現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁相鄰節(jié)段間水化熱效應(yīng)的測(cè)試及分析

洪金圣，劉路明，裴炳志，朱祖煌，黃寧，方志

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.湖北省交通投資集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430070）

0 引言

預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁在大跨橋梁中應(yīng)用普遍且廣泛采用節(jié)段現(xiàn)澆工藝施工。大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁截面細(xì)部尺寸基本達(dá)到大體積混凝土標(biāo)準(zhǔn)［1-2］，且一般采用高強(qiáng)混凝土，使得箱梁混凝土硬化過程中因水化熱導(dǎo)致的溫升會(huì)較高，易導(dǎo)致在澆節(jié)段箱梁因內(nèi)外溫差過大而產(chǎn)生溫度應(yīng)力裂縫［3-8］。此外，在澆節(jié)段箱梁水化熱溫升導(dǎo)致的體積變形會(huì)被先澆相鄰節(jié)段箱梁約束，使得先澆相鄰節(jié)段箱梁內(nèi)亦會(huì)產(chǎn)生較大的約束拉應(yīng)力而存在開裂風(fēng)險(xiǎn)［9-12］。因此，現(xiàn)澆混凝土箱梁自身及相鄰節(jié)段間水化熱效應(yīng)的研究，對(duì)施工過程中混凝土箱梁早期開裂的有效控制極具價(jià)值。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁自身節(jié)段的水化熱效應(yīng)研究較多。Zia 等［13］對(duì)大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土AASHTO 梁生產(chǎn)過程中水化熱進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：混凝土夜間降溫時(shí)內(nèi)外溫差過大是導(dǎo)致箱梁產(chǎn)生裂縫的主要原因；Myers 等［14］對(duì)預(yù)制高性能混凝土梁水化熱效應(yīng)進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：混凝土水化熱溫度越高，微裂縫發(fā)展越廣泛、越寬，從而導(dǎo)致力學(xué)性能降低；汪建群［15］對(duì)荊岳長江公路大橋混凝土箱梁水化熱及其溫致效應(yīng)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和分析，結(jié)果表明：降低混凝土水化熱、避免過早拆模以減小水化熱導(dǎo)致的內(nèi)外溫差，可有效降低箱梁早齡期混凝土的開裂風(fēng)險(xiǎn)；李浩［16］對(duì)嘉魚長江公路大橋北邊跨混凝土箱梁施工過程中的水化熱進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和分析，結(jié)果表明：大跨PC 寬箱梁混凝土在澆筑后1～2 d 會(huì)經(jīng)歷較快的升溫過程，1 d 左右達(dá)到峰值溫度。模板的縱、橫向約束剛度對(duì)箱梁頂、底板溫致應(yīng)力的影響較大；陳常松等［17］對(duì)寬幅箱梁水化熱溫度場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)試和有限元分析，結(jié)果表明：早期水化熱和溫度驟降的共同作用，在箱梁外腹板內(nèi)側(cè)面和橫隔板表面會(huì)出現(xiàn)較大的溫致拉應(yīng)力而存在開裂風(fēng)險(xiǎn)。

綜上，雖然對(duì)大型箱梁混凝土的水化熱及其所致效應(yīng)已有一定的相關(guān)研究，但主要針對(duì)在澆混凝土箱梁節(jié)段自身的水化熱效應(yīng)，而對(duì)節(jié)段現(xiàn)澆混凝土箱梁施工過程中相鄰節(jié)段間水化熱效應(yīng)的研究卻鮮見報(bào)道?；诖耍瑸槊鞔_相鄰節(jié)段間水化熱效應(yīng)的影響，以武穴長江公路大橋?yàn)楸尘?，?duì)其南邊跨現(xiàn)澆混凝土箱梁N13 節(jié)段進(jìn)行溫度場(chǎng)及應(yīng)變場(chǎng)實(shí)測(cè)，并采用有限元法對(duì)N13 節(jié)段及相鄰先澆節(jié)段N12 的水化熱效應(yīng)進(jìn)行分析?；趯?shí)測(cè)與分析結(jié)果對(duì)節(jié)段現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁的施工及開裂控制提出建議。

