大跨径混凝土箱梁桥0号箱梁水化热温度场数值模拟

大跨径混凝土箱梁桥0号箱梁水化热温度场数值模拟

0大体积混凝土箱梁的设计国际混凝土协会（jtj041-2000）规定，当混凝土的最小横截面积大于0.6m，尤其是水泥用量大于400kgm时，应考虑水化热慢水泥或采取其他加热和解热措施。根据jtj041-2000号《公路桥条路桥涵设计技术规范》（jtj041-2000），现场搅拌的最小横截面积为13m，应采取措施防止水化热引起的高差大于25，称为大型体积混凝土。近年来,随着预应力技术的发展,采用悬臂现浇施工法修建的混凝土箱梁桥的跨径和截面尺寸越来越大,如苏通大桥辅助航道桥0号箱的底板已达1.7m厚,可以看出,绝大部分大跨径或特大跨径的混凝土箱梁桥的0号箱梁具备了上述大体积混凝土结构的特征,但0号箱梁配筋繁多,在构造上又不允许像大体积大坝或承台那样使用冷却水进行降温,内部热量不容易散失,从而产生较大的温差应力,引起梁体表面开裂,对结构的后期施工和运营带来隐患。本文根据0号箱梁的自身特点,介绍分析了箱梁水化热效应数值模拟过程中参数的取值以及边界条件的确定方法,最后以苏通大桥辅助航道桥的0号箱梁为例,对其混凝土浇注水化热温度场的分布进行了数值模拟与研究。1计算温度场的原理1.1混凝土热传导方程混凝土浇注后,在水泥水化热的作用下,可以看作具有内部热源强度、瞬态温度场的连续均匀介质。假设混凝土连续、均匀、各向同性,则其浇注后,热传导方程可表示为:式中,α为导热系数;T为混凝土的瞬间温度;Q为热源密度;c为混凝土比热;ρ为混凝土密度。由于水化热作用,在绝热条件下,混凝土的温度上升速度为:式中,θ为混凝土的绝热温升;W为水泥用量;q为单位质量水泥在单位时间内放出的热量。故热传导方程可改写为:式中,热源强度q可以由相关累积水化热公式求得。1.2表面边界条件热传导方程建立了物体的温度与时间、空间的一半关系。为了确定所需要的温度场,还须知道初始条件和边界条件。边界条件为混凝土表面与周围介质之间的相互作用规律。通常有4类边界条件,对于本文,由于外部和内部均为空气对流热交换边界,均属于第3内边界条件,即式中,β为表面放热系数。第3类边界条件表示了固体与流体(如空气)接触时的传热条件。2计算参数的值和边界条件的确定2.1混凝土的发热规律在混凝土结构温度场计算中,基本使用的是混凝土绝热温升θ。绝热温升可以根据水化热以及混凝土的比热、容重和水泥用量来计算得出为1.518105kJ/m3,水化热公式采用ChristianCristofari等人依据化学反应动力学原理提出的如式(5)所示的函数来描述混凝土累积发热规律:式中,τ为龄期;T为混凝土浇注时的初始温度。2.2比热容和导热系数本文不考虑随水化热发展而变化的导热系数,根据导温系数定义有根据现场使用混凝土各组成成分的百分比使用文献中所述的方法估算出混凝土的比热容c为0.98kJ/(kg·℃),导热系数λ为10.1kJ/(m·h·℃)。2.3边境条件在箱梁浇注过程中,边界情况分为混凝土直接与空气接触和混凝土表面附有模板或保温层2种,计算时需要确定结构表面的换热系数和大气温度。(1)平均风速日变化本文将箱梁内外表面的边界情况分为4类,即无木模板外表面、有木模板外表面、有开口内腔内表面和无开口内腔内表面。风速的变化是随机的,但又有一定的规律性,图1给出了苏通大桥桥面处2008年2010年1月、11月和12月平均风速日变化曲线,图1中可见,1月、11月和12月的平均风速日变化曲线非常相似,为了取值和计算方便,箱梁外表面对应风速近似的取为1月、11月和12月的日平均值,则无木模板外表面、有木模板外表面对应的风速可取为5.7m/s,有开口内腔内表面和无开口内腔内表面分别近似的取为1m/s和0m/s。对于混凝土表面与空气的对流换热系数,近些年来,国内外许多学者对此做了研究,在现场实测、试验实测或理论推演的基础上,给出各种不同的对流换热系数取值的公式,文献对其进行了分析整理,拟合出了平均意义上的混凝土结构表面对流换热系数公式:式中,v为风速。当混凝土表面附有木模板时,文献给出了计入风速影响的换热系数,如式(8)所示。式中,v为风速。(2)大气温度日变化由于缺少现场实测数据,故使用文献提出的通用型气温时程模拟气温的日变化,经地方气象资料可查询到桥梁所在位置同一时间的历史日平均最高温度和日平均最低温度,日平均温度取为日平均最高温度和日平均最低温度的均值,则两次浇注后的大气温度日变化时程曲线如图2所示。3上下行分幅布置苏通大桥位于南通市和苏州(常熟)市之间,西距江阴大桥约80km,东距长江入海口约110km,全长8146m,由北引桥、主航道桥(主桥)、中引桥、专用航道桥(辅桥,如图3所示)和南引桥组成。