高掺粉煤灰对特高拱坝封拱后坝体温度回升的影响

周宜红，欧阳步云，赵春菊，周华维，饶 明(.三峡大学水利与环境学院，湖北 宜昌 4400；.湖北能源集团溇水水电有限公司，湖北 恩施 44580；.武汉大学水利水电学院，武汉 4007)

近年来，随着我国水能开发的不断推进，水电工程建设的主战场正逐渐向西南高山峡谷区转移，高拱坝因其超载能力强、抗震性能好、坝体混凝土工程较省等特点，成为西南大型水电站的常用坝型。小湾、溪洛渡、锦屏一级等一系列300 m级特高拱坝的相继建成及运行投产，标志着我国特高拱坝的筑坝技术已达到了世界顶尖水平。然而，特高拱坝因其建设规模和结构的复杂性，建设过程中仍存在一系列技术难题，特高拱坝的温控防裂就是其中一个长期困扰着工程建设人员的世界级难题。

特高拱坝一般采用低温封拱，封拱温度通常会较运行期稳定温度低2～3 ℃，以使坝体略有温度回升，减少拉应力。然而，通过分析已建的几座特高拱坝的温度监测资料发现，特高拱坝在封拱灌浆后出现了较大的温度回升，例如小湾拱坝平均温升约6～8 ℃，最大温升达10 ℃，而建成不久的溪洛渡拱坝最大温升也达8 ℃，有些部位的温度远远超过了该时间点上坝址的多年平均气温。一般情况下，温度下降会在坝体混凝土内引起拉应力，温度上升会引起压应力，但拱坝作为超静定结构，温升荷载下坝体混凝土在大部分部位引起压应力的同时，也会在局部部位引起拉应力，从而导致坝体产生裂缝。因此，特高拱坝封拱后温度回升是一个需要重点研究的问题。

特高拱坝施工采用分期浇筑、分期封拱、分期蓄水，封拱灌浆后，受复杂环境因素的影响，可能导致坝体温度回升的因素众多。黄耀英等[1]基于混凝土天然冷却对封拱后温度回升现象进行解析，认为外界气温向坝体倒灌是主要原因。张国新等[2]在分析小湾拱坝的点温度计测温数据后认为，胶凝材料的残余水化发热是引起坝体后期温度回升的主要原因。杨萍等[3]采用有限元仿真分析方法，定量分析了地温、上游水温、气温以及残余水化热对溪洛渡拱坝后期温度回升的影响，认为溪洛渡拱坝靠近基础约束区的温度回升主要是由地基倒灌和残余水化热所引起的，而远离基础约束区的内部混凝土的温度回升主要由残余水化热所致。

粉煤灰作为胶凝材料，水化放热量远远低于水泥，混凝土坝建设中用量越来越大，小湾、溪洛渡拱坝坝体混凝土的最大粉煤灰掺量达到35%；而粉煤灰的水化取决于水泥水化的次生物CaO，放热缓慢，放热周期长，室内试验难以测到，这就使得粉煤灰的水化放热在大坝温控中设计常常被忽视。因此，定量分析高掺粉煤灰对特高拱坝封拱后坝体温度回升的影响，反馈到特高拱坝的温控防裂设计中，对于指导未来特高拱坝的安全建设及运行具有重要的工程实际意义。本文结合溪洛渡特高拱坝分布式光纤测温系统的温度监测资料，统计分析坝体内部典型浇筑仓封拱后的温度回升过程，定量分析高掺粉煤灰对特高拱坝封拱后坝体温度回升的影响。

1 基于分布式光纤测温的溪洛渡拱坝封拱后温度回升监测成果

溪洛渡水电站位于四川省雷波县和云南省永善县交界处的金沙江干流上，是金沙江下游河段梯级开发规划的第三个梯级电站，水电站枢纽由拦河大坝、泄洪消能设施、引水发电建筑物等组成。拦河大坝采用混凝土双曲拱坝型式，最大坝高285.5 m，坝顶高程610.0 m，坝顶拱冠厚度14 m，坝底拱冠厚度60 m，顶拱中心线弧长681.5 m，大坝从左至右共分31个坝段。根据拱坝静动应力大小范围及分布规律，并结合坝体附属建筑物布置和结构要求，对坝体混凝土分区细化为A、B、C三种强度等级的混凝土区(A区C18040、B区C18035、C区C18030)，3种强度等级混凝土的计算参数[4,5]见表1。

