覃 茜，祁勇峰，汪 健，颉志强，刘维克

(1.长江科学院 材料与结构研究所，湖北 武汉 430010； 2.水利部水工程安全与病害防治工程技术研究中心，湖北 武汉 430010； 3.安徽省引江济淮集团有限公司，安徽 合肥 230092； 4.中建筑港集团有限公司，山东 青岛 266033)

0 引 言

混凝土温度裂缝由温差引起[1]，是水利工程建设中关注的重点问题。工程界预防混凝土温度裂缝的主要措施有：优选原材料(如采用低热水泥)[2]、优化混凝土配合比[3]、分缝分块浇筑[4]、控温浇筑[5]、表面保温[4-5]、通水冷却[5-7]、流水养护[8]等。为避免枞阳闸室混凝土产生危害性温度裂缝，本文选取典型闸室段为研究对象，结合工程实际气温环境、材料热力学特性试验参数以及分层浇筑方案，对混凝土浇筑过程进行了仿真模拟，分析施工期闸室的温度场和应力场的时空变化规律。在此基础上，重点研究并明确了浇筑温度、表面保温和通水冷却措施对闸室混凝土结构温度和应力的影响，旨在为闸室混凝土结构合理温控措施的制定提供参考。

1 工程概况

引江济淮工程沟通长江和淮河两大水系，是“十三五”期间172项节水供水重大水利工程之一。枞阳枢纽工程是该工程的一个引江口门，连接长江与菜子湖。枞阳船闸按Ⅲ级建设，设计最大船舶吨级为1 000 t级，兼顾2 000 t级船舶[9]。枞阳船闸主体段由上下闸首、闸室以及下游消能段组成，总长268 m。闸室底板底面高程-7.0 m，底板顶面高程-3.0 m，闸室有效尺度240.0 m×23.0 m×5.2 m(长×宽×门槛水深)。船闸的底板和边墙属于薄壁大体积混凝土结构[10-11]，易开裂[12]。本工程采用泵送混凝土浇筑，胶凝材料用量大，放热量大，水化温升快[13]，因此对混凝土温控防裂提出了更高要求。

2 基本理论及工具

大体积混凝土施工期温度和应力仿真一般采用三维有限元法，其相应基本原理及方法已较为成熟[1]。本研究采用长江科学院自主研发的大体积混凝土结构温度场和温度应力三维有限元仿真计算软件Ckysts1.0进行仿真计算。闸室仿真计算模型如图1(a)所示，考虑闸室前后、左右、下部各1.5倍尺寸长度的地基，模型采用8节点六面体实体单元，单元总数86 728个，节点总数96 405个。为考虑通水冷却措施影响，在闸室的底板和边墙高程5.0 m 以下，以竖向间距1.0 m、蛇形布置间距1.0 m×1.0 m的冷却水管，通水冷却温度场采用改进埋置水管单元法模拟[14]，埋置水管单元1 578个，如图1(b)所示。计算中所用直角坐标系定义为：顺水流方向为X轴，垂直水流向为Y轴，高程方向为Z轴。

图1 闸室计算模型

3 计算条件

3.1 气候条件

根据枞阳船闸工程所在地多年月平均气温统计，拟合日均气温

(1)

式中：β为月份；Ta为日均气温，℃。

日气温公式为

(2)

式中：τ为时刻；Td为τ时刻气温，℃；Tc为月均日温差，℃。

3.2 混凝土热学性能参数

闸室采用泵送混凝土浇筑，船闸混凝土热学性能[15]如表1所示。

表1 混凝土的热学性能

基于室内试验结果拟合混凝土绝热温升[15]，拟合公式为

T=48.5t/(t+0.7)

(3)

式中：T是混凝土的绝热温升值，℃；t是混凝土的龄期，d。混凝土28 d的绝热温升值为48.5 ℃。

3.3 混凝土力学性能参数

枞阳船闸混凝土的力学性能[15]如表2所示。

表2 混凝土的力学性能

根据室内试验值，拟合弹性模量

E(t)=34×(1.0-e-0.7t0.43)

(4)

式中：E是混凝土的弹性模量，GPa。

纳布啡静注后引起眩晕，其作用机制不明，实验证实脑缺血、缺氧后脑内β-内啡肽浓度升高[10]，内源性β-内啡肽浓度增高可引起眩晕。异丙嗪可以抑制前庭功能，阻断前庭核区胆碱能突触迷路冲动的兴奋，具有较强的止吐作用及抗晕动作用。异丙嗪是治疗眩晕症常用药物之一，对中枢性眩晕和周围性眩晕有较好的疗效 [13]，本研究结果表明，小剂量异丙嗪可有效预防纳布啡静注后引起的眩晕。由于异丙嗪对中枢神经系统有镇静抑制作用，与丙泊酚有协同作用，可减少丙泊酚用量。纳布啡用于无痛胃肠镜检查，比舒芬太尼呼吸抑制发生率低，血氧饱和度高，提示纳布啡用于无痛胃肠镜安全性优于舒芬太尼。