1 工程概況

1.1 主橋概況

湖北武穴長江公路大橋主橋采用主跨808 m 的雙塔單側(cè)混合梁斜拉橋方案，橋跨布置為：（80+290）m（北邊跨）+808 m（主跨）+（75+75+75）m（南邊跨），全長1 403 m。鋼混結(jié)合面位于南塔附近主跨內(nèi)且距南塔中心線11.4 m；南邊跨采用混凝土箱梁，長度為236.4 m，中跨和北邊跨采用鋼主梁，全長1 166.6 m。大橋立面布置如圖1 所示。

圖1 武穴長江大橋立面布置（單位：cm）

南邊跨混凝土箱梁采用分離式雙邊箱構(gòu)造，如圖2 所示。標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段箱梁長15 m、寬38.5 m，中心線處梁高3.822 m，頂板厚35 cm，底板厚40 cm，斜底板厚35 cm，內(nèi)腹板厚55 cm，順橋向設(shè)兩道橫隔板，標(biāo)準(zhǔn)間距為7.5 m。箱梁采用三向預(yù)應(yīng)力體系，頂板橫向預(yù)應(yīng)力采用4φs15.2 mm 鋼絞線，底板橫向預(yù)應(yīng)力采用3φs15.2 mm 鋼絞線，皆沿橋軸線按0.5 m 等間距布置。每道橫隔板布置有4 束19φs15.2 mm 鋼絞線。豎向預(yù)應(yīng)力采用JL-32 精軋螺紋鋼筋，沿橋軸線按0.5 m 等間距布置。箱梁混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C55。

圖2 南邊跨混凝土箱梁標(biāo)準(zhǔn)斷面（單位：cm）

混凝土箱梁采用分段分節(jié)支架現(xiàn)澆工藝施工。自邊跨梁端開始分成4 個(gè)施工段、兩個(gè)合龍段（濕接縫），每個(gè)施工段分若干節(jié)澆筑。N13 節(jié)段附近箱梁施工順序如圖3 所示。

圖3 N13 節(jié)段附近混凝土箱梁施工順序

1.2 測(cè)試對(duì)象及測(cè)點(diǎn)布置

取標(biāo)準(zhǔn)梁段N13 節(jié)段為測(cè)試節(jié)段，N13 節(jié)段混凝土于N12 節(jié)段施工完成后28 d 澆筑。采用可同時(shí)采集混凝土溫度與應(yīng)變的智能弦式應(yīng)變計(jì)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，共布置如圖4 所示的10 個(gè)測(cè)點(diǎn)。其中頂板布置5 個(gè)橫向測(cè)點(diǎn)，兩道橫隔板底部各布置1 個(gè)橫向測(cè)點(diǎn)，兩道內(nèi)腹板中心各布置1 個(gè)豎向測(cè)點(diǎn)，另外在大體積混凝土風(fēng)嘴內(nèi)布置1 個(gè)橫向測(cè)點(diǎn)。

圖4 箱梁應(yīng)變計(jì)測(cè)點(diǎn)布置（單位：cm）

N13 節(jié)段混凝土澆筑于夏季的19：00 開始，次日06：00 完成澆筑，歷時(shí)11 h。澆筑完成后箱梁頂面即覆蓋塑料薄膜以減少水分蒸發(fā)，混凝土初凝后再加蓋土工布保濕養(yǎng)護(hù)；箱梁側(cè)面與箱室內(nèi)混凝土帶模養(yǎng)護(hù)；風(fēng)嘴大體積混凝土處布置冷卻水管進(jìn)行內(nèi)部降溫。

