定性要求，所以有必要在混凝土澆筑過程中對水化熱進行監(jiān)測，從而制定相應的溫控措施，確保施工質(zhì)量。

美國標準是中東地區(qū)通行的項目執(zhí)行規(guī)范，ACI通用規(guī)范對大體積混凝土的溫控指標做了如下規(guī)定：

1）混凝土的溫升值不應超過年平均環(huán)境溫度以上 11‰ 。據(jù)資料，該地區(qū)年環(huán)境溫度平均值為33^°C ，即該大體積混凝土澆筑后內(nèi)部溫升值不應超過 44^°C ：

2）混凝土內(nèi)外溫差不宜大于 25^°C 。

國家標準GB50496—2018《大體積混凝土施工標準》中的溫控指標如下：

1）混凝土澆筑體在入模溫度基礎上的溫升值不宜大于 50% ：

2）混凝土澆筑體里表溫差不宜大于 25^°C 5

3）混凝土澆筑體降溫速率不宜大于 2.0^qC/d

大體積混凝土的防裂指標可按式下兩式進行判斷：

σ_z?f_tk（t）/K

σ_x?f_tk（t）/K

式中： σ_z 因混凝土澆筑體里表溫差產(chǎn)生的自約束拉應力; 因綜合降溫差，在外約束條件下產(chǎn)生的拉應力;f_tk（t） ——混凝土齡期為 t 時的抗拉強度標準值;K ——防裂安全系數(shù)，取1.15。

2.2 試驗方案和測點布置

遵照GB/T51028—2015《大體積混凝土溫度測控技術規(guī)范》中溫度測試元件的布置原則，本次試驗中溫度測點的布置如圖2所示。溫度監(jiān)測采用電阻型溫度傳感器和自動數(shù)據(jù)采集儀。溫度元件綁扎于既定位置的鋼筋上。其中，支座截面左右兩腹板的中部各設有7個測點（從左至右編號遞增）；跨中截面左右兩腹板上部、中部和下部各設有5個、3個和3個測點（從左至右編號遞增）；底板橋梁中心線以及距離橋梁中心線 3m 處的位置各設有5個測點（從下至上編號遞增），共51個測點（規(guī)定：#1＼～#5所在位置為測位1;#6＼～#10為測位 2;#16～ #18為測位 3;#22～#24 為測位 4;#28～#32 為測位5；#38～#44 為測位6）。溫度元件綁扎于既定位置的鋼筋上，并做相應的防護措施，圖3為試件綁扎情況及現(xiàn)場試驗情況。分別記錄自底板澆筑開始后9d和腹板澆筑后9d內(nèi)的溫度數(shù)據(jù)，每小時采集儀自動記錄一次數(shù)據(jù)。

混凝土實測入模溫度平均值為 37^°C ，圖4為施工過程中的實測環(huán)境溫度變化曲線。為避免實測環(huán)境溫度受混凝土澆筑過程散熱的影響、方便通信線纜的走線，將環(huán)境溫度測點置于自動數(shù)據(jù)采集儀處。

2.3 有限元分析模型

利用Midas/Civil軟件建立了槽型梁有限元實體模型，用于研究槽型梁混凝土水化熱的溫度效應和溫度應力，并與現(xiàn)場試驗形成對比。考慮到實體單元數(shù)量較大，為了提高計算效率，按照對稱性原則建立了該槽型梁四分之一模型，如圖5（a）所示。該模型共有節(jié)點94234個，實體單元85425個。將有限元模型分為底板和腹板兩個結構組，以模擬前后兩個澆筑階段如圖5（b）和圖5（c）所示。C55混凝土容重取 25kN/m³ ，泊松比為0.2，熱傳導率取1.14kJ/（N?[c]） 。底板澆筑階段，混凝土底面及側面由木模板包圍，上表面覆蓋土工布進行養(yǎng)護；腹板澆筑階段情況類似。

當混凝土表面有模板或保溫層時，可用模板或保溫層的傳熱系數(shù) β 來等效對流換熱系數(shù)，按下式計算：

式中： β_q —空氣層的傳熱系數(shù)，取 23W/（m²?K） ：

δ_i ——各保溫層材料厚度；

λ_i ——各保溫層材料導熱系數(shù)。

該槽型梁各個側面均設有 2cm 厚的木模板，底板及腹板澆筑結束后，均在上表面鋪一層厚度為4cm 的麻袋，起保溫及養(yǎng)護作用。其中，木模板導熱系數(shù)為 0.23W/（m?K） ，麻袋的導熱系數(shù)為0.12W/（m?K） ，則兩者的傳熱系數(shù) β₁、β₂ 分別為：

