0 引言

现代混凝土连续梁桥及斜拉桥普遍采用分段现浇施工工艺，随着高强混凝土的应用越来越广泛，桥梁的建设并投入使用后其病害问题也日益突出，常见的病害包括混凝土碳化、钢筋锈蚀、不均匀沉降、非结构裂缝等，而合龙段交界处开裂问题时常出现。合龙段作为桥梁的重要组成部分，其顶板开裂将影响行车的舒适，裂缝的发展会对结构的正常使用和耐久性产生不利的影响，影响桥梁的使用寿命^[1-4]。

相关学者对新老混凝土结构进行研究，张菊辉、季佳凤、姜海波、沙建芳等对新老混凝土的界面性能进行了研究，研究表明：新混凝土强度对新老混凝土界面的黏结性能的影响有限，人工凿毛、高压水射、露骨剂等是提高新老混凝土黏结强度的有效处理方式^[5-8]。聂建国通过对加宽混凝土旧桥的研究，表明了新老混凝土界面的极限抗剪强度由混凝土强度，界面粗糙程度和摩擦系数共同确定^[9]。针对合龙段开裂的问题，国内一些学者开展了研究。李浩等^[10]针对现浇预应力混凝土箱梁后浇湿接缝的开裂问题，采用Midas/FEA分析了在混凝土收缩作用下的应力场，并对不同的预应力张拉方案进行了分析，结果表明，在混凝土浇注后第3 d时需进行预应力的张拉以降低混凝土拉应力。许大晴等^[11]以某矮塔斜拉桥为背景，分析了混凝土龄期差对结合面受力性能的影响，并指出因混凝土收缩产生的横向拉应力较大不可忽视。然而目前对于合龙段开裂的研究大都只分析混凝土本身的收缩效应，而考虑合龙段与相邻节段混凝土之间的相互作用，从新老混凝土收缩不同步角度出发对合龙段影响以及改进措施的研究较少。因此，本研究以某连续梁桥合龙段为工程背景，利用ANSYS有限元软件建立合龙段加相邻节段新老混凝土结构模型，分析在合龙段与相邻节段混凝土不均匀收缩情况下合龙段顶板的应力状态并提出了改进措施，对实际施工过程有重要指导意义。

1 依托工程及建模 1.1 依托工程概况

以某混凝土连续梁桥合龙段为工程背景展开研究。该工程在合龙段混凝土浇注完成一段时间后发现合龙段顶板处出现横桥向裂缝，其中合龙段与相邻节段交界处裂缝尤为突出。该类裂缝的产生是由于合龙段混凝土与相邻节段混凝土之间存在龄期差导致的不均匀收缩，在新浇注的合龙段顶板处产生的非结构裂缝，这将影响桥面板之后的正常工作，影响结构的耐久度。在该工程合龙段与相邻节段的新老混凝土结构中，合龙段长度为3.14 m，主梁采用W形腹板截面，顶板宽39.7 m，底板宽18 m，中心处箱梁高3.5 m，顶板厚30 cm，底板厚35 cm，外侧斜腹板厚40 cm，内侧斜腹板厚30 cm，箱梁截面如图 1所示。

1.2 有限元模型建立

根据工程实际情况，利用ANSYS有限元软件建立合龙段与相邻节段实体有限元模型，进行收缩模拟分析。混凝土结构均采用8节点SOLID45实体单元进行建模，合龙段新老混凝土接触面处节点完全耦合；预应力钢筋选用LINK8单元模拟，采用节点耦合法连接混凝土结构，并采用初应变法模拟预应力荷载。为了更好地研究新浇注混凝土的收缩应力，在网格划分时对合龙段作局部加密处理。混凝土温度线膨胀系数α=1.0×10^-5/℃，泊松比为γ=0.2，混凝土相对密度ρ=2 450 kg/m³，有限元模型如图 2所示。

利用混凝土热胀冷缩的物理性质，采用“等效降温法”模拟混凝土的收缩^[12-14]。将其收缩应变等效换算为施加在混凝土上的温度载荷，如式(1)所示：

(1)

式中, ε_sh(t, t_s)为t时刻混凝土收缩应变; t_s为收缩开始时混凝土龄期；α为混凝土的线膨胀系数；ΔT为换算得到的当量温差。

1.3 材料参数模型

(1) 弹性模量计算模型：混凝土弹性模量作为评价混凝土结构、构件变形特征的重要力学参数，其量值随水化作用的进行而逐渐增长，最终趋于定值。对于新浇注混凝土弹性模量的计算，本研究采用欧洲CEB—FIP90^[15]模式规范建议的式(2)：

(2)

式中，E_{c, 28}为龄期为28 d混凝土的弹性模量；S取决于水泥品种，普通硅酸盐水泥取0.25。合龙段与相邻节段有限元模型中混凝土等级均为C55，其E_{c, 28}取3.55×10⁴ MPa。

(2) 混凝土收缩计算模型：由于常用的混凝土收缩应变预测模型规定混凝土收缩开始龄期为3~7 d，而混凝土收缩绝大部分是在早期完成的^[16]。因此，常用的混凝土收缩应变模型不能用来预测混凝土的早期收缩应变。本研究采用在《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)^[17]收缩应变预测模型的基础上提出的可考虑混凝土早期收缩应变的预测模型^[18]。

