混凝土鋪裝箱梁橋的合理溫度梯度

袁磊，王石磊，張勇

(中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081)

混凝土鋪裝箱梁橋的合理溫度梯度

袁磊，王石磊，張勇

(中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081)

根據珠三角地區一高速公路預應力混凝土連續箱梁橋施作橋面鋪裝前后的箱梁溫度場實測數據，分析混凝土橋面鋪裝對箱梁溫度場的影響規律，經與現行《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2004)的規定對比，提出了基于該規范的混凝土鋪裝箱梁橋溫度梯度修正模型。

混凝土連續箱梁 混凝土鋪裝 溫度梯度 負溫差

日照、暴雨等引起的主梁溫度梯度是影響橋梁結構受力的重要荷載因素。針對《公路橋涵設計規范》(JTJ 021—89)［1］對溫度梯度效應考慮不足的情況，現行規范JTG D60—2004［2］參照美國橋梁設計規范AASHTO LRFD采取折線式溫度梯度模式，對混凝土鋪裝采用同一溫度取值，對瀝青鋪裝則根據其厚度分別取值。

JTG D60—2004應用十多年以來，工程從業人員發現由于該規范中混凝土鋪裝對溫度梯度未按厚度區分，溫度取值可能偏大。此外，我國幅員遼闊，單一的溫度梯度取值在全國各地的適應性各不相同，可能導致在新橋設計中主梁預應力偏高或在舊橋評估中對結構受力狀態的評價失當。在廣東省某大跨度連續剛構橋的設計中，設計人員提出應考慮混凝土鋪裝的隔熱作用對現行規范的溫度梯度取值作適當折減［3］。

對混凝土梁橋溫度場的研究主要可分為兩大類:①從大跨度連續結構施工控制的需要出發，對箱梁橋施工期間的溫度場分布進行監測，得到了一些裸梁狀態下箱梁溫度場的分布數據，如廣州觀音沙大橋［4］、衡陽東陽渡湘江大橋［5］等;②主要對結構成橋后的箱梁溫度場進行觀測，但觀測對象均為采用瀝青混凝土鋪裝的結構，如浙江舟山長松大橋和蕭山東藩大橋［6］、江蘇淮安某大跨度連續箱梁橋［7］等，針對采用混凝土鋪裝橋梁結構的溫度場觀測數據則較為少見。

本文以珠三角地區某預應力混凝土連續箱梁橋為依托，根據其混凝土鋪裝前后的箱梁溫度場觀測結果，分析混凝土鋪裝對箱梁溫度場的影響，并提出了混凝土鋪裝箱梁橋溫度梯度的修正模型，以供同地區類似工程參考。

1 箱梁溫度場測試概況

1.1 工程概況

一高速公路8×30 m預應力混凝土連續箱梁橋位于城市郊區，跨越地方道路。橋梁由既有部分和擴建部分組成，箱梁均采用單箱單室等截面，梁高1.65 m。既有部分頂板、底板寬分別為11.898 m和6.398 m，厚度分別為25 cm和18 cm。擴建寬度8.365 m，擴建部分箱梁底板寬4.615 m，頂板、底板的厚度分別為25 cm和20 cm。

主梁橫斷面布置如圖1所示，擴建部分采用10 cm厚水泥混凝土鋪裝。

圖1 主梁橫斷面構造(單位:cm)

1.2 溫度測點布置與數據采集

選擇先后施工的2個跨中截面(A、B截面)和1個墩頂截面(C截面)對施工及運營期間主梁溫度場分布進行測試。其中B截面為主要測試截面，A截面和C截面為對比測試截面。B截面溫度測點布置如圖2所示，除沿箱梁腹板高度和橋面鋪裝內的測點外，為了測試箱梁溫度場沿腹板厚度、頂底板厚度及其在橫橋向的分布狀況，還在腹板、頂底板和翼緣處布置了相應測點。

圖2 主梁溫度測點布置示意(單位:cm)

