低溫灌注條件下鋼管混凝土水化熱應(yīng)力試驗研究

周大為，鄧年春, 2, 3，郭曉, 2

低溫灌注條件下鋼管混凝土水化熱應(yīng)力試驗研究

周大為1，鄧年春1, 2, 3，郭曉1, 2

(1. 廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004; 2. 廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室，廣西 南寧 530004; 3. 廣西路橋工程集團有限公司，廣西 南寧 530004)

為研究青藏高原地區(qū)低溫環(huán)境下鋼管混凝土拱肋混凝土灌注后水化放熱溫度分布及溫度效應(yīng)，以川藏鐵路拉林段雅魯藏布江特大橋以工程背景，采用恒溫實驗箱進行低溫環(huán)境的模擬，對與實橋同尺寸的1.6 m管徑的鋼管混凝土構(gòu)件進行長期連續(xù)溫度場監(jiān)測試驗。引入等效齡期對低溫條件下核心混凝土水化放熱規(guī)律、混凝土應(yīng)變時程變化、管內(nèi)混凝土水化溫度分布及溫度效應(yīng)計算方法進行研究。研究結(jié)果表明：摻入外加劑的混凝土具有約4 h的水化誘導(dǎo)期，該誘導(dǎo)期對混凝土溫度及熱應(yīng)力的變化影響較大；混凝土水化結(jié)束后縱向與徑向具有較大的殘余應(yīng)變，對合龍溫度影響較大；引入等效齡期的雙曲線式水化放熱模型能夠較好地反應(yīng)鋼管混凝土水化溫度分布規(guī)律；水化溫升加快管內(nèi)混凝土力學(xué)性能的發(fā)展，使得管內(nèi)混凝土產(chǎn)生較大的徑向與環(huán)向應(yīng)力，計算水化溫度效應(yīng)應(yīng)計入溫度對混凝土力學(xué)性能的影響；水化溫度應(yīng)力控制應(yīng)著眼于降溫初始階段。

鋼管混凝土；等效齡期；水化熱；徑向應(yīng)力；環(huán)向應(yīng)力

自20世紀90年代四川旺蒼東河大橋的成功建造運營，鋼管混凝土作為鋼-混組合材料因其優(yōu)異的結(jié)構(gòu)性能、較低的建材消耗，在我國橋梁建設(shè)中得到迅速發(fā)展[1-2]。伴隨當前國家對中西部地區(qū)交通建設(shè)的大量投入，鋼管混凝土拱橋因其針對山區(qū)、丘陵地區(qū)特有的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢，其跨徑不斷得以突破[3-5]。拱肋混凝土灌注質(zhì)量是鋼管混凝土拱橋施工建設(shè)過程中的關(guān)鍵所在，已建成跨徑530 m的合江一橋單根弦管管徑達1.32 m，在建世界第一跨鋼管混凝土拱橋-平南三橋單根弦管管徑達1.4 m，在建川藏鐵路雅魯藏布江大橋單根弦管管徑更是高達1.6 m，隨著橋梁跨徑的不斷突破，拱肋管徑也在不斷加大。大跨度鋼管混凝土拱橋，因其管徑巨大，使得內(nèi)部混凝土具有大體積混凝土水化放熱特性[6]。一方面，混凝土內(nèi)部溫度場在水化過程中受其影響，使得截面溫度應(yīng)力劇烈變化[7]，當核心混凝土內(nèi)部溫度達到峰值后開始降低，混凝土發(fā)生收縮變形，混凝土和鋼管黏結(jié)面產(chǎn)生拉應(yīng)力減小二者黏結(jié)力[8]，可能導(dǎo)致鋼管混凝土脫黏和混凝土開裂問題；另一方面，鋼管混凝土拱橋在拱肋成橋過程中，由于管內(nèi)混凝土水化熱、日照及環(huán)境溫度的影響，在空鋼管合龍的基礎(chǔ)上積累了一部分溫度應(yīng)力，故不可采用空鋼管的合龍溫度作為鋼管混凝土拱橋計算溫度效應(yīng)的基準溫度，整個混凝土水化過程的溫度變化對于合龍溫度的研究至關(guān)重要。宋穎彤等[9-11][10]研究認為，混凝土硬化過程中其抗壓強度、抗拉強度、彈性模量等物理性能的發(fā)展是齡期和溫度的函數(shù)。大管徑鋼管混凝土水化放熱過程中，同齡期內(nèi)外溫差極大，使得管內(nèi)不同位置混凝土在水化放熱速率、強度發(fā)展以及彈性模量等物理性能的發(fā)展差異較大。目前針對鋼管混凝土水化放熱的研究多集中于截面溫度分布規(guī)律[12-13]，且均未考慮內(nèi)部混凝土力學(xué)性能發(fā)展受溫度的影響。針對管內(nèi)混凝土水化熱應(yīng)力及灌注質(zhì)量的研究則更為少見，王江龍[14]在其碩士論文中對一座啞鈴型截面鋼管混凝土拱肋水化放熱應(yīng)力進行了有限元計算，其計算過程中水化放熱模型、材料熱物理參數(shù)的選取中未考慮溫度的影響，難以真實反映管內(nèi)混凝土真實溫度和應(yīng)力分布情況。本文依托川藏鐵路拉林線雅魯藏布江特大橋，對與實橋同管徑的足尺寸鋼管混凝土拱肋構(gòu)件，采用恒溫試驗箱模擬低溫環(huán)境下管內(nèi)混凝土灌注至成型全過程，并對其水化溫度及混凝土應(yīng)變進行長期連續(xù)監(jiān)測。在此基礎(chǔ)上引入等效齡期概念，采用有限單元法建立大管徑鋼管混凝土水化放熱計算模型，對低溫條件下灌注的鋼管混凝土拱肋溫度場及溫度效應(yīng)進行研究，并與實測值進行對比驗證。

