高溫瀝青混合料攤鋪時(shí)正交異性鋼橋面板溫度響應(yīng)分析

王欲敏，楊未蓬，周丹，鄔江紅

(1.重慶交通大學(xué) 經(jīng)濟(jì)與管理學(xué)院，重慶 400074；2.綿竹市公路工程質(zhì)量監(jiān)督所，四川 德陽(yáng) 618200；3.浙江公路技師學(xué)院，浙江 杭州 310023；4.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

0 引言

目前，大、中跨徑的橋梁大多采用正交異性橋面板鋼箱梁體系，瀝青混合料常用來(lái)作為鋼橋面板上的鋪裝層。澆注式瀝青混凝土由于具有優(yōu)良的疲勞性能、抗老化性能、變形隨從能力和一次攤鋪成型的特點(diǎn)[1-2]，逐漸從其他橋面鋪裝材料選型中脫穎而出，但在攤鋪瀝青過(guò)程中為了保持混合料的流動(dòng)性和自密實(shí)效果，常需要采用高溫?cái)備伒姆绞?，攤鋪溫度往往高達(dá)220～260 ℃。由于鋼橋面所采用的鋼材是一種傳熱性能好，熱膨脹系數(shù)較高的材料，對(duì)溫度變化極為敏感，如此高的攤鋪溫度勢(shì)必會(huì)使得鋼箱梁結(jié)構(gòu)在局部高溫下產(chǎn)生溫差，引起結(jié)構(gòu)溫度變形和內(nèi)力，從而對(duì)鋪裝層的攤鋪質(zhì)量埋下隱患，由于鋼橋面的受高溫形成凹洞或凸起，特容易造成鋪裝層局部厚度過(guò)薄的現(xiàn)象[3]。

已有學(xué)者研究了太陽(yáng)輻射、氣溫等環(huán)境因素對(duì)橋梁溫度場(chǎng)分布的影響[4-6]，但沒(méi)有涉及到高溫瀝青攤鋪過(guò)程對(duì)鋼橋面的影響，也有學(xué)者[7-11]研究了瀝青混凝土攤鋪?zhàn)饔脤?duì)鋼-混組合連續(xù)箱梁橋的溫度場(chǎng)分布，但是這一溫度分布規(guī)律并不適用于正交異性板橋面板鋼箱梁結(jié)構(gòu)。針對(duì)這個(gè)問(wèn)題，杜明峰[12]借助ANSYS有限元軟件建立了雙箱單室鋼箱梁及扁平鋼箱梁節(jié)段瞬態(tài)傳熱模型，對(duì)澆注式瀝青混凝土攤鋪過(guò)程中鋼箱梁溫度場(chǎng)的時(shí)空分布特征進(jìn)行分析；錢振東[3]課題組建立了高溫瀝青攤鋪下鋼箱梁的瞬態(tài)熱傳導(dǎo)數(shù)值模型，模型中考慮自重、二期荷載及日照溫度荷載，并將動(dòng)態(tài)溫度荷載數(shù)值施加在攤鋪區(qū)，進(jìn)而進(jìn)行溫度效應(yīng)分析；Wang J F、沈聰?shù)萚13-14]建立高溫曲線鋼箱梁橋面鋪裝層的有限元模型，結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)有限元模型的仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證對(duì)比，但其沒(méi)有考慮接觸界面處防水黏結(jié)層的接觸熱阻參數(shù)。本研究結(jié)合某長(zhǎng)江大橋在澆注式瀝青混凝土攤鋪過(guò)程中實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，基于瞬態(tài)溫度場(chǎng)理論和熱力學(xué)邊界假設(shè)條件，確定數(shù)值模擬所需的各項(xiàng)熱力學(xué)參數(shù)，并建立相應(yīng)的溫度場(chǎng)有限元模型，在驗(yàn)證模擬方法的可靠性之后，進(jìn)一步分析高溫?cái)備佅抡划愋凿摌蛎姘鍦囟葓?chǎng)的時(shí)空變化規(guī)律。

1 瞬態(tài)溫度場(chǎng)理論

熱傳導(dǎo)問(wèn)題分為穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)和瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問(wèn)題，其關(guān)鍵因素在于其變量是否與時(shí)間相關(guān)。在澆注式瀝青攤鋪過(guò)程中，攤鋪機(jī)就相當(dāng)于一個(gè)移動(dòng)熱源，同時(shí)鋼橋還會(huì)受太陽(yáng)福射、空氣對(duì)流換熱和輻射換熱等作用，與時(shí)間相關(guān)，應(yīng)屬于瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問(wèn)題。由于計(jì)算過(guò)程的復(fù)雜性和因素的多變性，運(yùn)用傳統(tǒng)的解析方法求解溫度場(chǎng)存在較大困難?，F(xiàn)有限元方法在傳熱學(xué)中已有較為成熟的應(yīng)用，可解決導(dǎo)熱微分方程等復(fù)雜問(wèn)題。

