荷载标准（共7篇）
荷载标准 篇1
0 引言
塑料大棚由于具有骨架用材少、建造成本低、气候适应性强以及种植效益相对较高等特点，近年来在我国得到了广泛的应用。据统计，截至2009年底，我国塑料大棚面积约142万hm2，占园艺设施总面积的43.35%，是我国应用面积最大的保护地农业设施类型[1]。
从结构角度来看，塑料大棚是典型的轻型结构，其承力骨架一般是由装配式镀锌钢管拼装或由钢筋焊接而成。在进行结构强度计算时，骨架自身产生的恒载影响往往不大，重点应考虑以风、雪为代表的活荷载的作用。尤其在我国北方地区，近年来由于风雪灾害频发，每年因大雪致使塑料大棚倒塌的事故屡有发生。因此，雪荷载取值的准确程度直接影响塑料大棚的结构强度和抵御自然灾害的能力，是塑料大棚结构设计中的关键环节[2]。
屋面雪荷载分布系数是屋面水平投影面积上的雪荷载与基本雪压的比值，是计算雪荷载的重要参数，它与屋面形式、朝向及风力等因素有关。目前，《温室结构设计荷载》GB/T 18622-2002主要参照《建筑结构荷载规范》GB50009-2006对塑料大棚的屋面雪荷载分布系数进行规定[3]。但与民用建筑相比，塑料大棚的覆盖材料表面光滑、热阻较低，且透光率较高。在有太阳辐射的情况下，塑料大棚内气温可迅速升高，并促进屋面积雪的融化和滑落[4]。因此，在结构设计中塑料大棚屋面雪荷载分布系数的取值理应与民用建筑有所不同[5]。
为了明确我国温室设计标准中关于屋面雪荷载分布系数的取值方法是否合理和是否需要修订等问题，我国学者针对连栋温室以及日光温室，将我国温室设计标准与国外温室园艺发达国家的温室设计标准中关于屋面雪荷载分布系数的取值方法进行了比对分析[2,6]。但针对各国标准中关于屋面塑料大棚雪荷载分布系数上的比对分析工作尚未见报道。
本研究综合分析了各国标准中塑料大棚屋面雪荷载分布系数的取值方法。在此基础上，使用各国标准确定了我国常见的直立侧墙式和圆拱落地式塑料大棚的屋面雪荷载分布系数，并对其进行了比较和分析，以此作为我国《温室结构设计荷载》的修订和科学指导我国塑料大棚规范化、科学化、精准化设计的依据。
1 系数的取值方法
我国《温室结构设计荷载》GB/T 18622-2002(以下简称“我国标准”)只规定了雪荷载均匀分布条件下的分布系数，而美国温室制造业协会(NGMA)《温室设计标准》(以下简称“美国标准”)，欧盟EN 13031-1∶2001《温室设计和建造第1部分商业生产温室》(以下简称“欧盟标准”)和日本设施园艺学会《园艺用设施安全构造基准(暂定基准)》(以下简称“日本标准”)不仅规定了上述条件下的雪荷载分布系数，还规定了风力影响下雪荷载不均匀分布条件下的分布系数。为方便比较，本文参考周长吉(1994)[6]和孙德发(2002)[2]的比对方法，选取各国标准对塑料大棚在雪荷载均匀分布条件下的分布系数进行了比对。
1.1 我国标准
我国标准对于屋面雪荷载分布系数μr的取值方法为:当屋面坡度β>50°时，μr=0;当β<50°时，屋面雪荷载可视为均匀分布，μr=l/8r。但μr的取值应在0.4～1.0之间。r按式(1)计算，有
式中H—拱顶距地面最大高度;
h—屋檐(或侧墙)高度(圆拱落地式塑料大棚取0);
B—温室跨度。
1.2 美国标准
美国标准将μr描述为屋面坡度系数Cs。为方便与其他标准比对，本文将美国标准中的Cs也表达为μr，并按以下方法进行取值:
塑料大棚屋面坡度β超过70°的区域μr为0。β=70°处的界线可视为该屋面的“屋檐”。其“屋檐”到拱顶连线与水平面的夹角定义为等效坡度a。室内加温、不加温的μr可根据a分别按式(2)和式(3)计算。
不论温室是否加温，当a小于15°时均不考虑雪荷载分布系数，即μr=0。
1.3 欧盟标准
欧盟标准对μr的取值方法如表1所示。
β定义为塑料大棚屋顶切线与水平面的夹角。
1.4 日本标准
日本标准对μr的取值方法如表2所示。
2 结果与讨论
2.1 屋面形状对雪荷载分布系数的影响
塑料大棚的覆盖膜较为光滑，当屋面坡度β大于某一临界值(积雪滑落起始角)时，积雪能在自身重力下滑落屋面，且屋面坡度越大，积雪越容易滑落[7]。我国、美国和欧盟标准所规定的积雪滑落起始角分别为50°，70°，60°，并规定β大于积雪滑落起始角的屋面μr为0。日本标准对μr为0的规定与其他标准略微不同，该标准规定当等效坡度a大于60°时，全部屋面μr为0。
当屋面坡度低于积雪滑落起始角时，积雪受屋面摩擦力的影响加大，易附着在屋面。在屋面雪荷载均匀分布条件下，美国标准规定μr随a的增大而线性减小，而日本标准则规定μr随a的增大而阶段性下降。中国标准规定μr与屋面高跨比成反比，但高跨比可看作a正切的函数，在0°～90°范围内随a的增加而增加。因此，我国标准与美国和日本标准的规定基本一致，即μr随a的增大而线性减小。但欧盟标准规定雪荷载均匀分布条件下μr不随a变化。
2.2 加温对雪荷载分布系数的影响
当室内进行连续加温时，部分积雪会受热融化，在积雪层与屋面形成水膜，促进屋面积雪的滑落[7,8]。因此，加温塑料大棚的μr会小于不加温的塑料大棚。美国标准规定:连续加温的温室可以选取较小的积雪滑落起始角以及μr。另一方面，高桥久三郎等(1980)发现当室内温度高于4℃时，屋面积雪滑落的程度与室内温度呈正相关[7]。因此，欧盟和日本标准虽然没有考虑温室加温对μr的影响，但规定当塑料大棚内温度不低于4℃时，可结合实际情况选取较低的基本雪压。我国标准未考虑加温或室内温度对μr的影响。
2.3 非均匀分布雪荷载对雪荷载分布系数的影响
众多研究表明，高跨比低于1/8的屋面雪荷载存在着非均匀分布的可能。因此，为了保证塑料大棚安全，有必要考虑雪荷载非均匀分布条件下的μr[9]。美国、欧盟和日本标准均给出了非均匀分布雪荷载的μr。但是，我国标准并未考虑这一因素，因而有必要对我国标准进行修改，补充雪荷载非均匀分布条件下的μr。