1 拱肋混凝土水化放熱計算理論

1.1 水化放熱計算模型

管內(nèi)混凝土灌注且經(jīng)過誘導(dǎo)期后，水泥發(fā)生劇烈水化反應(yīng)釋放大量熱量，使得管內(nèi)混凝土各部分發(fā)生劇烈溫變。朱伯芳[15]研究發(fā)現(xiàn)，水泥絕熱溫升與齡期有關(guān)，提出可用指數(shù)式、復(fù)合指數(shù)式和雙曲線式計算模型對其溫變過程進行描述，見式(1)~(3)：

其中，混凝土水化放熱可由式(4)進行計算[16]：

1.2 基于等效齡期的水化放熱模型

表1匯總了現(xiàn)有部分針對鋼管混凝土水化熱進行分析的文獻及其相關(guān)分析方法。為獲得最為準確的水泥水化放熱計算公式，在無實測值的條件下，由表中經(jīng)驗，本文絕熱溫升計算公式采用雙曲線式水化計算模型。

Nurse等[23-24]在研究混凝土強度與養(yǎng)護條件及齡期的關(guān)系時認為，在其他養(yǎng)護條件(如：濕度、配比等)一致的情況下，混凝土的力學(xué)性能與溫度和齡期有關(guān)，并提出N-S成熟度方程以表征之間的函數(shù)關(guān)系，見式(5)：

式中：為成熟度；為齡期；()為某齡期時刻溫度值；ref為參考溫度，本文取標養(yǎng)溫度20 ℃為參考溫度。

其中，混凝土養(yǎng)護過程中溫度對混凝土水化的影響采用水化反應(yīng)速率，即Arrhenius公式進行表征，見式(6)：

為表征水泥在某時間段內(nèi)的水化程度，Schutter[25]認為，可用該時刻的水泥絕熱溫升值與最終絕熱溫升值的比值或者某齡期水化放熱量與最終水化放熱量的比值來進行描述，并稱其為水化度，見式(7)：

王甲春等[26]研究認為，混凝土澆筑完畢后的水化放熱過程中，其在某齡期的放熱量及放熱速率要低于該齡期下的水泥絕熱放熱量與放熱速率。

為研究混凝土在不同溫度歷程下其力學(xué)性能的發(fā)展，Hansen等[27]提出,以某養(yǎng)護溫度為參考溫度ref，將不同溫度歷程達到相同成熟度所需時間等效轉(zhuǎn)化為該參考溫度下混凝土所需齡期，該齡期即為等效齡期，見式(8)：