3溫度場結果分析

3.1 監(jiān)測結果分析

3.1.1 測點溫度時間歷程實測結果

因該槽型梁在關于跨中和橋梁中心線呈對稱分布，遂只展示左半幅橋上測點的實測結果（如圖6所示）。可以看出：1）總體上，各測點的實測溫度變化曲線呈現(xiàn)出快速升溫、快速降溫，最后趨于大氣溫度的變化情況。內(nèi)層測點的溫度整體高于外層測點，且在后期，外層測點數(shù)值隨大氣溫度波動更為明顯。2）各測位測點的溫度最大值主要出現(xiàn)在第20～32h 之間，之后溫度逐漸降低并趨于環(huán)境溫度。3）位于測位5的 #30 測點出現(xiàn)了最高溫度，最大值為 65.2‰ ，出現(xiàn)在澆筑后的第 30h 4） 測位5的混凝土整體溫度高于其他測位，且高于橫橋向厚度同為 1.5m 的測位6。可能的原因是：從豎橋向看，測位6距離下部已降至室溫的混凝土表面僅 15cm 其位置實際上不在該截面第二次澆筑階段的中心位置；而測位5距離大氣表面為 50cm ，位于中心位置。測位5的位置更靠近豎橋向的厚度中心，因而整體溫度要高于測位6。5）靠近底板上緣的#5測點和#10 號測點受溫度影響較大，變化趨勢與環(huán)境溫度較為接近，考慮這兩個測點在混凝土澆筑過程中出現(xiàn)了移位的情況。6）底板兩測位關于厚度中心對稱分布的測點溫度變化曲線并未表現(xiàn)出嚴格一致的分布情況，可能是底板上下緣的熱對流邊界材料不同導致的。

3.1.2實測結果與溫控指標對比

由圖6各測點的溫度時間歷程結果可明顯看出，各測點處混凝土的溫升值均不超過中、美規(guī)范中 44^°C 和 50^qC 的限制。

圖7展示了6個測位里表溫差的時程曲線。可以看出：1）總體上，在監(jiān)控時間段內(nèi)各測位的里表溫差均未超過 25^°C 的限值。里表溫差值有明顯的隨環(huán)境溫度波動的情況，且與環(huán)境溫度變化情況成負相關。2）各測位的里表溫差最大值集中在水泥水化反應最為劇烈的階段，而后逐漸降低到 10% 以內(nèi)。3）測位1及測位2的里表溫差數(shù)值整體最大，最大值分別為 20.5‰ 和 23.4°C 。

分別選取6個測位沿厚度方向上的中心和一個最外層測點，并計算這12個測點在達到溫度峰值后7d內(nèi)的日降溫速率，如表1所示。可以看出：1）各測點在達到溫度峰值后的前 4～5d ，日降溫速率超過了 2.0^qC/d 的限值。經(jīng)計算，以上12個測點達到溫度峰值時，與環(huán)境溫度差值的平均值為 23.4^°C ：達到最高溫度后降溫的7d時間內(nèi)，環(huán)境晝夜溫差的平均值為 16°C 。測點處混凝土與環(huán)境溫度差值大，加之環(huán)境晝夜溫差明顯，可能加速混凝土的降溫，造成測點日降溫速率超過限值。該階段混凝土存在開裂風險；第5＼～7d，日降溫速率滿足溫控標準。2）部分測點在降溫階段的后期出現(xiàn)了升溫的情況，原因是：該階段混凝土水化反應已結束，混凝土溫度已降至環(huán)境溫度，可能出現(xiàn)隨環(huán)境溫度變化而升溫的情況。3）對于同一測位的測點而言，里層測點的降溫速率快于外層測點。

