深圳超高層金融中心工程大體積底板混凝土施工關(guān)鍵技術(shù)余附圖豐富

金融中心大體積底板混凝土設(shè)計與施工關(guān)鍵技術(shù)1.高性能混凝土的設(shè)計1.1設(shè)計理念和目標本項目從大體積基礎(chǔ)底板的工程需要出發(fā)，對高性能混凝土的配制提出以下目標：（1）低熱?；炷猎诔跗谒不^程中的放熱量低。（2）低收縮?；炷恋淖陨湛s、干燥收縮都較低。（3）低鈣。水泥熟料用量低，礦物摻合料用量大，節(jié)約資源，利于環(huán)保。（4）高工作性?；炷辆哂泻芎玫牧鲃有院蛣蛸|(zhì)性，不離析，不泌水。（5）高抗裂性?；炷辆哂泻芎玫牡挚故湛s開裂的性能。1.2總體設(shè)計思路（1）采用大摻量粉煤灰混凝土；（2）以強度為指標，通過正交試驗分析水膠比、粉煤灰摻量、膠凝材料用量、水泥品種的影響規(guī)律；（3）以正交試驗得出的規(guī)律為基礎(chǔ)，設(shè)計若干組滿足設(shè)計強度的混凝土配合比；（4）對設(shè)計的若干組混凝土進行重要性能的測試，將結(jié)果對比分析，得出最佳的配合比。本報告以金融中心基礎(chǔ)底板的C40R60混凝土為例，介紹混凝土配合比的設(shè)計過程。1.3正交試驗方法1.3.1正交設(shè)計考慮大體積底板連續(xù)澆筑體量較大，單位時間內(nèi)對混凝土供應(yīng)需求較多，擬選用兩家混凝土攪拌站進行施工，并分別進行混凝土正交設(shè)計實驗。在正交設(shè)計試驗時，選用水泥品種、水膠比、膠凝材料用量和粉煤灰摻量等4個參數(shù)作為正交設(shè)計試驗的影響因素，水膠比、膠凝材料用量和粉煤灰摻量各設(shè)定4個水平，水泥品種設(shè)定2個水平。結(jié)合類似工程經(jīng)驗和相關(guān)規(guī)范規(guī)定確定因素和水平如表1-1所示。以混凝土的3d、7d、28d和60d抗壓強度為指標。表1-1因素水平表水平試驗因素A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種1380350.380水泥12400400.395水泥13420450.410水泥24440500.425水泥2根據(jù)因素水平表選用五因素四水平正交表L16(45)，將A排在第1列，B排在第2列，C排在第3列，D排在第4列，正交設(shè)計試驗安排如表1-2所示。表1-2正交設(shè)計試驗安排表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種列號用量列號百分比列號水膠比列號品種1138013510.3801品種12138024020.3951品4102品種24138045040.4252品種25240013520.3952品種26240024010.3802品種27240034540.4251品4101品種19342013530.4102品種210342024040.4252品種211342034510.3801品種112342045020.3951品種113444013540.4251品種114444024030.4101品種115444034520.3952品種216444045010.3802品種2取固定砂率43%，固定容重2400kg/，外加劑摻量使混凝土初始坍落度滿足180±20mm的要求。表1-3為試驗用混凝土配合比。表1-3混凝土配合比計算試驗號水泥品種混凝土配合比（kkg/m3）水泥粉煤灰砂碎石水外加劑％1品種1247133806.51069.1144.4根據(jù)工作性調(diào)整2品種1228152804.11065.8150.13品種2209171801.61062.6155.84品種2190190799.21059.3161.55品種2260140792.11049.91586品種2240160794.61053.41527品種1220180786.91043.11708品種1200200789.51046.51649品種2273147777.41030.4172.210品種2252168774.61026.9178.511品種1231189782.81037.6159.612品種1210210780.11034165.913品種1286154762.41010.618714品種1264176765.21014.4180.415品種2242198768.11018.1173.816品種2220220770.91021.9167.21.3.2正交結(jié)果分析（攪拌站甲）（1）3d強度結(jié)果極差分析表1-43d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種3d強度/MPa1380350.380江南小野田P.Ⅱ52.534.72380400.395江南小野田P.Ⅱ52.531.33380450.41022.54380500.42517.35400350.395286400400.38026.17400450.425江南小野田P.Ⅱ52.521.98400500.410江南小野田P.Ⅱ52.520.99420350.41027.310420400.42523.811420450.380江南小野田P.Ⅱ52.531.812420500.395江南小野田P.Ⅱ52.526.113440350.425江南小野田P.Ⅱ52.530.714440400.410江南小野田P.Ⅱ52.529.615440450.39521.716440500.38018.9均值126.450（3380）30.175（335%）27.8775（0.380）28.075均值224.225（4400）27.7（40%%）26.775（00.395）28.675均值327.250（4420）24.475（445%）25.075（00.410）23.30均值425.225（4440）20.8（50%%）23.425（00.425）23.10極差3.0259.3754.455.575從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：粉煤灰摻量、水泥品種、水膠比、膠凝材料用量。（2）7d強度結(jié)果極差分析表1-57d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種7d強度/MPa1380350.380江南小野田P.Ⅱ52.542.12380400.395江南小野田P.Ⅱ52.541.13380450.410284380500.42524.35400350.395376400400.380367400450.425江南小野田P.Ⅱ52.529.38400500.410江南小野田P.Ⅱ52.526.29420350.41034.310420400.42533.111420450.380江南小野田P.Ⅱ52.538.612420500.395江南小野田P.Ⅱ52.532.913440350.425江南小野田P.Ⅱ52.538.414440400.410江南小野田P.Ⅱ52.534.915440450.39529.716440500.38028.4均值133.875（3380）37.950（335%）36.275（00.380）34.8均值232.125（4400）36.275（440%）35.175（00.395）36.075均值334.725（4420）31.4（45%%）30.850（00.410）31.625均值432.850（4440）27.950（550%）31.275（00.425）31.075極差2.610.05.4255.0從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：粉煤灰摻量、水膠比、水泥品種、膠凝材料用量。（3）28d強度結(jié)果極差分析表1-628d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種28d強度/MPa1380350.380江南小野田P.ⅡⅡ52.549.62380400.395江南小野田P.ⅡⅡ52.550.23380450.41043.34380500.42535.55400350.39545.66400400.38045.17400450.425江南小野田P.ⅡⅡ52.540.88400500.410江南小野田P.ⅡⅡ52.540.39420350.4104610420400.42545.311420450.380江南小野田P.ⅡⅡ52.551.712420500.395江南小野田P.ⅡⅡ52.54613440350.425江南小野田P.ⅡⅡ52.545.614440400.410江南小野田P.