將等效齡期帶入雙曲線式水化放熱模型中，就得到了基于等效齡期的水化放熱模型，見式(9)：

(3)膠凝材料協(xié)同固鉛機理研究：按照(2)所述方法制備凈漿試樣，采用標準養(yǎng)護，利用XRD和SEM對膠凝材料的水化機理進行分析。

表1 水化放熱計算方法匯總

2 試驗研究

2.1 試驗過程

以進藏鐵路拉林線雅魯藏布江大橋為工程依托，對與實橋同尺寸的管徑1.6 m的鋼管混凝土構(gòu)件，采用廣西大學(xué)恒溫試驗箱對其進行從混凝土低溫灌注至成型的全過程溫度變化進行長期連續(xù)監(jiān)測，其中管內(nèi)混凝土采用C60號無收縮高強混凝土,其配合比見表2。為研究青藏高原地區(qū)的低溫環(huán)境條件對管內(nèi)混凝土水化放熱狀況的影響，將空鋼管事先置于大型溫度試驗箱內(nèi)，混凝土灌注前對溫度箱溫度調(diào)至0 ℃進行預(yù)冷以模擬灌注時刻較低的環(huán)境溫度，灌注過程見圖1，其中混凝土入倉溫度約為30 ℃。采用無線溫度監(jiān)測系統(tǒng)對管內(nèi)混凝土及溫度箱內(nèi)環(huán)境溫度情況進行連續(xù)監(jiān)測，溫度監(jiān)測系統(tǒng)見圖2，溫度測量采用熱敏電阻式溫度傳感器，應(yīng)變采用基康振弦應(yīng)變計，溫度及應(yīng)變采集系統(tǒng)采用基康無線采集系統(tǒng)進行采集，采集頻率為10分鐘?；炷羶?nèi)部測點布置見圖3，其中2號測點布置橫向內(nèi)埋式振弦應(yīng)變計，4號測點布置縱向內(nèi)埋式振弦應(yīng)變計以監(jiān)測管內(nèi)混凝土水化過程中的應(yīng)變情況。

表2 混凝土配合比

圖1 試驗現(xiàn)場

圖2 監(jiān)測系統(tǒng)

圖3 測點布置

2.2 試驗結(jié)果分析

本實驗環(huán)境溫度采用廣西大學(xué)恒溫試驗箱控制恒定為0 ℃，故水化放熱過程中內(nèi)部測點溫度分布情況可用1～4號測點溫度時程變化曲線進行描述。圖4為混凝土灌注完畢后1～4號測點10 d內(nèi)的溫度變化情況，混凝土截面核心溫度峰值發(fā)生時刻約為灌注完畢后17～21 h，該時間段內(nèi)核心測點溫度值基本保持穩(wěn)定，約73 ℃，此時截面溫差極值約為37 ℃?？梢钥吹剑钔鈧?cè)測點溫度表現(xiàn)為先迅速下降后迅速上升。

圖5為灌注完畢初始時刻內(nèi)部混凝土測點溫度變化情況，本試驗所采用復(fù)合膠凝材料因膨脹劑及減水劑等外加劑的摻入，使得其在灌注完畢后存在約4 h的水化誘導(dǎo)期，因外部環(huán)境溫度遠低于混凝土入倉溫度，故灌注完畢初期最外側(cè)測點溫度迅速下降，至誘導(dǎo)期結(jié)束且該處水化放熱速率大于散熱速率時溫度開始迅速上升。內(nèi)部測點溫度下降幅度較小，受誘導(dǎo)期和環(huán)境溫度的影響主要表現(xiàn)為2號測點溫度上升時刻較3號及4號測點晚約3 h。圖6為2號測點和4號測點所對應(yīng)的徑向及縱向混凝土水化應(yīng)變時程曲線，可以看到，應(yīng)變時程變化規(guī)律與溫度時程變化基本一致，表現(xiàn)出先迅速上升后迅速下降。其中灌注初始階段受混凝土誘導(dǎo)期的影響表現(xiàn)為先下降再上升。可以看到管內(nèi)混凝土縱向最大應(yīng)變遠大于徑向應(yīng)變，但混凝土水化放熱基本完畢后縱向殘余應(yīng)變較徑向小，且二者均存在殘余應(yīng)變，表明混凝土處于膨脹狀態(tài)。該結(jié)果表明，鋼管混凝土拱橋混凝土灌注完畢后將產(chǎn)生較大的殘余內(nèi)力，該橋型合龍溫度取值應(yīng)以其殘余內(nèi)力值反算獲得。