根據(jù)熱傳導(dǎo)理論，三維瞬態(tài)溫度分布T(x,y,z,t)，應(yīng)滿足如下控制微分方程：

(1)

式中,ρ為材料密度；c為比熱容；kx，ky，kz為沿著x，y，z方向的熱傳導(dǎo)系數(shù);Q為內(nèi)部熱源。

一般來(lái)說(shuō)，導(dǎo)熱問(wèn)題還需滿足以下3類邊界條件：

(1)初始溫度場(chǎng)：

(2)

(2)熱流密度：

(3)

(3)和環(huán)境對(duì)流換熱：

(4)

2 澆注式瀝青混凝土攤鋪過(guò)程現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 工程概況

某長(zhǎng)江大橋全長(zhǎng)1 520 m，主橋主跨880 m，標(biāo)準(zhǔn)寬度為38.0 m。頂板采用U肋和橫隔板形成的正交異性板結(jié)構(gòu)體系，鋼箱梁截面參數(shù)見(jiàn)圖1。橋面鋪裝采用總厚度為7.2 cm的澆注式瀝青混凝土鋪裝技術(shù)體系：2 mm厚MMA防水體系+3.5 cm厚澆注式瀝青混凝土GA-10+3.5 cm厚SMA-10。目標(biāo)測(cè)試對(duì)象為靠近橋側(cè)的攤鋪帶鋼箱梁(如圖1黑色區(qū)域所示)，攤鋪中心距離鋼箱梁邊緣8.04 m，寬度為4.9 m，攤鋪速度為2 m/min。溫度測(cè)試示意圖如圖2所示。

圖1 鋼箱梁參數(shù)(單位：mm)Fig.1 Parameters of steel box girder(unit: mm)

圖2 溫度測(cè)試Fig.2 Temperature test

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

為了測(cè)試鋼箱梁在瀝青攤鋪過(guò)程中溫度變化，傳感器采用特制的接觸型電阻溫度傳感器。共布設(shè)49個(gè)溫度傳感器：頂板底面1個(gè)縱向斷面(攤鋪帶中心線，間距4×1.5 m)、頂板底面2個(gè)橫向斷面(橫隔板位置和兩個(gè)橫隔板中間位置)。圖3為橫隔板斷面測(cè)點(diǎn)布置。

圖3 橫隔板斷面測(cè)點(diǎn)布置(單位：m)Fig.3 Layout of measuring points on cross-section of diaphragm (unit: m)

2.3 測(cè)試方法

由于測(cè)試斷面距離攤鋪起始端距離較小，當(dāng)攤鋪開(kāi)始時(shí)，即進(jìn)行讀數(shù)。測(cè)量時(shí)間是從早上8點(diǎn)開(kāi)始，以30 s間隔時(shí)間在線測(cè)試10 h左右的時(shí)間，然后離線進(jìn)行測(cè)試，直至溫度與空氣溫度相同時(shí)為止，總測(cè)試時(shí)間為26 h。

2.4 測(cè)試結(jié)果典型溫度曲線

圖4中典型溫度曲線的參考點(diǎn)選取跨中頂板底面，對(duì)各個(gè)橫向測(cè)點(diǎn)進(jìn)行了連續(xù)26 h的溫度變化測(cè)試，從圖中可以看出：(1)位于攤鋪區(qū)域的頂板峰值溫度高于非攤鋪區(qū)，攤鋪區(qū)的峰值溫度大約在 35 min 達(dá)到最大值為92 ℃;(2)橋面板沿橫向溫度傳遞有明顯滯后現(xiàn)象，從攤鋪區(qū)域向非攤鋪區(qū)域，鋼板達(dá)到溫度峰值的時(shí)間逐漸后延;(3)隨著時(shí)間推移，溫度在頂板影響范圍逐漸增大，最終影響大致在攤鋪?zhàn)笥腋? m，攤鋪4.9 m鋪裝塊下影響范圍7 m 左右。