溪洛渡拱坝坝体较厚，施工采用通仓浇筑，基础约束和新老混凝土约束强，温控防裂难度大。施工过程中，为了将混凝土温度降低至封拱温度，根据溪洛渡拱坝混凝土温控防裂特点，采用了一套十分严格的混凝土温度控制模式——“九三一”温度控制模式[6]，并通过在每个坝段的垂直向分别设置已灌区、灌浆区、同冷区、过渡区、盖重区和浇筑区来减小垂直向温度梯度以及控制冷却区高度等。另外，借助分布式光纤传感技术[7-9]的线测点、精度高、实时在线监测等优势，分别在溪洛渡大坝的5、15、16、23号坝段埋设了分布式光纤，对混凝土浇筑块的温度变化进行实时在线监测，为大坝混凝土温控防裂提供数据基础。

表1 坝体混凝土计算参数Tab.1 Calculating parameters of the dam concrete

在对溪洛渡拱坝分布式光纤温度监测数据进行分析后发现，坝体混凝土在封拱灌浆后仍有较大的温度回升。以远离基础约束区的5-021、15-067、16-067、23-062 4个典型浇筑仓为例，借助分布式光纤测温技术，自封拱灌浆完成之日起，每两周对温度回升监测资料进行一次统计分析，得到以上4个典型浇筑仓的平均温度回升过程线如图1所示。表2为典型浇筑仓光纤埋设参数。

图1 典型浇筑仓的平均温度回升过程线Fig.1 Average temperature rise process lines of the typical casting warehouse 注：图例中“-”前数字代表坝段号，“-”后数字为浇筑仓号，下同。

由图1可知，溪洛渡特高拱坝封拱灌浆后，坝体内部温度仍有一个持续上升的过程，截止到2015年6月，坝体总体温升达到4 ℃以上，最大温升接近7 ℃；各典型浇筑仓的温度回升过程不完全一样，并存在一定波动，但总体呈现出继续缓慢回升的趋势；各浇筑仓在封拱灌浆后较短的一段时期内，温度回升呈现类似直线攀升的趋势。

拱坝采用低温封拱，封拱后可能引起温度回升的原因是多方面的。然而，溪洛渡拱坝坝体较厚，在保温板保温效果良好的条件下，其断面中心混凝土受边界温度影响小且较慢，因此，封拱后的一段时期内，可以认为引起坝体混凝土温度回升主要原因是胶凝材料的残余水化热。溪洛渡拱坝坝体混凝土的最大粉煤灰掺量达35%，粉煤灰的水化又取决于水泥水化的次生物，这就使得粉煤灰的水化放热对封拱后坝体内部温度回升的影响是不可忽视的一个因素。因此，量化分析高掺粉煤灰水化放热对特高拱坝封拱后坝体内部温度回升的影响，反思高掺粉煤灰这种温控防裂方式，对于特高拱坝的建设具有重要意义。

表2 典型浇筑仓光纤埋设参数Tab.2 Optical fiber embedded parameters of the typical casting warehouse

2 特高拱坝坝体内部混凝土中粉煤灰水化放热计算方法

特高拱坝坝体较厚，典型浇筑仓的平均温度接近浇筑块的断面中心温度，加之混凝土又是热的不良导体，可以认为坝体断面中心混凝土温度短期内受外界因素的影响小且较慢，处于类似于绝热状态的环境中，因此在计算粉煤灰水化放热时，可以近似为绝热温升模型进行计算。粉煤灰放热缓慢、周期长，影响其水化反应的因素众多，通过混凝土放热测定的相关室内试验难以测量到，因而很难通过直接法计算得到粉煤灰水化热。根据热平衡原理，本文采用间接法计算粉煤灰的水化放热量，即根据分布式光纤实测混凝土温度回升值计算出某时间段内单位体积混凝土的放热量，再根据朱伯芳院士所提出的水泥水化热的计算方法，计算出水泥水化放热量，混凝土的放热量减去水泥水化热即可得到粉煤灰的水化放热量。

