混凝土铺装箱梁桥的合理温度梯度

2015-12-28袁磊王石磊张勇

铁道建筑 2015年4期

关键词：温度梯度梁体温差

袁磊，王石磊，张勇

(中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京100081)

混凝土铺装箱梁桥的合理温度梯度

袁磊，王石磊，张勇

(中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京100081)

根据珠三角地区一高速公路预应力混凝土连续箱梁桥施作桥面铺装前后的箱梁温度场实测数据，分析混凝土桥面铺装对箱梁温度场的影响规律，经与现行《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)的规定对比，提出了基于该规范的混凝土铺装箱梁桥温度梯度修正模型。

混凝土连续箱梁混凝土铺装温度梯度负温差

日照、暴雨等引起的主梁温度梯度是影响桥梁结构受力的重要荷载因素。针对《公路桥涵设计规范》(JTJ 021—89)［1］对温度梯度效应考虑不足的情况，现行规范JTG D60—2004［2］参照美国桥梁设计规范AASHTO LRFD采取折线式温度梯度模式，对混凝土铺装采用同一温度取值，对沥青铺装则根据其厚度分别取值。

JTG D60—2004应用十多年以来，工程从业人员发现由于该规范中混凝土铺装对温度梯度未按厚度区分，温度取值可能偏大。此外，我国幅员辽阔，单一的温度梯度取值在全国各地的适应性各不相同，可能导致在新桥设计中主梁预应力偏高或在旧桥评估中对结构受力状态的评价失当。在广东省某大跨度连续刚构桥的设计中，设计人员提出应考虑混凝土铺装的隔热作用对现行规范的温度梯度取值作适当折减［3］。

对混凝土梁桥温度场的研究主要可分为两大类:①从大跨度连续结构施工控制的需要出发，对箱梁桥施工期间的温度场分布进行监测，得到了一些裸梁状态下箱梁温度场的分布数据，如广州观音沙大桥［4］、衡阳东阳渡湘江大桥［5］等;②主要对结构成桥后的箱梁温度场进行观测，但观测对象均为采用沥青混凝土铺装的结构，如浙江舟山长松大桥和萧山东藩大桥［6］、江苏淮安某大跨度连续箱梁桥［7］等，针对采用混凝土铺装桥梁结构的温度场观测数据则较为少见。

本文以珠三角地区某预应力混凝土连续箱梁桥为依托，根据其混凝土铺装前后的箱梁温度场观测结果，分析混凝土铺装对箱梁温度场的影响，并提出了混凝土铺装箱梁桥温度梯度的修正模型，以供同地区类似工程参考。

1 箱梁温度场测试概况

1.1 工程概况

一高速公路8×30 m预应力混凝土连续箱梁桥位于城市郊区，跨越地方道路。桥梁由既有部分和扩建部分组成，箱梁均采用单箱单室等截面，梁高1.65 m。既有部分顶板、底板宽分别为11.898 m和6.398 m，厚度分别为25 cm和18 cm。扩建宽度8.365 m，扩建部分箱梁底板宽4.615 m，顶板、底板的厚度分别为25 cm和20 cm。

主梁横断面布置如图1所示，扩建部分采用10 cm厚水泥混凝土铺装。

图1 主梁横断面构造(单位:cm)

1.2 温度测点布置与数据采集

选择先后施工的2个跨中截面(A、B截面)和1个墩顶截面(C截面)对施工及运营期间主梁温度场分布进行测试。其中B截面为主要测试截面，A截面和C截面为对比测试截面。B截面温度测点布置如图2所示，除沿箱梁腹板高度和桥面铺装内的测点外，为了测试箱梁温度场沿腹板厚度、顶底板厚度及其在横桥向的分布状况，还在腹板、顶底板和翼缘处布置了相应测点。

图2 主梁温度测点布置示意(单位:cm)

采用实时数据采集系统对各测点温度进行采集，每30 min采样1次。有效测试时间为2012年6月—2014年1月，总体上分为2个阶段:2012年6月7日—9月9日为主梁浇筑后铺装施作前的裸梁阶段，2012年9月10日—2014年1月22日为桥面铺装施作后的运营阶段。