為防止箱梁混凝土早期的收縮開裂，N13 節(jié)段于澆筑后76 h 時(shí)張拉50%橫隔板預(yù)應(yīng)力，82 h 時(shí)張拉50%頂板橫向預(yù)應(yīng)力，107 h 時(shí)張拉剩余50%頂板橫向預(yù)應(yīng)力。剩余50%橫隔板預(yù)應(yīng)力在南邊跨混凝土箱梁整體澆筑后張拉。

2 試驗(yàn)研究

2.1 箱梁混凝土力學(xué)性能

對(duì)早齡期混凝土力學(xué)性能的發(fā)展規(guī)律進(jìn)行了測(cè)試，以期為結(jié)構(gòu)的受力分析提供材料性能參數(shù)。

N13 節(jié)段C55 混凝土配合比如表1 所示。N13 節(jié)段澆筑時(shí)同步澆筑立方體和棱柱體試塊，并分別進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)和現(xiàn)場(chǎng)養(yǎng)護(hù)。標(biāo)養(yǎng)試件脫模后放至標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室進(jìn)行養(yǎng)護(hù)［溫度（20±2）℃，濕度＞95%］；現(xiàn)養(yǎng)試件脫模之后放在N13 節(jié)段頂板進(jìn)行同條件養(yǎng)護(hù)（日平均氣溫29.8 ℃，日平均相對(duì)濕度71%），測(cè)試結(jié)果如表2 所示。

表1 N13 節(jié)段C55 混凝土配合比

表2 混凝土力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果

測(cè)試結(jié)果表明：由于現(xiàn)場(chǎng)養(yǎng)護(hù)溫度較高，促進(jìn)了大摻量礦物摻合料混凝土的早期強(qiáng)度發(fā)展［18-21］，使得同齡期現(xiàn)養(yǎng)試件的抗壓強(qiáng)度高于標(biāo)養(yǎng)試件。但兩種養(yǎng)護(hù)條件下，僅1 d 齡期混凝土的彈性模量相差較大，3～28 d 齡期時(shí)混凝土的彈性模量相近。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)同養(yǎng)試件的實(shí)測(cè)結(jié)果，擬合得到混凝土強(qiáng)度和彈性模量的發(fā)展規(guī)律曲線，如式（1）～（3）及圖5、6 所示：

圖5 混凝土抗壓強(qiáng)度

圖6 混凝土彈性模量

混凝土抗拉強(qiáng)度參考文獻(xiàn)［9］按照式（4）由實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度進(jìn)行推算：

式中：ft(t)與fcu(t)分別為同養(yǎng)條件下t時(shí)刻混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度與立方體抗壓強(qiáng)度。

2.2 箱梁水化熱及結(jié)構(gòu)反應(yīng)測(cè)試

2.2.1 水化熱測(cè)試結(jié)果

箱梁混凝土澆筑后連續(xù)記錄各測(cè)點(diǎn)溫度值，結(jié)果如圖7 所示。

圖7 N13 節(jié)段混凝土水化熱測(cè)試結(jié)果

由圖6、7 實(shí)測(cè)結(jié)果可知：

（1）N13 節(jié)段混凝土入模溫度較高，平均38 ℃。水化熱在24 h 內(nèi)達(dá)到峰值溫度，并在澆筑完成后3 d內(nèi)保持較高的溫度。

（2）同一截面的頂板T1、T2 測(cè)點(diǎn)，因T2 測(cè)點(diǎn)位于邊箱室頂板，散熱速率較慢，其峰值溫度56.7 ℃高于T1 測(cè)點(diǎn)的50.6 ℃。沿箱梁中心線布置的頂板T1、T3、T4 與T5 測(cè)點(diǎn)，因T3、T4 測(cè)點(diǎn)分別位于兩道橫隔板頂面位置，其峰值溫度分別為69.9 ℃和66.7 ℃，高于其他頂板測(cè)點(diǎn)；T5 測(cè)點(diǎn)峰值溫度為49.8 ℃，前期48 h 水化熱發(fā)展規(guī)律與T1 測(cè)點(diǎn)相近，但T5 測(cè)點(diǎn)接近自由面，其后期溫度變化受環(huán)境溫度影響比T1 測(cè)點(diǎn)大。