2.1 混凝土放热量

分布式光纤测温具有测点多、精度高、实时在线监测等优势，通过在坝体内埋设分布式光纤，可以准确测得坝体内部的温度变化，因此，混凝土的放热量可按下式计算。

Q=Thcρ

(1)

式中：Q是混凝土的放热量，kJ/m3；Th是分布式光纤实测混凝土的温度回升值，℃；c是混凝土的比热，kJ/(kg·℃)；ρ是混凝土块的(平均)密度，kg/m3。

2.2 水泥水化放热

水泥的水化放热的计算可采用朱伯芳院士编著的《大体积混凝土温度应力与温度控制》[10]所提出的公式，水泥水化热依赖于龄期的表达式为：

Q(τ)=Q0(1-e-aτb)

(2)

式中：Q(τ)为在龄期τ时的累积水化热，kJ/kg；Q0为τ→∞时的最终水化热，kJ/kg；τ为龄期，d；a、b为常数。根据试验资料，整理得到(2)式中常数Q0、a、b的值见表3[5]。

2.3 粉煤灰水化放热

采用间接法，封拱后粉煤灰的水化放热量可按下式计算：

Qf=Q-M[Q(τ2)-Q(τ1)]

(3)

式中：Qf为封拱后粉煤灰的水化放热量，kJ/m3；Q(τ1)、Q(τ2)为水泥分别在龄期τ1、τ2时的累计水化热，kJ/kg；τ1、τ2为龄期，d，其中τ1为封拱龄期，τ2>τ1；M为每方混凝土水泥的掺量，kg/m3。

表3 水泥水化热计算常数Tab.3 Calculation constants of the cement hydration heat

3 溪洛渡特高拱坝封拱后粉煤灰水化放热计算结果及分析

3.1 原始监测数据处理

溪洛渡拱坝采用分布式光纤监测，较常规温度计精度大大提高，监测过程也更加自动化，但监测过程中不可避免地会出现仪器检修、光纤受损、停电等突发状况，从而导致监测工作间断，影响温度监测数据的准确性。温度监测数据中存在不准确信息，往往会导致监测数据计算分析的结果与实际偏差较大，甚至做出错误的判断，因此在数据计算分析之前对监测数据进行预处理是十分有必要的。张国新等[11]指出组合函数模型不仅能反映高掺粉煤灰混凝土一冷期间的温度回升过程，还能很好地模拟二冷停水后的温度回升，较好地反映后期粉煤灰的放热。本文采用以下公式对封拱后坝体混凝土的温度回升过程进行拟合。

T(τ)=T1τβ1/(α1+τβ1)+T2τβ2/(α2+τβ2)

(4)

式中：T(τ)是龄期τ时的绝热温升；τ为龄期，d；T1、T2、α1、α2、β1、β2为常数。

采用最小二乘法，结合Matlab的曲线拟合工具箱，拟合23-062仓封拱后温度变化过程如图2所示。表4为采用最小二乘法对典型浇筑仓温度变化过程进行拟合所得绝热温升拟合公式(4)的相关参数。

由以上4个典型浇筑仓的拟合结果可知，15-067、16-067浇筑仓封拱时间较早，最新的监测数据显示，混凝土温度受到了外界因素的影响，温度出现了回落现象，采用绝热温升拟合公式(4)拟合所得结果的偏差较大；5-021、23-062浇筑仓拟合结果的相关系数分别为0.979 3、0.983，拟合精度较高，光纤测温数据能够较为准确地反映坝体混凝土的温度变化过程。

