车站底板大体积混凝土浇筑的温度效应

徐嘉祥, 武 科, 杨 涛, 李国栋, 韩宇聪

(1. 山东大学 土建与水利学院， 山东 济南 250061； 2. 中国电建市政建设集团有限公司, 天津 300384)

大体积混凝土建造过程中产生的温度效应以及混凝土的干缩往往会引起变形和开裂的问题，通常认为混凝土在浇筑完成后的变形主要由温度收缩及湿度收缩引起的[1].温度收缩主要源自于混凝土内外温差以及随龄期变化而产生的温变.湿度收缩主要源自于混凝土水化反应引起的自收缩和干缩.自收缩指的是胶凝材料的水化反应引起毛细孔负压和内部相对湿度降低，从而导致宏观体积减小的现象.干缩指的是混凝土失水导致毛细孔张力变大，导致毛细孔缩小，从而引起混凝土体积变小的现象.但对于温度收缩和湿度收缩的影响时间、影响程度以及相互作用的水平尚不明确.

岳著文等[2]采用Midas有限元软件，对大体积混凝土底板水化热进行研究，发现在水化反应中内、外部混凝土交替受到拉压力的作用.张文博等[3]通过监测和模拟研究，发现大体积混凝土由于早期水化热大量聚集在内部，形成巨大的里表温差，易发生温度裂缝，并提出适当掺用粉煤灰的方法来降低水化热.胡健中等[4]结合数值分析和现场实测，开展了大体积混凝土施工中的水化热控制技术研究，结果表明混凝土浇筑层厚度是控制大体积混凝土内部温度峰值的关键因素，施工时应合理分层.朱鹏飞等[5]采用Krstulovic-Dabic模型3个时期的积分方程，对比分析了大体积混凝土不同胶凝材料体系水化反应的放热规律.赵志方等[6]通过对不同掺量粉煤灰的混凝土进行温度应力试验，提出两种混凝土自收缩发展模型，研究表明高掺粉煤灰混凝土的自收缩发展程度比基准混凝土小.ZHAO Y. Q.等[7]通过改变热导率、比重等热参数，分析温度和应力的变化过程，发现通过提高混凝土导热系数、降低比热和温升系数，可以有效降低混凝土结构内部的最高温度.M. K. SAEED等[8]通过试验和数值模拟，研究了纤维对大体积混凝土结构水化热和早期开裂的影响，使用DIANA FEA BV软件对两个现场大体积混凝土砌块进行了基于多物理场的有限元模拟，预测了热量产生，探讨了砌块中的应力分布和相关开裂问题.N.ANISKIN等[9]考虑了模板对温度状态的影响，采用数值计算对3种模板情况进行了温度裂缝风险的评估，对大体积混凝土结构的设计和施工提供了资料.A.E.KLAUSEN等[10]通过试验研究了固化温度对一系列粉煤灰混凝土自生变形的影响，发现自生变形和热膨胀是硬化阶段应力发展的主要驱动力.综上，目前研究大多集中在探究水化热导致大体积混凝土的温变，以及温变对混凝土应变和裂缝的影响，但对混凝土在浇筑完成初期的水化反应所引起的自收缩和干缩对大体积混凝土底板应变的影响研究较少.

为此，笔者所在课题组依托成都地铁19号线华兴街站底板大体积混凝土浇筑工程，采用现场监测与数值计算分析方法，开展地铁车站底板大体积混凝土浇筑温度效应的研究，探讨水化反应引起的温度收缩和湿度收缩的特性.采用分层、分段的方法，分析引起大体积混凝土底板变形的主要因素，并结合地铁车站施工特点和工期要求提出合理化的控制措施.

1 车站底板大体积混凝土施工监测与数据分析

1.1 工程概况

成都地铁19号线华兴街站采用地下4层岛式站台，位于红星路南延线东侧空地内.车站总长为220.0 m，标准段总宽为37.4 m，车站基坑深为33.4 m，车站结构顶板覆土为3.5～5.0 m.根据成都轨道交通19号线二期工程总体筹划，华兴街站小里程端采用围护桩内支撑，其余开挖段为全放坡明挖车站.主体结构为地下4层岛式框架结构，采用明挖施工.车站基坑采用全放坡开挖与土钉支护的技术.

