洪金圣，劉路明，裴炳志，朱祖煌，黃寧，方志

（1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.湖北省交通投資集團有限公司，湖北 武漢 430070）

0 引言

預應力混凝土箱梁在大跨橋梁中應用普遍且廣泛采用節(jié)段現澆工藝施工。大跨預應力混凝土箱梁截面細部尺寸基本達到大體積混凝土標準［1-2］，且一般采用高強混凝土，使得箱梁混凝土硬化過程中因水化熱導致的溫升會較高，易導致在澆節(jié)段箱梁因內外溫差過大而產生溫度應力裂縫［3-8］。此外，在澆節(jié)段箱梁水化熱溫升導致的體積變形會被先澆相鄰節(jié)段箱梁約束，使得先澆相鄰節(jié)段箱梁內亦會產生較大的約束拉應力而存在開裂風險［9-12］。因此，現澆混凝土箱梁自身及相鄰節(jié)段間水化熱效應的研究，對施工過程中混凝土箱梁早期開裂的有效控制極具價值。

國內外學者對預應力混凝土箱梁自身節(jié)段的水化熱效應研究較多。Zia 等［13］對大跨度預應力混凝土AASHTO 梁生產過程中水化熱進行了研究，結果表明：混凝土夜間降溫時內外溫差過大是導致箱梁產生裂縫的主要原因；Myers 等［14］對預制高性能混凝土梁水化熱效應進行了研究，結果表明：混凝土水化熱溫度越高，微裂縫發(fā)展越廣泛、越寬，從而導致力學性能降低；汪建群［15］對荊岳長江公路大橋混凝土箱梁水化熱及其溫致效應進行了現場測試和分析，結果表明：降低混凝土水化熱、避免過早拆模以減小水化熱導致的內外溫差，可有效降低箱梁早齡期混凝土的開裂風險；李浩［16］對嘉魚長江公路大橋北邊跨混凝土箱梁施工過程中的水化熱進行了現場測試和分析，結果表明：大跨PC 寬箱梁混凝土在澆筑后1～2 d 會經歷較快的升溫過程，1 d 左右達到峰值溫度。模板的縱、橫向約束剛度對箱梁頂、底板溫致應力的影響較大；陳常松等［17］對寬幅箱梁水化熱溫度場進行了測試和有限元分析，結果表明：早期水化熱和溫度驟降的共同作用，在箱梁外腹板內側面和橫隔板表面會出現較大的溫致拉應力而存在開裂風險。

綜上，雖然對大型箱梁混凝土的水化熱及其所致效應已有一定的相關研究，但主要針對在澆混凝土箱梁節(jié)段自身的水化熱效應，而對節(jié)段現澆混凝土箱梁施工過程中相鄰節(jié)段間水化熱效應的研究卻鮮見報道?；诖耍瑸槊鞔_相鄰節(jié)段間水化熱效應的影響，以武穴長江公路大橋為背景，對其南邊跨現澆混凝土箱梁N13 節(jié)段進行溫度場及應變場實測，并采用有限元法對N13 節(jié)段及相鄰先澆節(jié)段N12 的水化熱效應進行分析?；趯崪y與分析結果對節(jié)段現澆預應力混凝土箱梁的施工及開裂控制提出建議。

1 工程概況

1.1 主橋概況

湖北武穴長江公路大橋主橋采用主跨808 m 的雙塔單側混合梁斜拉橋方案，橋跨布置為：（80+290）m（北邊跨）+808 m（主跨）+（75+75+75）m（南邊跨），全長1 403 m。鋼混結合面位于南塔附近主跨內且距南塔中心線11.4 m；南邊跨采用混凝土箱梁，長度為236.4 m，中跨和北邊跨采用鋼主梁，全長1 166.6 m。大橋立面布置如圖1 所示。

