■熊慧婷

(蘇交科集團(tuán)股份有限公司，南京 210019）

高強(qiáng)混凝土箱梁零號(hào)塊澆筑溫度場及溫度應(yīng)力的實(shí)測與仿真分析

■熊慧婷

(蘇交科集團(tuán)股份有限公司，南京 210019）

對(duì)某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁零號(hào)塊的澆筑溫度場及早期應(yīng)力進(jìn)行實(shí)測和有限元模擬，總結(jié)了高強(qiáng)混凝土箱梁在水化放熱過程中存在的共性特征，討論了溫度場、溫度應(yīng)力與溫度裂縫間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。分析結(jié)果表明，箱梁零號(hào)塊各部件因澆筑體積、散熱條件的差異，在水化熱問題上呈現(xiàn)出一定的獨(dú)立性。其中，澆筑體積較大的部件表面具有潛在的開裂風(fēng)險(xiǎn)，是溫度控制的重點(diǎn)。

箱梁 水化熱 溫度場 溫度應(yīng)力 有限元法 早期裂縫

1 引言

工程中混凝土的水化熱問題，以往主要出現(xiàn)在水工結(jié)構(gòu)的大壩、大型工業(yè)設(shè)備的基礎(chǔ)及橋梁工程中的錨碇和承臺(tái)中。這些結(jié)構(gòu)部件就地澆筑的混凝土體積巨大，內(nèi)部熱量不易散失，因此必須考慮由水化放熱引起的溫度變化，并采取措施最大限度的控制溫度裂縫。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)混凝土水化熱問題的研究多集中于此[1,2]。

近年來，隨著預(yù)應(yīng)力技術(shù)的發(fā)展，采用懸臂現(xiàn)澆施工方法修建的連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑越來越大，橋墩附近箱梁的斷面尺寸也越來越大。由于多采用高強(qiáng)混凝土，其單位體積內(nèi)水泥用量大，因此水化熱問題成為箱梁施工中一個(gè)不可忽視的問題，正逐漸引起橋梁工程界的關(guān)注[3,4]。已有部分文獻(xiàn)對(duì)箱梁澆筑溫度場進(jìn)行了研究[5,6]，但對(duì)于由此產(chǎn)生的溫度應(yīng)力，特別是溫度應(yīng)力與早期裂縫間的相關(guān)性則缺乏定量的分析。本文以衡昆高速重點(diǎn)控制工程某三跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楸尘?，?duì)箱梁節(jié)段中體積最大的0號(hào)塊澆筑溫度場及早期應(yīng)力場進(jìn)行實(shí)測和有限元仿真，進(jìn)而總結(jié)了高強(qiáng)混凝土箱梁在水化放熱過程中存在的共性特點(diǎn)，并著重討論了溫度場、溫度應(yīng)力與早期裂縫間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)，旨在為同類橋型的施工控制和防裂抗裂提供合理的建議和參考。

2 高強(qiáng)混凝土箱梁零號(hào)塊溫度場測試

2.1 工程背景

圖 1 主橋橋型示意圖(單位：m）

衡昆高速重點(diǎn)控制工程某三跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑為(65+110+65）m，橋型圖如圖 1所示。0號(hào)塊箱梁順橋向長19m，根部高度6.5m，底板厚70cm，箱梁高度及箱梁底板厚度按1.8次拋物線變化；箱梁腹板根部厚60cm，腹板厚度在腹板變化段按直線漸變；箱梁頂板厚度25cm；橫隔板的截面尺寸為2×6m2，與墩身相同。該橋采用逐段懸臂現(xiàn)澆施工，0號(hào)塊在托架上進(jìn)行澆筑。0號(hào)塊施工時(shí)間為11月初，日平均氣溫在20℃左右。箱梁混凝土的設(shè)計(jì)標(biāo)號(hào)雖同為C55，但1號(hào)墩0號(hào)塊和2號(hào)墩0號(hào)塊的混凝土配合比略有不同，2號(hào)墩用硅粉取代了部分水泥(見表 1）。

