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2025 , Vol. 42 >Issue 8: 153 - 161

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20240661

水工结构与材料

大体积混凝土上下层温差监控方法探讨

  • 黄耀英 , 1 ,
  • 付雨晨 1 ,
  • 庄维 1, 2 ,
  • 涂月彤 1 ,
  • 胡昱 3
展开
  • 1 三峡大学 水利与环境学院,湖北 宜昌 443002
  • 2 中国长江三峡集团有限公司流域枢纽运行管理中心,湖北 宜昌 443002
  • 3 清华大学 水圈科学与水利水电工程国家重点实验室,北京 100084

黄耀英(1977-),男,湖南郴州人,教授,博士,主要从事水工程安全监控、数值计算及长效服役试验研究工作。E-mail:

Copy editor: 王慰

收稿日期: 2024-06-24

  修回日期: 2024-11-14

  网络出版日期: 2025-01-02

基金资助

国家自然科学基金重点项目(52239009)

国家自然科学基金项目(52179135)

收起

Discussion on Monitoring Methods for the Temperature Difference Between Upper and Lower Layers of Mass Concrete

  • HUANG Yao-ying , 1 ,
  • FU Yu-chen 1 ,
  • ZHUANG Wei 1, 2 ,
  • TU Yue-tong 1 ,
  • HU Yu 3
Expand
  • 1 College of Hydraulic and Environmental Engineering,China Three Gorges University,Yichang 443002,China
  • 2 River Basin Complex Administration Center of China Three Gorges Corporation,Yichang 443002,China
  • 3 State Key Laboratory of Hydroscience and Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China

Received date: 2024-06-24

  Revised date: 2024-11-14

  Online published: 2025-01-02

Fold

摘要

针对现有规范关于大体积混凝土上下层温差的定义不便于计算和现场监控的问题,基于计算方式和监控指标相配套的原则,首先设计了4种上下层温差的计算方式,然后结合不同间歇期大体积混凝土温度场和徐变应力场仿真计算结果,获得不同计算方式下混凝土上下层最大温差和最大拉应力样本,进而确定最大拉应力样本的概率密度函数,并基于混凝土容许拉应力计算获得最大拉应力失效概率,最后通过确定上下层最大温差样本的概率密度函数,提出一种上下层容许温差拟定方法。结合某大型船闸工程进行了上下层温差分析,拟定了4种不同计算方式下的上下层容许温差,建议采取便于现场监控的上下层温差计算方式,现场上下层温差试验验证了提出方法的可行性。

关键词： 大体积混凝土; 上下层温差; 计算方式; 失效概率; 拉应力

本文引用格式

黄耀英 , 付雨晨 , 庄维 , 涂月彤 , 胡昱 . 大体积混凝土上下层温差监控方法探讨[J]. 长江科学院院报, 2025 , 42(8) : 153 -161 . DOI: 10.11988/ckyyb.20240661

Abstract

[Objectives] When constructing concrete hydraulic projects in cold and high-altitude regions, or when promoting interconnection of water networks through the construction of concrete-based backbone projects such as sluices, ship locks, and pumping stations, long intervals in concrete pouring are inevitable, and the temperature difference between the upper and lower layers of concrete becomes a key concern. Although the upper-lower temperature difference, the allowable foundation temperature difference, and the internal-external temperature difference are three important temperature control indicators in the thermal control and crack prevention of mass concrete, the vague or overly theoretical definition of the upper-lower temperature difference makes its calculation inconvenient and monitoring difficult to implement effectively, making it hard to apply this indicator in actual construction. Therefore, effectively addressing the calculation and monitoring of the temperature difference between the upper and lower layers of concrete is of urgent engineering significance. [Methods] Based on existing definitions of the temperature difference between the upper and lower layers and considering the operability of monitoring, this study proposed four calculation methods following the principle of matching “calculation method-monitoring index”. These methods are based respectively on the “temperature within the geometric vertical centerline range” and the “temperature within the overall influence range” of the upper and lower pouring segments. Through simulating the temperature field and creep stress field of mass concrete with different interval durations, samples of maximum tensile stress in concrete and samples of upper-lower temperature differences under different interval conditions were obtained. Subsequently, statistical tests were conducted on the above samples to derive the corresponding probability density distribution functions of the maximum tensile stress and temperature difference between upper and lower layers. Then, the failure probability of the maximum tensile stress was determined based on the allowable tensile stress of concrete. Finally, assuming that the failure probabilities of the maximum tensile stress and temperature difference between upper and lower layers were equal, the allowable temperature differences between the upper and lower layers of concrete corresponding to the four calculation methods were proposed. [Results] Based on the concrete pouring of the bottom slab-guide angle section of a large ship lock, simulation calculations of the temperature field and creep stress field of mass concrete were carried out for different seasons (spring, summer, autumn, and winter) and various interval durations (30 to 180 days). According to the proposed method for determining the allowable temperature difference between upper and lower layers, four allowable temperature differences were derived: 29.14 ℃, 19.95 ℃, 20.29 ℃, and 18.02 ℃, respectively. These values showed some deviations from the currently recommended range of 15-20 ℃ in existing standards. [Conclusions] Because the calculation methods correspond to their respective monitoring indicators, different approaches to calculating the temperature difference between the upper and lower layers result in significant differences in the allowable temperature differences. Considering the operability of on-site monitoring, it is recommended to use the calculation method based on the “temperature within the geometric vertical centerline range of the upper and lower pouring segments” and its corresponding monitoring indicator to monitor the temperature difference between upper and lower layers of mass concrete on site.

