陸金倫，黎錦釗，彭耀蔣

(廣東省源天工程有限公司,廣州 511340)

1 工程概況

某船閘閘室邊墻上部空箱結(jié)構(gòu)層相較于輸水廊道層，雖然斷面尺寸較小，但結(jié)構(gòu)形式變化復(fù)雜，體積厚薄不均，同時有1層澆筑很久的混凝土支撐梁穿過空箱結(jié)構(gòu)層(見圖1)。支撐梁由3道對頂撐以及兩道斜撐組成，對頂撐以及斜撐斷面尺寸均為1.0 m×1.1 m(寬×高)。支撐梁混凝土強度等級為C40，閘室主體結(jié)構(gòu)混凝土強度等級為C25。

(a) 俯視示意

(b) 側(cè)視示意

根據(jù)施工計劃的安排，閘室空箱結(jié)構(gòu)層與輸水廊道的澆筑間歇期在3—4個月，第1層空箱分2層澆筑，第1層空箱澆筑(9月)完畢后間歇20 d，再開始澆筑第2層空箱，第2層空箱分3層澆筑，間歇期為6—9 d?？障浣Y(jié)構(gòu)層采用懸臂式鋼模板，澆筑后7 d拆模。

由于閘室空箱結(jié)構(gòu)各部分厚薄不均，最薄的側(cè)墻僅厚1.2 m(見圖1)，屬于薄壁結(jié)構(gòu)，同時支撐梁對新澆筑混凝土的約束作用明顯。此外閘室空箱是在氣溫逐漸下降的9、10月澆筑，致使?jié)仓蠡炷帘砻鏈亟递^快，內(nèi)部和表面的溫度梯度較大。施工分層示意見圖1，Ansys有限元網(wǎng)格示意見圖2。

圖2 有限元模型示意

根據(jù)當(dāng)?shù)氐臍庀蠼y(tǒng)計資料顯示，樞紐處多年平均氣溫為21.7 ℃，最熱為7月，平均氣溫為25.8 ℃，最冷為1月，平均氣溫為18.4 ℃。

混凝土熱力學(xué)參數(shù)見表1和表2。

表1 混凝土力學(xué)參數(shù)

表2 混凝土熱學(xué)參數(shù)

2 溫控特征點選取

通過大量取點分析，位于支撐梁上部的空箱側(cè)墻是溫控防裂需要關(guān)注的重點區(qū)域，因此，選取位于此區(qū)域的特征點進行重點分析。其中特征點①位于空箱側(cè)墻內(nèi)部，特征點②位于空箱表面(見圖1)，具體位置見表3所示。

表3 閘室空箱層特征點的具體位置

根據(jù)《水運工程大體積混凝土溫度裂縫控制技術(shù)規(guī)程》(JTS 202-1-2010)附錄C.4，混凝土表面抗裂安全系數(shù)計算公式為：

K≥1.4

(1)

式中:

K——混凝土的溫控抗裂安全系數(shù)；

σs(t)——齡期t時混凝土拉應(yīng)力計算值，MPa；

fsp(t)——齡期t時混凝土劈裂抗拉強度試驗值，MPa。

由于本工程未做劈裂抗拉強度試驗，故根據(jù)抗壓強度與抗拉強度之間的關(guān)系，擬合得到混凝土的抗拉強度曲線。

3 無表面保溫施工工況仿真分析

擬定的閘室空箱混凝土施工基本工況：空箱第1層混凝土從9月5日開始澆筑，澆筑溫度為26 ℃，澆筑后7 d拆模，拆模后灑水養(yǎng)護，在第1層空箱頂部埋設(shè)1層冷卻水管(PE管內(nèi)徑為25 mm，壁厚為3 mm)，水平間距為1.5 m，管長為60 m，通水時間5 d，冷卻水溫為20 ℃，通水流量為1.2 m3/h，不采取保溫措施。