圖1 武穴長江大橋立面布置（單位：cm）

南邊跨混凝土箱梁采用分離式雙邊箱構造，如圖2 所示。標準節(jié)段箱梁長15 m、寬38.5 m，中心線處梁高3.822 m，頂板厚35 cm，底板厚40 cm，斜底板厚35 cm，內腹板厚55 cm，順橋向設兩道橫隔板，標準間距為7.5 m。箱梁采用三向預應力體系，頂板橫向預應力采用4φs15.2 mm 鋼絞線，底板橫向預應力采用3φs15.2 mm 鋼絞線，皆沿橋軸線按0.5 m 等間距布置。每道橫隔板布置有4 束19φs15.2 mm 鋼絞線。豎向預應力采用JL-32 精軋螺紋鋼筋，沿橋軸線按0.5 m 等間距布置。箱梁混凝土設計強度等級為C55。

圖2 南邊跨混凝土箱梁標準斷面（單位：cm）

混凝土箱梁采用分段分節(jié)支架現澆工藝施工。自邊跨梁端開始分成4 個施工段、兩個合龍段（濕接縫），每個施工段分若干節(jié)澆筑。N13 節(jié)段附近箱梁施工順序如圖3 所示。

圖3 N13 節(jié)段附近混凝土箱梁施工順序

1.2 測試對象及測點布置

取標準梁段N13 節(jié)段為測試節(jié)段，N13 節(jié)段混凝土于N12 節(jié)段施工完成后28 d 澆筑。采用可同時采集混凝土溫度與應變的智能弦式應變計進行監(jiān)測，共布置如圖4 所示的10 個測點。其中頂板布置5 個橫向測點，兩道橫隔板底部各布置1 個橫向測點，兩道內腹板中心各布置1 個豎向測點，另外在大體積混凝土風嘴內布置1 個橫向測點。

圖4 箱梁應變計測點布置（單位：cm）

N13 節(jié)段混凝土澆筑于夏季的19：00 開始，次日06：00 完成澆筑，歷時11 h。澆筑完成后箱梁頂面即覆蓋塑料薄膜以減少水分蒸發(fā)，混凝土初凝后再加蓋土工布保濕養(yǎng)護；箱梁側面與箱室內混凝土帶模養(yǎng)護；風嘴大體積混凝土處布置冷卻水管進行內部降溫。

為防止箱梁混凝土早期的收縮開裂，N13 節(jié)段于澆筑后76 h 時張拉50%橫隔板預應力，82 h 時張拉50%頂板橫向預應力，107 h 時張拉剩余50%頂板橫向預應力。剩余50%橫隔板預應力在南邊跨混凝土箱梁整體澆筑后張拉。

2 試驗研究

2.1 箱梁混凝土力學性能

對早齡期混凝土力學性能的發(fā)展規(guī)律進行了測試，以期為結構的受力分析提供材料性能參數。

N13 節(jié)段C55 混凝土配合比如表1 所示。N13 節(jié)段澆筑時同步澆筑立方體和棱柱體試塊，并分別進行標準養(yǎng)護和現場養(yǎng)護。標養(yǎng)試件脫模后放至標準養(yǎng)護室進行養(yǎng)護［溫度（20±2）℃，濕度＞95%］；現養(yǎng)試件脫模之后放在N13 節(jié)段頂板進行同條件養(yǎng)護（日平均氣溫29.8 ℃，日平均相對濕度71%），測試結果如表2 所示。

表1 N13 節(jié)段C55 混凝土配合比

表2 混凝土力學性能測試結果

測試結果表明：由于現場養(yǎng)護溫度較高，促進了大摻量礦物摻合料混凝土的早期強度發(fā)展［18-21］，使得同齡期現養(yǎng)試件的抗壓強度高于標養(yǎng)試件。但兩種養(yǎng)護條件下，僅1 d 齡期混凝土的彈性模量相差較大，3～28 d 齡期時混凝土的彈性模量相近。