2.4 实例分析
为了比较各国标准在计算雪荷载分布系数的数值差别，本研究选取我国常见的直立侧墙式和圆拱落地式塑料大棚两种塑料大棚结构，分别利用各国标准，确定其对应的μr。这两类塑料大棚的尺寸如图1和图2所示。
利用各国标准确定的直立侧墙和圆拱落地式塑料大棚μr分别如图3和图4所示。
对于本文中给出的两塑料大棚实例，美国、欧盟和日本标准规定直立侧墙式塑料大棚的屋面不存在μr为0的情况;而位于圆拱落地式塑料大棚两侧5%,19%和0的屋面的μr为0，如图3和图4所示。由于我国标准中给出的积雪滑落起始角较小，可以认为位于直立侧墙塑料大棚两侧6%的屋面和位于圆拱落地式塑料大棚两侧39%的屋面的μr为0，如图3和图4所示。
当屋面雪荷载均匀分布时，根据各国标准确定的两塑料大棚的μr从大到小依次为:美国标准(不加温)、欧盟标准、美国标准(加温)、日本标准和我国标准。以上结果表明根据各标准获得的同类型塑料大棚的μr也各不相同，根据我国标准确定的μr最小。
除了受屋面形状、加温情况和雪荷载分布情况影响外，μr还受覆盖材料种类、所在地气候、纬度以及地形等因素的影响[7,9,10]。因此，考虑到不同国家和地区之间的气候差异，不同国家或地区的标准对μr的规定也应有所不同。虽然美国、欧盟和日本标准对塑料大棚μr的要求较高，但考虑到我国与这些国家或地区的气候差异，直接使用这些国家的标准替代我国标准来确定塑料大棚的μr的话，可能会造成一定的误差[11]。此外，我国幅员辽阔，不同地域间的气候差异极大，一套标准并不能满足各地方的实际情况[11]。而且近年反常天气频发，降雪范围波及南方很多地区。根据往年数据得出的数据可能已不能满足实际中塑料大棚的抗雪压要求[12]。因此，出于安全考虑，应进一步对全国塑料大棚的积雪情况做详细的调查分析，得出适合我国不同地域气候条件的雪荷载分布系数。
3 结论
我国标准中考虑影响塑料大棚屋面雪荷载分布系数的因素比较简单，从安全角度考虑，应及时补充室内加温以及屋面雪荷载非均匀分布条件下的雪荷载分布系数。另一方面，由于雪荷载分布系数还受气候的影响。直接使用国外标准用于确定我国塑料大棚雪荷载分布系数可能会造成较大的误差。考虑到我国近年来反常天气频发，降雪范围趋于广泛，有必要在全国范围内对常见塑料大棚屋面形状及其覆雪情况做综合分析，确定符合我国实际情况的雪荷载分布系数取值方法。
参考文献
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荷载标准 篇2
相较于其他的附属建筑物,人行桥规模偏小、等级低,结构类型也比较简单,但却直接服务于大众的出行,因而最容易对群众产生影响。这类结构的设计工作不应被忽视,或者仅仅照搬和套用其他桥梁设计。应当从确定结构外部载荷的基本工作着手,详细比较和系统分析不同规范在人行桥荷载设计方面的差异,力求桥梁的实用、可靠、安全、经济和美观并举。
1人行桥荷载标准对比分析
1.1相关规范例举
随着桥梁建设的发展,设计项目呈多元化的发展趋势。多个行业设计规范都有涉及人行桥梁设施的内容,但由于规范的颁布部门和时间的不同,人行桥梁荷载标准值也不尽相同,而选用不同的规范作为设计依据可能造成计算方法、设计成果存在不同。因此,就需要在熟悉不同规范之间数据和应用条件的差别的情况下,针对工程特性进行分析,确保采用的荷载标准安全可靠、科学合理。现行的《公路桥涵 设计通用 规范》(JTGD60-2004)(以下简称《公路04规范》)、《城市人行天桥与人行地道技术规范》(CJJ69-1995)(以下简称《人行95规范》)、《城市桥梁设计规范》(CJJ11-2011)(以下简称《城市11规范》)以及《灌溉与排水渠系建筑物设计规范》(SL482-2011)(以下简称《灌溉11规范》)中都有关 于人行桥 荷载的规 定,如表1所示。下面进行对比分析。
1.2公路桥涵中人行桥设计的人群荷载
我国交通部发布的《公路04规范》于2004年10月1日开始实施。该规范适用于各级新建和改建公路桥涵的整体结构及结构构件施工阶段和使用阶段的设计。公路桥涵结构的设计基准期主要通过可变荷载的统计和分析确定为100a。《公路04规范》规定的专用人行桥梁的人群荷载标准值是参考相关国内外标准确定的。《公路04规范》还对人群荷载在桥面板的纵、横向布置区段以及单块人行道板的计算荷载也提出了系统的要求,并且该规范关于人群荷载数值的规定均为强制性条款,是设计过程中必须严格执行的,因此是其他规范中相关条款的基准和指导,基本涵盖了所有领域内的人行桥梁设计。
1.3城市桥梁中人行桥设计的人群荷载
我国建设部分别于1996年9月1日和2012年4月1日实施了《城市人行天桥与人行地道技术规范》(CJJ69-1995)和《城市11规范》。《城市11规范》适用的则是城市道路和城(乡)村道路上新建永久性桥梁的设计。桥梁结构的设计基准期与《公路04规范》的强制规定相同。
《城市11规范》明确指出专用人行桥的人群荷载执行现行的《人行95规范》的有关规定。《人行95规范》鉴于我国人口密集和城市人行天桥常常位于人流量较大的商业区的特点以及桥面人群分布的不均匀性,对于人群活载的标准规定得更加细致。考虑到城市人口稠密,人行交通繁忙,采用人行桥面板及坡(梯)道面板的人群荷载作用在一块构件上计算时,该标准不仅对于桥面板荷载是取均布荷载和集中荷载2种受力情况的较不利者,而且人群荷载标准值大于《公路04规范》,因此中小跨径的桥梁可以获得较高的安全度。同时上部结构的大跨度构件,必须根据加载长度和桥面宽度的不同而采用公式折减变化单位面积的人 群荷载 (见图1)。因而跨长 介于20 m和100m之间时,对于大跨度受力构件 随着加载 长度的递 增,人群荷载呈递减趋势,但无论桥宽、跨长如何变化,计算上部结构的局部大跨度结构的人群荷载的取值区间为3~5kPa,并且,桥面宽度也与计算构件的人群荷载呈反比。
