惠迎新，孫曉榮，王紅雨，張亞軍

(1.寧夏大學 土木與水利工程學院, 寧夏 銀川 750021; 2.寧夏交通建設(shè)股份有限公司，寧夏 銀川 750004；3.寧夏道路養(yǎng)護工程技術(shù)研究中心，寧夏 銀川 750004)

0 引言

隨著我國交通事業(yè)的發(fā)展，大跨徑橋梁得到了越來越廣泛的應用。其中由于大跨預應力混凝土箱梁墩頂梁段(一般為0#塊)澆注體積大、混凝土標號高、水泥用量多，在其混凝土硬化過程中，水化溫升顯著，混凝土內(nèi)部最高溫度可能超過70 ℃。若沒有對結(jié)構(gòu)內(nèi)部最高溫度、內(nèi)外溫差進行有效控制，易引起過大的溫度應力，進而拉裂混凝土[1]，甚至產(chǎn)生嚴重的開裂現(xiàn)象，影響橋梁的整體性和耐久性[2]。

目前，國內(nèi)外對于如混凝土箱梁一類的大體積混凝土結(jié)構(gòu)的水化熱溫度場及應力場已展開了一系列研究。章征、宋軍、王雨川、熊文等[3-6]通過有限元對橋墩和橋塔水化熱溫度場和應力場進行模擬，并對水化熱溫度場及其表面開裂影響因素進行分析，提出了防止早期開裂的溫控措施。張寧、Taysi等[7-8]通過精密測量混凝土箱梁水化熱期間的溫度變化，繪制箱梁全截面在水化熱階段的溫度場云圖，闡述了混凝土箱梁早期水化熱溫度和溫度應力發(fā)展的特點和規(guī)律。姚剛、梁棟、Song、孫星等[9-12]采用有限元數(shù)值模擬方法對混凝土箱梁典型截面水化熱溫度進行分析，研究了不同養(yǎng)護方案、環(huán)境溫度差異以及太陽輻射等外界因素影響下的箱梁溫度時變規(guī)律。

雖然已有研究資料對大尺寸混凝土結(jié)構(gòu)物的溫控措施進行了大量的研究，有一定參考價值，但關(guān)注重點均偏向于如橋墩、橋塔、承臺等其他混凝土結(jié)構(gòu)的抗裂方法和溫控措施，而對大跨混凝土箱梁實際施工過程中所采用的溫控措施效果研究較少。在實際工程中部分箱梁的澆注梁段在早期依然出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，如寧夏某高速路某連續(xù)箱梁的墩頂梁段在澆注完成后和預應力尚未張拉前，發(fā)現(xiàn)腹板出現(xiàn)豎向裂縫，造成一定的經(jīng)濟損失和安全隱患。

本研究以寧夏某大跨連續(xù)梁箱梁橋為工程背景，基于數(shù)值模擬對墩頂澆注梁段的施工水化熱過程開展研究，通過現(xiàn)場實際水化熱監(jiān)測數(shù)據(jù)驗證數(shù)值模型的準確性。利用驗證后的數(shù)值分析模型，對梁段澆注時的外界環(huán)境溫度和入模溫度進行參數(shù)分析，分析溫度參數(shù)對箱梁腹板應力狀況的影響機制，提出大跨度箱梁梁體溫度應力控制措施，為同類工程的施工方案和溫控措施提供參考和借鑒。

1 現(xiàn)場實測

1.1 工程概況

某跨徑布置為(80+120+80)m的大跨變截面連續(xù)箱梁橋，主梁采用C55混凝土，該橋采用懸臂施工方法，因0#塊頂板空間不足以拼裝施工掛籃，故在墩頂澆注梁段時將1#塊也包含在內(nèi)。0#塊和1#塊的梁段長4 m，腹板厚度分別為2 m和0.9 m，0#塊梁高為7.2 m。

