李 東，彭 程

(上海大學(xué) 土木工程系，上海 200444)

對(duì)于超長(zhǎng)混凝土底板結(jié)構(gòu)溫度裂縫控制的施工措施而言，跳倉(cāng)法施工使結(jié)構(gòu)一次性連續(xù)澆筑形成統(tǒng)一的整體是建設(shè)單位和施工方非常喜歡的一種方式.對(duì)于跳倉(cāng)法的實(shí)踐我國(guó)處于領(lǐng)先地位，然而其理論研究水平卻滯后于實(shí)際工程實(shí)踐，使得多數(shù)工程都依靠以往的施工經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行跳倉(cāng)施工設(shè)計(jì)，缺乏相關(guān)理論指導(dǎo)，其結(jié)果是造成工程質(zhì)量上參差不齊，因此需要對(duì)跳倉(cāng)施工中施工方案設(shè)計(jì)難點(diǎn)及底板的溫度應(yīng)力進(jìn)行研究分析，由此來(lái)指導(dǎo)工程實(shí)踐.國(guó)外對(duì)于跳倉(cāng)施工法的研究鮮有涉及，而國(guó)內(nèi)最早王鐵夢(mèng)[1]教授于1975年開(kāi)始對(duì)無(wú)縫施工的跳倉(cāng)法展開(kāi)了實(shí)踐研究，并將其運(yùn)用到寶鋼大型300 t氧氣頂吹轉(zhuǎn)爐基礎(chǔ)的施工中，通過(guò)對(duì)其嚴(yán)格的溫度應(yīng)力計(jì)算，實(shí)現(xiàn)了溫度裂縫控制的成功.對(duì)于跳倉(cāng)法溫度應(yīng)力的數(shù)值分析，朱伯芳[2]教授編制了我國(guó)第一個(gè)不穩(wěn)定溫度場(chǎng)有限元分析程序、第一個(gè)混凝土溫度徐變應(yīng)力有限元程序等這對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力的數(shù)值計(jì)算發(fā)展起到了重要作用.張宇鑫等人[3]編制了能模擬跳倉(cāng)澆筑的高拱壩溫度及應(yīng)力三維有限元仿真分析通用軟件.趙英菊[4]應(yīng)用大型有限元分析程序ANSYS，對(duì)跳倉(cāng)施工階段和施工完成結(jié)構(gòu)使用階段的溫度應(yīng)力進(jìn)行了計(jì)算機(jī)模擬分析等等.然而現(xiàn)階段對(duì)于跳倉(cāng)施工過(guò)程中新老倉(cāng)塊接縫處的溫度應(yīng)力分析以及跳倉(cāng)間隔變化對(duì)接縫處溫度應(yīng)力的影響鮮有涉及.因此本文在前人研究的基礎(chǔ)上，通過(guò)編寫(xiě)粘彈性溫濕耦合有限元數(shù)值分析程序并結(jié)合實(shí)際工程案例，詳細(xì)論述了跳倉(cāng)施工方案設(shè)計(jì)難點(diǎn)并對(duì)跳倉(cāng)施工過(guò)程中溫度應(yīng)力以及接縫處溫度應(yīng)力作詳細(xì)分析.

1 工程概況及設(shè)計(jì)難點(diǎn)

該項(xiàng)目位于上海市徐匯區(qū)為高檔商業(yè)住宅，結(jié)構(gòu)全長(zhǎng)372 m，按現(xiàn)行規(guī)范進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)基礎(chǔ)底板為超長(zhǎng)底板，底板由地下室基坑分割墻分為東西2區(qū)，西區(qū)尺寸為88 m×201 m，東區(qū)尺寸為186 m×150 m.底板由主樓和車(chē)庫(kù)底板組成，主樓底板厚1.2 m,車(chē)庫(kù)底板厚0.8 m.為控制裂縫產(chǎn)生，底板配制雙向雙層鋼筋.車(chē)庫(kù)部分上層雙向18@100，下層雙向16@100，主樓部分上層雙向22@100，下層雙向20@100.底板混凝土強(qiáng)度C40，總澆筑量為3.6×104 m3.參照以往施工經(jīng)驗(yàn)，混凝土硬化成型后殘留的水化溫度應(yīng)力將對(duì)底板產(chǎn)生何種影響，以及與上部結(jié)構(gòu)荷載的組合后是否引起底板的開(kāi)裂均難以估計(jì)，這些影響均需在施工設(shè)計(jì)階段進(jìn)行分析.