圖4 各測點溫度時程曲線

圖5 早期水化溫度變化

圖6 各測點應(yīng)變時程曲線

3 水化溫度場計算結(jié)果分析

針對鋼管混凝土拱肋混凝土灌注完畢后管內(nèi)混凝土水化放熱規(guī)律進行有限元數(shù)值模擬分析。本文研究對象為1.6 m大管徑鋼管混凝土構(gòu)件，由上述試驗結(jié)果分析可知，水化放熱過程中混凝土內(nèi)部溫度差異較大。采用有限元計算時主要分為以下2種方案：方案1：計算過程中采用傳統(tǒng)雙曲線式水化計算模型的影響，僅考慮齡期的影響；方案2：計算過程中計入混凝土等效齡期，即同時考慮溫度和齡期對管內(nèi)混凝土水化放熱的影響。以1，4號測點為例，溫度時程計算結(jié)果見圖7。可以看到，方案2各測點溫度峰值均大于方案1，且升溫速率更快。由于有限元計算過程中未能考慮外加劑對于混凝土水化放熱誘導(dǎo)期的影響，故而在初始階段外側(cè)測點與實測值有一定的差異。由計算結(jié)果與實測值對比可知考慮等效齡期的水化放熱模型能夠較好的反映鋼管混凝土內(nèi)部混凝土水化放熱規(guī)律。

4 水化溫度效應(yīng)計算分析

4.1 彈性模量計算

在計算鋼管混凝土結(jié)構(gòu)由于水化溫度場引起的溫度效應(yīng)時，必須考慮彈性模量與混凝土水化齡期的關(guān)系才能得到較為精確的水化溫度效應(yīng)值。當前對于混凝土彈性模量與材齡關(guān)系的描述主要有指數(shù)式、復(fù)合指數(shù)式、雙曲線式以及對數(shù)式，復(fù)合指數(shù)式模型較其他模型而言具有較高的計算精 度[15]，見式(10)：

其中：a，b為參數(shù)，其取值為a=-0.806 5；b=0.609 2。

復(fù)合指數(shù)式彈性模量預(yù)測公式適用于標準養(yǎng)護溫度(20 ℃)下的彈性模量的預(yù)測，而混凝土強度及彈性模量的發(fā)展受溫度影響較大。故本文引入等效齡期概念，將管內(nèi)不同位置處的混凝土實際齡期轉(zhuǎn)化為20 ℃下的等效齡期，將計算所得等效齡期代入式(10)中，即得管內(nèi)不同位置處彈性模量的預(yù)測公式，見式(11)

圖8為根據(jù)混凝土澆筑完畢后各測點溫度時程變化計算所得的各測點實際齡期與其所對應(yīng)等效齡期的變化情況，其中參考溫度取20 ℃。等效齡期為混凝土內(nèi)部各測點在齡期和溫度雙重影響下的實際齡期換算為在20 ℃標準養(yǎng)護溫度下所對應(yīng)的齡期。圖中可以看到，同一實際齡期下，越接近截面核心其所對應(yīng)的等效齡期越大，表明該部分混凝土成熟度越高。其中1號測點在后期等效齡期低于實際齡期，主要是因為其受外部低溫影響較大，溫度較低情況使得混凝土性能發(fā)展較慢。

圖9 彈性模量發(fā)展

圖9為各測點考慮溫度和齡期影響的彈性模量與未考慮溫度影響的彈性模量隨時間變化對比。圖中可以看到，混凝土內(nèi)部各測點在水化開始后彈性模量受溫度影響上升速度遠大于標準養(yǎng)護條件下的彈性模量發(fā)展，該規(guī)律越接近核心越明顯。其中，在水化后期，1號測點的彈性模量的發(fā)展低于標養(yǎng)條件下的彈模發(fā)展。在10 d后各測點彈性模量的發(fā)展趨于最終值。從混凝土等效齡期與彈性模量發(fā)展可以看到，溫度對大管徑鋼管混凝土水化放熱及混凝土力學(xué)性能發(fā)展的影響不可忽視，尤其低溫灌注條件下。