表4 典型浇筑仓的绝热温升拟合公式的相关参数Tab.4 Related parameters in the adiabatic temperature rise fitting formula of the typical casting warehouse

图2 23-062仓封拱后温度变化过程拟合Fig.2 Fitting of the temperature change process of casting warehouse 23-062 after arch closure

3.2 粉煤灰水化放热计算

溪洛渡大坝所采用的水泥为425号中热硅酸盐水泥，水泥水化热计算常数可由表3查得。混凝土导热性能差，短期内受外界因素影响较小，因此，坝体内部混凝土在封拱后短期内可视为处于绝热状态。根据以上所提出的粉煤灰水化放热计算方法，4个典型浇筑仓封拱后30、60 d的粉煤灰水化放热量如表5所示。

表5 典型浇筑仓封拱后粉煤灰放热计算Tab.5 Fly ash heat release calculation of the typical casting warehouse after arch closure

计算结果表明，16-067浇筑仓封拱龄期(156 d)较小，水泥残余水化热较多，但这占不到混凝土内部残余水化热的1/1 000，而混凝土内部残余水化热绝大部分仍来自于粉煤灰的水化放热；其他3个典型浇筑仓封拱龄期大，封拱后水泥残余水化热很少，混凝土内部残余水化热基本上都自于粉煤灰的水化放热。

另外，针对5-021、23-062浇筑仓，数据处理结果显示，温升过程与绝热温升模型比较吻合，运用前面所提出的粉煤灰水化放热计算方法，结合分布式光纤对封拱后温度回升的实测数据，计算得到这两个典型浇筑仓中单位体积混凝土内部混凝土与粉煤灰累积放热随时间变化曲线如图3、图4所示。

图3 5-021仓封拱后混凝土与粉煤灰累积放热对比图Fig.3 Comparison chart of concrete and fly ash accumulation heat release of casting warehouse 5-021 after arch closure

图4 23-062仓封拱后混凝土与粉煤灰累积放热对比图Fig.4 Comparison chart of concrete and fly ash accumulation heat release of casting warehouse 23-062 after arch closure

由图3、图4可知，溪洛渡拱坝封拱完成后，粉煤灰累积放热曲线几乎与混凝土累积放热曲线相重合，这也再次说明封拱后坝体内部温度回升基本上都来自于粉煤灰水化放热；而最新的监测温升显示，单位体积混凝土内部粉煤灰的累积放热量可达到13 000 kJ，这相当于40 kg的该强度(425号)水泥完全水化所产生的水化热。

4 结 语

本文以溪洛渡特高拱坝为例，提出了特高拱坝封拱后坝体内部混凝土粉煤灰水化放热的计算方法，并结合分布式光纤对坝体混凝土温度回升的监测资料，定量分析了高掺粉煤灰对特高拱坝封拱后坝体温度回升的影响。研究表明：

(1)特高拱坝封拱灌浆后，水泥水化基本全部完成，导致坝体内部混凝土温度回升的热量几乎全部来自于粉煤灰的水化放热。

(2)高掺粉煤灰本是为了降低水泥用量，从而减少胶凝材料水化放热及其带来的不利影响，但粉煤灰水化反应在前期被抑制，封拱后粉煤灰水化放出大量热量(40 kg/m3甚至更多水泥完全水化的放热量)，导致坝体内部温度回升，给特高拱坝温控防裂带来了新的问题。

(3)特高拱坝封拱后，粉煤灰水化放热导致坝体混凝土有一个较大的温度回升，但这种胶凝材料水化放热导致的坝体温度回升会逐步回落，最终消失；特高拱坝在封拱后的2～3 a甚至更长时期内，会处于一种与设计状态不一致的状态，同时由于混凝土材料存在徐变效应，封拱后的温度上升和回落会在坝体内部留下残余应力，且会增大拱座推力，带来不利荷载增量。因此，要有效减小封拱后温度回升对坝体带来的不利影响，其关键是通过对混凝土中粉煤灰掺量的优化调整来控制封拱后的水化放热量。

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