針對(duì)現(xiàn)行超長(zhǎng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，由于超長(zhǎng)結(jié)構(gòu)整體的釋放變形能力較弱，按現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范的概念設(shè)計(jì)，該類(lèi)超限結(jié)構(gòu)受荷后一定產(chǎn)生相應(yīng)的拉伸變形，受約束勢(shì)必產(chǎn)生相當(dāng)?shù)母郊觾?nèi)力.該附加應(yīng)力主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：(1)硬化階段，水泥水化熱熱產(chǎn)生的不均勻溫度場(chǎng)，造成的結(jié)構(gòu)內(nèi)部的不均勻膨脹收縮，在內(nèi)約束與外部約束共同作用下產(chǎn)生的溫度應(yīng)力；(2)服役階段：結(jié)構(gòu)受日照、溫度與環(huán)境溫濕變化影響產(chǎn)生的冷熱及干濕變形，在外部約束作用下產(chǎn)生的變形應(yīng)力.對(duì)于基礎(chǔ)底板來(lái)講，施工完成后受日照、溫度及干濕變形的影響較小，底板的附加內(nèi)力主要是硬化完成后的殘余溫度應(yīng)力，該應(yīng)力的計(jì)算和構(gòu)件超長(zhǎng)后對(duì)結(jié)構(gòu)開(kāi)裂產(chǎn)生何種影響，在設(shè)計(jì)中較難估計(jì).設(shè)計(jì)時(shí)通常是采取各種釋放變形的方法來(lái)規(guī)避或削弱這種附加內(nèi)力，表1給出了設(shè)計(jì)或施工中常用的釋放變形措施以及裂縫產(chǎn)生概率的對(duì)比[5-9].

表1 釋放變形方法對(duì)比

由表1來(lái)看，僅從控裂、設(shè)計(jì)、施工、建筑功等綜合角度來(lái)看，采用跳倉(cāng)法一次性連續(xù)形成建筑整體結(jié)構(gòu)依然是一個(gè)受歡迎的設(shè)計(jì)方案.跳倉(cāng)法需要設(shè)計(jì)方與施工方共同協(xié)商完成整體結(jié)構(gòu)，但該方法存在的問(wèn)題是：一是跳倉(cāng)施工時(shí)先期硬化的局部結(jié)構(gòu)長(zhǎng)度如何確定，一次性施工多少尺寸最好；二是己成型和未成型構(gòu)件之間的施工間歇如何確定，能夠釋放多少變形[10-12]，《GB50496-2012大體積混凝土工程施工規(guī)范》上給出的條文也僅是經(jīng)驗(yàn)指標(biāo).

綜上該工程難點(diǎn)主要有三：(1)結(jié)構(gòu)全長(zhǎng)372 m，底板考慮耐久性與防水要求采用跳倉(cāng)法施工，底板不設(shè)溫度后澆帶和溫度變形縫，屬于無(wú)縫超長(zhǎng)底板；(2)跳倉(cāng)分倉(cāng)時(shí)先期硬化的的局部長(zhǎng)度如何合理確定(3)規(guī)范中3～7 d的應(yīng)力釋放能否保證新舊混凝土接觸邊界不出現(xiàn)裂縫，具體尚未了解.

