浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2021, 55(1): 46-54 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2021.01.006

土木工程、交通工程、水利工程

装配式桥墩温度应力分析与裂纹控制

李中南,, 朱海波, 赵阳, 罗雪, 徐荣桥,

浙江大学 土木工程系，浙江 杭州 310058

Thermal stress analysis and crack control of assembled bridge pier

LI Zhong-nan,, ZHU Hai-bo, ZHAO Yang, LUO Xue, XU Rong-qiao,

Department of Civil Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China

通讯作者: 徐荣桥，男，教授. orcid.org/0000-0002-0005-9737. E-mail： xurongqiao@zju.edu.cn

收稿日期: 2020-01-11  

Received: 2020-01-11  

作者简介 About authors

李中南（1994―），男，硕士生，从事桥梁工程的研究.orcid.org/0000-0002-9191-5112.E-mail：lizhongnan6@163.com , E-mail：lizhongnan6@163.com

摘要

以某在建跨海大桥为例，通过数值仿真分析预制桥墩在与现浇承台连接施工时的温度应力及其影响因素，结合海上施工条件提出裂缝控制措施并进行现场试验. 分析结果表明，填芯混凝土热膨胀是预制桥墩温度应力的主要因素，温度梯度为次要因素. 混凝土入模温度从10 °C提高到40 °C，最大拉应力增加15.4%. 作为单项措施，设置隔热缓冲层的控制效果最佳，其次为冷却水管、优化混凝土配合比、分层施工和应力消散孔，外壁保温与内腔通风措施的效果较差. 提出的裂纹控制方案是采用优化混凝土配合比，且分3层浇筑混凝土，第1层和第2层分别设置隔热缓冲层和应力消散孔，通过现场试验验证了该方案可以有效地控制裂纹.

关键词： 装配化施工 ; 预制桥墩 ; 温度应力 ; 裂纹控制 ; 现场试验

Abstract

A cross-sea bridge under construction was considered as an example. The thermal stress and its influencing factors of the prefabricated bridge pier during connection with the cast-in-place cap were analyzed through numerical simulation. Crack control measures were proposed and field tests were conducted combined with the offshore construction conditions. Results show that the main factor causing thermal stress is the thermal expansion of the core-filled concrete, and the secondary factor is the temperature gradient of the pier. The maximum tensile stress increases by 15.4% when the concrete pouring temperature is increased from 10 °C to 40 °C. The control effect of setting the thermal insulation buffer layer is the best as a single measure, followed by the cooling water pipes, optimization of concrete proportion, layered construction and stress dissipation hole. The effect of outer insulation and inner cavity ventilation is poor. The recommended strategy includes optimizing concrete proportion and pouring concrete in three layers, in which the first layer and the second layer are respectively provided with a thermal insulation buffer layer and a stress dissipation hole. The results of field tests verify the effectiveness of the recommended strategy for crack suppression.

Keywords： assembly construction ; prefabricated bridge pier ; thermal stress ; crack control ; field test

PDF (5844KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

李中南, 朱海波, 赵阳, 罗雪, 徐荣桥. 装配式桥墩温度应力分析与裂纹控制. 浙江大学学报(工学版)[J], 2021, 55(1): 46-54 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.01.006

LI Zhong-nan, ZHU Hai-bo, ZHAO Yang, LUO Xue, XU Rong-qiao. Thermal stress analysis and crack control of assembled bridge pier. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2021, 55(1): 46-54 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2021.01.006

跨海桥梁大型构件的预制装配化施工工艺可以减少海上作业时间，显著提高施工工效和施工质量[1-2]. 在桥墩的预制装配化施工中，桥墩吊装到位后必须浇筑墩座湿接头，以形成桥墩和承台的有效连接. 传统墩座湿接头往往外露于海上腐蚀条件最恶劣的浪溅区域，但由于养护困难、外部约束、温度应力等原因，湿接头外表面极易出现裂缝，对桥梁耐久性构成较大的威胁[3-4]. 某在建跨海大桥首次大规模使用采用新型连接构造的预制装配式桥墩，与传统墩座湿接头不同，新构造墩身与墩座外壁为整体预制(合称为预制墩壁)，桥墩和承台的连接通过内部的现浇填芯混凝土实现. 该构造可以有效屏蔽海洋环境对现浇混凝土施工的影响，避免现浇混凝土外露，解决连接部位耐久性差的难题. 桥墩外壁的预制质量和工作状态是实现以上目标的关键. 内部现浇混凝土水化放热所产生的温度场将使桥墩表面产生较大的温度应力，并产生有害裂纹，影响大桥耐久性和服役性能. 研究该新型装配式桥墩与承台连接处的温度应力和裂纹控制具有重要意义.

