低温灌注条件下钢管混凝土水化热应力试验研究

周大为，邓年春, 2, 3，郭晓, 2

低温灌注条件下钢管混凝土水化热应力试验研究

周大为1，邓年春1, 2, 3，郭晓1, 2

(1. 广西大学 土木建筑工程学院，广西 南宁 530004; 2. 广西防灾减灾与工程安全重点实验室，广西 南宁 530004; 3. 广西路桥工程集团有限公司，广西 南宁 530004)

为研究青藏高原地区低温环境下钢管混凝土拱肋混凝土灌注后水化放热温度分布及温度效应，以川藏铁路拉林段雅鲁藏布江特大桥以工程背景，采用恒温实验箱进行低温环境的模拟，对与实桥同尺寸的1.6 m管径的钢管混凝土构件进行长期连续温度场监测试验。引入等效龄期对低温条件下核心混凝土水化放热规律、混凝土应变时程变化、管内混凝土水化温度分布及温度效应计算方法进行研究。研究结果表明：掺入外加剂的混凝土具有约4 h的水化诱导期，该诱导期对混凝土温度及热应力的变化影响较大；混凝土水化结束后纵向与径向具有较大的残余应变，对合龙温度影响较大；引入等效龄期的双曲线式水化放热模型能够较好地反应钢管混凝土水化温度分布规律；水化温升加快管内混凝土力学性能的发展，使得管内混凝土产生较大的径向与环向应力，计算水化温度效应应计入温度对混凝土力学性能的影响；水化温度应力控制应着眼于降温初始阶段。

钢管混凝土；等效龄期；水化热；径向应力；环向应力

自20世纪90年代四川旺苍东河大桥的成功建造运营，钢管混凝土作为钢-混组合材料因其优异的结构性能、较低的建材消耗，在我国桥梁建设中得到迅速发展[1-2]。伴随当前国家对中西部地区交通建设的大量投入，钢管混凝土拱桥因其针对山区、丘陵地区特有的结构优势，其跨径不断得以突破[3-5]。拱肋混凝土灌注质量是钢管混凝土拱桥施工建设过程中的关键所在，已建成跨径530 m的合江一桥单根弦管管径达1.32 m，在建世界第一跨钢管混凝土拱桥-平南三桥单根弦管管径达1.4 m，在建川藏铁路雅鲁藏布江大桥单根弦管管径更是高达1.6 m，随着桥梁跨径的不断突破，拱肋管径也在不断加大。大跨度钢管混凝土拱桥，因其管径巨大，使得内部混凝土具有大体积混凝土水化放热特性[6]。一方面，混凝土内部温度场在水化过程中受其影响，使得截面温度应力剧烈变化[7]，当核心混凝土内部温度达到峰值后开始降低，混凝土发生收缩变形，混凝土和钢管黏结面产生拉应力减小二者黏结力[8]，可能导致钢管混凝土脱黏和混凝土开裂问题；另一方面，钢管混凝土拱桥在拱肋成桥过程中，由于管内混凝土水化热、日照及环境温度的影响，在空钢管合龙的基础上积累了一部分温度应力，故不可采用空钢管的合龙温度作为钢管混凝土拱桥计算温度效应的基准温度，整个混凝土水化过程的温度变化对于合龙温度的研究至关重要。宋颖彤等[9-11][10]研究认为，混凝土硬化过程中其抗压强度、抗拉强度、弹性模量等物理性能的发展是龄期和温度的函数。大管径钢管混凝土水化放热过程中，同龄期内外温差极大，使得管内不同位置混凝土在水化放热速率、强度发展以及弹性模量等物理性能的发展差异较大。目前针对钢管混凝土水化放热的研究多集中于截面温度分布规律[12-13]，且均未考虑内部混凝土力学性能发展受温度的影响。针对管内混凝土水化热应力及灌注质量的研究则更为少见，王江龙[14]在其硕士论文中对一座哑铃型截面钢管混凝土拱肋水化放热应力进行了有限元计算，其计算过程中水化放热模型、材料热物理参数的选取中未考虑温度的影响，难以真实反映管内混凝土真实温度和应力分布情况。本文依托川藏铁路拉林线雅鲁藏布江特大桥，对与实桥同管径的足尺寸钢管混凝土拱肋构件，采用恒温试验箱模拟低温环境下管内混凝土灌注至成型全过程，并对其水化温度及混凝土应变进行长期连续监测。在此基础上引入等效龄期概念，采用有限单元法建立大管径钢管混凝土水化放热计算模型，对低温条件下灌注的钢管混凝土拱肋温度场及温度效应进行研究，并与实测值进行对比验证。