对比混凝土虚拟强度(弹性模量×极限拉伸值)、轴心抗拉强度、劈裂抗拉强度，对混凝土强度取值如图2所示。出于安全考虑，采用虚拟强度作为计算混凝土抗裂安全度的强度指标，拟合公式如下：

f(t)=3.0×(1.0-e-0.6t0.38)

(5)

式中：f(t)是虚拟强度，MPa。

图2 强度拟合

本仿真分析中根据常态混凝土徐变度经验公式取值[1]。

按照NB/T 35092-2017《混凝土坝温度控制设计规范》规定，混凝土温度应力的控制标准可按综合安全系数法或分项系数法确定。结构抗裂安全度按下式计算：

(6)

式中：k(t)为龄期t时结构抗裂安全度；f(t)为龄期t时混凝土强度(本次分析中采用虚拟强度)；σ1(t)为龄期t时的混凝土第一主应力。为确保防裂效果，将混凝土抗裂安全度控制在1.65以上，因此，在后续分析中，将f(t)/1.65作为混凝土允许拉应力。

3.4 浇筑方式

根据施工进度安排，闸室分3层浇筑，闸室浇筑进度见表3，其中底板层浇筑时采用1 m高的吊空模板。闸室底板于10月底浇筑，各浇筑层间歇20 d。考虑浇筑当月平均温度和混凝土拌和、运输、浇筑条件，混凝土浇筑温度为20 ℃。

表3 闸室浇筑进度

设置了5个计算工况(表4)进行对比分析，其中工况2作为基础工况。裸露光滑混凝土表面放热系数为50.48 kJ/(m2·h·℃)，根据等效放热系数计算方法[1]，得到设置3 cm厚的木模板和仓面覆盖2 cm草袋时表面等效放热系数分别为17.97，17.14 kJ/(m2·h·℃)。工况5中浇筑层在混凝土浇筑时开始通水，以3.75 m3/h通水流量持续通水3 d、流量减半通水2 d，流量再减半通水2 d。

表4 温控措施分析工况

3.5 特征点

4 结果分析

4.1 温度场分析

图4为无温控措施工况下闸室表面和内部的峰值温度包络图。边墙较底板薄，散热能力较大，边墙混凝土峰值温度普遍低于底板混凝土峰值温度。边墙下部底板受吊空浇筑的1 m高混凝土影响，内部温度高于底板中间内部温度。

图3 闸室特征点布置

图4 峰值温度包络图(工况2)

无温控措施工况下，闸室不同位置特征点的温度历程如图5所示。混凝土在浇筑后，温度随水化放热升高，达到峰值温度后，受表面散热影响，温度逐渐下降至环境温度。其中，表面温度受外界昼夜温差影响，产生3.2 ℃的温度波动。为提高计算速率，混凝土浇筑7 d之后，计算步长设置为不小于1 d，不再考虑昼夜温差影响，因此表面(T2)的温度曲线在每次混凝土浇筑7 d之后，不再显示波动。层间结合面(T4)在上层边墙浇筑覆盖后，温度再次上升并达到峰值。底板整体降温速率约0.97 ℃/d。边墙内部表面(T6)随昼夜温差变化，有2.8 ℃的温度波动。

图5 特征点温度历程(工况2)

4.2 应力场分析

无温控措施工况下，闸室最大第一主应力包络图(即计算周期内，各节点在不同时步第一主应力的最大值)如图6所示。底板表面的最大第一主应力在中间过流面超过3.0 MPa，下部边墙表面的最大第一主应力在距下层面1.5 m处的内外侧表面超过3.0 MPa；底板内部最大第一主应力在边墙下部底板中，边墙内部最大第一主应力在下部浇筑层中；闸室内部的最大第一主应力较外部小。

由闸室不同部位特征点的第一主应力历程(图7)可知，内部初期为压应力，随着温度的上升，压应力逐渐增大；内部点达到峰值温度并进入降温期后，内部应力开始由压应力逐渐转化为拉应力，且拉应力随温度降低而逐渐增大。此外，边墙下部底板内部(T3)还受上层混凝土浇筑的影响，由于上部温度升高，温差减小，历程中出现压应力突降的现象。边墙内部(T5)在浇筑后期内部温度降低时，拉应力超过允许拉应力，开裂风险较高。因表面(T2，T6)浇筑早期的最大第一主应力超过相应龄期抗拉强度，开裂风险高，且受昼夜温差影响，有0.5～0.8 MPa应力波动。

图6 最大第一主应力包络图(工况2)

图7 特征点应力历程(工况2)

无温控措施工况下，由闸室结构表面最小抗裂安全度包络图(图8)可知，闸室表面混凝土大部分区域的最小抗裂安全度低于0.64，开裂风险较高。底板内部大部分区域的最小抗裂安全度大于1.65，开裂风险低；但底板吊空边墙部位的最小抗裂安全度不足1.0，开裂风险较高。下部边墙内部靠近层间结合面处最小抗裂安全度也小于1.0，开裂风险较高；上部边墙内部3～5 m高程处，最小抗裂安全度小于1.65，存在一定开裂风险。