温度场及温度应力的分析方法主要包括理论解法和数值分析法，由于结构和边界条件的复杂性，较难得到精确的理论解[5-6]. 朱伯芳等[7-10]研究数值分析理论及其在大体积混凝土温度应力分析中的应用，证明了利用数值分析法尤其是有限元法可以较好地分析复杂的结构、边界条件和材料特性的温度应力问题，适用于工程实际问题的研究. 大体积预制桥墩由于材料标号高、用量高，水化热导致的温度应力和开裂问题更加突出. 在控制措施方面，雷宇芳等[11-13]研究杭州湾跨海大桥、金塘大桥、港珠澳大桥等跨海桥梁预制桥墩，提出降低混凝土入模温度、优化配合比、布置冷却水管、优化混凝土搅拌和振捣工艺、保温保湿养护等有效的控制措施. 已有的相关研究成果主要集中于桥墩预制或现浇部位本身，对于新型装配式桥墩，尚未深入研究桥墩装配阶段现浇混凝土对原有预制结构的影响.

本文结合某在建跨海大桥工程，建立数值分析模型. 基于该模型对桥墩内部现浇混凝土施工，分析外部预制结构的温度应力及影响因素，研究相关控制措施的有效性. 根据海上施工条件，以不出现裂纹为控制目标，提出相应的控制方案，在原位试验中进行验证.

1. 数值分析模型

1.1. 模型建立

选取某在建跨海大桥新型装配式桥墩为物理模型，桥墩与承台的一般构造如图1所示. 首节预制墩身高11 m，壁厚0.7 m，采用C45混凝土. 现浇填芯混凝土高5.8 m，设计施工方案为分两层浇筑(2.5 m+3.3 m），采用C40混凝土(初始配合比如表1所示). 哑铃型承台采用C35混凝土.

表 1   填芯混凝土初始配合比

Tab.1  Initial mix proportion of core filling concrete

材料 ρB/(kg·m−3)
碎石（5~16 mm） 314
碎石（16~25 mm） 734
中砂 759
PⅡ 52.5水泥 186
粉煤灰 83
矿粉 145
水 145
减水剂（标准型） 4.14

新窗口打开| 下载CSV


图 1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 1   桥墩与承台一般构造

Fig.1   Structure of prefabricated pier and cap


桥墩与承台连接部位的详细构造如图2所示. 桥墩外侧主筋直径为32 mm，内侧主筋直径为25 mm，横向标准间距为150 mm；水平钢筋直径为20 mm，竖向标准间距为150 mm. 桥墩墩身主筋在底座变截面段穿出预制墩壁，通过锥套锁紧钢筋接头与承台预埋钢筋进行机械连接. 预制墩壁在变截面及扩大截面段另设纵向钢筋与主筋相连. 变截面段设置横向连接钢筋（直径为16 mm，标准间距为250 mm），以加强预制墩壁与填芯混凝土的横向连接. 预制墩壁底部与承台间设置压缩型防水带，防水带周围空隙使用水泥砂浆进行注浆密封处理.

图 2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 2   连接部位详细构造

Fig.2   Detailed structure of connection part


为了简化模型，进行如下假设：1)混凝土为均质各向同性且处于线弹性状态；2)模型中预制墩壁、现浇填芯混凝土和承台为完美连接；3)混凝土的热工参数不随混凝土的强度、时间和温度变化，桥墩混凝土导热系数取2.7 W/(m·K)，比热容取970 J/(kg·K)，密度取2 500 kg/m3，热膨胀系数取10−5 °C−1；4)桥墩底部与承台间可以发生热传递，导热系数与混凝土导热系数相同.