其中苏通大桥辅航道桥跨径布置为140+268+140=548m,上部结构上下行分幅布置,主墩顶部两幅桥箱梁用横隔梁连接,两主墩与主梁固结,两过渡墩顶设置纵桥向滑动支座。桥面铺装层为11cm厚的沥青混凝土,全桥采用单箱单室直腹板混凝土结构,箱梁顶宽16.40m,底宽7.5m。根部梁高15m,高跨比为1/17.9,跨中梁高4.5m,高跨比为1/60,梁高采用1.6次抛物线变化;顶板厚0.28m,底板厚度采用1.7(根部)0.32m(跨中)渐变,腹板厚度采用0.7m0.6m0.5m三级变化。主梁采用60号高性能混凝土,在顶底板纵桥向、顶板横向、腹板竖向布置了预应力索,梁体分两次浇注完成,第1次浇注8m,第2次浇注8m,浇注时间分别为2005年11月24日和2006年1月4日,温度测点布置如图4所示。3.1梁的建模和分析过程苏通大桥辅桥墩顶0号箱梁长12m,高15m,顶板宽16.4m,底板宽7.5m,1号箱梁梁长3m,与2号箱梁交接处梁高14.6m,底板厚1.648m,腹板厚0.7m。0号箱梁和1号箱梁同时浇注,分两次浇注完成,在建模时将其分为2部分,如图5所示。选用三维温度单元(solid70)进行瞬态热分析,进行温度分析。为简化分析过程和突出主要矛盾,本文分析作了几点简化:混凝土一次性入模,忽略浇注经历的时间;仅考虑外界气温变化的影响,不考虑太阳辐射的影响。3.2混凝土水化热性能图6为底板、腹板、梗腋、顶板和翼板处中心测点的实测值与计算值的温度时程图。从图6中可以看出,底板处的18号测点的理论计算温度与实测温度吻合最好,梗腋处的5号测点吻合也较好,最大误差为2.6℃,腹板处的2号点和顶板处的8号点误差相对较大,最大为3.1℃,翼板处的4号测点误差最大,为4.2℃,分析误差产生的主要原因为:实际第1次浇注高度可能高于预定的8m,增加了2号测点到混凝土上表面的距离,从而使理论计算值偏小;8号测点位于顶板,距离上表面较近,4号测点处翼板最薄,距离顶板上表面也最近,二者均受边界条件影响比较大,计算中忽略的太阳辐射影响和采用的公式模拟的日气温变化可能与实际大气温度有较大差别。因此,所建立的有限元模型可以很好的模拟混凝土箱梁浇注后的温度场,为温度控制提供依据。图7与图8分别给出了第1次浇注与第2次浇注温度最大时刻的温度场云图,结合图6可以看出,底板、腹板和顶板厚度不一样,各自达到最大温度值的大小和时间也不一样,厚度大的地方可达到的最大温度值大于厚度薄的地方,但时间上比其要滞后,从图6中可以看出,厚度不同地方达到最大值的时间为2044h,由图中可见,混凝土硬化早期,底板、腹板和顶板的温度随水泥水化的发展,经历了较快的温升阶段,到达最值后,进入缓慢的温降阶段,最大值出现的越早,温降的速率越大,最大值出现的越迟,温降的速率越小;底板、腹板、梗腋和顶板处测点最高温度分别可达64.7、49.8、55.6℃和38.5℃,即最大温升分别可达44.7、29.8、35.6℃和18.5℃;翼板由于很薄,其最高温度只有28℃,温升8℃可以忽略其水化热影响。由图8可以看出,在进行第2次混凝土浇注时,先浇注混凝土的结合面附近存在温度倒灌现象,图9为2号测点与结合面处第2次浇注时的混凝土温度时程图,第1次浇注的混凝土受第2次浇注混凝土的影响,出现再次升温现象,结合面出温度在前24h内迅速上升了24.3℃,结合面以下30cm处的2号测点在前48h内上升了10.7℃,图10和图11分别为结合面处混凝土与未受温度倒灌影响处混凝土的温差时程图和结合面处往下2.5m范围内的温度梯度分布图,图中可见结合面处温度倒灌影响深度可达约1.5m,1.5m范围内在28h时温度梯度达到最大值25.8℃,故在水化热温度控制时,要注意新旧混凝土结合面处的温度控制问题。图12为各部位混凝土最大内外温差的时程图,图中可见箱梁混凝土浇注最大内外温差出现在底板和梗腋部位,大约为33℃,大约在70h后出现,腹板最大内外温差可达21℃,大约在48h后出现,顶板最大内外温差出现最早,在24h时可达16.8℃。从数据可以分析出,混凝土浇注最大内外温差与构件厚度和表面边界情况有关,浇注混凝土厚度越大,表面散热条件越好,可达到的最大内外温差也就越大,故在浇注时可以选用保温性能较好的模板以减小浇注期间混凝土最大内外温差。4数值结果分析大跨径预应力混凝土箱梁桥0号块体积大、强度高、配筋复杂,在构造上又不允许像大体积大坝或承台那样使用冷却水进行降温,内部热量不容易散失,引起较大内外温差应力。本文详细的介绍了计算参数的选取方法,并通过对实测数据与有限元分析,对箱梁浇注后的温度场进行了研究,结果表明:(1)合理选取计算参数,利用ANSYS建模,可以很好的模拟混凝土箱梁浇注后的温度场,为温度控制提供依据。(2)在构件尺寸较厚的结构内部,内部温度受边界条件影响较小,绝热温升较大,出现时间较晚;厚度薄的构件,中心位置离表面较近,内部