本次监测位置为车站第9段底层底板.底板采用两侧同时浇筑C35混凝土，底板厚度为1.4 m，长度为37.0 m，宽度为24.0 m，属于大体积混凝土浇筑的范畴.车站结构剖面图如图1所示.

图1 车站结构剖面图(单位：m)

1.2 监测点布置及测量仪器

该地铁车站大体积混凝土底板采用分层的方式进行测点布置.考虑到底板厚度较大，为了更好地监测底板温度和应变，将监测点的布置分为上层、中层和下层，每一层又将监测点分为内侧(靠近已浇筑底板)、中间和外侧.在底板厚度、长度和宽度3个方向分别设置监测点，以便能够比较全面地监测底板3个维度的温度和应变.此外，为了节省监测成本，考虑到底板浇筑过程是由两侧向中间同时进行，因此在底板下层和上层也采用对称布置的方式.底板下层仅在左侧设置测点，测点编号为28-39，共计12个测点；在底板中层中间位置设置测点，测点编号为40-45，共计6个测点；底板上层仅在右侧设置测点，测点编号为46-57，共计12个测点.已浇筑的底板测点编号及布置平面图如图2所示.

图2 底板监测点编号及布置平面图(单位：m)

底板数据监测采用XHX-115系列振弦式混凝土埋入式应变计，主要用来测定其埋设位置周围混凝土的应变变化.主要技术参数如下：量程为±1 500×10-6，灵敏度为1×10-6，测量标距为150 mm，适用环境温度为-10～70 ℃；温度测量范围为-20～125 ℃，温度测量的灵敏度为0.25 ℃，精度为±0.50 ℃.

1.3 底板水化热监测数据分析

以该车站底板的厚度方向为Y方向，长度方向为X方向，宽度方向为Z方向.单次浇筑混凝土体积较大，因此在浇筑和前期养护过程中会释放出大量的水化热，导致底板温度发生剧烈的变化，并且由于浇筑采用分层、分段的方法进行一次浇筑，底板各层的水化反应会存在滞后效果.同时根据传热理论，在混凝土内部主要以热传导的方式进行传热，在混凝土表面主要以热对流和热辐射的方式进行传热，热量在混凝土各层的传递存在不协调性.因此对于厚度较大的大体积混凝土底板的温度场研究，采用分层、分区域的方法比较合理.在下面的数据监测及数值分析中，沿Y方向对底板上、中、下各层进行温度与应变的对比，沿Z方向对底板内中、外各区域进行温度与应变的对比.

1.3.1底板水化热温度数据分析

图3为底板外侧各层温度-龄期关系曲线.图4为底板中间各层间最大温差-龄期关系曲线.

图3 底板外侧各层温度-龄期关系曲线

图4 底板中间各层间最大温差-龄期关系曲线

由图3、4可知：① 底板外侧各层温度变化存在较大的差异，底板上层在龄期为0.5～1.0 d时最先达到最高温度(42 ℃)，温度达到最大值后开始迅速下降；下层在龄期为2.0～3.0 d时达到最高温度(49 ℃)，由于下层混凝土最先浇筑，且下层区域距离换热面最远，热量不容易消散，因此温度变化幅度较小，且较平缓；中层在龄期为1.0～2.0 d时达到最高温度(58 ℃)，温度呈先快速升高、再缓慢下降的变化趋势，且变化幅度较大.② 底板各层混凝土的绝热温升在理论上应该是一样的，但在本试验中各层温度的峰值及变化趋势会有如此大的不同，主要是由于底板各层的换热面存在差异.热量在换热面处流失较快，而在该底板中最大的换热面为底板上表面.因此底板上层散热最快，底板中层其次，底板下层最慢.此外，靠近换热面的混凝土温度受周围环境温度波动的影响较大，温度变化趋势不稳定.从监测数据中也可以看出，底板各层温变的稳定程度从下至上依次降低.上层散热快，温度最低，且受环境温度影响大；中层温度变化幅度最大，升温快，降温也快；下层散热最慢，温度变化幅度较小.③ 在底板各层的温差对比中，相邻两层分别为中层和上层、中层和下层.其中中层和上层最大温差可以达到约21 ℃，并且之后温差一直维持在14 ℃左右；中层和下层最大温差仅约为10 ℃，在浇筑完成的第5～6天达到最小值后，该温差开始逐渐增大，且增大幅度不大.由此可知，底板的上层和中层的最大温差一直占据主导地位，在浇筑完成的1.0～3.0 d内就达到峰值.后期随着水化反应速度的减慢，温差逐渐降低.但由于上层靠近换热面，因此降温会更快，中层和上层的温差会一直保持一个较大的数值.虽然中层和下层在养护初期因为水化反应开始的时间不同，导致两层之间存在一定的温差，但由于两层的换热条件相似，后期温差会逐渐减小，直至趋于稳定.