2 箱梁温度场测试结果与分析

2.1 温度场的时变效应

与气温的变化相比，箱梁温度场的变化滞后。图3为某日梁体顶部实测温度随时间的变化曲线。其最高温度出现在14:00—16:00，最低温度出现在日出前的7:00左右。与此对应，箱梁最大竖向正温差的出现通常在14:00—16:00。

图3 箱梁实测温度随时间的变化

图4 箱梁实测温度差随时间的变化

就全年来说，实测梁体最高温度出现在6—10月，2012年施作铺装前梁体顶面最高温度为52.3℃，施作铺装后铺装顶面最高温度为49.5℃，2013年铺装顶面最高温度为48.9℃，监测期内梁体最高温度基本相当。图4给出了监测期内梁体(不含桥面铺装)最大及最小温差随时间的变化情况，与最高温度相似，箱梁最大竖向正温差也通常出现在6—10月。

与竖向正温差不同的是，箱梁最大竖向负温差既可能出现在最大正温差出现当日的凌晨2:00—4:00，也可能出现在年度低温月份12月的14:00，呈现出随机性。

2.2 箱梁温度场横向效应

箱梁温度场的横向效应表现在:箱梁内侧腹板与外侧腹板温度变化不同步;同侧腹板的内外表面及其内部温度变化不同步;箱梁顶板或底板同一高度处的温度变化横向不同步。

从实测结果来看，受箱梁外侧防撞墙对桥面的遮蔽效应、箱梁外侧腹板的日照效应、日照角度及箱梁内外空气对流状况等因素的影响，箱梁外侧腹板横向温差明显。其外表面温度较其内部温度最多高出11℃，而箱梁内侧腹板的横向温度变化则相对较小，通常在1～2℃。箱梁内外侧腹板内部温度总体相当，多数情况下温度场的横向效应并不明显。

2.3 箱梁竖向温度梯度

图5给出了监测期内实测箱梁最大正温差和负温差的梯度分布情况，分析如下。

1)竖向最大正温差。实测2012年施作桥面铺装前后箱梁竖向最大正温差分别为19.8，17.5℃(受现场条件的干扰，未测得相应时刻桥面温度)，推算至铺装表面的正温差约为20℃，2013年箱梁竖向最大正温差为14.8℃(桥面铺装顶面)，这主要与实测梁体最高温度的变化有关，实测2012年梁体最高温度较2013年高3.4℃。

2)竖向最大负温差。实测2012年施作桥面铺装前后箱梁竖向最大负温差分别为－7.7，－4.9℃，2013年箱梁竖向最大负温差为－5.4℃。2012年和2013年实测最大负温差与最大正温差的比值分别为0.389和0.365。

3)混凝土铺装的作用。由图5可知，竖向温度梯度在箱梁顶板及混凝土铺装内均基本呈线性分布，混凝土桥面铺装的存在使得箱梁正、负温差有明显的减小。

4)温度梯度的竖向分布。竖向温度梯度在箱梁顶部的影响范围与规范规定高度(40 cm)基本相当，且有无混凝土铺装时均基本一致。在箱梁顶部影响范围内温度梯度的实际分布更接近新西兰规范的幂函数形式，但从简化计算的角度来看，按现行规范的双折线模式代替也是可取的，若折线位置选择在距顶面20 cm处(规范值为10 cm)则可更好地与实测结果相吻合。与此同时，受大气环境的影响，箱梁底部与其梁体内也

存在一定的温差，对正温差而言其影响高度约20 cm，对负温差而言其影响高度约30 cm。

图5 箱梁最大温度梯度实测结果

3 箱梁温度梯度的合理取值

箱梁温度场实测结果显示，JTG D60—2004中对混凝土梁采用双折线式温度梯度总体上是合理的，但在最大温差的取值及其竖向分布上与实测结果存在差距。由于该规范对温度梯度主要参考美国规范(AASHTO LRFD)制定，在此首先对美国规范的相关规定作简要介绍，进而提出适合本桥混凝土铺装的箱梁合理温度梯度。