1 拱肋混凝土水化放热计算理论

1.1 水化放热计算模型

管内混凝土灌注且经过诱导期后，水泥发生剧烈水化反应释放大量热量，使得管内混凝土各部分发生剧烈温变。朱伯芳[15]研究发现，水泥绝热温升与龄期有关，提出可用指数式、复合指数式和双曲线式计算模型对其温变过程进行描述，见式(1)~(3)：

其中，混凝土水化放热可由式(4)进行计算[16]：

1.2 基于等效龄期的水化放热模型

表1汇总了现有部分针对钢管混凝土水化热进行分析的文献及其相关分析方法。为获得最为准确的水泥水化放热计算公式，在无实测值的条件下，由表中经验，本文绝热温升计算公式采用双曲线式水化计算模型。

Nurse等[23-24]在研究混凝土强度与养护条件及龄期的关系时认为，在其他养护条件(如：湿度、配比等)一致的情况下，混凝土的力学性能与温度和龄期有关，并提出N-S成熟度方程以表征之间的函数关系，见式(5)：

式中：为成熟度；为龄期；()为某龄期时刻温度值；ref为参考温度，本文取标养温度20 ℃为参考温度。

其中，混凝土养护过程中温度对混凝土水化的影响采用水化反应速率，即Arrhenius公式进行表征，见式(6)：

为表征水泥在某时间段内的水化程度，Schutter[25]认为，可用该时刻的水泥绝热温升值与最终绝热温升值的比值或者某龄期水化放热量与最终水化放热量的比值来进行描述，并称其为水化度，见式(7)：

王甲春等[26]研究认为，混凝土浇筑完毕后的水化放热过程中，其在某龄期的放热量及放热速率要低于该龄期下的水泥绝热放热量与放热速率。

为研究混凝土在不同温度历程下其力学性能的发展，Hansen等[27]提出,以某养护温度为参考温度ref，将不同温度历程达到相同成熟度所需时间等效转化为该参考温度下混凝土所需龄期，该龄期即为等效龄期，见式(8)：

将等效龄期带入双曲线式水化放热模型中，就得到了基于等效龄期的水化放热模型，见式(9)：

(3)胶凝材料协同固铅机理研究：按照(2)所述方法制备净浆试样，采用标准养护，利用XRD和SEM对胶凝材料的水化机理进行分析。

表1 水化放热计算方法汇总

2 试验研究

2.1 试验过程

以进藏铁路拉林线雅鲁藏布江大桥为工程依托，对与实桥同尺寸的管径1.6 m的钢管混凝土构件，采用广西大学恒温试验箱对其进行从混凝土低温灌注至成型的全过程温度变化进行长期连续监测，其中管内混凝土采用C60号无收缩高强混凝土,其配合比见表2。为研究青藏高原地区的低温环境条件对管内混凝土水化放热状况的影响，将空钢管事先置于大型温度试验箱内，混凝土灌注前对温度箱温度调至0 ℃进行预冷以模拟灌注时刻较低的环境温度，灌注过程见图1，其中混凝土入仓温度约为30 ℃。采用无线温度监测系统对管内混凝土及温度箱内环境温度情况进行连续监测，温度监测系统见图2，温度测量采用热敏电阻式温度传感器，应变采用基康振弦应变计，温度及应变采集系统采用基康无线采集系统进行采集，采集频率为10分钟。混凝土内部测点布置见图3，其中2号测点布置横向内埋式振弦应变计，4号测点布置纵向内埋式振弦应变计以监测管内混凝土水化过程中的应变情况。

表2 混凝土配合比

图1 试验现场

图2 监测系统

图3 测点布置

2.2 试验结果分析

本实验环境温度采用广西大学恒温试验箱控制恒定为0 ℃，故水化放热过程中内部测点温度分布情况可用1～4号测点温度时程变化曲线进行描述。图4为混凝土灌注完毕后1～4号测点10 d内的温度变化情况，混凝土截面核心温度峰值发生时刻约为灌注完毕后17～21 h，该时间段内核心测点温度值基本保持稳定，约73 ℃，此时截面温差极值约为37 ℃。可以看到，最外侧测点温度表现为先迅速下降后迅速上升。