（3）橫隔板底部B1、B2 測(cè)點(diǎn)的峰值溫度分別為63.5 ℃和69.1 ℃，與頂板T3、T4 測(cè)點(diǎn)相近。風(fēng)嘴F1測(cè)點(diǎn)峰值溫度為73.6 ℃，內(nèi)腹板W1、W2 測(cè)點(diǎn)峰值溫度分別為84.9 ℃和78.9 ℃。

（4）頂板與橫隔板底部散熱較快，因此混凝土溫度下降較快，在澆筑完成7 d 后溫度基本穩(wěn)定；腹板及風(fēng)嘴混凝土溫度下降緩慢，分別在澆筑完成后12 d和14 d 后溫度基本穩(wěn)定。

2.2.2 結(jié)構(gòu)反應(yīng)測(cè)試結(jié)果

混凝土澆筑后連續(xù)記錄各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值，結(jié)果如圖8 所示。

圖8 N13 節(jié)段混凝土橫向應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

由圖8 實(shí)測(cè)結(jié)果可知：

（1）早齡期水化熱作用下混凝土體積發(fā)生變化，靠近自由面的頂板T5 測(cè)點(diǎn)橫向?yàn)槔瓚?yīng)變，最大為78 με；而頂板T1、T2 測(cè)點(diǎn)處混凝土因受先澆相鄰節(jié)段N12 的約束無法自由移動(dòng)而產(chǎn)生橫向壓應(yīng)變，最大分別為-93 με 和-96 με；頂板T3、T4 測(cè)點(diǎn)處混凝土除受N12 節(jié)段約束影響外，加之橫隔板的約束影響，以致產(chǎn)生更大的橫向壓應(yīng)變，最大分別為-196 με 和-120 με。

（2）隨著水化熱溫度下降，頂板T5 測(cè)點(diǎn)混凝土橫向拉應(yīng)變逐漸降低并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，在預(yù)應(yīng)力張拉前為-51 με；頂板T1～T4 測(cè)點(diǎn)混凝土的橫向壓應(yīng)變亦降低，在預(yù)應(yīng)力張拉前分別為-43 με、-16 με、-98 με 和-64 με。

（3）受相鄰N12 節(jié)段約束的影響，張拉預(yù)應(yīng)力后各測(cè)點(diǎn)位置所獲預(yù)壓應(yīng)力不同，離N12 節(jié)段愈近，預(yù)應(yīng)力效率越低。張拉50%橫隔板預(yù)應(yīng)力與100%頂板預(yù)應(yīng)力后，頂板T1～T5 測(cè)點(diǎn)所獲預(yù)壓應(yīng)變分別為-34 με、-39 με、-19 με、-52 με 和-65 με。橫隔板底部B1、B2 測(cè)點(diǎn)所獲預(yù)壓應(yīng)變分別為-110 με、-168 με；風(fēng)嘴F1 測(cè)點(diǎn)所獲預(yù)壓應(yīng)變?yōu)?78 με。

由于N13 節(jié)段箱梁混凝土各測(cè)點(diǎn)位置存在體積和澆筑時(shí)差的區(qū)別，使得各測(cè)點(diǎn)位置的溫度發(fā)展不一致，加之約束條件不同，導(dǎo)致各測(cè)點(diǎn)位置前期應(yīng)變發(fā)展也不相同。為明確各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變發(fā)展規(guī)律的成因，分別取頂板T4、T5 測(cè)點(diǎn)與橫隔板底部B1、B2 測(cè)點(diǎn)溫度與應(yīng)變時(shí)程曲線進(jìn)行分析，如圖9 所示。

