橋梁結構大體積混凝土抗裂性能數值模擬

徐世達

[摘? 要]：大體積混凝土在橋梁結構中廣泛應用，其在澆筑過程中會產生水化熱會導致內表溫度差，可能引起混凝土產生溫度裂縫，嚴重影響橋梁結構的質量和耐久性。文章針對某跨海懸索橋塔塔柱大體積混凝土，采用有限元數值模擬方法，分析其在不同工況下的抗裂性能，計算結果表明：（1）在冷卻水水溫、混凝土入模溫度、氣溫相同的情況下，通過改變冷卻水水管間距可以顯著降低大體積混凝土內部溫度，而在摻入抗裂劑后可進一步降低大體積混凝土內部溫度;（2）在氣溫20 ℃條件下，采取摻加抗裂劑+冷卻水管間距1.0 m+入模溫度25 ℃+延長至7 d拆模的措施，可使得混凝土表面開裂風險系數不大于0.7，表面基本不開裂，但混凝土中心開裂風險系數僅能控制到不大于1.0，仍存在較大的中心開裂風險;當其他條件不變，將冷卻水管間距由1.0 m改為0.5 m時，混凝土表面開裂風險系數將進一步降低，但是混凝土中心開裂風險系數變化不大。

[關鍵詞]：大體積混凝土; 橋梁結構; 數值分析; 開裂風險系數

TU 755.6+7A

大體積混凝土在橋梁結構中廣泛應用，特別是近年來大跨度跨海大橋的修建工程中，橋梁承臺、橋塔等結構中均需采用大體積混凝土。但是由于大體積混凝土在澆筑過程中會產生水化熱，導致混凝土內部溫度不斷升高，而表面溫度相對穩定，進而引起內表溫度差，可能引起混凝土產生溫度裂縫，嚴重影響橋梁結構的質量和耐久性。因此，橋梁結構大體積混凝土澆筑過程中如何控制溫度裂縫的產生是保障其質量和耐久性的關鍵。目前，國內外專家針對大體積混凝土的溫度控制措施和效果，采用有限元數值模擬方法進行了卓有成效的研究，如：賀云等[1]針對榕江大橋索塔承臺大體積混凝土，采用數值模擬方法分析了分層澆筑厚度、冷卻水溫度對大體積混凝土溫度的影響;丘新溪等[2]對大體積混凝土沉管進行了分析，得到了沉管大體積混凝土內部的最高溫度及其位置;徐文等[3]、楊輝等[4]、蔣林華等[5]、張波[6]、魏煒[7]、王鳳娥等[8]、艾建杰等[9]、李開心等[10]分別針對具體橋梁大體積混凝土工程，通過數值模擬方法對其溫度場進行了模擬，探討了影響大體積混凝土溫度場分布的主要因素;周緣等[11]、李維洲等[12]則針對大體積混凝土中常用的冷卻水降溫措施，分析了冷卻水溫、水管管徑、通水流量等參數對大體積混凝土溫度場的影響，但是對于冷卻水管間距的影響未見報道。

鑒于此，本文以某跨海懸索橋橋塔為研究對象，通過有限元數值模擬方法研究大體積混凝土溫度場分布，分析冷卻水管間距、抗裂添加劑等因素對大體積混凝土抗裂的影響，為指導該橋梁結構大體積混凝土澆筑施工提供理論依據和技術指導。

1 工程概況

某跨海橋梁工程全長約24 km，其中跨海段長為22.4 km，采用雙向8車道、設計時速100 km/h的高速公路技術標準，其中控制性主通航孔橋為三跨懸索橋結構，跨徑布置為邊跨580 m+主跨1 666 m+邊跨580 m，采用混凝土門式橋塔，塔高270 m，跨中橋面離海平面高度達90 m。主梁采用扁平式整體封閉鋼箱梁，梁寬49.7 m、高4 m。主纜采用高強鍍鋅鋁鋼絲（抗拉強度為2 060 MPa）。索塔樁基設計采用群樁基礎，單樁直徑為3 m，梅花形布置，設計樁長50～136 m。單個索塔由2個獨立的直徑36 m圓形承臺作為塔柱基礎。

該橋梁主要結構形式包括錨錠錨體、主塔承臺、主塔塔身、過渡墩墩身等，均為大體積混凝土結構，各主要結構形式設計采用的混凝土強度等級如表1所示。

由于該橋梁結構形式復雜多變，混凝土耐久性要求高，原材料來源廣泛，施工季節跨度大，這些因素都給大體積混凝土的裂縫控制帶來了更高的難度。為保障其百年服役壽命，應控制有害裂縫的產生和發展。對于大型懸索橋而言，主塔是其中開裂風險系數最高的大體積混凝土結構，下面將通過三維有限元數值模擬方法對主塔塔柱結構進行建模，分析不同工況下橋梁主塔塔柱結構大體積混凝土開裂風險。

2 主塔塔柱工程結構大體積混凝土開裂數值模擬

2.1 主塔塔柱結構有限元模型

根據主塔塔柱幾何尺寸采用三維有限元方法建立主塔塔柱的典型幾何模型如圖1（a）所示，網格劃分后的塔柱模型如圖1（b）所示。需要說明的是，為了便于建模，在建立主塔塔柱幾何模型時忽略塔柱橫截面沿高度方向的變化。