利用MIDAS FEA软件，基于热弹性力学理论，采用有限元法进行数值求解[5,14]. 根据桥墩结构的对称性，建立1/4结构三维有限元模型，如图3所示. 模型实体单元为四面体单元(单元尺寸为0.20~0.30 m，总数为30 610个). 为了考虑钢筋的作用，模型中加入了钢筋网，包括纵向主筋、水平钢筋和对拉钢筋. 钢筋的处理方法是假设钢筋没有自由度，且和混凝土完全粘结，在定义了钢筋位置信息后，计算钢筋与周边实体单元的交点，将钢筋的刚度添加到实体单元中. 钢筋的应变通过实体单元的位移计算.

图 3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 3   温度应力数值分析有限元模型

Fig.3   Finite element model for numerical analysis of thermal stress


模型对称面为法向约束，底部为固定约束. 采用强制温度边界模拟承台与海水接触面的热交换，采用对流边界模拟承台和桥墩与空气接触面的热交换过程. 对流系数h采用Rohsenow等[15]的推荐公式计算：

$h = 11.58 + 2.64v.$
(1)

式中：v为混凝土表面空气流速，本文采用气象部门在桥址周边海域实测风速.

现浇混凝土在不同龄期的弹性模量[16]为

${E_{{\rm{cm}}}}(t){\rm{/}}{E_{{\rm{cm}}}} = \exp \;\left\{ {0.3s\left[ {1 - {{({\rm{28/}}t{\rm{)}}}^{{\rm{0}}{\rm{.5}}}}} \right]} \right\}.$
(2)

式中： $t$为混凝土龄期， ${E_{{\rm{cm}}}}(t)$为混凝土在不同龄期的弹性模量， ${E_{{\rm{cm}}}}$为混凝土28 d弹性模量，系数 $s$根据文献[17,18]的试验数据取0.70.

现浇混凝土的绝热温升函数由胶凝材料水化热计算[19]：

$\theta (t) = \frac{{QW}}{{c\rho }}\left( {1 - {{\rm{exp}}\;({ - mt})}} \right).$
(3)

式中： $\theta (t)$为混凝土在不同龄期的绝热温升； $m$为与胶凝材料种类、配合比、施工温度相关的系数，可以根据文献[20]取值； $c$为比热容； $\rho $为混凝土质量密度； $Q$为胶凝材料的最终水化热总量，

$Q = ({k_1} + {k_2} - 1){Q_0}.$
(4)

式中： ${Q_0}$为水泥最终水化热总量，本文PⅡ 52.5级水泥的Q0取值为415 J/g； ${k_1}$和 ${k_2}$分别为粉煤灰和矿粉掺量对应的水化热调整系数[19].

1.2. 模型验证与计算结果

为了验证数值模型的适用性，以施工温度12 °C为验证工况，假设第1层填芯混凝土完全散热后浇筑第2层填芯混凝土. 取2个施工现场真实测点进行对比，如图4所示. 图中， $\theta $为测点温度， $t$为时间，实测1和实测2为两测点预埋温度传感器测量得到的温度. 实测值和计算值吻合较好，可以依据该模型进行进一步分析.

图 4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 4   温度实测值和计算值的对比

Fig.4   Comparison between measured temperature values and calculated temperature values


在验证工况下，桥墩表面的应力分布如图5所示. 图中， ${p_1}$为主拉应力. 第1层填芯混凝土芯部最高温度为65.4 °C，预制墩壁内、外最大温差为23.3 °C，最大主拉应力为6.38 MPa；第2层填芯混凝土芯部最高温度为65.4 °C，预制墩壁内、外最大温差为23.6 °C，最大主拉应力为7.66 MPa. 若混凝土抗拉应力取3.88 MPa，则桥墩表面存在大面积的应力超限范围，表明在不采取控制措施的情况下桥墩将出现裂纹.

图 5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 5   桥墩表面主拉应力分布

Fig.5   Distribution of principal tensile stress on surface of pier


2. 桥墩外表面应力影响因素分析

2.1. 热膨胀与温度梯度

造成桥墩外表面产生拉应力的因素可以分为填芯混凝土的热膨胀和预制墩壁的温度梯度. 以第1层2.5 m填芯施工为例，通过改变混凝土的热膨胀系数，分析2种因素对桥墩表面拉应力的影响. 1)设预制墩壁的热膨胀系数为0，仅考虑填芯混凝土存在温度变形，分析填芯混凝土热膨胀对应力的影响；2)设填芯混凝土热膨胀系数为0，仅考虑预制墩壁存在温度变形，分析温度梯度对应力的影响. 计算结果如图6所示. 填芯混凝土热膨胀作用下的最大拉应力为5.28 MPa；应力较大区域为桥墩两侧，且面积较大；在温度梯度作用下，最大拉应力为4.14 MPa，应力较大区域为桥墩倒角处且面积较小. 造成拉应力的主要因素为填芯混凝土的热膨胀，次要因素为预制墩壁的内外温度梯度.