1.3.2底板应变数据分析

图5、6分别为底板中间上、中、下层测点在X、Z方向的应变-龄期关系曲线.

图5 底板中间各层测点X方向应变-龄期关系曲线

图6 底板中间各层测点Z方向应变-龄期关系曲线

由图5、6可知：底板混凝土在水化反应前期反应剧烈，混凝土的干缩及自收缩作用明显，而且此时混凝土强度还不够，弹性模量较小，会引起较大的收缩变形；同时，水化反应前期混凝土的内部温度急剧上升，与上层混凝土形成巨大温差，根据热胀冷缩原理，内部体积膨胀，但受到温度较低的上层混凝土约束，会在内部产生压应力[11-12]，进而产生压应变.因此在水化反应前期，混凝土内部普遍产生较大的压应变，由此分析可以知道，混凝土的压应变主要是由干缩、自收缩以及温差效应引起的.

基于各层最大应变的测点监测数据进行拟合，得到各测点拟合曲线如图7、8所示.由图7、8可知：应变变化的稳定性与温度变化的稳定性有着密切联系，在底板上层，混凝土温度变化不稳定，规律性不强，测点46、57的应变变化也极不稳定；底板下层和中层混凝土温变规律较强，测点38、39、44和45应变变化趋势也比较有规律.这说明混凝土的应变不仅与底板各层之间的环境温差效应有关，也与混凝土自身的温度变化密切相关.

图7 测点X方向最大应变-龄期关系拟合曲线

图8 测点Z方向最大应变-龄期关系拟合曲线

由图7还可知：① 底板下层测点38的X方向应变和测点39的Z方向应变范围相差不大，并且变化趋势相似，最大压应变约为-1.50×10-4；测点38和39的应变在前期变化较大，且压应变急剧增加，随着龄期增长，应变逐渐减小，这主要和底板下层温度变化相关.②底板中层测点44的X方向应变和测点45的Z方向应变变化趋势相近，最大压应变约为-2.20×10-4，均为先急剧增加，然后再平缓减小，减小后的压应变约为-0.80×10-4，其中X方向最大压应变普遍要比Z方向大.但在后期两者恢复到相同水平的压应变，因此底板中层为应变变化最大的部位，应变变化规律性较好.

底板上层应变变化规律性较差，压应变上下波动呈现不规则变化，且Z方向最大压应变比X方向大，Z方向最大压应变为-0.80×10-4，在底板上层和中层的温差较大，温度的稳定性不高，同时上层受环境温度影响较大，散热快.因而在外部环境因素影响下，底板上层应变变化不规律.

图9为在监测第10天底板各层测点应变分布情况.由图9可知：X方向最大压应变为-1.77×10-4，位于中层测点44；Z方向最大压应变为-1.24×10-4，位于下层测点39；底板最大压应变集中于底板内侧中、下层和外侧的位置.主要是因为底板中、下层散热慢，且温度变化幅度大，温度效应比较明显，尤其在底板外侧(靠近未浇筑底板一侧)的混凝土与周围环境散热较快，且约束较少，因此压应变比较大.

图9 在监测第10天各层测点应变分布情况

由图9还可知：X方向最小压应变约等于0，位于上层测点48；Z方向最小压应变也约等于0，位于上层测点51.可见，底板最小压应变集中于底板上层内侧的位置(靠近已浇筑底板一侧).主要是因为靠近已浇筑底板一侧的变形受到约束，底板上层温度较低，后期温度变化幅度不大，且接近环境温度，温度效应影响较小.同时，由测点52、54可以发现底板上层内侧和中间位置普遍出现拉应变，这主要是由底板中层和上层间存在较大温差效应引起的，内部混凝土温度较高，发生体积膨胀，上层混凝土变形受到内部约束，上层相应出现拉应力，因此底板上层的内侧和中间位置易引起开裂.

