高速鐵路T構(gòu)橋墩頂塊水化熱效應(yīng)控制和澆筑方案優(yōu)化

金波，侯文崎，單云浩，SAVIOUR Shedamang，韓衍群，國巍

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

預(yù)應(yīng)力混凝土T構(gòu)橋具有線形平順、剛度大等特點(diǎn)，是高速鐵路橋梁常用橋型之一[1-2]。在橋面荷載和結(jié)構(gòu)自重作用下，T構(gòu)橋墩頂塊承受全橋最大負(fù)彎矩作用，尤其在懸臂澆筑施工時(shí)，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(fù)彎矩，其工程質(zhì)量對全橋施工過程和成橋狀態(tài)的安全可靠性均起決定性作用[3-4]。為抵消上述負(fù)彎矩，墩頂塊預(yù)應(yīng)力體系設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)[1-2,5]。T構(gòu)橋墩頂塊為全橋最大節(jié)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(biāo)準(zhǔn)主梁節(jié)段混凝土用量的3～4倍。混凝土用量越大，澆筑時(shí)的水化熱效應(yīng)越顯著，越容易造成由于混凝土內(nèi)外溫差過大引起的早齡期開裂。因此，對于T構(gòu)橋墩頂塊這樣體積大、應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)部位，有效控制混凝土澆筑時(shí)的水化熱效應(yīng)是保障全橋工程質(zhì)量的關(guān)鍵。既有關(guān)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(jié)構(gòu)，但這些結(jié)構(gòu)物的水化熱邊界條件和結(jié)構(gòu)尺寸與橋梁相比相差較大，所得研究結(jié)論僅具有參考意義。一些研究者采用材料試驗(yàn)、數(shù)值仿真和現(xiàn)場測試等方法對橋梁混凝土水化熱效應(yīng)進(jìn)行了研究，如：龍朝飛等[12]采用溶解熱法對持續(xù)負(fù)溫環(huán)境下的水泥進(jìn)行水化熱測定試驗(yàn)，研究了不同入模溫度下的水泥水化放熱規(guī)律，建立了凍土區(qū)入模溫度-水化熱的預(yù)測模型；LIU等[3]采用數(shù)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(shù)值分析與現(xiàn)場測試結(jié)合的方法研究了大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁零號(hào)塊高強(qiáng)混凝土水化熱溫度場變化規(guī)律，得到實(shí)測水化熱最高溫度與計(jì)算值相差可達(dá)26 ℃，認(rèn)為連續(xù)剛構(gòu)橋梁零號(hào)塊水化熱效應(yīng)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(yàn)測定了橋墩核心混凝土區(qū)域水化熱溫度時(shí)程曲線，結(jié)合數(shù)值仿真對參數(shù)進(jìn)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(yīng)的試驗(yàn)，認(rèn)為箱梁內(nèi)外溫差較大，其水化熱溫度荷載模式與外界環(huán)境溫度有關(guān)，且基于測試結(jié)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(fā)現(xiàn)混凝土比熱容、表面熱擴(kuò)散系數(shù)、溫升系數(shù)、太陽吸收系數(shù)等熱工參數(shù)對混凝土水化熱應(yīng)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(nèi)部水化熱應(yīng)力?？梢?，由于橋梁結(jié)構(gòu)板件類型多且尺寸差異大，不同部位的混凝土水化熱效應(yīng)和影響因素差異較大，應(yīng)根據(jù)具體問題進(jìn)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(shè)計(jì)速度為350 km/h，鋪設(shè)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(yù)應(yīng)力混凝土高墩T構(gòu)橋。該橋采用懸臂澆筑法施工，墩頂塊混凝土用量高達(dá)1 204.5 m3。為確保該橋施工過程和成橋狀態(tài)安全可靠，本文采用數(shù)值分析與現(xiàn)場實(shí)測相結(jié)合的方法，確定墩頂塊混凝土澆筑的合理參數(shù)和澆筑方案，以便有效控制墩頂塊混凝土水化熱效應(yīng)，避免早齡期開裂。

1 結(jié)構(gòu)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(nèi)側(cè)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(jié)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(jié)構(gòu)整體性，石梁河橋墩頂塊原定一次性澆筑。澆筑時(shí)，混凝土入模溫度為25 ℃，環(huán)境溫度為16 ℃，僅在表面覆蓋6 mm厚鋼模板以便保溫養(yǎng)護(hù)。