該橋在左幅14#墩處進行墩頂梁段澆注后及尚未張拉預應力前，發(fā)現(xiàn)腹板開裂。經(jīng)過檢測，裂縫寬度為0.3～1 mm，裂縫出現(xiàn)在1#塊距橫梁前1.3 m處的腹板位置，為腹板豎向裂縫。推測是由于混凝土硬化期間釋放的水化熱較多，引起溫度應力過大而導致混凝土開裂。

1.2 溫度監(jiān)測

為使后續(xù)施工當中的右幅14#墩頂梁段澆注得以順利進行，施工人員采取了優(yōu)化配合比設(shè)計和控制水泥用量，以及減小入模溫度等措施以降低高強混凝土的水化熱。采用的施工配合比為水泥(賽馬牌P·O42.5)∶粉煤灰∶礦渣粉∶水∶碎石∶砂∶減水劑=394∶53∶53∶119∶1 074∶737∶13。

為驗證有限元模擬的準確性，對右幅14#墩頂梁段中的0#塊和1#塊進行了水化熱測試。如圖1所示，由于實際案例中裂縫出現(xiàn)于腹板位置，因此選擇與裂縫相同位置，即分別在位于距離主墩中心線左右兩側(cè)(即為大樁號和小樁號兩側(cè)方向)的1.35 m和4 m處設(shè)置測試斷面，同時為充分反映腹板豎向的水化熱變化情況，在腹板和橫隔梁相應位置上布置測點。其中斷面Ⅰ包括測點1、測點2、測點5、測點6在內(nèi)的4個測點，斷面Ⅱ包括測點3、測點4。

圖1 測點布置圖(單位：m)Fig.1 Layout of measuring points (unit: m)

本研究試驗采用DH-3816N數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和與之配套的 WRNK-191鎧裝式熱電偶傳感器，將傳感器在混凝土澆注前綁扎于鋼筋上，澆注完畢后即可測得澆注梁段相應測點位置的早期溫度變化規(guī)律作為比較，在結(jié)構(gòu)外部同樣布置傳感器以測得實時環(huán)境溫度。

為測定箱梁的墩頂梁段抗壓強度和彈性模量的發(fā)展規(guī)律，同時在施工現(xiàn)場制作立方體和棱柱體標準試塊，與箱梁進行同條件養(yǎng)護。

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

利用有限元分析軟件MIDAS-FEA對墩頂梁段(0#塊和1#塊水化熱)進行數(shù)值模擬。首先建立實體結(jié)構(gòu)，之后以六面體的形式對其進行網(wǎng)格劃分。為節(jié)省計算資源，提高模型的計算效率，取對稱的1/4結(jié)構(gòu)進行計算分析，箱梁墩頂梁段有限元模型如圖2所示。其中，梁段底部和對稱面采用固結(jié)位移邊界條件，鋼模板的邊界約束采用節(jié)點彈性支承。在梁段混凝土溫度場中，復雜的換熱邊界條件是影響結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂縫的重要誘因，因此有必要在模擬溫度場的過程中設(shè)置合適對流換熱邊界條件，以取得更加精確的計算結(jié)果[13-16]。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

彭友松[15]基于試驗研究所提出的綜合熱交換系數(shù)計算方法目前被廣泛應用，該計算方法依據(jù)太陽物理學、普通天文學以及傳熱學等有關(guān)理論，考慮了對流和輻射的綜合效果。具體計算公式見表1。

表1 箱梁表面綜合熱交換系數(shù)Tab.1 Comprehensive heat exchange coefficient of box girder surface

依據(jù)實際工程情況確定綜合熱交換系數(shù)，從而設(shè)置合適的對流換熱邊界條件。根據(jù)當?shù)啬甓冉y(tǒng)計數(shù)據(jù)，取風速v=1 m/s，利用表1中的計算公式得到各部位混凝土裸露表面熱交換系數(shù)。實際工程中0#塊與1#塊的外模板采用的是鋼模板，而結(jié)構(gòu)內(nèi)部則采用木模板。雖然結(jié)構(gòu)在采用模板時混凝土沒有直接與大氣接觸，但由于鋼模板導熱性能要遠強于木模板，二者的導熱系數(shù)相差較大，應分別進行考慮。可以依據(jù)文獻[17]分別進行取值, 鋼模板和木模板的表面熱交換系數(shù)分別取為15 W/(m2·K)和5W/(m2·K)。模型對稱面因與大氣無接觸，設(shè)置絕熱邊界條件，熱交換系數(shù)默認為0，無熱交換。