Key words： mass concrete; temperature difference between upper and lower layer; calculation method; failure probability; tensile stress

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0 引言

地基容许温差、上下层容许温差、内外容许温差是大体积混凝土温控防裂的3个重要的标准[1-2]。当大体积混凝土浇筑过程中的间歇时间>28 d,且新、老混凝土结合面附近的温度梯度过大时,大体积混凝土结构容易产生裂缝,从而影响大体积混凝土结构整体安全性和耐久性[3-6]。因此,对上下层温差进行监控对大体积混凝土温控防裂具有重要的工程意义。
然而,现有规范[7-8]关于大体积混凝土上下层温差定义为新、老混凝土结合面上下L(浇筑块长边)/4范围内,上层混凝土最高平均温度与新浇混凝土开始浇筑时下层平均温度之差。从定义来看,上层最高平均温度的求解方式存在分歧,是取上层整体的最高平均温度?还是参考混凝土内外温差的计算方式取上层几何中心断面不同位置的最高平均温度?如果取上层整体的最高平均温度,实际难以监测实施;如果取上层几何中心断面不同位置的最高平均温度,可能与规范给出的容许上下层温差不相匹配。先浇混凝土平均温度的具体求解方式也同样存在此类问题。这就导致上下层温差计算和监测难以准确实施。
此外,规范中对于上层混凝土平均温度取开仓时的温度,即计算获得的混凝土上下层温差是一个定值,这又没有反映浇筑后的一段时间内混凝土上下层温差随时间的变化情况[9-14]。上下层温差的定义偏理论化,导致目前关于大体积混凝土温控防裂的研究多是基于地基容许温差和内外温差的计算与监控[15-18],而关于上下层温差的计算以及监控鲜有文献报道[19]。零星报道的关于上下层温差的文献基本是参考现有规范[7-8]或工程经验给出容许温差[20-22],但关于上下层温差的具体计算和监控均阐述得较简单。
针对现有规范给出的上下层温差计算方式偏理论化,导致其计算和监控均不便的问题,本文基于计算方式与监控方式相匹配的原则,从计算方式的确定、监控指标的拟定、现场试验验证等方面开展大体积混凝土上下层温差研究,并结合某大型船闸底板-导角混凝土施工进行应用。

1 大体积混凝土上下层容许温差拟定原理

1.1 上下层温差计算方式设计

为了准确捕捉上下层温差变化规律,参考基础温差和内外温差的计算和监测方式,结合现有规范关于上下层温差的定义,同时考虑监控的可操作性,分别选取新、老混凝土结合面上、下层温度影响区域几何竖直中心线范围温度,或新、老混凝土结合面上、下层温度影响范围的温度,设计了4种不同的上下层温差计算方式,如图1所示。
图1 不同上下层温差计算方式

Fig.1 Schematic diagram of different calculation methods for temperature difference between upper and lower layers of concrete