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(xiàn)場測試時(shí)，制作了與實(shí)橋C55混凝土配合比相同的混凝土試塊，并測定其抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度。每組試件有3 個(gè)混凝土試塊，取測試結(jié)果的平均值作為測試結(jié)果，見表2。實(shí)測混凝土表觀密度為2 445 kg/m3，依據(jù)文獻(xiàn)[22-23]，混凝土熱膨脹系數(shù)取1×10-5。按式(1)[22]可得到混凝土的比熱容為0.93 kJ/(kg·℃)，導(dǎo)熱系數(shù)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(shí)測強(qiáng)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(dǎo)熱系數(shù)；cn和λn分別為第n組分的比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)；ρn為第n組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

混凝土彈性模量隨齡期變化規(guī)律為[22]

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

混凝土的抗拉強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度的關(guān)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(nèi)的墩頂塊結(jié)構(gòu)為隔離體，建立熱力耦合仿真分析模型?？紤]結(jié)構(gòu)對稱性，取橫橋向半結(jié)構(gòu)建模，主墩底部采用固結(jié)約束。其中，采用Solid70 熱單元進(jìn)行熱分析。分析水化熱效應(yīng)引起的溫度應(yīng)力時(shí)，將Solid70轉(zhuǎn)化為Solid45單元。本文計(jì)算模型共23 025個(gè)單元，25 557個(gè)節(jié)點(diǎn)，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(jìn)行仿真分析時(shí)進(jìn)行如下假定：1) 材料熱力學(xué)屬性在水化熱期間不發(fā)生改變；2) 箱梁斷面為均質(zhì)、各向同性材料；3) 混凝土水化熱期間環(huán)境風(fēng)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(shù)βs按式(4)計(jì)算。

式中：β為固體材料表面在空氣中的放熱系數(shù)；hi為第i個(gè)保溫層厚度。β與環(huán)境風(fēng)速有關(guān)，實(shí)橋位處平均風(fēng)速為2 m/s，經(jīng)計(jì)算得βs=51.4 kJ/(m2·h·℃)。

根據(jù)氣溫變化情況，混凝土澆筑時(shí)環(huán)境溫度按下式計(jì)算：

水泥水化放熱按式(7)計(jì)算，按照生熱率HGEN函數(shù)以體荷載的形式施加于結(jié)構(gòu)。

式中：Q(τ)為在齡期τ時(shí)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(biāo)號(hào)相關(guān)常數(shù)，分別取0.69 和0.56；Wc=476 kg/m3。

2.2 水化熱溫度場結(jié)果及分析

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

圖4 A、B、C點(diǎn)水化熱溫度時(shí)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(shí)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(biāo)準(zhǔn)》[23]規(guī)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(shí)，腹板、頂板、底板分別達(dá)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(diǎn))達(dá)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(yīng)溫度峰值點(diǎn)的溫差最大，頂板、底板最大內(nèi)表溫差分別達(dá)32 ℃和36 ℃，均已超過25 ℃的規(guī)范限值[23]，分別發(fā)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(shí)間增加，水化熱釋放，混凝土內(nèi)部溫度降低，頂板、底板的內(nèi)表溫差也逐步下降，但頂板最大內(nèi)表溫差在入模60 h 后仍有23.0 ℃，底板最大內(nèi)表溫差在入模70 h 后仍有29.4 ℃。

2.3 水化熱應(yīng)力結(jié)果及分析

基于上述溫度場分析，進(jìn)一步得到墩頂塊頂板、底板溫度峰值A(chǔ)、B點(diǎn)和對應(yīng)表面D、E點(diǎn)的水化熱名義拉應(yīng)力時(shí)程曲線，如圖7所示。根據(jù)表2和式(3)可得不同時(shí)刻墩頂塊C55混凝土的抗拉強(qiáng)度，其對應(yīng)的擬合曲線見圖7。墩頂塊達(dá)到應(yīng)力峰值時(shí)刻的D、E點(diǎn)沿著頂板、底板寬度方向的表面拉應(yīng)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(diǎn)的混凝土名義拉應(yīng)力曲線Fig.7 Nominal tensile stress curves of top slab, bottom slab at surface point and peak temperature point