《城市11规范》补充了桥梁的非机动车道和专用非机动车桥设计荷载的规定。非机动车专用桥除将要求的人群荷载作为设计荷载外,还要考虑人力劳动车的设计荷载和小型车专用道路设计的汽车荷载,前者用于桥面宽度小于3.5m时,后者用于大于3.5m的情况,并规定车荷载和人群荷载应当同时计算,取其不利者。这些和《公路04规范》的有关规定有明显区别,在进行整体或局部计算时,都应先分析计算模型的特点,以确定荷载值的可靠性。
《城市11规范》还引入了3个类别的桥梁结构的设计使用年限,其中小桥为30a,中桥或重要的小桥为50a,特大桥、大桥和重要中桥均为100a。划分的类别少于建筑结构的4个类别,但是最低要求的使用年限高于现行的《建筑结构可靠度设计统一标准》(GB50068-2001)最低5a的设计使用年限。
1.4农桥中人行桥设计的人群荷载
2011年6月8日实施的《灌溉11规范》由水利部发布。非航运灌溉渠系与排水沟道上新建、扩建大、中型渠系建筑物的设计适用于《灌溉11规范》,加固、改建渠系建筑物的设计也可参考使用。由于跨渠桥中绝大部分是乡村道路桥,《灌溉11规范》具体规定了灌排渠系管理范围内的桥梁应共同遵守的设计要求,并扩充了农桥的设计等级及荷载标准,但该规范的适用范围也被约束在与渠道相关的桥梁设计内。不论是交通道路跨越渠道的跨渠桥,还是渠堤检修路跨越其他水道或道路的专用检修桥都与渠道有关,只有符合农桥的定义才能使用《灌溉11规范》,否则应按国家等级公路桥梁设计。
《灌溉11规范》考虑到专用人行农桥过桥的人负重较大,所以人行便桥的人群荷载标准值取值稍大于公路专用人行桥。跨渠农桥的设计等级及荷载标准基本是由《公路04规范》衍生而来,因此《灌溉11规范》的人行农桥设计荷载值与公路规范的取用方式基本类似,是对《公路04规范》的强制性条款的执行和发展。
1.5人行桥设计的人群荷载的选取
任何工程都必须以满足国家现行强制性条文为最低底线,所以人行桥工程设计荷载标准首先满足《公路04规范》的强条规定。其次,人群荷载的取用应因地制宜,参照拟建地设计年限内道路路网的规划,以适应人行交通需要。同时,针对各种不同工程所在区域的人流量的不同,考虑是否需要参考其他适用的规范来提高荷载标准。
比如当人行桥位于水库电站场区的交通系统中时,综合治理河道上须整治的人行桥地处有农村居民聚集地或者城镇工业区时,布置在农田 灌区内时,人行桥的 设计荷载 均有区别。水库电站场内道路属于厂矿公路,仅供内部日常工作使用,平时需要的通行量不大,人群荷载只需满足一般要求;农村居民聚集地的人行桥除有人流外,使用过程中难免有牲畜或畜力车等通过,人群荷载除依照《公路04规范》外,还可参考《城市11规范》和《人行95规范》校核;城镇工业区可能经常有非机动车辆通行,应同时满足公路和城市规范的规定;农田灌区上人行桥使用《灌溉11规范》的人群荷载较为合适,因为《灌溉11规范》的相关规定是基于《公路04规范》强制性标准。
1.6注意作用组合的不同规定
除此之外,还应当注意结构设计须根据不同设计状况下在结构上可能同时出现的作用,按承载能力极限状态和正常使用界限状态2种分别进行作用组合,并应取各自的最不利的组合进行设计。虽然《工程结 构可靠性 设计统一 标准》(GB501532008)统一归纳了房屋建筑、铁路、公路、港口和水利水电等各种工程结构设计的基本原则、要求和方法,但是建筑工程、公路工程及水利水电工程结构设计又有各自的特点,在作用组合表达式中的系数设置和大小的规定均有不同。因此,人行桥工程所采用的人群荷载还须考虑引用规范中活荷载标准值及其组合值、频遇值的准永久值的系数的不同规定的影响。
比如虽然《城市11规范》中划分了桥梁结构的设计年限,但是在《公路04规范》、《城市11规范》和《人行95规范》、《灌溉11规范》的基本组合表达式中,都没有像现行国家标准《建筑结构荷载规范》(GB50009-2012)中规定的可变荷载考虑设计使用年限的调整系数。另外,根据结构的重要性、结构破坏可能产生后果的严重性而划分的工程的设计安全等级直接影响基本组合的结构重要性系数的取值,然而,《城市11规范》对于大桥、中桥和小桥设计安全等级就高于《公路04规范》的相关规定,因而结构重要性系数须取较大值。
2结语
人行桥内力计算虽然只需要以面荷载的形式考虑人群均布荷载,而不用像通车梁桥那样,同时考虑情况复杂的汽车荷载及冲击系数,但是人行 桥也有其 规模属性 的设计思 路和方法,设计过程仍不应马虎大意。因此,在进行桥梁设计时不能随意套用甚至直接挪用,应进行相关的分析比较和校核计算。
以上规范的对比分析表明,不论《城市11规范》、《人行95规范》还是《灌溉11规范》,人行桥梁荷载标准的架构与《公路04规范》的强制性条款相呼应,与之有一定的承接关系,但是并没有简单地沿用《公路04规范》的规定,而是着重针对各自行业内涉及人行桥梁的荷载标准进行调整或细化,具有一定的城市桥梁和农桥的特征性。在设计中应结合实际情况和涉及到的相关规范,具体问题具体分析。
摘要：研究我国一些人行桥相关行业规划中人群荷载标准的区别,并对相应人群荷载标准进行比较。详细叙述了《公路桥涵设计通用规范》(JTGD60-2004)、《城市人行天桥与人行地道技术规划》(CJJ69-1995)、《城市桥梁设计规划》(CJJ11-2011)、《灌溉与排水渠系建筑物设计规划》(SL482-2011)中有关人行桥荷载的规定,并对它们中的一些规定进行了对比研究,阐述了各自的应用条件及注意事项。在进行桥梁设计时,不能随意套用甚至直接挪用,应进行相关的分析比较和校核计算。
荷载标准 篇3
载体桩, 原名复合载体夯扩桩, 后为突出其特点, 区别于夯扩桩而改为现名载体桩, 由混凝土桩身和载体构成。其中载体由混凝土、夯实填充料和挤密土体三部分构成, 见图1。