2 溫度應(yīng)力數(shù)值計(jì)算理論分析

2.1 粘彈性繼效本構(gòu)方程

混凝土澆筑后的硬化過(guò)程是水泥漿體向固體演化的過(guò)程，此階段內(nèi)結(jié)構(gòu)具有較強(qiáng)的蠕動(dòng)性并伴有強(qiáng)烈的塑形變形和收縮變形，用彈性理論分析硬化階段結(jié)構(gòu)的內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)不符合其物理規(guī)律，應(yīng)采用粘彈性本構(gòu)理論進(jìn)行應(yīng)力分析，其本構(gòu)關(guān)系為

H(τ,τ0)dt

(1)

混凝土強(qiáng)度發(fā)展為[13]：Rc(τ)=Rc28[1+0.172 7 In(τ/28)]，式中：σ(t)為粘彈性應(yīng)力，E(t)為各齡期下的彈性模量，α(t)熱膨脹系數(shù)，T(t)為為水化溫度場(chǎng)，ε∞為混凝土收縮應(yīng)變終值，H(t,τ0)為粘性松弛系數(shù).將上式離散后可進(jìn)行數(shù)值迭代運(yùn)算.

(2)

2.2 非穩(wěn)定水化溫度場(chǎng)計(jì)算

溫度場(chǎng)計(jì)算主要包括發(fā)熱、傳導(dǎo)、對(duì)流三個(gè)計(jì)算步驟，由熱物理平衡得到結(jié)構(gòu)內(nèi)部熱傳導(dǎo)方程為[2]

(3)

θ=MQ/cρ(1-e-mt)

(4)

式中：α為底板導(dǎo)熱系數(shù)；T為板內(nèi)溫升值；θ為水化熱溫升熱熱源函數(shù)；M為單位混凝土的水泥用量；Q為每千克水泥28 d水化熱；c為混凝土比熱；ρ為混凝土密度；m為水化溫升速率.將結(jié)構(gòu)離散為八節(jié)點(diǎn)等參六面體單元如圖1.

圖1 底板單元?jiǎng)澐諪ig.1 Subdivision of floor unit

由伽遼金法得到單元熱傳導(dǎo)變分方程：

式中Ni為形函數(shù).由于水化溫度隨時(shí)間變化的時(shí)變性，采用接剛度法及Newmark法得到結(jié)構(gòu)水化熱對(duì)時(shí)間增量的方程：

(5)

{T}t={T}t-Δt-{Δt}t-Δt

(6)

2.3 非穩(wěn)定濕度擴(kuò)散及收縮應(yīng)變場(chǎng)計(jì)算

濕度收縮應(yīng)變計(jì)算主要考慮澆筑完成后，結(jié)構(gòu)與外界環(huán)境之間的濕度擴(kuò)散造成的結(jié)構(gòu)體積干燥收縮變化.由濕度擴(kuò)散方程及伽遼金變分得單元體的濕度擴(kuò)散方程為[14]

式中：am為濕度擴(kuò)散系數(shù)，λm=amCm；Ha為空氣相對(duì)濕度；{Hi}為濕度遷移.在單元?jiǎng)澐只A(chǔ)上，由直接剛度法和Newmark法計(jì)算得到單元濕度對(duì)時(shí)間的增量方程：

(7)

{H}t={H}t-Δt-{ΔH}t-Δt

(8)

則由濕度擴(kuò)散引起的混凝土體積收縮應(yīng)變?yōu)?/p>

{εs}=KCm{ΔH}.

2.4 溫濕耦合應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算

由直接剛度法得.

([K′]e+[K]′)·{δ}
={RT}+{R}

(9)

2.5 數(shù)值計(jì)算參數(shù)及材料配合比

材料配合比如表2，數(shù)值計(jì)算參數(shù)如表3.

表2 混凝土配合比

表3 主要計(jì)算參數(shù)

3 先期局部硬化尺寸的確定

《GB50496-2012大體積混凝土施工規(guī)范》從經(jīng)驗(yàn)上給出的先期硬化構(gòu)件的尺寸指標(biāo)為不宜超過(guò)40 m.較多工程案列超過(guò)或低于該指標(biāo)都有裂縫產(chǎn)生，所以作者認(rèn)為該指標(biāo)安全可靠度不高.作者建議前期局部硬化的尺寸需通過(guò)經(jīng)驗(yàn)計(jì)算與數(shù)值驗(yàn)算兩種方式進(jìn)行確定，前期尺寸界定及最大應(yīng)力可先采用半理論半經(jīng)驗(yàn)公式(10)與式(11)進(jìn)行試算[15]，然后采用本文編寫(xiě)的應(yīng)力計(jì)算程序，驗(yàn)算其開(kāi)裂可能性，兩者交替進(jìn)行從而實(shí)現(xiàn)尺寸的確定.