ⅡⅡ52.546.315440450.39542.316440500.38040.7均值144.65（3880）46.7（35%%）46.775（00.380）45.675均值242.95（4000）46.725（440%）46.025（00.395）46.950均值347.25（4220）44.525（445%）43.975（00.410）43.725均值443.725（4440）40.625（550%）41.8（0.4425）42.225極差4.36.14.9754.725從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：粉煤灰摻量、水膠比、水泥品種、膠凝材料用量。（4）60d強度結(jié)果極差分析表1-760d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種60d強度/MPa1380350.380江南小野田P.ⅡⅡ52.559.52380400.395江南小野田P.ⅡⅡ52.558.23380450.41052.14380500.425495400350.39554.16400400.38054.17400450.425江南小野田P.ⅡⅡ52.549.68400500.410江南小野田P.ⅡⅡ52.551.99420350.41054.110420400.4255311420450.380江南小野田P.ⅡⅡ52.556.612420500.395江南小野田P.ⅡⅡ52.554.713440350.425江南小野田P.ⅡⅡ52.553.614440400.410江南小野田P.ⅡⅡ52.555.115440450.39552.116440500.38054.9均值154.7（3800）55.325（335%）56.275（0.380）54.725均值252.425（4400）55.1（40%%）54.775（0.395）55.075均值354.6（4200）52.6（45%%）53.3（0.410）53.525均值453.925（4440）52.625（550%）51.3（0.425）53.325極差2.2752.7254.9751.75從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：水膠比、粉煤灰摻量、膠凝材料用量、水泥品種。對不同齡期的不同因素的影響程度排序結(jié)果如下：表1-8各因素影響程度排序表強度齡期影響因素排序12343d粉煤灰摻量水泥品種水膠比膠凝材料用量7d粉煤灰摻量水膠比水泥品種膠凝材料用量28d粉煤灰摻量水膠比水泥品種膠凝材料用量60d水膠比粉煤灰摻量膠凝材料用量水泥品種從因素的影響程度來看，粉煤灰摻量和水膠比對強度的影響比較大，相對而言，水泥的品種和膠凝材料的用量的影響較小。粉煤灰的早期活性很低，在復(fù)合膠凝材料水化的早期，粉煤灰的反應(yīng)程度很低，此時粉煤灰主要起微集料填充的作用，因而隨著粉煤灰摻量的增大，混凝土的早期強度降低。但是隨著水化齡期的增長，粉煤灰的火山灰活性逐漸發(fā)揮，粉煤灰混凝土后期的強度增長的幅度大于純水泥混凝土。因此，如表1-8所示，在3d、7d和28d時，粉煤灰摻量對強度的影響程度是最大的，而到60d時，粉煤灰摻量對強度的影響程度則變成了第二位的。大體積混凝土一般對早期強度沒有特別的要求，而對早期的溫升則有非?？量痰囊螅x擇大摻量粉煤灰盡管會使早期強度有所降低，但并不影響后期強度，最重要的是使用大摻量粉煤灰可以明顯降低混凝土的早期溫升。60d齡期時，水膠比對混凝土強度的影響程度是最大的，水膠比增大，混凝土中的孔增多，強度降低。因此，在配合比設(shè)計中，在滿足混凝土的工作性的前提下，應(yīng)盡可能降低混凝土的水膠比。圖1-1是江南P.Ⅱ52.5水泥和臺泥P.O42.5水泥的水化熱對比。從中可以看出，江南P.Ⅱ52.5水泥的水化放熱速率快，放熱量大。圖1-2是兩種復(fù)合膠凝材料的水化熱對比，從這幅圖中可以看出江南P.Ⅱ52.5水泥與粉煤灰組成的復(fù)合膠凝材料的發(fā)熱量明顯高于臺泥P.O42.5水泥與粉煤灰組成的復(fù)合膠凝材料。正交分析的結(jié)果顯示，水泥品種對混凝土強度的影響很小，也就是說使用江南P.Ⅱ52.5水泥的水泥并不能明顯提高混凝土的強度，但卻明顯增大混凝土的發(fā)熱量。因此，綜合水泥對混凝土強度和發(fā)熱量的影響，應(yīng)選用臺泥P.O42.5水泥。圖1-1水泥的水化熱對比圖圖1-2復(fù)合膠凝材料的水化熱對比1.3.3正交結(jié)果分析（攪拌站乙）（1）3d強度結(jié)果極差分析表1-93d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種3d強度/MPa1380350.4130.32380400.4228.93380450.4418.84380500.4515.65400350.4222.66400400.4115.97400450.4523.48400500.4420.99420350.4420.510420400.451811420450.4125.812420500.4220.713440350.4526.114440400.4422.115440450.4217.716440500.4117.2均值123.4（3800）24.875（335%）22.3（0.441）24.125均值220.7（4000）21.225（440%）22.475（0.42）25.425均值321.25（4220）21.425（445%）20.575（00.44）19.15均值420.775（4440）18.6（50%%）20.775（00.45）17.425極差2.76.2751.98.0從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：水泥品種、粉煤灰摻量、膠凝材料用量、水膠比。（2）7d強度結(jié)果極差分析表1-107d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種7d強度/MPa1380350.4134.12380400.4235.13380450.4426.74380500.4518.15400350.4227.36400400.4119.57400450.4528.78400500.4428.79420350.4422.810420400.4520.111420450.4131.212420500.4225.313440350.4530.814440400.4427.315440450.4221.716440500.4121.1均值128.5（3800）28.75（355%）26.475（0.41）28.850均值226.05（4000）25.5（40%%）27.350（0.42）31.450均值324.85（4220）27.075（445%）26.375（0.44）23.8均值425.225（4440）23.3（50%%）24.425（0.45）20.525極差3.655.452.92510.925從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：水泥品種、粉煤灰摻量、膠凝材料用量、水膠比。（3）28d強度結(jié)果極差分析表1-1128d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種28d強度/MPa1380350.4144.42380400.4241.63380450.4432.44380500.45265400350.4234.66400400.4128.57400450.4540.28400500.4440.89420350.4433.310420400.4530.511420450.4144.912420500.4239.713440350.4539.514440400.4438.515440450.4233.116440500.4131.5均值136.1（3800）37.95（355%）37.325（0.41）40.7均值236.025（4400）34.775（440%）37.250（00.42）41.7均值337.1（4200）37.650（445%）36.250（00.44）32.25均值435.650（4440）34.5（50%%）34.050（00.45）30.225極差1.453.453.27511.475從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：水泥品種、粉煤灰摻量、水膠比、膠凝材料用量。