4种不同上下层温差计算方式阐述如下:
计算方式1:结合几何竖直中心线范围的温度,计算获得上层最高平均温度和上层混凝土浇筑时下层平均温度,取两者的温差。计算式为
ΔT=Max ∫ 0 l u T u d l l u t- ∫ 0 l d T u d l l d 0。
式中:Tu为上下层温差主要影响范围内的上层混凝土在中间断面区域或整体区域的温度(℃);l为积分变量,为上下层温差影响范围在几何竖直中心线方向的长度(m);lu为上下层温差影响范围的上层范围高度(m);ld为上下层温差影响范围的下层范围深度(m);t为时间(h)。
计算方式2:结合几何竖直中心线范围的温度,计算获得上层平均温度和下层平均温度,取最大温差。计算式为
ΔT=Max ∫ 0 l u T u d l l u - ∫ 0 l d T d d l l d t。
式中:Td为上下层温差主要影响范围内的下层混凝土在中间断面区域或整体区域的温度(℃);lu为上下层温差影响范围的上层范围高度(m)。
计算方式3:结合上下层整体影响范围温度,计算获得上层最高平均温度和上层混凝土浇筑时下层平均温度,取两者的温差。计算式为
ΔT=Max ∫ 0 Ω u T u d Ω Ω u t- ∫ 0 Ω d T u d Ω Ω d 0。
式中:Ω为积分变量,为上下层温差影响范围的区域面积(m2);Ωu、Ωd分别为上下层温差影响范围的上层、下层区域面积(m2)。
计算方式4:结合上下层整体影响范围温度,计算获得上层平均温度和下层平均温度,取最大温差。计算式为
ΔT=Max ∫ Ω u   0 T u d Ω Ω u - ∫ 0 Ω d T d d Ω Ω d t。

1.2 基于混凝土容许拉应力的混凝土最大拉应力失效概率确定

混凝土最大拉应力失效概率是指混凝土结构达到或超过其极限抗拉强度时,存在开裂风险。鉴于上下层温差主要引起混凝土结构超出其容许拉应力进而产生危害结构安全的裂缝,因此,本文基于混凝土容许拉应力确定混凝土最大拉应力失效概率,分为以下4个步骤。
(1)步骤1。混凝土温度场、徐变应力场仿真计算。建立混凝土工程重点温控部位的三维有限元模型,施加相应的计算参数、边界和初始条件,并结合混凝土工程施工组织设计方案,开展不同施工间歇期下的仿真计算,获得温度场和徐变应力场仿真计算结果。
(2)步骤2。混凝土最大拉应力概率密度函数获取。将不同计算工况徐变应力场仿真计算结果进行整理,得到在成熟龄期时的混凝土最大拉应力样本(普通混凝土工程一般取28 d为成熟龄期、大坝工程一般取90 d为成熟龄期),计算样本的均值 σ -和方差σσ,然后,采用统计检验方法(如K-S法等)对其进行分布检验,确定混凝土最大拉应力概率密度函数f(σ)。
(3)步骤3。混凝土容许拉应力确定。由大体积混凝土设计规范[7-8,23]中混凝土容许拉应力表达式计算获得混凝土成熟龄期下的容许拉应力。其中,混凝土容许拉应力表达式为
σ τ≤ ε p E τ K f。
式中: σ τ为容许拉应力(MPa);εp为混凝土对应龄期的极限拉伸值,一般取(0.7~1.0)×10-4;E(τ)为混凝土对应龄期的弹性模量(GPa);Kf为安全系数,视工程重要性和开裂危害性而定,一般取1.5~2.0。
(4)步骤4。混凝土最大拉应力失效概率计算。基于混凝土容许拉应力和不同工况在成熟龄期下混凝土最大拉应力概率密度函数f(σ)获得混凝土最大拉应力失效概率。即,当σ> σ τ时,混凝土结构存在开裂风险,其概率p为[24]
p σ σ ( τ )=Pα= ∫ σ ( τ ) ∞  f σdσ 。
式中Pα为混凝土最大拉应力失效概率。