圖8 應(yīng)力峰值時(shí)刻的表面拉應(yīng)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(dāng)混凝土分別入模24 h 和21 h 左右時(shí)，頂板、底板表面D、E點(diǎn)名義拉應(yīng)力即達(dá)到抗拉強(qiáng)度限值，但內(nèi)部A、B點(diǎn)均處于受壓狀態(tài)，此時(shí)，內(nèi)表溫差分別為17.8 ℃和14.5 ℃。

2) 當(dāng)混凝土分別入模40 h 和52 h 左右時(shí)，頂板、底板表面D、E點(diǎn)名義拉應(yīng)力達(dá)最大值，分別為2.43 MPa 和2.71 MPa，此時(shí)，對應(yīng)的即時(shí)抗拉強(qiáng)度分別為2.03 MPa 和2.26 MPa，均已超出即時(shí)抗拉強(qiáng)度限值，內(nèi)部A、B點(diǎn)仍然處于受壓狀態(tài)，但底板B點(diǎn)壓應(yīng)力較小，接近于0，此時(shí)，內(nèi)表溫差也均達(dá)最大值，即分別為圖6 中的32 ℃和36 ℃。之后，表面D、E點(diǎn)名義拉應(yīng)力快速下降，內(nèi)部A、B點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，且增速較快。

3) 當(dāng)混凝土分別入模83 h 和85 h 左右時(shí)，頂板的D點(diǎn)與A點(diǎn)名義拉應(yīng)力時(shí)程曲線相交、底板的E點(diǎn)與B點(diǎn)名義拉應(yīng)力時(shí)程曲線相交，此時(shí)，頂板、底板內(nèi)表溫差分別為13.4 ℃和20.6 ℃。之后，頂板、底板內(nèi)部A、B點(diǎn)名義拉應(yīng)力略有增大，但變化趨于平緩，且小于即時(shí)抗拉強(qiáng)度，表面D點(diǎn)和E點(diǎn)拉應(yīng)力則名義拉應(yīng)力繼續(xù)下降，直至處于受壓狀態(tài)，內(nèi)表名義應(yīng)力差值也逐漸趨于穩(wěn)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(jié)構(gòu)內(nèi)表最大溫差和結(jié)構(gòu)表面名義拉應(yīng)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(zhì)量，必須從緩解混凝土水化熱效應(yīng)角度考慮，對原一次性澆筑方案予以優(yōu)化。

3 不同降溫措施對墩頂塊水化熱效應(yīng)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(yīng)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(yīng)的影響，以便為實(shí)際澆筑方案優(yōu)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(jié)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(xiàn)在圖2(b)所示A、B點(diǎn)。分層澆筑措施下的水化熱溫度效應(yīng)結(jié)果見圖9～11(其中，A、B、C、D、E點(diǎn)所在位置見圖2(b))。從圖9～11可見：

圖9 分層澆筑和埋設(shè)冷卻水管對墩頂塊A點(diǎn)和B點(diǎn)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(shè)冷卻水管對墩頂塊頂板、底板溫度峰值點(diǎn)的內(nèi)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(shè)冷卻水管時(shí)墩頂塊頂板、底板表面名義拉應(yīng)力時(shí)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(dá)12%以上。第一次澆筑45 h 后，底板B點(diǎn)溫度峰值由102 ℃降低到89 ℃；第二次澆筑38 h 后，頂板A點(diǎn)溫度峰值由91 ℃降低到80 ℃。

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

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

上述結(jié)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(yīng)顯著降低，但溫度峰值仍超入模溫度50 ℃以上；混凝土內(nèi)表最大溫差和表面名義拉應(yīng)力均有所降低，但降幅并不顯著?；炷羶?nèi)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(fēng)險(xiǎn)，有必要進(jìn)一步采取措施降低混凝土內(nèi)表最大溫差，減小混凝土名義拉應(yīng)力。