（4）60d強度結(jié)果極差分析表1-1260d強度結(jié)果極差分析表試驗號A.膠凝材料用量(kkg/m3)B.粉煤灰摻量(占膠膠凝材料的%)C.水膠比D.水泥品種60d強度/MPa1380350.4149.22380400.4255.33380450.4442.54380500.4536.85400350.4237.86400400.4135.27400450.4546.38400500.4445.79420350.4441.810420400.4536.511420450.4146.112420500.4244.913440350.4541.914440400.4440.515440450.4235.516440500.4135.7均值145.95（3880）42.675（335%）41.55（0.41）45.225均值241.25（4000）41.875（440%）43.375（0.42）47.25均值342.325（4420）42.6（45%%）42.625（0.44）38.125均值438.4（4400）40.775（550%）40.775（0.45）37.325極差7.551.92.69.925從四個因素的極差結(jié)果來看，各因素對混凝土強度的敏感性由大至小依次為：水泥品種、膠凝材料用量、水膠比、粉煤灰摻量。對不同齡期的不同因素的影響程度排序結(jié)果如下：表1-13各因素影響程度排序表強度齡期影響因素排序12343d水泥品種粉煤灰摻量膠凝材料用量水膠比7d水泥品種粉煤灰摻量膠凝材料用量水膠比28d水泥品種粉煤灰摻量水膠比膠凝材料用量60d水泥品種膠凝材料用量水膠比粉煤灰摻量從不同齡期各因素影響程度排序表分析，水泥品種對混凝土強度的影響一直排在第一位，說明對相同等級的水泥而言，不同品牌的影響很大。對兩種品牌的水泥不同齡期下的強度均值比較如表1-14所示。華潤P.O42.5水泥與天山P.O42.5水泥相比，不同齡期下的混凝土強度值都有很大的差距。因此，水泥的品種之所是影響強度的最大因素，是因為本實驗采用的兩種水泥之間有很大的差距。根據(jù)強度試驗結(jié)果，華潤P.O42.5水泥不宜被本工程采用。圖1-3和圖1-4分別是兩種水泥的水化熱對比和兩種復(fù)合膠凝材料的水化熱對比。從水化熱的結(jié)果來看，華潤P.O42.5水泥與天山P.O42.5水泥的放熱量差距很小，兩種復(fù)合膠凝材料的水化放熱量差距更小。因此，從水化放熱的角度來講，兩種水泥是比較接近的。因此，選用天山P.O42.5水泥比華潤P.O42.5水泥更合適。表1-14不同品牌水泥齡期強度比較表強度齡期各齡期強度/MPPa3d24.77518.28757d30.1522.162528d41.231.237560d46.237537.725由于試驗中兩種水泥的性能差距較大，因而導(dǎo)致膠凝材料用量也成為一個對強度影響很大的因素，如果采用兩種性能相近的水泥，那么膠凝材料用量的影響應(yīng)該較小。表1-13的結(jié)果也顯示，粉煤灰對強度的影響程度早期較大，但后期較小，因此在配合比設(shè)計中可以采用大摻量粉煤灰。另外，水膠比對后期強度有較大的影響，因此應(yīng)適當降低水膠比。圖1-3兩種水泥的水化放熱對比圖1-4兩種復(fù)合膠凝材料的水化放熱對比1.3.4正交試驗總結(jié)根據(jù)本文的正交試驗結(jié)果，參考類似工程的配合比設(shè)計，初步選定以下四個配合比進行下一輪深入試驗：（1）配合比1：膠凝材料用量400kg/m3，粉煤灰摻量45%，水膠比0.42，采用臺泥P.O42.5水泥。（2）配合比2：膠凝材料總量420kg/m3，粉煤灰摻量50%，水膠比0.42，采用臺泥P.O42.5水泥。（3）配合比3：膠凝材料用量400kg/m3，粉煤灰摻量45%，水膠比0.42，采用天山P.O42.5水泥。（4）配合比4：膠凝材料用量420kg/m3，粉煤灰摻量50%，水膠比0.42，采用天山P.O42.5水泥。對上述四個配合比，進行以下試驗：①抗壓強度：3d、7d、28d、60d；②劈裂抗拉強度：3d、7d、28d、60d；③抗?jié)B試驗：標準養(yǎng)護60d，壓力為P14；④絕熱溫升試驗：0~14d；⑤彈性模量：3d、28d、60d；⑥氯離子滲透試驗：60d；⑦干縮試驗：0~60d；⑧自收縮試驗：0~14d1.4平行對比試驗1.4.1混凝土的配合比平行對比試驗所用混凝土的配合比基本參數(shù)如表1-15所示。根據(jù)正交試驗結(jié)果，選用臺泥P.O42.5和天山P.O42.5兩種水泥進行進一步對比研究。水膠比選定為0.42，砂率選定為0.43。選用兩種膠凝材料組成：第一種，膠凝材料總量為400kg/m3，粉煤灰摻量為45%；第二種，膠凝材料總量為420kg/m3，粉煤灰摻量為50%?；炷恋呐浜媳热绫?-16所示。表1-15混凝土的配合比基本參數(shù)編號水泥種類膠凝材料用量（kkg/m3）水膠比粉煤灰摻量砂率TN014000.4245%0.43TN024200.4250%0.43TS014000.4245%0.43TS024200.4250%0.43表1-16混凝土的實際配合比編號試驗廠家水泥品種混凝土配合比（kkg/m3）水泥粉煤灰砂碎石水外加劑TN01甲臺泥220180772102715912.0（3%）乙775161.88.8（2.2%%）TN02甲臺泥210210759101116712.6（3%）乙763169.59.24（2.22%）TS01甲天山220180771102716011.6（2.99%）乙775162.18.4（2.1%%）TS02甲天山210210759101116811.76（2..8%）乙763169.88.82（2.11%）1.4.2混凝土的抗壓強度結(jié)果混凝土的抗壓強度結(jié)果如表1-17所示。根據(jù)設(shè)計要求，混凝土的60d抗壓強度應(yīng)達到40MPa。根據(jù)試驗結(jié)果可以看出，3d時，各組混凝土的強度都超過了設(shè)計強度的50%；7d時，各組混凝土的抗壓強度都超過了設(shè)計強度的70%；28d時，各組混凝土的抗壓強度均超過了40MPa；60d時，各組混凝土的抗壓強度達到了設(shè)計強度的120%~140%。表1-17混凝土的抗壓強度試驗廠家編號3d7d28d60d強度MPa百分比%強度MPa百分比%強度MPa百分比%強度MPa百分比%甲TN0126.967.332.280.543.9109.855.4138.5乙23.258.034.887.044.6111.547.9119.8甲TN0223.759.331.177.846.7116.854.2135.5乙24.461.031.478.548.4121.054.7136.8甲TS012870.034.586.347.6119.052.9132.3乙21.553.831.478.541.8104.555.9139.8甲TS0222.656.529.874.544.6111.551.8129.5乙24.360.832.380.841.4103.552.3130.81.4.3混凝土的劈裂抗拉強度結(jié)果表1-18是混凝土的劈裂抗拉強度試驗結(jié)果。從表1-18中可以看出，60d齡期時，四組混凝土的劈裂抗拉強度均接近或者大于4MPa，說明四組混凝土均具有較強的劈裂抗拉能力，這對于混凝土的抗裂是有利的。表1-18混凝土的劈裂抗拉強度試驗廠家編號強度（MPa）3d7d28d60d甲TN012.172.493.594.35乙1.93.844.265.05甲TN022.012.653.883.84乙1.733.213.235.14甲TS012.32.823.673.92乙1.82.773.344.5甲TS021.842.753.393.9乙2.12.573.854.641.4.4混凝土的抗?jié)B性表1-19是混凝土的抗?jié)B性結(jié)果。由于這四組配合比都有較低的水膠比、合理的砂率、合理的膠凝材料組成，因此混凝土的孔隙率很低，混凝土具有很好的抗?jié)B性。檢測結(jié)果顯示，根據(jù)國家標準，這四組配合比的混凝土的抗?jié)B性試驗結(jié)果均合格。表1-19混凝土的抗?jié)B性結(jié)果試驗廠家編號抗?jié)B試驗結(jié)果甲TN01合格乙合格甲TN02合格乙合格甲TS01合格乙合格甲TS02合格乙合格1.4.5混凝土的彈性模量表1-20~表1-22列出了四組混凝土的3d、28d和60d的彈性模量。從試驗結(jié)果來看，齡期相同時，四組混凝土的彈性模量相差不大。并且，四組混凝土的彈性模量都比同等級的純水泥混凝土的彈性模量低一些，這是因為四組混凝土都采用了大摻量粉煤灰的緣故。