(3)

(4)

式中，ε(t)为计算龄期t时混凝土的收缩应变值，无量纲；t为混凝土收缩龄期；ε_{sh, ∞}为按公路钢筋混凝土及预桥涵设计规范《应力混凝土》(JTG 3362—2018)计算得到的混凝土收缩终值；S(t)为混凝土收缩应变随时间变化函数。混凝土收缩应变曲线如图 3所示。

2 合龙段混凝土纵向开裂成因及影响因素分析 2.1 纵向开裂成因分析

根据实际工程，由于桥梁合龙段与相邻节段混凝土存在一定龄期差，若合龙段与相邻节段浇注间隔的龄期差较长，则会产生新老混凝土结合部位收缩不同步问题。合龙口两侧混凝土龄期差的存在会使新浇注混凝土的收缩受到两侧老混凝土的约束，在新浇注混凝土内部产生拉应力，进而引起合龙段混凝土纵向开裂。以实际龄期差60 d为例，分析得合龙段新浇注混凝土的收缩应力云图如图 4所示；混凝土有无龄期差时的收缩应变曲线如图 5所示。由图 4和图 5可知：

(1) 新浇注合龙口与相邻节段混凝土在龄期差60 d与不存在龄期差的情况下相比，早期收缩应力明显较大。

(2) 在老混凝土的约束作用下，新浇注混凝土处于受拉状态；龄期差60 d时合龙口混凝土的早期收缩应力基本由新老混凝土收缩效应所引起，其中对接触面收缩应力的影响更为显著。

(3) 混凝土自由收缩与受约束收缩应变的差值在龄期9 d后大于规范规定C55混凝土的极限拉应变112 εμ，这是实际工程发生纵向开裂的重要原因。

2.2 新老混凝土龄期差影响

由于合龙段混凝土浇注之前，相邻节段的混凝土已经浇注完成，这样合龙段与相邻节段混凝土存在龄期差，形成新老混凝土结构。实际工程中龄期差不可避免，为研究不同龄期差对合龙段新浇注混凝土顶板收缩应力的影响，在龄期差为7，14，30和60 d的情况下，提取合龙段顶板跨中的数据对新浇注混凝土14 d龄期的收缩应力进行分析，收缩应力如图 6~7所示。由图 6和图 7可知：

(1) 随着相邻节段与合龙段混凝土的龄期差增大，合龙段早期收缩应力也随之增大。

(2) 30 d龄期差内的收缩应力变化明显，相比7 d龄期差增加43.15%；60 d龄期差下的收缩应力相比30 d龄期差仅增加3.68%。

(3) 在龄期差较大时增加，收缩应力的增加不明显；这是由于随着龄期差的增大，相邻节段混凝土收缩趋于稳定。

(4) 工程中龄期差不可避免的情况下可以认为龄期差≤7 d可以认为是连续浇注，对混凝土收缩影响较好。

2.3 结构尺寸影响

为分析箱梁横向宽度对其早期收缩应力影响，以合龙段与相邻节段的龄期差14 d为例，分别取箱梁宽度10，20，30，40和50 m，在ANSYS中提取合龙段顶板跨中的数据对新浇注混凝土的收缩应力进行定量分析。图 8和图 9为不同箱梁宽度情况下的合龙段混凝土顶板跨中14 d龄期的早期收缩应力曲线。由图 8和图 9可知：

(1) 箱梁横向宽度对其早期收缩应力有较大影响；随着箱梁宽度的增加，新浇注合龙段的早期最大收缩应力也随之增加。

(2) 在箱梁宽度小于30 m时，宽度对其早期收缩应力的影响变化明显；20 m，30 m的最大收缩应力相比10 m时增加33.6%~48.2%。

(3) 在箱梁宽度大于30 m时，收缩应力的增加随宽度的增加不明显；40 m，50 m的最大收缩应力相比30 m时仅增加4.8%~7.9%。

3 纵向开裂改善措施

合龙段混凝土的纵向开裂受龄期差和箱梁宽度因素影响，在实际工程中这些因素不可避免。在此基础上为更好地改善合龙段混凝土的纵向开裂问题，提出采用延迟张拉合龙口两侧梁端横向预应力和相邻节段混凝土洒水润湿的措施。

3.1 预留不同数量预应力筋延迟张拉情况下的收缩应力模拟

在预应力混凝土连续梁桥施工过程中，一般按顺序依次完成各节段的混凝土浇注，并进行纵、横向预应力张拉。在合龙段混凝土浇注前，各悬臂节段的横向预应力均已张拉完毕；最后浇注合龙段并张拉横向预应力筋。结合这一施工过程分析可知，由于合龙段浇注前相邻节段的横向预应力筋已经全部张拉完毕，使得合龙段混凝土收缩时受到两侧混凝土的约束作用变大，产生较大的收缩应力。