表1 1號(hào)墩0號(hào)塊與2號(hào)墩0號(hào)塊混凝土配合比的比較

2.2 測點(diǎn)布置和測試方法

筆者對(duì)兩個(gè)0號(hào)塊的澆筑溫度場均進(jìn)行跟蹤測試，1號(hào)墩0號(hào)塊的測點(diǎn)布置如圖 2所示；2號(hào)墩的測點(diǎn)布置與1號(hào)墩完全相同，其編號(hào)加撇以示區(qū)分。部分測點(diǎn)采用普通熱敏電阻作為測溫元件。另有部分測點(diǎn)預(yù)埋振弦式應(yīng)變計(jì)同步測試埋設(shè)點(diǎn)的應(yīng)變和溫度，應(yīng)變測量范圍為：壓縮1500με，拉伸1000με；溫度測量范圍為：–25℃～90℃，測量精度可達(dá)±0.5℃。整個(gè)測溫過程從測試混凝土的入模溫度時(shí)起，持續(xù)至箱梁溫度場最終穩(wěn)定時(shí)止。前5d每隔3h測試1次，5d后視具體情況適當(dāng)降低觀測頻率，測溫的同時(shí)讀取測點(diǎn)的應(yīng)變；大氣溫度每隔2h記錄1次，持續(xù) 10d。

2.3 實(shí)測數(shù)據(jù)分析

限于篇幅，以1號(hào)墩0號(hào)塊的測試數(shù)據(jù)為例說明箱梁混凝土水化熱溫度場的共性特征：

(1）箱梁0號(hào)塊的澆筑體積并不是很大，但因使用了高強(qiáng)混凝土，單方水泥用量大，仍然存在水化熱問題。橫隔板中心及橫隔板與底板交接處等澆筑方量相對(duì)較大的部位隨混凝土齡期的發(fā)展，經(jīng)歷了溫度先上升后下降的變化過程，具有一般大體積混凝土水化熱溫度場的典型特征，如圖3所示。

圖3 橫隔板測點(diǎn)溫度變化曲線

圖 2 截面測點(diǎn)布置示意圖(單位：cm）

(2）與錨錠、承臺(tái)等普通大體積混凝土相比，箱梁0號(hào)塊結(jié)構(gòu)復(fù)雜，各部件的澆筑溫度場又各自呈現(xiàn)出不同的特點(diǎn)：橫隔板、各部件的結(jié)合部等尺寸較大處，水化熱引起的溫升問題比較突出。橫隔板中心測點(diǎn)(測點(diǎn)19）的溫度峰值達(dá)到70.8℃，位于橫隔板、腹板、底板三者交接處的測點(diǎn)(測點(diǎn) 18）最高溫度亦超過了 60℃(見圖 3）；而底板的內(nèi)外溫差最大可達(dá)16℃，相對(duì)其厚度而言，這個(gè)數(shù)值還是相當(dāng)之大的，如圖 4所示；頂板、腹板等部件生熱少，散熱快，水化熱問題幾乎不存在。尤其是頂板，由于厚度最薄，受大氣溫度影響較大，沒有明顯的升降溫階段，如圖 5、圖 6所示。

圖4 底板測點(diǎn)溫度變化曲線

圖5 腹板測點(diǎn)溫度變化曲線

圖6 頂板測點(diǎn)溫度變化曲線

對(duì)2號(hào)墩0號(hào)塊的實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn)，其澆筑溫度場的基本規(guī)律與1號(hào)墩0號(hào)塊一致，但各測點(diǎn)的溫度峰值有所下降，且達(dá)到溫度峰值的時(shí)間延遲了，如圖7、圖8所示。這是由于與水泥相比，硅粉的水化熱量小、早期放熱速度慢所致；而兩個(gè)0號(hào)塊測點(diǎn)溫度的下降段基本重合，正是二者散熱條件相似的體現(xiàn)。后續(xù)章節(jié)對(duì)實(shí)測數(shù)據(jù)的引證，如未作特別說明，均特指1號(hào)墩0號(hào)塊。

