温度作用（精选9篇）
温度作用 篇1
引言
某工业厂房采用钢筋混凝土框架结构, 纵向长度为81m。根据《混凝土结构设计规范》[1]规定现浇钢筋混凝土框架结构伸缩缝最大间距为55m。但由于工艺布置的需要, 本工程厂房长度为81m, 超过规范所允许的限值。本文采用有限元进行结构计算, 分析厂房在温度作用的内力分布, 并对超长厂房结构的设计、施工、管理等方面提出一些建议。
1 厂房结构布置
本工业厂房横向为框排架承重体系, 框排架的跨度分别为11m、9m、27m;纵向由纵梁和柱组成纵向框架结构体系, 柱距均为9m, 共9跨;厂房框架柱截面分别为700x1600、700x1800、700x1400、700x1400;混凝土框架梁、柱混凝土强度等级均为C40。
2 厂房计算温差的确定
混凝土结构计算温差包括结构实体实际温度差值变化 (即季节温差) 和混凝土收缩当量温差两部分。季节温差是指由于季节温度的变化, 结构使用环境温度与安装固定时的温度差值。混凝土收缩当量温差是指混凝土中所含水分的变化、化学反应、温度变化等因素引起的混凝土体积缩小折算成相应的温度减小值。
对于钢筋混凝土结构, 季节温差以钢筋混凝土终凝是的温度和该建筑物在使用期间可能遇到的最大或最小温差来计算, 习惯上季节温差取为:
其中:Tmax为最热月的平均温度, Tmin为最冷月的平均温度, T0为混凝土终凝时的温度。
混凝土收缩当量温差的计算模式采用王铁梦公式[2], 即:
通过计算混凝土收缩量, 换算成温度降低值, 类似结构混凝土收缩当量温差为-20℃左右, 本工程取-20℃来计算。
由于工程实际施工时的具体温度是不能完全确定的, 并且当量温差的计算公式也是半经验, 受各种因素影响大, 温差按照以下情况综合考虑:
T=最低月平均温度-多年平均温度+收缩当量温差
实际计算框架结构的温度内力时, 还应考虑塑性系数和松弛系数。考虑徐变的影响, 其塑性系数取0.85, 松弛系数取0.3~0.5。综合考虑各种因素, 本结构的计算温差为-41.4×0.85×0.5=-17.6℃
3 厂房温度应力计算分析
利用有限元计算软件, 对单榀纵向框架进行计算, 整体输入-17.6℃度的温差降, 梁柱的混凝土强度为C40。模型计算时仅考虑梁柱作用, 不考虑楼板对框架的作用。
经分析可以得出:钢筋混凝土框架结构在季节温差和收缩当量温差的共同作用下: (1) 底层梁中间跨框架梁轴力最大, 向边跨方向逐渐衰减; (2) 底层边跨梁柱节点处产生的梁端弯矩最大, 向跨中方向逐渐衰减; (3) 底层柱基础处产生的柱端弯矩最大, 向跨中方向逐渐衰减; (4) 随着楼层增加, 以上各层框架梁、柱内力迅速衰减, 二、三层的内力为底层梁、柱内力的3%左右, 三层以上的梁、柱内力可以不考虑; (5) 节点的最大位移出现在第二、三层, 节点位移随高度变化不一致, 位移曲线类似一个双曲线; (6) 框架梁轴力在底层为正值, 其他各层的轴力有正值, 也有负值, 也就是说, 除了底层梁受拉以外, 其他层框架梁有可能受拉, 也有可能受压; (7) 和框架梁轴力变化一致, 相应的框架柱的剪力在第二层也出现反向。
构件在温度作用下会产生变形, 如果被约束而被阻止了这种变形, 就会产生温度内力。 (1) ~ (4) 条中, 厂房框架温度降低, 框架自然收缩变形, 由于基础的约束作用, 阻止了框架的收缩变形, 从而产生了温度内力;且由于框架梁的轴向刚度 (EA/L=385k N/mm) 比框架柱的侧向刚度 (3n EI/L3=62.4k N/mm) 要大得多, 厂房框架纵向的收缩变形在底层已经完成, 从而导致温度内力集中在底层。 (5) ~ (7) 条中, 由于框架柱有一定的侧向刚度, 在底层柱变形较大时, 会在上一层 (或几层) 产生一个相反方向的变形, 从而在上一层框架梁中产生一个反向的内力——压力。
为进一步了解温度作用下框架产生的内力分布规律, 笔者通过调整纵向框架长度、底层柱高度、框架梁截面、框架柱截面, 计算不同条件下相同温差所产生的梁最大轴力。
经分析我们可以得出, 不同长度厂房框架在相同温差下产生的梁最大轴力随底层柱高度的增加而减小, 随厂房纵向框架长度、框架梁截面积、框架柱截面积的增加而增加, 基本呈线性关系。
4 减小厂房温度应力的措施
以上对厂房纵向框架的内力分析我们可以看出, 当厂房结构纵向长度超过规范限值时, 温度作用的效应是不可以忽略的, 如何尽量避免产生过大的温度作用效应, 是厂房结构设计时必须要考虑的问题。
工业厂房的楼层高度受工艺布置的限制, 很难调整底层结构高度, 增加厂房基础埋深, 也会导致地震作用、风荷载等荷载效应的增加。虽然可以通过调整框架梁的截面减小温度应力, 但实际工程中考虑到混凝土楼板约束, 减少框架梁截面的意义也不大。因此在结构保证安全的前提下, 尽量减小框架柱的截面、改变底层纵梁的布置可以达到减小厂房温度应力的效果。
增加建筑的外保温、保证一定室内工作温度可以减小季节温差, 而选用低水化热水泥、减小水泥用量、控制水胶比、加强混凝土养护、增加后浇带等等措施可以减小混凝土收缩当量温差。通过减小计算温差, 也可以达到减小厂房温度应力的效果。
摘要：本文分析钢筋混凝土框架计算温差, 利用有限元分析软件, 对钢筋混凝土框架在计算温差作用下的结构受力进行分析, 得出框架受温度作用的影响因素, 并提出减少温度应力的措施。
关键词：钢筋混凝土,框架,温度作用,分析
参考文献
[1]《混凝土结构设计规范》 (GB50010-2010) .中国建筑工业出版社, 2010.
[2]王铁梦.工程结构裂缝控制[J].中国建筑工业出版社, 1997.
温度作用 篇2
本文从降低投资与运行费的角度对堆肥技术与工艺进行分析,并指出堆肥技术的提高不在于单纯地提高机械化的程度,而是要把握生物反应系统的.主要反应条件,并对通风量进行优化.对过程的影响因素--氧含量、温度、湿度进行了系统分析,并介绍了相应的控制方法与工程技术.