载体桩技术1996年成为国际专利技术, 1998年被国家科技部列为国家级火炬计划。该技术基于强夯理论, 将废砖、废混凝土块等建筑垃圾填入成桩孔中并夯实, 贯入混凝土, 形成复合载体, 从而达到提高承载力、减小沉降和处理建筑垃圾的目的。由于载体桩自身的优点及对该专利技术的推广, 近几年得以迅速应用, 目前已在27个省成立了225个代理机构, 在千余个工程中得到应用, 并取得了良好的效果。
载体桩的研发与应用已有十几年, 虽然做了较多的工作, 取得一些成果, 但仍有许多问题有待解决。载体桩单桩承载力特征值的计算, 《载体桩设计规程 (JGJ135-2007) 》采用地基承载力特征值乘以载体等效面积计算, 而很多实践工程表明按后一种方法计算所得的结果要偏小很多[1];沉降计算则采用等代实体基础沉降计算方法, 参数套用《建筑地基基础设计规范》, 计算结果与实测相差很大, 基于此, 本文采用荷载传递法推求载体桩荷载沉降关系。
2 荷载传递函数确定
荷载传递法由Seed和Reese提出, 其基本思想是假定土结点的位移和相邻桩身结点的位移相等, 将桩周土和桩端土转化为独立的线性和非线性弹簧, 弹簧的反力只与该土结点的位移相关。根据位移协调关系, 可以建立基桩的荷载传递基本微分方程, 表达式为:
其中:S为桩身位移;U为桩身截面周长;EP为桩身弹性模量;A为桩身截面面积。
根据τ (z) -S (z) 曲线选用方法的不同, 荷载传递函数可以分为两类:一类是采用非线性理论曲线或修正理论曲线的半解析法, 代表模型有Vijayvergiya抛物线模型[2]、Kraft模型[3]、王旭东针对Kraft的修正模型[4]、辛公锋广义双曲线模型[5]、罗斌的修正双曲线模型[6]等;另一类是采用简化折线的解析法, 代表模型有陈龙珠双折线硬化模型[7]、洪鑫统一双折线模型[8]、赵明华[9]和喻君[10]的三折线模型。由于载体桩表现为“缓变型”沉降特性, 再者试桩时一般至设计极限承载力便终止加载, 往往得不到极限承载力, 荷载传递模型不应考虑软化特性, 所以侧阻硬化型双曲线荷载传递模型比较合适。
本文桩侧荷载传递模型采用文献[5], 如公式 (2) 、 (3) 、 (4) 所示:
桩端荷载传递模型在文献[5]的基础上, 增加一个承载力增强系数。因为载体桩在成桩过程中, 对填入桩端的建筑垃圾进行夯实, 桩端承载力势必提高, 文献[11]中的载体等效计算面积实质上就是桩端土承载力增强系数, 因此给出的桩端荷载传递模型对端阻增强应予以考虑。
vs为桩端下土体平均泊松比;l为桩长;Eb为桩端下土体平均弹性模量;r为桩的直径;η为考虑桩端土深度效应的沉降折减系数, η=0.5-0.78, 对于超长桩可取0.5;χ桩端土承载力增强系数, 可用文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积除以桩截面积。
3 实例分析
某工程位于江苏省邳州市, 桩型为载体桩, 设计桩径0.5m, 有效桩长9m, 混凝土强度为C30。试桩施工记录见表1, 土的物理力学指标见表2。
桩侧土荷载传递模型考虑硬化的双曲线荷载传递模型, 经计算, 平均ES=5.44Mpa。土体泊松比对结果影响不大, 本例取0.35, 对τsu也采用加权平均, 加权后。rm采用公式 (5) 计算, 经计算rm=2.5l (1-vs) 13m, a=8.09×10-7, b=c=2.35×10-5。取桩端=11.35Mpa, 由于桩比较短, η取0.78, 根据文献[11]表4.3.2, 被加固土体为黏土, 0<IL≤0.25, 三击贯入度小于10cm, Ae=2.7-3.2, 现取低值2.7,
4 结论
(1) 实测曲线表明, 载体桩Q-S曲线总体上呈现缓变形态, 这和文献[1]所得的结论是一致的。Q-S曲线在荷载水平接近特征值附近存在一个拐点, 前半部分曲线基本呈直线, 后半部分呈现明显的缓变型。
(2) 载体桩的承载力受三击贯入度的影响很大。承载力高的载体桩, 其三击贯入度均很小。三击贯入度的大小受地质条件和施工因素影响很大, 本文确定桩端土承载力增强系数时χ按文献[11]表4.3.2载体桩等效计算面积得低值除以桩截面积, 此举可能比较保守, 但对工程的安全是有利的。
(3) 对于成桩质量比较好, 三击贯入度比较小的载体桩, 通过本文方法确定的荷载传递函数得到的Q-S曲线, 在前面部分略大于实测值, 在后半部分略小于实测值, 总体上和实测曲线吻合度比较好。载体桩承载力中侧阻比例很小, 本例中只有18%, 所以Q-S曲线取决于桩端荷载传递函数的精确性。
(4) 本文方法可以用来推求载体桩的荷载沉降曲线, 为基础设计提供参考依据。
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桥梁荷载试验分析 篇4
关键词：荷载试验,静载试验,动载试验
随着高速公路的快速发展, 桥梁建设技术也迈入了一个新的台阶, 目前我国有不同结构的桥梁, 如斜拉桥、悬索桥、拱桥、连续刚构桥等等, 这些桥梁建设完成之后, 最重要的一步就是要做荷载试验, 以确保桥梁的安全使用, 下面对荷载试验进行详述分析。
试验工作主要包含前期准备及现场实施两部分, 前期准备包括结构计算、测试截面和加载方式的确定等, 现场实施内容为荷载试验。
1 荷载试验的目的
通过本次桥梁荷载试验, 主要达到以下目的:
(1) 通过静载试验, 确定结构测试截面的应变分布情况 (包括应变沿截面高度的分布情况) 、截面下缘或上缘的抗裂性等, 并评估桥梁结构实际受力状况;
(2) 通过分析在试验荷载作用下桥梁测试截面的挠度情况, 评估桥梁上部结构刚度及整体性;
(3) 通过动载试验, 掌握桥梁结构的动力特性。
通过以上工作, 掌握桥梁的整体工作状况, 对桥梁承载能力做出综合评价。
2 荷载试验依据
本次荷载试验工作依据或参照以下规范和资料进行:
《公路桥涵养护规范》 (JTG H11-2004) ;
《公路桥梁承载能力检测评定规程》 (征求意见稿) ;