2.2 混凝土物理力學參數取值和工況設計

數值模擬時大體積混凝土的物理力學參數取值如表2所示。

然后根據大體積混凝土開裂影響因素，選取冷卻水管間距和是否添加抗裂劑兩種主要因素設計了如表3所示2種組合工況。其中，工況1和工況2均考慮入模溫度為常溫時冷卻水管間距不同時的溫度場分布情況，同時對于上述2種工況，均分別考慮摻加和不摻加抗裂劑以及拆模時間分別為3 d和7 d的情況。

同時，為了監測主塔塔柱大體積混凝土的溫度場，在塔柱不同高度位置水平內設置了如圖2所示4個特征點，分別標記為A1、A2、A3和A4。在此不同高度取值分別為0.25 m、2.75 m和6.0 m。

3 數值模擬計算結果

根據主塔塔柱三維有限元計算得到其典型溫度場云圖如圖3所示。根據云圖按照特征點取不同高度的水平橫截面圖，即可得到特征點處溫度隨齡期的變化曲線。下面將分別針對工況1和2介紹相應的溫度場隨齡期的變化規律。為了便于分析，在此提取數據是僅針對圖2所示特征點，考慮溫度沿z軸不同位置高度的變化，同時考慮混凝土不同養護天數的影響，得到大體積混凝土隨養護齡期的變化規律曲線。其中，曲線中各圖例符號意義如下：REF代表基準混凝土;HME代表摻加抗裂劑混凝土;CM代表拆模;JJ代表冷卻水管間距。

3.1 工況1計算結果

工況1條件下塔柱大體積混凝土各特征點溫度隨養護齡期的變化曲線如圖4所示。由圖可知：基準混凝土內部最高溫度約為55.7 ℃，出現在A3和A4特征點距離底部2.75 m的位置;而當摻入抗裂劑后，混凝土內部最高溫度可降低約4 ℃見圖4（h）、圖4（k）所示;當混凝土拆模時間由3 d延長至7 d時，混凝土表面處的降溫速率顯著降低了見圖4（a）～圖4（c），但是其對混凝土內部降溫速率的影響不明顯見圖4（d）～圖4（l）;同時對于同一特征點，結構頂部位置混凝土降溫速率受拆模時間的影響要顯著大于結構中部和底部位置見圖4（f），圖4（i）、圖4（l）。

3.2 工況2計算結果

工況2條件下塔柱大體積混凝土各特征點溫度隨養護齡期的變化曲線如圖5所示。由圖可知：基準混凝土內部最高溫度約為47 ℃，同樣出現在A2、A3和A4特征點距離底部2.75 m的位置，但是與工況一相比，混凝土內部最高溫度下降了將近9 ℃;而當摻入抗裂劑后，混凝土內部最高溫度可進一步降低約4～5 ℃見圖5（e）、圖5（h）、圖5（k）;當混凝土拆模時間由3 d延長至7 d時，混凝土表面處的降溫速率顯著降低了見圖5（a）～圖5（c）），但是其對混凝土內部降溫速率的影響不明顯見圖5（d）～圖5（l）;同樣地，對于同一特征點，結構頂部位置混凝土降溫速率受拆模時間的影響要顯著大于結構中部和底部位置見圖5（f），圖5（i），圖5（l）。

在通過圖5和圖4對比分析可知：在其他條件不變的情況下，通過改變冷卻水水管間距可以顯著降低大體積混凝土內部溫度，而在摻入抗裂劑后可進一步降低大體積混凝土內部溫度。

4 大體積混凝土抗裂風險評價

為了定量描述大體積混凝土開裂風險，定義如下開裂風險系數η，其表達式為：

η=σ（t）ft（t）（1）

式中：σ（t）為t時刻的混凝土最大拉應力;ft（t）為t時刻的混凝土抗拉強度。

根據開裂風險系數η評判混凝土開裂風險的標準如表4所示。

通過提取大體積混凝土任意時刻的最大拉應力數值及對應的抗拉強度，按照式（1）計算相應的開裂風險系數η，可得到工況1和工況2條件下大體積混凝土開裂風險系數隨時間變化曲線如圖6、圖7所示。由圖可知：

（1）在同一特征點垂直截面上，下部開裂風險最大，頂部開裂風險最小;在同一高度下，中心開裂風險較表面高，但中心開裂風險隨齡期的增加而增大，而表面最大開裂風險出現在內外溫差較大的早期或是降溫速率急劇增加的拆模時期，拆模時間的延長對內部開裂風險影響不大，但能夠顯著降低表面開裂風險。

（2）工況1條件下，采用基準混凝土中心最大開裂風險為1.28，采用抗裂混凝土中心最大開裂風險為1.0，開裂風險降低了21.9%;同時對于表面點而言，當拆模時間為3 d時，采用基準混凝土最大開裂風險為1.09，摻加抗裂劑后開裂風險為0.89;而當拆模時間延長至7 d時，基準混凝土最大開裂風險降低到0.87，摻加抗裂劑后開裂風險進一步降低至0.68，低于0.7的控制閾值。