图8 最小抗裂安全度包络图(工况2)

4.3 浇筑温度影响

图9为不同浇筑温度下，底板内外特征点T1和T2的温度和应力历程；为便于说明表面点前期的应力与抗拉强度关系，仅展示了T2浇筑6 d内的情况。由图可知，浇筑温度越低，混凝土峰值温度越低、最大第一主应力越小；浇筑温度对闸室内部混凝土峰值温度的影响比对表面混凝土峰值温度的影响显著。

不同浇筑温度下，闸室各特征点的最小抗裂安全度如表5所示。闸室混凝土内部比外部的抗裂安全度受浇筑温度的影响更显著。降低浇筑温度，有利于提高该闸室混凝土抗裂能力，但是影响有限，且仅采取降低浇筑温度措施仍无法满足1.65的最小抗裂安全度要求，需要采取其他防裂措施。

图9 不同浇筑温度下T1和T2的温度与应力历程

表5 不同浇筑温度下特征点最小抗裂安全度

图10 不同温控措施对特征点温度和应力历程

图11 不同温控措施边墙最小抗裂安全度

4.4 表面保温和通水冷却影响

4.4.1 表面保温

仅采取表面保温措施的工况与无温控措施工况相比，底板特征点的温度和应力历程趋势一致(图10)；底板内部(T1)的峰值温度变化不大，仅升高0.4 ℃，表面(T2)的峰值温度大幅升高，约9.0 ℃，可见，保温后底板内外温度差值(T1温度-T2温度)减小，且表面(T2)受外界温度影响的波动幅度减小；底板整体降温速率减慢至0.79 ℃/d；底板在浇筑早期，最大第一主应力减少了0.30～0.81 MPa，如图10(d)～(f)所示，在浇筑早期，底板表面和层间结合面第一主应力与抗拉强度的差距减小，抗裂安全度增加。由图11可知，边墙混凝土的最小抗裂安全度都有所增加，上部较薄边墙的最小抗裂安全度增幅较大；下部边墙，尤其是表面的最小抗裂安全度仍小于1.0，开裂风险高，因此，需增加其他温控措施。

4.4.2 通水冷却

与仅采取表面保温措施的工况相比，同时采取保温和通水冷却措施工况的底板混凝土峰值温度大幅降低，降幅约11.2 ℃；底板表面的峰值温度降低0.1 ℃。因此，底板内外温度差值进一步减小，基础温差(峰值温度-准稳定温度)大幅降低；底板整体降温速率大幅增加，至2.6 ℃/d。如图10(b)所示，底板内部(T1)的前期应力历程趋势发生变化，前期压应力较大，之后拉应力逐渐增大，并达到当前龄期允许拉应力，停止通水后，第一主应力维持在1.02 MPa左右；如图10(d)和图10(f)所示，底板表面(T2)和层间结合面(T4)的最大第一主应力在浇筑早期分别降低了1.40 MPa和1.34 MPa，接近允许拉应力，早期最小抗裂安全度提高。由图11可知，边墙埋水管处部位的表面和层间结合面的最小抗裂安全度有所增加，但是上部边墙受下部通水冷却降温影响，靠近铺设水管顶部(高程5.0 m处)的部位最小抗裂安全度有所降低。

5 结 论

通过三维有限元仿真，分析了浇筑温度、表面保温和通水冷却措施对引江济淮工程枞阳船闸闸室混凝土结构温度应力的影响，得到以下结论。

(1) 在浇筑前期，闸室混凝土结构表面和层间结合面附近的开裂风险高；浇筑后期，边墙内部存在一定开裂风险。为保证闸室结构的安全，施工时必须采取温控措施。

(2) 降低浇筑温度能在一定程度上提高闸室混凝土抗裂能力，但只靠降低浇筑温度，无法满足最小抗裂安全度(1.65)的要求，需采取其他的防裂措施；浇筑温度对该闸室结构的最小抗裂安全度的影响小于表面保温和通水冷却措施对其的影响，因此，在做好其他温控措施时，为控制混凝土浇筑成本，可稍微降低对浇筑温度的要求。

(3) 闸室表面保温能减弱外界气温的影响，减小内外温差，降低表面混凝土早期的开裂风险，提高闸室混凝土的最小抗裂安全度。采取通水冷却措施能显著削弱混凝土峰值，减小混凝土结构的内外温差和峰值温度，提高表面混凝土早期的抗裂安全度。

综上所述，针对10月底浇筑的枞阳船闸闸室混凝土，推荐在施工期采取以下温控防裂措施：控制混凝土浇筑温度20 ℃，侧面使用3 cm木质模板、仓面覆盖2 cm草袋保温，并在混凝土浇筑时通水冷却，冷却水温不大于14 ℃，通水流量3.75 m3/h并持续通水3 d，通水流量减半通水2 d，流量再减半通水2 d。