大跨连续箱梁桥0#块高强混凝土水化热及温控措施分析

袁军峰，张建东,，刘朵，阚毓峰

(1.南京工业大学 土木工程学院，江苏 南京 211800；2.苏交科集团股份有限公司)

箱梁0#块作为挂篮悬臂浇筑施工的中心，是整个结构体系中最复杂的部分。随着连续梁桥的跨径不断增大，为了保证连续梁具有足够的抗弯承载力和抗倾覆作用，对0#块施工质量的要求越来越高。高强混凝土水化热温升大，单方水泥用量大，若体积较大，结构内部热量不断积聚，温度急剧升高，使结构内部温度远大于外部温度，形成较大的温度梯度，从而产生较大温度应力，进而可能产生温度裂缝。箱梁0#块浇筑过程中影响混凝土温度场的因素包括混凝土配合比、水泥种类、环境温度、入模温度(即浇筑温度)、是否分层分段浇筑及养护条件等。优化这些因素均对裂缝控制有利，但避免箱梁裂缝的工程案例却少之又少。因而施工期间混凝土水化热问题仍有进一步研究的价值。该文对某连续箱梁0#块水化热实测温度场进行分析，并采用有限元分析方法，在无冷却管通水循环模型与实测温度场吻合情况下，建立冷却管通水循环模型，分析冷却管通水循环模型的降温效果和裂缝控制效果。

1 工程概况

某连续箱梁桥，主桥上部结构采用(100+160+100)mPC波形钢腹板变截面连续箱梁，是目前跨度最大波形钢腹板连续组合梁桥，主梁结构为单箱三室。左右两幅均采用挂篮悬臂浇筑施工，0#块和1#梁段采用托架现浇，2#～16#梁段采用异步浇筑施工，其0#块长6 m，1#梁段长3.4 m，1#～17#梁段高度变化(9.5～9.1 m)，按1.7次抛物线变化。箱梁0#块顶板宽度23.55 m，顶板翼缘板宽度3.025 m。高度在7.4～9.5 m为第二层浇筑；设置6个挖空区，每个格室分别设一个过人洞口，纵向设3道中横梁，横隔梁宽度分别为(75+150+75)cm，横向设4道腹板，宽度为1 m。该桥总体效果图如图1所示。

施工时箱梁0#块拆模期间出现部分混凝土表面开裂，主要产生于底板端面，横隔板、腹板交叉处产生部分裂纹，裂缝情况如图2所示。

图2 0#块底板端面裂缝示意图

2 水化热温度场实测结果分析

2.1 测试方案

该箱梁0#块为单箱三室结构，整个箱梁0#块在托架上立模浇筑，施工前分析箱梁0#块体积大、C60混凝土强度高，考虑水化热作用，分为二层浇筑。工况1：2017年6月18日开始浇筑第一层，浇筑高度为7.4 m，包括底板、腹板和横隔板；工况2：2017年7月12日浇筑第二层顶板，浇筑高度为2.1 m，分层浇筑情况如图3所示。实际浇筑过程中，考虑到底板和顶板的厚度大，易因水化热温度较高，造成内外温差过大产生裂缝，采取顶板覆盖土工布并加强洒水养护，箱梁0#块模板控制在4 d后拆除，同时对顶底板布设传感器监测水化热温度场(图4)。

2.2 现场实测

选取顶底板作为水化热温度场研究对象，选取代表性测点测试温度，绘制成图5、6的温度时程曲线。0#块最高温度及温度峰值见表1。

图3 施工缝位置及截面温度传感器布置(单位：cm)

图4 顶、底板传感器位置及编号(D为底板，U为顶板)(单位：cm)

图5 底板测点温度时程图

图6 顶板测点温度时程图

从图5可以看出：底板代表性测点在凝结硬化过程中的温度时程曲线主要经历3个阶段：第一阶段温度急剧上升。水泥水化作用剧烈，热量迅速积聚，达到温峰；第二阶段温度缓慢下降。该阶段温降幅度明显小于温升幅度，且曲线斜率逐渐减小；第三阶段温度保持稳定。该阶段温度趋近于环境温度，并随环境温度变化而变化。

表1 0#块最高温度和温度峰值

由表1可知：底板结构中心温度在45 h时达到最大值85.2 ℃，底板里表温差峰值达到48.9 ℃，里表温差峰值超过25 ℃的控制要求。检查发现在0#块底板端面产生表面裂缝(图2)。

从图6可以看出：顶板测点温度变化大体符合三阶段变化的特征，测点温度达到峰值后的降温幅度明显大于底板，其原因是顶板直接暴露在大气环境中，受太阳辐射、风速等影响。由表1可知：顶板测点温度峰值为95.6 ℃，温度峰值的出现时间和底板基本相同，其温度峰值较底板温度峰值高10 ℃，原因是7月份高温及第一层与第二层混凝土入模温度差异。混凝土内外温差峰值为51.4 ℃，同样不满足规范要求。此外，从温度场数据的统计结果看，结构里表温差峰值稍滞后于结构中心温度峰值，其原因是结构中心散热慢，结构表面散热快。检查未发现温度裂缝。

通过对箱梁0#块顶底板典型测点温度变化分析知：测点温度变化基本符合三阶段变化特征，施工期间产生较高的水化热温度，内外温差较大，浇筑1～2 d期间内部快速升温达到峰值，1～4 d测点温度经历快速升温和缓慢降温阶段，此期间结构易产生温度裂缝。拆除模板后，箱梁0#块底板端面和腹板与底板交叉处出现裂纹，现场施工人员立即采取覆盖土工布和洒水养护等温控措施，裂纹扩展得以控制，未形成贯穿性裂纹，对结构安全无较大影响。