作 者：徐文龙 章菁 乌鲁斯・莱德 张健 作者单位：徐文龙(建设部环境卫生工程技术研究中心,北京,100029)
章菁,乌鲁斯・莱德,张健(万若(北京)环境工程技术有限公司,北京,100037)
温度作用 篇3
摘要：设计并进行了2组采用不同条件固化的胶黏剂的拉伸剪切试验，研究了结构胶黏剂的剪切强度和剪切刚度随温度升高的变化规律，以及不同温度下胶黏剂剪切破坏模式。试验发现，室温固化的胶黏剂再次经历高温后，其玻璃化温度Tg有了30℃左右的提高；随着温度的升高，胶黏剂剪切强度和剪切刚度总体上呈下降趋势，且在其玻璃化温度Tg前后20℃的区域内变化最为明显。研究表明，胶黏剂玻璃化温度是影响胶黏剂温度作用下剪切性能的关键因素，同时高温固化方式可以提高胶黏剂玻璃化温度，延缓胶黏剂剪切强度和剪切刚度的下降。在此基础上，引入玻璃化温度这一重要参数，给出了结构胶黏剂的剪切强度及剪切刚度与温度之间的关系模型，为实际工程应用提供了参考。
关键词：胶黏剂；温度作用；玻璃化温度；剪切性能；剪切试验
中图分类号：TU58 文献标识码：A
作为一种方便快捷的黏结材料，结构胶黏剂已经广泛应用于建筑结构加固领域，其中包括黏钢加固，粘贴碳纤维（CFRP）加固以及化学植筋等。目前最广泛使用的结构胶黏剂多为有机类树脂材料，此类材料对于温度具有较高的敏感性，在温度超过其玻璃化温度时，胶黏剂分解或软化，逐步丧失传递剪力的作用，从而严重影响加固效果。虽然现有规范对结构胶黏剂的使用给出了环境温度限值，但是对环境温度改变时其力学性能的研究还不够深入，力学性能与玻璃化转变温度（Tg）间的关系仍不明确。因此，研究结构胶黏剂在温度作用下黏结性能的影响因素及其变化规律，对于促进黏钢和粘贴碳纤维加固技术的推广，就显得十分必要。
针对结构胶黏劑在不同温度下的力学性能，部分学者进行了试验研究。吴波等进行了7组碳纤维配套胶黏剂的拉伸剪切试验，研究分析了其黏结强度随温度的变化关系，指出当温度大于60℃时黏结强度开始明显下降，温度大于120℃时即可认为胶黏剂丧失黏结效果。刘凯、罗仁安等对加固结构胶材料进行了25～60℃温度作用下黏结剪切试验，试验发现温度升高至45℃后，剪切强度与模量急剧下降。彭勃等对加固用结构胶黏剂耐热性能进行了研究，并建议应重视环境温度升高对结构胶力学性能的影响。Klamer等对结构胶黏剂在20～80℃温度作用下的弯曲强度和弹性模量进行了试验研究，试验中强度和弹性模量都随着温度的升高而降低。不同试验中，随着温度升高，胶黏剂的剪切强度存在2种不同的变化规律。一是先升后降，如文献和中分别在40℃和45℃时出现剪切强度上升的现象；二是直接下降，且在40～80℃范围内降低幅度最大。但是，造成这种不同现象的原因并不十分明确。另外，本文作者前期进行采用胶黏剂作为基体材料的CFRP混凝土界面双面剪切试验中，同样出现这2种不同的变化规律，但并不能很好地解释2种规律的原因。
从上述研究中可以看出，不仅剪切强度随温度变化趋势存在不同，而且不同试验中性能下降点出现的温度也明显不同。为了进一步研究导致这些差异的原因，明确温度作用下胶黏剂性能变化机理，本文进行了温度作用下不同固化条件的胶黏剂力学性能试验，进一步探索温度及固化条件对胶黏剂高温剪切性能的影响，并结合胶黏剂玻璃化温度这一参数，研究了胶黏剂剪切强度、刚度与温度之间的变化关系。
1试验设计
1.1试件设计
试验参照《胶黏剂拉伸剪切强度的测试（刚性材料对刚性材料）》（GB/T 7124-2008）设计制备试件。拉伸剪切试件细部尺寸如图1所示。试件中钢片采用45号钢，单个钢片尺寸为100 min×30 mm×2.5 mm，黏接长度为12.5 mm，夹持长度为37.5mm，胶层厚度为0.2 mm。制作过程中，为减少加载偏心，在两侧夹持区域各黏结一根37.5 mm×30mm钢垫片。胶黏剂采用新日本/辰日株式会社生产的TH系列结构胶，由环氧树脂主剂与固化剂按照2：1（质量比）的比例混合而成。
为了研究不同固化条件对胶黏剂在温度作用下性能的影响，试件分别采用2种不同的固化方式，其中A组试件在常温下固化7 d后直接进行试验，B组试件则在常温固化7 d后，置于100℃恒温箱中固化3 h，待完全恢复常温后再进行试验。试验工况见表1，原则上每个温度下进行3个试件的试验，由于试件数量限制，部分温度下试验的试件个数根据数据的稳定性进行了酌减，2组总计29个试件。试件照片如图2所示。
1.2测试方法
试验加载设备采用德国Zwick公司的Z020型高低温电子万能材料试验机。Z020型高低温电子万能材料试验机采用气动夹具夹持，最大加载拉力为20 kN，两夹头间距112.5 mm，下部夹头固定，上部夹头可上下移动。试验采用位移加载控制，加载速率为0.3 mm/min，当荷载降至极限荷载的50%时停止加载。试验机采用自带荷载和变形传感器来捕捉测量试件所受拉力和夹头间相对位移，采用testX-pert II材料试验智能测试软件进行处理，并于计算机界面实时显示。试验中，取当前温度下所达到的最大荷载作为破坏荷载。试验结束后，记录试件破坏形态。
配套环境箱的温度控制范围为.80～250℃，温度控制精度在1℃以内。进行不同温度作用试验时，先设定试验温度，当环境箱温度达到目标温度以下5℃左右时，打开环境箱，并放入试件夹紧，关闭环境箱，继续升温。待环境箱温度达到目标温度时开始计时，恒温3 min后进行加载。
2试验结果及分析
本文在拉伸剪切试验前首先对该胶黏剂的玻璃化温度采用热流型DSC仪TAQ20进行测试，测得室温固化条件下其玻璃化温度值为44.36℃，经历.50～300～-20℃温度循环后再次测试，其最终玻璃化温度值为74.54℃。DSC测试中胶黏剂产生的热流量随测试温度变化曲线如图3所示，发现经温度循环后胶黏剂玻璃化温度有30℃左右的提高，说明胶黏剂的实际玻璃化温度值并不是固定的，实际玻璃化温度值是受固化温度和后续使用温度影响的。
2组试件在不同温度下的极限荷载、极限位移及破坏形态记录见表2。图4～图10给出了不同温度下各试件在拉伸剪切试验中的荷载位移曲线，忽略钢片的变形，所测位移即为胶黏剂的剪切变形。