3.2 仿真結果分析

3.2.1 整體溫度分布

提取底板澆筑開始后第 ^12h 第 36h 第 168h 的槽型梁水化熱溫度分布云圖（如圖8所示，并展示在溫度最高截面的縱剖面圖）。根據(jù)有限元模型的計算結果可知，在底板澆筑階段，該槽型梁混凝土的最高溫度可達 69.8‰ ，出現(xiàn)在澆筑后的第 36h. 對于該結構而言，溫度最高值出現(xiàn)在梁端腹板厚度為 1.5m 的底板與腹板的交接處，該部分為底板澆筑階段截面厚度最大的區(qū)域，易產(chǎn)生較高的局部溫度。由縱剖面圖可知，結構溫度由里至外逐步降低，最大溫度值出現(xiàn)在截面中心位置，表層溫度接近室溫。

同理，提取腹板澆筑開始后第 12h 第 36h 第 168h 的槽型梁水化熱溫度分布云圖（如圖9所示）。由分析結果可知：在腹板澆筑階段，混凝土的最高溫度可達 72.6°C ，略高于底板澆筑階段的最高溫度，出現(xiàn)在澆筑后的第 36h 。溫度最大的區(qū)域出現(xiàn)在梁端腹板厚度為 1.5m 的部分，該部分為腹板澆筑階段截面厚度最大的位置，易產(chǎn)生較高的局部溫度。同時，在混凝土達到最高溫度之前，底板與腹板的溫度相差較為明顯，原因是：經(jīng)過10d的養(yǎng)護，底板混凝土水化反應已基本結束，溫度已降至環(huán)境溫度。

3.2.2 溫度時間歷程仿真結果

根據(jù)2.2節(jié)中左半幅橋溫度測點的布置位置，在有限元模型中找到對應點位的節(jié)點，并提取各節(jié)點的溫度時間歷程曲線，如圖10所示。可以看出：1）和實測結果類似，仿真結果各測點呈現(xiàn)出快速升溫、快速降溫，最終趨于環(huán)境溫度的變化趨勢。2）各測位內(nèi)層測點的達到的最高溫度高于外層測點。且最外層測點受環(huán)境溫度變化的影響更為顯著。3）各測點均在澆筑后 22～34h 內(nèi)達到溫度最高值。其中，位于測位5的#30測點出現(xiàn)了溫度最高值，最高值為 70.2^°C ，出現(xiàn)在澆筑后的第 30h4， 腹板上關于厚度中心對稱的溫度測點，其溫度變化曲線基本一致，考慮為厚度方向的兩側均采用了木模板作為對流邊界，計算結果趨于一致；而關于底板厚度方向?qū)ΨQ分布的測點未表現(xiàn)出這一特點，這是由于上表面麻袋的傳熱系數(shù)大于下表面木模板的傳熱系數(shù)，保溫能力更強，從而導致上層測點的整體溫度高于下層測點。

3.2.3 仿真結果與溫控指標對比

由圖10知，各測點處混凝土的溫升值均滿足中、美規(guī)范的限值。

同理，提取左半幅橋6個測位里表溫差的時程曲線（如圖11所示）。可以看出：1）各測位里表溫差仿真值均未超過 25^°C 的限值，受環(huán)境溫度影響較為明顯。2）各測位里表溫差在澆筑后第 40h 左右達到最大值，之后隨著水化反應的結束而逐漸降低至 5°C 以內(nèi)，相較于實測結果，整體溫差偏低。3）在測位5出現(xiàn)了里表溫差的最大值，最大值為 16.9°C 出現(xiàn)在澆筑后的第 40h 。

表2為部分測點日降溫速率的仿真結果，可以看出：1）各測點在達到溫度峰值后的前5＼～6d，日降溫速率超過了 2.0^qC/d 的溫控標準，原因與實測結果類似。第7d，日降溫速率基本滿足溫控標準，混凝土存在因降溫速率過快而產(chǎn)生開裂的風險。2）日降溫速率的仿真結果同樣呈現(xiàn)出里層測點的降溫速率快于外層測點的特點。

3.3溫度場仿真與實測對比

因溫度測點布置較多，僅在各測位選取兩個測點（中心測點及一個最外層測點），將其實測數(shù)據(jù)與仿真結果進行對比，見圖12。由圖可知：1）各測點處混凝土實測值與仿真值的溫度變化情況均表現(xiàn)出快速升溫、快速降溫，最后趨于環(huán)境溫度的變化趨勢。2）各測點處混凝土溫度的仿真值與實測值平均溫差在 0.5～4.7⁹C 之間，仿真結果可信。3）對于中心測點而言，前5個測位仿真值整體略高于實測值，后三個測位仿真值略低于實測值；對于最外層測點，前3個測位仿真值整體略高于實測值，后三個測位仿真之略低于實測值。