图 6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 6   热膨胀与温度梯度对拉应力的影响

Fig.6   Effect of thermal expansion and temperature gradient on tensile stress


2.2. 混凝土入模温度

温度能够显著影响水泥的水化放热速率，Schindler等[21-22]的研究表明，温度每升高10 °C，水化热总量相同时水泥水化龄期提前0.5倍. 通过改变式(3)中的 $m$系数，模拟入模温度对混凝土放热速率的影响，10、20、30和40 °C对应的系数 $m$取值分别为0.88、1.35、1.88和2.42. 计算结果如图7所示. 图中， ${p_{\max }}$为桥墩表面最大主拉应力. 入模温度从10 °C增大到40 °C，桥墩表面最大拉应力峰值增加15.4%，同时最大拉应力出现的时间提前32 h.

图 7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 7   混凝土入模温度对拉应力的影响

Fig.7   Effect of concrete pouring temperature on tensile stress


2.3. 结构配筋

钢筋混凝土构件的弹性模量与配筋率之间呈线性正相关，但配筋对不同类型构件弹性模量的影响存在差异[23]. 为了分析桥墩配筋的影响，去除模型中的钢筋，以模型验证工况中第1层2.5 m填芯混凝土施工为计算工况，利用素混凝土模型计算得到墩壁外表面最大拉应力为6.74 MPa，最大拉应变为1.74×10−4，较配筋模型升高5.7%. 从理论分析来看，桥墩配筋率约为1.2%，钢筋弹性模量取200 GPa，混凝土弹性模量取33.5 GPa. 若以加权平均估算钢筋混凝土复合弹性模量为35.5 GPa，较素混凝土提高约6.0%，这与有限元计算结果相近. 桥墩配筋可以提升混凝土弹性模量并降低温度应力，但效果一般.

3. 控制措施分析

应力控制的目标是桥墩表面不发生开裂. 以模型验证工况中第1层2.5 m填芯混凝土施工为基础进行对比，无控制措施时最大拉应力为6.38 MPa.

1)外壁保温与内腔通风.

对结构外表面进行保温以降低内外温差是大体积混凝土施工常用的温度控制措施，设置桥墩内、外表面总热交换系数分别为3和20 W/(m2·K)，模拟外壁保温和内腔通风. 在该工况下，最大拉应力仅降低1.1%，控制效果较差.

2)应力消散孔.

对填芯混凝土进行挖孔处理，以减小填芯混凝土体积并加速散热，同时释放部分填芯混凝土热膨胀作用，计算方孔(3.0 m×1.0 m)和圆孔(直径为1.6 m) 2种工况，最大拉应力分别降低6.3%和7.4%.

3)分层施工.

增加填芯混凝土施工的分层数量，以减小填芯混凝土单次施工体积. 将第1层2.5 m填芯混凝土分为2层，计算层间施工间隔为48、72、96 h 3种工况，最大拉应力分别降低10.0%、19.6%、26.0%，间隔时间有较大影响.

4)优化混凝土配合比.

对填芯C40混凝土配合比进行优化，可以降低胶凝材料水化热总量和放热速率. 在数值模型中，通过调整最终绝热温升 ${\theta _{\rm{s}}}$与系数 $m$进行模拟，根据文献[24]估算配合比优化后的计算参数，如表2所示. 3种配合比对应拉应力降低幅度分别为4.7%、13.9%和27.0%.

表 2   优化配合比参数

Tab.2  Parameters of optimized concrete mix proportion

配合比 ρ（水泥）/
(kg·m−3) 		ρ（粉煤灰）/
(kg·m−3) 		ρ（矿粉）/
(kg·m−3) 		${\theta _{\rm{s}}}$ /°C m
配合比1 160 120 120 59 0.69
配合比2 140 120 140 54 0.62
配合比3 120 120 160 48 0.50

新窗口打开| 下载CSV


5)冷却水管.