《大跨径混凝土桥梁的试验方法》 (1982) ;
《混凝土结构试验方法标准》 (GB50152—92) ;
《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) ;
《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62-2004) 。
3 计算分析
下面拿一个具体桥梁进行计算分析。结构的计算分析采用桥梁博士软件。上部结构主要参数取自南运河大桥施工图, 桥梁博士计算模型见图1、图2。本桥动载试验分析计算过程中按实际结构建立模型, 并以全真有限元模型来模拟全桥受力情况。试验跨跨中及支点截面尺寸大样见图3。
4 试验思路及内容
4.1 试验思路
根据桥梁的结构特点, 参考以往同类桥梁荷载试验工作的检测经验, 总结出荷载试验的基本思路和方法为:
(1) 依据预应力混凝土连续梁桥的结构及受力特点, 确定荷载试验方案, 主要为控制截面、控制内力、加载方式的确定等。
(2) 荷载试验。根据试验方案, 在结构控制截面有针对性地布置测点, 测试桥梁的实际受力、变形状态。
(3) 综合评定。根据荷载试验的实测数据, 与计算结果进行综合对比分析, 对桥梁的工作状况和承载能力进行综合评定, 确定结构的成桥工作状态。
4.2 试验内容
试验主要包括以下两方面的内容:
(1) 静载试验
根据连续梁桥受力特点及既有同类桥梁的病害特征, 选择结构主要控制截面进行静载试验, 了解测试截面在试验荷载下的应变分布及挠度, 评定桥梁结构的工作状态和承载能力。鉴于本桥上部为变截面预应力混凝土连续箱梁结构, 测试截面按如下选取:A截面 (应变、挠度) 、B截面 (挠度) 、梁端截面 (支点沉降) 。
(2) 动载试验
动载试验主要用于综合了解桥梁结构自身的动力特性, 以评价结构的现有工作状态。
动载试验主要用于综合了解结构自身的动力特性以及结构抵抗受迫振动 (行车) 的能力。试验内容包括脉动试验和行车试验。
5 静载试验测试
5.1 试验加载原则
(1) 试验荷载效率η=Sstat/S×δ应满足:0.8<η≤1.05, 其中:Sstat为试验荷载作用下检测部位变位或力的计算值;S为设计标准荷载作用下变位或力的计算值;δ为设计取用的动力系数。
(2) 试验加载采用分级加载的方式, 共分四级加载, 1级卸载。
(3) 为保证测试数据的可靠性, 每一加载工况稳定约10 min读数。
5.2 试验加载安全监测
试验加载过程中, 实时观测结构控制截面的变位、应力, 如果在未加到预计的最大试验荷载前, 应力或变位提前达到或超过设计标准的容许值, 应立即停止继续加载。
5.3 试验加载方式
试验加载采用42t左右的重车, 根据控制截面的内力影响线, 用加载车布载, 每一测试截面通过移动不同的加载车达到试验目标值, 使控制截面的弯矩与标准活载作用下的设计弯矩之比达到试验荷载效率的要求。
5.4 加载图示
静载试验加载位置经结构分析软件—桥梁博士计算确定, 设计荷载按照公路-I级 (考虑相应的折减系数) 考虑, 按照弯矩等效的原则, 同时要符合对荷载效率在0.8～1.05之间的要求。
5.5 加载工序
本桥静载试验各截面各加载工况实施程序如下:
初始状态 (静载试验加载开始) →预加载→预加载卸零→读取测点初读数
移动加载车至一级加载位置→读取试验数据
移动加载车至二级加载位置→读取试验数据
移动加载车至三级加载位置→读取试验数据
加载车开出主桥桥面, 卸零→读取测点卸载读数 (一个截面静载试验测试结束, 根据各测点的残余情况决定是否进行第二循环加载) 。
6 动载试验测试
桥梁动载试验内容包括脉动试验和行车试验。
6.1 脉动试验
脉动试验主要是在桥面无动荷载以及桥址附近无规则振源的情况下, 测定桥跨结构由于桥址处风荷载、地脉动等随机荷载激振而引起的桥跨结构微幅振动响应, 进而测定桥跨结构固有振动特性 (自振频率、振型和临界阻尼比) 。
(1) 测试方法:
在封闭交通的情况下, 采用超低频振动传感器测量桥跨结构天然脉动作用下的微小振动响应, 并通过数据采集和信号处理系统对信号进行采集和分析, 获得结构自振频率、振型和阻尼比等桥梁自振特征参数, 以确定桥梁自身的动力特征。
(2) 测试时段:
原则上测试时段选择夜间进行。
(3) 测试时间:
在测记桥跨结构振动响应要注意保证信号完整, 信号测记长度应足够, 并需照顾到各测记通道的动态范围, 小信号足够灵敏, 大信号不饱和, 测记时应配有示波器监视振动响应信号的质量。实测每次测试时间为30min。
6.2 行车试验
在桥面无任何障碍的情况下, 用一辆载重汽车 (总重约42t) 按对称情形, 分别以20km/h、40km/h、60km/h的速度驶过桥跨结构, 测定其截面A (跨中附近) 在行车车辆荷载作用下的动力反应。
7 结论
(1) 通过对桥梁试验跨静载试验应变数据的分析可知, 现浇箱梁强度及抗裂性是否满足设计要求。
(2) 通过对桥梁试验跨静载试验挠度数据的分析可知, 现浇箱梁刚度是否满足设计要求, 并且可以存在一定安全储备。
(3) 桥梁试验跨的各项动力性能指标是否满足设计要求, 同时可以说明试验跨动力性能是否正常。
由于桥梁受各种不利因素的影响, 结构性能在使用过程中发生着不同的变化, 同时也出现了不同程度的损伤, 并且承载能力也逐渐降低, 使本来安全的桥梁演变成为危桥, 所以对现役桥梁结构进行荷载试验是对承载能力评定最有效最直接的方法。
参考文献
[1]胡钊芳.公路桥梁荷载试验[M].北京:人民交通出版社, 2003.
[2]王国鼎, 袁海庆, 陈开利.桥梁检测与加固[M].北京:人民交通出版社, 2003.
[3]徐犇.桥梁检测与维修加固百问[M].北京:人民交通出版社, 2002.
[4]张俊平.桥梁检测[M].北京:人民交通出版社, 2002.