在應(yīng)變相同的情況下，彈性模量低有利于減小混凝土內(nèi)的拉應(yīng)力，對混凝土的抗裂是有利的。表1-20混凝土的3d彈性模量/GPa1#2#3#平均TN0117.318.315.717.1TN0216.218.817.917.6TS0120.317.616.818.2TS0217.916.818.417.7表1-21混凝土的28d彈性模量/GPa1#2#3#平均TN0132.633.332.832.9TN0233.132.231.932.4TS0133.033.832.833.2TS0232.531.632.232.1表1-22混凝土的60d彈性模量/GPa1#2#3#平均TN0137.137.837.337.4TN0236.236.437.836.8TS0136.036.936.336.4TS0234.736.235.035.91.4.6混凝土的自生收縮圖1-5~圖1-11是混凝土自生收縮的試驗結(jié)果，其中每組配合比進行兩次試驗，取兩次試驗結(jié)果的平均值作為最終結(jié)果。試驗結(jié)果顯示，四組混凝土的自生收縮都非常小，14d的自生收縮值均低于35個微應(yīng)變。這是因為四組混凝土均采用了大摻量的粉煤灰，粉煤灰能夠明顯減小混凝土的自生收縮。相對而言，TS01和TN01的自生收縮較小，TS02和TN02的自生收縮較大。圖1-5配合比TN01的自生收縮圖1-6配合比TN02的自生收縮圖1-7配合比TN01與TN02的自生收縮對比（各配合比取平均值）圖1-8配合比TS01的自生收縮圖1-9配合比TS02的自生收縮圖1-10配合比TS01與TS02的自生收縮對比（各配合比取平均值）圖1-11配合比TN01、TN02、TS01和TS02的自生收縮對比（各配合比取平均值）1.4.7混凝土的干燥收縮圖1-12、1-13、1-14、1-15分別為TN01、TN02、TS01、TS02在60d內(nèi)的干燥收縮。每組配合比測試了三個試件，從圖1-12~圖1-15中可以看出，每組配合比的三個試件的干縮值比較接近，說明試驗具有很好的精確性。將測得的每組配合比的三個試件的干縮值取平均，作為該組配合比的干縮值。圖1-16對比了四組配合比的干燥收縮，結(jié)果顯示，四組配合比的干燥收縮很接近。四組配合比的60d干縮值均低于300微應(yīng)變，說明本實驗設(shè)計的四組混凝土的干燥收縮均較低，這是因為四組混凝土均采用了大摻量粉煤灰，粉煤灰對于減小混凝土的干燥收縮是有利的。圖1-12配合比TN01的干燥收縮圖1-13配合比TN02的干燥收縮圖1-14配合比TS01的干燥收縮圖1-15配合比TS02的干燥收縮圖1-16四種配合比的干燥收縮對比（各配合比取三組平均值）1.4.8混凝土的絕熱溫升四組混凝土的絕熱溫升試驗結(jié)果如圖1-17和圖1-18所示。根據(jù)試驗結(jié)果可知，混凝土在前4天的溫升速率很快，之后溫升速率發(fā)展較慢。在4d時，TN01的溫升值為43.6℃，TN02的溫升值為44.8℃，TS01的溫升值為41.1℃，TS02的溫升值為44.5℃。因此，四組混凝土的溫升值大小關(guān)系為TN02>TS02>TN01>TS01?；炷恋慕^熱溫升是衡量混凝土發(fā)熱能力的重要指標之一，也是大體積混凝土設(shè)計中應(yīng)重點考慮的問題之一，應(yīng)盡量選擇絕熱溫升值小的配合比。（1）TN01與TN02的絕熱溫升圖1-17TN01與TN02的絕熱溫升（2）TS01與TS02的絕熱溫升圖1-18TS01與TS02的絕熱溫升1.4.9氯離子滲透性混凝土的氯離子滲透性是評價混凝土耐久性的重要指標之一。本實驗采用了國際通用的ASTM1202的標準試驗方法對四組混凝土進行了氯離子滲透性試驗，表1-23是混凝土滲透性的評價標準。表1-24列出了試驗結(jié)果，本實驗的四種配合比的混凝土的滲透性等級均為“低”。這說明，這四組配合比的混凝土均具有非常好的抗氯離子滲透能力，具有非常好的耐久性。相對而言，TS01的抗氯離子滲透能力最好。表1-23混凝土滲透性評定標準電通量（庫倫）滲透性>4000高2000到40000中1000到20000低100到10000很低低于100基本不滲透表1-24混凝土的氯離子滲透試驗結(jié)果編號電通量（庫倫）滲透性實測值平均值TN0113141298低13451234TN0214451478低15381451TS0112411199低11541201TS0213561229低121811121.4.10底板混凝土配合比的確定根據(jù)上述試驗結(jié)果可知，TS01的絕熱溫升低，干燥收縮和自生收縮小，彈性模量低，抗?jié)B性合格，抗氯離子滲透性好，抗壓強度和劈裂抗拉強度高，因此TS01宜作為足尺模型試驗的配合比。即：膠凝材料總量：400kg/m3粉煤灰摻量45%水膠比0.42砂率43%混凝土的配合比如表1-25所示。表1-25底板混凝土的配合比材料名稱水泥摻和料砂子石子水外加劑規(guī)格P.O42.55粉煤灰=2\*ROMANII級河砂碎石地下水減水劑產(chǎn)地廣東云浮深圳媽灣東莞惠州-深圳市五山用量（kg/m33）220180852.51027164.58.42足尺模型試驗與計算2.1足尺模型實驗條件足尺模型試驗試塊為4.5m×4.5m×4.5m的混凝土試塊，試塊的邊界為底面、側(cè)壁和上表面。底面采用與實際底板相同的處理方法；側(cè)壁包括泡沫塑料保溫層和夯實土層；上表面采用與實際基礎(chǔ)底板施工時的養(yǎng)護方法。為檢測混凝土材料在施工期間的溫差收縮變形和抗裂性能，模擬試塊只在上表面和側(cè)壁配置構(gòu)造筋，其余部位不配鋼筋，如圖2-1所示。圖2-1試塊澆筑前足尺模型試驗所用的配合比已在表1-25中給出。在試塊澆筑前，現(xiàn)場檢驗混凝土的坍落度和均勻性，如圖2-2所示。本試驗所用混凝土的坍落度為160~180mm之間，滿足泵送混凝土的要求，且混凝土的均勻性良好?，F(xiàn)場搭設(shè)保溫棚，如圖2-3所示。棚內(nèi)設(shè)置數(shù)個電加熱器，使環(huán)境溫度控制在30~35℃，以模擬深圳地區(qū)夏季的氣溫。澆注時，采用混凝土泵車一次性連續(xù)澆注，澆注后，用木杠刮平、搓平，表面無水后覆蓋塑料薄膜及保溫草簾被，以保持表面溫度，如圖2-4所示。終凝后灑水養(yǎng)護，始終保持混凝土表面足夠濕潤。圖2-2混凝土坍落度檢測圖2-3現(xiàn)場保溫棚圖2-4混凝土表面覆蓋養(yǎng)護2.15養(yǎng)護棚內(nèi)放置混凝土溫度匹配養(yǎng)護箱，如圖2-5所示。根據(jù)試塊內(nèi)部中心點的溫度變化調(diào)整養(yǎng)護箱內(nèi)的溫度，使養(yǎng)護箱內(nèi)的混凝土試塊的溫度養(yǎng)護條件與混凝土足尺模型內(nèi)部溫度變化相匹配。圖2-5溫度匹配養(yǎng)護箱2.2溫度傳感器和應(yīng)變傳感器的布置方案溫度傳感器的布置方案溫度傳感器的總體布置方案如圖2-6和圖2-7所示。其中A點、C點和D點為Ⅰ型測點，在此三點的位置分別額外設(shè)置兩個傳感器于下部土體中，測定在實驗過程中足尺模型下部土地的溫度變化。P點和Q點測定周圍保溫板內(nèi)部的溫度，N點和O點測定保溫板外部土體的溫度。測定足尺模型下部土體溫度、保溫板溫度和保溫板外部溫度對于用有限元計算時所采用的邊界條件有指導(dǎo)作用。應(yīng)變傳感器的布置置方案應(yīng)變傳感器的總體體布置方案如如圖2-8和圖2-9所示。其中C點為Ⅰ型測點，其其它各點為Ⅱ型測點。由由于混凝土的的上下表面分分別向空氣和和土體中傳熱熱，因此上下下表面的溫度度梯度較大，相相應(yīng)地溫度應(yīng)應(yīng)變也應(yīng)當比比較大。因此此應(yīng)變傳感器器主要埋置在在上下表面。圖2-6溫度傳感感器布置方案案（a）Ⅰ型測點布置置圖（b）Ⅱ型測點布置置圖圖2-7溫度傳感感器測點布置置圖2-8應(yīng)變傳感感器布置方案案（aa）Ⅰ型測點布置置圖（b）Ⅱ型測點布置置圖圖2-9應(yīng)變傳感感器測點布置置2.3溫度監(jiān)測測結(jié)果圖2-10~圖2--26是各點的溫溫度變化曲線線。C3點是整個足足尺模型的中中心點，混凝凝土入模溫度度為23.25℃，C3點的溫峰值值為64.5℃，在澆筑后73h出現(xiàn)溫峰，混混凝土的絕對對溫升值為41.25℃。對于足尺模型內(nèi)部部的點，“2”和“4”號點是對稱稱點，盡管“2”和“4”號點與中心心點“3”號點的距離離為1.1m左右，但它它們與中心點點的溫差并不不大?！?”和“5”號點是對稱稱點，其中“1”號點接近混混凝土上表面面，“5”號點接近混混凝土下表面面?