預(yù)制拼裝箱梁現(xiàn)澆橫隔梁水化熱分析與控制研究

陳 揚(yáng)，鐘 瑤，鄭開啟，沈 斌，孟少平

（1.東南大學(xué)國家預(yù)應(yīng)力工程技術(shù)研究中心，南京 210096；2.南京重大路橋建設(shè)指揮部，南京 210033）

1 前言

南京長(zhǎng)江第四大橋的引橋?yàn)楣?jié)段預(yù)制拼裝橋梁，為減輕墩頂梁段的吊裝重量，對(duì)其中的橫隔梁，在吊裝就位后采用后澆方式施工。由于后澆橫隔梁的體積較大，水化放熱產(chǎn)生的溫度應(yīng)力可能會(huì)造成外部箱體和橫隔梁的開裂[1～3]。另外梁端部為預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)，存在應(yīng)力集中，兩種不利效應(yīng)的綜合作用使得端部腹板局部區(qū)成為薄弱環(huán)節(jié)，影響梁的耐久性和使用壽命。因此，有必要對(duì)水化熱的不利效應(yīng)進(jìn)行分析。

2 瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程

根據(jù)能量守恒原理，從微元體表面流入或流出的熱量與內(nèi)部混凝土水化放熱產(chǎn)生的熱量之和，等于微元體溫度升高（降低）所吸收（放出）的熱量[4，5]。因此瞬態(tài)熱傳導(dǎo)基本微分方程為

式（1）中，λ為混凝土導(dǎo)熱系數(shù)，kJ/（m·d·℃）；T為混凝土瞬時(shí)溫度，℃；q為單位質(zhì)量水泥在單位時(shí)間內(nèi)放出的熱量，kJ/（kg·d）；c為混凝土比熱，kJ/（kg·℃）；ρ為混凝土密度，kg/m3；τ為時(shí)間，d。

式（3）中，Qτ為齡期τ時(shí)的累計(jì)水化熱；Q0為水泥最終水化熱；m為水化系數(shù)。Q0由水泥品種以及單位體積水泥用量決定；m由入模溫度決定，入模溫度越高，m值越大。

通過求解放熱函數(shù)得到任意時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布，再將熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度作為體荷載施加到結(jié)構(gòu)單元節(jié)點(diǎn)上，給予模型適當(dāng)?shù)募s束條件，進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析，即可得到應(yīng)力場(chǎng)分布。

3 水化熱溫度場(chǎng)仿真

3.1 分析模型

所分析的A1梁段箱體頂面寬度為15.8 m，梁高3 m，腹板壁厚0.7 m。采用有限元軟件ANSYS對(duì)A1梁段現(xiàn)澆橫隔梁水化熱不利效應(yīng)進(jìn)行仿真分析。模型長(zhǎng)度在縱橋向取2.8 m（2.35 m+0.45 m），設(shè)計(jì)中預(yù)制橫隔梁厚度為0.45 m，現(xiàn)澆橫隔板厚度為1.75 m，高度為2 m。計(jì)算模型如圖1所示。混凝土配合比見表1，混凝土放熱速率曲線如圖2所示，內(nèi)部現(xiàn)澆部分混凝土的彈性模量取值如圖3所示。

圖1 考慮后澆橫隔梁水化熱的仿真分析模型Fig.1 Simulation model of diaphragm

表1 C55混凝土配合比Table 1 Mix proportion of C55 concrete

圖2 混凝土水化熱放熱速率曲線Fig.2 Hydration heat exothermic ratio curve of concrete

圖3 混凝土彈性模量隨時(shí)間變化曲線Fig.3 Concrete modulus of elasticity developed with time

3.2 橫隔梁內(nèi)部的溫度場(chǎng)模擬

根據(jù)擬合的混凝土放熱曲線以及邊界條件[6～8]，可計(jì)算得到橫隔梁內(nèi)部溫度場(chǎng)，在澆筑后24 h內(nèi)，各個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度迅速上升，在第32小時(shí)出現(xiàn)峰值，隨后緩慢下降，7 d之后混凝土水化放熱基本結(jié)束，現(xiàn)澆段內(nèi)部溫度逐步接近環(huán)境溫度。峰值溫度場(chǎng)如圖4所示。