1) 特征點溫度變化規(guī)律

通過對閘室空箱混凝土分層施工的仿真計算，整理出閘室空箱層各特征點的溫度計算結(jié)果見表4，特征點溫度歷時曲線見圖3。

特征點①②距離支撐梁頂面僅0.23 m，其中，點①位于空箱側(cè)墻內(nèi)部，其散熱條件相對較差，在澆筑后2 d達(dá)到最高溫度45.24 ℃，溫升值為19.24 ℃，在溫降階段，溫降幅度達(dá)到22.71 ℃，但最大溫降速率較小，僅為1.60 ℃/d；點②位于空箱表面，散熱條件好，最高溫度出現(xiàn)齡期早，在齡期1 d即達(dá)到最高溫度34.70 ℃，同時溫降幅度也較小，僅為13.4 3℃，但最大溫降速率為1.85 ℃/d。特征點內(nèi)外溫差在澆筑后3 d達(dá)到最大，為12.81 ℃。當(dāng)澆筑下一層混凝土?xí)r，因為兩個特征點距離新澆筑層較遠(yuǎn)，所以其溫度場變化過程基本未受新澆筑層的影響。

表4 空箱結(jié)構(gòu)層特征點溫度特征值統(tǒng)計

圖3 特征點溫度歷時曲線示意

2) 特征點應(yīng)力變化規(guī)律

空箱層各特征點的溫度應(yīng)力計算結(jié)果見表5，特征點的應(yīng)力歷時曲線見圖4。

表5 特征點溫度應(yīng)力特征值統(tǒng)計

圖4 特征點應(yīng)力歷時曲線示意

在空箱層混凝土澆筑初期，由于散熱條件的差異，位于空箱側(cè)墻內(nèi)部混凝土的溫升幅度遠(yuǎn)大于外側(cè)表面混凝土的溫升幅度。由表4可知，特征點②的溫升幅度僅為8.70 ℃，小于特征點①的溫升幅度19.24 ℃，所以，盡管混凝土內(nèi)外都處于溫升階段，但仍不可避免的出現(xiàn)了相互變形約束。此時，點①所處的混凝土內(nèi)部處于相對體積膨脹的狀態(tài)，點②所處的混凝土表面處于相對體積收縮的狀態(tài)，所以，出現(xiàn)了拉應(yīng)力。同時，點②所處部位內(nèi)外溫差更大，導(dǎo)致在澆筑初期即迅速增長，齡期1.5 d時溫度應(yīng)力為0.87 MPa，而此時混凝土抗拉強度僅為1.03 MPa，所以，抗裂安全系數(shù)在齡期為1.5 d即達(dá)到最小，僅為1.18，因而在拆模前產(chǎn)生表面裂縫的可能性較高。

繼續(xù)降低澆筑溫度則成本過高，改變通水冷卻參數(shù)也不能很好地減小空箱側(cè)墻內(nèi)外溫差和溫度梯度，因此，在保證澆筑溫度為26 ℃和采取通水冷卻措施的前提下，盡可能減小混凝土的內(nèi)外溫差和溫降速率成為必然選擇。

4 泡沫保溫板保溫溫控效果分析

在保證澆筑溫度為26 ℃、拆模時間為7 d以及其余各項溫控措施相同的基礎(chǔ)上，控制保溫板厚度分別為0 cm(即不外貼保溫板)、1 cm、2 cm，探明不同保溫板厚度對混凝土溫度場和溫度應(yīng)力場的影響。

1) 溫度場對比分析

通過有限元仿真計算，不同保溫板厚度各溫控特征點的最高溫度及內(nèi)外溫差見表6，不同保溫板厚度下各溫控特征點的溫度歷時曲線見圖5～圖6。

由表6可知，采用鋼模板時，特征點最大內(nèi)外溫差為12.81 ℃；采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板時，特征點最大內(nèi)外溫差為8.07 ℃；采用鋼模板外貼為2 cm厚泡沫保溫板時，特征點最大內(nèi)外溫差為 6.17 ℃。雖然保溫提高了混凝土內(nèi)部的最高溫度，但是拆模前的最大內(nèi)外溫差顯著減小。

表6 不同保溫板厚度特征點最高溫度及內(nèi)外溫差

圖5 不同保溫板厚度特征點①溫度歷時曲線示意

圖6 不同保溫板厚度特征點②溫度歷時曲線示意

2) 溫度應(yīng)力場對比分析

不同保溫板厚度，各溫控特征點的最大拉應(yīng)力、最小抗裂安全系數(shù)及其出現(xiàn)齡期見表7～表8，各特征點不同保溫板厚度下的應(yīng)力歷時曲線見圖7～圖8。

表7 不同保溫板厚度特征點①最大拉應(yīng)力及抗裂安全系數(shù)

表8 不同保溫板厚度特征點②最大拉應(yīng)力及抗裂安全系數(shù)