2 数值计算模型与分析方法

2.1 数值计算模型

采用Abaqus大型有限元分析软件对温度场和应变场进行分析，结合工程实例，建立地铁车站大体积混凝土底板的三维应力模型.对底板模型进行拆分，将其分为上、中、下3层，同时每一层按照测点布置区域拆分，之后对底板各层进行网格划分.采用C3D8R八结点线性六面体单元，设置减缩积分和沙漏控制，底板共划分为30 600个单元.图10为混凝土底板单元有限元网格划分.考虑到混凝土在浇筑完成初期强度还未形成，因此设置其弹性模量为设计强度的75%.此外，设置底板初始温度为20 ℃.其他参数设置如下：弹性模量为2 437.5 MPa，泊松比为0.15，比热为1.009 kJ·(kg·℃)-1，线膨胀系数为1×10-5，密度为2 500 kg·m-3，传导率为1.74×10-3kW·(m·K)-1.

图10 底板单元有限元分析模型

2.2 数值计算分析方法

车站底板数值模拟分析主要分为在单一自重作用下和单一温度作用下的分析.根据这两部分数值模拟结果，进一步探究不同因素对底板应变的影响，有限元分析软件中的设置如下：

1) 温度施加.对底板采用分层、分块的方式，根据实际监测温度施加温度场.使用Abaqus中自带的幅值编辑器，根据不同分析步时间，设置与之对应的温度，以此施加多个温度的预定义场，从而模拟底板在真实温变作用下产生的应变.

2) 边界条件.对靠近已浇筑一侧的底板侧面，施加3个方向的位移约束.对底板其他3个侧面施加法向位移约束，并在第7分析步解除约束，从而模拟施工现场拆模对底板边界条件的影响，对底板底部施加法向位移约束，底板顶部作为自由面，不设置约束.

3) 分析步设置.采用动力隐式分析步，根据每次现场监测所对应的时间，设置分析步时间，从而更好地模拟温度变化对底板应变影响的时效性.共设置了16个分析步，其中前10个分析步时间设置为43 200 s，后6个分析步时间设置为86 400 s.

3 数值计算结果分析

3.1 单一自重作用

埋入式混凝土应变计测得的应变值计算如下：

εr=εt+εs+εg，

(1)

式中：εr为应变计实测值；εt为温度效应产生的应变值；εs为混凝土干缩及自收缩产生的应变值；εg为混凝土自重引起的应变值.

对模型在单一自重荷载作用下的情况进行数值计算.图11为底板在单一自重作用下两个方向的应变云图.根据图11显示，在自重影响下，Z方向应变分布比较均匀，X方向应变则出现条带式分布，在厚度较大截面中X方向应变较大.主要原因为该车站底板沿Z方向截面变化不大，而沿X方向截面变化较大；在变截面处重力分布呈现差异，车站底板在X方向出现受力不均，从而导致应变分布不均，底板在X和Z方向应变变化不大，数量级为1×10-7左右.

图11 底板在单一自重作用下的应变云图

因此底板在不考虑后期施工及其他外荷载作用下，其自重对应变的影响不大，εg≈0，可以忽略不计，得

εr≈εt+εs.

(2)

3.2 单一温度作用

图12为底板在单一温度作用下X和Z两个方向的应变云图.由图12可知，在温度场作用下，底板在两个方向上普遍产生压应变，且X方向压应变普遍比Z方向大，最大数量级约为1×10-4，与实测值应变量级相近.且在后期与实测应变变化趋势相同，证明数值模拟分析结果具有一定的可靠度.