4.2 計算結(jié)果分析

圖10(b)可以看到，管內(nèi)混凝土各測點的環(huán)向應(yīng)力亦呈現(xiàn)時程變化狀態(tài)。由計算結(jié)果可知，鋼管混凝土水化放熱階段截面外部測點產(chǎn)生拉應(yīng)力，靠近內(nèi)部測點產(chǎn)生壓應(yīng)力。主要因為內(nèi)部混凝土受熱膨脹，且靠近內(nèi)部的混凝土溫度更高從而在外側(cè)混凝土徑向產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，其拉應(yīng)力影響深度約為0.3 m，見圖11。各測點拉壓應(yīng)力均表現(xiàn)為考慮等效齡期大于未考慮等效齡期的計算值，且發(fā)生峰值時刻較水化溫度峰值時刻晚約5 h，集中于降溫初始時刻。有限元計算過程中未能考慮膨脹劑的影響，隨著水化放熱速率低于各測點散熱率時，各測點處徑向與環(huán)向的拉壓應(yīng)力逐漸減小，趨于0。

圖11 環(huán)向應(yīng)力沿直徑變化

圖12為混凝土水化放熱過程中鋼管徑向與環(huán)向應(yīng)力隨齡期的時程變化情況。由計算結(jié)果可知，因鋼管溫度變化過程中徑向處于無約束狀態(tài)，故而其應(yīng)力變化較小，基本為0。環(huán)向產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，其中拉應(yīng)力峰值約為19.3 MPa，隨著溫度的降低逐漸趨于0。由計算結(jié)果可知，二者計算結(jié)果對于鋼管的應(yīng)力情況而言基本一致。

圖12 鋼管溫度應(yīng)力

5 結(jié)論

1) 由于誘導(dǎo)期的存在，使得其水化放熱不會立即開始，截面最外緣混凝土溫度表現(xiàn)為先下降直至水化開始且放熱速率大于散熱速率時迅速上升。

2)管內(nèi)混凝土徑向與環(huán)向應(yīng)變實測值表明，應(yīng)變與水化放熱同步，溫度峰值時刻應(yīng)變同時達到極值。由于膨脹劑的摻加，水化放熱結(jié)束后徑向與環(huán)向均存在較大的殘余應(yīng)變，殘余應(yīng)變?yōu)檎当砻鞴軆?nèi)混凝土處于膨脹狀態(tài)。拱肋混凝土灌注完畢后將產(chǎn)生較大的殘余內(nèi)力，合龍溫度的計算應(yīng)以該內(nèi)力值反算求得。

3)在鋼管混凝土水化放熱計算中應(yīng)引入等效齡期概念，考慮溫度對水化的影響。管內(nèi)混凝土各部分溫差最大達30 ℃，且外部環(huán)境溫度較低，對管內(nèi)各部分混凝土彈性模量的發(fā)展影響極大。外側(cè)混凝土彈性模量由于受外側(cè)低溫的影響在后期發(fā)展較慢，但全截面約10d后各部分均趨于一致。

4)管內(nèi)混凝土各測點徑向與環(huán)向應(yīng)力隨實際齡期變化的時程曲線表明，考慮溫度和齡期共同影響的截面溫度效應(yīng)均大于僅考慮齡期的溫度效應(yīng)。水化過程中，混凝土徑向表現(xiàn)為壓應(yīng)力，且由核心向邊緣逐漸降低?；炷镰h(huán)向表現(xiàn)為內(nèi)部為壓應(yīng)力而外部為拉應(yīng)力，且最大拉應(yīng)力達3 MPa，極有可能造成混凝土開裂問題的發(fā)生。對于鋼管而言，水化過程中徑向應(yīng)力幾乎為0 MPa，環(huán)向應(yīng)力最大可達19 MPa。

[1] 蘆偉鵬. 鋼管混凝土構(gòu)件綜述[J]. 廣東建材, 2016, 32(8): 76-78.LU Weipeng. Summary of concrete filled steel tubular members[J]. Guangdong Building Materials, 2016, 32(8): 76-78.