；炷辽仙媳砻娓采w棉棉被，且上不不空氣溫度在在30℃以上，而混混凝土下表面面直接接觸土土體，因此混混凝土上表面面散熱的速率率低于下表面面散熱的速率率，所以“1”號點的溫度度高于“5”號點。對于于同一個投影影點而言，“3”和“5”的溫差是最最大的。選取混凝土中心點點、內(nèi)部點、角角點、側(cè)邊點點進行分析：：C3與C5的最大溫差差為18.5℃，L3與L5的最大溫差差為19.25℃，A3與A5的最大溫差差為16.75℃，I3與I5的最大溫差差為17.75℃，H3與H5的最大溫差差為20℃，B3與B5的最大溫差差為22.25℃。可見，B點和H點（即側(cè)邊邊點）處容易易出現(xiàn)最大溫溫差，但最大大溫差值僅為為22.25℃。土體溫度度低是造成混混凝土足尺模模型下部溫度度低的主要原原因，試驗是是在冬季，實實際工程澆筑筑時是在夏季季，那時土體體溫度提高，會會在一定程度度上降低混凝凝土內(nèi)部的最最大溫差。在同一水平面上，C3與A3的最大溫差差為16.25℃，C3與I3的最大溫差差為7.5℃。C3與K3的最大溫差差為7.5℃，C3與L3的最大溫差差僅為2℃，C3與M3的最大溫差差僅為2.75℃?？梢娫谧阕愠吣Ｐ偷乃矫嫔?，混混凝土內(nèi)部的的溫差很小，即即使是中心點點與角點之間間的最大溫差差也僅為16.25℃。周圍保溫板內(nèi)部、保保溫板周圍土土體、足尺模模型下部土體體的溫度變化化曲線與足尺尺模型內(nèi)部測測點溫度變化化曲線相似，也也呈現(xiàn)先上升升后下降的趨趨勢，并逐漸漸趨于平緩。這這是因為這些些部位一方面面受內(nèi)部混凝凝土的傳熱，另另外也向土層層深處散熱，開開始時前種作作用為主，因因此溫度上升升，隨著混凝凝土放熱的逐逐漸減小，后后種作用開始始占主導(dǎo)，因因此后期溫度度逐漸下降。圖2-10A點點的溫度變化化曲線圖2-11B點點的溫度變化化曲線圖2-12C點點的溫度變化化曲線圖2-13D點點的溫度變化化曲線圖2-14E點點的溫度變化化曲線圖2-15F點點的溫度變化化曲線圖2-16G點點的溫度變化化曲線圖2-17H點點的溫度變化化曲線圖2-18I點點的溫度變化化曲線圖2-19J點點的溫度變化化曲線圖2-20K點點的溫度變化化曲線圖2-21L點點的溫度變化化曲線圖2-22M點點的溫度變化化曲線圖2-23N點點的溫度變化化曲線圖2-24O點點的溫度變化化曲線圖2-25P點點的溫度變化化曲線圖2-26Q點點的溫度變化化曲線2.4應(yīng)變監(jiān)測測結(jié)果說明：在在本報告中，應(yīng)應(yīng)變值為正時時，表示壓應(yīng)應(yīng)變；應(yīng)變值值為負值時，表表示拉應(yīng)變。足尺模型上表面的的應(yīng)變圖2-227~2-40為實測的足足尺模型上表表面各點的應(yīng)應(yīng)變值，從結(jié)結(jié)果可以看出出，早期由于于混凝土內(nèi)部部溫升，混凝凝土產(chǎn)生膨脹脹，內(nèi)部各點點都處于受壓壓的狀態(tài)，且且各個點處的的拉應(yīng)變均很很小，小于40微應(yīng)變，此此時混凝土不不會開裂。60d時，各點的的拉應(yīng)變都低低于200微應(yīng)變，從從絕對值來講講，這個應(yīng)變變也是比較小小的。圖2-27A11東西方向的的應(yīng)變圖2-28B1的應(yīng)變圖2-29C11東西方向的的應(yīng)變圖2-30D1的應(yīng)變圖2-31F11的應(yīng)變圖2-32G1的應(yīng)變圖2-33H11的應(yīng)變圖2-34J1的應(yīng)變圖2-35K11的應(yīng)變圖2-36M1的應(yīng)變圖2-37A11南北方向的的應(yīng)變圖2-38C1南北方向的的應(yīng)變圖2-39E11的應(yīng)變圖2-40L1的應(yīng)變足尺模型中間截面面的應(yīng)變圖2-441和圖2-42是混凝土中中心點處的應(yīng)應(yīng)變，從這兩兩幅圖中可以以看出，該處處的壓應(yīng)變低低于20微應(yīng)變，拉拉應(yīng)變低于160微應(yīng)變，核核心區(qū)混凝土土混凝土開裂裂的風(fēng)險低于于表面混凝土土。圖2-41C33南北方向的的應(yīng)變圖2-42C3東西方向的的應(yīng)變足尺模型下表面的的應(yīng)變圖2-443~圖2-50是實測的混混凝土足尺模模型下表面各各點的應(yīng)變，從從結(jié)果可以看看出，各點的的拉應(yīng)變均小小于120微應(yīng)變，拉拉應(yīng)變的絕對對值比較小。圖2-43A55南北方向的的應(yīng)變圖2-44C5南北方向的的應(yīng)變圖圖2-45A5東西方向的的應(yīng)變圖2-46D5的應(yīng)變圖2-47H55的應(yīng)變圖2-48J5的應(yīng)變圖2-49K55的應(yīng)變圖2-50M5的應(yīng)變綜合混凝土足尺模模型表面和內(nèi)內(nèi)部各點應(yīng)變變的監(jiān)測情況況可知，各點點的壓應(yīng)變很很小，不能對對混凝土造成成威脅；各點點60d的拉應(yīng)變最最大值也僅為為200微應(yīng)變，混混凝土的開裂裂風(fēng)險比較小小。2.5強度和抗抗?jié)B性結(jié)果抗壓強度結(jié)果混凝土強度試塊分分三批養(yǎng)護，即即標準養(yǎng)護：：置于20℃的標準養(yǎng)護護室內(nèi)養(yǎng)護；；同條件養(yǎng)護護：置于足尺尺模型旁邊養(yǎng)養(yǎng)護；溫度匹匹配養(yǎng)護：置置于養(yǎng)護箱內(nèi)內(nèi)養(yǎng)護，根據(jù)據(jù)足尺模型內(nèi)內(nèi)部的溫度變變化，調(diào)整養(yǎng)養(yǎng)護箱內(nèi)的溫溫度，使混凝凝土試塊的養(yǎng)養(yǎng)護溫度與足足尺模型內(nèi)部部溫度匹配。表2-1為在三種養(yǎng)養(yǎng)護條件下混混凝土在3d、7d、14d、28d和60d的抗壓強度度。從表2-1中可以看出出，混凝土在在三種養(yǎng)護條條件下的60d強度均達到到了C40混凝土的要要求。溫度匹匹配養(yǎng)護更能能反映足尺模模型內(nèi)部實際際強度的發(fā)展展規(guī)律，溫度度匹配養(yǎng)護的的試驗結(jié)果顯顯示，由于混混凝土內(nèi)部溫溫升對水泥和和粉煤灰的激激發(fā)作用，混混凝土3d的抗壓強度度就達到了53.9MMPa，達到了C40混凝土的要要求；60d強度達到了66.8MMPa，遠超過了C40混凝土的要要求。因此，從從強度的結(jié)果果來看，本實實驗所采用的的混凝土是合合格的。表2-1混凝土的的強度/MPa養(yǎng)護條件齡期/d37142860標準養(yǎng)護24.533.542.352.154.6同條件養(yǎng)護32.843.244.654.855.3溫度匹配養(yǎng)護53.960.863.366.366.8抗?jié)B性結(jié)果表2-22是溫度匹配配養(yǎng)護混凝土土60d齡期時的抗抗水滲透試驗驗結(jié)果，結(jié)果果顯示試驗所所采用的6個混凝土試試件的滲透狀狀態(tài)均為“未滲”，且滲水高高度低于143mmm，抗?jié)B標號號為P14，混凝土的的抗水滲透試試驗結(jié)果合格格。表2-2抗?jié)B結(jié)果試件序號試驗最大水壓（MMPa）滲透狀態(tài)滲水高度（mm）11.4未滲13221.4未滲14131.4未滲9341.4未滲11751.4未滲12161.4未滲1432.6足尺模型有有限元分析2.6.1溫度場場計算原理（1）溫度場熱傳導(dǎo)原原理圖2-51微小單單元對一均勻且各向同同性的固體進進行熱傳導(dǎo)分分析，其任意意一點處的熱熱流量q在各個方向向上的分量分分別與該方向向上的溫度梯梯度成正比，熱熱流方向與溫溫度梯度方向向相反，即 ，，(2-1)式中，λ為導(dǎo)熱系系數(shù)，單位kJ/(mm·h·°CC)。取內(nèi)部一個六面體體微小單元ddxdydzz，考察單位位時間內(nèi)其內(nèi)內(nèi)部熱量變化化。在單位時時間內(nèi)，左邊邊界流入熱量量為qxdydz，右右邊界流出熱熱量為qx+dxdyydz，熱量量差為（qx-qx+dx）dydz。對對qx+dx進行行泰勒級數(shù)展展開并取前兩兩項，并結(jié)合合式（3-1），即可得得 (2-2)因此，在x方向上上的凈流入熱熱量為 (2-3)同理，在y和z方方向上的凈流流入熱量為和和。單位時間內(nèi)單位體體積中發(fā)出的的熱量為Q，則在體積積dxdyddz內(nèi)單位時時間發(fā)出的熱熱量為Qdxxdydz。