从表2中各试件破坏形态可看出，胶黏剂在温度作用下有2种基本破坏形式：界面剥离破坏和胶层内聚破坏。在温度不高于45℃时，A组试件破坏形式主要为界面剥离破坏，高于45℃后则以胶层内聚破坏为主；B组试件同样在温度不高于65℃时以界面剥离破坏为主，之后转变为胶层内聚破坏。
结合表2和图4～图10发现，胶黏剂的强度和刚度都随着温度的升高总体呈下降趋势。对比2组试件，25～35℃试验中2组曲线基本一致，A组试件平均强度值略高于B组试件；45℃试验时2组试件的试验曲线斜率基本一致，A组试件强度值明显高于B组试件；当试验温度高于55℃时，B组试件的试验曲线斜率明显高于A组试件，且极限荷载值也较高。这说明经高温固化过的B组胶黏剂要比常温固化的A组胶黏剂具有更好的耐热性。当试验温度达到100℃时，2组试件的强度和刚度再次趋近一致，但B组试件拥有更好的延性。
另外，从图4～图10中荷载位移曲线可看出：随着试验温度升高，A组和B组试验分别在45℃和80℃试验时曲线开始出现软化段，此后曲线中可看到明显的蠕变变形。软化温度与DSC测试结果中玻璃化温度数据基本一致（44.36℃和74.54℃）。
将极限荷载值除以黏结面积可得到平均黏结强度，极限荷载值除以与其相对应的位移得到平均剪切刚度。图11和图12分别为胶黏剂的平均剪切强度和平均剪切刚度随温度的变化情况。
根据图11和图12可发现，2组试件的黏结性能随温度变化趋势主要有以下区别：
1）随着温度升高，材料性能均有下降的趋势，但B组试件性能下降明显晚于A组试件。说明经过高温固化的B组试件胶黏剂的耐热性能得到了提高。
2）试验过程中，材料的剪切强度和刚度均在温度达到各自玻璃化温度（图11和图12中的虚线位置对应的温度）后下降最为剧烈，这说明玻璃化温度是影响胶黏剂在温度作用下力学性能的一个关键因素。相比于常温固化的A组试件，经过3 h的高温固化后B组试件的胶黏剂玻璃化温度有了明显的提高，因而延缓了材料性能的退化。
3）A组试件在45℃试验时剪切强度有明显上升的现象，文献中存在同样的试验现象。这是由于A组试件胶黏剂在常温下并未固化完全，固化程度不高，在低于玻璃化温度的試验升温和恒温过程中继续发生固化反应，这种后固化反应增强了胶黏剂内部交联度，从而提高了内聚强度；当温度继续升高时，胶黏剂性态转变成为决定强度变化的主导因素，从而导致强度的持续下降。随温度升高，胶黏剂分子链段运动加剧，应力集中减少，渗透能力升高，也在一定程度上对黏结强度有提高效果。
目前，对环氧树脂胶黏剂耐热性能的提高主要从改进环氧基结构、采用改性固化剂等材料制备方面进行，而在施工方面，固化条件对胶黏剂的耐热性能也有显著影响。根据本文试验数据可看出，固化条件对后期温度作用下胶黏剂黏结性能同样有着重要影响。实际工程中，大多数环氧树脂胶黏剂均采用室温固化，其固化反应并不完全，实际玻璃化温度仅有50～60℃。在后期经历高于其最初的固化环境温度时，会继续发生固化反应，内聚力增强，从而可局部提高界面的高温黏结性能。因此，本文建议在条件允许的情况下，可采用人工方式对常温固化的胶黏剂进行后期的高温固化，或在施工时直接采用高温固化，以提高耐热性能。
3温度作用下胶黏剂黏结性能变化规律
影响胶黏剂温度作用下黏结性能的因素很多，其中玻璃化温度是一个关键因素。为合理表达胶黏剂在高温下的性能变化，本文引入试验温度与玻璃化温度的差值（T-Tg）作为变量，采用强度折减系数ητ和刚度折减系数ηk两个参数来具体研究。
对已有试验以及本文试验数据重新分析，各试验试件力学性能折减系数与试验温度和玻璃化温度差值（T-Tg）的关系如图13和图14所示。除文献中无测试结果采用力学性能退化区段中心对应的50℃为Tg值外，各胶黏剂的玻璃化温度均采用各试验测试值。从图13和图14中可看出，大部分性能退化发生在玻璃化温度Tg±20℃的范围内。
因为完全固化情况下胶黏剂黏结强度上升不明显，可不考虑玻璃化温度前出现的增加情况。在此基础上，可给出温度作用下胶黏剂剪切强度折减系数和剪切刚度折减系数与温度差值（T-Tg）之间的关系模型：
（1）
（2）式中：T为实际温度值，Tg为胶黏剂实际的玻璃化温度值，℃；τa（T）和τa，0分别为温度为T和常温（20℃）时的胶黏剂平均剪切强度，MPa；Ka（T）和Ka，0分别为温度为T和常温（20℃）时胶黏剂的平均剪切刚度，N·mm-1。
回归拟合曲线与试验点之间的比较如图13和图14所示。从图中可看出，曲线与试验结果总体上吻合较好；经计算，试验数据与式（1）和式（2）的相关系数分别为0.829 2和0.913 8，说明拟合曲线具有较好的代表性。因为现有试验数据只涉及常温至Tg+60℃的温度范围，故回归公式的适用温度下限取为20℃，上限取Tg+60℃。实际情况中，胶黏剂在过高的温度下会发生降解反应而完全失去强度，为安全起见，可将温度超过Tg+60℃时的胶黏剂剪切强度和刚度近似取为0。
4结论
通过胶黏剂力学性能试验研究，以及对比分析前人的试验结果，得出如下结论：
1）随着温度升高，胶黏剂的剪切强度和刚度整体上呈下降趋势，在远离玻璃化温度的区域变化不大，变化集中在玻璃化温度Tg±20℃的范围内。
2）高温固化有助于提高胶黏剂的实际玻璃化温度。相比常温固化，高温固化通过提高胶黏剂的实际玻璃化温度可以改善其高温性能。
3）本文建立的胶黏剂在不同温度作用下的剪切强度和剪切刚度关系模型与试验结果吻合较好，可供实际工程应用参考。
反应堆温度系数的作用机理解析 篇4
1.1 慢化剂温度对反应性影响的途径
1.1.1 原理分析
(1) 由于热中子是与所处介质处于热平衡时的中子, 所以当慢化剂温度上升时, 热中子能谱会硬化, 即热中子平均能量会升高, 进而会产生以下的影响。
(1) 共振中子增多, 进而使U238、Pu240的低能共振吸收增加, 即逃脱共振吸收几率P降低, 使堆芯反应性降低;
(2) 使裂变吸收比δf/δa降低, 即有效裂变中子数η降低, 使堆芯反应性降低;
(3) 堆芯内对热中子的吸收截面随能量增加而降低, 中子的扩散长度增加, 即中子不泄漏率降低, 堆芯反应性降低;
(4) 中子在发生快裂变的高能区停留较长的时间, U238的快裂变因子增加, 即ε增大, 但慢化剂温度对ε的影响不大。
(2) 对于慢化剂体积能随温度而变化的情况, 当慢化剂温度上升时, 慢化剂密度降低, 还会产生以下影响:
(1) 水的散射截面Σs降低, 慢化能力降低, 使中子慢化跳过共振能量区的能力降低, 使中子的逃脱共振吸收几率P降低, 就会使堆芯反应性降低;
(2) 慢化剂的吸收截面Σa降低, 使热中子的利用系数f增加, 使堆芯反应性增加;
(3) 由于Σs、Σa的降低, 使中子的徙动长度M增加, 中子的泄露增加, 会使堆芯反应性降低。
对于压水堆, 反应性随温度升高是降低还是增高, 要看此时反应堆是在欠慢化区还是过慢化区。在欠慢化区逃脱共振吸收几率P占主导, 随温度升高, 反应性降低, 即慢化剂温度系数为负;在过慢化区, 热中子利用系数f占主导, 随温度升高, 反应性升高, 即温度系数为正, 如图1。
1.1.2 高温气冷堆与压水堆慢化剂温度对反应性影响途径的区别
在高温气冷堆中, 慢化剂温度对反应性的影响途径主要是1.1.1节中的第 (1) 条, 这是由于高温气冷堆的石墨慢化剂不存在体积的变化, 或体积的变化影响很小。由以上分析可知, 在无氙的情况下, 无论是在欠慢化还是过慢化, 高温气冷堆慢化剂温度系数都基本为负;而在压水堆中, 慢化剂温度对反应性的影响途径是1.1.1节中的第 (1) 、 (2) 条, 其中起主要作用的是第 (2) 条中的 (1) 、 (2) 两点。
1.2 影响慢化剂温度系数的因素
1.2.1 温度
(1) 高温气冷堆中, 负温度系数绝对值随温度升高而下降, 因为:
(1) 石墨慢化剂随温度上升, 慢化能力降低, 且降低的相对值越来越小, 所以慢化剂温度系数随温度的上升而减小, 但减小的趋势趋于平缓, 如图2。
(2) 氙135随温度上升, 其吸收截面迅速减小, 即慢化剂随温度上升, 释放出更多的反应性, 对反应性有正的贡献。如图2。
(2) 压水堆中, 在欠慢化区, 负温度系数绝对值随温度的升高而增大, 因为:
(1) 在高温时, 水的膨胀量比低温时膨胀量大, 由于水的膨胀, 堆内的硼浓度减少。升温时, 硼的减少释放的正反应性较低温时小, 即对热中子利用系数的正贡献相对较小, 所以高温时的温度系数绝对值比低温时大。
(2) 在欠慢化区时, 相同的温度变化, 水在高温时密度变化比水在低温时的大, 所以温度越高反应性变化越大, 即负的慢化剂温度系数绝对值越大。
所以, 在压水堆中, 慢化剂温度不能太低, 尤其在当反应堆启动时, 为了保证足够大的负温度系数, 要求慢化剂温度不能低于要求的温度。
1.2.2 控制棒
堆内有控制棒的慢化剂温度系数较没有控制棒的更负, 因为温度增加时, 中子徙动长度增加, 在无棒的情况时, 中子徙动长度增加, 只会增加堆芯周围的泄露;当控制棒插入后, 温度升高, 中子徙动长度的增加, 使控制棒作用范围增加, 吸收更多的中子, 反应性降低。所以, 当控制棒插入时, 对于同样的温度变化, 意味着向堆芯引入更多的负反应性。值得注意的是, 由于高温气冷堆控制棒在侧反射层内, 通过改变堆芯中子的泄露率来影响反应性, 而压水堆的控制棒在堆芯, 是通过改变堆芯热中子的利用系数来影响反应性。
1.2.3 燃耗
(1) 在压水堆寿期末, 燃耗增加, 就需要降低硼浓度来释放反应性, 所以在寿期末的硼浓度最低, 由于硼浓度的正效应最小, 所以负慢化剂温度系数最大。
国内外很多压水堆在寿期初慢化剂温度系数设置为正, 根本原因是设计者期望慢化剂中硼浓度合理、可行、尽量高, 使后备反应性足够高, 以保证经济效益。使慢化剂温度系数变负最有效的办法就是插入调节棒组, 使反应堆中慢化剂硼浓度降低。
(2) 由于寿期末时, 中子通量高的地方燃耗也会高, 裂变产物多, 能够展平功率, 则堆芯边缘处的中子通量也会升高, 中子泄露率会升高, 所以在寿期末, 慢化剂温度升高, 中子扩散长度增加, 会引起更多中子泄露。
(3) 燃耗造成的裂变产物理论上相当于控制棒, 慢化剂温度升高, 使裂变产物吸收作用范围增加, 吸收中子增多;但是慢化剂温度升高, 中子能量增加, 裂变产物对中子的吸收截面变小, 吸收减少。裂变产物在堆芯内是各处都存在的, 所以它的吸收范围总是整个堆芯, 即吸收范围总是不变, 因此起主要作用的是后者即吸收截面变小, 吸收中子减少, 此时的毒物相当于压水堆中的硼, 随温度升高要释放一部分反应性。
1.2.4 富集度、C/U及H/U
对于压水堆, 从图1中曲线可以看出, 相同富集度下, 在欠慢化阶段, 随着H/U变小, 慢化剂温度系数变大, 但是随着H/U变小, 仍然存在最大值, 因为能谱过于硬化, 使更多的中子移出共振吸收谱范围, 因此H/U继续变小会使温度系数变小。另外, 对于不同的H/U, 随着富集度增加, 慢化剂温度系数绝对值不一定增大, 对于此种现象, 主要看过多的中子在共振吸收能谱区的偏左还是偏右, 如果偏左, 则随着富集度增加, 能谱硬化, 慢化剂温度系数绝对值增加;能谱偏右的话, 富集度增加, 能谱进一步硬化已不起作用, 所以慢化剂温度系数绝对值减小。
高温堆存在初装堆芯、过渡堆芯、平衡堆芯的不同阶段, 初装堆芯的慢化剂温度系数绝对值要大于平衡堆芯, 例如HTR-PM平衡堆芯的慢化剂温度系数约为-0.8pcm/℃, 但初装堆芯的慢化剂温度系数约为-10 pcm/℃。其主要原因首先是初装堆的C/U比更大, 且燃料富集度小, 使热中子谱更加热化, 单位温度的变化对慢化剂慢化性能的改变影响更大, 使反应性变化更大;其次是过渡到平衡堆芯后, 堆内已经积累的一定量的毒物, 但温度升高, 能谱硬化, 使毒物对中子的吸收减弱, 会释放正反应性, 进一步使慢化剂温度系数绝对值降低。但要注意的是, 虽然平衡堆芯的U238的含量比较大, 慢化剂温度升高后, 能谱硬化使U238、Pu240的低能共振吸收增加, 起到增加负反应性的作用, 但此点的作用不是主要的。综上所述, 初装堆芯过渡到平衡堆芯的整体过程中, 慢化剂温度系数绝对值是变小的。
2 燃料温度系数
2.1 燃料温度对反应性影响的途径
无论是压水堆还是高温堆, 其燃料温度系数都是由于自屏效应 (包括非均匀堆的空间和能量自屏) 和多普勒展宽共同作用使共振中子逃脱共振吸收的几率P下降, 从而使燃料温度系数总是为负的。并且能谱的硬化会使共振区中子份额增多, 使多普勒展宽的作用更明显。