圖4 跨中頂板底面橫向溫度變化Fig.4 Transverse temperature change of bottom of mid-span roof

3 有限元數(shù)值模擬方法

3.1 溫度場(chǎng)熱力學(xué)邊界條件假設(shè)

(1)初始溫度場(chǎng)

測(cè)試當(dāng)天環(huán)境溫度變化曲線如圖5所示，梁體結(jié)構(gòu)的初始溫度和環(huán)境初始溫度是一致，即11 ℃；瀝青混凝土鋪裝層的實(shí)際溫度為240 ℃。

圖5 溫度-時(shí)間變化曲線Fig.5 Temperature-time curves

(2)太陽(yáng)輻射量

模型中考慮太陽(yáng)輻射日變化，查詢相關(guān)資料確定了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)當(dāng)天的正午最大輻射q0=455 W/m2，并依據(jù)文獻(xiàn)[15]的研究成果，選取了太陽(yáng)輻射日變化過(guò)程的近似函數(shù)。

(3)輻射換熱

結(jié)構(gòu)體除了吸收外界短波輻射以外，自身也在不斷發(fā)射輻射波，與周圍環(huán)境形成輻射換熱。鋼箱梁與大氣接觸處的表面均設(shè)置輻射換熱面，還需要確定結(jié)構(gòu)表面發(fā)射率ε，通常瀝青鋪裝常取0.81，箱梁表面取0.4。

(4)對(duì)流換熱

根據(jù)文獻(xiàn)[16]，對(duì)流換熱系數(shù)的表達(dá)式為：

(5)

式中，ΔT為箱梁溫度與環(huán)境溫度的溫差;v為經(jīng)過(guò)箱梁表面的風(fēng)速。

已有研究表明，在估算最不利溫度效應(yīng)時(shí)，鋼箱梁外側(cè)風(fēng)速近似取為1 m/s[17]，瀝青混合料施工溫度與環(huán)境溫差達(dá)到229 K，鋼箱表面對(duì)流換熱系數(shù)hc為14 W/(m2·K)。鋼箱的側(cè)面及底面由于太陽(yáng)輻射小，假設(shè)溫差ΔT均為0，則計(jì)算出對(duì)流換熱系數(shù)hc為4.1 W/(m2·K)，而箱梁內(nèi)部為自然對(duì)流，空氣流動(dòng)較小，故不考慮對(duì)流換熱。

3.2 防水黏結(jié)層導(dǎo)熱系數(shù)

鋪裝層與鋼橋面板之間的防水黏結(jié)層在熱傳導(dǎo)分析中起著一定的阻熱作用。在有限元建模分析中，如考慮將防水黏結(jié)層按實(shí)體單元建模，并賦予相應(yīng)熱參數(shù)，但由于厚度方向尺寸相比其他方向的尺寸過(guò)小，極易造成求解方程病態(tài)奇異，與實(shí)際結(jié)果相差較大。結(jié)合以往力學(xué)分析[18-19]，本節(jié)將防水黏結(jié)層的厚度忽略不計(jì)，在模型中通過(guò)設(shè)置防水層的界面熱阻參數(shù)(導(dǎo)熱系數(shù)的倒數(shù))，以體現(xiàn)出防水黏結(jié)層的阻熱效應(yīng)。

基于試驗(yàn)-仿真模擬方法，選取文獻(xiàn)[20]中所用室內(nèi)模型及其鋼板溫度變化試驗(yàn)數(shù)據(jù)，借助Abaqus 建立相應(yīng)的室內(nèi)傳熱有限元模型，在模型中設(shè)置不同的界面熱阻參數(shù)值，分別計(jì)算相應(yīng)的溫度變化。基于最小二乘法的優(yōu)化方法，再將模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度的誤差平方和作為選擇依據(jù)，以誤差平方和最小的熱阻值作為最適宜的熱阻系數(shù)，得到界面熱阻值為0.007 94 (m2·K)/W。將室內(nèi)模型對(duì)應(yīng)的模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度對(duì)比，從圖6中可看出，兩條曲線的變化趨勢(shì)基本一致，因此可將此界面熱阻參數(shù)代入鋼箱梁有限元模型，以模擬鋪裝層與鋼板之間的熱傳導(dǎo)作用。