3.2 埋設(shè)冷卻水管

在分層澆筑基礎(chǔ)上，在墩頂塊底板布置金屬冷卻水管以進(jìn)一步加強(qiáng)混凝土內(nèi)部降溫效果?；诘? 節(jié)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(jìn)行熱流耦合分析。其中，熱流管單元附加節(jié)點(diǎn)與對應(yīng)混凝土節(jié)點(diǎn)耦合，使混凝土與冷卻水管之間形成熱傳導(dǎo)。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(nèi)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(yīng)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(jìn)一步下降，且達(dá)峰時(shí)間顯著縮短；第一次澆筑39 h后，底板B點(diǎn)溫度達(dá)到峰值80 ℃，第二次澆筑38 h后，頂板A點(diǎn)溫度達(dá)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(nèi)表溫差降幅增大至15%以上；第一次澆筑44 h 后，底板B點(diǎn)的最大內(nèi)表溫差降至30 ℃；第二次澆筑34 h 后，頂板A點(diǎn)最大內(nèi)表溫差降至27 ℃。

3) 墩頂塊頂板和底板的最大名義拉應(yīng)力降幅增大至14%左右；第一次澆筑44 h 后，底板名義拉應(yīng)力達(dá)最大值2.32 MPa；第二次澆筑34 h 后，頂板名義拉應(yīng)力達(dá)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(yīng)力降幅較僅分層澆筑時(shí)更加顯著。

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

3.3 入模溫度和表面熱交換系數(shù)

分層澆筑和埋設(shè)冷卻水管的目的都是降低混凝土內(nèi)部水化熱效應(yīng)，若應(yīng)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(nèi)表最大溫差仍超規(guī)范限值[23]，結(jié)構(gòu)仍存在較大開裂風(fēng)險(xiǎn)。為一步降低墩頂塊混凝土水化熱效應(yīng)，在此基礎(chǔ)上，分別研究入模溫度和表面熱交換系數(shù)對混凝土水化熱效應(yīng)的影響，通過采取外部降溫措施，進(jìn)一步優(yōu)化實(shí)橋墩頂塊澆筑方案。

依據(jù)規(guī)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(shí)橋墩頂塊混凝土澆筑時(shí)間預(yù)計(jì)在每年10月份至11月份，氣象資料顯示此時(shí)當(dāng)?shù)貧鉁貫?5～20 ℃。由式(4)可知表面熱交換系數(shù)βs與混凝土澆筑表面覆蓋措施有關(guān)。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(yīng)的表面熱交換系數(shù)βs為51.4 kJ/(m2·h·℃)。在不同入模溫度和表面熱交換系數(shù)下，石梁河大橋墩頂塊水化熱溫度效應(yīng)分析結(jié)果見圖13 和圖14。

圖13 不同入模溫度時(shí)墩頂塊底板溫度峰值和最大內(nèi)表溫差時(shí)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(shù)下墩頂塊底板溫度峰值和最大內(nèi)表溫差時(shí)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(nèi)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(dá)峰時(shí)間呈線性減??；底板內(nèi)表溫差也呈增大趨勢，達(dá)峰時(shí)間逐漸縮短，但線性關(guān)系略不明顯。其中，當(dāng)入模溫度為15 ℃時(shí)，底板水化熱溫度峰值為60 ℃，內(nèi)表溫差為25 ℃，均滿足規(guī)范[23]限值要求，相較于原一次性澆筑方案，降幅分別達(dá)41.2%和30.6%，達(dá)峰時(shí)間分別為澆筑完成后50 h和58 h?？梢?，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(shù)βs對混凝土內(nèi)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(nèi)表溫差顯著增大，基本呈線性變化，最大增幅達(dá)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(jìn)混凝土表面熱量發(fā)散，最終使得內(nèi)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(nèi)表溫差，尤其對后期養(yǎng)護(hù)開裂控制有重要影響。

4 優(yōu)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(yīng)的影響見表3。由表3 可見：分層澆筑、埋設(shè)冷卻水管是降低混凝土水化熱溫度峰值和內(nèi)表溫差的關(guān)鍵措施；控制混凝土入模溫度對控制水化熱溫度峰值和內(nèi)表溫差具有重要影響；合理調(diào)整混凝土表面熱交換系數(shù)是降低結(jié)構(gòu)內(nèi)表溫差并延緩達(dá)到峰值時(shí)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(yīng)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(jié)合石梁河大橋墩頂塊施工實(shí)際情況，本文提出以下混凝土澆筑優(yōu)化措施：