根據現場同養(yǎng)試件的實測結果，擬合得到混凝土強度和彈性模量的發(fā)展規(guī)律曲線，如式（1）～（3）及圖5、6 所示：

圖5 混凝土抗壓強度

圖6 混凝土彈性模量

混凝土抗拉強度參考文獻［9］按照式（4）由實測立方體抗壓強度進行推算：

式中：ft(t)與fcu(t)分別為同養(yǎng)條件下t時刻混凝土的軸心抗拉強度與立方體抗壓強度。

2.2 箱梁水化熱及結構反應測試

2.2.1 水化熱測試結果

箱梁混凝土澆筑后連續(xù)記錄各測點溫度值，結果如圖7 所示。

圖7 N13 節(jié)段混凝土水化熱測試結果

由圖6、7 實測結果可知：

（1）N13 節(jié)段混凝土入模溫度較高，平均38 ℃。水化熱在24 h 內達到峰值溫度，并在澆筑完成后3 d內保持較高的溫度。

（2）同一截面的頂板T1、T2 測點，因T2 測點位于邊箱室頂板，散熱速率較慢，其峰值溫度56.7 ℃高于T1 測點的50.6 ℃。沿箱梁中心線布置的頂板T1、T3、T4 與T5 測點，因T3、T4 測點分別位于兩道橫隔板頂面位置，其峰值溫度分別為69.9 ℃和66.7 ℃，高于其他頂板測點；T5 測點峰值溫度為49.8 ℃，前期48 h 水化熱發(fā)展規(guī)律與T1 測點相近，但T5 測點接近自由面，其后期溫度變化受環(huán)境溫度影響比T1 測點大。

（3）橫隔板底部B1、B2 測點的峰值溫度分別為63.5 ℃和69.1 ℃，與頂板T3、T4 測點相近。風嘴F1測點峰值溫度為73.6 ℃，內腹板W1、W2 測點峰值溫度分別為84.9 ℃和78.9 ℃。

（4）頂板與橫隔板底部散熱較快，因此混凝土溫度下降較快，在澆筑完成7 d 后溫度基本穩(wěn)定；腹板及風嘴混凝土溫度下降緩慢，分別在澆筑完成后12 d和14 d 后溫度基本穩(wěn)定。

2.2.2 結構反應測試結果

混凝土澆筑后連續(xù)記錄各測點應變值，結果如圖8 所示。

圖8 N13 節(jié)段混凝土橫向應變測試結果

由圖8 實測結果可知：

（1）早齡期水化熱作用下混凝土體積發(fā)生變化，靠近自由面的頂板T5 測點橫向為拉應變，最大為78 με；而頂板T1、T2 測點處混凝土因受先澆相鄰節(jié)段N12 的約束無法自由移動而產生橫向壓應變，最大分別為-93 με 和-96 με；頂板T3、T4 測點處混凝土除受N12 節(jié)段約束影響外，加之橫隔板的約束影響，以致產生更大的橫向壓應變，最大分別為-196 με 和-120 με。

（2）隨著水化熱溫度下降，頂板T5 測點混凝土橫向拉應變逐漸降低并轉變?yōu)閴簯?，在預應力張拉前為-51 με；頂板T1～T4 測點混凝土的橫向壓應變亦降低，在預應力張拉前分別為-43 με、-16 με、-98 με 和-64 με。

（3）受相鄰N12 節(jié)段約束的影響，張拉預應力后各測點位置所獲預壓應力不同，離N12 節(jié)段愈近，預應力效率越低。張拉50%橫隔板預應力與100%頂板預應力后，頂板T1～T5 測點所獲預壓應變分別為-34 με、-39 με、-19 με、-52 με 和-65 με。橫隔板底部B1、B2 測點所獲預壓應變分別為-110 με、-168 με；風嘴F1 測點所獲預壓應變?yōu)?78 με。

由于N13 節(jié)段箱梁混凝土各測點位置存在體積和澆筑時差的區(qū)別，使得各測點位置的溫度發(fā)展不一致，加之約束條件不同，導致各測點位置前期應變發(fā)展也不相同。為明確各測點應變發(fā)展規(guī)律的成因，分別取頂板T4、T5 測點與橫隔板底部B1、B2 測點溫度與應變時程曲線進行分析，如圖9 所示。

圖9 N13 節(jié)段混凝土溫度與應變時程曲線

由圖9 可知：

（1）頂板T4 測點位于橫隔板頂部，水化熱溫升高于頂板T5 測點。前24 h 兩測點位置溫差持續(xù)擴大，T4 測點體積膨脹大于T5 測點，導致T5 測點產生橫向拉應變。24 h 后隨著溫差逐漸縮小，T5 測點橫向拉應變逐漸降低，當橫向預應力張拉后T5 測點變?yōu)闄M向壓應變。