對對于混凝土來來說，Q代表了膠凝凝材料的發(fā)熱熱能力。在時間dt內(nèi)，此此微小單元由由于溫度升高高所吸收的熱熱量為 (2-4)式中，c為比熱，單單位是kJ/(kkg·℃)；t為時間，單單位為h；ρ為密度，單單位kg/m3。根據(jù)熱量守恒，溫溫度升高所吸吸收的熱量必必須等于從外外界凈流入熱熱量與內(nèi)部發(fā)發(fā)熱量之和，即 (2-5)整理后得熱傳導(dǎo)方方程 (2-6)式中，α為導(dǎo)溫系系數(shù)，單位m2/h在絕熱條件下，混混凝土的溫度度上升速度為為 (2-7)式中，θ為混凝土土的絕熱溫升升，單位℃；因此，熱傳導(dǎo)方程程可以改寫為為 (2-8)熱傳導(dǎo)方程建立了了物體的溫度度與時間和空空間的關(guān)系，但但滿足熱傳導(dǎo)導(dǎo)方程的解有有無限多，為為了確定需要要的溫度場，還還必須知道初初始條件和邊邊界條件。初初始條件指的的是初始瞬間間物體內(nèi)部的的溫度分布規(guī)規(guī)律，邊界條條件是指物體體表面與周圍圍介質(zhì)之間溫溫度相互作用用的規(guī)律，初初始條件和邊邊界條件合稱稱邊值條件。通常情況下，邊界界條件可用以以下四種方式式給出：第一類邊界條件，表表面溫度T是時間的已已知函數(shù)，即即 (2-9)混凝土和水接觸時時，表面溫度度等于已知的的水溫，屬于于這種邊界條條件。第二類邊界條件，表表面熱流量是是時間的已知知函數(shù)，即 (2-10)式中n指表面外法法線方向。第三類邊界條件，當當物體與空氣氣接觸時，經(jīng)經(jīng)過表面的熱熱流量為 (2-11)第三類邊界條件假假定經(jīng)過物體體表面熱流量量與表面溫度度T和氣溫Ta之差成正比比。即 (2-12)式中，β為表面放放熱系數(shù)，單單位kJ/(mm2·h·℃)表面放熱系數(shù)β取取決于固體表表面的粗糙度度、流體的導(dǎo)導(dǎo)熱系數(shù)、粘粘滯系數(shù)、流流速及流向等等,與固體本身身的材料性質(zhì)質(zhì)無關(guān)。第四類邊界條件當兩種不同的固體體接觸時，如如果接觸良好好，則在接觸觸面溫度和熱熱流量都是連連續(xù)的，邊界界條件為 ，(2-13)（2）瞬態(tài)溫度場有限限元計算方法法根據(jù)變分原理，瞬瞬態(tài)溫度場熱熱傳導(dǎo)微分方方程（2-8）在定解條條件式（2-9）~式（2-12）下的解，等等于如下泛函函的極值問題題 (2-14)上式中，第一項是是在求解域RR中的體積分分，第二項是是沿第三類邊邊界的面積分分，而第一類類邊界條件則則自動滿足。把求解區(qū)域R離散散成為有限個個單元，對于于任意單元，其其單元內(nèi)任一一點的溫度值值可以用單元元結(jié)點溫度表表示如下 (2-15)式中，形函數(shù)Nii（x，y，z）是坐標x、y、z的函數(shù)，結(jié)結(jié)點溫度Ti（t）是時間t的函數(shù)。單元e作為求解域域R的一個子域域△R，其泛函值值為 (2-16)當單元充分小時，可可近似地假定定在單元內(nèi)均均勻分布，對對式（2-16）在積分內(nèi)內(nèi)求微商，得得到 (2-17)為了使泛函I（TT）實現(xiàn)極值，應(yīng)應(yīng)有 (2-18)求解式（2-188）即可求得得各節(jié)點的溫溫度值。（3）混凝土的絕熱溫溫升和水化熱熱模型混凝土的絕熱溫升升和水泥的水水化熱有關(guān)。測測定混凝土的的絕熱溫升有有兩種方法，一一種是用絕熱熱溫升設(shè)備直直接測定，另另一種是間接接法，根據(jù)水水泥最終水化化熱和水化過過程曲線來計計算混凝土的的絕熱溫升。傳傳統(tǒng)的水泥水水化過程曲線線有指數(shù)式、復(fù)復(fù)合指數(shù)式和和雙曲線式等等。相比之下下，直接法比比較準確，條條件允許下應(yīng)應(yīng)盡量進行混混凝土的絕熱熱溫升試驗。混凝土內(nèi)部各點的的水化放熱量量不僅依賴于于齡期，而且且也受到溫度度的影響。大大體積混凝土土中心部位水水化快，升溫溫高，放熱快快，而邊緣部部位由于散熱熱的影響，升升溫慢，水化化速度相對也也較慢。因此此，在同一齡齡期，大體積積混凝土內(nèi)部部各點的放熱熱速率是不同同的。為了真真實模擬內(nèi)部部放熱速率，需需要考慮溫度度的影響。膠凝材料的水化是是一個化學(xué)反反應(yīng)過程，可可以利用Arrheenius公式來表征征反應(yīng)的速率率系數(shù)(2-19)式中，A為指前因因子；Ea為表觀活化化能，單位Jmoll-1；R為理想氣體體常數(shù)，8.3144Jmool-1K-1；T為絕對溫度度，單位K。對于水泥水化反應(yīng)應(yīng)，在0℃~100℃之間，通?？煽梢匀?700?？梢岳媒^熱溫升升曲線來推斷斷實際過程中中混凝土的放放熱曲線。如圖2-52所示，任取取水化過程中中的tj到tj+1時間段段，在Δtj的時間內(nèi)，兩兩種情況的放放熱量之比為為（2-20）因此(2-21)式中，為Δtj內(nèi)內(nèi)混凝土的實實際放熱；為為Δtj內(nèi)混凝土的的絕熱放熱；；為Δtj內(nèi)混凝土實實際溫度；為為Δtj內(nèi)混凝土絕絕熱條件下的的溫度。圖2-52水化熱熱方法的應(yīng)用用示意圖2.6.2足尺模型型溫度場的計計算結(jié)果計算模型：由于模模擬試塊在水水平方向上對對稱，為減少少計算量，在在有限元計算算時，只需要要取四分之一一部分（如圖圖2-53所示），在在對稱面施加加對稱約束。圖2-53計算模型型（1）計算結(jié)果與實測測結(jié)果的對比比選取了混混凝土足尺模模型的中心點點C、角點A、側(cè)邊點I，將有限元元的計算結(jié)果果與這些點的的實測結(jié)果進進行對比，如如圖2-54~圖2-66所示。從計計算結(jié)果與實實測結(jié)果的對對比來看，通通過有限元計計算可以很好好地模擬足尺尺模型的溫升升過程。圖2-54A1點點的溫度圖2-55A2點的溫度圖2-56A3點點的溫度圖2-57A4點的溫度圖2-58A5點點的溫度圖2-59C1點的溫度圖2-60C3點點的溫度圖2-61C5點的溫度圖2-62I1點點的溫度圖2-63I2點的溫度圖2-64I3點點的溫度圖2-65I4點的溫度圖2-66I5點的溫度（2）足尺模型內(nèi)部溫溫度梯度分布布溫度的絕絕對值對大體體積混凝土的的開裂影響并并不大，特別別是在遠離邊邊界約束的位位置，混凝土土開裂與否主主要與內(nèi)部的的溫度梯度有有關(guān)。溫度梯梯度越大，混混凝土內(nèi)各點點由于溫度變變形不一致而而引起的內(nèi)約約束力就越大大，開裂的可可能性就相對對較大，因此此有必要對大大體積混凝土土內(nèi)的溫度梯梯度予以重視視。圖2-67~圖2-70分別是混凝凝土足尺模型型內(nèi)部在3d、15d、30d和60d時的溫度梯梯度分布。從從計算結(jié)果來來看，足尺模模型內(nèi)部的溫溫度梯度無論論是在溫峰時時刻還是在降降溫過程中都都比較小，混混凝土開裂的的風(fēng)險很低。圖2-673d時時的溫度梯度度分布圖2-6815dd時的溫度梯梯度分布圖2-6930dd時的溫度梯梯度分布2-7060dd時溫度梯度度分布2.6.3應(yīng)力計計算原理（1）有限元應(yīng)力場計計算基本原理理對于一空間彈性體體，其內(nèi)部任任一單元上，在在任一結(jié)點ii的位移記為為 (a)其中ui、vi、wi分別為結(jié)點i沿xx、y、z方向的位移移分量，用表表示單元全部部結(jié)點位移所所構(gòu)成的向量量，即 (b)單元內(nèi)部任一點位位移可用形函函數(shù)和結(jié)點位位移表示如下下 (c)其中為形函數(shù)矩陣陣。對于空間問題，任任意一點的應(yīng)應(yīng)變可用位移移表示為 (d)將式（c）中位移移分量代入式式（d），可得 (e)其中的具體表達式式從略。根據(jù)廣義胡克定律律，應(yīng)力應(yīng)變變關(guān)系為 (f)其中為初應(yīng)變，為為初應(yīng)力，為為彈性矩陣。根據(jù)虛功原理，以以作用于單元元結(jié)點上的等等效集中力代代替分布于單單元邊界上的的應(yīng)力，作為為結(jié)點力，則則有 (g)將式（e）、（ff）帶入上式式，可得 (h)其中為單元剛度矩矩陣，和分別為初應(yīng)應(yīng)變和初應(yīng)力力引起的單元元結(jié)點荷載，分分別為 (i) (j) (k)根據(jù)虛功原理，將將分布荷載轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)換成等效的的結(jié)點荷載，即即 (l) (m)其中和分別為由體體積力和面力力引起的單元元等效結(jié)點荷荷載。