圖7 不同保溫板厚度特征點①應(yīng)力歷時曲線

圖8 不同保溫板厚度特征點②應(yīng)力歷時曲線

從圖7可見，對于中間內(nèi)部點，不同保溫板厚度導(dǎo)致溫度應(yīng)力的變化不大。而由圖8可知，當(dāng)采用鋼模板外貼泡沫保溫板時，表面特征點②在混凝土澆筑后應(yīng)力歷時曲線經(jīng)歷了3個峰值。第1個應(yīng)力峰值是由于拆模前混凝土內(nèi)外溫差和內(nèi)外變形不一致引起的；第2個應(yīng)力峰值是由于拆模后混凝土表面溫度在短時間內(nèi)迅速下降引起的；第3個應(yīng)力峰值是由于澆筑下一層混凝土?xí)r新老混凝土變形不一致引起的。

由圖8可知，保溫性能越強(保溫板厚度越大)，拆模前空箱混凝土表面應(yīng)力峰值越小，達(dá)到應(yīng)力峰值的時間也越晚。僅采用鋼模板時，拆模前特征點②拉應(yīng)力在4 d達(dá)到極大值1.12 MPa；采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板時，由于內(nèi)外溫差減小，拆模前特征點②拉應(yīng)力減小，在6 d達(dá)到極大值1.10 MPa；采用鋼模板外貼2 cm厚泡沫保溫板時，早期的內(nèi)外溫差更小，特征點②拉應(yīng)力在混凝土澆筑后6 d達(dá)到極大值1.08 MPa?？梢姡S著保溫性能的增強，空箱混凝土表面的早期應(yīng)力得到明顯改善，這對于防止混凝土早期出現(xiàn)表面裂縫極為有利，但保溫板厚度繼續(xù)增大所產(chǎn)生的作用越來越小。

從圖7、圖8可以看到，保溫性能越強，一方面導(dǎo)致混凝土表面最高溫度的升高幅度增大，拆模時混凝土表面溫度與環(huán)境溫度的差值越大，拆模后空箱混凝土表面拉應(yīng)力的突增幅度也就越大。當(dāng)采用鋼模板時，基本無保溫作用，拆模時特征點②應(yīng)力基本不受影響；當(dāng)采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板時，保溫效果較好，拆模后特征點②應(yīng)力增幅為0.26 MPa，在拆模2.5 d后拉應(yīng)力達(dá)到極大值1.35 MPa；當(dāng)采用鋼模板外貼2 cm厚泡沫保溫板時，保溫效果最好，但拆模后特征點②應(yīng)力增幅為0.41 MPa，在拆模3 d后拉應(yīng)力達(dá)到極大值1.49 MPa(抗裂安全系數(shù)為1.29)，很有可能引起空箱表面開裂。

由以上分析可知，隨著保溫效果的增強，拆模前溫度應(yīng)力得到明顯改善，拆模后防裂壓力會加大。當(dāng)采用鋼模板時，最小抗裂安全系數(shù)僅為1.18；當(dāng)采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板時，拆模前最小抗裂安全系數(shù)為1.36(出現(xiàn)在2.5 d，雖未達(dá)到規(guī)范規(guī)定的1.4，但很接近)，7 d拆模后最小抗裂安全系數(shù)為1.42；而當(dāng)采用鋼模板外貼2 cm厚泡沫保溫板時，拆模前最小抗裂安全系數(shù)雖然提高至1.45，但拆模后的最小抗裂安全系數(shù)反而降低到1.29。所以，綜合考慮混凝土表面點早期和后期的溫控防裂要求，選擇采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板的方式進行表面保溫。

5 結(jié)語

實際施工采用鋼模板外貼1 cm厚泡沫保溫板，7 d拆模的方案。拆模后檢查，未發(fā)現(xiàn)裂縫。根據(jù)本文的研究和實踐，對于空箱閘室側(cè)墻混凝土溫控有以下認(rèn)識：

1) 空箱閘室側(cè)墻混凝土溫升溫降很快，一般1～2 d即出現(xiàn)最高溫度，側(cè)墻部位早期溫度拉應(yīng)力較大，特別是側(cè)墻外表面，混凝土抗裂安全系數(shù)明顯偏低。

2) 對空箱結(jié)構(gòu)外表面采取保溫，是減小早期溫度拉應(yīng)力的有效手段。保溫材料的種類和厚度一般需通過計算確定，也不宜過度保溫。