图12 底板在单一温度作用下的应变云图

从图12中可以看出：应变在底板各层、内外侧和厚度变化处存在差异，在单一温度作用下，底板应变主要与温度变化、边界条件有关；Z方向应变分布比较均匀，在底板内、外侧及厚度方向上存在一定差异.这主要是由大体积混凝土底板内、外侧各层温度不均匀分布及变化引起的.最大压应变集中于底板上层边缘位置，该位置温度变化明显，导致混凝土产生较大温度应力和温度应变.X方向应变在已浇筑一侧底板位置出现拉应变，而在底板其他部位仍是压应变.这主要是因为已浇筑一侧的混凝土对底板侧面处X方向变形起到约束作用，底板在散热收缩过程中变形受到阻碍，由此产生一定的拉应变.在底板远离已浇筑一侧X方向应变分布规律同Z方向相似，主要受到温度变化的影响产生一定压应变.

3.3 εt和εs在底板应变中的影响

根据以上单一温度作用下的数值分析结果，提取底板下层外侧某一单元的X和Z方向温度应变数据，选取的单元位置为测点38和测点39附近.该位置处两个方向的实测数据比较稳定，数据变化比较平缓，因此选取该位置作为研究的典型测点.根据式(2)，由实测应变值得到底板的收缩应变值.即εs≈εr-εt，绘得典型测点处应变-龄期关系曲线如图13所示.

图13 典型测点处应变-龄期关系曲线

图13中，X和Z两个方向温度应变εt与收缩应变εs的折线与实测应变εr的折线越相近，就说明此时温度应变或收缩应变的影响程度越大.由图13可知：在浇筑的前两天内，由于混凝土水化反应的剧烈发生，混凝土内部温度迅速上升，由数值模拟计算的温度应变为正应变；随着混凝土温度达到峰值，升温引起的正应变也达到最大值，但在浇筑完成初期混凝土强度还未形成，因此产生的温度应力并不太高，在前期底板产生收缩变形的主要原因为混凝土水化反应过程中产生的混凝土自收缩及混凝土的干缩.在混凝土初步固化和硬化后，由于受到约束，体积变形将引起再生混凝土的内应力,该内应力在前期对混凝土的压应变起到主导作用[13-14].由图13还可以看出，实测的应变曲线与收缩应变曲线变化趋势相近，同时由于各层存在温差，各层变形不协调产生的压应变也不容忽视.在浇筑第3天之后，混凝土的水化反应逐渐减弱，直至趋于平稳，同时混凝土的温度也由峰值逐渐平缓下降.此时，混凝土强度逐渐增强，混凝土的干缩和自收缩引起的收缩应变减小.而混凝土内部的温度应变随着混凝土弹性模量的增加逐渐占据主导.此时，由图13可以看出实测应变与温度应变的变化趋势相同.综上，对此类混凝土底板，在浇筑前期(龄期为0～3.0 d)，收缩应变为混凝土应变的主要影响因素，在浇筑中后期(龄期为4.0～10.0 d)，温度应变为混凝土应变的主要影响因素.

4 结论与建议

1) 在地铁车站大体积混凝土底板中，底板各层温度存在很大差异，因而会产生巨大的温差效应和温度效应.其中底板中层和上层温差最大，这导致混凝土内部压应变进一步增大.在底板水平面的长度和宽度两个方向的应变最大值位于底板中层和下层，上层混凝土会在内部混凝土约束下产生一定的拉应力，容易引起底板上层混凝土的开裂.

2) 在混凝土浇筑完成后的养护期间，不同阶段影响混凝土应变的主要因素不同.在前期(龄期为0～3.0 d)压应变主要由混凝土剧烈水化反应引起的自收缩和干缩引起，在浇筑中后期(龄期为4.0～10.0 d)主要由温度效应及底板各层间温差效应引起.因此，在不同养护阶段，需要关注的底板位置以及对应的安全措施是不同的.

3) 大体积混凝土底板在前期需要重点关注剧烈水化反应带来的收缩变形过大的影响，可以采取分层浇筑或者掺用外加剂来调节水化反应速率，改变混凝土的初凝和终凝时间，控制混凝土的半熟龄期，从而达到控制混凝土自收缩和干缩的目的.在中后期，需要重点关注温度效应和温差效应.针对底板中、下层混凝土温度高、散热速率慢的问题，可以采用物理和化学降温方法对其进行降温.例如，在龄期为0～3 d时使用冷却管或者掺用粉煤灰的方法来降低水化热；针对底板上层混凝土散热速率快、易开裂的问题，可以采取增加养护时间，在养护期间对混凝土覆盖保湿、保温材料等方法.