2.2 影响燃料温度系数的因素
2.2.1 温度
由于Pu240、U238随温度的升高, 其多普勒展开越来越不明显, 即Pu240、U238共振吸收的惰性越来越大, 不能引起更多的中子吸收。所以随温度的升高, 燃料温度系数绝对值减小。
2.2.2 燃耗
随着反应堆运行, Pu240越来越多。在低温时, Pu240具有强烈的共振吸收峰, 在高温时Pu240自屏效应不明显, 即其多普勒展宽不能引起更多中子的吸收:
(1) 在高温时, U238的贫化较Pu240的积累更为重要, 所以寿期初温度系数绝对值较寿期末大;
(2) 在低温时, Pu240积累更为重要, 所以寿期初的温度系数绝对值较寿期末小。
2.2.3 富集度
由于富集度增加或燃料装载量增加, 一方面会使能谱变硬 (富集度的增加, 相当于增加了反应性, 为了维持相同的功率, 就需要引入其它控制毒物降低反应性, 吸收热中子或减少慢化剂, 使能谱变硬, 同时热中子和快中子注量率都减小) , 引起U238和Pu240低能共振吸收增加, 增加了引入负反应性的幅度, 使燃料温度系数绝对值增大, 但是另一方面由于U238比例少, 温度系数绝对值会变小, 前后两方面存在着竞争。前一方面占主导作用时, 随富集度增加燃料温度系数绝对值增大, 但随着燃耗的增加, 易裂变核的消耗, 能谱硬化变缓, 在寿期末时, U238的份额占主要作用, 使高富集度的燃料温度系数小于低富集度的燃料温度系数, 由于在低温时, Pu240积累更为重要, 所以其中不论富集度高低, 随着燃耗增加, 燃料温度系数的绝对值是增大的。但值得注意的是, 随着富集度增加到一定值时, 后一方面占主导作用, 由于U238的份额的减小, 会使燃料温度系数绝对值降低, 如HTR-PM的燃料富集度为8.5%, 其燃料温度系数约为-4 pcm/℃, 而HTR-10的富集度为17%, 但平衡堆芯冷态时最大燃料温度系数约为-3 pcm/℃, 其绝对值比HTR-PM小。高温堆从初装堆芯过渡到平衡堆芯燃料温度系数绝对值增大的主要是前一方面的原因, 即燃料富集度增加, 燃料装载量增加, 能谱硬化, 且U238的量增加, 所以平衡堆芯的燃料温度系数绝对值大于初装堆。
2.2.4 毒物
相比高温堆没有控制毒物, 压水堆堆芯含有硼酸和可燃毒物棒。由于控制毒物的存在, 快中子与热中子的比值相对增大, 即能谱硬化, 燃料温度系数绝对值增大。
值得一提的是, 由于高温气冷堆的燃料富集度比较高, 并且慢化剂为石墨, 比压水堆的慢化效果差一些, 所以高温气冷堆的热中子能谱较压水堆硬, 所以高温堆的燃料温度系数绝对值比压水堆高, 约是压水堆的2倍 (高温堆燃料温度系数约为4 pcm/℃, 压水堆燃料温度系数在2.4~2.8 pcm/℃之间) ;但是由于压水堆的慢化剂在温度变化时体积变化较大, 而高温堆的慢化剂石墨在温度变化时没有体积变化, 主要是慢化性能的改变, 所以压水堆的慢化剂温度系数较高温气冷堆高的多 (高温堆慢化剂温度系数约为0.8 pcm/℃左右, 而压水堆慢化剂温度系数50~60 pcm/℃之间) , 但高温气冷堆堆芯温度的主要限制是燃料球温度不超过1600℃, 正常运行时的燃料平均温度为600℃左右, 有1000℃的裕量, 在发生事故时可提供足够的负反应性。压水堆的堆芯的安全限值主要在于防止一回路冷却剂的偏离泡核沸腾, 压水反应堆正常运行时冷却剂温度只有20℃的裕量, 所以高温气冷堆关于反应性的固有安全性, 并不是负的温度系数大, 而是因为有足够的温度裕量。
3 反射层温度系数
3.1 反射层温度对反应性影响的途径
反射层温度升高后, 反射层中的中子能谱硬化, 这使反射层对中子的吸收截面降低。进入反射层中的中子吸收减少, 则被反射到堆芯的中子增多, 即中子泄漏率减少, 说明反射层温度系数为正。
HTR-PM堆热态满功率平衡氙状态下平衡堆芯的反射层温度系数较慢化剂温度系数绝对值高 (慢化剂约-0.8 pcm/℃, 反射层约1.5 pcm/℃) 。
对H T R-1 0 M W球床堆, 石墨的快中子慢化长度及热中子扩散长度较大, 因而堆芯要有相当一部分中子泄露出堆芯, 泄露的中子约占中子消失率的30%。
3.2 影响反射层温度系数的因素
温度:因为反射层的慢化能力随温度升高而降低, 所以随温度的升高, 反射层的正温度系数变小。
4 结语
反应堆温度系数是影响反应堆安全运行的最直接因素。影响温度系数的正负、大小以及变化趋势的因素众多, 但无论对什么堆型, 应在设计上和运行过程中, 选取合理的设计参数和遵守运行条件和限值, 始终保持温度系数为负, 并维持在合理的范围内, 这样才能使反应堆具有自稳特性。
而作为电厂运行人员更要能根据其作用的原理和影响因素, 正确分析和判断温度系数对反应性的影响, 例如, 正常情况下认为, 反应堆降功率应该是下插控制棒。但是在欧洲, 由于电网很小, 核电站需要参与功率调节, 并且采用堆跟机的模式, 在降功率的过程中需要提升控制棒, 原因是由于二回路功率下降, 载热减小, 堆内温度上升, 负温度系数下降, 并且会产生碘坑, 反应性继续下降, 为了保持反应性平衡, 就需要提升控制棒。切尔诺贝利事故就是在碘坑中为了维持功率持续提升控制棒, 引入很大的反应性, 并且叠加正空泡系数, 使反应堆功率迅速增长, 酿成严重的事故。
摘要：高温气冷堆与压水堆因慢化剂和燃料元件的不同, 两种堆型的物理特性存在诸多差异, 其反应性控制与安全要求亦存有较大区别, 包括堆芯温度对反应性的影响途径、反应堆温度系数随温度和燃耗的变化趋势等均需要在运行工作中格外关注。该文对高温气冷堆与压水堆各温度系数的作用原理和影响因素进行全面的对比分析, 探讨造成以上不同的具体因素, 旨在使核电厂运行人员正确理解反应堆温度系数, 准确判断温度系数的变化趋势, 并在反应堆运行工作中灵活运用。
关键词：温度系数,富集度,C/U及H/U,燃耗,中子能谱
参考文献
[1]于世和, 戴翔, 曹欣荣.高燃耗下压水堆温度系数分析[C]//.中国核科学技术进展报告会议论文集.2011.
[2]郑福裕.压水堆核电厂运行物理导论[M].北京:原子能出版社, 2009.