圖7 測點(diǎn)18與18’溫度變化曲線的對(duì)比

圖8 測點(diǎn)5與5’溫度變化曲線的對(duì)比

3 箱梁零號(hào)塊澆筑溫度場的有限元模擬

對(duì)箱梁零號(hào)塊澆筑溫度場進(jìn)行實(shí)測的同時(shí)，我們采用ANSYS熱分析模塊對(duì)其進(jìn)行有限元模擬。

3.1 計(jì)算模型

圖9 0號(hào)塊實(shí)體模型

考慮到箱梁0號(hào)塊的對(duì)稱性，只需建立1/4模型即可，結(jié)構(gòu)的實(shí)體模型如圖9所示。接著選擇單元類型，Solid70是ANSYS定義的三維溫度單元，每個(gè)單元有8個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)只有一個(gè)自由度即溫度，計(jì)算中選擇了此種單元。隨后定義材料性能參數(shù)，對(duì)于瞬態(tài)傳熱問題，需定義導(dǎo)熱系數(shù)、密度和比熱，這里采用了文獻(xiàn)[7]推薦的取值。最后在創(chuàng)建的幾何模型上劃分網(wǎng)格，如圖10所示。為了模擬混凝土的澆筑過程，在計(jì)算之初將所有單元?dú)⑺?即執(zhí)行Ekill命令），并根據(jù)澆筑批次的不同，將整個(gè)結(jié)構(gòu)劃分成若干區(qū)域；隨后，按澆筑順序依次激活相應(yīng)區(qū)域的單元(即執(zhí)行Ealive命令）。隨著澆筑面的上升，網(wǎng)格逐漸擴(kuò)大到整個(gè)結(jié)構(gòu)。

圖10 0號(hào)塊有限元模型

3.2 確定邊界條件并施加荷載

接下來，根據(jù)0號(hào)塊的實(shí)際施工狀況，模擬混凝土的放熱和對(duì)流。本文采用指數(shù)型公式描述水泥水化的放熱過程[7]：Q(τ)=Q0(1-e-mτ)，其中 Q(τ）為齡期 τ時(shí)的累積水化熱，Q0為τ趨于∞時(shí)的最終水化熱，m是隨水泥品種、比表面和澆筑溫度不同而不同的常數(shù)。為準(zhǔn)確確定Q0和m的取值，我們提取0號(hào)塊水泥試樣，委托南京工業(yè)大學(xué)土建實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了絕熱溫升實(shí)驗(yàn)，參考實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)取Q0=346kJ/kg、m=1.09。

在箱梁邊界上存在著混凝土與空氣的熱對(duì)流，屬第三類邊界條件。ANSYS通過定義表面熱交換系數(shù)，將對(duì)流邊界條件以面荷載的形式施加于實(shí)體的外表面。表面熱交換系數(shù)與風(fēng)速及混凝土表面狀況關(guān)系密切，其取值具有很大的離散性，目前尚無公認(rèn)的研究成果，但多數(shù)學(xué)者認(rèn)為與結(jié)構(gòu)周圍的風(fēng)速呈線性關(guān)系[7-10]。本文首先將實(shí)測風(fēng)速代入朱伯芳[7]建議的以下經(jīng)驗(yàn)公式中：β=21.8+13.53v(β 為表面熱交換系數(shù)，v 為風(fēng)速），對(duì)表面熱交換系數(shù)進(jìn)行粗估。隨后視計(jì)算溫度場與實(shí)測溫度場的吻合程度，逐步調(diào)整其取值，直至二者吻合良好，即認(rèn)為此時(shí)β的取值接近真實(shí)情況。箱梁0號(hào)塊不同部件邊界的實(shí)測風(fēng)速及熱交換系數(shù)的最終取值見表 2。進(jìn)行線性擬合后，得表面熱交換系數(shù)與風(fēng)速的關(guān)系為：