[2] 孫景芳, 廖玉鳳, 王偉. 淺談鋼管混凝土拱橋[J]. 上海鐵道科技, 2008(2): 80-81.SUN Jingfang, LIAO Yufeng, WANG Wei. Brief discussion on concrete filled steel tube arch bridge[J]. Shanghai Railway Science and Technology, 2008(2): 80- 81.

[3] 高衛(wèi)衛(wèi). 大跨度鋼管混凝土拱橋水化熱的試驗與數(shù)值分析[J]. 鐵道建筑, 2016(8): 35-38. GAO Weiwei. Test and numerical analysis of hydration heat of long-span concrete filled steel tube arch bridge[J]. Railway Building, 2016(8): 35-38.

[4] ZHENG Jielian, WANG Jianjun. China concrete filled steel tube arch bridge[J]. Engineering, 2018, 4(1): 306- 331.

[5] 鄭皆連. 我國大跨徑混凝土拱橋的發(fā)展新趨勢[J]. 重慶交通大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2016, 35(增1): 8-11. ZHENG Jielian. New development trend of long-span concrete arch bridges in China[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University (Natural Science Edition), 2016,35 (Suppl 1): 8-11.

[6] GB50496—2009, 大體積混凝土施工規(guī)范[S]. GB50496—2009, Construction code for mass concrete [S].

[7] Mamdouth Me, Amineg. Temperature variations in concrete bridges[J]. Journal of Structural Engineering, ASCE. 1983, 109(10): 2355-2374.

[8] 陳寶春, 徐愛民, 孫潮. 鋼管混凝土拱橋溫度內(nèi)力計算時溫差取值分析[J]. 中國公路學(xué)報, 2000(2): 54-58.CHEN Baochun, XU Aimin, SUN Chao. Analysis of temperature difference during calculation of internal temperature force of concrete-filled steel tube arch bridge[J]. Chinese Journal of Highways, 2000(2): 54-58.

[9] 宋穎彤, 胡駿, 胡家兵, 等. 采用成熟度理論預(yù)測海工混凝土抗壓強度[J]. 新型建筑材料, 2017, 44(9): 15-18. SONG Yingtong, HU Jun, HU Jiabing, et al. Using maturity theory to predict the compressive strength of marine concrete[J]. New Building Materials, 2017, 44(9): 15-18.

[10] 邱亞. 成熟度法預(yù)測冬期施工混凝土的強度[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2016. QIU Ya. Prediction of concrete strength in winter construction by maturity method[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2016.

[11] 張岫文, 葉列平, 吳佩剛. 基于成熟度的大體積混凝土早期溫度應(yīng)力場有限元分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2005(1): 68-71. ZHANG Xiuwen, YE Lieping, WU Peigang. Finite element analysis of early temperature stress field of mass concrete based on maturity[J]. Building Structure, 2005(1): 68-71.

[12] 孫國富, 李術(shù)才, 路為, 等. 復(fù)合膠凝材料鋼管混凝土拱肋水化過程截面溫度場試驗及數(shù)值模擬分析[J]. 山東大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版), 2011, 41(3): 106-111.SUN Guofu, LI Shucai, LU Wei, et al. Temperature field test and numerical simulation analysis of composite cement-filled concrete filled steel tube arch rib during hydration[J]. Journal of Shandong University (Engineering), 2011, 41(3):106-111.

[13] 袁曉輝, 張昊, 邵浙渝. 鋼管密封條件下堿礦渣混凝土溫度場研究[J]. 混凝土, 2017(10): 12-14, 19.YUAN Xiaohui, ZHANG Hao, SHAO Zheyu. Study on temperature field of alkali slag concrete under sealed steel tube[J]. Concrete, 2017(10): 12-14, 19.