圖6 溫度-時(shí)間曲線對(duì)比圖Fig.6 Comparison of temperature-time curves

3.3 有限元模型結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

采用ABAQUS有限元軟件建立一段縱向長(zhǎng)為24 m 的正交異形板鋼箱梁模型。鋼箱頂板、U肋、隔板，均采用D4R四節(jié)點(diǎn)傳熱四邊形殼單元模擬，鋪裝塊采用DC3D8實(shí)體單元來(lái)模擬35 mm的鋪裝層。計(jì)算模型示意圖如圖7所示。本節(jié)僅考慮高溫瀝青攤鋪和日照引起的溫度荷載，其余模型中所用尺寸和各項(xiàng)計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 有限元模型尺寸及各項(xiàng)參數(shù)Tab.1 Dimensions and parameters of FE model

圖7 模型示意圖Fig.7 Schematic diagram of model

在澆注式瀝青混凝土攤鋪現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中，攤鋪機(jī)等同于一個(gè)連續(xù)移動(dòng)的熱源，而在有限元模擬中則考慮將整個(gè)連續(xù)攤鋪過(guò)程離散化，即采用生死單元法模擬攤鋪機(jī)作為移動(dòng)熱源向前傳遞溫度的過(guò)程，并在鋪裝層和鋼橋面板接觸面中設(shè)置熱傳遞接觸屬性：將縱向24 m長(zhǎng)的鋪裝層等分為8塊，將全部鋪裝層單元設(shè)置為無(wú)效單元，然后設(shè)置8個(gè)分析步，并在每個(gè)分析步中依次激活相應(yīng)的鋪裝層單元[20]。

本節(jié)主要研究高溫?cái)備佅落撓淞涸谏郎仉A段和高溫階段中溫度場(chǎng)的變化規(guī)律，將實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，由圖8可知，攤鋪區(qū)域頂板底面的模擬溫度和實(shí)測(cè)溫度在升溫階段擬合較好，驗(yàn)證了采用生死單元法的有限元建模方法能夠有效地模擬高溫?cái)備佅落撓淞旱纳郎刈兓^(guò)程，因此可將此模型用于溫度場(chǎng)的計(jì)算。

圖8 跨中頂板溫度對(duì)比圖Fig.8 Comparison of temperatures at mid-span roof

4 典型溫度場(chǎng)分析

4.1 溫度場(chǎng)豎向分布規(guī)律

圖9表示的是開(kāi)始攤鋪后，位于跨中截面攤鋪區(qū)域中心處豎向測(cè)點(diǎn)在不同時(shí)刻的溫度變化分布情況。P-1，P-2，P-3為鋪裝層測(cè)點(diǎn)，沿厚度方向的3等分點(diǎn)，S-1為頂板的測(cè)點(diǎn)，U-1～U-5為U肋測(cè)點(diǎn)，沿豎向的5等分點(diǎn)?？梢缘玫剑?1)鋪裝層與鋼板、U肋之間的溫差隨著時(shí)間的增加而逐漸減小，在30 min左右基本趨于一致；(2)U肋的溫度的升溫速率慢于與鋪裝層直接接觸的鋼橋面板；(3)鋪裝層、鋼板、U肋的溫度大約在150 min 基本穩(wěn)定。

圖9 不同時(shí)刻豎向測(cè)點(diǎn)溫度分布Fig.9 Distribution of temperatures at vertical measuring points at different time

由圖10中跨中截面S-1和U-1的溫度-時(shí)間曲線可知：(1)鋼橋面板上測(cè)點(diǎn)S-1在整個(gè)攤鋪過(guò)程中與測(cè)點(diǎn)U-1溫度分布情況相同，大約在30 min時(shí)達(dá)到最高溫度95 ℃；(2)由U-1～U-5的溫度-時(shí)間曲線可知，沿著U肋豎向溫度傳遞的滯后現(xiàn)象隨時(shí)間變化越來(lái)越明顯，各個(gè)測(cè)點(diǎn)達(dá)到的峰值溫度逐步降低，且所經(jīng)歷的時(shí)間越多；(3)對(duì)于U肋結(jié)構(gòu)還需考慮由溫差引起的溫度應(yīng)力，對(duì)比U-1和U-2溫度-時(shí)間曲線，可得到在17.8 min左右達(dá)到最大溫差74 ℃，形成的溫差將會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性造成不利影響。

圖10 豎向測(cè)點(diǎn)溫度-時(shí)間曲線Fig.10 Temperature-time curves of vertical measuring points

