大跨連續(xù)箱梁橋0#塊高強混凝土水化熱及溫控措施分析

袁軍峰，張建東,，劉朵，闞毓峰

(1.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211800；2.蘇交科集團股份有限公司)

箱梁0#塊作為掛籃懸臂澆筑施工的中心，是整個結(jié)構(gòu)體系中最復(fù)雜的部分。隨著連續(xù)梁橋的跨徑不斷增大，為了保證連續(xù)梁具有足夠的抗彎承載力和抗傾覆作用，對0#塊施工質(zhì)量的要求越來越高。高強混凝土水化熱溫升大，單方水泥用量大，若體積較大，結(jié)構(gòu)內(nèi)部熱量不斷積聚，溫度急劇升高，使結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度遠大于外部溫度，形成較大的溫度梯度，從而產(chǎn)生較大溫度應(yīng)力，進而可能產(chǎn)生溫度裂縫。箱梁0#塊澆筑過程中影響混凝土溫度場的因素包括混凝土配合比、水泥種類、環(huán)境溫度、入模溫度(即澆筑溫度)、是否分層分段澆筑及養(yǎng)護條件等。優(yōu)化這些因素均對裂縫控制有利，但避免箱梁裂縫的工程案例卻少之又少。因而施工期間混凝土水化熱問題仍有進一步研究的價值。該文對某連續(xù)箱梁0#塊水化熱實測溫度場進行分析，并采用有限元分析方法，在無冷卻管通水循環(huán)模型與實測溫度場吻合情況下，建立冷卻管通水循環(huán)模型，分析冷卻管通水循環(huán)模型的降溫效果和裂縫控制效果。

1 工程概況

某連續(xù)箱梁橋，主橋上部結(jié)構(gòu)采用(100+160+100)mPC波形鋼腹板變截面連續(xù)箱梁，是目前跨度最大波形鋼腹板連續(xù)組合梁橋，主梁結(jié)構(gòu)為單箱三室。左右兩幅均采用掛籃懸臂澆筑施工，0#塊和1#梁段采用托架現(xiàn)澆，2#～16#梁段采用異步澆筑施工，其0#塊長6 m，1#梁段長3.4 m，1#～17#梁段高度變化(9.5～9.1 m)，按1.7次拋物線變化。箱梁0#塊頂板寬度23.55 m，頂板翼緣板寬度3.025 m。高度在7.4～9.5 m為第二層澆筑；設(shè)置6個挖空區(qū)，每個格室分別設(shè)一個過人洞口，縱向設(shè)3道中橫梁，橫隔梁寬度分別為(75+150+75)cm，橫向設(shè)4道腹板，寬度為1 m。該橋總體效果圖如圖1所示。

施工時箱梁0#塊拆模期間出現(xiàn)部分混凝土表面開裂，主要產(chǎn)生于底板端面，橫隔板、腹板交叉處產(chǎn)生部分裂紋，裂縫情況如圖2所示。

圖2 0#塊底板端面裂縫示意圖

2 水化熱溫度場實測結(jié)果分析

2.1 測試方案

該箱梁0#塊為單箱三室結(jié)構(gòu)，整個箱梁0#塊在托架上立模澆筑，施工前分析箱梁0#塊體積大、C60混凝土強度高，考慮水化熱作用，分為二層澆筑。工況1：2017年6月18日開始澆筑第一層，澆筑高度為7.4 m，包括底板、腹板和橫隔板；工況2：2017年7月12日澆筑第二層頂板，澆筑高度為2.1 m，分層澆筑情況如圖3所示。實際澆筑過程中，考慮到底板和頂板的厚度大，易因水化熱溫度較高，造成內(nèi)外溫差過大產(chǎn)生裂縫，采取頂板覆蓋土工布并加強灑水養(yǎng)護，箱梁0#塊模板控制在4 d后拆除，同時對頂?shù)装宀荚O(shè)傳感器監(jiān)測水化熱溫度場(圖4)。

2.2 現(xiàn)場實測

選取頂?shù)装遄鳛樗療釡囟葓鲅芯繉ο?，選取代表性測點測試溫度，繪制成圖5、6的溫度時程曲線。0#塊最高溫度及溫度峰值見表1。

圖3 施工縫位置及截面溫度傳感器布置(單位：cm)

圖4 頂、底板傳感器位置及編號(D為底板，U為頂板)(單位：cm)

圖5 底板測點溫度時程圖

圖6 頂板測點溫度時程圖

從圖5可以看出：底板代表性測點在凝結(jié)硬化過程中的溫度時程曲線主要經(jīng)歷3個階段：第一階段溫度急劇上升。水泥水化作用劇烈，熱量迅速積聚，達到溫峰；第二階段溫度緩慢下降。該階段溫降幅度明顯小于溫升幅度，且曲線斜率逐漸減小；第三階段溫度保持穩(wěn)定。該階段溫度趨近于環(huán)境溫度，并隨環(huán)境溫度變化而變化。