將式(1）與目前較為常用的幾種熱交換系數(shù)表達(dá)式進(jìn)行比較，如圖 11所示。由圖可知，本文擬合的公式在初值選取上與朱伯芳[7]較為接近，而隨風(fēng)力的增長速率(即曲線斜率）則與 Branco[8]、Saetta[9]、魏光坪[10]等學(xué)者推薦的取值相近。

表2 不同部件邊界實(shí)測風(fēng)速及熱交換系數(shù)取值

圖11 幾種常用熱交換系數(shù)表達(dá)式的比較

3.3 溫度場計(jì)算結(jié)果分析

設(shè)0.25天為一個(gè)時(shí)間步，共計(jì)40個(gè)時(shí)間步，整個(gè)時(shí)間歷程為10天，考察1號(hào)墩0號(hào)塊的計(jì)算結(jié)果。圖 12、圖 13和圖 14分別給出了三個(gè)最具代表性的溫度指征——橫隔板中心測點(diǎn)溫度(測點(diǎn)19）、橫隔板與底板交接處測點(diǎn)溫度(測點(diǎn)18）、底板內(nèi)表溫差隨時(shí)間變化的曲線。

圖12 測點(diǎn)19溫度計(jì)算值與實(shí)測值的比較

表3對(duì)計(jì)算值與實(shí)測值作了更為全面的比較。通過該表可以看出，各測點(diǎn)計(jì)算值與實(shí)測值的最大誤差僅為1.71%，說明本文建立的有限元分析模型能很好的仿真實(shí)際溫度場，為溫度控制提供可靠依據(jù)。

圖13 測點(diǎn)18溫度計(jì)算值與實(shí)測值的比較

圖14 測點(diǎn)4與測點(diǎn)5的溫差變化曲線

表3 箱梁溫度場計(jì)算值與實(shí)測值的比較(℃）

為進(jìn)一步考察箱梁0號(hào)塊澆筑溫度場的分布規(guī)律，我們給出了澆筑后1d、2.5d、5d、10d的溫度云圖，如圖15～18所示。由圖可知，第1天時(shí)，底板、腹板等部件的中心溫度達(dá)到峰值；而橫隔板內(nèi)部最高溫度出現(xiàn)的時(shí)間相對(duì)滯后，在第2.5天達(dá)到最大值71℃；澆筑后的第5天，除橫隔板外，箱梁其余部件的溫度場已接近穩(wěn)定，降溫過程基本結(jié)束；到第10天時(shí)，橫隔板內(nèi)部溫度仍然高達(dá)40℃?？v觀整個(gè)升降溫過程，各部件溫度場的變化呈現(xiàn)出一定的獨(dú)立性：早期升溫階段，橫隔板及各部件交接處等澆筑體積較大的地方溫度上升最快；降溫階段，又是這部分的水化熱最不易散失。可見，對(duì)于幾何形狀較為復(fù)雜的箱梁結(jié)構(gòu)，可按澆筑體積及散熱條件的不同將其拆分為若干部件，分別加以分析和考量，其中橫隔板等澆筑體積較大的地方是溫度控制的重點(diǎn)。

圖 15 澆筑后1d的溫度場(℃）

圖 16 澆筑后2.5d的溫度場(℃）

圖17 澆筑后5d的溫度場(℃）

圖18 澆筑后10d的溫度場(℃）

4 早期應(yīng)力場的有限元分析

本節(jié)基于上一節(jié)的熱分析結(jié)果，對(duì)早期應(yīng)力場進(jìn)行分析。

4.1 彈模的處理及增量法的應(yīng)用

應(yīng)力分析直接利用溫度分析所建立的有限元模型，只需將溫度單元Solid70轉(zhuǎn)換為對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)單元Solid45即可。早期混凝土的彈性模量是隨時(shí)間變化的，為考慮這一重要因素，前10d的彈性模量按指數(shù)型公式進(jìn)行計(jì)算[7]：