图5为灌注完毕初始时刻内部混凝土测点温度变化情况，本试验所采用复合胶凝材料因膨胀剂及减水剂等外加剂的掺入，使得其在灌注完毕后存在约4 h的水化诱导期，因外部环境温度远低于混凝土入仓温度，故灌注完毕初期最外侧测点温度迅速下降，至诱导期结束且该处水化放热速率大于散热速率时温度开始迅速上升。内部测点温度下降幅度较小，受诱导期和环境温度的影响主要表现为2号测点温度上升时刻较3号及4号测点晚约3 h。图6为2号测点和4号测点所对应的径向及纵向混凝土水化应变时程曲线，可以看到，应变时程变化规律与温度时程变化基本一致，表现出先迅速上升后迅速下降。其中灌注初始阶段受混凝土诱导期的影响表现为先下降再上升。可以看到管内混凝土纵向最大应变远大于径向应变，但混凝土水化放热基本完毕后纵向残余应变较径向小，且二者均存在残余应变，表明混凝土处于膨胀状态。该结果表明，钢管混凝土拱桥混凝土灌注完毕后将产生较大的残余内力，该桥型合龙温度取值应以其残余内力值反算获得。

图4 各测点温度时程曲线

图5 早期水化温度变化

图6 各测点应变时程曲线

3 水化温度场计算结果分析

针对钢管混凝土拱肋混凝土灌注完毕后管内混凝土水化放热规律进行有限元数值模拟分析。本文研究对象为1.6 m大管径钢管混凝土构件，由上述试验结果分析可知，水化放热过程中混凝土内部温度差异较大。采用有限元计算时主要分为以下2种方案：方案1：计算过程中采用传统双曲线式水化计算模型的影响，仅考虑龄期的影响；方案2：计算过程中计入混凝土等效龄期，即同时考虑温度和龄期对管内混凝土水化放热的影响。以1，4号测点为例，温度时程计算结果见图7。可以看到，方案2各测点温度峰值均大于方案1，且升温速率更快。由于有限元计算过程中未能考虑外加剂对于混凝土水化放热诱导期的影响，故而在初始阶段外侧测点与实测值有一定的差异。由计算结果与实测值对比可知考虑等效龄期的水化放热模型能够较好的反映钢管混凝土内部混凝土水化放热规律。

4 水化温度效应计算分析

4.1 弹性模量计算

在计算钢管混凝土结构由于水化温度场引起的温度效应时，必须考虑弹性模量与混凝土水化龄期的关系才能得到较为精确的水化温度效应值。当前对于混凝土弹性模量与材龄关系的描述主要有指数式、复合指数式、双曲线式以及对数式，复合指数式模型较其他模型而言具有较高的计算精 度[15]，见式(10)：

其中：a，b为参数，其取值为a=-0.806 5；b=0.609 2。

复合指数式弹性模量预测公式适用于标准养护温度(20 ℃)下的弹性模量的预测，而混凝土强度及弹性模量的发展受温度影响较大。故本文引入等效龄期概念，将管内不同位置处的混凝土实际龄期转化为20 ℃下的等效龄期，将计算所得等效龄期代入式(10)中，即得管内不同位置处弹性模量的预测公式，见式(11)

图8为根据混凝土浇筑完毕后各测点温度时程变化计算所得的各测点实际龄期与其所对应等效龄期的变化情况，其中参考温度取20 ℃。等效龄期为混凝土内部各测点在龄期和温度双重影响下的实际龄期换算为在20 ℃标准养护温度下所对应的龄期。图中可以看到，同一实际龄期下，越接近截面核心其所对应的等效龄期越大，表明该部分混凝土成熟度越高。其中1号测点在后期等效龄期低于实际龄期，主要是因为其受外部低温影响较大，温度较低情况使得混凝土性能发展较慢。

图9 弹性模量发展

图9为各测点考虑温度和龄期影响的弹性模量与未考虑温度影响的弹性模量随时间变化对比。图中可以看到，混凝土内部各测点在水化开始后弹性模量受温度影响上升速度远大于标准养护条件下的弹性模量发展，该规律越接近核心越明显。其中，在水化后期，1号测点的弹性模量的发展低于标养条件下的弹模发展。在10 d后各测点弹性模量的发展趋于最终值。从混凝土等效龄期与弹性模量发展可以看到，温度对大管径钢管混凝土水化放热及混凝土力学性能发展的影响不可忽视，尤其低温灌注条件下。