表1 0#塊最高溫度和溫度峰值

由表1可知：底板結(jié)構(gòu)中心溫度在45 h時達到最大值85.2 ℃，底板里表溫差峰值達到48.9 ℃，里表溫差峰值超過25 ℃的控制要求。檢查發(fā)現(xiàn)在0#塊底板端面產(chǎn)生表面裂縫(圖2)。

從圖6可以看出：頂板測點溫度變化大體符合三階段變化的特征，測點溫度達到峰值后的降溫幅度明顯大于底板，其原因是頂板直接暴露在大氣環(huán)境中，受太陽輻射、風(fēng)速等影響。由表1可知：頂板測點溫度峰值為95.6 ℃，溫度峰值的出現(xiàn)時間和底板基本相同，其溫度峰值較底板溫度峰值高10 ℃，原因是7月份高溫及第一層與第二層混凝土入模溫度差異?；炷羶?nèi)外溫差峰值為51.4 ℃，同樣不滿足規(guī)范要求。此外，從溫度場數(shù)據(jù)的統(tǒng)計結(jié)果看，結(jié)構(gòu)里表溫差峰值稍滯后于結(jié)構(gòu)中心溫度峰值，其原因是結(jié)構(gòu)中心散熱慢，結(jié)構(gòu)表面散熱快。檢查未發(fā)現(xiàn)溫度裂縫。

通過對箱梁0#塊頂?shù)装宓湫蜏y點溫度變化分析知：測點溫度變化基本符合三階段變化特征，施工期間產(chǎn)生較高的水化熱溫度，內(nèi)外溫差較大，澆筑1～2 d期間內(nèi)部快速升溫達到峰值，1～4 d測點溫度經(jīng)歷快速升溫和緩慢降溫階段，此期間結(jié)構(gòu)易產(chǎn)生溫度裂縫。拆除模板后，箱梁0#塊底板端面和腹板與底板交叉處出現(xiàn)裂紋，現(xiàn)場施工人員立即采取覆蓋土工布和灑水養(yǎng)護等溫控措施，裂紋擴展得以控制，未形成貫穿性裂紋，對結(jié)構(gòu)安全無較大影響。

2.3 開裂分析

該依托工程中箱梁0#塊混凝土澆筑后，結(jié)構(gòu)內(nèi)部熱量聚集，急劇升溫，外部混凝土受到大氣環(huán)境影響，散熱較快，其混凝土內(nèi)外形成溫度梯度，內(nèi)部膨脹率大于外部膨脹率，在混凝土表面產(chǎn)生拉應(yīng)力，且由于混凝土早期彈性模量小，抗拉強度較小，當(dāng)混凝土表面拉應(yīng)力大于抗拉強度時，會在混凝土表面產(chǎn)生裂縫。箱梁0#塊的頂?shù)装宄叽巛^大，厚度達2.1 m，混凝土內(nèi)外溫差均達到50 ℃左右，內(nèi)外溫差均超過25 ℃限值，故極易在混凝土表面產(chǎn)生裂縫?？梢钥闯?，該箱梁0#塊底板端面的裂縫主要是由于水化熱效應(yīng)引起的。箱梁0#塊底板混凝土內(nèi)外溫差48.9 ℃與頂板混凝土內(nèi)外溫差51.4 ℃比較接近，底板端面產(chǎn)生表面裂縫，而頂板無裂縫出現(xiàn)，這是由于頂板表面?zhèn)鞲衅鳒y試的溫度場受大氣環(huán)境(日照強度和風(fēng)速)影響較大，使得頂板內(nèi)外溫差較大，而頂板實際由水化熱效應(yīng)產(chǎn)生的溫差會發(fā)生一定折減。

3 無冷卻管和冷卻管通水循環(huán)模型比較分析

前文對溫度實測變化規(guī)律進行了分析，該節(jié)在模擬無冷卻管計算模型與實測溫度場吻合的條件下，擬對冷卻管通水循環(huán)計算模型進行分析，比較無冷卻管通水循環(huán)和冷卻管通水循環(huán)計算模型的溫度變化及裂縫產(chǎn)生概率，驗證冷卻管通水循環(huán)溫控措施的有效性。

3.1 模型建立及參數(shù)確定

根據(jù)箱梁0#塊結(jié)構(gòu)的對稱性及考慮施工過程中布設(shè)冷卻水管的合理性，取0#塊1/2建立模型，實體網(wǎng)格單元采用六面體，如圖7所示。該箱梁0#塊C60混凝土配合比如表2所示，材料特性如表3所示。經(jīng)監(jiān)測該地平均風(fēng)速為2.7 m/s，空氣對流系數(shù)取為58.33 kJ/(m2·h·℃)，經(jīng)計算得，各模板的對流系數(shù)如表4所示。