其中，E0為C55混凝土的彈模標(biāo)準(zhǔn)值，取 3.55×1010Pa；常數(shù)m以施工單位提供的混凝土 7d、14d、21d、28d齡期的彈模實(shí)測值為依據(jù)，取0.42。10d之后即認(rèn)為彈模不再變化，取其終值E0。

本文采用增量法計(jì)算混凝土的溫度應(yīng)力，具體步驟如下：首先根據(jù)熱分析結(jié)果提取相鄰兩天的溫差△Ti=Ti-Ti-1，將溫差和重力場作為體載施加于有限元模型上；然后根據(jù)第i天的彈性模量值求得第i天的應(yīng)力增量△σi，并與第i-1天的溫度應(yīng)力疊加。共進(jìn)行11次計(jì)算，前10次以1d為一個(gè)時(shí)間間隔；最后一次計(jì)算的初始時(shí)刻為第10天末，結(jié)束時(shí)刻為結(jié)構(gòu)溫度場趨于穩(wěn)定的時(shí)刻，此時(shí)認(rèn)為箱梁0號(hào)塊處于均勻的溫度場中，與外界溫度一致。

4.2 應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果分析

本節(jié)首先給出箱梁0號(hào)塊1-1截面各代表性時(shí)刻的順橋向應(yīng)力云圖，如圖 19～26所示。

圖19 澆筑后1d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖 20 澆筑后2d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖 21 澆筑后3d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖 22 澆筑后4d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖 23 澆筑后5d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖24 澆筑后7d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖25 澆筑后8d的應(yīng)力云圖(Pa）

圖26 最終的應(yīng)力云圖(Pa）

與此同時(shí)，我們對(duì)部分測點(diǎn)的順橋向應(yīng)變進(jìn)行了測試，直接讀取的為振弦式應(yīng)變計(jì)在工作狀態(tài)下的頻率值，經(jīng)下式換算后可得混凝土應(yīng)變：

式(3）中，ε 為混凝土應(yīng)變量(με）；K 為應(yīng)變計(jì)的靈敏度系數(shù) (με/Hz2）；fi和f0分別代表實(shí)測頻率和初始頻率。表4給出了底板內(nèi)部測點(diǎn)5、18及翼緣表面測點(diǎn)16的實(shí)測數(shù)據(jù)。

由表4可以看出，實(shí)測應(yīng)力的變化趨勢(shì)與計(jì)算結(jié)果基本一致，但計(jì)算結(jié)果偏大。這是由于計(jì)算中未考慮收縮徐變引起的應(yīng)力松弛。另需注意的是，混凝土開裂與否及沿何方向開裂取決于主拉應(yīng)力的大小和方向。但由于同一位置不同時(shí)刻的主應(yīng)力方向不同，不能直接疊加主應(yīng)力增量，而是應(yīng)當(dāng)先疊加應(yīng)力分量，再合成得該位置的主應(yīng)力。橫隔板、頂板、腹板和底板中心及表面位置的第一主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖27～30所示。