（3）工況2條件下，采用基準混凝土中心最大開裂風險為1.29，采用抗裂混凝土中心最大開裂風險為1.06，開裂風險降低了17.8%，但相較于水管間距為1.0 m 的工況，加密水管間距至0.5并未降低重心最大開裂風險;對于表面點而言，當拆模時間為3 d時，采用基準混凝土最大開裂風險為0.99，摻加抗裂劑后開裂風險為0.77，較水管間距為1.0 m稍有降低;當拆模時間延長至7 d時，基準混凝土最大開裂風險降低到0.88，摻加抗裂劑后開裂風險進一步降低至0.67，低于0.7。

將工況1和工況2下大體積混凝土中心和表面開裂最大風險系數結果匯總如表5所示。由表可知：在氣溫20 ℃的條件下，采取摻加抗裂劑+冷卻水管間距1.0 m+入模溫度25 ℃+延長至7 d拆模的措施，可使得混凝土表面開裂風險系數不大于0.7，表面基本不開裂，但混凝土中心開裂風險系數僅能控制到不大于1.0，仍存在較大的中心開裂風險;當其他條件不變，將冷卻水管間距由1.0 m改為0.5 m時，混凝土表面開裂風險系數將進一步降低，但是混凝土中心開裂風險系數變化不大;同時，在大體積混凝土中摻入抗裂劑，可以有效降低混凝土表面和中心點處的開裂風險，延遲拆模時間也有同樣的效果。

需要說明的是，由于本文僅對冷卻水管間距、是否摻入抗裂劑以及拆模時間3個因素進行分析，未考慮入模溫度、氣溫和冷卻水溫度等因素的影響，這將是后續研究的重點。

5 結論

本文針對某跨海懸索橋塔塔柱大體積混凝土，采用有限元數值模擬方法，分析其在不同工況下的抗裂性能，主要研究結論如下：

（1）在冷卻水水溫、混凝土入模溫度、氣溫相同的情況下，通過改變冷卻水水管間距可以顯著降低大體積混凝土內部溫度，而在摻入抗裂劑后可進一步降低大體積混凝土內部溫度;

（2）在氣溫20 ℃的條件下，采取摻加抗裂劑+冷卻水管間距1.0 m+入模溫度25 ℃+延長至7 d拆模的措施，可使得混凝土表面開裂風險系數不大于0.7，表面基本不開裂，但混凝土中心開裂風險系數僅能控制到不大于1.0，仍存在較大的中心開裂風險;當其他條件不變，將冷卻水管間距由1.0 m改為0.5 m時，混凝土表面開裂風險系數將進一步降低，但是混凝土中心開裂風險系數變化不大。

參考文獻

[1] 賀云， 賀金龍， 余棚，等. 索塔承臺大體積混凝土溫度控制研究[J]. 鐵道科學與工程學報， 2020， 17（2）： 372-378.

[2] 丘新溪， 豐收， 呂建兵，等. 大體積混凝土沉管隧道溫度場的數值仿真分析[J]. 路基工程， 2020（1）： 125-130.

[3] 徐文， 閆志剛， 張士山，等. 滬通長江大橋主航道橋橋塔溫度場與膨脹調控抗裂技術[J]. 橋梁建設， 2020， 50（1）： 44-49.

[4] 楊輝， 李北星， 倪嵩，等. 主塔墩承臺C35大體積混凝土配合比設計與性能研究[J]. 混凝土， 2020， （5）： 94-97.

[5] 蔣林華， 仇高山， 李士偉，等. 橋梁承臺大體積高性能混凝土試驗研究[J]. 混凝土， 2010（1）： 121-123.

[6] 張波. 橋墩承臺大體積混凝土施工中裂縫產生的原因及控制措施[J]. 交通世界， 2020（17）： 171-172.

[7] 魏煒. 特大橋高塔承臺大體積混凝土施工冷卻管降溫與應用[J]. 黑龍江交通科技， 2020， （6）： 155-156.

[8] 王鳳娥， 陳亞丁， 孟佳陽. 船閘大體積混凝土仿真計算及溫控研究[J]. 中國水運， 2020， 20（6）： 128-130.

[9] 艾建杰，羅清波，蔡海燕，等. 橋梁承臺大體積混凝土水化熱及溫控技術研究[J]. 甘肅科學學報， 2020， 32（3）： 95-100.

[10] 李開心， 魯力. 鶴洲水道橋主墩承臺大體積混凝土溫控施工技術研究[J]. 工程建設與設計， 2020， （7）： 170-172.

[11] 周緣， 程海潛， 李清，等. 大體積混凝土水管冷卻關鍵參數的敏感性研究[J]. 武漢工程大學學報， 2020， 42（2）： 202-206.

[12] 李維洲， 王成啟， 劉剛，等. 分布澆筑大體積混凝土冷卻水管一體化布置控裂技術[J]. 中國港灣建設， 2020， 40（7）： 33-37.