1) 墩頂塊分2 層澆筑，分層方案與3.1 節(jié)的相同。

2) 在墩頂塊底板布置金屬冷卻水管，水管型號(hào)和布置與3.2節(jié)的相同。

3) 將混凝土入模溫度調(diào)整為15 ℃?？紤]到澆筑當(dāng)天的天氣情況，可以在混凝土澆筑前采用冷卻水進(jìn)行適當(dāng)冷卻，同時(shí)插入溫度計(jì)測量實(shí)時(shí)溫度來進(jìn)行控制。

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

優(yōu)化澆筑方案墩頂塊的熱力耦合分析結(jié)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(yōu)化方案和原方案水化熱效應(yīng)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(yōu)化后墩頂塊頂板和底板的水化熱溫度效應(yīng)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(yōu)化后墩頂塊頂板、底板內(nèi)表溫差隨入模時(shí)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(yōu)化后墩頂塊頂板、底板表面和溫度峰值點(diǎn)的混凝土名義拉應(yīng)力時(shí)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(dá)峰時(shí)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(guī)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(shí)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(nèi)表溫差及混凝土名義拉應(yīng)力顯著降低。其中，底板最大內(nèi)表溫差在混凝土入模56 h后達(dá)21.98 ℃，頂板在入模44 h后達(dá)20.25 ℃，均小于25℃的規(guī)范限值。同時(shí)，對應(yīng)頂板和底板混凝土最大名義拉應(yīng)力分別為1.58 MPa和1.74 MPa，均未超出混凝土即時(shí)抗拉強(qiáng)度限值(見圖16和圖17)。

5 墩頂塊澆筑水化熱效應(yīng)現(xiàn)場監(jiān)測

5.1 監(jiān)測方案

根據(jù)上述仿真分析結(jié)果，對于石梁河大橋墩頂塊，最終確定采用上述優(yōu)化澆筑方案。第一次澆筑在2021-10-05T 1:00進(jìn)行，環(huán)境溫度為17 ℃；第二次澆筑在2021-10-25T 6:00 進(jìn)行，環(huán)境溫度為15 ℃。為考察實(shí)際優(yōu)化效果，結(jié)合現(xiàn)場施工環(huán)境，在墩頂塊中心橫截面的半截面布置溫度和應(yīng)力測點(diǎn)，以監(jiān)測澆筑過程中墩頂塊混凝土的實(shí)際水化熱效應(yīng)。

在墩頂塊共布置28 個(gè)測點(diǎn)，測點(diǎn)布置和現(xiàn)場儀器安裝見圖18。第i個(gè)頂板、腹板和底板測點(diǎn)分別記作TPi、WPi和BPi。其中，TP1、TP4、WP7、WP9、BP3、BP5為應(yīng)變和溫度共用測點(diǎn)，傳感器型號(hào)為ANC-302VW；其余為溫度測點(diǎn)，傳感器型號(hào)為ANC-101DS。采用ANC-Micro40 采集儀進(jìn)行無線遠(yuǎn)程監(jiān)測，采樣頻率為1次/(30 min)，每次澆筑監(jiān)測時(shí)長均約400 h。鑒于水化熱前期升溫速率較快，數(shù)據(jù)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(shù)據(jù)取樣間隔為8 h。

圖18 測點(diǎn)布置和現(xiàn)場儀器設(shè)備安裝示意圖Fig.18 Schematic diagrams of measuring points layout and in-site instruments equipment

5.2 監(jiān)測結(jié)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(yīng)實(shí)測結(jié)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(diǎn)實(shí)測溫度時(shí)程曲線與計(jì)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(shí)間的墩頂塊頂板、底板內(nèi)表溫差實(shí)測值與計(jì)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(diǎn)實(shí)測溫度峰值與原方案計(jì)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(nèi)表溫差實(shí)測值與原方案計(jì)算結(jié)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(diǎn)實(shí)測混凝土水化熱溫度與數(shù)值仿真分析結(jié)果較吻合。各測點(diǎn)實(shí)測溫度時(shí)程曲線與計(jì)算時(shí)程曲線變化趨勢一致，實(shí)測溫度峰值與計(jì)算值的最大誤差不超過8%。其中，底板和頂板實(shí)測最大溫度峰值分別為58 ℃和55 ℃，出現(xiàn)在測點(diǎn)BP3和TP4，分別對應(yīng)圖2(b)中的B點(diǎn)和A點(diǎn)，實(shí)測值與計(jì)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(gòu)件厚度相關(guān)，板厚越大，水化熱溫升峰值越大，溫升持續(xù)時(shí)間越長，后期降溫越慢。因此，腹板各測點(diǎn)的升降溫速率最快，底板各測點(diǎn)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(diǎn)實(shí)測溫度峰值超出入模溫度最大值43 ℃，小于50 ℃規(guī)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(yōu)化澆筑方案后，頂板、腹板和底板實(shí)測溫度峰值最大降幅分別達(dá)到43.1%、34.7%和39.6%，降溫效果顯著。