如图8所示，在填芯混凝土内部设冷却水管，以降低填芯温度[25]. 模型中，将冷却水管模拟为单元节点上的强制对流，水管直径为32 mm，通水温度为12 °C，流速为0.9 m/s. 对钢管和PVC管进行分析，两者与混凝土间的对流换热系数分别取450和147 W/(m2·K)[26]，计算得到拉应力降低幅度分别为30.7%和24.8%.

图 8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 8   冷却水管布置

Fig.8   Arrangement of cooling water pipes


6)隔热缓冲层.

在预制墩壁与填芯混凝土之间设置隔热缓冲层，可以缓冲填芯混凝土的热膨胀作用，降低预制墩壁内侧温度. 采用的隔热缓冲层材料为橡塑海绵板，参数如表3所示. 表中，E为弹性模量， $\rho $为质量密度， $\mu $为泊松比， $\lambda $为导热系数. 设隔热缓冲层厚度为20 mm，计算隔热缓冲层高度为1.2、1.8、2.5 m (与填芯浇筑混凝土等高) 3种工况，最大拉应力分别降低7.5%、16.0%、42.2%，隔热层高度对应力控制有较大影响.

表 3   橡塑海绵板材料参数

Tab.3  Parameters of sponge rubber board

参数 数值
E/MPa 2.5
$\rho $/(kg·m−3) 20
$\mu$ 0.09
$\lambda $/(W·m−2· K−1) 0.040
c /(J·kg−1·K−1) 121

新窗口打开| 下载CSV


各项控制措施计算结果如表4所示. 表中， ${\theta _1}$为填芯混凝土最高温度， ${\theta _2}$为预制墩壁内外最大温差， ${p_0}$为无措施时的最大拉应力， ${p_{\rm{m}}}$为单项控制措施下的最大拉应力.

表 4   控制措施有效性计算结果

Tab.4  Calculation results of effectiveness of control measures

序号 控制措施 分析工况 ${\theta _1}$ /°C ${\theta _2}$ /°C ${p_{\rm{m}}}$ /
MPa 		$({p_{\rm{m}}} - {p_0})\times$ ${p_0}^{-1}$/%
0 无措施 − 65.4 23.2 − 0
1 外壁保温与内腔通风 − 65.2 17.8 6.31 −1.1
2 应力扩散孔 方孔
(3.0 m×1.0 m) 		55.8 21.6 5.98 −6.3
圆孔
(直径1.6 m) 		60.2 21.7 5.91 −7.4
3 分层施工 层间间隔
时间48 h 		61.8 22.0 5.74 −10.0
层间间隔
时间72 h 		59.0 21.3 5.13 −19.6
层间间隔
时间96 h 		56.8 20.1 4.72 −26.0
4 优化混凝土配合比 配合比1 62.3 21.7 6.08 −4.7
配合比2 57.5 19.7 5.49 −13.9
配合比3 50.8 16.8 4.66 −27.0
5 冷却水管 钢管 53.0 21.0 4.42 −30.7
PVC管 55.0 21.8 4.80 −24.8
6 隔热缓冲层 层高1.2 m 65.3 22.3 5.90 −7.5
层高1.8 m 65.5 19.5 5.36 −16.0
层高2.5 m 65.6 12.0 3.69 −42.2

新窗口打开| 下载CSV


4. 控制方案与现场试验

4.1. 控制方案

以桥墩外表面不出现裂纹为目标，根据分析结果并考虑结构构造和施工现场的可行性，控制方案采用组合控制措施，如图9所示.

图 9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 9   温度应力组合控制措施

Fig.9   Combined control measures of thermal stress


填芯混凝土分3层施工(2.5 m+1.5 m+1.8 m）. 为了保证填芯混凝土与预制墩壁的连接性，仅在第1层设置20 mm厚的橡塑海绵隔热层；第2层设置顺桥向长1.3 m、横桥向宽1 m的扩散孔；第3层填芯施工的同时将第2层扩散孔填充. 3层混凝土都采用优化的混凝土配合比. 从分析结果来看，配合比3的效果最佳，但水泥用量最小. 为了保证填芯混凝土的材料性能，配合比取2. 1、2层施工间隔时间为96 h，2、3层施工间隔时间为72 h.

