合肥火车站地下超长混凝土顶板收缩作用与监测分析

2021-01-05高明月郭海浩张宜柳

合肥工业大学学报（自然科学版） 2020年12期

高明月, 郭海浩, 张宜柳, 葛珊, 周安

(1.合肥工业大学土木与水利工程学院,安徽合肥 230009; 2.中铁二十四局集团安徽工程有限公司,安徽合肥 230011)

混凝土的收缩是指混凝土初期或硬化过程中出现的体积缩小的现象。一般可分为干燥收缩、化学收缩、塑性收缩、温度收缩、碳化收缩和自收缩等。近年来,商品混凝土被广泛应用,其组分比以往普通混凝土发生了较大变化,混凝土结构的收缩变形明显增大[1]。对于超长结构,混凝土收缩是导致其开裂的主要原因之一。

随着城市地下空间的开发利用,诸如地铁站、高铁站、商业综合体等结构广泛存在。从抗裂防渗和经济等角度出发,在设计阶段,都必须确定混凝土的收缩应变和收缩规律,而混凝土的收缩是与地域环境密切相关的物理量,难以准确把握,因此本文的研究拟为合肥地区类似结构的设计施工提供参考依据。

合肥火车站地下广场长291.7 m,宽168 m,现浇钢筋混凝土结构,采用板柱体系和框架体系相结合,未设变形缝,是典型的地下超长混凝土结构,配置无黏结预应力筋补充收缩,平面布置及剖面如图1所示。

图1 平面布置及剖面

1 收缩当量温差

1.1 收缩模型

国内外预测混凝土收缩随时间发展的模型有:任意时刻混凝土收缩计算模型[2];CEB-FIP MC10[3];欧洲规范EN 1992-2提供的方法,简称为EN 1992-2[4];GL2000[5];ACI 209.2R-14[6]及B3[7]等。我国《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)中预测混凝土收缩应变的计算公式采用的是CEB-FIP MC10中的公式;《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)采用的是欧洲规范EN 1992-2中有关混凝土收缩应变的计算公式。由于各个收缩模型考虑的因素各不相同,因此混凝土的收缩总应变及收缩应变随时间的发展关系上也会不同。各个收缩模型所考虑的因素见表1所列。

各个收缩模型在相同条件下,60 d的收缩率随构件体表比V/S(体积与表面积之比)的变化趋势如图2所示。从图2可以看出,除文献[2]模型认为60 d的收缩率为定值45%外,其他5个模型60 d的收缩率均随着构件体表比的增大而减小;模型CEB-FIP MC10[3]和GL2000[5]的曲线接近一致。

表1 各收缩模型考虑的因素

注:文献[2]收缩模型考虑的因素还包括水泥细度、骨料种类、水灰比、水泥浆量、配筋率、模量比、配筋率及振捣方法等。

图2 60 d收缩率随构件体表比的变化

1.2 收缩当量温差

在分析超长混凝土结构时,工程中常用做法是将由混凝土的收缩量引起的效应用温差的形式来考虑,并施加于结构上,即混凝土收缩当量温差,其计算公式为:

ΔT=-εy/α

(1)

其中,α为混凝土的线膨胀系数,α=1×10-5。对于试验室内的试件,混凝土的收缩应变一般在(200～400)×10-6之间,平均为300×10-6。而在实际中,随着构件体积的增大,体表比相对减小,会影响到水分的散发,因而收缩应变会减少。在超长结构的施工过程中,往往会每隔30～40 m设置一道后浇带,使结构在后浇带浇筑之前完成一部分收缩。后浇带保留一般不少于1个月,在此期间混凝土收缩可以完成30%～40%。

合肥市火车站地下广场顶板混凝土强度等级为C40,顶板处大部分梁的尺寸为800 mm×1 000 mm,楼板厚度为400 mm,养护考虑为3 d。环境相对湿度取合肥市的年平均湿度,为75%,体表比为233.34 mm。该条件下各个混凝土收缩预测模型的60、90 d的收缩率、最终的收缩应变值及60 d之后的收缩应变产生的收缩当量温差见表2所列。从表2中可以看出,除文献[2]模型在60 d完成45%外,其余均在9%～27%内。各个模型60 d之后收缩当量温差差异较大,极差为34.6 ℃;而ACI 209.2R-14和规范EN 1992-2中提供的模型60 d之后收缩当量温差相差较小,且文献[2]模型比两者小约8 ℃。

表2 各收缩模型的分析结果

由于文献[2]模型在预测混凝土收缩应变上考虑的因素较多,尤其是考虑配筋对收缩的影响,与实际工程比较接近,其他几个模型均是针对素混凝土构件,因此拟采用该模型预测。合肥市火车站地下广场工程设置有后浇带,保留60 d,故取收缩当量温差为-9.4 ℃。水工混凝土结构设计规范中规定[8],初估混凝土干缩变形时可将其影响折算为10～15 ℃的温降;铁路桥涵设计基本规范中规定[9],整体浇筑的钢筋混凝土结构和分段浇筑的钢筋混凝土结构分别相当于降低温度15、10 ℃。可以看出,采用该模型得出的收缩当量温差与2个规范给出的降温值具有一致性。