采用實時數據采集系統對各測點溫度進行采集，每30 min采樣1次。有效測試時間為2012年6月—2014年1月，總體上分為2個階段:2012年6月7日—9月9日為主梁澆筑后鋪裝施作前的裸梁階段，2012年9月10日—2014年1月22日為橋面鋪裝施作后的運營階段。

2 箱梁溫度場測試結果與分析

2.1 溫度場的時變效應

與氣溫的變化相比，箱梁溫度場的變化滯后。圖3為某日梁體頂部實測溫度隨時間的變化曲線。其最高溫度出現在14:00—16:00，最低溫度出現在日出前的7:00左右。與此對應，箱梁最大豎向正溫差的出現通常在14:00—16:00。

圖3 箱梁實測溫度隨時間的變化

圖4 箱梁實測溫度差隨時間的變化

就全年來說，實測梁體最高溫度出現在6—10月，2012年施作鋪裝前梁體頂面最高溫度為52.3℃，施作鋪裝后鋪裝頂面最高溫度為49.5℃，2013年鋪裝頂面最高溫度為48.9℃，監測期內梁體最高溫度基本相當。圖4給出了監測期內梁體(不含橋面鋪裝)最大及最小溫差隨時間的變化情況，與最高溫度相似，箱梁最大豎向正溫差也通常出現在6—10月。

與豎向正溫差不同的是，箱梁最大豎向負溫差既可能出現在最大正溫差出現當日的凌晨2:00—4:00，也可能出現在年度低溫月份12月的14:00，呈現出隨機性。

2.2 箱梁溫度場橫向效應

箱梁溫度場的橫向效應表現在:箱梁內側腹板與外側腹板溫度變化不同步;同側腹板的內外表面及其內部溫度變化不同步;箱梁頂板或底板同一高度處的溫度變化橫向不同步。

從實測結果來看，受箱梁外側防撞墻對橋面的遮蔽效應、箱梁外側腹板的日照效應、日照角度及箱梁內外空氣對流狀況等因素的影響，箱梁外側腹板橫向溫差明顯。其外表面溫度較其內部溫度最多高出11℃，而箱梁內側腹板的橫向溫度變化則相對較小，通常在1～2℃。箱梁內外側腹板內部溫度總體相當，多數情況下溫度場的橫向效應并不明顯。

2.3 箱梁豎向溫度梯度

圖5給出了監測期內實測箱梁最大正溫差和負溫差的梯度分布情況，分析如下。

1)豎向最大正溫差。實測2012年施作橋面鋪裝前后箱梁豎向最大正溫差分別為19.8，17.5℃(受現場條件的干擾，未測得相應時刻橋面溫度)，推算至鋪裝表面的正溫差約為20℃，2013年箱梁豎向最大正溫差為14.8℃(橋面鋪裝頂面)，這主要與實測梁體最高溫度的變化有關，實測2012年梁體最高溫度較2013年高3.4℃。

2)豎向最大負溫差。實測2012年施作橋面鋪裝前后箱梁豎向最大負溫差分別為－7.7，－4.9℃，2013年箱梁豎向最大負溫差為－5.4℃。2012年和2013年實測最大負溫差與最大正溫差的比值分別為0.389和0.365。

3)混凝土鋪裝的作用。由圖5可知，豎向溫度梯度在箱梁頂板及混凝土鋪裝內均基本呈線性分布，混凝土橋面鋪裝的存在使得箱梁正、負溫差有明顯的減小。

4)溫度梯度的豎向分布。豎向溫度梯度在箱梁頂部的影響范圍與規范規定高度(40 cm)基本相當，且有無混凝土鋪裝時均基本一致。在箱梁頂部影響范圍內溫度梯度的實際分布更接近新西蘭規范的冪函數形式，但從簡化計算的角度來看，按現行規范的雙折線模式代替也是可取的，若折線位置選擇在距頂面20 cm處(規范值為10 cm)則可更好地與實測結果相吻合。與此同時，受大氣環境的影響，箱梁底部與其梁體內也