（2）橫隔板底部B1、B2 測點處混凝土先于頂板T3、T4 測點澆筑，因此B1、B2 測點水化熱溫升早于頂板T3、T4 測點。前12 h，B1、B2 測點混凝土膨脹受頂板與邊箱室約束而產生橫向壓應變，12 h 后溫差迅速縮小，B1、B2 測點橫向壓應變減小。其中，20～48 h 期間，頂板T3 測點溫度高于底部B1 測點，使得B1 測點橫向應變繼續(xù)減小。

3 箱梁水化熱溫度場分析

3.1 模型建立及驗證

采用有限元分析軟件Midas FEA 建立N12 與N13 節(jié)段組合模型，對箱梁混凝土水化熱進行分析。不同時刻混凝土的力學性能參數由式（1）～（4）確定；混凝土熱工系數參考文獻［18］取值：比熱為0.93 kJ/（kg · ℃）、熱傳導率為9.03 kJ/（m · h · ℃）；N12 與后N13 節(jié)段的齡期差為28 d；箱梁與空氣接觸面的對流邊界采用第三類邊界，環(huán)境溫度采用實測值。參考模板設計剛度，將模板的作用簡化成節(jié)點彈性支撐 約 束［22-24］，其 平 均 剛 度 為450 kN/m。模 型 共129 973 個節(jié)點，141 898 個單元，如圖10 所示。

圖10 箱梁有限元模型

取N13 節(jié)段頂板測點T1、內腹板測點W2、底板測點B2 和風嘴測點F1 的分析結果與實測結果進行對比，如圖11 所示。

圖11 箱梁不同測點溫度分析結果與實測結果對比

T1、W2、F1 和B2 測點的實測 峰值溫度分別為50.6 ℃、78.9 ℃、73.6 ℃和69.1 ℃，對應的分析值分別為52.2 ℃、78.8 ℃、73.8 ℃和68.7 ℃。預測溫度場與實測值吻合較好且發(fā)展規(guī)律基本一致，可較好地反映箱梁溫度場的變化規(guī)律。

由于有限元分析時節(jié)段混凝土采用一次整體同時投放，而N13 節(jié)段實際澆筑歷時11 h，導致部分測點的峰值溫度到達時間預測值與實測值有所偏差。

3.2 相鄰節(jié)段間箱梁的水化熱效應分析

經現場試驗與數值分析可知，先澆N12 節(jié)段對后澆N13 節(jié)段混凝土熱膨脹約束作用方向主要為橫橋向。因此，后澆N13 節(jié)段受水化熱作用下混凝土體積膨脹，導致相鄰的N12 節(jié)段內會產生約束拉應力。N13 節(jié)段澆筑后24 h 時到達峰值溫度，此時N12節(jié)段內的應力分析結果如圖12 所示。

圖12 24 h 齡期時N12 節(jié)段第一主應力分析結果（單位：MPa）

由圖12 可知：N12 節(jié)段從結合面至其第一道橫隔板范圍內的頂板、內腹板與風嘴位置均存在拉應力。N12 節(jié)段結合面處頂板的拉應力為0～3.21 MPa，但最大拉應力則位于距結合面1 m 處的頂板位置，為4.54 MPa。其原因是N12 節(jié)段可對N13 節(jié)段的水化熱進行熱傳導，而混凝土導熱性能較差，使得N12 節(jié)段結合面后1 m 處溫度梯度更大，相應的拉應力也會更大。

N12 節(jié)段結合面和距結合面1 m 處頂板、內腹板與風嘴混凝土的中心溫度以及結合面與距結合面1 m 相應位置的溫差如圖13 所示。

圖13 N12 節(jié)段溫度時程曲線分析結果

由圖13 可知：N12 節(jié)段對N13 節(jié)段水化熱進行熱傳導的程度有限，N12 節(jié)段距結合面1 m 處各點的溫度已與環(huán)境溫度趨于一致，結合面內頂板、內腹板和風嘴中心最高溫度分別為48.1 ℃、55.2 ℃和50.8 ℃，與距結合面1 m 相應位置的最大溫差分別為12.4 ℃、20.3 ℃和18.6 ℃。N12 節(jié)段混凝土最高溫度和最大溫差出現在齡期24 h 左右，與N13 節(jié)段水化熱發(fā)展規(guī)律一致。