圖7 有限元模型

表2 C60混凝土配合比 kg/m3

表3 C60混凝土材料特性

表4 各模板對流系數(shù)

圖8 1/2頂?shù)装謇鋮s水管平面布置圖(單位：cm)

3.2 降溫效果分析

考慮冷卻管通水循環(huán)對箱梁0#塊水化熱的降溫作用，比較分析無冷卻管通水循環(huán)和冷卻管通水循環(huán)兩種計算模型，繪制典型測點的溫度時程曲線，如圖9、10所示。有無冷卻管的降溫效果比較如表5所示。

圖9 D-4測點的溫度時程圖

圖10 U-1測點的溫度時程圖

表5 有無冷卻管的降溫效果比較

從圖9、10可以看出：布設(shè)冷卻管后，測點D-4和U-1的溫度峰值出現(xiàn)大幅下降，且溫度峰值出現(xiàn)的時間相應(yīng)提前。

由表5可以看出：各測點溫度峰值的降溫幅度保持在6～9 ℃之間，溫度峰值提前12 h。因此，在箱梁0#塊中采用冷卻管通水循環(huán)的溫控措施具有削峰作用，能夠顯著降低結(jié)構(gòu)中心溫度峰值，驗證了冷卻管通水循環(huán)的溫控措施對于箱梁0#塊具有顯著降溫作用。

3.3 裂縫控制效果分析

為了進一步驗證冷卻管通水循環(huán)的溫控措施能夠抑制箱梁0#塊的裂縫出現(xiàn)，對箱梁0#塊的典型測點應(yīng)力和最小裂縫系數(shù)進行比較分析，結(jié)果如圖11～13所示。

圖11 測點D-6主拉應(yīng)力與容許拉應(yīng)力時程圖

圖12 測點D-5主拉應(yīng)力與容許拉應(yīng)力時程圖

圖13 測點D-5裂縫系數(shù)時程圖

從圖11、12可以看出：冷卻管通水循環(huán)計算模型中測點D-6主拉應(yīng)力和測點D-5主拉應(yīng)力均顯著降低，且低于測點的容許拉應(yīng)力，滿足混凝土不開裂的必要條件。從圖13可以看出：無冷卻管通水循環(huán)計算模型測點D-5的最小裂縫系數(shù)為0.48，而冷卻管通水循環(huán)計算模型的最小裂縫系數(shù)為1.25。從裂縫系數(shù)與裂縫發(fā)生概率的曲線關(guān)系可知，裂縫系數(shù)處于0～1.0之間時，混凝土發(fā)生開裂的概率高于50%。故在冷卻管通水循環(huán)計算模型中測點D-5產(chǎn)生裂縫的概率較小，不會使混凝土表面開裂。

4 結(jié)論

以某連續(xù)梁橋箱梁0#塊施工為依托，分析了箱梁0#塊高強混凝土水化熱頂板和底板實測溫度結(jié)果，利用Midas/FEA軟件對箱梁0#塊無冷卻管和冷卻管通水循環(huán)計算模型進行降溫效果和裂縫防治效果比較分析，得出以下結(jié)論：

(1)頂、底板實測溫度時程曲線大致分為劇烈上升、緩慢下降和穩(wěn)定平衡3個階段，底板溫度峰值達85.2 ℃，頂板溫度峰值達95.6 ℃，內(nèi)外溫差均較大，其原因在于頂?shù)装搴穸认嗤?，但入模溫度不同，頂板相比底板?0 ℃，且在曲線緩慢下降階段底板有腹板和橫隔板位于其上，溫度降低緩慢，受到大氣溫度影響小，而頂板直接暴露于外界，溫度受大氣環(huán)境影響較大。

(2)通過無冷卻管模型和冷卻管模型比較分析，冷卻管模型的降溫和裂縫防控效果較好。其降溫幅度在6～9 ℃之間，溫度應(yīng)力不超過3 MPa，整個澆筑期間均低于混凝土的容許拉應(yīng)力，產(chǎn)生表面裂縫部位測點的裂縫系數(shù)明顯下降，基本不小于1.0，滿足混凝土不發(fā)生開裂的必要條件。

(3)冷卻管通水循環(huán)雖具有降溫和防裂效果，但箱梁0#塊受力復(fù)雜、鋼筋布置密集和混凝土振搗等因素對冷卻管的布置方式、管徑、流量及管材等參數(shù)選擇提出了更高的要求，需做進一步最優(yōu)化研究。