由單元結(jié)點力和單單元結(jié)點荷載載平衡，可得得單元結(jié)點平平衡方程 (n)將式（h）、(ll)、(m)代入(n)，可得 (o)其中為單元結(jié)點集集中力荷載。對單元剛度矩陣和和單元結(jié)點荷荷載進行集成成，并處理邊邊界條件，可可得整體平衡衡方程為 (p)解方程得到結(jié)點位位移，即可通通過式（f）求得應(yīng)力力。（2）基于成熟度的彈彈性模量和抗抗拉強度的發(fā)發(fā)展公式混凝土的彈性模量量和強度的發(fā)發(fā)展，不僅和和齡期有關(guān)，而而且和養(yǎng)護溫溫度有關(guān)。由由匹配養(yǎng)護的的結(jié)果可知，試試塊中溫度較較高，導(dǎo)致彈彈性模量和強強度的發(fā)展比比標準養(yǎng)護要要快得多。而而且試塊內(nèi)不不同位置由于于溫度發(fā)展的的不一致，各各點的彈性模模量和強度不不完全相同。需需要引入時間間和溫度兩方方面的影響，才才能夠全面反反映混凝土中中彈性模量和和強度的增長長情況。根據(jù)據(jù)等效齡期的的概念，采用用基于CEB-FFIP19990模式規(guī)范，早早齡期混凝土土彈性模量發(fā)發(fā)展的公式為為：混凝土抗拉強度發(fā)發(fā)展的公式為為：其中，E28———28天混凝土彈彈性模量t0——初始時間，混凝土土初凝時間672—28天的的小時數(shù)（時時間單位為h）；s、n——針對混凝土品種的的參數(shù)。—28天抗拉強度.（3）邊界條件本模擬試塊底面受受地基的約束束，側(cè)壁土體體對試塊的膨膨脹也有一定定的限制作用用。因此在建建模時，可以以認為試塊底底部和側(cè)壁均均有約束，頂頂面無約束。計算混凝土的應(yīng)力力場，要考慮慮徐變和松弛弛對應(yīng)力和應(yīng)應(yīng)變的影響。按按照朱伯芳《大大體積混凝土土溫度應(yīng)力與與溫度控制》一一書中的觀點點，對于在徐徐變條件下泊泊松比為常量量且滿足比例例變形條件的的非均質(zhì)粘彈彈性體，若體體積力為零，外外部邊界給定定位移，部分分邊界外力為為零，則在溫溫度和邊界強強迫位移運動動下，其位移移與彈性體完完全相同，而而任一點的應(yīng)應(yīng)力可根據(jù)該該點的彈性應(yīng)應(yīng)力確定。在在本模擬試塊塊中，頂部可可以視為外力力為零，底面面和側(cè)壁由于于存在約束，則則近似認為位位移為零。因因此，在計算算中，可以認認為滿足上述述定理，徐變變和松弛只對對應(yīng)力有影響響，可采用松松弛系數(shù)法計計算應(yīng)力，而而應(yīng)變與彈性性體應(yīng)變相同同。（4）松弛系數(shù)法圖2-71用松弛法法求解彈性徐徐變應(yīng)力如圖2-71所示示，用松弛系系數(shù)法求解應(yīng)應(yīng)力應(yīng)變時，把把時間劃分為為若干個時段段：在每個時段內(nèi)，按按照彈性體計計算應(yīng)力，并并得到每個時時段內(nèi)應(yīng)力的的增量由于應(yīng)力松弛影響響，到時間tt時，松弛后后的應(yīng)力增量量為：這些應(yīng)力增量在圖圖2-71中用陰影表表示，把這些些應(yīng)力增量累累加起來，即即得到時間tt的應(yīng)力：2.6.4足尺模模型應(yīng)力分析析根據(jù)有限元計算結(jié)結(jié)果，最大應(yīng)應(yīng)力出現(xiàn)在足足尺模型的上上表面。圖22-72和圖2-73分別是足尺尺模型上表面面30d和60d的應(yīng)力分布布圖，其中右右下角點是中中心點。從應(yīng)應(yīng)力分布圖中中可以看出，下下表面的頂點點和邊緣處的的應(yīng)力較大。圖2-74~圖2-881顯示了上表表面的四個點點（A1、D1、I1、C1）和下表面面的四個點（A5、D5、I5、C5）的拉應(yīng)力力隨時間變化化規(guī)律。有結(jié)結(jié)果可知，各各點的拉應(yīng)力力均小于混凝凝土的抗拉強強度，這說明明混凝土開裂裂的風(fēng)險很小小，可以不采采取其他抗裂裂措施。圖2-7230dd時底面的應(yīng)應(yīng)力分布圖2-7360dd時底面的應(yīng)應(yīng)力分布圖2-74D1點點的應(yīng)力圖2-75D5點的應(yīng)力圖2-76I1點點的應(yīng)力圖2-77I5點的應(yīng)力圖2-78A1點點的應(yīng)力圖2-79A5點的應(yīng)力圖2-80C1點點的應(yīng)力圖2-81C5點的應(yīng)力2.7足尺模型試試驗與計算總總結(jié)本試驗對大體積混混凝土試塊60天內(nèi)的溫度度變化進行了了監(jiān)測，監(jiān)測測結(jié)果表明，混混凝土內(nèi)的最最高溫度為64.5℃，絕對溫升升為41.25℃，混凝土內(nèi)內(nèi)各點的最大大溫差低于30℃。如果正式式底板施工時時混凝土入模模溫度為25℃，那么溫升升后混凝土內(nèi)內(nèi)的最高溫度度不會超過85℃，且任意兩兩點的最大溫溫差也不會超超過30℃。因此，滿滿足設(shè)計中對對于混凝土溫溫度的要求。根據(jù)混凝土的絕熱熱溫升和試塊塊的邊界條件件，進行了混混凝土試塊的的溫度場模擬擬，并與實測測結(jié)果進行對對比，模擬計計算結(jié)果與實實測值符合得得較好。因此此，在實際底底板施工前，可可以用同樣的的方法對底板板的溫度場進進行數(shù)值模擬擬，以更好的的了解底板中中溫度的變化化情況。本試驗對大體積混混凝土試塊60天內(nèi)的應(yīng)變變變化進行了了監(jiān)測，并根根據(jù)混凝土內(nèi)內(nèi)的溫度場，對對于應(yīng)力應(yīng)變變進行了數(shù)值值模擬。根據(jù)據(jù)計算結(jié)果進進行開裂風(fēng)險險分析，發(fā)現(xiàn)現(xiàn)拉應(yīng)力最大大值出現(xiàn)在混混凝土冷卻過過程中的下表表面，且最大大拉應(yīng)力小于于抗拉強度。考考慮到計算偏偏于保守，且且實際底板中中有大量配筋筋，因此可以以認定在現(xiàn)有有的配合比、施施工和養(yǎng)護條條件下，混凝凝土開裂的可可能較小，可可以不采取其其他的抗裂措措施。3底板的連續(xù)續(xù)無縫施工和和測溫3.1溜槽施工3.1.1溜槽腳手手架搭設(shè)概況況為滿足大體積混凝凝土連續(xù)澆筑筑，現(xiàn)場采用用3排溜槽，由由基坑大環(huán)撐撐北側(cè)首道支支撐開始搭設(shè)設(shè)，從北向南南按照1:3的坡度延伸伸至基礎(chǔ)底板板上部。整個個溜槽架體近近30.0m高，溜槽寬寬度3.2m，呈“人”字形。為了了保證混凝土土澆筑覆蓋整整個底板，在在兩側(cè)巨型溜溜槽上，設(shè)置置4個分支溜槽槽，分支溜槽槽末端設(shè)置小小溜槽，并在在溜槽相應(yīng)位位置設(shè)置串筒筒。溜槽布置置圖如圖3-1和3-2所示。圖3-1溜槽腳手架平面布布置圖（平安安金融中心）圖3-2溜槽腳手架架立面布置圖圖（平安金融融中心）3.1.2材料用用量材料用量量統(tǒng)計表如表表3-1所示。表3-1材料用量量統(tǒng)計表序號材料名稱規(guī)格單位數(shù)量備注1鋼管48×3.5噸116立桿、大橫桿、剪剪刀撐（6米）2鋼管48×3.5噸504米小橫桿3扣件直角個160004扣件對接個66005扣件旋轉(zhuǎn)個44506木跳板50×250×44000塊4007密目網(wǎng)1.6m×6m張808大眼網(wǎng)3m×6m張3009鐵皮1mm厚m281010木模板18mm厚m266011木方50mm×1000mmm33012串筒組2713力矩扳手個63.1.3勞動力力所需勞動動力如表3-2所示。表3-2所需勞動力力表序號工種人數(shù)備注1架子工60上崗證2雜工203.1.4溜槽腳腳手架總體布布置溜槽腳手架采用單單立桿3排腳手架，腳腳手架支設(shè)在在上焊500mm長鋼管的角角鋼支架上，腳腳手架的立桿桿橫距≤1.6m，縱距≤1.6m，橫桿步距≤1.5m，并應(yīng)根據(jù)據(jù)實際搭設(shè)高高度及荷載情情況進行計算算后確定。主主溜槽腳手架架外立面應(yīng)滿滿打縱向剪刀刀撐，垂直于于溜槽方向每每隔一定間距距(6.4mm)滿打橫向剪剪刀撐。按照照約為1：3的坡度在腳腳手架的中間間一排立桿一一側(cè)的小橫桿桿上搭設(shè)寬度度為500mm的混凝土溜溜槽，在中間間一排立桿的的另一側(cè)的小小橫桿上鋪設(shè)設(shè)木跳板作為為操作臺和人人行通道。