存在一定的溫差，對正溫差而言其影響高度約20 cm，對負溫差而言其影響高度約30 cm。

圖5 箱梁最大溫度梯度實測結果

3 箱梁溫度梯度的合理取值

箱梁溫度場實測結果顯示，JTG D60—2004中對混凝土梁采用雙折線式溫度梯度總體上是合理的，但在最大溫差的取值及其豎向分布上與實測結果存在差距。由于該規范對溫度梯度主要參考美國規范(AASHTO LRFD)制定，在此首先對美國規范的相關規定作簡要介紹，進而提出適合本橋混凝土鋪裝的箱梁合理溫度梯度。

3.1 美國規范和我國現行規范溫度梯度模式對比

美國規范采用折線型溫度梯度模式，如圖6所示。該規范將本土分為4大區域，并對各區域溫度梯度的取值進行了規定(表1):區域1與區域2大致以落基山脈為界，區域2與區域3大致以密西西比河為界。溫度T1和T2的取值未考慮混凝土及瀝青橋面鋪裝的作用，日照負溫差為正溫差乘以－0.3(有瀝青鋪裝時乘以－0.2)。在沒有充分的調研時，T3應取為0℃。

圖6 美國規范溫度梯度模式(單位:cm)

表1 美國規范溫度梯度取值

我國規范JTG D60—2004參照該規范溫度梯度模式并對其作了適當調整(圖7、表2):溫度梯度統一按區域2進行取值，并在此基礎上對采用瀝青鋪裝的結構按其鋪裝厚度對T1和T2的取值進行了區分，日照負溫差為正溫差乘以－0.5。

對比發現，兩國規范均未就混凝土鋪裝對溫度梯度的影響作明確規定，且我國現行規范對混凝土鋪裝的橋梁溫度梯度采用單一值。另外，我國規范對日照負溫差的取值較美國規范高，前者為正溫差乘以－0.5，后者為乘以－0.3。

圖7 我國規范JTG D60—2004溫度梯度模式(單位:cm)

表2 JTG D60—2004溫度梯度取值

3.2 基于現行規范的修正溫度梯度模式

合理的溫度梯度模式應在與現場實際情況盡可能吻合的情況下兼顧設計應用的便利性，并使結構設計有一定的富余度。根據前述現場實測及分析的結果，基于現行規范的修正溫度梯度模式的擬定原則如下:

1)混凝土梁溫度梯度采用折線式是合理的，無論是否有橋面鋪裝，橋面溫差的影響高度均為40 cm，頂部兩道折線分界點以距梁體頂面20 cm為宜。

2)梁體實測最大正溫差約為20℃，考慮到監測期有限，實際最高溫差仍可能大于該值，按包絡設計的原則，最大正溫差按規范取值也是合理的，但應考慮橋面鋪裝的隔熱作用，在折線范圍內對該溫度線性折減為18.9℃。

3)美國規范最大負溫差與正溫差的比值為0.3，實測值不大于0.4，均小于我國現行規范的0.5，因而日照最大負溫差取值應為正溫差乘以－0.4，即為－7.56℃。

4)實測正負溫度梯度在梁體底部均有分布，正溫差距梁底20 cm取值2.5℃;負溫差距梁底30 cm取值－5.0℃。可根據其對結構受力的影響程度決定是否需要計入。

按上述原則對圖8所示四種模式下本橋主梁受力進行分析，其中前兩種模式分別為采用10 cm厚混凝土鋪裝時規范JTG D60—2004和BS 5400規定的溫度梯度模式，后兩種模式分別為不計梁底溫差和計入梁底溫差的修正溫度梯度模式。

表3和表4分別給出了不同溫度梯度模式下主梁跨中和墩頂截面的次內力與正應力，可以得出:

1)4種溫度梯度模式中，以模式1和模式3產生的次內力最大。這兩種模式下主梁次彎矩和次剪力總體相當。

圖8 不同溫度梯度模式示意(尺寸單位:cm;溫度單位:℃)

表3 不同溫度梯度模式下主梁截面次內力

表4 不同溫度梯度模式下主梁截面正應力

2)模式1由于未計橋面鋪裝作用，計算截面上緣應力較其他模式明顯偏大，與模式3相比，其跨中截面上緣壓應力大2.43 MPa，拉應力大1.70 MPa，使得按該模式設計的新橋截面上緣預應力鋼束布置較一般設計明顯增加。

3)模式2考慮了橋面鋪裝和梁底溫差的作用，其截面應力極值與同樣考慮兩者效應的模式4總體相當。

4)按模式3和模式4計算的截面上緣應力相當，但按模式3計算截面下緣拉應力極值與模式4相比明顯偏大，其跨中截面下緣拉應力大0.80 MPa。考慮到實際運營中預應力混凝土結構更多地是在截面下緣出現開裂，因而按模式3設計的主梁適當加大截面下緣的壓應力儲備，也是可取的，且該模式不考慮梁底溫差對變截面箱梁來說計算也更為便利。

根據上述分析結果，以考慮橋面鋪裝作用的模式3與結構溫度場實測結果最為吻合，且該模式能更好地滿足結構設計安全儲備及設計計算便利性的需求，宜作為本橋結構設計的溫度梯度模式。

4 結論

本文根據對珠三角地區一城市郊區連續箱梁橋溫度場分布長達20個月的持續觀測結果，提出了基于JTG D60—2004的溫度梯度模式，經對比分析，得到如下主要結論:

1)混凝土橋面鋪裝的存在對箱梁溫度場的分布有顯著的影響，結構設計中若不計該影響可能導致結構設計經濟性指標明顯降低。雖然目前的橋梁設計為了順應橋面與路面視覺一體化的需求多采用瀝青混凝土鋪裝，但這種考慮對于仍采用混凝土鋪裝的新橋設計和舊橋結構評估具有十分積極的意義。

2)與計入梁體底部溫差的溫度梯度模式相比，不計梁體底部溫差對結構受力來說是偏保守的，但從適當增加結構安全儲備和提高結構設計計算的便利性的角度考慮是可取的。

3)結合美國規范的規定和實測結果，梁體負溫差與正溫差的比值宜取－0.4。

本文提出的溫度梯度模式僅根據珠三角地區某座橋在有限時間內的測試結果提出，對于其他地區的橋梁，甚至是本地區其他氣候條件的橋梁來說，該模式的適應性還有待驗證。

［1］中華人民共和國交通部．JTJ 021—1989公路橋涵設計規范［S］．北京:人民交通出版社，1989．

［2］中華人民共和國交通部．JTG D60—2004公路橋涵設計通用規范［S］．北京:人民交通出版社，2004．

［3］郭安輝，姜愛國，張門哲．連續箱梁橋混凝土鋪裝橋面梯度溫度取值探討［J］．中外公路，2012，32(5):142-146．

［4］韓大建，譚毅平．預應力混凝土單室箱梁橋的溫度變化［J］．四川大學學報(工程科學版)，2008，40(6):7-13．

［5］佘小年，方志，汪劍，等．大跨預應力混凝土連續梁橋的溫度效應［J］．公路，2003(11):135-138．

［6］潘志炎，吳重男，喬仲發．浙江省公路橋梁混凝土箱梁溫度梯度分布模式研究［J］．公路，2009(12):30-35．

［7］雷笑，葉見曙，王毅，等．基于長期觀測的混凝土箱梁溫度與應變分析［J］．江蘇大學學報(自然科學版)，2010，31(2): 230-234，239．

(責任審編李付軍)

U443.33

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2015．04．01

1003-1995(2015)04-0001-05

2014-11-09;

2014-12-13

袁磊(1980—)，男，湖南漢壽人，助理研究員，碩士。