(10)

(11)

式中：E(t)為為混凝土彈性模量；h為底板厚度；Cx為地基阻力系數(shù)(混凝土管樁阻力按增加30%考慮)；ΔT為綜合降溫差=氣溫差+水化熱降溫差+收縮當(dāng)量溫差；εp為混凝土極限拉應(yīng)變，考慮配筋影響，按式(12)計(jì)算：

(12)

式中：ft為混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，C40為1.71 N/mm2；μ為配筋率0.5%；d為鋼筋直徑，本工程為20 mm.

局部硬化寸尺確定的流程圖2所示.結(jié)合綜合經(jīng)驗(yàn)公式(10)試算結(jié)果與數(shù)值演算結(jié)果，確定的先期硬化構(gòu)件尺寸為：800 mm厚底板中最大倉(cāng)塊為5倉(cāng)66 m×31 m，1 200 mm厚底板中最大倉(cāng)塊為8倉(cāng)67 m×15 m，均超過(guò)規(guī)范要求，具體分倉(cāng)如圖3所示.

圖2 硬化尺寸設(shè)計(jì)流程圖Fig.2 Design flow chart of hardening dimension

圖3 底板分倉(cāng)示意圖Fig.3 Schematic diagramof subdivision of floor

4 分倉(cāng)結(jié)果數(shù)值分析

4.1 溫控分析

底板溫升曲線(xiàn)如圖4所示，兩倉(cāng)水化速率一致，均在70 h左右完成水化，相應(yīng)板內(nèi)溫度到達(dá)峰值隨后開(kāi)始降溫，直至環(huán)境溫度.8倉(cāng)相對(duì)5倉(cāng)板厚較厚內(nèi)部熱量傳導(dǎo)及散失稍慢，溫峰值和降溫時(shí)刻均比5倉(cāng)遲后5 h左右，同時(shí)降溫速率也小于5倉(cāng).兩倉(cāng)溫度峰值及溫控情況如下：溫度峰值分別為5倉(cāng)58 ℃，8倉(cāng)62.8 ℃；兩倉(cāng)入模溫升值為28 ℃左右<50 ℃；3～7 d降溫速率1.4<2 ℃/d，溫控指標(biāo)滿(mǎn)足規(guī)范要求.

溫度延板厚方向梯度變化如圖5，最高溫位于板內(nèi)底面以上2/3處，高溫主要分布在板的上半部分且溫差較小，板下半部分溫度隨厚度升高近線(xiàn)性分布溫差較大，故板上半部分溫度梯度小，下半部分溫度梯度大，整板的溫度分布具有不均勻性，該情況將對(duì)應(yīng)立及開(kāi)裂造成何種影響，由應(yīng)力分析得出.

圖4 底板溫度變化曲線(xiàn)Fig.4 Curve of temperature change of floor

4.2 粘彈性應(yīng)力分析

底板應(yīng)力分析如圖6，7所示.由圖5溫度延板厚的梯度分布可知，升溫階段板內(nèi)溫度分布的不均勻性，使得底板存在一定的里表溫差，內(nèi)部溫度高變形劇烈需要向外擴(kuò)張，表面溫度低變形緩慢一定程度上約束著內(nèi)部的擴(kuò)張，這種變形的相對(duì)差異性造成升溫階段板表面受拉，其拉應(yīng)力已經(jīng)超過(guò)相應(yīng)齡期的拉應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值出現(xiàn)表面開(kāi)裂，而內(nèi)部混凝土為受壓狀態(tài).降溫階段整個(gè)底板受降溫差影響，表面和內(nèi)部開(kāi)始出現(xiàn)不同程度的冷縮，表面先前的拉應(yīng)力受冷縮的影響逐漸降低并轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力，同時(shí)觀察到表面裂縫緩慢消失.因此表面應(yīng)力曲線(xiàn)可以解釋?zhuān)缙谏郎仉A段出現(xiàn)的表面裂縫在后期降溫階段出現(xiàn)的“裂縫自愈”現(xiàn)象.內(nèi)部先前的壓應(yīng)力受冷縮及墊層的約束逐漸轉(zhuǎn)為拉應(yīng)力.拉應(yīng)力曲線(xiàn)尚未超過(guò)混凝土容許抗拉值，中部節(jié)點(diǎn)不會(huì)開(kāi)裂.若按彈性應(yīng)力σ=E(t)αΔT計(jì)算，彈性應(yīng)力早在300 h左右就超過(guò)混凝土的容許抗拉強(qiáng)度，底板已經(jīng)開(kāi)裂.