3.1.5腳手架架施工工藝流流程底板的下鐵鋼筋綁綁扎完成→溜槽腳手架架支架放線→溜槽腳手架架支架定位及及焊接→非溜槽腳手手架支架定位位及焊接→焊接通長[8槽鋼→綁扎中層鋼鋼筋網(wǎng)片→焊接次溜槽槽支架部分的的120×1120×8mmm鋼板片及500mm長的Φ48×3..5短鋼管→綁扎上鐵鋼鋼筋→搭設(shè)距混凝凝土面高200mm位置的掃地地桿→搭設(shè)溜槽腳腳手架→搭設(shè)木跳板板人行道及防防護網(wǎng)→搭設(shè)混凝土土溜槽。3.1.6溜槽腳腳手架搭設(shè)構(gòu)構(gòu)造（1）立桿起步立桿長為6mm和4m（將接頭錯錯開），用對對接扣件與焊焊接在溜槽腳腳手架角鋼支支架上的短鋼鋼管連接，以以后能用6m桿的腳手架架均用6m桿；采用對對接扣件連接接立桿接頭，同同步內(nèi)相鄰立立桿接頭在高高度方向錯開開的距離不得得小于500mm，立桿必須須沿其軸線搭搭設(shè)到頂，且且超過溜槽的的行走過道約約1.4m。（2）大橫桿（縱向水水平桿）大橫桿對立桿起約約束作用，與與立桿用直角角扣件扣緊，不不得隔步設(shè)置置或遺漏。大大橫桿之間采采用對接扣件件連接，接頭頭與相鄰立桿桿距離≤500mm。相鄰的兩兩根大橫桿的的接頭均應(yīng)相相互錯開，水水平間距應(yīng)≥500mm，同一排大大橫桿水平偏偏差不大于50mm及L/250。（3）小橫桿（橫向水水平桿）每一主節(jié)點處必須須設(shè)置一根橫橫向水平桿，用用直角扣件扣扣接在立桿上上，在任何情情況下，均不不得拆除作為為基本構(gòu)架結(jié)結(jié)構(gòu)桿件的小小橫桿。（4）掃地桿腳手架須設(shè)置縱、橫橫向掃地桿?？v縱向掃地桿采采用直角扣件件固定在距混混凝土面高200mm處的立桿上上；橫向掃地地桿亦應(yīng)采用用直角扣件固固定在緊靠縱縱向掃地桿下下方的立桿上上。（5）剪刀撐該腳手架外側(cè)滿打打剪刀撐，剪剪刀撐立桿與與地面夾角為為45°～60°，剪刀撐鋼鋼管采用搭接接，搭接長度度不小于1m，其上旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)扣件不少于于2個，剪刀撐斜斜桿應(yīng)用旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)扣件固定在在與之相交的的橫向水平桿桿的伸出端或或立桿上，旋旋轉(zhuǎn)扣件中心心線至主節(jié)點點的距離不宜宜大于150mm。垂直于溜槽槽方向每隔6.4m滿打橫向剪剪刀撐。剪刀刀撐斜桿兩端端用旋轉(zhuǎn)扣件件與腳手架的的立桿或大橫橫桿扣緊。（6）豎向構(gòu)造加強a局部立面垂直構(gòu)造造加強（圖33-3）圖3-3局部立面垂直加強強立面示意圖圖b局部立面水水平構(gòu)造加強強（圖3-4）圖3-4第三道撐所所在平面局部部立面水平加加強立面示意意圖（7）局部水平構(gòu)造加加強第三道撐所在平面面部位做水平平構(gòu)造加強，如如圖3-5和圖3-6所示。圖3-5第三道撐所所在平面水平平加強層平面面示意圖圖3-6第三道撐所所在平面水平平加強剖面示示意圖 （8）纜風(fēng)繩主溜槽腳腳手架距混凝凝土完成面高高度大于10m位置的溜槽槽串筒下料部部位兩側(cè)按間間距8m、角度為45°對稱設(shè)置共共計7道纜風(fēng)繩，如如圖3-6所示。（9）腳手板、擋腳板板和護攔腳手板采用對接平平鋪設(shè)置在小小橫桿上，對對接處必須設(shè)設(shè)雙根小橫桿桿，小橫桿距距腳手板端頭頭≤150mm；對接的兩兩塊腳手板腳腳手板懸挑長長度之和≤300mm。用8#鉛絲與小橫橫桿（擋腳板板為立桿）綁綁扎牢固，不不得滑動。在行人通道外側(cè)設(shè)設(shè)置1.2m高的防護欄欄桿，在防護護欄桿底部設(shè)設(shè)置200mm高的擋腳板板，在防護欄欄桿上掛密目目網(wǎng)。（10）溜槽角鋼支架的的角鋼墊腳要要與底板下鐵鐵有效固定，溜溜槽支架的角角鋼與底板的的中層鋼筋網(wǎng)網(wǎng)焊接，在縱縱橫向把每個個溜槽角鋼支支架焊接起來來，使溜槽角角鋼支架形成成一個整體。焊焊接在角鋼支支架上的短鋼鋼管時，要保保證鋼管的垂垂直。（11）腳手架與鋼柱平平行的部位，腳腳手架與鋼柱柱設(shè)置水平拉拉接，如圖33-7和3-8所示。圖3-7腳手架抱柱示意圖圖圖3-8腳手架抱環(huán)環(huán)撐立面示意意圖（12）串筒設(shè)置為了保證溜槽內(nèi)混混凝土下落時時自由高度滿滿足要求，不不產(chǎn)生離析等等不利現(xiàn)象，在在溜槽相應(yīng)的的落灰孔處設(shè)設(shè)置串筒，串串筒搭設(shè)時將將串筒頂部掛掛件固定在溜溜槽底面的腳腳手架上，澆澆筑過程中每每退8m拆換一次，現(xiàn)現(xiàn)場每個溜槽槽配置兩套串串筒。串筒底底部用活動小小溜槽配合澆澆筑，串筒和和小溜槽設(shè)置置詳見下圖小小溜槽及串筒筒大樣圖。圖3-9活動小溜溜槽圖3-10串筒漏漏斗詳圖3.1.7溜槽腳手手架的搭設(shè)施施工（1）溜槽角鋼支架布布置①主溜槽角鋼支架布布置4500mm厚底底板處上鐵支支撐采用立桿桿L90×6，直接支撐撐上鐵最下層層鋼筋的橫桿桿采用[8通長布置，另另一方向采用用L50×5。支撐的縱縱橫向間距為為1600m，組成一榀榀支撐架。在支撐中部按照設(shè)設(shè)計要求設(shè)置置中層鋼筋網(wǎng)網(wǎng)片，中層鋼鋼筋網(wǎng)片平鋪鋪在廢鋼筋組組成的平面內(nèi)內(nèi)，如圖3-11所示。沿沿縱向在整個個支撐體系的的中間設(shè)一道道L50×5，并再用L50×5做交叉斜撐撐與底部立桿桿端頭焊接。每每兩榀支撐間間用L50×5設(shè)十字形構(gòu)構(gòu)造支撐，縱縱橫向均需要要布置。立桿桿底部設(shè)置長長350mmmL90××6角鋼墊腳。圖3-11中層鋼筋筋網(wǎng)片鋪設(shè)圖圖②次溜槽角鋼支架布布置次溜槽最高高度僅僅為8.9m，荷載與28m高架體比較較相對較小，假假設(shè)以附件計計算書1.8中得到鋼管管架總重除以以2再加上各項項荷載，即4.7/22+0.411+0.699+8.966=12.441kN，計算得到到角鋼軸力設(shè)設(shè)計值F=12..41+122+7.1668=31..6KN，為避免現(xiàn)現(xiàn)場鋼筋支架架與溜槽角鋼鋼支架定位造造成的混亂，充充分利用現(xiàn)場場已有的鋼筋筋支架放線后后定出現(xiàn)場焊焊接鋼管位置置作為次溜槽槽的起始步，計計算得，弱軸軸Y0-Y0的QUOTE,QUOTE0.355，N／QUOTE=31.66*10000/（0.3555*816）＝109.11N／mm２＜205N／mm２滿足要求。（2）腳手架底部鋼管管焊接在立桿角鋼頂部焊焊接一塊120×1120×8mmm的鋼板，在在鋼板上垂直直焊接一段長長500mm的Φ48×3..5鋼管。鋼管管焊接在鋼板板上時，焊縫縫的焊腳尺寸寸不小于3mm。溜槽腳手手架與溜槽角角鋼支撐連接接圖如圖3--12和3-13所示示。圖3-12溜槽腳腳手架與溜槽槽角鋼支架連連接圖圖3-13溜槽腳手手架與溜槽角角鋼支架連接接實例圖（3）溜槽腳手架的搭搭設(shè)施工①按照立桿橫距1..6m，立桿縱距1.6m，橫桿步距1.5m在腳手架底底部鋼管上開開始搭設(shè)溜槽槽腳手架，溜溜槽立面定位位如圖3-22所示。②沿主溜槽腳手架外外立面滿打縱縱向剪刀撐，垂垂直于溜槽方方向每隔6.4m滿打橫向剪剪刀撐。如圖圖3-4所示。③主溜槽距混凝土完完成面高度大大于10m溜槽串筒下下料部位兩側(cè)側(cè)位置按間距距8m、角度為45°對稱設(shè)置共共計7道纜風(fēng)繩。如如圖3-6所示。④搭設(shè)木跳板人行道道及防護網(wǎng)。搭搭設(shè)腳手架完完畢后，在中中間一排立桿桿另一側(cè)的小小橫桿上鋪設(shè)設(shè)木跳板形成成行人通道，人人行道上垂直直于人行道縱縱向每隔400mm釘防滑木條條，人行道兩兩側(cè)設(shè)置200mm高的踢腳板板，設(shè)置1.2m高欄桿，在在欄桿上掛密密目網(wǎng)，溜槽槽下方掛大眼眼網(wǎng)。⑤搭設(shè)混凝土溜槽。按設(shè)計坡度及設(shè)計標高要求，首先在靠近中間一排立桿的小橫桿上鋪50mm×100mm木方，注意木方應(yīng)按高度為100mm布置。木方用鐵絲綁扎在小橫桿上并用鐵釘釘住鐵絲共同固定木方，在木方上面用內(nèi)釘鐵皮的木模板組成500mm寬的溜槽，并把溜槽與小橫桿每隔750mm設(shè)置一道鉛絲網(wǎng)將溜槽與溜槽腳手架固定。為防止混凝土砂漿從木模接縫處泄漏，在溜槽內(nèi)襯薄鐵皮，鐵皮與溜槽用鉛絲或拉鉚釘每隔1m綁扎一道固定在一