1.3 不同计算方式下混凝土上下层容许温差拟定

由于不同计算工况下混凝土最大拉应力样本和上下层最大温差样本是针对同一混凝土结构的计算结果,为此,假设混凝土上下层温差失效概率和混凝土最大拉应力失效概率相等,进而结合失效概率拟定不同计算方式下的混凝土上下层容许温差,主要分为以下4个步骤:
步骤1:混凝土上下层温差影响范围的确定。混凝土上下层温差主要影响新、老混凝土结合面附近一定深度范围内的新、老混凝土温度。根据温度场仿真计算结果,绘制典型时刻、典型断面新、老混凝土温度分布,进而分析确定上下层温差主要影响范围。
步骤2:混凝土上下层温差概率密度函数获取。对于上下层温差计算方式i,根据步骤1确定的上下层温差影响范围,采用1.1节计算方式i计算得到混凝土上下层温差样本,并计算样本的均值 T - i和方差 σ T i,然后,采用统计检验方法对其进行分布检验,确定其概率密度函数fi(T)。
步骤3:基于失效概率的上下层容许温差获取。令上下层温差计算方式i对应的上下层容许温差为[T]i,当上下层温差T>[T]i时,结构混凝土上下层温差超过上下层容许温差而导致最大拉应力超过混凝土容许拉应力,假设混凝土上下层温差失效概率和混凝土最大拉应力失效概率相等,即
P T T i= ∫ T i ∞  fi(T)dT=Pα 。
将混凝土容许拉应力对应的失效概率Pα代入式(7),计算得到计算方式i对应的上下层容许温差为
T i=f-1 T i ¯ , σ T i , P α。
步骤4:重复步骤2和步骤3,计算获得其他3种上下层温差计算方式对应的上下层容许温差。
混凝土上下层容许温差拟定流程如图2所示。
图2 混凝土上下层容许温差拟定流程

Fig.2 Flowchart for determining the allowable tempera-ture difference between upper and lower layers of concrete

2 实例分析

淮河干流某大型船闸工程为Ⅱ级船闸,底板分中间、南、北共3块浇筑,南、北2块底板上部为导角和边墙混凝土,属于典型的“L”型结构型式。由于船闸施工方式为先浇筑完底板,再逐层浇筑导角、边墙,这就导致浇筑底板上的导角混凝土时会经历长间歇期,因此工程单位对于上下层混凝土的温差的监控十分关注。以下对该大型船闸工程底板-导角的上下层温差进行分析。

2.1 船闸底板-导角混凝土有限元模型建立

2.1.1 底板-导角三维有限元模型

本文依托的船闸工程南北两侧底板顺水流长20 m,宽度为6.75 m,厚度为3 m。导角与底板结合面长度为4.5 m,其中,在闸室内侧的导角为变截面设计,导角混凝土高4.7 m。依据船闸“L”型的底板和导角的实际尺寸和结构形式,建立的船闸地基-底板-导角有限元模型如图3所示。
图3 船闸地基-底板-导角有限元模型

Fig.3 Finite element model for shiplock foundation, bottom slab, and guide angle pier

模型地基在深度方向上为5.5 m,顺水流向长25 m,横水流向长16.75 m。模型共剖分六面体八节点等参单元28 404个,节点32 010个,其中混凝土底板共剖分单元10 176个,导角共剖分单元4 032个。在底板与基础接触部位、底板与导角接触部位、底板表面、导角表面温度梯度相对较大,因此在剖分网格时均进行了加密。在约束方面,地基底部为完全位移约束,四周均为连杆约束;底板与导角混凝土为自由边界。

2.1.2 计算参数

混凝土部分热力学参数由反演获得[25],部分力学参数参考朱伯芳[1]提出的经验公式给出,混凝土热力学参数如表1所示。
表1 混凝土热、力学参数

Table 1 Thermal and mechanical parameters of concrete

导温系数a/
(m2·h-1)		 比热容c/
(kJ·(kg·℃)-1)		 导热系数λ/
kJ·(m·h·°C)-1)		 密度ρ/
(kg·m-3)		 泊松
比μ		 表面放热系数β1/(kJ·(m2·h·°C)-1) 热膨胀系
数α/℃
带钢模板 有保温材料 无保温材料
4.84×10-3 0.95 10.9 2380 0.167 34.43 19.42 47.52 6.765×10-6
其中混凝土绝热温升θ(τ)采用组合指数式表达式,徐变度C(t,τ)则采用8参数徐变度模型,分别为:
θ(τ)=39.90(1- e - 0.66 τ)+22.16(1- e - 0.066 τ),