圖9 N13 節(jié)段混凝土溫度與應(yīng)變時(shí)程曲線

由圖9 可知：

（1）頂板T4 測(cè)點(diǎn)位于橫隔板頂部，水化熱溫升高于頂板T5 測(cè)點(diǎn)。前24 h 兩測(cè)點(diǎn)位置溫差持續(xù)擴(kuò)大，T4 測(cè)點(diǎn)體積膨脹大于T5 測(cè)點(diǎn)，導(dǎo)致T5 測(cè)點(diǎn)產(chǎn)生橫向拉應(yīng)變。24 h 后隨著溫差逐漸縮小，T5 測(cè)點(diǎn)橫向拉應(yīng)變逐漸降低，當(dāng)橫向預(yù)應(yīng)力張拉后T5 測(cè)點(diǎn)變?yōu)闄M向壓應(yīng)變。

（2）橫隔板底部B1、B2 測(cè)點(diǎn)處混凝土先于頂板T3、T4 測(cè)點(diǎn)澆筑，因此B1、B2 測(cè)點(diǎn)水化熱溫升早于頂板T3、T4 測(cè)點(diǎn)。前12 h，B1、B2 測(cè)點(diǎn)混凝土膨脹受頂板與邊箱室約束而產(chǎn)生橫向壓應(yīng)變，12 h 后溫差迅速縮小，B1、B2 測(cè)點(diǎn)橫向壓應(yīng)變減小。其中，20～48 h 期間，頂板T3 測(cè)點(diǎn)溫度高于底部B1 測(cè)點(diǎn)，使得B1 測(cè)點(diǎn)橫向應(yīng)變繼續(xù)減小。

3 箱梁水化熱溫度場(chǎng)分析

3.1 模型建立及驗(yàn)證

采用有限元分析軟件Midas FEA 建立N12 與N13 節(jié)段組合模型，對(duì)箱梁混凝土水化熱進(jìn)行分析。不同時(shí)刻混凝土的力學(xué)性能參數(shù)由式（1）～（4）確定；混凝土熱工系數(shù)參考文獻(xiàn)［18］取值：比熱為0.93 kJ/（kg · ℃）、熱傳導(dǎo)率為9.03 kJ/（m · h · ℃）；N12 與后N13 節(jié)段的齡期差為28 d；箱梁與空氣接觸面的對(duì)流邊界采用第三類邊界，環(huán)境溫度采用實(shí)測(cè)值。參考模板設(shè)計(jì)剛度，將模板的作用簡(jiǎn)化成節(jié)點(diǎn)彈性支撐 約 束［22-24］，其 平 均 剛 度 為450 kN/m。模 型 共129 973 個(gè)節(jié)點(diǎn)，141 898 個(gè)單元，如圖10 所示。

圖10 箱梁有限元模型

取N13 節(jié)段頂板測(cè)點(diǎn)T1、內(nèi)腹板測(cè)點(diǎn)W2、底板測(cè)點(diǎn)B2 和風(fēng)嘴測(cè)點(diǎn)F1 的分析結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖11 所示。

圖11 箱梁不同測(cè)點(diǎn)溫度分析結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

T1、W2、F1 和B2 測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè) 峰值溫度分別為50.6 ℃、78.9 ℃、73.6 ℃和69.1 ℃，對(duì)應(yīng)的分析值分別為52.2 ℃、78.8 ℃、73.8 ℃和68.7 ℃。預(yù)測(cè)溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)值吻合較好且發(fā)展規(guī)律基本一致，可較好地反映箱梁溫度場(chǎng)的變化規(guī)律。

由于有限元分析時(shí)節(jié)段混凝土采用一次整體同時(shí)投放，而N13 節(jié)段實(shí)際澆筑歷時(shí)11 h，導(dǎo)致部分測(cè)點(diǎn)的峰值溫度到達(dá)時(shí)間預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值有所偏差。

