大型地震工程模擬研究設施水下振動臺基礎大體積混凝土溫度控制研究*

王 進，于海申，周志健，姚文山，魏 鵬

(1.中國建筑第八工程局有限公司，上海 200135；2.中國建筑第八工程局有限公司華北分公司，天津 300350)

1 工程概況

國家大型地震工程模擬研究設施項目占地10萬 m2，建筑面積7.6萬m2，包括仿真中心和實驗中心。實驗中心包括大型振動臺和水下振動臺，地下3層，地上1層，局部2層，地下為鋼筋混凝土框架結構，地上為鋼結構，最大高度36.9m，最大單體跨度78m，基坑最大深度18.4m。水下振動臺基礎區大體積混凝土結構長91.5m、寬59.6m，厚5m，混凝土強度等級為C30，抗滲等級為P8(見圖1)。

圖1 水下振動臺基礎區域至首層區域模型

采用側面單層膠合木模板帶模養護14d，頂面覆蓋雙層養護膜后覆蓋土工布。假定在日均氣溫最高的7月進行澆筑，日均最高/最低氣溫為26℃/33℃，空氣相對濕度約74%，風速6m/s。

2 原材料與試驗方法

2.1 原材料設計概況

采用P·O 42.5水泥，標準稠度用水量28.9%，3，28d立方體抗壓強度分別為28.8，53.0MPa，初凝和終凝時間分別為214，291min。采用I級粉煤灰，細度7.9%，燒失量2.6%，需水量比90%。礦渣微粉為S95級，活性98%，比表面積420m2/kg，流動度比為105%。粗集料采用5～25mm連續級配石灰石，針片狀含量4%，含泥量1.1%，壓碎值7%。細集料采用河砂，中砂、細度模數為2.6，含泥量1.9%。采用高性能聚羧酸減水劑，固含量為11%，減水率27%，凈漿流動度248mm。計算區域使用C30P8的混凝土，配合比為：水泥∶礦粉∶粉煤灰∶砂∶石∶水∶減水劑摻量分別為17∶50∶120∶798∶1 070∶160∶7。

2.2 水化熱試驗

膠凝材料水化放熱量和水化放熱速率是預測混凝土早期變形的重要數據，通過恒溫測量儀TAM AIR進行，測量精度為±20μW。膠凝材料稱重后為11.1g，在20℃環境下，與經反滲透的純水中進行攪拌，然后放入安瓿瓶中進行測試，通過測量試樣水化過程放熱時的熱流，并根據參比樣測試結果進行數據修正，得到試樣水化放熱速率隨時間變化規律。

3 混凝土早期變形開裂風險計算

3.1 計算模型

通過水化模型和傳熱模型耦合計算水化度場與溫度場，利用水化度場計算混凝土力學性能、收縮、徐變相關性能的演變，并和溫度場通過力學模型計算得到應變與應力場。

本次計算使用水化度描述膠凝材料水化程度[1]，定義如下：

(1)

式中：Q為水化放熱；Qpot為完全水化反應熱。水化速率采用Cervera的Affinity law模型[2]：

(2)

式中：α為水化度；η為擬合參數；αmax為材料達到的最大水化度，用Shindler等提出的公式進行計算[3]：

(3)

假設混凝土中為固相傳熱，內部僅為熱傳導，遵循傅里葉定律，如下式：

(4)

式中：λ為混凝土導熱系數/(W·m-1·K-1)；Cp為比熱容(J·g-1·K-1)；Q為水化熱(W·m-3·K-1)；ρ為混凝土密度(kg·m-3)；T為溫度(K)；T為溫度梯度(K·m-1)。

混凝土應變分解如下[5]：

ε=ε0+εbc+εds+εau+εT

(5)

式中：ε0為彈性應變；εbc為基本徐變應變；εds為干燥(收縮)應變；εau為自收縮應變；εT為溫度應變。

其中，溫度應變如下：

εT=αT(T-Tref)

(6)

式中：αT為混凝土線膨脹系數，取10-5/K；Tref為參照溫度(K)。

干燥收縮和自收縮應變采用Bazant B4模型中的方法進行計算[6]，徐變采用Schutter的廣義Kelvin流變模型進行計算[7]。

假設Kelvin單元中的彈性模量E1和黏度η1與水化度相關?；炷翉椥阅Ａ康刃阅堞啡缦耓8]：

(7)

式中：Ψ28為性能發展的最終值，不同性能Ψ的取值不同，抗壓強度時Ψ取值為1，彈性模量和抗拉強度時Ψ取值0.67。

采用四面體網格對計算幾何進行劃分，最小單元尺寸為100mm，最大單元尺寸為5 500mm，3次澆筑網格劃分如圖2所示。

圖2 3次澆筑網格劃分

傳熱計算中采用熱流邊界，垂直于邊界方向通過的熱流qcon計算如下：

qcon=Hi(Text-T)

(8)

式中：Hi為不同環境傳熱邊界的等效換熱系數。根據澆筑時間，環境溫度設日均最高/最低氣溫依正弦函數Text=27+5sin[2π(x-0.25[d])]變化，如圖3所示。