C(t,τ)=(7.35+67.62τ-0.45)[1-e-0.30(t-τ)]+(16.6+28.22τ-0.45)[1-e-0.005(t-τ)] 。

式中:τ为龄期(d);t-τ为持荷时间(d)。

2.1.3 计算工况

该船闸施工顺序是先浇筑闸室底板,再浇筑导角,最后浇筑闸室边墙。由于底板和导角浇筑间歇期基本超过28 d,因此在仿真计算时采用生死单元进行模拟,先激活底板混凝土,间歇到设计龄期后再激活导角混凝土。本文统计了该大型船闸1#—12#闸室底板和导角浇筑间歇期,分析表明,不同闸室底板和导角浇筑季节和间歇期存在明显差异,其中底板浇筑时间跨越了高、低温季节。除10#闸室浇筑间歇期在300 d左右外,其他闸室底板和导角浇筑间歇期在19~169 d之间。因此,为了模拟真实施工情况,本次仿真计算工况设置为春、夏、秋、冬四个季节浇筑闸室底板,分别间歇30、60、90、120、150、180 d后浇筑导角混凝土。进而仿真分析在不同季节浇筑底板、不同间歇期浇筑导角后新、老混凝土结合面上下层温度分布情况和新、老混凝土内部应力变化规律。在仿真计算时,考虑到导角混凝土上部后续还要浇筑一层闸室边墙,为此,仿真计算至导角混凝土浇筑后的第28天时结束计算。具体计算工况见表2。
表2 船闸底板和导角浇筑月份

Table 2 Pouring schemes for bottom slab and guide angle pier of ship lock foundation

底板浇筑月份 导角浇筑月份
3 4 5 6 7 8 9
6 7 8 9 10 11 12
9 10 11 12 1 2 3
12 1 2 3 4 5 6

2.1.4 计算程序

本文首先进行大体积混凝土温度场仿真计算,然后进行徐变应力场仿真计算。其中,冷却水管采用PVC塑料水管,水管间距1.2 m×1.0 m,采用组合指数式水管冷却等效热传导模型进行温度场仿真计算[1,26],大体积混凝土温度场和徐变应力仿真计算的程序则基于Visual Fortran编制[27]。

2.2 底板-导角混凝土上下层温差及应力变化律分析

2.2.1 上下层温差影响范围的确定

在计算上下层温差之前,首先确定上下层温差的影响范围,绘制了不同季节浇筑底板、不同施工间歇期浇筑导角时底板-导角结构中间断面在导角达到最高温度时的垂直向温度分布,如图4所示。图4中,0 m高度为新、老混凝土结合面,向上为导角区域,向下为底板区域。
图4 不同间歇期导角混凝土达到最高温度时垂直向温度分布

Fig.4 Vertical temperature distribution when the concrete of guide angle pier reaches the maximum temperature under different intervals

由图4可见:
(1)底板-导角混凝土垂直向温度近似呈反“S”型分布,导角混凝土在距新、老混凝土结合面2.3 m高度附近的温度最高,但导角混凝土在距新老混凝土结合面以上1.5~3.11 m高度区域的温度差异相对较小,而在3.11 m高度以上区域的温度则随高度增加逐渐降低;底板混凝土则在新、老混凝土结合面至1.5 m深度区域温度变化较大,1.5m深度以下区域的温度差值相对较小。
(2)从垂直向温度分布来看,在新、老混凝土结合面-1.5~1.5 m区域的温度梯度非常大,究其原因为经历长间歇后,下层混凝土由于水泥水化放热基本完成而处于准稳定温度场状态;当浇筑上层混凝土(导角)后,新浇筑混凝土水泥水化放热,热量向下传导至下层混凝土,导致越靠近新、老混凝土结合面的下层混凝土温度影响越大。总体来看,上下层温差影响的主要范围在新、老混凝土结合面-1.5~1.5 m之间。

2.2.2 不同季节、不同间歇期上下层温差及导角在28 d龄期最大拉应力变化规律

获得上下层温差影响范围后,采用1.1节设计的4种上下层温差计算方式,分别计算得到了不同计算方式下的上下层温差,同时整理得到了导角混凝土在28 d龄期时混凝土最大拉应力,如图5所示。
图5 不同工况混凝土上下层温差与拉应力变化规律

Fig.5 Variation of temperature difference between upper and lower layers and tensile stress under different conditions