圖27 橫隔板中心及側(cè)表面節(jié)點(diǎn)主應(yīng)力

圖28 頂腹交接處及翼緣表面節(jié)點(diǎn)主應(yīng)力

表4 1-1截面部分測點(diǎn)順橋向應(yīng)力實(shí)測值

圖29 腹板中心及表面節(jié)點(diǎn)主應(yīng)力

圖30 底板中心及表面節(jié)點(diǎn)主應(yīng)力

由上圖可知，箱梁0號(hào)塊各部件的內(nèi)部均為先受壓后受拉，表面則相反。拉壓轉(zhuǎn)換發(fā)生的時(shí)間、拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)的時(shí)間、拉應(yīng)力峰值的大小與各部件混凝土的澆筑體積和散熱條件密切相關(guān)。澆筑初期，橫隔板側(cè)表面的拉應(yīng)力最大，3d后達(dá)到峰值2.94MPa，見圖 27。這是由于箱梁各部件中，橫隔板最厚、內(nèi)外溫差最大的緣故。圖 20、圖 21及圖 28顯示，在升溫階段，翼緣表面的拉應(yīng)力同樣不容忽視，澆筑后第2天可達(dá)1.5MPa。隨著時(shí)間的推移，內(nèi)部壓應(yīng)力逐漸變小，厚度較薄的底板和腹板率先完成內(nèi)部受壓區(qū)的拉壓轉(zhuǎn)換。頂板與腹板的結(jié)合部澆筑體積較大，內(nèi)部出現(xiàn)拉應(yīng)力的時(shí)間也相對(duì)滯后，第5天內(nèi)部才開始出現(xiàn)拉應(yīng)力；到第7天時(shí)，此處取代橫隔板表面成為整個(gè)箱梁結(jié)構(gòu)中拉應(yīng)力最大的部位，后期殘余拉應(yīng)力超過2MPa。橫隔板體積最大，內(nèi)部混凝土發(fā)生拉壓轉(zhuǎn)換的時(shí)間也最遲，第10天時(shí)仍處于受壓狀態(tài)(見圖 27），但最終的殘余拉應(yīng)力僅為1.68MPa。

結(jié)合上一節(jié)對(duì)溫度場的分析可知，溫度場的變化直接決定了溫度應(yīng)力的分布。事實(shí)上，箱梁表面拉應(yīng)力達(dá)到峰值的時(shí)刻正是內(nèi)部混凝土升溫過程結(jié)束的時(shí)刻；而箱梁內(nèi)部拉應(yīng)力增量最大的天數(shù)則與內(nèi)外溫差達(dá)到最大值的天數(shù)相吻合，因?yàn)榇藭r(shí)內(nèi)部降溫速率與外部降溫速率的差異最大，至于拉應(yīng)力增量的大小則取決于溫差的大小。

需要注意的是，計(jì)算普通混凝土的溫度應(yīng)力時(shí)，通常不計(jì)入升溫階段混凝土內(nèi)部累積的壓應(yīng)力，而將其作為混凝土抗拉的安全儲(chǔ)備，這是因?yàn)槠胀ɑ炷猎缙趶椖：苄?，?yīng)變幾乎不會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力。但對(duì)于高強(qiáng)混凝土而言，尤其是含有早強(qiáng)成分的高強(qiáng)混凝土，早期彈模增長迅速，升溫過程在內(nèi)部引起的壓應(yīng)力較大，如不計(jì)入則會(huì)使計(jì)算結(jié)果過于保守。以橫隔板中心節(jié)點(diǎn)為例(見圖27），累加早期壓應(yīng)力時(shí)算得最終殘余拉應(yīng)力為1.68MPa，不會(huì)引起開裂；不累加則為3.33MPa，足以引起開裂?？梢?，不考慮混凝土早期累積的壓應(yīng)力將有可能得到完全相反的結(jié)論。

4.3 溫度裂縫分析

由施工單位提供的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，高強(qiáng)混凝土的抗壓強(qiáng)度早期發(fā)展得非常迅速。摻硅粉混凝土在密封養(yǎng)護(hù)的條件下，1d的抗壓強(qiáng)度達(dá)28d強(qiáng)度的30%以上，3d則達(dá)到67%；即使是不摻硅粉的高強(qiáng)混凝土，ld的抗壓強(qiáng)度也可達(dá)到28d強(qiáng)度的22%，3d為51%?？箟簭?qiáng)度隨齡期的發(fā)展規(guī)律可由下式描述[7]其中，fcu(τ)為不同齡期的抗壓強(qiáng)度為28d的抗壓強(qiáng)度；m是與水泥品種相關(guān)的系數(shù)。對(duì)于不摻硅粉的高強(qiáng)混凝土，當(dāng)m取0.234時(shí)，與施工單位提供的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。以混凝土的抗壓強(qiáng)度為基準(zhǔn)，通過關(guān)系式可換算出對(duì)應(yīng)齡期的劈裂抗拉強(qiáng)度[11]，其中α、γ為回歸參數(shù)。本文取α=0.232、γ=0.66計(jì)算澆筑后15d的混凝土抗拉強(qiáng)度，并與ANSYS計(jì)算出的最大拉應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比，如圖31所示。