基桩下拉荷载的计算 篇5
1 负摩阻力产生的原因
桩基中的基桩, 在桩表面和桩侧土之间存在着摩阻力, 摩阻力的方向取决于桩和土之间的相对位移。桩在竖向荷载作用下出现下沉, 若桩的沉降大于土的沉降, 则土在桩表面对桩产生向上的摩阻力, 作用于桩侧单位面积上的这个作用力称为正摩阻力;反之, 若桩的沉降小于土的沉降, 则土在桩表面对桩产生向下的摩阻力, 作用于桩侧单位面积上的这个作用力称为负摩阻力。负摩阻力对桩产生下拉荷载, 加大桩的沉降。
2 负摩阻力产生的条件
影响负摩阻力的因素较多, 诸如:桩侧与桩端土的变形与强度性质、土层的应力历史、地面堆载的大小与范围、降低地下水的范围与深度、桩顶荷载的施加时间与发生负摩阻力的时间之间的关系、桩的类型与成桩工艺等。
在桩表面产生负摩阻力的地质条件大致如下:
1) 在正常固结的粘土或粉土地基中, 由于大量抽取地下水, 使土体的有效应力增大, 导致地基土下沉;
2) 新近沉积的欠固结土, 如河口或岸边新的沉积土、人工填土等, 由于土的自重作用而产生下沉;
3) 在自重作用下虽已完全固结的软弱粘土性地基, 当其受到大面积的地面荷载作用时产生沉降;
4) 高灵敏粘性土, 打桩时受到扰动, 因重新固结而产生沉降;
5) 自湿陷性黄土由于受到水的浸湿而产生下沉;
6) 冻土因融化而产生下沉。
3 桩基承载力的验算
由于负摩阻力对于桩基承载力和沉降的影响随侧阻力与端阻力分担的荷载比、建筑物各桩侧土沉降的均匀性、建筑物对不均匀沉降的敏感程度而异, 因此, 对于需要考虑负摩阻力的影响而进行承载力和沉降量的验算时应区别对待。
1) 对于摩擦型基桩, 当出现负摩阻力对基桩施加下拉荷载时, 由于持力层压缩性较大, 随之引起沉降, 基桩沉降一旦出现, 土对桩的相对位移便减小, 负摩阻力便降低, 直至转化为零。因此, 一般情况下对于摩擦型基桩, 可近似以中性点 (理论中性点) 以上侧阻力为零验算基桩承载力。即《建筑桩基技术规范JGJ94-2008》 (以下简称《2008桩基规范》) 第5.4.3条公式 (5.4.3-1) 。
2) 对于端承型基桩, 由于其桩端持力层较坚硬, 受负摩阻力引起的下拉荷载后不致于产生沉降或沉降较小, 此时, 负摩阻力将长期作用于桩身中性点以上的侧表面。因此, 应计算中性点以上的负摩阻力引起的下拉荷载, 并以下拉荷载作为外荷载的一部分验算基桩承载力。即《2008桩基规范》) 第5.4.3条公式 (5.4.3-2) 。
4 下拉荷载的计算
4.1 中性点的确定
当基桩穿过可压缩性土层桩端设置在较坚硬的持力层时, 在桩身的某一深度处桩的沉降与土的沉降的相对位移为零, 即既没有正摩阻力, 又没有负摩阻力, 则该处便成为正、负摩阻力的分界点, 这个点便被称为中性点。
一般来说, 中性点的位置在初期多少是有变化的, 它随着基桩沉降的增加而向上移动, 当沉降趋于稳定时, 中性点也将稳定在某一固定的深度处。中性点的深度原则上应按桩侧土的沉降与桩的沉降相等的原则确定, 但在实际应用时, 由于准确计算桩与土的相对沉降比较困难, 因此, 一般根据有关经验公式进行计算。
影响中性点深度的因素较多, 主要有:
(1) 桩底持力层的刚度, 持力层越硬, 中性点越深;
(2) 桩侧土的变形性质和历史, 土的压缩性越高, 中性点越深;
(3) 堆载强度和面积越大, 地下水降低的幅度和面积越大, 中性点越深;
(4) 桩的长径比越小, 截面刚度越大, 中性点越深。
4.2 负摩阻力的计算
精确计算负摩阻力是复杂而困难的。迄今国内外学者提出的计算方法与公式都是近似和经验型的。多数学者认为桩侧负摩阻力的大小与桩侧土的有效应力有关, 不同负摩阻力计算公式中也多反映有效应力因素。根据大量试验与工程实测结果表明, 以有效应力法较接近于实际。其计算方法如下。
qundefined=k·tgφ′·σ′i=ξn·σ′i
式中:qundefined——桩侧第i层土对桩产生的负摩阻力标准值;
k ——桩侧土的侧压力系数;
φ′——桩侧土的有效内摩擦角;
σ′i ——桩侧第i层土的平均竖向有效应力;
ξn——桩侧土的负摩阻力系数。
4.3 工程算例
某工程采用400×400mm预钻孔打入式钢筋混凝土预制桩, 承台埋深4.00m, 地下水埋深3.00m, 桩长14.00m, 桩的纵横向中心距均为2.00m, 桩端持力层为中密的粗砂。桩群内部某一基桩的桩身自承台底至持力层顶面均处于欠固结的饱和软土中, 其分层厚度分别为:①层厚2.00m, 浮重度9.00kN/m3;②层厚3.00m, 浮重度8.00kN/m3;③层厚3.00m, 浮重度10.00kN/m3;④层厚4.00m, 浮重度9.00kN/m3。要求计算考虑群桩效应的基桩下拉荷载。
计算内容及步骤如下:
(1) 依据《2008桩基规范》第5.4.4条公式 (5.4.4-1) 和 (5.4.4-2) 计算中性点以上的单桩桩侧第i层土的负摩阻力标准值qundefined。
①按《2008桩基规范》表 (5.4.4-1) , 并根据桩侧土的性质确定第i层土的负摩阻力系数ξni。
本例中, 因对桩产生负摩阻力的桩侧土均为饱和软土, 所以ξni=0.20。
②确定中性点的深度比ln/l0, 计算中性点的深度ln。
本例中, 由于桩端持力层为中密的粗砂, 因此, 中性点的深度比ln/l0=0.7, 中性点的深度ln=0.7× (2.00+3.00+3.00+4.00) =8.40m。
③计算中性点以上的单桩桩侧第i层土的负摩阻力标准值qundefined:
qundefined=0.20× (9.00×2.00/2) =1.80kPa;
qundefined=0.20× (9.00×2.00+8.00×3.00/2) =6.00kPa;
qundefined=0.20× (9.00×2.00+8.00×3.00+10.00×3.00/2) =11.40kPa;
qundefined=0.20× (9.00×2.00+8.00×3.00+10.00×3.00+9.00×4.00/2) =18.00kPa。
(2) 依据《2008桩基规范》第5.4.4条公式 (5.4.4-3) 和 (5.4.4-4) 计算考虑群桩效应的基桩下拉荷载Qundefined:
①计算中性点以上的桩侧土层厚度的加权平均负摩阻力标准值qundefined:
qundefined= (1.80×2.00+6.00×3.00+11.40×3.00+18.00×0.40) / ( 2.00+3.00+3.00+0.40) =7.50kPa。
②计算中性点以上的桩侧土层厚度的加权平均重度γm:
γm= (9.00×2.00+8.00×3.00+10.00×3.00+9.00×0.40) / ( 2.00+3.00+3.00+0.40) =9.00 kN/m3。
③计算负摩阻力群桩效应系数ηn:
ηn=2.00×2.00/[3.14×0.40× (7.50/9.00+0.40/4) ]=3.41 (取ηn=1.00) 。
④计算考虑群桩效应的基桩下拉荷载Qundefined:
Qundefined=1.00× (4×0.40) × (1.80×2.00+6.00×3.00+11.40×3.00+18.00×0.40) =100.80kN。
5 负摩阻力计算时应注意的问题
1) 在桩表面引起负摩阻力的条件是桩侧土的沉降要大于桩的沉降, 否则, 可不考虑负摩阻力。
2) 桩的竖向位移与桩侧土的竖向位移相等之处, 即为中性点的位置。若地面沉降为一定值, 则当桩的底端沉降及桩身弹性压缩减小时, 中性点就向下移, 负摩阻力增大;反之, 中性点就向上移, 负摩阻力减小。因此, 当按变形控制设计桩基时, 应根据建筑物的要求, 合理确定桩基的容许沉降值, 这对控制负摩阻力的大小、充分发挥桩的承载力有着重要意义。
3) 软弱地基的下沉速度是影响负摩阻力大小的一个因素, 下沉速度快时, 负摩阻力也大。
4) 负摩阻力需要经过一定时间后, 才能到达最大值, 一般在初期增长较快, 随后逐渐趋向稳定。桩所穿过的软弱土层的厚度越大, 则达到负摩阻力最大值所需的时间越长, 反之, 则越短。
6 减小负摩阻力的措施
1) 建筑场地应尽量避开深厚的软弱土层, 如无法避开, 则对这种软弱土层在打桩前进行化学加固处理, 以降低软弱土的压缩性。
2) 在使用打入式预制桩时, 在基桩中性点以上的侧表面, 涂刷沥青或聚氨酯涂料, 以减小负摩阻力。
3) 在进行干作业成桩时, 可采用双层塑料薄膜预先置于有可能产生负摩阻力的土层范围内, 然后在其中浇筑混凝土, 使塑料薄膜在桩身与孔壁之间形成可自由滑动的隔离层。
4) 提高防水设计标准, 做好排水措施, 以免水分渗入地基。
5) 加强上部结构的整体刚度, 减少建筑物的不均匀沉降。
摘要：基桩的下拉荷载是由于桩侧存在负摩阻力而引起的。因此, 要计算下拉荷载, 应先确定负摩阻力标准值。依据相关资料归纳总结了负摩阻力产生的原因和条件, 阐述了负摩阻力标准值的计算过程, 列出了减小负摩阻力的工程措施, 供工程技术人员参考。
关键词：中性点,正摩阻力,负摩阻力,下拉荷载
参考文献
[1]JGJ94-2008, 建筑桩基技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2008.
[2]中国建筑标准设计研究所.全国民用建筑工程设计技术措施 (结构) [M].北京:中国计划出版社, 2003.
清水桥荷载试验研究 篇6
关键词：桥梁结构,荷载试验,承载能力
1 概述
清水桥位于浙江省临海市境内104国道上,主桥为3跨变截面预应力混凝土连续箱梁桥,引桥为7跨预应力混凝土简支梁桥。桥梁于1994年建成通车。桥梁全长359.00 m,共10跨,跨径组合为(7×25.00+52.00+80.00+52.00)m。桥梁宽度15.5 m(净14.00 m+2×0.75 m护栏)。桥梁设计荷载:汽—20级,挂—100,人群—3.5 kN/m2。桥梁通航标准:五级航道。
通过静力荷载试验,测定桥梁结构在静力试验荷载作用下控制截面的挠度与应变,并通过对试验观测数据和试验现象的综合分析,检验结构控制截面的挠度值和应变值等主要试验测试指标能否符合设计及有关规范、规定的要求,从而掌握桥梁结构在试验荷载作用下的工作性能,对桥梁结构承载能力状况与使用条件做出总体评价[1]。
2 试验方案
2.1 试验内容
荷载试验采用内力等效原则。即用等代荷载在测试截面产生的内力与标准车在测试截面产生的内力等效对加载孔进行测试[2]。
2.2 试验荷载
本次荷载试验以对跨中截面产生的最不利荷载组合(汽车和人群)作为试验的控制荷载。
本次荷载试验取主桥中跨跨中截面为测试截面,为了加载安全、防止结构意外损伤和了解结构应变和变位随试验荷载增加的变化关系,对桥梁荷载试验的加载应分级进行。试验时三级逐级加载和一次卸载,分级方法采用改变加载车的数量来实现。
2.3 加载车位及测点布置
加载车的布置见图1,图2。
本次荷载试验挠度和应变测试截面:第9跨(主桥中跨)跨中截面见图3。
3 试验测试结果及分析
3.1 挠度分析
各级试验荷载作用下实测主桥中跨跨中截面挠度值见表1,同时表1中亦列出了卸载后的相对残余变形。
各级试验荷载作用下各挠度测点挠度实测值与理论计算值对比曲线见图4,满载时挠度校验系数见表2。
从表1中可知,卸载后相对残余变形为3.5%,满足《公路旧桥承载能力鉴定办法》中规定的小于20%的要求,说明结构处于弹性工作状态。
从图4可以看出,在各级试验荷载作用下各挠度测点的挠度变化线性关系良好,说明结构处于弹性工作状态。
从图4,表2可以看出,实测挠度值均小于理论计算挠度值,满载时挠度校验系数最大值为0.78,平均值为0.77,可以满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》小于1的规定[3],说明主桥中跨结构刚度可以满足试验荷载要求。
3.2 应变分析
各级试验荷载作用下实测主桥中跨跨中截面应变测点应变实测值见表3。
从表3中可以看出,主要应变测点的相对残余应变最大值为9.1%,均小于20%,满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》的规定[3],说明结构弹性工作状态良好。
根据各应变测点实测应变值,绘制满载时主桥中跨跨中截面沿梁高应变分布曲线(见图5)。
从图5中可以看出:满载时主桥中跨跨中截面沿梁高应变基本呈线性分布,基本符合平截面假定,说明结构在试验荷载作用下处于弹性工作状态。
根据应变测点实测应变值,计算主要应变测点校验系数见表4。
从表4中可以看出:主要应变测点实测值均小于理论计算值,计算相应的校验系数最大值为0.62,平均校验系数为0.62,小于1,满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》的规定[3]。
4 试验结论
本次荷载试验加载试验荷载效率在0.85～1.05之间,满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》的规定。
满载时实测挠度值均小于理论计算值,挠度平均校验系数均小于1,结构刚度可以满足试验荷载要求。
满载时实测应变值均小于理论计算值,应变平均校验系数均小于1,结构抗弯强度可以满足试验荷载要求。
满载时沿梁高应变基本呈线性分布,试验荷载作用下各种线性关系良好,卸载后相对残余变形(应变)均小于20%,试验荷载作用下结构处于弹性工作状态。
荷载试验结果表明,桥梁刚度和主要控制截面抗弯强度可以满足汽—20荷载要求。
参考文献
[1]张俊平,周建宾.桥梁检测与维修加固[M].北京:人民交通出版社,2006.