3.2 相鄰節(jié)段間箱梁的水化熱效應(yīng)分析

經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值分析可知，先澆N12 節(jié)段對(duì)后澆N13 節(jié)段混凝土熱膨脹約束作用方向主要為橫橋向。因此，后澆N13 節(jié)段受水化熱作用下混凝土體積膨脹，導(dǎo)致相鄰的N12 節(jié)段內(nèi)會(huì)產(chǎn)生約束拉應(yīng)力。N13 節(jié)段澆筑后24 h 時(shí)到達(dá)峰值溫度，此時(shí)N12節(jié)段內(nèi)的應(yīng)力分析結(jié)果如圖12 所示。

圖12 24 h 齡期時(shí)N12 節(jié)段第一主應(yīng)力分析結(jié)果（單位：MPa）

由圖12 可知：N12 節(jié)段從結(jié)合面至其第一道橫隔板范圍內(nèi)的頂板、內(nèi)腹板與風(fēng)嘴位置均存在拉應(yīng)力。N12 節(jié)段結(jié)合面處頂板的拉應(yīng)力為0～3.21 MPa，但最大拉應(yīng)力則位于距結(jié)合面1 m 處的頂板位置，為4.54 MPa。其原因是N12 節(jié)段可對(duì)N13 節(jié)段的水化熱進(jìn)行熱傳導(dǎo)，而混凝土導(dǎo)熱性能較差，使得N12 節(jié)段結(jié)合面后1 m 處溫度梯度更大，相應(yīng)的拉應(yīng)力也會(huì)更大。

N12 節(jié)段結(jié)合面和距結(jié)合面1 m 處頂板、內(nèi)腹板與風(fēng)嘴混凝土的中心溫度以及結(jié)合面與距結(jié)合面1 m 相應(yīng)位置的溫差如圖13 所示。

圖13 N12 節(jié)段溫度時(shí)程曲線分析結(jié)果

由圖13 可知：N12 節(jié)段對(duì)N13 節(jié)段水化熱進(jìn)行熱傳導(dǎo)的程度有限，N12 節(jié)段距結(jié)合面1 m 處各點(diǎn)的溫度已與環(huán)境溫度趨于一致，結(jié)合面內(nèi)頂板、內(nèi)腹板和風(fēng)嘴中心最高溫度分別為48.1 ℃、55.2 ℃和50.8 ℃，與距結(jié)合面1 m 相應(yīng)位置的最大溫差分別為12.4 ℃、20.3 ℃和18.6 ℃。N12 節(jié)段混凝土最高溫度和最大溫差出現(xiàn)在齡期24 h 左右，與N13 節(jié)段水化熱發(fā)展規(guī)律一致。

按照式（4），由實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度可推算得N12 節(jié)段混凝土的抗拉強(qiáng)度為3.36 MPa。N12 節(jié)段結(jié)合面和距結(jié)合面1 m 處頂板、內(nèi)腹板與風(fēng)嘴混凝土的第一主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖14 所示。

由 圖14 可 知：N13 節(jié) 段 澆 筑 后，N12 節(jié) 段 結(jié) 合 面及距結(jié)合面1 m 處頂板、內(nèi)腹板和風(fēng)嘴內(nèi)的主拉應(yīng)力迅速增大，24 h 時(shí)達(dá)到最大值，分別為4.54 MPa、3.93 MPa 和3.17 MPa。18～30 h 期間，內(nèi)腹板和頂板的主拉應(yīng)力均超過混凝土的抗拉強(qiáng)度3.36 MPa；距結(jié)合面1 m 處風(fēng)嘴和結(jié)合面頂板的最大主拉應(yīng)力分別為3.17 MPa 和3.36 MPa，也已接近混凝土抗拉強(qiáng)度。箱梁混凝土存在開裂風(fēng)險(xiǎn)。

參考文獻(xiàn)［15-16，25］提出的水化熱控制建議，提出以下降低先澆節(jié)段混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)的措施：