温度荷载作用下气化炉的安全评估 篇5
国内外学者对IGCC系统及特殊设备进行过充分的研究。建立了适用于IGCC特点的联合循环系统模型, 开拓了基于全工况特性的IGCC联合循环系统设计优化新方法, 并研究开拓IGCC系统无约束时多变量综合优化设计方法。但是对于IGCC系统的工艺与设备评价方面的研究的还不多, 尚需深入研究。
本文主要针对其安全可靠性进行研究, 使IGCC的研究更加充分。
2 气化炉的数值模拟
2.1 气化炉仿真建模
本文以shell气化炉为模拟对象, 实际模型见图2.1, 其简化的模型见图2.2。建模区域为气化炉本体上部至激冷缩口, 出口直径为917mm, 下部至排渣口700mm, 在用ABAQUS模拟时简化为二维平面模型。其材料利用以上数学模型, 可以计算出气化炉在不同的压力、不同炉衬材料和不同炉温条件下, 炉体的温度分布。下面给出应用该模型的某种结构气化炉。
炉体的温度场分布计算实例。计算条件为:外炉壳材料:普通碳钢, 厚度为96mm
气化炉炉内壁温度:1 300℃~1 500℃, 气化炉周围空气温度:20℃, 运行压力约2.6~2.8Mpa。
2.2 用ABAQUS计算气化炉由温度场引起的应力应变
2.2.1 ABAQUS/CAE分析气化炉温度场过程
在ABAQUS/CAE环境下建立计算模型, 定义材料, 定义截面属性并将其赋予模型, 完成装配体, 定义分析步, 根据需要修改历史变量和场变量的输出要求保存模型。对模型施加载荷并确定边界条件。划分网格, 再次保存模型进行计算。图2.3为简化的模型 (因对称性只考虑一半) , 图2.4为模型的网格划分。
(1) 在job模块, 我们可以得到气化炉壁温度场分布情况如图2.5所示:
2.2.2 气化炉热应力计算分析
本节计算为气化炉内温度分别为1300℃和1500℃时热应力和热应变。打开tecplot, 导入fil文件, 查看热应力分布云图与位移分布云图, 如下图2.6和2.7。
由以上图2.6和2.7不同温度下气化炉顶部和底部应力应变对比, 我们可以得出以下结论:
1) 该种材料下, 气化炉正常工况下即炉内温度为1300℃时, 炉壁在高温的作用下产生了热应力, 进而造成了热应变。
2) 正常工况下, 该种材料的气化炉虽然产生热应力热应变, 但变化极小, 在安全范围内, 并不影响气化炉的正常运行。由图2.6 (c) 、 (d) 及2.7 (c) 、 (d) 我们还可看出炉壁沿X、Y方向的位移都是极小的, 甚至是可以忽略的。
3) 由于气化炉内温度最高为1300℃, 既然在此温度下气化炉是安全可靠的, 那么在该温度下应该是安全的, 所以该设计满足安全性要求。
3 数值模拟结论
本文主要采用ABAQUS软件对IGCC关键设备气化炉进行安全性评估, 对其在正常的工作温度下, 炉壁产生的应力应变进行计算分析, 得出一下结论:在ABAQUS中对气化炉进行简化建模, 利用其对称性, 我们仅研究了其对称结构的一半, 在ABAQUS计算处理模块, 计算出气化炉在正常运行温度下, 炉内壁产生的应力应变;通过在tecplot360里后处理结果分析, 我们可以得出, 在炉内温度1300℃应力和应变较小, 故气化炉在正常温度下工作是安全可靠的
摘要：作为洁净煤技术的代表, 整体煤气化联合循环 (IGCC-Integrated Gasification Combined Cycle) 发电技术是将煤气化技术和高效的联合循环相结合的先进动力系统。本文利用abaqus软件对IGCC系统关键设备气化炉进行安全性研究, 按照对象结构尺寸和运行经验建立了IGCC气化炉正常工况仿真模型。针对炉体温度引起的炉壁应力应变进行仿真分析, 从而评价其安全可靠性对IGCC关键设备的安全性的实际参考意义。
关键词：abaqus,气化炉,可靠性
参考文献
[1]迟全虎.IGCC联合循环系统建模与设计优化研究[D].中国科学院工程热物理研究所, 2004.
[2]迟全虎等.IGCC系统多变量综合优化设计[J].工热物理学报.2004, 25 (3) :361-365.
温度作用 篇6
本文基于双温模型,对飞秒激光作用下的铜箔温度场进行数值求解。通过对电子温度和晶格温度的分析,研究铜箔的温度场特性; 采用不同脉冲宽度、脉冲能量密度的激光进行计算,分析电子和晶格温度演变规律。
1 理论模型
双温模型将电子和晶格作为两个系统来进行分析,其表达式为[8]
其中,Ce、Ce分别为电子与晶格的热容; Ce= C'eTe,C'e为与电子温度无关的常数; Te、Tl分别为电子和晶格温度; x为垂直于材料表面的方向; Ke为电子热导率; g为电子与晶格的耦合系数。
式( 1) 和式( 2) 分别描述电子系统和晶格系统的温度变化规律。式( 1) 中,为电子热传导项,表示由电子热流引起的电子温度变化; g( Te- Tl)为电子- 晶格耦合项,表示由电子- 晶格耦合引起的电子温度变化; S( x,t) 是激光热源项,表示电子直接吸收激光能量引起的电子温度变化。晶格温度的变化只能通过电子- 晶格的耦合作用。因此,式( 2) 右边只有电子- 晶格耦合项。脉冲激光服从高斯分布时,激光热源项的普遍表达式为[9]
式中,ls为趋肤深度; R为材料表面反射率; I为激光能量密度; τ 为激光脉宽。激光的作用时间从t = 0 ~ 4τ,超过这一时间,激光能量对结果的影响较小,可忽略。
不同条件下,电子热导率有4 种不同的表达形式[10]
其中,K0为热平衡时金属的热导率; M为电子- 电子碰撞频率; N为电子- 原子碰撞频率; μe= Te/ TF,μl=Tl/ TF为无量纲温度,TF为费米温度; 参数 χ、η 为与材料相关的常数[11]。当电子温度< 4 000 K时,电子热导率为常量K0; 当电子温度远低于费米温度且晶格温度低于德拜温度时Ke用式( 5) 表示; 电子热导率的一般性表达式为式( 6) ,更为普遍的表达式为式( 7) 。飞秒激光作用过程中,材料电子温度从最初的室温上升到104K以上,变化范围较大。因此,本文中选式( 7 )表示Ke。
本模型采用有限差分法进行数值求解。由于激光的热注入深度为nm量级,铜箔的厚度取1 μm,以保证下表面温度保持为室温。因此,双温方程的初始条件和边界条件如下:
初始条件
边界条件
其中,L为材料厚度; t为总过程经历的时间; Δx、Δt分别为空间步长和时间步长。铜的光学参数和热学参数如表1 所示。
2 计算结果与分析
2. 1 飞秒激光作用下的温度场特征
脉宽100 fs,能量密度I = 509. 3 J/m2的激光辐照下,铜箔上表面的电子和晶格温度随时间的变化曲线如图1( a) 所示; t = 1 ps时刻,电子和晶格温度随深度的变化情况如图1( b) 所示。