根據(jù)現(xiàn)場實測結(jié)果，確定混凝土的材料力學性能和施工參數(shù)的取值，根據(jù)文獻[17]和施工配合比確定材料熱性能系數(shù)的取值(表2)。粉煤灰和礦渣粉作為摻合料進行配合比設(shè)計，摻合料的熱工參數(shù)一般取導熱系數(shù)為0.828 kJ/(m·h·℃)，比熱容為0.92 kJ/(m·h·℃)，混凝土其他材料熱性能系數(shù)如表2所示，最終箱梁墩頂梁段的混凝土導熱系數(shù)及比熱按混凝土各組分的重量百分比加權(quán)方法計算，計算結(jié)果如表3所示。

表2 混凝土配合比與材料熱工參數(shù)Tab.2 Concrete mix proportion and material thermal parameters

表3 混凝土熱工參數(shù)Tab.3 Concrete thermal parameters

在進行水化熱測試的過程中，制作同條件養(yǎng)護標準試塊，測試混凝土早齡期抗壓強度和彈性模量。

根據(jù)文獻[17-18]的混凝土軸心抗拉強度與抗壓強度之間的關(guān)系及下式確定混凝土抗拉強度。

f(t,τ)=0.232(f(cu,τ))2/3，

(1)

式中，f(t,τ)為混凝土的軸心抗拉強度在τ時刻的計算值；f(cu,τ)為τ時刻混凝土的立方體抗壓強度實測值，不同齡期C55混凝土材料力學性能見表4。

表4 連續(xù)梁橋混凝土早齡期力學性能Tab.4 Mechanical properties of continuous girder bridge concrete at early ages

2.2 模擬準確性驗證

按照上文論述的邊界條件模擬澆注梁段的溫度場，并列出分析結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進行對比，驗證模型的準確性。因測點溫度趨勢相同，鑒于篇幅，僅列出測點1～4的溫度時程曲線，如圖3所示。

圖3 數(shù)值計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)的對比Fig.3 Comparison of numerical calculation result and measured data

由圖3可知，數(shù)值計算所得到的分析結(jié)果與現(xiàn)場實測溫度變化趨勢基本一致，但是在第1天時二者有明顯的差異，主要是因為實際工程中為保證混凝土澆注質(zhì)量，對于每一部位的澆注都會振搗密實，這一過程使得混凝土的水化作用更加充分。而數(shù)值模型雖也是分2次澆注模擬，但缺乏實際工程中的這一步驟，所以在混凝土澆注初期前者的水化熱溫升速度更快。

一般認為混凝土澆注初期水化熱反應劇烈，升溫快，但此后由于混凝土是熱的不良導體，熱量不能很好的散發(fā)，溫度需經(jīng)過3～4 d后才能衰減并接近環(huán)境溫度。這與圖3中給出的升溫降溫規(guī)律基本一致。雖然計算值整體較小于實際值，但除了在第1天 外，其余時間點的現(xiàn)場實測值與計算值均吻合良好且最大誤差僅為9%。顯然本研究所提出的數(shù)值模型滿足工程結(jié)構(gòu)對仿真模擬的精度要求。

3 影響因素及其溫致效應分析

3.1 環(huán)境溫度的影響

為探究環(huán)境溫度對澆注梁段尤其是1#塊腹板早期應力場的影響，在距1#塊腹板表面3 cm處選取待測點1B、待測點2B位置為特征點，如圖1所示。本研究模擬澆注梁段在不同日氣溫變化過程中的水化過程，對不同情況下特征點的溫度應力結(jié)果進行分析。

因晴天氣溫日變化過程具有較好規(guī)律性。日氣溫變化過程可采用正弦函數(shù)進行描述[13]：

(2)