圖5 溫度延厚度分布Fig.5 Temperature distribution with thickness

圖6 5倉(cāng)應(yīng)力分析結(jié)果Fig.6 Stress analysis results of Blocks 5

圖8給出了底板早期壓應(yīng)力和后期拉應(yīng)力在整個(gè)板厚度方向的分布情況.受壓階段最大壓應(yīng)力出現(xiàn)位置與板內(nèi)最高溫度出現(xiàn)位置具有一致性，都位于底板的中上部，且8倉(cāng)溫峰值偏高，壓應(yīng)力也相對(duì)偏高高.后期降溫收縮階段最大拉應(yīng)力出現(xiàn)位置與早期最大壓應(yīng)力出現(xiàn)位置不同，更靠近底板的中下部，位于板底以上1/3～1/2處，而底板上部分由于底板較薄近似均勻受拉.粘彈性應(yīng)力計(jì)算結(jié)果顯示最大拉應(yīng)力5倉(cāng)為1.59 MPa，8倉(cāng)為1.12 MPa，均小于抗拉強(qiáng)度19.1 MPa，板內(nèi)部節(jié)點(diǎn)無(wú)開(kāi)裂可能.整板截面拉應(yīng)力分布較為均勻，內(nèi)部與表面拉應(yīng)力相近，應(yīng)力值較小，無(wú)貫穿裂縫產(chǎn)生.

圖7 8倉(cāng)應(yīng)力分析結(jié)果Fig.7 Stress analysis results of Blocks 8

圖8 應(yīng)力延板厚度方向分布Fig.8 Stress distribution with thickness

4.3 數(shù)值分析結(jié)果的準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文編寫(xiě)的粘彈性溫濕耦合有限元數(shù)值分析程序計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性性，在5倉(cāng)及8倉(cāng)板中分別安置溫度應(yīng)力傳感器，采用YBY-2001型溫度應(yīng)力測(cè)試分析系統(tǒng)對(duì)該工程的5倉(cāng)及8倉(cāng)進(jìn)行溫度與應(yīng)力的實(shí)測(cè)，實(shí)測(cè)結(jié)果與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果對(duì)比如下圖所示.

圖9 溫度的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.9 The simulation results of temperature compared with the measured results

由圖9溫度對(duì)比結(jié)果可得出，升溫階段實(shí)測(cè)曲線(xiàn)與模擬曲線(xiàn)無(wú)顯著差別，數(shù)值計(jì)算值精度較高.在降溫階段實(shí)測(cè)曲線(xiàn)的降溫速率要明顯高于模擬曲線(xiàn)，原因在于模擬過(guò)程中底板的表面放熱系數(shù)為一定值，而實(shí)際工程中由于底板的養(yǎng)護(hù)時(shí)間及養(yǎng)護(hù)環(huán)境是變化的，因此真實(shí)情況是板的放熱系數(shù)是不斷變化的，這點(diǎn)程序是無(wú)法實(shí)現(xiàn)精確模擬，因此會(huì)有誤差，但該誤差并不影響板內(nèi)最高溫升及最終最大溫度拉應(yīng)力的模擬計(jì)算.由于本次實(shí)際施工中底板養(yǎng)護(hù)時(shí)間較短，在底板降溫階段養(yǎng)護(hù)設(shè)施撤離，因此在該階段底板降溫速率較快.