圖3 環境氣溫變化

力學邊界中土層底部為固接，側面在水平方向無位移，另外在底部支撐處限制高度方向無位移，其余邊界為自由邊界，地基和混凝土接觸邊界連續，如圖4所示。

圖4 位移邊界條件

3.2 模型參數

根據水化熱試驗結果對式(2)中的參數進行擬合，與絕熱溫升試驗結果比較如圖5所示。

圖5 水化模型擬合結果

根據試配試驗結果，28d混凝土立方體抗壓強度為36.6MPa，90d抗壓強度為39.6MPa，28d彈性模量計算如下：

(9)

fctm=0.3(fck)2/3

(10)

式中：fck是28d抗壓強度特征值。計算所用參數如表1所示。

表1 計算所用參數

3.3 結果與討論

為評價大體積混凝土開裂風險，認為第一主應力大于抗拉強度平均值時，混凝土將產生裂縫，所以通過第一主應力與抗拉強度平均值的比值σ1/fctm， 即開裂風險云圖反映大體積混凝土整體開裂風險隨時間的變化。

通過第1次澆筑第3,7,14,28d的第一主應力與抗拉強度平均值比值σ1/fctm分布圖,可以看出，開裂風險較大區域集中在表層和底層。

大體積混凝土早齡期因水化放熱和混凝土傳熱過程導致的里表溫差，使表層混凝土受內部混凝土約束產生應力，進而產生開裂風險。溫度梯度是此類開裂的重要控制指標，因此，通過溫度控制，尤其是表里溫度梯度可有效避免開裂發生。選取結構平面中心豎直方向，分析開裂風險與溫度梯度間的關系(見圖6)。澆筑后3～28d內溫度沿數值方向變化曲線如圖7所示?？梢钥闯?，表面溫度隨時間推移而降低，溫度梯度由46℃降至26℃，中心溫度由68℃降至55℃，表里溫差由24℃增至29℃。為確定溫度梯度控制指標，可考察開裂風險與溫度梯度的相關性，并將開裂風險為0.7時的溫度梯度作為控制指標，選取澆筑14d后結構平面中心點沿豎直方向溫度梯度與開裂風險變化進行研究(見圖8)?？梢钥闯?，開裂風險與溫度梯度具有很強的相關性，開裂風險0.7對應的溫度梯度約為20K/m，所以將其作為溫控指標，溫差過大時應及時加蓋保溫層。

圖6 平面中心處沿豎直方向選取點

圖7 平面中心處沿豎直方向溫度分布

圖8 溫度梯度和開裂風險變化

此外，除最大第一主應力外，還應注意混凝土最高溫度，若>70℃，則有可能延遲鈣礬石反應導致混凝土脹裂，通?；炷翝仓?～3d后的溫度達最大值，此時澆筑塊內部第一主應力將達早期最高值，因此應著重觀察每次澆筑3d后溫度與第一主應力分布云圖。第1次澆筑3d后，溫度云圖中,內部最高溫度為68.2℃，未達70℃。

4 溫度控制措施及效果

使用數顯插入式電阻測溫儀測量混凝土入泵和入模溫度，測量范圍為-30～50℃，誤差±0.2℃，顯示精度0.1℃，嚴控入模溫度≤30℃。

使用礦物摻合料優化混凝土膠凝材料組分，降低水化速率和總水化熱。優化后7d的放熱速率和累計放熱量如圖9所示?？梢钥闯?，不僅水化放熱最高速率降低50%，且放熱峰更平緩，降低溫度梯度。此外，第3天與第7天累計放熱分別降低32%，24%，降低大體積混凝土的絕熱溫升，避免因延遲鈣礬石反應引起的開裂。

圖9 水化放熱速率和累計放熱量

澆筑期間正處夏季，太陽輻照強烈，泵送時泵管溫度>50℃，不僅影響混凝土入模溫度，還可能因漿體在高溫下快速硬化，造成泵管內壁粗糙，影響系統整體泵送性能。為此，采取泵管外包熱反射材料的做法，降低泵管溫度，進一步保證澆筑時的入模溫度，確保<30℃。

為驗證溫控措施效果，依據實時情況調整混凝土保溫層，將大體積混凝土沿豎直方向埋設溫度傳感器監控溫度，布置點平面如圖10所示。

圖10 測溫點平面布置

沿高度方向布置傳感器，如圖11所示，1～4號傳感器間隔800mm，4～8號傳感器間隔600mm，溫度均沒有超過70℃，滿足避免延遲鈣礬石發生的溫度限值。表層因對流作用與環境換熱效果較底層更明顯，7，8號測點降溫速率明顯高于1，2號測點。

圖11 沿高度方向溫度監測結果

因為溫度梯度在靠近頂層和底層處最大，所以觀察測點1，2與測點8，7間的平均溫度梯度，如圖12所示，并以此作為溫度控制的數據依據?？梢钥闯?，澆筑和養護過程將平均溫度梯度控制在20K/m內。

圖12 底層和表層平均溫度梯度

對大體積混凝土頂部、中部和底部進行應變監測，如圖13所示，中部收縮最大，但仍<150μm，表明大體積混凝土收縮得到良好控制。

圖13 沿高度方向應變值

5 結語

1)依據多物理場耦合計算評估開裂風險，得出以溫度梯度20K/m作為溫度控制的主要目標。

2)通過控制入模溫度、優化膠凝材料組分、泵管包裹熱反射材料等方式達到溫控目標。

3)溫度監測結果表明最高溫度符合標準要求。以表層600mm、底層800mm間距的測量結果計算平均溫度應變，此結果均小于20K/m，符合溫控要求。

4)應變監測結果表明收縮率均小于150μm，表層和底層28d收縮率僅為50μm，減縮效果明顯。