為充分了解環(huán)境溫度變化對結(jié)構(gòu)早期應力場的影響，根據(jù)上文所測得的實測環(huán)境溫度數(shù)據(jù)和當?shù)貧v史氣溫對日氣溫函數(shù)進行取值，并設(shè)置工況進行參數(shù)分析。本研究以可以反映實測環(huán)境溫度數(shù)據(jù)的日氣溫函數(shù)(Tav取27 ℃，Tam取8 ℃)為基本工況，同時設(shè)置日平均氣溫Tav取27，22，17，12 ℃，而日氣溫變幅Tam分別為4，6，8，10，12 ℃的日氣溫函數(shù)，共4組20種工況，其中以基本工況、工況7、工況12、工況17為4組工況中的基準工況，見表5。因氣溫函數(shù)變化趨勢相同，限于篇幅，僅列出第1組日氣溫函數(shù)和在日氣溫變幅Tam取8 ℃時3組日氣溫函數(shù)的取值，如圖4和圖5所示。

圖4 第1組工況下的日氣溫函數(shù)Fig.4 Daily temperature function of 1st set of working conditions

圖5 Tam取8 ℃時日氣溫函數(shù)的溫度曲線Fig.5 Daily temperature function temperature curves when Tam is 8 ℃

按照4組工況進行參數(shù)分析，因同一組內(nèi)工況的主拉應力變化趨勢相同，限于篇幅，僅繪出關(guān)于特征點在4組基準工況下的主拉應力與環(huán)境溫度的關(guān)系曲線，如圖6所示，特征點的峰值拉應力見表5(其中特征點1B、特征點2B的主應力方向為連續(xù)梁順橋向方向，以拉為正，以壓為負)。

表5 各工況參數(shù)的選取及峰值應力Tab.5 Selection of various working condition parameters and peak stresses

由圖6所示，箱梁在24 h之前一直處于升溫階段，因此24 h之前特征點1B和特征點2B的主應力呈現(xiàn)負向增長。而在24～78 h的混凝土降溫階段內(nèi)主應力開始正向增長，于72 h處出現(xiàn)拉應力，此階段中拉應力變化最激烈的時間處于72～96 h內(nèi)(箱梁混凝土入模第3 d后)，特征點1B和特征點2B的峰值主拉應力也處于72～96 h內(nèi)，在此時間段內(nèi)，溫度應力增加速率快于混凝土強度形成速率，所有工況的峰值主拉應力都超過了材料即時抗拉強度，混凝土有開裂風險。而96 h后特征點1B和特征點2B的主拉應力漸漸趨于穩(wěn)定，維持在未超過材料即時抗拉強度的應力水平上，因此96 h后混凝土沒有開裂風險。

圖6 特征點的第1主應力時程曲線Fig.6 Time history curves of the 1st principal stress at characteristic points

對比4組工況下的應力結(jié)果可知，實測環(huán)境溫度代表的基本工況在4種基準工況中處于最低應力水平上。以4種基準工況的主拉應力峰值為例，特征點1B(特征點2B)的工況7、工況12、工況17分別為基本工況拉應力的110%(108%)、120%(117%)、125%(125%)；對于穩(wěn)定后的主拉應力而言(平均值)，特征點1B和特征點2B的工況7、工況12、工況17分別為基本工況拉應力的110%，120%，129%。以基礎(chǔ)工況所在的第1組工況的主拉應力峰值為例，特征點1B(特征點2B)的工況1、工況2、工況3、工況4分別為基本工況拉應力的97%(97%)，98%(99%)，101%(101%)，103%(102%)。

基于以上分析可知，日平均氣溫的變化對箱梁腹板靠近表面處混凝土開裂是有影響的，且隨日平均氣溫的降低，混凝土主拉應力亦隨之增大，以基本工況和工況17為例，工況17相比基本工況降低了15 ℃，主拉應力峰值則為基本工況的125%；氣溫日變幅則基本上對腹板靠近表面處混凝土開裂無影響，以第1組工況為例，工況之間的主拉應力峰值變化在5%以下。建議盡量選擇日平均氣溫較高的天氣進行澆注，本研究中日平均氣溫在27 ℃的第1組工況便屬于偏安全工況，但為防止混凝土開裂仍需在混凝土入模后加強養(yǎng)護。