从图5可以看出:
(1) 随着间歇期增加,当春季浇筑底板时,底板导角之间的上下层温差逐渐增加;当夏季浇筑底板时,底板-导角之间的上下层温差先增加而后略减小再略增加;当秋季浇筑底板时,底板-导角之间的上下层温差先增加再减小;当冬季浇筑底板时,底板-导角之间的上下层温差先增加而后减小再略增加。导角混凝土在28 d龄期的最大拉应力变化规律与上下层温差的变化规律基本相同。究其原因为上下层温差越大,表明导角内部最高温度越高,随着导角混凝土与外界环境气温进行热交换,导角温度逐渐降低时,受到底板的约束,导角的最大拉应力也就越大。
(2) 不同上下层温差的计算方式不同,导致计算得到的上下层温差存在明显差异,上下层温差计算结果总体表现为计算方式1>计算方式2≈计算方式3>计算方式4。究其原因为计算方式1采用的是上下层竖直中心线温度,而计算方式4采用的是上下层整体温度,包括温度相对较低的边界区域,这导致中心线温度明显高于整体温度,因此计算方式1计算的上下层温差大于计算方式4计算的上下层温差。此外,以下层混凝土初始温度作为下层混凝土温度的计算方式1和计算方式3计算的上下层温差明显要大于以下层混凝土实时平均温度作为下层混凝土温度的计算方式2和计算方式4,其原因为以下层混凝土实时平均温度作为下层混凝土温度时考虑了上层混凝土的热量倒灌的影响,进而导致计算方式2和计算方式4计算的上下层温差偏低,这也符合直观认识。

2.3 基于混凝土容许拉应力的混凝土最大拉应力失效概率确定

参考1.2节的步骤,对所有工况下导角混凝土在28 d龄期时的最大拉应力样本采用K-S法进行分布检验,显著水平α取5%,假设其服从正态分布,由于计算的检验统计量最大偏离值Dmax为0.068,小于统计量临界值 D n a=0.277,这表明混凝土最大拉应力样本服从正态分布,绘制样本正态分布直方图,如图6所示。
图6 导角混凝土在28 d龄期时最大拉应力样本分布

Fig.6 Sample distribution of maximum tensile stress in guide angle pier concrete at 28 days

计算得到的混凝土最大拉应力样本的均值为1.633 MPa,方差为0.285,进而确定混凝土最大拉应力概率密度函数为
f(σ)= 1 2 π 0.285exp - ( σ - 1.633 ) 2 2 × 0 . 285 2。
参考式(5)计算得到混凝土容许拉应力,结合工程相关资料,本文混凝土在28 d龄期的极限拉伸值取0.85×10-4,混凝土在28 d龄期的弹性模量取31.20 GPa,安全系数取1.6,计算得到的混凝土在28 d龄期时混凝土容许拉应力为1.66 MPa。将其代入式(6),结合混凝土最大拉应力概率密度函数(式(11)),计算得到的混凝土最大拉应力失效概率为0.514。

2.4 不同计算方式上下层容许温差拟定

参考1.3节的步骤,首先对不同计算方式所得的上下层温差样本进行K-S检验,显著水平α仍取5%,仍假设其服从正态分布,4种计算方式计算的上下层温差检验统计量最大偏离值Dmax分别为0.085、0.096、0.094、0.084,小于统计量临界值 D n a=0.277, 表明4种计算方式所得的上下层温差样本均服从正态分布,样本正态分布直方图如图7所示。
图7 不同上下层温差计算方式下的样本分布

Fig.7 Sample distribution of temperature difference between upper and lower layers under different calculation methods

4种计算方式下的上下层温差样本的均值分别为29.025、19.862、20.209、17.940 ℃,方差分别为3.360、2.586、2.414、2.208。由此得到的4种不同计算方式计算的上下层温度满足的概率密度函数分别为:
f1(T)= 1 2 π 3.360exp(- ( T - 29.025 ) 2 2 × 3 . 360 2),
f2(T)= 1 2 π 2.586exp(- ( T - 19.862 ) 2 2 × 2 . 586 2),
f3(T)= 1 2 π 2.414exp(- ( T - 20.209 ) 2 2 × 2 . 414 2),
f4(T)= 1 2 π 2.208exp(- ( T - 17.940 ) 2 2 × 2 . 208 2) 。
假设上下层温差超过上下层容许温差的概率和最大拉应力超过容许拉应力的概率相等,结合式(12)—式(15),将混凝土最大拉应力失效概率代入式(8),计算得到的4种计算方式下的混凝土上下层容许温差分别为29.14、19.95、20.29、18.02 ℃。
对比现有规范[7-8,23]建议的上下层容许温差15~20 ℃,计算方式1对应的容许温差高于规范建议值,而计算方式2—计算方式4对应的容许温差在规范建议值范围。显然,上下层温差计算方式不同,其对应的容许温差差异较大。

