郭兵文， 吴亚平*， 于天佑， 杨 枚， 金省华， 蒋 勇

(1. 兰州交通大学土木工程学院， 兰州 730070； 2.杭州铁路设计院有限责任公司， 杭州 310000；3.浙江铁道建设工程有限公司， 杭州 310000 ； 4.浙江地方铁路开发有限公司， 杭州 310000)

混凝土的浇筑是钢筋混凝土施工阶段重要的组成部分，混凝土浇筑的好坏直接影响到结构的受力性能。在浇筑的过程中，混凝土水化热产生的热量、浇筑的速度、施工顺序及方法等都是影响混凝土浇筑质量的主要因素，然而在大体积混凝土结构的施工过程中，水化热问题一直被工程界所关注。在20世纪30年代中期修建胡佛坝的时候[1-6]就开始了对水化热温度场的研究。

朱伯芳[7]把冷却水管看成热汇，在平均意义上考虑水管冷却效果，提出了考虑水管冷却效果的混凝土等热传导方程。 刘宁等[8]提出水管冷却效应的有限元结构模拟技术。杨秋玲等[9]用有限元分析程序Super SAP对大体积混凝土三维温度场进行模拟计算，分析了大体积混凝土温度场分布规律。孙江民等[10]针对钢筋混凝土框架箱涵在施工过程中易产生裂缝的问题,分析探讨了影响裂缝产生及开展的各种因素。由于混凝土浇筑后所产生大量的水化热量，这些热量聚集在混凝土内部不易散失，由于涵洞体积较大，板较厚，仅仅通过表面来散失它在浇筑后水化热产生的热量还是不够的，造成内外温差较大，产生较大的温度应力，造成混凝土表面产生大量裂缝，故可以在混凝土内部温度较高位置添加降温水管，将内部不易散失的热量通过循环的水带走，减小内外温差，对于减小温度应力，控制裂缝具有重要作用。目前中外对混凝土裂缝研究主要为混凝土的材料及混凝土内部钢筋对抗裂性能的改变，对于在混凝土内部温度较高位置添加不同距离的降温水管，将内部不易散失的热量通过循环的水带走，减小内外温差的研究还很欠缺，因此通过ansys数值模拟并结合相关现场试验，给出了设置不同距离的降温水管后混凝土温度随时间的变化图，通过模拟计算来分析设置不同距离降温水管后的应力状况和混凝土的最佳降温时间工况。以期对工程施工过程及其养护提供参考，以减少混凝土在浇筑过程中的裂缝的产生。

1 工程概况

宁波市环城南路、东外环辅道铁路立交工程在邱隘站北仑联络K158+458.72、北环铁路下行线KBH29+367.58处新建四孔(6.5+8.5+8.5+6.5) m框架在试验现场选取东外环辅道下穿北环线节点三的A箱涵与B箱涵进行测量温度与应力情况，该节点采用封闭式箱身形式下穿规划兴宁路和北仑联络线、北环线、预留甬舟铁路，框架两侧接U槽结构。铁路箱身采用铁路外预制顶进施工，架设24 m便梁防护线路，工作基坑设在铁路南侧,由南至北平坡顶进，引道基坑范围为DK0+042.5-DK0+251.002,总长208.522 m，宽39.5 m，形状基本成长条形。

2 试验过程

现场安装底模及侧模，绑扎底板钢筋，安装底板冷却水管长度为30.9 m，两端外露20 cm接头焊接，钢管与橡胶管采用三道卡子固定，B箱涵采用底板间距1 m纵向布置8根冷却水管浇筑底板混凝土(如图1)，A箱涵采用底板间距2 m纵向布置4根冷却水管浇筑底板混凝土.待底板混凝土终凝后开通底板冷却水循环系统，采用CW610 0(Clod Welding)冷水机冷却水温，支侧模以及顶板底膜，绑扎侧壁和顶板钢筋，安装侧板冷却水管。A、B箱涵均采用钢模板。

图1 降温水管示意图Fig.1 Schematic diagram of cooling water pipe

3 数值模拟及有限元分析

3.1 数值模拟

针对宁波下穿铁路框架桥A、B涵大体积混凝土两种不同工况下的数值模拟，模拟当时的浇筑跟养护时现场温度，将实际气温加到箱涵上，进行两种不同工况的数值模拟，B箱涵采用1 m的间距布置降温水管，A箱涵采用2 m的间距布置降温水管。

针对框架桥的浇筑建立了ansys分析模型，在浇筑模拟中，进行分层浇筑，利用单元的生死控制混凝土的浇筑过程，首先将所有单元杀死，使其失效，当浇筑时，再依次将单元分层使其激活，用来模拟混凝土的浇筑过程，在混凝土的浇筑过程中，水化热作为体荷载施加到单元节点上，混凝土浇筑过程中所产生的水化热的放热规律可利用朱伯芳提出的复合指数型：