为提高合龙段混凝土的早期抗裂的效果，减少新浇注混凝土早期收缩应力，考虑调整已浇注梁段横向预应力张拉顺序，来减少合龙段的早期收缩应力。具体方法是预留合龙段附近已浇注梁段一定长度内的横向预应力不进行张拉，等合龙段混凝土浇注后大概2 d再张拉。

按照工程实际情况，建立相邻节段混凝土浇注完成60 d后，再浇注合龙段混凝土的新老混凝土收缩有限元模型。合龙段两侧各预留横向预应力筋的数量分别取1束、2束、4束、6束(1个合龙段长度)、12束(2个合龙段长度)、18束(3个合龙段长度) 和24束(4个合龙段长度)，在ANSYS中进行定量分析。图 10为两侧预留不同数量预应力束延迟张拉对合龙段新浇注混凝土的收缩应力影响曲线。由图 10可知：

(1) 预留横向预应力筋延迟张拉对减少新浇注混凝土的早期收缩应力有明显作用；随着预留预应力筋数量的增加，新浇注合龙段顶板跨中处的早期收缩应力明显减小。

(2) 合龙段两侧预留的预应力筋数量从1束到18束(3个合龙段长度)时，新浇注混凝土的收缩应力下降比较明显，减少9.4%~30.4%。

(3) 当预留的预应力筋数量大于18束(3个合龙段长度)时，新浇注混凝土的收缩应力改善不明显。

(4) 在合龙段两侧预留2~3个合龙段长度的预应力筋进行延迟张拉，对其早期横向收缩应力有明显改善作用。

3.2 相邻节段洒水润湿情况下收缩应力模拟

为进行洒水润湿后的合龙段收缩应力有限元模拟。通过混凝土润湿膨胀试验，对收缩完成后的混凝土试件烘干后进行浸泡润湿至不发生变化，接着在自然状态下阴干，得到图 11所示的试件浸泡时间与膨胀率关系曲线。由图 11可知，润湿膨胀曲线为：

(5)

式中，p^z(t)为浸泡时间t时的混凝土膨胀应变值，无量纲；t为浸泡时间。

在合龙段混凝土浇注前，对相邻节段进行洒水润湿，这不仅有利于混凝土浇注后的紧密黏结，还能使相邻节段膨胀后进行二次收缩来改善新浇注混凝土的收缩应力。因此，按照工程实际情况，建立相邻节段混凝土浇注完成60 d后，再浇注合龙段混凝土的新老混凝土收缩有限元模型。研究在两侧预留3个合龙段长度预应力筋延迟张拉的情况下，再对相邻节段混凝土润湿不同时长，合龙段新浇注混凝土的收缩应力状况。由于混凝土在洒水湿润之前收缩主要包括自身收缩和干缩，在龄期60 d后收缩基本稳定，洒水膨胀后的二次收缩只包括干燥收缩，因此膨胀后二次收缩速率要比洒水湿润前的早期收缩率要小^[19]。本研究取膨胀后二次收缩速率为1/3，以润湿12，24和36 h为例进行定量分析，通过升温法实现混凝土膨胀。图 12为不同润湿时间对新浇注混凝土早期收缩应力的影响曲线。由图 12可知：

(1) 在合龙段两侧预留3个合龙段长度的预应力筋延迟张拉基础上，相邻节段混凝土进行洒水润湿对新浇注混凝土的收缩应力有较大影响。

(2) 随着润湿时间的增加，新浇注合龙段顶板跨中处的早期收缩应力明显减小。在不同润湿时间12，24和36 h的条件下，新浇注混凝土收缩应力减少15.3%~45.7%。

(3) 在合龙段浇注前对相邻节段进行洒水润湿，将对新浇注混凝土的早期横向收缩应力有明显改善作用。

4 结论

通过对桥梁合龙段新老混凝土接头部位收缩应力模拟，得出如下主要结论：

(1) 老混凝土对新浇注混凝土收缩的约束作用使新浇注合龙段接头部位产生拉应力，如果不能很好地加以控制将对结构的安全性和耐久性造成不利影响。

(2) 新浇注合龙段内部的收缩应力会随新老混凝土龄期差和箱梁宽度的增大而增大，最后趋于稳定。当箱梁宽度已定，在满足实际施工要求的前提下，应尽量缩短浇注龄期差，将新老混凝土龄期差控制在7 d以内。

(3) 保留合龙段两侧L=min{0.5B，2l}范围内(B为桥面宽度，l合龙段长度)的箱梁横向预应力束暂不张拉，待合龙段浇注完第2 d在进行张拉，可有效减少合龙段新浇注混凝土的早期收缩应力。

(4) 合龙段浇注前1 d，对合龙口两侧3l范围内梁体进行提前洒水润湿使其预先膨胀，合龙段混凝土浇注后合龙段两侧混凝土结构阴干收缩可有效降低既有混凝土对新浇注混凝土收缩的约束，降低新浇注混凝土收缩应力。

(5) 针对合龙段新老混凝土结合部位收缩开裂问题，可以通过缩短龄期差、延迟张拉老混凝土内的横向预应力筋、提前对合龙段附近节段进行洒水润湿等综合措施来减少裂缝的产生。