2.3 开裂分析

该依托工程中箱梁0#块混凝土浇筑后，结构内部热量聚集，急剧升温，外部混凝土受到大气环境影响，散热较快，其混凝土内外形成温度梯度，内部膨胀率大于外部膨胀率，在混凝土表面产生拉应力，且由于混凝土早期弹性模量小，抗拉强度较小，当混凝土表面拉应力大于抗拉强度时，会在混凝土表面产生裂缝。箱梁0#块的顶底板尺寸较大，厚度达2.1 m，混凝土内外温差均达到50 ℃左右，内外温差均超过25 ℃限值，故极易在混凝土表面产生裂缝。可以看出，该箱梁0#块底板端面的裂缝主要是由于水化热效应引起的。箱梁0#块底板混凝土内外温差48.9 ℃与顶板混凝土内外温差51.4 ℃比较接近，底板端面产生表面裂缝，而顶板无裂缝出现，这是由于顶板表面传感器测试的温度场受大气环境(日照强度和风速)影响较大，使得顶板内外温差较大，而顶板实际由水化热效应产生的温差会发生一定折减。

3 无冷却管和冷却管通水循环模型比较分析

前文对温度实测变化规律进行了分析，该节在模拟无冷却管计算模型与实测温度场吻合的条件下，拟对冷却管通水循环计算模型进行分析，比较无冷却管通水循环和冷却管通水循环计算模型的温度变化及裂缝产生概率，验证冷却管通水循环温控措施的有效性。

3.1 模型建立及参数确定

根据箱梁0#块结构的对称性及考虑施工过程中布设冷却水管的合理性，取0#块1/2建立模型，实体网格单元采用六面体，如图7所示。该箱梁0#块C60混凝土配合比如表2所示，材料特性如表3所示。经监测该地平均风速为2.7 m/s，空气对流系数取为58.33 kJ/(m2·h·℃)，经计算得，各模板的对流系数如表4所示。

图7 有限元模型

表2 C60混凝土配合比 kg/m3

表3 C60混凝土材料特性

表4 各模板对流系数

图8 1/2顶底板冷却水管平面布置图(单位：cm)

3.2 降温效果分析

考虑冷却管通水循环对箱梁0#块水化热的降温作用，比较分析无冷却管通水循环和冷却管通水循环两种计算模型，绘制典型测点的温度时程曲线，如图9、10所示。有无冷却管的降温效果比较如表5所示。

图9 D-4测点的温度时程图

图10 U-1测点的温度时程图

表5 有无冷却管的降温效果比较

从图9、10可以看出：布设冷却管后，测点D-4和U-1的温度峰值出现大幅下降，且温度峰值出现的时间相应提前。

由表5可以看出：各测点温度峰值的降温幅度保持在6～9 ℃之间，温度峰值提前12 h。因此，在箱梁0#块中采用冷却管通水循环的温控措施具有削峰作用，能够显著降低结构中心温度峰值，验证了冷却管通水循环的温控措施对于箱梁0#块具有显著降温作用。

3.3 裂缝控制效果分析

为了进一步验证冷却管通水循环的温控措施能够抑制箱梁0#块的裂缝出现，对箱梁0#块的典型测点应力和最小裂缝系数进行比较分析，结果如图11～13所示。

图11 测点D-6主拉应力与容许拉应力时程图

图12 测点D-5主拉应力与容许拉应力时程图

图13 测点D-5裂缝系数时程图

从图11、12可以看出：冷却管通水循环计算模型中测点D-6主拉应力和测点D-5主拉应力均显著降低，且低于测点的容许拉应力，满足混凝土不开裂的必要条件。从图13可以看出：无冷却管通水循环计算模型测点D-5的最小裂缝系数为0.48，而冷却管通水循环计算模型的最小裂缝系数为1.25。从裂缝系数与裂缝发生概率的曲线关系可知，裂缝系数处于0～1.0之间时，混凝土发生开裂的概率高于50%。故在冷却管通水循环计算模型中测点D-5产生裂缝的概率较小，不会使混凝土表面开裂。

4 结论

以某连续梁桥箱梁0#块施工为依托，分析了箱梁0#块高强混凝土水化热顶板和底板实测温度结果，利用Midas/FEA软件对箱梁0#块无冷却管和冷却管通水循环计算模型进行降温效果和裂缝防治效果比较分析，得出以下结论：

(1)顶、底板实测温度时程曲线大致分为剧烈上升、缓慢下降和稳定平衡3个阶段，底板温度峰值达85.2 ℃，顶板温度峰值达95.6 ℃，内外温差均较大，其原因在于顶底板厚度相同，但入模温度不同，顶板相比底板高10 ℃，且在曲线缓慢下降阶段底板有腹板和横隔板位于其上，温度降低缓慢，受到大气温度影响小，而顶板直接暴露于外界，温度受大气环境影响较大。

(2)通过无冷却管模型和冷却管模型比较分析，冷却管模型的降温和裂缝防控效果较好。其降温幅度在6～9 ℃之间，温度应力不超过3 MPa，整个浇筑期间均低于混凝土的容许拉应力，产生表面裂缝部位测点的裂缝系数明显下降，基本不小于1.0，满足混凝土不发生开裂的必要条件。

(3)冷却管通水循环虽具有降温和防裂效果，但箱梁0#块受力复杂、钢筋布置密集和混凝土振捣等因素对冷却管的布置方式、管径、流量及管材等参数选择提出了更高的要求，需做进一步最优化研究。