Q(τ)=Q0(1-e-mτ)

(1)

式(1)中,Q(τ)为在混凝土浇筑τd时水泥产生的水化热，kJ·kg-1，Q0为混凝土浇筑天数τ趋于无穷大时水化热，kJ·kg-1；τ为混凝土浇筑天数；m为常数。

生热速率为

(2)

式(2)中，m为常数，取m=0.69，W为单位体积混凝土水泥用量[kg·(m3)-1],HGEN为生热速率，W·m-3，在ansys中通过Do循环将生热率赋值于数值模型变量中，并直接施加到单元中，来求解温度场。

在施加边界条件时，模型底面采用绝热边界条件，在其他面上施加与空气对流的边界条件，在底板浇筑后，浇筑界面同样也施加与空气对流的边界条件，底板浇筑完成后，浇筑上层混凝土，激活单元后需要将原先在浇筑界面施加的对流边界条件删除(如图2)。

图2 箱涵有限元模型Fig.2 Box culvert finite element model

3.2 有限元分析不同工况对混凝土温度的影响

根据工况，混凝土的入模温度设置为15 ℃，其他因素作为恒定量来研究不同距离设置降温水管对混凝土温度及应力的影响(如图3～图5)。

图3 不同工况条件下混凝土温度随时间变化曲线Fig.3 Concrete temperature variation curve with timeunder different working conditions

图4 不同工况条件下混凝土温差随时间变化曲线Fig.4 Temperature difference curve of concrete with timeunder different working conditions

图5 工况一、二条件下混凝土应力随时间变化曲线Fig.5 Curve of concrete stress changing with timeunder conditions one and two

由图3可以看出两种不同工况下顶板中部的温度最高，内侧次之，外侧最低。由图3(a)可以看到顶板中部温度从75～100 h之间混凝土产生大量的水化热而使温度升高，且在100 h左右达到最大峰值。中部温度增加55 ℃，内侧增加到42 ℃，外侧增加到33 ℃。而图3(b)中看到顶板中部最高温度在75 h达到最高的76 ℃，内侧温度达到67.5 ℃而外侧温度达到47.5 ℃。

由图4(a)温差图可以看出温差较大时主要在72～240 h之间，当在100 h左右时温差达到最大17.2 ℃，同样，中外温差曲线在中内温差曲线之上说明外侧温差较大，外侧温度较低。但两条曲线相接近，说明中间对内外的温差变化不明显，从图4(b)温差图来看中外温差变化较大，温差最大时达到40 ℃。中内温差从75 h达到最大的7.5 ℃。中外温差较大，温度变化明显，在48～210 h中外温差都超过了20 ℃。中外与中内温差的差值最大相差30 ℃。

由图5应力图可以看到，工况一跟工况二的应力变化趋势基本一致，侧板外侧一直为拉应力，前期应力增长较快，后期增长较慢，但一直保持应力增长趋势。工况二所浇筑混凝土侧板外表面应力前期的增长速率明显快于工况一，当浇筑第300 h时，两种工况浇筑条件下侧板外表面应力增长均较小，工况二应力基本稳定在2.1 MPa左右，工况一应力明显低于工况二，并稳定于1.5 MPa左右。两种工况所浇筑的侧板内表面应力在前期会出现一定的压应力，工况一在浇筑后75 h左右，压应力达到最大值，约为0.5 MPa，而工况二在浇筑35 h左右达到最大，约为1.0 MPa。之后随着混凝土整体温度的降低，侧板整体应力均表现为拉应力，且逐渐增大，同时侧板内侧温度高于外侧温度，侧板内表面应力始终低于外表面，因此会产生向外的翘曲现象，而工况二内外温差相对工况一来说更大，因此工况二比工况一在内表面更容易裂缝。

4 现场试验及结果分析

4.1 现场试验

图6 设置降温水管Fig.6 Setting of cooling water pipe

冷却水管采用DN254的无缝钢管(如图6)，由于墙内钢筋布设较多，且空间较小，考虑到混凝土浇筑时的振捣，水管竖向设置，由于在设置降温水管后在混凝土浇筑时可能会出现水管堵塞的情况，因此，将水管并联布设，尽可能增大可通水正常使用水管的长度，竖向水管下部通过与一纵向水平水管连接通水，在混凝土浇筑完后依次从顶部水管通水，检查水管是否能正常通水使用，并将通水水管口每隔1 h左右进行改变。