2.5 上下层温差监控方式选择

从1.1节介绍的不同上下层温差计算原理来看,虽然计算方式3、4更符合现有规范关于上下层温差的定义,但计算方式3、4需要在上下层温差主要影响范围内的整体区域进行温度监测,这需要埋设大量的温度传感器进行温度监测,不仅成本高且计算和监测均不方便,在实际工程上难以操作和实施;计算方式1、2仅需要在上下层温差主要影响范围内的中间区域埋设温度传感器就可以较好地监测计算出混凝土上下层温差。为此,建议结合计算方式1和方式2及其拟定的配套的上下层容许温差进行上下层温差监控。

2.6 上下层温差监测方法可靠性验证

结合上下层温差计算方式1和方式2,在该大型船闸5#闸室南、北侧底板-导角进行了上下层温差监控试验,同时验证拟定的监控指标的可靠性。其中,5#闸室南、北侧底板于2022年10月12日开仓浇筑,南侧导角于10月31日开仓浇筑,北侧导角于11月5日开仓浇筑,底板与导角施工间歇期分别为20、25 d。
底板-导角混凝土内埋设的温度传感器如图8所示,在新、老混凝土结合面上、下0.10、0.25、0.5、1、1.5 m深度处各埋设了5支温度传感器。采集获得了导角混凝土浇筑后新、老混凝土结合面上、下1.5 m范围内10 d左右的温度数据,不同龄期底板-导角垂直向温度分布如图9所示。假设相邻测点温度为线性变化,采用计算方式1和方式2计算得到的南侧上下层温差分别为26.13、19.27 ℃,北侧上下层温差分别为27.84、19.55 ℃。
图8 底板-导角混凝土内温度测点埋设示意图

Fig.8 Schematic diagram of embedded temperature sensors in the bottom slab and guide angle pier

图9 5#闸室南北侧实测上下层温度分布

Fig.9 Measured temperature distribution between upper and lower layers in the north and south chambers of Ship Lock No.5

由试验计算结果分析可见:
(1)上层(导角)混凝土在11月份左右浇筑后,由于上层(导角)混凝土初期的温度不高,受上层(导角)混凝土温度和外界环境气温影响,底板混凝土内部-0.5~-1.5 m深度处的温度初期有所降低;随着上层(导角)混凝土水泥水化放热,温度逐渐升高,热量倒灌至底板混凝土,使得底板混凝土的温度逐渐回升。该船闸采用泵送混凝土浇筑,由于泵送混凝土半熟龄期小,水化速率快,因此上层(导角)混凝土在第3天左右即达到最高温度,随后受外界环境气温影响,上层(导角)混凝土温度逐渐降低,在第9天时,上下层温度分布梯度明显减小。
(2) 计算方式1和方式2计算的5#闸室南、北侧混凝土上下层温差表现为南侧小于北侧,其原因是南侧导角混凝土浇筑间歇期小于北侧,间歇期越小,底板混凝土温降时间越短,其温度更高;无论是采用计算方式1或2,实测的上下层温差均未超出这两种计算方式拟定的上下层容许温差(29.14、19.95 ℃),且闸室现场未见肉眼可见裂缝,说明本文提出的上下层温差计算方式及其配套的上下层容许温差拟定方法切实可行。

3 结论

基于计算方式与监控指标相配套的原则,设计了4种上下层温差计算方式,进而基于提出的上下层容许温差拟定方法拟定了相应的容许温差,并结合某大型船闸工程进行了应用,得到结论如下:
(1)根据不同季节、不同间歇期浇筑某大型船闸底板-导角混凝土温度场和徐变应力场仿真计算结果,基于提出的上下层容许温差拟定方法,分别拟定了4种不同上下层温度计算方式相配套的容许温差,拟定结果分别为29.14、19.95、20.29、18.02 ℃。即上下层温差计算方式不同,其对应的容许温差差异较大。
(2) 虽然计算方式3、计算方式4更符合现有规范关于上下层温差的定义,但这2种计算方式难以在现场实施;考虑现场上下层温差监控的可操作性,建议选取新、老混凝土结合面上下层温度影响区域几何竖直中心线范围的上下层温差计算方式1、计算方式2进行上下层温差计算与监控。现场大型船闸底板-导角混凝土上下层温差试验展示了建议方法及其配套容许温差的监控可行性。
(3) 由于上下层容许温差与混凝土原材料、配合比、结构型式以及运行的温湿度环境等相关,适用于不同地区、不同混凝土性能、不同结构型式的大体积混凝土的上下层容许温差还需要进一步系统研究。

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