3.1 美国规范和我国现行规范温度梯度模式对比

美国规范采用折线型温度梯度模式，如图6所示。该规范将本土分为4大区域，并对各区域温度梯度的取值进行了规定(表1):区域1与区域2大致以落基山脉为界，区域2与区域3大致以密西西比河为界。温度T1和T2的取值未考虑混凝土及沥青桥面铺装的作用，日照负温差为正温差乘以－0.3(有沥青铺装时乘以－0.2)。在没有充分的调研时，T3应取为0℃。

图6 美国规范温度梯度模式(单位:cm)

表1 美国规范温度梯度取值

我国规范JTG D60—2004参照该规范温度梯度模式并对其作了适当调整(图7、表2):温度梯度统一按区域2进行取值，并在此基础上对采用沥青铺装的结构按其铺装厚度对T1和T2的取值进行了区分，日照负温差为正温差乘以－0.5。

对比发现，两国规范均未就混凝土铺装对温度梯度的影响作明确规定，且我国现行规范对混凝土铺装的桥梁温度梯度采用单一值。另外，我国规范对日照负温差的取值较美国规范高，前者为正温差乘以－0.5，后者为乘以－0.3。

图7 我国规范JTG D60—2004温度梯度模式(单位:cm)

表2 JTG D60—2004温度梯度取值

3.2 基于现行规范的修正温度梯度模式

合理的温度梯度模式应在与现场实际情况尽可能吻合的情况下兼顾设计应用的便利性，并使结构设计有一定的富余度。根据前述现场实测及分析的结果，基于现行规范的修正温度梯度模式的拟定原则如下:

1)混凝土梁温度梯度采用折线式是合理的，无论是否有桥面铺装，桥面温差的影响高度均为40 cm，顶部两道折线分界点以距梁体顶面20 cm为宜。

2)梁体实测最大正温差约为20℃，考虑到监测期有限，实际最高温差仍可能大于该值，按包络设计的原则，最大正温差按规范取值也是合理的，但应考虑桥面铺装的隔热作用，在折线范围内对该温度线性折减为18.9℃。

3)美国规范最大负温差与正温差的比值为0.3，实测值不大于0.4，均小于我国现行规范的0.5，因而日照最大负温差取值应为正温差乘以－0.4，即为－7.56℃。

4)实测正负温度梯度在梁体底部均有分布，正温差距梁底20 cm取值2.5℃;负温差距梁底30 cm取值－5.0℃。可根据其对结构受力的影响程度决定是否需要计入。

按上述原则对图8所示四种模式下本桥主梁受力进行分析，其中前两种模式分别为采用10 cm厚混凝土铺装时规范JTG D60—2004和BS 5400规定的温度梯度模式，后两种模式分别为不计梁底温差和计入梁底温差的修正温度梯度模式。

表3和表4分别给出了不同温度梯度模式下主梁跨中和墩顶截面的次内力与正应力，可以得出:

1)4种温度梯度模式中，以模式1和模式3产生的次内力最大。这两种模式下主梁次弯矩和次剪力总体相当。

图8 不同温度梯度模式示意(尺寸单位:cm;温度单位:℃)

表3 不同温度梯度模式下主梁截面次内力

表4 不同温度梯度模式下主梁截面正应力

2)模式1由于未计桥面铺装作用，计算截面上缘应力较其他模式明显偏大，与模式3相比，其跨中截面上缘压应力大2.43 MPa，拉应力大1.70 MPa，使得按该模式设计的新桥截面上缘预应力钢束布置较一般设计明显增加。

3)模式2考虑了桥面铺装和梁底温差的作用，其截面应力极值与同样考虑两者效应的模式4总体相当。

4)按模式3和模式4计算的截面上缘应力相当，但按模式3计算截面下缘拉应力极值与模式4相比明显偏大，其跨中截面下缘拉应力大0.80 MPa。考虑到实际运营中预应力混凝土结构更多地是在截面下缘出现开裂，因而按模式3设计的主梁适当加大截面下缘的压应力储备，也是可取的，且该模式不考虑梁底温差对变截面箱梁来说计算也更为便利。

根据上述分析结果，以考虑桥面铺装作用的模式3与结构温度场实测结果最为吻合，且该模式能更好地满足结构设计安全储备及设计计算便利性的需求，宜作为本桥结构设计的温度梯度模式。