按照式（4），由實測立方體抗壓強度可推算得N12 節(jié)段混凝土的抗拉強度為3.36 MPa。N12 節(jié)段結合面和距結合面1 m 處頂板、內腹板與風嘴混凝土的第一主應力計算結果如圖14 所示。

由 圖14 可 知：N13 節(jié) 段 澆 筑 后，N12 節(jié) 段 結 合 面及距結合面1 m 處頂板、內腹板和風嘴內的主拉應力迅速增大，24 h 時達到最大值，分別為4.54 MPa、3.93 MPa 和3.17 MPa。18～30 h 期間，內腹板和頂板的主拉應力均超過混凝土的抗拉強度3.36 MPa；距結合面1 m 處風嘴和結合面頂板的最大主拉應力分別為3.17 MPa 和3.36 MPa，也已接近混凝土抗拉強度。箱梁混凝土存在開裂風險。

參考文獻［15-16，25］提出的水化熱控制建議，提出以下降低先澆節(jié)段混凝土開裂風險的措施：

（1）若在N12 節(jié)段的橫向和豎向預應力張拉后再澆筑N13 節(jié)段，經分析，N12 節(jié)段頂板、內腹板和風嘴正應力分別由3.93 MPa、3.50 MPa 和2.52 MPa 降低 至0.53 MPa、2.15 MPa 和1.55 MPa，分 別 下 降 了86.6%、38.6%和38.5%。均小于相應時刻混凝土的抗拉強度，可有效防止混凝土開裂。

（2）N13 節(jié)段澆筑時混凝土平均入模溫度為38 ℃，若分別降低混凝土入模溫度至30 ℃和20 ℃，則N13 節(jié)段的W2 測點峰值溫度以及N12 節(jié)段距結合面1 m 處頂板、內腹板的第一主應力如圖15 所示。結果表明：①當降低N13 節(jié)段混凝土入模溫度至30 ℃時，N13 節(jié)段內腹板W2 測點峰值溫度降低1.8 ℃，為77.1 ℃；頂板、內腹板的主拉應力分別由4.54 MPa、3.93 MPa 降低至3.83 MPa、3.19 MPa，分別降低了15.6%、18.8%；②當降低N13 節(jié)段混凝土入模溫度至20 ℃時，N13 節(jié)段內腹板W2 測點峰值溫度降低13.4 ℃，為65.5 ℃；頂板、內腹板的主拉應力分 別 由4.54 MPa、3.93 MPa 降 低 至3.24 MPa、2.42 MPa，分別降低了28.6%、38.4%。

圖15 不同入模溫度分析結果

因此，采取控制混凝土入模溫度、采用低水化熱混凝土配合比降低在澆節(jié)段水化熱溫升，降低相鄰節(jié)段之間的溫差亦是減小溫致應力、降低開裂風險的有效措施。

4 結論

對武穴長江公路大橋南邊跨節(jié)段后澆預應力混凝土箱梁進行水化熱及結構反應測試，并建立有限元模型，分析相鄰節(jié)段間水化熱溫度場及溫致應力，得到如下結論：

（1）相鄰節(jié)段結合面附近混凝土受后澆節(jié)段水化熱作用，導致從結合面至其第一道橫隔板范圍內的頂板、內腹板與風嘴內均存在較大的拉應力。內腹板與頂板混凝土在18～30 h 期間拉應力超過混凝土抗拉強度，箱梁混凝土存在開裂風險。

（2）在后澆節(jié)段澆筑前，應張拉相鄰節(jié)段的橫向與豎向預應力以防止相鄰節(jié)段的混凝土開裂。此外，可采取控制混凝土入模溫度等措施以降低后澆節(jié)段水化熱溫度，降低與相鄰節(jié)段間的溫差，從而減小相鄰節(jié)段的溫致應力、降低開裂風險。

（3）N13 節(jié)段箱梁混凝土在前24 h 內達到峰值溫度，并在3 d 內保持較高溫度。由于箱梁內不同位置存在體積和澆筑時差區(qū)別，因此不同位置的溫度發(fā)展不一致，加之約束條件不同導致各測點前期應變發(fā)展也不相同。