圖4 橫隔梁第32 h溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature distribution in diaphragm after 32 hours

圖5給出了計(jì)算點(diǎn)A4至A6、B4至B6、C4至C6處的溫度隨時(shí)間變化。這些計(jì)算點(diǎn)的位置及編號(hào)與后面溫度測(cè)試中的測(cè)點(diǎn)位置一致，如圖6所示。

圖5 水化熱放熱曲線的數(shù)值模擬Fig.5 Theoretical exothermic curve of hydration heat

根據(jù)實(shí)際情況，在仿真分析中，考慮了端部鋼模板和人孔內(nèi)木模板的散熱邊界條件。由于端部鋼模板的保溫作用基本可以忽略不計(jì)，所以靠近端部的A1～A9測(cè)點(diǎn)最高溫度較其他位置測(cè)點(diǎn)要低，降溫也最快。水化熱的最高溫度出現(xiàn)在現(xiàn)澆段內(nèi)部中心處，最高溫度為79.3℃。

4 水化熱測(cè)試

4.1 測(cè)試方案

為了得到濕接頭內(nèi)完整的溫度場(chǎng)，以便在理論分析中精確模擬濕接頭的水化熱過程，本測(cè)試在沿橋縱向左半側(cè)（假定濕接頭左右溫度場(chǎng)相同）布置3層溫度傳感器，每層布置9個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，共計(jì)27個(gè)測(cè)點(diǎn)，布置方式如圖6所示。

4.2 溫度場(chǎng)實(shí)測(cè)值

為分析現(xiàn)澆橫隔梁的水化熱效應(yīng)，在南京長(zhǎng)江第四大橋的蕪湖裕溪口預(yù)制場(chǎng)，進(jìn)行了A1梁段后澆橫隔梁的溫度場(chǎng)測(cè)試和試驗(yàn)。橫隔梁混凝土開始澆筑的時(shí)間為2010年7月30日晚20：00，到當(dāng)天的22：30全部澆筑完成?；炷恋娜肽囟葹?2℃，當(dāng)時(shí)氣溫為35℃，近幾日的平均最高溫度為40℃，最低溫度為30℃?；炷恋乃z比為0.3，配合比見表1。

圖6 溫度測(cè)點(diǎn)布置圖（單位：cm）Fig.6 Layout of temperature sensors（unit：cm）

根據(jù)布置在現(xiàn)澆段內(nèi)部的溫度傳感器得到27個(gè)測(cè)點(diǎn)處的溫度時(shí)程曲線，核心區(qū)（B5）最高溫度達(dá)79.2℃，如圖7所示。

圖7 實(shí)測(cè)水化熱曲線Fig.7 Real hydration heat exothermic curve of concrete

由于在計(jì)算中根據(jù)實(shí)測(cè)升溫曲線對(duì)水化系數(shù)有所調(diào)整，使得各測(cè)點(diǎn)處的溫度數(shù)值仿真（見圖6）與溫度實(shí)測(cè)值（見圖7）在溫度峰值和變化趨勢(shì)方面均有較好的吻合。良好的溫度場(chǎng)模擬，為水化熱溫度應(yīng)力分析的正確性提供了基礎(chǔ)。

5 水化熱應(yīng)力分析

在水化熱溫度應(yīng)力計(jì)算時(shí)，考慮了混凝土早期彈性模量隨時(shí)間的增長(zhǎng)，在最高溫度場(chǎng)時(shí)，A1梁段的應(yīng)力場(chǎng)分布如圖8所示。

在水化熱溫度應(yīng)力影響下，預(yù)制梁段框架產(chǎn)生拉彎變形，腹板內(nèi)側(cè)混凝土受壓而外側(cè)混凝土受拉，其受力如圖9和圖10所示。