圖10 應(yīng)力的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.10 The stress simulation results compared with the measured results

由圖10應(yīng)力對(duì)比結(jié)果可得出，升溫階段壓應(yīng)力實(shí)測(cè)曲線(xiàn)與模擬曲線(xiàn)無(wú)顯著差別，誤差主要存在于降溫階段，其原因仍為模擬過(guò)程中底板的表面放熱系數(shù)為一定值無(wú)法準(zhǔn)確模擬實(shí)際施工過(guò)程中表面放熱系數(shù)不斷變化的情況.受本次實(shí)際施工中底板養(yǎng)護(hù)條件改變的影響，因此在降溫階段拉應(yīng)力增長(zhǎng)速度較快，這點(diǎn)與底板降溫速率較快情況吻合，但底板最終最大溫度拉應(yīng)力的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)誤差不大.

由以上分析可知本文編寫(xiě)的數(shù)值分析程序雖有缺陷，但其最高溫升及最大溫度拉應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果誤差不大，實(shí)際工程分析中可以采用.

5 新老混凝土硬化間隔分析

新老混凝土接縫處的應(yīng)力狀態(tài)相比于單獨(dú)澆筑的倉(cāng)塊較為復(fù)雜，作者認(rèn)為突出有兩個(gè)問(wèn)題：(1)是接縫作為新老混凝土的對(duì)流換熱邊界，其流過(guò)的熱量在接縫處產(chǎn)生多少溫升，澆筑的間隔又會(huì)降低多少溫度；(2)是接縫作為新老混凝土的粘結(jié)面，新老混凝土在接縫界面上發(fā)生協(xié)同變形，引起都少應(yīng)力，兩次澆筑間隔又會(huì)釋放多少應(yīng)力.僅從力學(xué)解析去獲得這兩種問(wèn)題的解答尚存在一定困難，更多的是通過(guò)數(shù)值計(jì)算來(lái)獲得相應(yīng)的解答.針對(duì)這兩個(gè)問(wèn)題，此次模擬中在新老混凝土邊界上定義兩個(gè)邊界，一是對(duì)流換熱邊界，式(13)，二是彈性約束邊界，式(14).

(13)

式中：λN,TN表示新混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)和溫度場(chǎng)；λO,TO表示老混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)和溫度場(chǎng)，新老混凝土之間熱阻.

[σs]=[KO]·[Δu]

(14)

式中：[σs]表示接縫處應(yīng)力，[KO]老混凝土剛度，[Δu]表示新舊混凝土之間的協(xié)同變形.

以澆筑間隔7 d與15 d為例，新老混凝土接縫處溫度及應(yīng)力變化分析如圖11.

由圖11分析知，接縫處混凝土溫度變化的顯著特征為經(jīng)歷兩次升溫與降溫，分別是新老混凝土作為兩個(gè)不同時(shí)刻的熱源對(duì)接縫熱傳導(dǎo)的結(jié)果，且溫度峰值最高為45 ℃小于板中溫度峰值62.5 ℃.新老混凝土之間澆筑的間隔時(shí)長(zhǎng)對(duì)第二次升溫與降溫有較明顯的影響，由圖對(duì)比分析知，第二次溫峰值間隔15 d要低于間隔7 d，降低了10 ℃，第二次降溫速率間隔15 d低于間隔7 d.

圖11 接縫溫度變化Fig.11 The temperature change of construction joints

接縫處應(yīng)力變化如圖12，顯著特征是經(jīng)歷兩次拉應(yīng)力回升，兩次之間存在拉壓應(yīng)力突變點(diǎn)(新混凝土發(fā)熱體積膨脹對(duì)接縫擠壓).第一次拉應(yīng)力回升原因同底板板中(降溫冷縮)，拉應(yīng)力強(qiáng)度不高不會(huì)超過(guò)混凝土抗拉標(biāo)準(zhǔn)值.第二次拉應(yīng)力回升是新老混凝土在接縫處共同降溫冷縮協(xié)同變形的結(jié)果，新老混凝土的冷縮拉應(yīng)力在接縫處得到累加，拉應(yīng)力強(qiáng)度較大.7 d的澆筑間隔接縫處拉應(yīng)力依然達(dá)到抗拉強(qiáng)度開(kāi)裂，應(yīng)力釋放不徹底.15 d的澆筑間隔使得應(yīng)力得以較好的釋放，接縫出應(yīng)力大幅度下降小于抗拉強(qiáng)度，不會(huì)開(kāi)裂.