（1）若在N12 節(jié)段的橫向和豎向預(yù)應(yīng)力張拉后再澆筑N13 節(jié)段，經(jīng)分析，N12 節(jié)段頂板、內(nèi)腹板和風(fēng)嘴正應(yīng)力分別由3.93 MPa、3.50 MPa 和2.52 MPa 降低 至0.53 MPa、2.15 MPa 和1.55 MPa，分 別 下 降 了86.6%、38.6%和38.5%。均小于相應(yīng)時(shí)刻混凝土的抗拉強(qiáng)度，可有效防止混凝土開裂。

（2）N13 節(jié)段澆筑時(shí)混凝土平均入模溫度為38 ℃，若分別降低混凝土入模溫度至30 ℃和20 ℃，則N13 節(jié)段的W2 測(cè)點(diǎn)峰值溫度以及N12 節(jié)段距結(jié)合面1 m 處頂板、內(nèi)腹板的第一主應(yīng)力如圖15 所示。結(jié)果表明：①當(dāng)降低N13 節(jié)段混凝土入模溫度至30 ℃時(shí)，N13 節(jié)段內(nèi)腹板W2 測(cè)點(diǎn)峰值溫度降低1.8 ℃，為77.1 ℃；頂板、內(nèi)腹板的主拉應(yīng)力分別由4.54 MPa、3.93 MPa 降低至3.83 MPa、3.19 MPa，分別降低了15.6%、18.8%；②當(dāng)降低N13 節(jié)段混凝土入模溫度至20 ℃時(shí)，N13 節(jié)段內(nèi)腹板W2 測(cè)點(diǎn)峰值溫度降低13.4 ℃，為65.5 ℃；頂板、內(nèi)腹板的主拉應(yīng)力分 別 由4.54 MPa、3.93 MPa 降 低 至3.24 MPa、2.42 MPa，分別降低了28.6%、38.4%。

圖15 不同入模溫度分析結(jié)果

因此，采取控制混凝土入模溫度、采用低水化熱混凝土配合比降低在澆節(jié)段水化熱溫升，降低相鄰節(jié)段之間的溫差亦是減小溫致應(yīng)力、降低開裂風(fēng)險(xiǎn)的有效措施。

4 結(jié)論

對(duì)武穴長江公路大橋南邊跨節(jié)段后澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁進(jìn)行水化熱及結(jié)構(gòu)反應(yīng)測(cè)試，并建立有限元模型，分析相鄰節(jié)段間水化熱溫度場(chǎng)及溫致應(yīng)力，得到如下結(jié)論：

（1）相鄰節(jié)段結(jié)合面附近混凝土受后澆節(jié)段水化熱作用，導(dǎo)致從結(jié)合面至其第一道橫隔板范圍內(nèi)的頂板、內(nèi)腹板與風(fēng)嘴內(nèi)均存在較大的拉應(yīng)力。內(nèi)腹板與頂板混凝土在18～30 h 期間拉應(yīng)力超過混凝土抗拉強(qiáng)度，箱梁混凝土存在開裂風(fēng)險(xiǎn)。

（2）在后澆節(jié)段澆筑前，應(yīng)張拉相鄰節(jié)段的橫向與豎向預(yù)應(yīng)力以防止相鄰節(jié)段的混凝土開裂。此外，可采取控制混凝土入模溫度等措施以降低后澆節(jié)段水化熱溫度，降低與相鄰節(jié)段間的溫差，從而減小相鄰節(jié)段的溫致應(yīng)力、降低開裂風(fēng)險(xiǎn)。

（3）N13 節(jié)段箱梁混凝土在前24 h 內(nèi)達(dá)到峰值溫度，并在3 d 內(nèi)保持較高溫度。由于箱梁內(nèi)不同位置存在體積和澆筑時(shí)差區(qū)別，因此不同位置的溫度發(fā)展不一致，加之約束條件不同導(dǎo)致各測(cè)點(diǎn)前期應(yīng)變發(fā)展也不相同。