4.2 试验结果分析

结合有限元模拟分析结果，在试验现场选取东外环辅道下穿北环线A箱涵与B箱涵进行温度、应力测量情况，如图7～12。

图7 B箱涵设置降温水管后温度随时间变化曲线Fig.7 Curve of temperature change with time aftercooling water pipe being set in B box culvert

图8 A箱涵设置降温水管后温度随时间变化曲线Fig.8 Curve of temperature change with time aftercooling water pipe being set in A box culvert

图9 B箱涵设置降温水管后混凝土应力变化Fig.9 Changes in concrete stress after cooling waterpipes being installed in B box culverts

图10 B箱涵设置降温水管后混凝土主应力变化Fig.10 Concrete stress change after cooling water pipe being set in B box culvert

图11 A箱涵设置降温水管后混凝土应力变化Fig.11 Concrete stress changes after cooling waterpipes being installed in A box culvert

图12 A箱涵设置降温水管后混凝土主应力变化Fig.12 Changes in concrete stress after cooling water pipes being installed in A box culverts

由图9看出B箱涵在浇筑48 h左右温度达到最高27 ℃。由图10看出A箱涵在36 h左右达到最高60 ℃左右，B箱涵的最高温度比A箱涵低了将近30 ℃。与数值模拟结果大致相似，且B箱涵的中外温差在4 ℃左右而A箱涵的中外温度达到20 ℃左右，这样就导致造成A箱涵侧板翘曲现象也更加明显。而A、B箱涵的实际温度比数值模拟的温度更低，这是因为钢模板对温度的保温效果也有一定的影响。

另外由图9～图12应力图的结果来看，B箱涵在侧墙外侧拆模后粘贴应变花，得到各个测点的应力值，通过计算得到各个测点的应力及主应力。由于所贴应变片时已经拆模之后，应力整体较小，应力表现为拉应力，且逐渐增大，在164 h左右应力达到峰值为1.6 MPa左右的拉应力。A箱涵应力峰值大于B箱涵的应力峰值，A箱涵在175 h左右应力达到最大的2.5 MPa左右的拉应力。且B箱涵的最大主拉应力约为0.003 5 MPa而A箱涵的最大主拉应力约为2.1 MPa。混凝土的极限拉应力约为2.0 MPa左右，因此A箱涵比B箱涵更容易产生裂缝。

在实际拆模后A箱涵产生了6条裂缝在每一边侧墙上出现3条裂缝(如图13)，在侧墙内外侧都可观察到裂缝，且裂缝位置基本对应，尤其西面一侧裂缝在墙内外位置基本对应，此面侧墙裂缝均为竖直方向，在东侧一面靠近洞口两条裂缝方向出现倾斜，裂缝上端偏向洞口。A箱涵裂缝宽度为0.3～0.4 mm(如图14)，而B箱涵没有差生裂缝。

图13 A箱涵裂缝方向示意图Fig.13 Schematic diagram of crack direction inA box culvert

图14 A箱涵裂缝宽度Fig.14 Crack width of A box culvert

A、B箱涵均采用钢模板进行浇筑，且浇筑环境温度相同。结合A、B箱涵的温度，应力曲线，可以得出A箱涵裂缝产生的主要原因是温差引起的。A箱涵采用2 m的间隔布置降温水管，相对B箱涵，水管排布间距较大，水管带走水化热相对较少，降温能力相对较弱，因此A箱涵最高温度明显高于B箱涵，在外部环境温度相同的条件下，A箱涵内外温差相对较大，温度应力也相对较大，因此更容易产生温度裂缝。

其次，由A箱涵裂缝的分布位置可知，裂缝基本分布于水管布置位置，由此可知A箱涵水管的布置导致箱涵纵向最大拉应力集中于水管布置位置，致使箱涵在水管位置产生局部应力集中现象，从而产生温度裂缝。

而B箱涵水管布置间距小于A箱涵，因此整体散热能力相对较强，内外温差较小，同时应力集中现象相对较弱，因此B箱涵产生温度裂缝的可能性较小。

5 结论

(1)在混凝土内部设置降温水管，流动的水可以带走一部分混凝土中由于水化热作用产生的热量，明显有效地降低混凝土内部的温度，减小内外温差。

(2)通过A、B箱涵不同距离来布置降温水管的效果来看，布置间距越小降温越明显，但考虑到经济效应与现场的施工的方便，间距布置为1 m对抑制裂缝的产生有明显的效果。

(3)在应力场分析中，布置间距为1 m的降温水管产生的主拉应力为0.003 5 MPa远远小于间距布置为2 m的主拉应力2.1 MPa，且小于混凝土的极限拉应力2.0 MPa。过快的降温使箱涵混凝土承受较大的拉应力且应力集中导致混凝土产生裂缝。