3.2 入模溫度的影響

為探究入模溫度對1#塊腹板早期應力場的影響，以實際入模溫度25 ℃為基本工況，分別取入模溫度15，20，30 ℃為分析工況，仍取待測點1B、待測點2B位置為特征點，按照4種工況進行參數(shù)分析。特征點在4種入模溫度工況下的主拉應力時程曲線則見圖7，特征點的峰值拉應力見表6。其中特征點1B、特征點2B的主應力方向為連續(xù)梁順橋向方向，以拉為正，以壓為負。

表6 各工況參數(shù)的選取及峰值應力Tab.6 Selection of various working condition parameters and peak stresses

由圖7所示，特征點在入模溫度變化情況下的第1主應力時程曲線與上文在環(huán)境溫度變化下的時程曲線有著相似的變化規(guī)律，同樣分為24 h之前的主應力負向增長階段、24～78 h內(nèi)的主應力正向增長階段、72～96 h內(nèi)的主應力激增段、96 h后的主拉應力穩(wěn)定階段。其中在主應力激增段內(nèi)，溫度應力增加速率快于混凝土強度形成速率，基本工況、工況3的特征點的峰值主拉應力遠超過了材料即時抗拉強度，混凝土有開裂風險；而工況1和工況2的應力峰值未超過材料即時抗拉強度或在材料即時抗拉強度附近，無開裂風險或開裂風險較小。主拉應力穩(wěn)定階段內(nèi)4種工況均未超過材料即時抗拉強度，因此無開裂風險。

圖7 特征點的第1主應力時程曲線Fig.7 Time history curves of the 1 st principal stress at characteristic points

對比4種工況下的應力結(jié)果可知，以4種工況的主拉應力峰值為例，特征點1B(特征點2B)的工況1、工況2、工況3分別為基本工況拉應力的81%(78%)，93%(93%)，115%(119%)。對于主拉應力穩(wěn)定階段而言，4種工況下特征點的主拉應力呈現(xiàn)出收斂于同一主拉應力水平的趨勢，表明混凝土水化反應速率隨時間變小，混凝土水化熱效應逐漸弱化，入模溫度對梁體后期應力影響越來越小。

綜上所述，隨入模溫度的升高，箱梁腹板靠近表面處混凝土的主拉應力亦隨之增大，以工況3和工況1為例，工況3相比工況1升高了15 ℃，特征點1B(特征點2B)主拉應力峰值則升高了34%(41%)。本研究中入模溫度為15 ℃和20℃的工況1和工況2屬于偏安全工況，故建議在進行混凝土澆注時應對入模溫度進行控制，宜控制在20 ℃以內(nèi)。

4 結(jié)論

大跨連續(xù)箱梁橋墩頂澆注梁段(0#塊和1#塊)在施工期間水化熱反應劇烈，溫度應力場復雜，可能會導致溫致裂縫的產(chǎn)生。本研究采用數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測的方法，研究了梁段澆注時外部環(huán)境溫度和入模溫度對主應力的影響，得出以下結(jié)論：

(1)外部環(huán)境溫度和入模溫度的變化對墩頂澆注梁段腹板靠近表面處混凝土主拉應力影響顯著，溫度引起的應力增加速率快于混凝土強度形成速率，混凝土早期在溫度作用下有較大開裂風險。

(2)外部環(huán)境溫度和入模溫度直接影響混凝土水化熱效應。隨著外部環(huán)境日平均氣溫的降低，梁體主拉應力有較大幅度的增大。隨著入模溫度的升高，梁體主拉應力增大明顯。

(3)大跨度變截面混凝土箱梁澆注宜選擇在日平均氣溫較高時進行，同時采取人為干預方式控制混凝土入模溫度在20 ℃以內(nèi)，確保溫度應力處于較低水平，從而降低混凝土開裂風險。