[2]崔爱民.银滩黄河大桥静动载实验研究[J].桥梁建设,2002(5):23-25.
箱梁竖向温度梯度荷载研究 篇7
混凝土桥梁在太阳辐射和气温变化等外界环境因素作用下, 结构内部温度的变化存在明显的滞后现象, 导致每层混凝土所得到或扩散的热量有较大的差异, 形成非线性的温度分布状态。对于整体升降温, 桥梁计算中早有考虑而且计算简单, 但对于结构中的日照温度梯度荷载即温度场在混凝土桥梁结构中的空间分布形式尽管有较多的研究成果, 但目前还没有完全统一。而且我国各地气候差异较大, 处于不同地区环境下的桥梁结构不能采用统一的温度荷载来进行计算。所以对处于不同地域不同气候条件下的室外大气环境中混凝土桥梁结构的温度场进行研究同时建立我国不同地区的温度荷载模型是有必要的。本文主要研究在日照温度荷载作用下混凝土箱梁温度场在时间及空间上的变化规律, 同时分析温度场在此桥梁结构中的空间分布曲线, 然后与几个国家相应有关日照温度梯度荷载的规范进行比较。
2、混凝土箱梁温度场观测
对桥梁的温度场进行实地观测, 分析在日照作用下桥梁表面的温度场随时间有变化规律及表面温度场的分布形式是一种可靠的分析方法。本文以现场实际桥梁模型为基础, 对其表面的温度场进行长期观测。观测对象为究预应力混凝土连续刚构箱梁桥。以此桥梁的四分跨截面为基准进行分析截面内外表面关键点特征温度的季节变化及日变化规律来研究预应力混凝土箱梁桥内外表面温度场随时间的变化规律及其在结构中的空间分布规律。
3、混凝土箱梁温度场日变化
桥梁结构处在室外大气中, 长期经受一种周期性的辐射作用。经过一段时间后, 其热交换达到平衡。暴露于大气中的结构, 在吸热与放热的综合作用下, 通常对于一个单位表面产生一个如下的热流密度:太阳直接辐射, 天空辐射, 太阳辐射与天空辐射的反射, 大气逆辐射, 地表环境辐射与逆辐射的反射, 构件的辐射, 对流热交换。
经观测在夏季箱外大气温度从日出时刻开始升温, 13:00温度最高而后开始降温, 10:00~20:00室外大气温度高于室内大气温度, 而箱内温度日变化不大。箱梁截面外表面各点的温度与箱梁室外的大气温度相关系数均值为0.74, 箱内表面各点的温度与室内大气温度相关系数均值为0.78。梁截面表面各点温度变化相对于大气温度变化存在明显的滞后现象, 最高温度大都出现在14:00~16:00。内外表面温度的差值变化也如同大气温度变化一样, 在10:00~20:00箱梁外表面温度略高于内表面温度。
经观测在冬季天气晴朗, 箱外大气温度从日出时刻开始升温, 14:00达到最高, 而后开始降温, 10:00~20:00室外大气温度高于室内大气温度, 而箱内温度日变化不大。箱梁截面外表面各点的温度与箱梁室外的大气温度相关系数均值为0.79, 箱内表面各点的温度与箱室内大气温度相关系数均值为0.51。但梁截面表面各点温度变化相对于大气温度变化存在明显的滞后现象, 最高温度大都出现在15:00~16:00。顶板内外表面温差变化与夏秋季节相似, 但腹板、底板外表面温度几乎全天都略小于内表面温度。
4、混凝土箱梁竖向温度梯度荷载
自20世纪60年代以来, 国内外都发生由于温度应力而导致混凝土桥梁严重裂损的事故。混凝土结构内部的温度场是确定温度荷载的关键, 分析温度场的方法, 一般有以下的三种:一是用热传导微分方法求解;二是采用近似数值求解;三是运用半理论半经验公式。本文在所测得的实验数据的基础上, 确定桥梁竖向最不利的温度荷载分布的曲线形式并与现有规范做以比较。
对混凝土箱梁的竖向升温梯度荷载各国规范及现场实测结果对比得到以下结论。英国BS5400规范、美国AASHTO规范、中国公路桥涵设计规范所对温度梯度荷载的规定为多段折线型, 中国铁路桥涵设计规范及现场观测结果显示温度梯度荷载为曲线型。温度梯度荷载的标准值即温度梯度荷载在顶板的取值美国AASHTO规范所规定最大, 英国BS5400规范规定最小, 现场观测值与我国铁路桥涵没计规范所规定相近。现场观测到的升温温度梯度荷载在顶板下降速率小于中国铁路桥涵设计规范, 与我国公路桥涵设计规范、美国AASHTO规范相近。英国BS5400规范、美国AASHTO规范规定在底板有温差荷载, 中国铁路桥涵设计规范与中国公路桥涵设计规范规定在底板没有温差荷载, 现场观测结果显示在底板有温差荷载。
对混凝土箱梁的竖向降温梯度荷载各国规范及现场实测结果对比得到如下结论。英国BS5400规范、美国AASHTO规范、中国公路桥涵设计规范对温度梯度荷载规定为多段折线型, 中国铁路桥涵设计规范、现场观测温度梯度荷载为曲线型。温度梯度荷载的标准值即温度梯度荷载在顶板的取值现场观测结果最大, 美国AASHTO规范规定最小。现场观测得出温度梯度荷载曲线由顶板外表面向下至60cm上升最快后趋于稳定, 其上升速率比各国规范均小。英国BS5400规范、美国AASHTO规范规定底板有温差荷载, 中国铁路桥涵设计规范与中国公路桥涵设计规范在底板没有温差荷载的规定, 现场观测结果显示在底板有温差荷载。
5、结语
箱梁室外气温度在一日内变化幅度比较大, 箱梁室内气温在一日内变化幅度较小。地面温度、箱梁外表面各点温度与箱梁外大气温度存在很大相关性。混凝土箱梁桥的日照温度场日变化与箱室外大气温度的日变化存在滞后现象。建议对于我国的公路桥梁的温度梯度荷载选取曲线模型, 温差梯度荷载标准值的选取应根据我国不同地区采用不同的取值, 同时在底板应考虑温差荷载。
参考文献
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