圖8 應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.8 Stress distribution of diaphragm

圖9 水化熱作用下框架彎矩圖Fig.9 Diagram of frame moment under hydration heat

圖10 最高溫度時(shí)豎向應(yīng)力沿腹板厚度分布Fig.10 Vertical stress distribution along the width of web under highest temperature

結(jié)果表明，由于早期水化熱增長(zhǎng)迅速，導(dǎo)致箱體腹板外側(cè)拉應(yīng)力也迅速增長(zhǎng)。計(jì)算顯示在澆筑后腹板外側(cè)出現(xiàn)較大的拉應(yīng)力，已經(jīng)超過混凝土的抗拉強(qiáng)度（見圖11）。由于水化熱產(chǎn)生的應(yīng)力較大，試驗(yàn)中，在腹板外側(cè)觀察到了水平微裂縫（見圖12）。

圖11 B7～B9測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力時(shí)程Fig.11 Stress time history of test points of B7～B9

圖12 腹板水化熱裂縫Fig.12 Hydration heat caused crack in web

6 水化熱控制措施及效果評(píng)價(jià)

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試及有限元分析，發(fā)現(xiàn)水化熱升溫較快，引起的腹板拉應(yīng)力較大，針對(duì)南京長(zhǎng)江第四大橋預(yù)制拼裝箱梁中現(xiàn)澆橫隔梁施工，為保證后期濕接頭的澆筑質(zhì)量，改善水化熱問題，參照其他控制措施基礎(chǔ)上[3，9，10]，采取以下控制措施和改進(jìn)方案。

1）混凝土澆筑。混凝土澆筑盡量保證一次澆筑完成。在澆筑過程中，若有長(zhǎng)時(shí)間的間歇，會(huì)使得上下層混凝土早期自生收縮發(fā)展速率不一致，從而可能導(dǎo)致濕接頭頂面混凝土龜裂。分析表明，當(dāng)核心區(qū)混凝土在澆筑時(shí)的最高溫度與環(huán)境溫差小于20℃時(shí)，基本可以滿足抗裂要求。控制混凝土入模溫度，可以減緩水化熱釋放的速率，對(duì)于控制初期最高溫升有明顯的作用。因此將澆筑時(shí)間安排在夜間或清晨較早時(shí)間。隨著氣溫的升高，預(yù)制箱體節(jié)段也隨之升溫膨脹，對(duì)于水化熱引起的溫度應(yīng)力有釋放緩解的作用。

2）混凝土養(yǎng)護(hù)。本橋大量濕接頭在夏季澆筑，數(shù)十米高處的橋面白天氣溫高，夜間風(fēng)大，混凝土養(yǎng)護(hù)易受陽光直射和蒸發(fā)影響。所以，在施工中采取了恰當(dāng)?shù)谋乇翊胧?，控制降溫速率。較為有效的方法是加強(qiáng)初凝期的養(yǎng)護(hù)，增加灑水頻次，覆蓋帆布，并防止帆布夜間被風(fēng)吹翻等措施。

3）拆模時(shí)間。早期濕接頭的拆模時(shí)間為混凝土澆筑后的2～3 d，根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果和數(shù)值分析，適當(dāng)延長(zhǎng)了拆模時(shí)間，且規(guī)定翼緣外側(cè)模板不宜早于5 d拆除。同時(shí)嚴(yán)格禁止在澆筑初期翼緣板伸臂處有施工臨時(shí)堆載。

7 結(jié)語

節(jié)段預(yù)制拼裝現(xiàn)澆橫隔梁大體積混凝土澆筑，如控制不當(dāng)，會(huì)出現(xiàn)水化熱裂縫。利用有限元仿真，能夠研究水化熱應(yīng)力分布規(guī)律，便于尋找結(jié)構(gòu)拉應(yīng)力較大區(qū)域，預(yù)測(cè)可能的水化熱裂縫位置?；诜抡娣治?，在采取水化熱控制措施后，實(shí)橋水化熱裂縫得到了較好的控制。

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