由图1( a) 可知,飞秒激光辐照铜箔时,材料表面的电子温度迅速升高,在t = 260 fs时达到最大值4 958 K,这个温度超过了铜的气化温度,说明该能量密度的飞秒激光作用下产生了铜的等离子体。晶格温升比电子温升要缓慢的多,t = 260 fs时刻晶格的温度只有313 K。电子和晶格温度相差很大,处于非热平衡状态,这是因为电子热容比晶格热容小得多。此后,电子- 晶格能量进行耦合,电子温度迅速下降,晶格温度继续缓慢升高。到t = 3 ps时刻,电子与晶格达到热平衡,热平衡温度为400 K。电子与晶格达到热平衡的时间小于热扩散时间10- 11s,验证了飞秒激光作用于材料为非热熔过程。此后,电子温度继续降低,稍低于晶格温度,这种现象称为电子过冷却。电子过冷却是由于电子热容比晶格热容小,而两者的热导率相当,热平衡时,电子和晶格在相同时间内向外传递的能量基本相等,最终导致电子温度低于晶格温度。这一现象与文献[12]的结果相符。
飞秒激光与材料相互作用过程中,表层材料电子和晶格的温度变化情况需考虑电子对激光的吸收和电子- 晶格的耦合作用,而材料内部电子和晶格的温度变化则需考虑电子- 晶格的耦合作用以及不同深度处电子之间的能量传递过程。由图1( b) 可看出,电子和晶格的温度都随着深度的增大而降低,电子温度在距离表面0. 54 μm处降为环境温度300 K,而晶格温度在0. 32 μm深处降为300 K。从材料表面到0. 32 μm深度处,电子温度迅速降低。这一区间内,相邻两层的电子温差较大,电子间以热传导的形式传递能量,使得下层电子温度升高。下层电子又通过电子- 晶格耦合作用将能量传递给晶格,使得晶格温度升高,而自身温度降低。晶格振动传递能量的速率比电子传递能量的速率小,晶格间的能量传递可忽略。因此,在该范围内电子和晶格温度的变化主要是通过电子热传导和电子-晶格耦合作用。深度> 0. 32 μm后,电子温度的变化越趋于平缓,晶格温度不再发生变化。该区间内电子温度很低,由于电子热容比晶格热容低得多,电子- 晶格耦合后晶格温度几乎不改变。
2. 2 脉宽对温度场的影响
相同能量密度( I = 509. 3 J/m2) 、不同脉冲宽度( 100 fs、200 fs、500 fs和800 fs) 的飞秒激光作用下,材料表层的电子和晶格温度随时间的变化情况如图2 所示,激光的脉宽越短,电子所能达到的最高温度越高,且达到最高温度所需的时间越短。而脉宽对晶格的最高温度影响不大。电子- 晶格的耦合时间为3 ~ 5 ps,且脉宽越短,电子- 晶格耦合达到热平衡的时间也越短。达到热平衡后,电子与晶格的温度都下降,这是因表层温度向材料深处传播。
2. 3 能量密度对温度场的影响
相同脉冲宽度( 100 fs) 、不同能量密度( 509. 30 J/m2、1 018. 59 J / m2、1 527. 89 J/m2和2 546. 48 J/m2) 的飞秒激光作用下,材料表层电子温度和晶格温度随时间的变化情况如图3 所示。由图可知,激光的能量密度越大,电子温度上升的越快,所能达到的最高温度越高,最终电子和晶格的热平衡温度也越高,并且达到热平衡所需的时间也越长。根据这一规律推知,激光能量密度大于某一临界值时,电子- 晶格耦合所需的时间将超过热扩散的特征时间,这种情况下热扩散开始起作用,材料发生热烧蚀。因此,飞秒激光脉冲存在一个临界的能量密度,小于该能量密度时,材料发生非热烧蚀,大于该能量密度时,材料发生热烧蚀。飞秒激光加工过程中需特别注意这个临界能量密度,以免对加工质量造成不良影响。
3 结束语
通过对飞秒激光作用下铜箔的温度场进行数值求解,研究了铜箔的温度场特征,并总结了脉冲宽度、脉冲能量密度等参数对电子和晶格温度演变的影响规律。结果表明: ( 1) 飞秒激光作用下,铜箔表层的电子温度首先升高,在10- 13s时间尺度内达到最大值,晶格温度则不变。此后,电子与晶格通过电子- 晶格耦合作用进行能量传递,在几个ps时间尺度内达到热平衡。电子和晶格温度都随深度的增加而降低。( 2) 飞秒激光脉宽越短,电子温升越快,峰值温度也越高,电子和晶格的耦合时间越短。( 3) 飞秒激光能量密度越大,电子温升越快,峰值温度也越高,电子和晶格的耦合时间越长。飞秒激光加工在医疗、微制造等领域具有广泛的应用,研究加工过程中材料的温度场特性对工艺参数的选取具有一定的参考意义。
摘要：为分析飞秒激光作用下金属材料的温度场及其影响因素,基于一维双温模型对飞秒激光作用下铜箔的温度场进行数值求解。采用脉宽100~800 fs,能量密度509.30~2 546.48 J/m2的激光参数进行计算,研究电子和晶格温度随时间和深度的变化规律。结果表明,电子温度在10-13s时间尺度达到峰值,在此期间晶格温度保持不变,此后通过耦合作用二者在几ps时间尺度达到热平衡;脉宽越短,电子温升越快、峰值温度越高、耦合时间越短;而能量密度越大,电子温升越快、峰值温度越高、耦合时间越长。
某超长混凝框架结构温度作用分析 篇7
随着我国经济建设的迅速发展和建筑技术水平的提高, 超长混凝土结构不断在大型公共建筑和工业建筑中出现。在施工过程中, 必须重点考虑超长混凝土结构、温度应力等因素, 通常情况下, 这些因素是引起结构裂缝的主要原因。所以对超长混凝土结构温度应力的分析并研究其有效的控制技术具有重要的意义。本文利用midas软件对某工程框架结构进行温度作用分析, 根据温度分析结果进行设计, 防止结构产生裂缝。
2 超长混凝土框架结构温度应力的有限元分析模型
本工程为地上6层的超长建筑, 平面尺寸为:92.4mx118m, 层高4.5米。 (图1)
3 分析的温度取值
建筑在正常使用阶段室内温度介于10-25℃之间, 结构处于升温状态, 混凝土不产生拉应力, 温差效应不起控制作用, 以此仅对施工阶段的温差效应进行分析。假设工程主体封顶的温度为10℃, 取最低温度为-24℃, 温差为-34℃。考虑混凝土的热惰性等影响将混凝土模型的温差效应乘以系数0.3, 因此模型中的取温度为-10℃。
4 分析结果
图2~4为一层~三层楼板应力图, 从图中可以看出, 一层楼板的应力多数分布在0.9~1.2MPa间, 二层以上楼板应力均小于0.1MPa。图5~7为一层~三层梁应力图, 从图中可以看出, 一层梁X方向应力分布在0.8~1.8MPa, 二层以上梁X方向应力均小于0.2MPa, Y方向结构不超长, 因此应力比较小。
5 结论
超长框架结构楼板配筋按照如下规律, 一层楼板应根据计算结果进行配筋, 二层以上可以根据规范要求进行构造配筋。超长框架结构梁配筋按照如下规律, 一层梁按照计算结果通过配置梁腰筋的形式来抵抗温度应力。
摘要：随着城市建设的蓬勃发展, 各种大型建筑频频出现。建筑结构不但在高度上超高, 同时在水平方向上也超长。建筑对不设缝结构的单体长度要求越来越高, 随之工程师们就提出了超长结构的无缝设计, 而在施工过程中, 温度作用对超长混凝土结构会产生很大的温度应力, 从而使混凝土结构产生裂缝, 本文经分析得到超长框架结构受温度应力影响较大位置在一层, 从二层往上逐渐减小。
关键词：超长结构,温度场,温度应力
参考文献
[1]王铁梦.工程结构裂缝控制[M].北京:中国建筑工业出版社, 1997 (01) .
[2]虞菊芳, 陈朝阳, 朱晗迓, 等.超长混凝土结构温度应力分析[J].低温建筑技术, 2004 (4) .