4) 實(shí)測墩頂塊頂板和底板最大內(nèi)表溫差分別為21.15 ℃和22.74 ℃，小于25℃的規(guī)范限值，說明優(yōu)化措施有效。相比于原方案，頂板和底板最大內(nèi)表溫差降幅分別為37.33%和37.97%，達(dá)峰時(shí)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(nèi)表溫差分布并不對稱，靠近外表面測點(diǎn)處由于散熱更快，故內(nèi)表溫差較靠近箱體內(nèi)表面測點(diǎn)的溫差略大(見圖20)。

5) 實(shí)測墩頂塊頂板和底板溫度峰值點(diǎn)的名義應(yīng)力時(shí)程曲線與計(jì)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(shí)混凝土抗拉強(qiáng)度，說明墩頂塊混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)得到有效控制(見圖17)。

綜上可見，采用優(yōu)化澆筑方案后，石梁河大橋墩頂塊水化熱效應(yīng)得到有效緩解，混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)得到有效控制。據(jù)現(xiàn)場反饋，實(shí)際澆筑過程進(jìn)展順利，混凝土澆筑質(zhì)量優(yōu)良。

6 結(jié)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(dá)102 ℃，內(nèi)表最大溫差達(dá)36 ℃，混凝土表面名義拉應(yīng)力最高達(dá)2.71 MPa，均大幅超出規(guī)范限值。因此，必須采取優(yōu)化措施，緩解混凝土水化熱效應(yīng)。

2) 分層澆筑、埋設(shè)冷卻水管可有效緩解混凝土內(nèi)部水化熱效應(yīng)，是降低混凝土水化熱溫度峰值和內(nèi)表溫差的關(guān)鍵措施。石梁河大橋墩頂塊采用分層澆筑與埋設(shè)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(nèi)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(dá)21.6%，內(nèi)表溫差降幅達(dá)15%以上，水化熱效應(yīng)緩解顯著。

3) 適當(dāng)降低混凝土入模溫度對控制水化熱溫度峰值和內(nèi)表溫差具有重要影響，合理調(diào)整混凝土表面熱交換系數(shù)是降低結(jié)構(gòu)內(nèi)表溫差并延緩達(dá)峰時(shí)間的有效措施。在分層澆筑和埋設(shè)冷卻水管的基礎(chǔ)上，入模溫度對水化熱溫度峰值和內(nèi)表溫差均影響顯著，表面熱交換系數(shù)則對內(nèi)表溫差影響更加顯著，對溫度峰值影響不大。將入模溫度調(diào)整到15 ℃時(shí)，相較于原澆筑方案，水化熱溫度峰值和最大內(nèi)表溫差降幅分別達(dá)41.2%和30.6%，且均滿足規(guī)范要求。隨著表面熱交換系數(shù)增大，水化熱溫度峰值略降低，但內(nèi)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(shè)冷卻水管、調(diào)整混凝土入模溫度至15 ℃和增強(qiáng)混凝土表面覆蓋保溫的優(yōu)化澆筑方案。采用優(yōu)化澆筑方案后，實(shí)測混凝土水化熱溫度峰值為58 ℃，最大內(nèi)表溫差為22.74 ℃，最大表面名義拉應(yīng)力為1.76 MPa，均小于規(guī)范限值，說明實(shí)橋墩頂塊混凝土水化熱效應(yīng)和開裂風(fēng)險(xiǎn)得到了有效控制。現(xiàn)場施工實(shí)施順利，混凝土澆筑質(zhì)量優(yōu)良，可為同類工程問題提供參考。