4.2 计算结果分析

图10(b)可以看到，管内混凝土各测点的环向应力亦呈现时程变化状态。由计算结果可知，钢管混凝土水化放热阶段截面外部测点产生拉应力，靠近内部测点产生压应力。主要因为内部混凝土受热膨胀，且靠近内部的混凝土温度更高从而在外侧混凝土径向产生较大的拉应力，其拉应力影响深度约为0.3 m，见图11。各测点拉压应力均表现为考虑等效龄期大于未考虑等效龄期的计算值，且发生峰值时刻较水化温度峰值时刻晚约5 h，集中于降温初始时刻。有限元计算过程中未能考虑膨胀剂的影响，随着水化放热速率低于各测点散热率时，各测点处径向与环向的拉压应力逐渐减小，趋于0。

图11 环向应力沿直径变化

图12为混凝土水化放热过程中钢管径向与环向应力随龄期的时程变化情况。由计算结果可知，因钢管温度变化过程中径向处于无约束状态，故而其应力变化较小，基本为0。环向产生较大的拉应力，其中拉应力峰值约为19.3 MPa，随着温度的降低逐渐趋于0。由计算结果可知，二者计算结果对于钢管的应力情况而言基本一致。

图12 钢管温度应力

5 结论

1) 由于诱导期的存在，使得其水化放热不会立即开始，截面最外缘混凝土温度表现为先下降直至水化开始且放热速率大于散热速率时迅速上升。

2)管内混凝土径向与环向应变实测值表明，应变与水化放热同步，温度峰值时刻应变同时达到极值。由于膨胀剂的掺加，水化放热结束后径向与环向均存在较大的残余应变，残余应变为正值表明管内混凝土处于膨胀状态。拱肋混凝土灌注完毕后将产生较大的残余内力，合龙温度的计算应以该内力值反算求得。

3)在钢管混凝土水化放热计算中应引入等效龄期概念，考虑温度对水化的影响。管内混凝土各部分温差最大达30 ℃，且外部环境温度较低，对管内各部分混凝土弹性模量的发展影响极大。外侧混凝土弹性模量由于受外侧低温的影响在后期发展较慢，但全截面约10d后各部分均趋于一致。

4)管内混凝土各测点径向与环向应力随实际龄期变化的时程曲线表明，考虑温度和龄期共同影响的截面温度效应均大于仅考虑龄期的温度效应。水化过程中，混凝土径向表现为压应力，且由核心向边缘逐渐降低。混凝土环向表现为内部为压应力而外部为拉应力，且最大拉应力达3 MPa，极有可能造成混凝土开裂问题的发生。对于钢管而言，水化过程中径向应力几乎为0 MPa，环向应力最大可达19 MPa。

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Experimental study on hydration thermal stress of concrete-filled steel tube at low temperature

ZHOU Dawei1, DENG Nianchun1, 2, 3, GUO Xiao1, 2

(1. College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China;2. Guangxi Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety, Nanning 530004, China; 3. Guangxi Road and Bridge Engineering Group Co., Ltd., Nanning 530004, China)

In order to study the distribution and effect of hydration and exothermic temperature of concrete-filled steel tubular arch rib under low temperature environment in Qinghai Tibet Plateau, taking the Yarlung Zangbo River Bridge as the background, the temperature field of CFST members of the same size as the real bridge was monitored and tested. The equivalent age was introduced to study the law of heat release, the change of strain time history, the distribution of hydration temperature of concrete in the pipe and the calculation method of temperature effect. The results show that the concrete with admixtures has a hydration induction period of about 4 hours, which has a great influence on the change of concrete temperature and stress. The concrete has a large residualstrain in the longitudinal and radial direction after hydration, which has a great influence on closure temperature. The hyperbolic hydration exothermic model with equivalent age can better reflect the hydration temperature distribution of CFST. The increase of hydration temperature accelerates the development of the mechanical properties of concrete in the pipe, which makes the concrete in the pipe produce larger radial and circumferential stress. The influence of temperature on the mechanical properties of concrete should be included in the calculation of hydration temperature effect. The control of hydration temperature stress should focus on the initial stage of cooling.

concrete filled steel tube; equivalent age; the hydration heat; radial stress; hoop stress

U24

A

1672 - 7029(2020)11 - 2807 - 09

2020-01-02

国家自然科学基金资助项目(51868006，51878186，51738004)；中国铁路总公司科技研究开发计划课题(2017G006-B)；广西自然科学基金资助项目(2018GXNSFAA138067)；广西高等学校高水平创新团队及卓越学者计划项目(桂教人〔2018〕35号)

邓年春(1975-)，男，湖南永州人，教授，从事大跨度桥梁施工成套技术研究；E-mail：dengnch@gxu.edu.cn

10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20200005

(编辑 涂鹏)