表3為各測位中心測點在仿真和實測兩種情況下，該處混凝土達到的溫度最高值以及達到溫度最高值的時間。可以看出，兩類結果在中心測點處，混凝王最高溫度的差異在 5°C 以內(nèi)，出現(xiàn)最高溫度的時差在 ^4h 以內(nèi)，仿真結果與實測結果擬合度高，可參考仿真結果預測混凝土水化反應對結構安全的影響。

4溫度應力仿真結果

由仿真計算結果可得，在底板澆筑開始后第 36h 結構在梁端等截面部分的邊緣部分出現(xiàn)了最大拉應力，如圖13（a）所示，最大值為 3.39MPa ；同時，在底板澆筑后的第 36h ，結構在梁端等截面部分的上緣也出現(xiàn)了最大拉應力，如圖13（b）所示，最大值為 3.42MPa 。兩個澆筑階段出現(xiàn)最大拉應力的時間與出現(xiàn)溫度最高值的時間相同，且最大拉應力所在區(qū)域均為混凝土溫度最高區(qū)域的外表面。該區(qū)域容易因內(nèi)外溫差過大而產(chǎn)生較大的拉應力，影響混凝土澆筑的質(zhì)量。

為研究澆筑混凝土在水化放熱及降溫階段，其溫度應力是否存在超過抗拉強度的情況，選擇圖13（a）及圖13（b）中拉應力最大值區(qū)域內(nèi)某點（分別記為\"1\"號點和\"2\"號點），計算出自澆筑開始后7日內(nèi)該點處混凝土的應力變化曲線，并與混凝土的抗拉強度容許值進行對比，結果見圖14。

由圖14（a）可以看出，底板澆筑開始后第38～44h ，出現(xiàn)了拉應力超過該齡期混凝土容許拉應力的情況，超出值在 0.3MPa 以內(nèi)；由圖14（b）可知，腹板澆筑開始后的第 14～20h 以及第28＼～42h，也出現(xiàn)了此類情況，超出該齡期混凝土容許拉應力的范圍在 0.88MPa 以內(nèi)。綜上，該槽型梁梁體混凝土在兩個澆筑階段均存在開裂的風險，應在施工過程中采取相應的溫控措施，以避免水泥水化反應導致混凝土開裂的情況發(fā)生。

5 結束語

以阿聯(lián)酉鐵路二期項目B標段某跨度 48.5m 槽型梁為工程背景，利用數(shù)值仿真和現(xiàn)場試驗相結合的方式，研究該混凝土槽型梁自澆筑后9d時間內(nèi)水化熱溫度場及應力場的變化規(guī)律。結果表明：

1）自澆筑后，混凝土的溫度出現(xiàn)快速升溫、快速降溫，最后趨于環(huán)境溫度的變化規(guī)律

2）位于腹板跨中上翼緣的測位5為溫度最高區(qū)域，在其厚度中心的#30測點處，混凝土出現(xiàn)了溫度最大值，實測和仿真計算的溫度最大值分別為65.2⁶C 和 70.2°C ，均出現(xiàn)在澆筑后的第 30h ○

3）各測位處混凝土沿厚度方向的里表溫差均未超過 25^°C 的限值。但在達到溫度峰值后的降溫前期時段，混凝土的日降溫速率超過了 2.0^°C/d 的限值，可能是由沙漠地區(qū)晝夜溫差較大造成的。

4）對比實測與仿真結果，各測位中心測點的平均溫差在 0.5～4.7⁹C 之間，且溫度最高值出現(xiàn)的時間差在 0～4h 以內(nèi)，擬合結果較為理想，可利用仿真結果指導施工過程的開展。

5）通過水化熱應力場仿真結果可知，梁體存在溫度應力大于同齡期混凝土抗拉強度的區(qū)域

綜合以上結論，盡管該槽型梁屬于開口薄壁結構，但由于某些局部位置混凝土澆筑量較大，混凝土水化反應可能產(chǎn)生較大的溫度應力而導致混凝土開裂。針對以上情況，應在施工過程中采取相應的溫控措施，以保證施工質(zhì)量。

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（編輯：劉楊）