剛構體系箱梁橋合攏施工階段水化溫度效應分析

莊燕珍

(三明市交通建設集團有限公司，三明 365000)

0 引言

混凝土結構的水化溫度效應可能導致結構產生早期裂縫，影響結構的使用性能和耐久性能[1]，因此對水化溫度應力進行分析并開展相應控制具有重要意義。

大跨徑混凝土箱梁由于底板或者腹板尺寸較厚，同樣會產生較高的水化溫升，箱梁也有較高的開裂可能性。目前針對箱梁0# 塊的研究較多， 通過采取溫度測試，并進行應力分析， 得出水化溫度是早期開裂的主要原因之一，并給出控制內外溫差、優化混凝土配合比等相關建議[2-5]。普通箱梁節段尺寸雖然偏小，但在水化熱量水平較高的情況下，也可能產生較大的溫度應力，箱梁可能出現頂板、腹板或者底板的貫穿裂縫[6-9]，箱梁早期溫度裂縫問題逐漸得到廣泛關注。

剛構體系箱梁橋合攏段也可能產生較高的水化溫升效應，由于墩梁固結，升溫及降溫變形受到縱橋向及橫橋向兩個方向的約束效應， 可能造成早期開裂現象。本文以某V 型剛構橋為背景工程， 采用溫度試驗結合有限元分析方法， 對合攏段的水化溫度應力開展研究，探明影響規律， 并進行應力控制措施的參數化分析，為裂縫控制提供參考借鑒。

1 工程背景

某連續Y 型剛構橋全長330.12m，位于半徑550m 圓曲線上，跨徑布置為90.33m+150m+89.79m，上部結構采用單箱單室斜腹板箱梁截面，腹板斜率保持不變。中跨跨中梁高為2.5m，梁高沿縱向按2.5 次拋物線變化，在中墩主梁與Y 構交接處梁高為5.79m。 中墩頂梁段梁高為2.325m，詳見圖1。

圖1 剛構橋總體布置圖(單位：m)

箱梁主要尺寸： 頂板厚0.3m； 邊跨與中跨底板厚0.47～1.21m，墩頂區域底板厚0.3～0.43m；邊跨與中跨腹板厚0.45m，在靠近墩頂位置漸變為0.75m；墩頂腹板厚0.75m；翼緣板長2.06m，厚0.4～0.6m。 典型斷面見圖2。

圖2 剛構橋斷面型式(單位：m)

合攏段澆筑，混凝土為C60 商品混凝土，單方采用P.Ⅱ52.5 級別水泥462kg、砂634kg、碎石1080kg、粉煤灰32kg、礦渣粉42kg、減水劑12.6kg、水137kg。 澆筑時即開展溫度測試，測點分別位于合攏段正中斷面腹板中心、頂板頂面以及內腔橫隔板表面，測試始于澆筑，時長約為7天。

2 計算理論

2.1 水化溫度及應力計算原理

溫度計算采用瞬態熱傳導基本方程[10]，描述如下：

式中：T 為瞬時溫度；t 為時間；λ 為導熱系數；ρ 為密度；c 為比熱容；Q 為生熱函數；Tabs為絕熱溫升；m 為水化速率參數。

早齡期混凝土材料特性具有時變特征， 表現為彈性模量、抗拉強度隨時間增長以及徐變效應。 文獻[10]提供的彈性模量以及抗拉強度計算公式具有較好的擬合精度，應用范圍較廣：

式中，E(t)、ftk(t)為等效齡期t 時刻的彈性模量與抗拉強度，Ec、 ftk分別為標準養護28 天彈性模量與抗拉強度，βcc為材料特性隨齡期發展速率參數；te為等效齡期，n 為時間區段的劃分數量，Ti為第i 區段的溫度，Δti為區段時長。

早齡期徐變效應顯著，本文選用文獻[1]提供的計算公式進行計算：

式中，C(t，τ)為τ 時刻加載至t 時刻的徐變度，其中C1=0.23/Ec，C1=0.52/Ec。

由于材料時變以及徐變效應復雜， 應力計算采用增量法予以實現，該方法不需要記錄應力歷史，在有限元軟件中易于實現[1]。

2.2 有限元模型及參數選取

采用大型通用有限元軟件ANSYS 建立連續兩節懸臂段與合攏段的1/4 模型，忽略平曲線，模型縱橋向長度為9m，在懸臂段端部施加彈性支承，在對稱面施加對稱約束。 彈性支承剛度按照桿系模型中的水平抗推剛度計入，模型如圖3 所示。

圖3 有限元模型圖

溫度計算與應力計算采用相同網格模型， 溫度計算采用試算方法，通過調整參數取值，使計算值逐漸趨近于實測值。 識別的絕熱溫升為67.4℃、 水化熱釋放系數為2.5， 導熱系數為2.33W/(m2·℃)， 表面對流系數為14W/(m2·℃)、內腔對流系數為8W/(m2·℃)。

3 水化溫度效應分析

以溫度試驗結果為基礎， 開展溫度擬合以及應力場計算工作，明確溫度與溫度應力規律。

3.1 溫度分析

溫度測試結果表明，箱梁具有較高的水化溫升效應，最高溫度達到77.4℃，相較于平均入模溫度28℃，整體升高了約49.4℃。 且水化反應具有較高的速率，澆筑后約1日即達到溫峰，擬合得到的水化熱釋放系數為2.5，也是遠高于相關文獻的研究結論的[11-12]。 澆筑后第7 日，內部與表面溫度基本上下降至環境溫度。 擬合結果表明，推定參數組對于溫度擬合具有較好的精度， 可以較好地模擬內部溫度、表面溫度以及內腔溫度。 溫度計算值與實測值對比如圖4 所示。