4.2. 现场试验

为了验证控制方案的有效性，进行现场原位试验. 试验进行温度监测和桥墩表面应变监测. 1)温度监测采用JMC-36C型热敏电阻传感器，主要测量填芯混凝土温升、隔热层内外温差及预制墩壁内外温差. 2)桥墩表面应变监测采用CF1205型工具式表面应变传感器. 从现场观察来看，桥墩表面等截面处裂纹为明显的竖向裂纹，且位于桥墩直边中部附近，桥墩变截面处表面裂纹呈斜向和环向分布. 根据这些裂纹分布规律，现场试验桥墩表面应变监测在等截面处测量横向应变，在变截面处测量纵向、横向和斜45°方向应变. 温度和应变传感器的布置如图10所示.

图 10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 10   温度和应变传感器的布置

Fig.10   Layout of temperature and strain sensors


试验墩混凝土浇筑时，现场环境温度为24 °C，混凝土入模温度为24.6 °C. 现场试验的最大温度如表5所示. 表中， ${\theta _3}$为隔热缓冲层内外最大温差. 隔热缓冲层具有较好的阻隔温度传递作用，实测隔热缓冲层内外最大温差为12.7 °C，同时第1层填芯施工预制墩壁内外最大温差较第2层和第3层分别降低19.5%和33.8%. 应力扩散孔使得混凝土浇筑体积减小且散热面积增大，因此第2层填芯混凝土最高温度较第3层低31.6%. 各测点温度θ曲线如图11所示. 图中，测点1和测点6实测值受环境温度变化的影响呈周期性变化. 除测点8和测点9外，其他各测点的计算值与实测值均拟合较好，测点8和测点9的计算值大于实测值，这是因为现场混凝土浇筑和振捣过程可能使得传感器发生位移，造成测量误差. 第1层填芯温度(测点2~5)曲线仅有1个波峰，第2层温度测点(测点7~9)曲线存在2个波峰，表明第2层填芯混凝土施工对第1层填芯的影响不剧烈，第3层填芯混凝土施工对第2层填芯混凝土的影响较明显. 实际上，前层混凝土的施工厚度越大，混凝土温度越高；后层的混凝土水化放热，越不易对前层混凝土温度场产生剧烈影响.

表 5   现场试验最大温度

Tab.5  Maximum temperature in field test

施工层数 ${\theta _1}$/°C ${\theta _2}$/°C ${\theta _3}$/°C
实测值 计算值 实测值 计算值 实测值 计算值
注：1）括号内数据为温度数据对应的时间.
第1层2.5 m 83.0(52 h)1） 78.0(60 h) 17.8(40 h) 15.9(52 h) 12.7(28 h) 12.8(24 h)
第2层1.5 m 49.7(130 h) 73.3(140 h) 22.1(148 h) 22.0(140 h) − −
第3层1.8 m 81.6(210 h) 74.7(212 h) 26.9(210 h) 24.8(212 h) − −

新窗口打开| 下载CSV


图 11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 11   现场试验各测点的温度数据

Fig.11   Temperature data of each measuring point in field test


现场试验的最大拉应变如表6所示. 表中，最大拉应变指传感器测量方向上的应变在时域上的峰值，εm、εc分别为最大拉应变的实测值和计算值. 现场试验的各测点应变数据如图12所示. 图中， $\varepsilon $为测点应变. 各测点实测结果与计算结果随时间变化具有相同趋势，计算值略高于实测值. 这是因为计算模型中参数众多，取值不可能全部符合实际情况. 从应变曲线来看，预制墩壁外表面拉应变随每层填芯混凝土的浇筑有明显的上下波动，各个峰值表示墩壁对每层填芯混凝土浇筑产生的最大响应，分层浇筑混凝土可以分批次释放温度效应，有效削减应变峰值. 实测桥墩表面最大拉应变为1.08×10−4，桥墩表面未发现裂纹.

表 6   现场试验的最大拉应变

Tab.6  Maximum tensile strain in field test

10−6
测点 第1层2.5 m 第2层1.5 m 第3层1.8 m
εm εc εm εc εm εc
注：1）括号内数据为应变数据对应的时间.
1 98(96 h)1） 82(96 h) 92(96 h) 131(140 h) 68(220 h) 121(168 h)
2 105(96 h) 71(96 h) 98(96 h) 152(132 h) 82(244 h) 139(204 h)
3 44(62 h) 35(72 h) 106(160 h) 120(132 h) 108(244 h) 145(214 h)
4 25(96 h) −9(96 h) 63(144 h) 75(140 h) 103(240 h) 120(240 h)
5 18(96 h) −9(72 h) 60(129 h) 110(132 h) 90(224 h) 148(220 h)
6 60(96 h) 80(84 h) 86(122 h) 128(140 h) 63(224 h) 119(168 h)
7 48(96 h) 25(72 h) 85(129 h) 116(142 h) 90(240 h) 108(188 h)
8 38(62 h) −3(96 h) 95(156 h) 90(140 h) 105(238 h) 147(212 h)
9 −3(60 h) −19(96 h) 44(152 h) 47(140 h) 87(220 h) 118(214 h)

