預制拼裝箱梁現澆橫隔梁水化熱分析與控制研究

陳 揚，鐘 瑤，鄭開啟，沈 斌，孟少平

（1.東南大學國家預應力工程技術研究中心，南京 210096；2.南京重大路橋建設指揮部，南京 210033）

1 前言

南京長江第四大橋的引橋為節段預制拼裝橋梁，為減輕墩頂梁段的吊裝重量，對其中的橫隔梁，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，水化放熱產生的溫度應力可能會造成外部箱體和橫隔梁的開裂[1～3]。另外梁端部為預應力錨固區，存在應力集中，兩種不利效應的綜合作用使得端部腹板局部區成為薄弱環節，影響梁的耐久性和使用壽命。因此，有必要對水化熱的不利效應進行分析。

2 瞬態熱傳導方程

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

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

式（3）中，Qτ為齡期τ時的累計水化熱；Q0為水泥最終水化熱；m為水化系數。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。

通過求解放熱函數得到任意時刻的溫度場分布，再將熱分析得到的節點溫度作為體荷載施加到結構單元節點上，給予模型適當的約束條件，進行結構分析，即可得到應力場分布。

3 水化熱溫度場仿真

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A1梁段現澆橫隔梁水化熱不利效應進行仿真分析。模型長度在縱橋向取2.8 m（2.35 m+0.45 m），設計中預制橫隔梁厚度為0.45 m，現澆橫隔板厚度為1.75 m，高度為2 m。計算模型如圖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，內部現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間變化曲線Fig.3 Concrete modulus of elasticity developed with time

3.2 橫隔梁內部的溫度場模擬

根據擬合的混凝土放熱曲線以及邊界條件[6～8]，可計算得到橫隔梁內部溫度場，在澆筑后24 h內，各個測點的溫度迅速上升，在第32小時出現峰值，隨后緩慢下降，7 d之后混凝土水化放熱基本結束，現澆段內部溫度逐步接近環境溫度。峰值溫度場如圖4所示。

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

圖5給出了計算點A4至A6、B4至B6、C4至C6處的溫度隨時間變化。這些計算點的位置及編號與后面溫度測試中的測點位置一致，如圖6所示。

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

根據實際情況，在仿真分析中，考慮了端部鋼模板和人孔內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，所以靠近端部的A1～A9測點最高溫度較其他位置測點要低，降溫也最快。水化熱的最高溫度出現在現澆段內部中心處，最高溫度為79.3℃。

4 水化熱測試

4.1 測試方案

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

4.2 溫度場實測值

為分析現澆橫隔梁的水化熱效應，在南京長江第四大橋的蕪湖裕溪口預制場，進行了A1梁段后澆橫隔梁的溫度場測試和試驗。橫隔梁混凝土開始澆筑的時間為2010年7月30日晚20：00，到當天的22：30全部澆筑完成。混凝土的入模溫度為32℃，當時氣溫為35℃，近幾日的平均最高溫度為40℃，最低溫度為30℃。混凝土的水膠比為0.3，配合比見表1。

圖6 溫度測點布置圖（單位：cm）Fig.6 Layout of temperature sensors（unit：cm）

根據布置在現澆段內部的溫度傳感器得到27個測點處的溫度時程曲線，核心區（B5）最高溫度達79.2℃，如圖7所示。

圖7 實測水化熱曲線Fig.7 Real hydration heat exothermic curve of concrete

由于在計算中根據實測升溫曲線對水化系數有所調整，使得各測點處的溫度數值仿真（見圖6）與溫度實測值（見圖7）在溫度峰值和變化趨勢方面均有較好的吻合。良好的溫度場模擬，為水化熱溫度應力分析的正確性提供了基礎。

5 水化熱應力分析

在水化熱溫度應力計算時，考慮了混凝土早期彈性模量隨時間的增長，在最高溫度場時，A1梁段的應力場分布如圖8所示。

在水化熱溫度應力影響下，預制梁段框架產生拉彎變形，腹板內側混凝土受壓而外側混凝土受拉，其受力如圖9和圖10所示。

圖8 應力場分布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 最高溫度時豎向應力沿腹板厚度分布Fig.10 Vertical stress distribution along the width of web under highest temperature

結果表明，由于早期水化熱增長迅速，導致箱體腹板外側拉應力也迅速增長。計算顯示在澆筑后腹板外側出現較大的拉應力，已經超過混凝土的抗拉強度（見圖11）。由于水化熱產生的應力較大，試驗中，在腹板外側觀察到了水平微裂縫（見圖12）。

圖11 B7～B9測點處應力時程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價

根據試驗測試及有限元分析，發現水化熱升溫較快，引起的腹板拉應力較大，針對南京長江第四大橋預制拼裝箱梁中現澆橫隔梁施工，為保證后期濕接頭的澆筑質量，改善水化熱問題，參照其他控制措施基礎上[3，9，10]，采取以下控制措施和改進方案。

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，若有長時間的間歇，會使得上下層混凝土早期自生收縮發展速率不一致，從而可能導致濕接頭頂面混凝土龜裂。分析表明，當核心區混凝土在澆筑時的最高溫度與環境溫差小于20℃時，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，對于控制初期最高溫升有明顯的作用。因此將澆筑時間安排在夜間或清晨較早時間。隨著氣溫的升高，預制箱體節段也隨之升溫膨脹，對于水化熱引起的溫度應力有釋放緩解的作用。

2）混凝土養護。本橋大量濕接頭在夏季澆筑，數十米高處的橋面白天氣溫高，夜間風大，混凝土養護易受陽光直射和蒸發影響。所以，在施工中采取了恰當的保溫保濕措施，控制降溫速率。較為有效的方法是加強初凝期的養護，增加灑水頻次，覆蓋帆布，并防止帆布夜間被風吹翻等措施。

3）拆模時間。早期濕接頭的拆模時間為混凝土澆筑后的2～3 d，根據實測結果和數值分析，適當延長了拆模時間，且規定翼緣外側模板不宜早于5 d拆除。同時嚴格禁止在澆筑初期翼緣板伸臂處有施工臨時堆載。

7 結語

節段預制拼裝現澆橫隔梁大體積混凝土澆筑，如控制不當，會出現水化熱裂縫。利用有限元仿真，能夠研究水化熱應力分布規律，便于尋找結構拉應力較大區域，預測可能的水化熱裂縫位置。基于仿真分析，在采取水化熱控制措施后，實橋水化熱裂縫得到了較好的控制。

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