1.3 地下室顶板现场监测数据分析

为进一步确定计算火车站地下广场顶板收缩当量温差时应采用的收缩模型,选取该工程顶板中段监测数据(测点1～5)与各收缩模型进行对比分析。测点应变影响因素主要包括板自重、收缩和温度等。由于测点前期监测(从混凝土浇筑到预应力张拉前)始末温差约为0.4 ℃,因此对板应变影响较小。在测点应变基础上扣除自重作用下板的应变,可近似认为是混凝土收缩应变。

由于顶板中性轴处的收缩应变在整个板截面具有代表性,因此需将板测点上下2个应变值折算至中性轴处再与各收缩模型进行对比。混凝土在此监测期内仍处于弹性阶段,根据传感器相对位置关系计算板中性轴处应变,其与各收缩模型对比结果如图3、图4所示。由于现场监测数据的变化规律与文献[2]模型更为接近,因此在计算收缩当量温差时选用该模型更为合理。

图3 中段各测点应变与文献[2]模型对比结果

图4 中段各测点应变与其余收缩模型对比结果

2 收缩效应折减系数

2.1 徐变对收缩作用的折减系数

混凝土结构的徐变会降低收缩引起的结构内力,因此在计算结构的收缩应力时,需要考虑徐变对收缩应力的折减。混凝土徐变对收缩作用的折减系数(记为C)的计算公式[10]为:

C=1/[1+χ(t,τ0)φ(t,τ0)]

(2)

其中,χ(t,τ0)为老化系数,0.5<χ(t,τ0)<1;φ(t,τ0)为龄期调整系数,也称为徐变系数。

老化系数的计算方法有很多,文献[11]对计算老化系数的老化法、继效法、B-K法、中值法和王勋文法等5种方法进行了比较,推荐使用王勋文法计算老化系数,其计算公式如下[12]:

χ(t,τ0)=1/[1-R(t,τ0)]-1/φ(t,τ0)

(3)

R(t,τ0)=exp{-0.665 4φ-0.107[1-exp(-3.131φ)]}

(4)

其中,φ=φ(t,τ0);R(t,τ0)为混凝土的松弛系数。

徐变系数的计算模型有CEB-FIP MC10[3]、EN 1992-2[4]、ACI 209.2R-14[6]及B3[7]等,由于B3模型在计算徐变系数随时间的增长时不收敛,因此在此不做讨论。将各模型计算得出的终极徐变系数代入(2)～(4)式中,可得折减系数随构件体表比的变化如图5所示。

图5 C值随构件体表比的变化

从图5中可以看出,文献[2]模型中C值为定值(用于简化计算时);其他3个模型中,C值与体表比成正相关,表明构件体表比对C值的影响较大,不可忽略,对不同工程体表比不同,C值也不同。C值在工程实际中一般取0.3～0.5[10]。当体表比为233.34 mm时,各模型的C值在0.22～0.32范围内,偏于安全考虑取C值为0.32。由于配筋对混凝土徐变具有抑制作用[13],而在上述这些模型中,没有考虑配筋对混凝土的作用,因此C值取0.32是可行的。

2.2 刚度折减系数

混凝土开裂会导致梁的抗弯刚度、轴向刚度以及柱的抗侧刚度减小,结构中的温度收缩效应随之减小。在计算允许开裂的超长混凝土框架结构的温度收缩效应时,为保守起见,在考虑徐变折减的基础上,对温度收缩效应再乘以0.8的折减系数来考虑混凝土开裂的影响[10]。

3 地下室顶板收缩效应的有限元分析

3.1 模型的建立

利用有限元软件SAP2000分析结构在收缩当量温差作用下地下室顶板的作用效应。在建模过程中,梁、柱采用框架单元,板、剪力墙采用厚壳单元。为方便研究,对该工程模型做了如下简化:

(1) 仅考虑梁、板、柱及剪力墙在温度及收缩作用下的效应,忽略地下车库通道及剪力墙中较小的开洞影响。

(2) 忽略无梁楼盖中柱帽对结构的影响。

3.2 收缩效应

在计算收缩当量温差的作用效应过程中,将收缩当量温差导致的弹性收缩应力乘以徐变及刚度折减系数两者的乘积0.256后,再对该收缩应力的大小及分布情况进行分析。以下分析的结果中,均考虑了0.256的折减系数。

收缩当量温差下顶板最大主应力分布如图6所示,从图6可以看出:① 东、中、西3段顶板平均拉应力分别为0.55、0.50、0.70 MPa左右；② 转角处局部拉应力高达1.30 MPa，板洞短边存在应力集中的现象,中段盾构机吊装区域的板洞短边局部应力为0.90 MPa,而板洞长边中间部分应力较小,同时存在较小的压应力,可达-0.06 MPa。

图6 收缩当量温差下顶板最大应力分布图

4 裂缝控制措施

根据前述分析,收缩作用产生的顶板拉应力范围为0.50～0.70 MPa。在设计方面,建议设置合理的预应力筋量使结构产生0.50～1.00 MPa的预压应力来控制结构收缩裂缝;另外,合肥地区此类结构因季节温差产生的拉应力较大,因此建议设置合理的预应力筋量来控制结构因季节温差产生的裂缝。在施工方面,建议合肥地区此类结构将合拢期放在2—4月份或10—12月份[14],以减小因季节温差产生的拉应力。