4.2 溫度場(chǎng)橫向分布規(guī)律

圖11表示的是跨中頂板在幾個(gè)特殊時(shí)刻沿橫向溫度分布曲線，包括攤鋪開(kāi)始時(shí)(0 s)、鋪裝層攤鋪中某時(shí)刻(100，200 s)、U肋達(dá)到最大溫差時(shí)(1 070 s)、攤鋪區(qū)域頂板溫度達(dá)到最大時(shí)(1 790 s)、整體溫度穩(wěn)定時(shí)(9 000 s)。可以得到：(1)不同時(shí)刻的橫向溫度分布規(guī)律基本一致，其橫向溫度曲線大致形成了一個(gè)以攤鋪中心線為對(duì)稱中心的對(duì)稱圖形。(2)溫度曲線中鋸齒形是頂板下方U肋導(dǎo)致，U肋處鋼橋面溫度較其他部位略低；(3)隨著時(shí)間推移，頂板溫度的影響范圍逐漸增大，最終影響大致在攤鋪邊緣左右各1 m，也就是攤鋪4.9 m寬的鋪裝層所對(duì)應(yīng)的影響范圍為7 m左右。

圖11 不同時(shí)刻橫向測(cè)點(diǎn)溫度分布Fig.11 Distribution of temperatures at transverse measuring points at different time

圖12為跨中頂板在攤鋪邊緣-0.66～0.24 m范圍內(nèi)各個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度變化曲線，0 m為攤鋪邊緣。可以得到：(1)攤鋪區(qū)域從內(nèi)到外，頂板溫度峰值時(shí)間逐漸后延，且峰值溫度逐漸降低；(2)攤鋪區(qū)域內(nèi)(0.24 m)、外(-0.21 m)溫度差別較大，大約在70 ℃；(3)對(duì)攤鋪區(qū)域中心(2.64 m)和攤鋪邊緣(0 m)的溫度-變化曲線進(jìn)行對(duì)比分析，兩測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律大致相同，僅是峰值溫度上的差異：攤鋪邊緣頂板大約在35 min左右達(dá)到峰值溫度，為45 ℃，與攤鋪中心頂板的峰值溫度相比，相差50 ℃。

圖12 橫向測(cè)點(diǎn)溫度-時(shí)間曲線Fig.12 Temperature-time curves of transverse measurement points

4.3 溫度場(chǎng)縱向分布規(guī)律

圖13中為頂板在1 070 s時(shí)溫度分布三維圖和溫度水平投影圖，橫向距離原點(diǎn)為攤鋪中心，縱向距離原點(diǎn)為攤鋪起點(diǎn)?？梢缘玫剑?1)縱向各截面的橫向溫度變化規(guī)律類似；(2)由于攤鋪時(shí)間差，同一時(shí)刻沿縱向有一定溫度差；(3)縱向溫度分布三維圖中鋸齒形是由頂板下方橫隔板導(dǎo)致，致使橫隔板處頂板的縱向溫度有著規(guī)律性的降低，溫差在6～7 ℃，縱向影響范圍大約為橫隔板附近各0.6 m，但離攤鋪邊緣線越遠(yuǎn)，橫隔板所造成的影響逐漸減小。

圖13 縱向溫度分布三維圖(1 070 s)Fig.13 Three-dimensional diagram of longitudinal temperature distribution (1 070 s)

5 最不利溫度荷載作用下的正交異性鋼橋面板溫度力學(xué)響應(yīng)

5.1 有限元模型概況

本節(jié)將針對(duì)性地研究高溫?cái)備佅聦?duì)鋼箱梁力學(xué)響應(yīng)及變形效應(yīng)的影響，不計(jì)鋼箱梁自重，只考慮瀝青混凝土產(chǎn)生的溫度荷載，通過(guò)將上文正交異性板鋼箱梁溫度場(chǎng)分析模型導(dǎo)出鋼箱梁溫度變化數(shù)據(jù)，作為應(yīng)力場(chǎng)分析模型中溫度荷載。應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模型在溫度場(chǎng)模型的基礎(chǔ)上，尺寸參數(shù)保持不變，添加鋼材和瀝青混凝土的材料參數(shù)，見(jiàn)表2。在應(yīng)力場(chǎng)分析模型中需要設(shè)置邊界條件，在吊桿位置處約束鋼箱梁的豎向位移，在鋼箱梁的跨中中心位置處約束鋼箱梁的橫向位移和縱向位移，在這種約束條件下，模型在縱向和橫向上可以自由地進(jìn)行伸縮，對(duì)于節(jié)段箱梁而言，該邊界條件最為接近實(shí)際工作狀態(tài)的約束方式。

表2 鋼材和瀝青混凝土的材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of steel and asphalt concrete

5.2 最不利溫度荷載作用下的正交異性鋼橋面板溫度力學(xué)響應(yīng)