圖31 0號(hào)塊不同齡期最大拉應(yīng)力與混凝土抗拉強(qiáng)度的對(duì)比

由4.2節(jié)的分析可知，隨著混凝土齡期的增長及伴隨而來的溫度應(yīng)力重分布，箱梁0號(hào)塊最大拉應(yīng)力出現(xiàn)的位置并非一成不變。澆筑后的最初7d，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在橫隔板的側(cè)表面；7d之后，頂板與腹板的結(jié)合部拉應(yīng)力最大。這是圖31中主拉應(yīng)力曲線出現(xiàn)起伏的原因。根據(jù)圖 31中曲線的走勢(shì)，澆筑后的1～5d，表面開裂問題較為突出。拆模后在橫隔板側(cè)面發(fā)現(xiàn)裂縫若干，長度5～15cm不等，寬度不足0.1mm，開裂方向與考慮溫度效應(yīng)后求得的主拉應(yīng)力方向基本一致，可以判定為混凝土水化熱及收縮徐變所致。隨著后期表面開始受壓，這些裂縫逐步閉合，對(duì)結(jié)構(gòu)危害不大，但在一定程度上會(huì)影響結(jié)構(gòu)的耐久性，故須重視早期的蓄水養(yǎng)護(hù)，不宜過早拆模，盡可能降低裂縫出現(xiàn)的幾率。5d后，混凝土承受的拉應(yīng)力始終低于對(duì)應(yīng)時(shí)刻的抗拉強(qiáng)度，且有一定的安全裕度，可以確定不會(huì)出現(xiàn)危及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的深層裂縫。綜上所述，即使高強(qiáng)混凝土的早期強(qiáng)度很高，但由于其在硬化期間放熱速度很快，仍然有出現(xiàn)溫度裂縫的可能。

5 結(jié)論

(1）與錨錠、承臺(tái)等普通大體積混凝土相比，箱梁0號(hào)塊構(gòu)造復(fù)雜，各部件因澆筑體積、散熱條件的差異，在水化熱問題上表現(xiàn)各不相同。將箱梁0號(hào)塊拆分為不同的部件分別加以考量，有助于認(rèn)清其澆筑溫度場及應(yīng)力場的分布規(guī)律。

(2）大型通用有限元程序ANSYS能夠準(zhǔn)確求解混凝土的澆筑溫度場和溫度應(yīng)力，但考慮澆筑過程的溫控仿真與一般的結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力分析相比，具有太多的不確定因素，因此仿真參數(shù)的選取至關(guān)重要。筆者以統(tǒng)計(jì)資料和經(jīng)驗(yàn)公式為依據(jù)，結(jié)合實(shí)際工程的測量數(shù)據(jù)確定溫控參數(shù)，取得了良好的仿真效果。

(3）高強(qiáng)混凝土早期強(qiáng)度較高，但由于其在硬化期間放熱速度很快，仍然有出現(xiàn)溫度裂縫的可能。尤其是澆筑后的1～5d，澆筑方量較大的部件(如橫隔板）其表面具有潛在的開裂風(fēng)險(xiǎn)，故須重視早期的蓄水養(yǎng)護(hù)，不宜過早拆模。而內(nèi)部混凝土由于在升溫過程中積累了較大的壓應(yīng)力，可以抵消降溫過程中產(chǎn)生的部分拉應(yīng)力，故一般不會(huì)出現(xiàn)危及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的深層裂縫。

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