圖12 接縫應(yīng)力變化Fig.12 Stress change of construction joints

為了考慮施工取材多樣性，又采用不同水泥品種，模擬得到了不同跳倉(cāng)間隔下接縫處的最大溫度拉應(yīng)力值，通過(guò)Origin作圖軟件繪制其最大溫度拉應(yīng)力散點(diǎn)圖，并采用函數(shù)σ(t)=A·e-x/t+σ0對(duì)其進(jìn)行非線(xiàn)性擬合，得到了接縫處應(yīng)力釋放規(guī)律，即接縫處最大溫度拉應(yīng)力隨跳倉(cāng)間隔延長(zhǎng)而衰減函數(shù)方程，方程的擬合參數(shù)如表4，其中A為2.26，t為3.90，相似工程接縫處的溫度拉應(yīng)力分析可參考應(yīng)用.

由應(yīng)力釋放函數(shù)可計(jì)算出不同水泥品種，在保證接縫不開(kāi)裂的情況下，其跳倉(cāng)間隔區(qū)間取為t≥solve[σ(t)，t]=ftk，ftk為混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值.

圖13 不同水泥品種應(yīng)力釋放對(duì)比Fig.13 Stress release comparison of different cement varieties

表4 接縫處不同水泥品種的溫度拉應(yīng)力釋放函數(shù)參數(shù)表

6 結(jié)論

(1)關(guān)于跳倉(cāng)作業(yè)的具體分倉(cāng)尺寸應(yīng)根據(jù)具體施工配合比與工程概況具體問(wèn)題具體分析，在合理的經(jīng)驗(yàn)試算與有限元驗(yàn)算基礎(chǔ)上，規(guī)范中的尺寸可以突破.

(2)通過(guò)對(duì)底板的跳倉(cāng)作業(yè)施工模擬發(fā)現(xiàn)，板內(nèi)溫度梯度分布直接影響板內(nèi)應(yīng)力的梯度分布.主要表現(xiàn)為板內(nèi)溫度梯度分布情況與拉、壓應(yīng)力梯度分布情況具有一致性，均為中下部梯度變化高于中上部.

(3)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可知，底板表面應(yīng)力變化與板內(nèi)完全相反，表面應(yīng)力曲線(xiàn)的變化規(guī)律可解釋施工階段表面“裂縫自愈”現(xiàn)象.且板中彈性應(yīng)力結(jié)果顯示底板過(guò)早開(kāi)裂且應(yīng)力值過(guò)高，與實(shí)際工程不符，準(zhǔn)確計(jì)算宜采用粘彈性理論計(jì)算.

(4)新老底板接縫處的溫度以及應(yīng)力變化規(guī)律與板內(nèi)完全不同，且拉應(yīng)力值高于板內(nèi)應(yīng)力值，并且受跳倉(cāng)間隔長(zhǎng)短影響較為明顯.溫度出現(xiàn)2次升溫降溫，應(yīng)力出現(xiàn)2次拉應(yīng)力回升與應(yīng)力突變點(diǎn).第二次溫升峰值與拉應(yīng)力回升最大值都隨跳倉(cāng)間隔的增加而降低.

(5)不同水泥品種接縫應(yīng)力釋放對(duì)比表明，水泥品種的差別對(duì)同一底板的應(yīng)力釋放速率無(wú)太大影響，應(yīng)力釋放速率大體一致，共分為3個(gè)階段：3～7 d內(nèi)速率最快，7～15 d內(nèi)速率稍低，15～30 d內(nèi)速率幾乎平緩.品種的差別主要體現(xiàn)在引起板內(nèi)的應(yīng)力大小上，由計(jì)算結(jié)果知粉煤灰水泥引起的板內(nèi)應(yīng)力最低.文中給出的不同水泥品種的應(yīng)力釋放函數(shù)，在相同施工工況下可以作為參考.