攤鋪引起的溫度應(yīng)力主要集中分布于攤鋪區(qū)域附近。圖14表示的是頂板縱向正應(yīng)力達(dá)到最大值時(shí)(1 790 s)三維分布圖和水平投影圖，橫向距離原點(diǎn)為距攤鋪邊緣線1.2 m處，縱向距離原點(diǎn)為攤鋪起點(diǎn)。可以得到：(1)位于攤鋪區(qū)域的頂板主要受壓應(yīng)力，其縱向正應(yīng)力由攤鋪中心線沿兩側(cè)向攤鋪區(qū)邊緣橫向遞減，同時(shí)縱向正應(yīng)力在縱向上由跨中截面向兩側(cè)遞減，最大壓應(yīng)力位于攤鋪中心線處跨中截面附近，最大壓應(yīng)力溫度增量為139 MPa；(2)位于非攤鋪區(qū)的頂板主要受拉應(yīng)力，以距攤鋪區(qū)邊緣線0.36 m處頂板為例，最大拉應(yīng)力溫度增量為70 MPa；(3)縱向正應(yīng)力分布三維圖中鋸齒形是由頂板下方橫隔板導(dǎo)致，致使橫隔板處頂板的縱向正應(yīng)力有著規(guī)律性的降低，約為8 MPa。

圖14 縱向正應(yīng)力分布三維圖Fig.14 Three-dimensional diagram of longitudinal normal stress distribution

攤鋪邊緣處的應(yīng)力較為復(fù)雜，以左側(cè)的攤鋪邊緣線為例，分別選取左右兩側(cè)各3 m范圍內(nèi)的頂板為研究對(duì)象，圖15表示的是鋼橋面板縱向應(yīng)力沿橫向分布圖。可以得到:(1)鋼橋面板沿橫向的縱向應(yīng)力以攤鋪邊緣線為分界線由拉應(yīng)力過(guò)渡到壓應(yīng)力，主要是因?yàn)閿備亝^(qū)域的頂板在溫度作用下熱脹產(chǎn)生局部的拉伸變形，使得溫度相對(duì)較低的非攤鋪區(qū)受拉出現(xiàn)拉應(yīng)力，而非攤鋪區(qū)的頂板反過(guò)來(lái)限制攤鋪區(qū)頂板變形，攤鋪區(qū)頂板出現(xiàn)壓應(yīng)力；(2)鋼橋面板的1/4截面和跨中截面的應(yīng)力變化趨勢(shì)相同，表明攤鋪時(shí)縱向各截面影響基本一致，影響溫度應(yīng)力的主要為橋面板與攤鋪層的橫向位置關(guān)系。

圖15 縱向應(yīng)力沿橫向分布圖Fig.15 Transverse distribution of longitudinal stresses

6 結(jié)論

本研究以瞬態(tài)溫度場(chǎng)理論和熱力學(xué)邊界假設(shè)條件為基礎(chǔ)，基于試驗(yàn)-數(shù)值模擬方法得到界面熱阻參數(shù)，采用生死單元法建立相應(yīng)的溫度場(chǎng)有限元模型，分析了高溫?cái)備佅抡划愋凿摌蛎姘鍦囟葓?chǎng)時(shí)空變化規(guī)律。

(1)通過(guò)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了該模擬方法的可靠性，可為類似高溫?cái)備佅聵蛄航Y(jié)構(gòu)的模擬方法提供參考。

(2)研究結(jié)果表明，在開(kāi)始攤鋪澆注式瀝青混凝土30 min左右，攤鋪區(qū)域處跨中鋼橋面板上達(dá)到最高溫度95 ℃；大約在17.8 min左右，U肋上下端達(dá)到最大溫差74 ℃，在結(jié)構(gòu)中必須考慮由U肋溫差引起的溫度應(yīng)力。因此，在施工過(guò)程計(jì)算和施工監(jiān)測(cè)中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注攤鋪過(guò)程15～30 min后的U肋與頂板相交部位。

(3)隨著攤鋪過(guò)程的進(jìn)行，頂板溫度的橫向影響范圍逐漸增大，最終影響在攤鋪邊緣左右各約1 m，攤鋪區(qū)域中心和攤鋪邊緣的溫度差別較大，大約在50 ℃。

(4)橫隔板處頂板的縱向溫度較其他截面低，溫差在6～7 ℃，縱向影響范圍大約為橫隔板附近各0.6 m，但離攤鋪邊緣線越遠(yuǎn)，橫隔板所造成的影響逐漸減小。