從溫度場的分布來看，合攏段具有整體溫度偏高、分布不均勻的情況。 腹板位置溫度最高，溫度介于73～78℃之間，橫隔板次之，溫度介于68～73℃之間，外部與大氣接觸區域溫度略低，溫度介于43～48℃之間，內表溫差達到30℃，如圖5 所示。

圖4 合攏段溫度計算值與實測值對比

3.2 應力分析

在較高溫升及不均勻溫度場的作用下， 極有可能產生較高的受拉應力，對合攏段的應力場進行分析，挑選第4 日、第7 日應力場匯總示于圖6。

橫向應力分析表明，橫隔板第4 日處于受壓狀態，壓應力約為0.8～2MPa，后逐漸轉變為拉應力，在第7 日降溫后，人孔頂部橫隔板全斷面拉應力達到2.2～2.5MPa，具有一定的開裂風險。

縱向應力分析表明， 箱梁斷面在第4 日處于受壓狀態，壓應力約為0.2～1.4MPa，后逐漸轉變為拉應力，腹板與底板拉應力達到1.6～3.3MPa。

圖5 合攏段溫峰時刻溫度場分布

圖6 合攏段應力場分布

橫向應力與縱向應力分布符合一般水化溫度應力的發展趨勢，合攏段升溫和降溫過程中，橫向上受已經澆筑節段的約束，縱向上受剛構體系的約束，產生約束應力效應。 前期升溫，主要表現為壓應力，后期降溫，主要表現為拉應力，由于彈性模量逐漸增大，后期產生的拉應力超過前期產生的壓應力，故最終應力表現為受拉應力。

此外，箱室內部存在一定的不均勻溫度場，底板上緣出現了較高的縱向應力，達到3.6MPa，由于合攏束張拉于第4 日，產生的預壓應力達到10.2MPa，可能抵消了該縱向受拉效應，故現場并未發現裂縫產生。

4 參數影響分析

探討絕熱溫升、 外表對流系數以及入模溫度措施對絕熱溫升以及應力產生的影響， 為工藝措施制定提供參考。

4.1 對絕熱溫升的影響

背景工程絕熱溫升為67.4℃， 外表對流系數為14W/(m2·℃)，入模溫度為28℃，通過增加或減小參數取值，討論其對絕熱溫升產生的影響，計算結果如圖7 所示。

計算表明：(1)絕熱溫升下降或者上升10℃，最高溫度下降或上升約7.3～7.4℃；(2)外表對流系數下降以及上升，對最高溫度的影響不大，在0.6～1.7℃之間；(3)入模溫度下降或者上升5℃，最高溫度下降或上升約3.9～4.0℃。

4.2 對橫向應力的影響

橫向應力提取點為人孔上方橫隔板， 繪制不同參數對應的最大橫向應力沿時間發展曲線，如圖8 所示。

圖7 不同參數情況下絕熱溫升計算值的對比

圖8 不同參數情況下橫向應力計算值的對比

從應力分布可以看出，絕熱溫升越小，前期的受壓應力以及后期的受拉應力也就越小， 絕熱溫升下降或者上升10℃，最大橫向拉應力下降或提高0.5MPa，基本上呈線性關系。

在對流較小時，前期壓應力也相對較小，對流系數對最終應力影響不大， 這可能是對流系數對內部溫度本身影響較小的緣故。

入模溫度對前期的壓應力影響較小， 后期隨著降溫幅度的增大，受拉應力表現出不同的分布趨勢，入模溫度越小，最大拉應力水平越低，入模溫度下降或者上升5℃，最大橫向拉應力下降或提高0.5MPa，基本上呈線性關系。

4.3 對縱向應力的影響

縱向應力提取點為底板上方最大應力點， 繪制不同參數對應的最大縱向應力沿時間發展曲線，如圖9 所示。

圖9 不同參數情況下縱向應力計算值的對比

不同參數對縱向應力產生的影響與對橫向應力產生的影響相同，表現在：絕熱溫升下降或者上升10℃，最大橫向拉應力下降或提高0.4MPa； 對流對最終應力影響不大；入模溫度下降或者上升5℃，最大橫向拉應力下降或提高0.4MPa。

5 結語

通過對某剛構橋梁合攏段開展溫度測試， 結合有限元分析方法，對溫度及溫度應力開展研究，結果表明：

(1)合攏段內部最高溫度可達到77.4℃，具有較高的溫升效應，且溫度上升速率較快，在1 天內即可到達最高溫度；

(2)合攏段橫向受已澆筑節段約束，縱向受剛構體系約束，在水化溫度影響下，橫隔板內部可能產生較大的橫向受拉應力，底板可能產生較大的縱向受拉應力；

(3)增加或者減小絕熱溫升、提高或者降低入模溫度，對內部最高溫度影響顯著，改變表面對流系數，對內部最高溫影響較小；

(4)減小絕熱溫升、降低入模溫度可以有效改善橫向受拉應力和縱向受拉應力， 改變表面對流系數對受拉應力的改善作用較小。

綜上所述， 剛構體系箱梁橋合攏段具有較高的水化溫升，可能導致早期開裂現象，可通過減小絕熱溫升、降低入模溫度減小受拉應力。 本文結論可以為質量控制提供參考借鑒。