[14] 王江龍. 啞鈴型鋼管混凝土拱橋溫度場及溫度效應(yīng)研究[D]. 西安: 長安大學(xué), 2015.WANG Jianglong. Study on temperature field and temperature effect of dumbbell concrete-filled steel tube arch bridge[D]. Xi’an: Chang’'an University, 2015.

[15] 朱伯芳. 大體積混凝土溫度應(yīng)力與溫度控制[M]. 北京:中國電力出版社,1999. ZHU Bofang. Temperature stress and temperature control of mass concrete[M]. Beijing: China Electric Power Press, 1999.

[16] 張慶歡. 粉煤灰在復(fù)合膠凝材料水化過程中的作用機理[D]. 北京: 清華大學(xué), 2006. ZHANG Qinghuan. Mechanism of fly ash in hydration of composite cementitious materials[D]. Beijing: Tsinghua University, 2006.

[17] 馮斌. 鋼管混凝土中核心混凝土的水化熱、收縮與徐變計算模型研究[D]. 福州: 福州大學(xué), 2004.FENG Bin. Study on the calculation model of hydration heat, shrinkage and creep of core concrete in concrete-filled steel tube[D]. Fuzhou: Fuzhou University, 2004.

[18] 林春姣, 鄭皆連, 黃海東. 圓截面鋼管混凝土拱水化熱溫度場試驗研究[J]. 混凝土, 2009(10): 13-15. LIN Chunjiao, ZHENG Jielian, HUANG Haidong. Experimental study on the hydration heat field of circular concrete-filled steel tube arch[J]. Concrete, 2009(10): 13-15.

[19] 王友彪. 大跨度鋼管混凝土拱橋溫度場及溫度效應(yīng)分析[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2013.WANG Youbiao. Analysis of temperature field and temperature effect of long-span concrete-filled steel tube arch bridge[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2013.

[20] 劉恒. 施工階段鋼管拱非線性溫度影響研究[D]. 西安:長安大學(xué), 2012.LIU Heng. Study on nonlinear temperature influence of steel pipe arch during construction[D]. Xi’an: Chang’an University, 2012.

[21] 陳寶春, 劉振宇. 鋼管混凝土拱橋溫度問題研究綜述[J]. 福州大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2009, 37(3): 412-418.CHEN Baochun, LIU Zhenyu. Research review on temperature of concrete-filled steel tube arch bridge[J]. Journal of Fuzhou University (Natural Science Edition), 2009, 37(3): 412-418.

[22] 劉振宇, 陳寶春. 鋼管混凝土拱肋施工過程截面溫度特性分析[J]. 公路交通科技, 2006(5): 48-51.LIU Zhenyu, CHEN Baochun. Section temperature characteristics analysis of concrete filled steel tube arch rib construction process[J]. Highway Traffic Science and Technology, 2006(5): 48-51.

[23] Nurse R W. Steam curing of concrete[J]. Magazine of Concrete Research, 1949, 1(2): 79.

[24] Saul A G A. Principles underlyig the steam curing of concrete at atmospheric pressure[J]. Magazine of Concrete Research, 1951, 2(6): 127.

[25] Schutter G D. Finite element simulation of thermal cracking in massive hardening concrete elements using degree of hydration based material laws[J]. Computers & Structures, 2002, 80(27-30): 2035-2042.

[26] 王甲春, 閻培渝. 早齡期混凝土結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力分析[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2005, 35(增1): 15-18. WANG Jiachun, YAN Peiyu. Analysis of temperature stress of early-age concrete structures[J]. Journal of southeast University (Natural Science Edition), 2005, 35(Suppl 1): 15-18.

[27] Hansen P F, Pendersen E J. Maturity computer for controlled curing and hardening of concrete[J]. Nordisk Betong,1997, 41(19): 21.

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

國家自然科學(xué)基金資助項目(51868006，51878186，51738004)；中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃課題(2017G006-B)；廣西自然科學(xué)基金資助項目(2018GXNSFAA138067)；廣西高等學(xué)校高水平創(chuàng)新團隊及卓越學(xué)者計劃項目(桂教人〔2018〕35號)

鄧年春(1975-)，男，湖南永州人，教授，從事大跨度橋梁施工成套技術(shù)研究；E-mail：dengnch@gxu.edu.cn

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

(編輯 涂鵬)