新窗口打开| 下载CSV


图 12

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 12   现场试验各测点应变数据

Fig.12   Tensile strain data of each measuring point in field test


5. 结　论

(1)在不采取控制措施的情况下，桥墩外表面存在大面积的应力超限区域.

(2)造成桥墩表面拉应力超限的主要因素为填芯混凝土的热膨胀，次要因素为预制墩壁的内外温度梯度. 混凝土入模温度从10 °C增大到40 °C，桥墩外表面最大拉应力增加15.4%，考虑桥墩配筋，最大拉应力降低5.7%.

(3)作为单项措施，设置隔热缓冲层控制效果最佳，拉应力降低幅度可达42.2%，其次为冷却水管、优化混凝土配合比、分层施工和应力消散孔，外壁保温与内腔通风措施效果较差.

(4)采用优化混凝土配合比，分3层施工现浇填芯混凝土，且第1层和第2层分别设置隔热缓冲层和应力消散孔的裂纹控制方案. 现场实测桥墩表面测量方向最大拉应变为1.08×10−4，桥墩表面未发现裂纹，控制方案可行有效.

参考文献

KJELDGAARD N, FRIES G

Construction of the great belt west bridge

[J]. Structural Engineering International, 1995, 5 (4): 214- 215

DOI:10.2749/101686695780600809      [本文引用: 1]

CHEN Wai-fah, DUAN Lian. Handbook of international bridge engineering [M]. Boca Raton: CRC Press, 2014.

[本文引用: 1]

LI Fang-yuan, SHEN Yin

Full-scale test of the hydration heat and the curing method of the wet joints of a precast segmental pier of a bridge

[J]. European Journal of Environmental and Civil Engineering, 2017, 21 (3): 348- 370

DOI:10.1080/19648189.2015.1119063      [本文引用: 1]

刘忠友

大桥预制墩湿接头裂缝预防措施探讨

[J]. 水运工程, 2008, (12): 164- 167

DOI:10.3969/j.issn.1002-4972.2008.12.034      [本文引用: 1]

LIU Zhong-you

Preventive measures for fissures in wet joints of bridge’s prefabricated pier

[J]. Port and Waterway Engineering, 2008, (12): 164- 167

DOI:10.3969/j.issn.1002-4972.2008.12.034      [本文引用: 1]

王洪纲. 热弹性力学概论[M]. 北京: 清华大学出版社, 1989.

[本文引用: 2]

NOWACKI W. Thermoelasticity [M]. Kent: Elsevier, 2014.

[本文引用: 1]

朱伯芳. 有限单元法原理与应用[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2009.

[本文引用: 1]

朱伯芳. 大体积混凝土温度应力与温度控制[M]. 北京: 中国电力出版社, 1998.

WU Y, LUNA R

Numerical implementation of temperature and creep in mass concrete

[J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2001, 37 (2): 97- 106

DOI:10.1016/S0168-874X(00)00022-6     

LACKNER R, MANG H A

Chemoplastic material model for the simulation of early-age cracking: from the constitutive law to numerical analyses of massive concrete structures

[J]. Cement and Concrete Composites, 2004, 26 (5): 551- 562

DOI:10.1016/S0958-9465(03)00071-4      [本文引用: 1]

雷宇芳, 刘可心, 汪发红, 等

杭州湾跨海大桥湿接头混凝土裂缝原因分析及防裂措施研究施工关键技术研究

[J]. 公路, 2006, (9): 90- 93

DOI:10.3969/j.issn.0451-0712.2006.09.020      [本文引用: 1]

LEI Yu-fang, LIU Ke-xin, WANG Fa-hong, et al

Analysis of reasons of concrete crack in cast-in-situ pier base of Hangzhou Bay sea-crossing bridge and a study on measures for cracking prevention

[J]. Highway, 2006, (9): 90- 93

DOI:10.3969/j.issn.0451-0712.2006.09.020      [本文引用: 1]

许宏亮, 秦明强

金塘大桥浪溅区混凝土结构的裂缝控制

[J]. 公路, 2009, (1): 146- 149

XU Hong-liang, QIN Ming-qiang

Cracking control technique of concrete structure in splash zone of Jintang Bridge

[J]. Highway, 2009, (1): 146- 149

王新刚, 孙业发, 徐鸿玉

港珠澳大桥预制桥墩裂缝控制技术

[J]. 中国港湾建设, 2015, 35 (12): 66- 70

[本文引用: 1]

WANG Xin-gang, SUN Ye-fa, XU Hong-yu

Control technology for prefabricated pier crack of Hongkong Zhuhai Macao Bridge

[J]. China Harbour Engineering, 2015, 35 (12): 66- 70

[本文引用: 1]

孔祥谦. 热应力有限单元法分析[M]. 上海: 上海交通大学出版社, 1999.

[本文引用: 1]

ROHSENOW W M, HARTNETT J P, GANIC E N. Handbook of heat transfer fundamentals [M]. New York: McGraw-Hill, 1983.

[本文引用: 1]

British Standards Institution. Eurocode-2: design of concrete structures, Part1-1: general rules for buildings [S]. London: British Standards Institution, 2004.

[本文引用: 1]

刘宏伟. 混凝土早龄期弹性模量无损检测初探[D]. 南京: 河海大学, 2006: 38.

[本文引用: 1]

LIU Hong-wei. Tentative research on non-destructive detection of concrete early-age elastic modulus [D]. Nanjing: Hohai University, 2006: 38.

[本文引用: 1]

顾文发. C40商品混凝土早龄期力学性能试验研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2012: 47.

[本文引用: 1]

GU Wen-fa. Experimental study on mechanical properties of C40 commercial concrete at early age [D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2012: 47.

[本文引用: 1]

中华人民共和国住房和城乡建设部. 大体积混凝土施工规范: GB 50496—2009 [S]. 北京: 中国计划出版社, 2009.

[本文引用: 2]

Japan Society of Civil Engineers. コンクリート標準示方書設計編[S]. 東京都: 土木学会出版委員会, 2012.

[本文引用: 1]

SCHINDLER A K

Effect of temperature on hydration of cementitious materials

[J]. ACI Materials Journal, 2004, 101 (1): 72- 81

[本文引用: 1]

SCHINDLER A K, FOLLIARD K J

Heat of hydration models for cementitious materials

[J]. ACI Materials Journal, 2005, 102 (1): 24- 33

[本文引用: 1]

屈铁军, 徐荣桓, 石云兴

配筋率对钢筋混凝土构件弹性模量影响的试验研究

[J]. 混凝土, 2014, (9): 113- 115

DOI:10.3969/j.issn.1002-3550.2014.09.029      [本文引用: 1]

QU Tie-jun, XU Rong-huan, SHI Yun-xing

Experimental study on influence of ratio of reinforcement to modulus of elasticity of reinforced concrete component

[J]. Concrete, 2014, (9): 113- 115

DOI:10.3969/j.issn.1002-3550.2014.09.029      [本文引用: 1]

汪冬冬, 王成启, 谷坤鹏

不同胶凝材料混凝土绝热温升试验

[J]. 水运工程, 2009, (10): 10- 13

[本文引用: 1]

WANG Dong-dong, WANG Cheng-qi, GU Kun-peng

Experimental study on adiabatic temperature rising for concrete of different cement materials

[J]. Port and Waterway Engineering, 2009, (10): 10- 13

[本文引用: 1]

YANG J, HU Y, ZHENG Z, et al

Thermal analysis of mass concrete embedded with double-layer staggered heterogeneous cooling water pipes

[J]. Applied Thermal Engineering, 2012, 35: 145- 156

DOI:10.1016/j.applthermaleng.2011.10.016      [本文引用: 1]

YANG J K, LEE Y, KIM K J

Heat transfer coefficient in flow convection of pipe-cooling system in massive concrete

[J]. Journal of Advanced Concrete Technology, 2011, 9 (1): 103- 114

DOI:10.3151/jact.9.103      [本文引用: 1]

/

〈 〉