温度作用 篇8
1 实验设计
在实际建筑上进行4类外保温系统的真实尺度火灾实验,建筑室内构件采用耐火板保护。表1给出了实验样品的基本信息,从保温材料氧指数和燃烧性能等级可看出,4种保温材料均具有一定的阻燃特性。图1给出了实验外保温系统结构信息。
实验建筑为3层钢混框架建筑,位于公安部四川消防研究所的高层火灾试验塔,选取该试验塔西面的2、3和4层外墙立面及2、3层的房间作为实验区域,以代表实际建筑特点。如图2所示,该实验建筑外部尺寸为3.6 m×5.2 m×9.3 m,由于建筑回转墙会改变空气卷吸方式,加速外墙火灾蔓延,在外墙主立面左侧边缘增设了1.4 m×9.3 m的副墙立面。实验建筑共3层,底层为燃烧室,第2和3层均为观察层。燃烧室位于底层,内部尺寸为2.0 m×2.0 m×1.0 m,其开口宽高比为1.0。在自然对流情况下,当燃烧室开口宽高比大于0.8时,窗口火更趋向于沿外墙立面传播,形成贴壁效应。燃烧室用燃料参照BS 8414的火源,以杉木(规格50 mm×50 mm)搭建燃烧木垛,其外形尺寸为1.5 m×1.0 m×1.0 m,质量为420 kg,以模拟室内可燃物。位于2层和3层的观察房间设有2.3 m×1.5 m窗户开口,观察室房间与建筑实际房间尺寸一致,内部尺寸均为3.2 m×4.8 m。
热电偶布置具体位置见图3所示,用于测量外保温系统表面温度、系统内部温度以及室内温度。其中测量外保温系统表面温度的是横向间距为0.8 m、竖向间距为0.6 m的5×12热点偶阵列(图3(a))。观察房间室内温度测量分为两个区域,分别在2、3层室内窗沿四周中心线布置4只热电偶(图3(c))以及在室内对角线上布置5只热电偶树,每只热电偶树与室内对角线中心点等距,自距楼板0.9 m高度处起以0.9 m高度间距设置3个测点。另外,在燃烧室开口上沿下方设置有间距0.9 m的3只热电偶。
实验时间为30 min,将燃烧室温度达到200 ℃且持续60 s以上的第一个时间点作为起始实验时间。实验前5 min开启数据记录软件采集环境参数,然后点燃木垛,观察薄抹灰系统在窗口火条件下的火灾蔓延行为,并自动保存记录温度测量数据。
2 实体火灾实验
测试的薄抹灰系统由某保温材料有限公司施工人员完成,并提供除保温材料以外的其他施工材料,施工程序及工艺按JGJ 144-2004《外墙外保温工程技术规程》和DB 50417-2007《建筑节能工程施工质量验收规范》 进行,系统施工完毕后28 d后在风速小于2 m/s的条件下进行实体火灾试验。图4给出了实体火灾试验后系统的损毁情况。
3 结果及讨论
3.1 系统表面温度
图5给出了4种外保温系统在实验过程中系统表面最高温度值随与回转墙角落距离以及高度的变化情况。4种外保温系统表面最高温度随着高度增加而降低,在高度5.25 m处,即3楼窗户下窗沿附近,4种系统的表面最高温度均超过300 ℃。从与回转墙距离看,EPS和PUR系统表面最高温度随着横向距离增大而出现明显的降低趋势,远离角落、高度较高的区域温度低于300 ℃。而XPS系统和PF系统表面温度在整个横向距离上维持较高的温度范围(600～900 ℃),只是XPS系统表面高温范围较大,位于约5.0 m以下,而PF系统表面温度高温范围较小,位于约2.25 m以下。系统表面温度反映了该系统在窗口火作用下外部火羽流的蔓延程度,竖向和横向火羽流蔓延范围由大到小依次为:XPS、PF、EPS、PUR系统。将温度为538 ℃的窗口火火焰尖端位置作为火焰高度,结合建筑立面高度可知,XPS系统火焰竖向蔓延跨越了第2楼层,而PF、EPS和PUR系统的火焰竖向蔓延均跨越了起火楼层。
3.2 系统内部温度
表2给出了4种外保温系统在不同位置点的保温层内部最高温度,系统内部保温层最高温度随着与角落距离增大而降低。热塑性外保温系统(XPS和EPS)的内部温度要明显高于热固性外保温系统(PF和PUR),这是
因为热塑性材料受热融化收缩形成内部空腔,而热固性材料受热热解碳化,不易形成空腔。系统内部的空腔使热解产物更易于在空腔内发生热对流和热传递。不同的是,EPS系统内部温度随着距角落距离的增大衰减相对较慢,并且在远离角落的位置其内部温度最高,这反映了该系统在窗口火作用下内部热反应最为活跃。燃烧性能较差(D级)的XPS系统在接近角落位置的内部温度最高,在2楼和3楼下窗沿下方10 cm处的内部温度分别为525 ℃和187 ℃,其他系统(燃烧性能等级为B或C)的内部温度在2楼和3楼下窗沿下方10 cm处分别低于300 ℃和160 ℃。这一定程度反映了材料燃烧性能等级与系统内部温度具有某种关联性。
3.3 观察室内温度
表3给出了2层和3层观察室内距离楼板不同高度处的最高室内温度。随着距楼板高度的增加,室内温度呈增大趋势。每种系统的室内温度在2层和3层室内距楼板0.9 m高度基本一致,但在1.8 m和2.7 m高度处,2楼室内温度要明显高于3楼室内温度。在2层观察室顶棚处,PF系统的室内温度最高,达208 ℃。在3层观察室顶棚处,4种系统的室内温度均小于125 ℃。 Buchanan指出,对于烟气层的热对流,可接受烟气温度耐受性判据为65 ℃以下,耐受时间为30 min,对于烟气层的热辐射,可接受烟气温度耐受性判据为200 ℃,耐受时间为20 s。从人员疏散角度考虑,2层和3层高度0.9 m以下的室内区域相对安全,但2层0.9 m高度以上、3层1.8 m高度以上的区域存在较高烟气温度暴露风险。
2.4 室内窗沿温度
表4给出了2楼和3楼的室内窗沿最高温度。位置点1～4分别对应下窗沿中点、靠近角落的窗沿中点、上窗沿中点和远离角落的窗沿中点(见图3(c))。对于2楼窗沿,下窗沿中点温度最高,上窗沿中点温度最低,两侧窗沿中点温度差异较小。EPS和PF系统存在较高热辐射和热对流风险,PUR和XPS系统存在较高热对流风险。对于3楼窗沿,最高温度均低于200 ℃,热辐射风险较小,但存在较高热对流风险。
4 结 论
(1)XPS系统和PF系统表面在横向立面上维持较高温度(600 ℃以上), EPS和PUR系统远离角落的区域表面温度较低(300 ℃以下)且随着横向距离增大而出现明显的降低趋势。这意味着XPS系统和PF系统存在火灾横向蔓延的风险,而EPS和PUR系统的这种风险较小。文章涉及的4种外保温系统的火焰竖向蔓延高度均超过起火楼层,因此在窗口火作用下,将火灾蔓延限制在起火楼层是不现实的,有必要研究其他技术抑制手段。
(2)热塑性外保温系统(XPS和EPS)的内部温度要明显高于热固性外保温系统(PF和PUR)。EPS系统内部温度随着与角落距离的增大衰减相对较慢,与其他系统相比,其在远离角落的位置内部温度最高,在窗口火作用下内部热反应最为活跃。
(3)从人员疏散角度考虑,2层和3层高度0.9 m以下的室内区域烟气温度暴露风险较小,但2层0.9 m高度以上,3层1.8 m高度以上的区域存在较高烟气温度暴露风险。4种系统的室内窗沿温度均较高,存在较高的温度暴露风险。
参考文献
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温度作用 篇9
深圳北站综合交通枢纽位于深圳市宝安区龙华镇民治街道二线扩展区中部,北临未来龙华中心区,西临福龙快速路和水源保护区,东临梅观高速公路,南侧为白石龙居住组团。整个枢纽占地面积58.65万平方米,总建筑面积39万平方米,由国铁站房、东广场和西广场三:部分组成,建成后将成为华南乃至全国最大的综合交通枢纽工程,鸟瞰图如图1所示。东广场是以公共交通为主导的主广场,占地面积15.6万平方米,其中一期用地11.4万平方米,二期预留4.2万平方米。本设计为东广场一期,总建筑面积约为20.6万平方米。
工程采用钢筋混凝土框架结构,主体建筑层数为2层,局部为5层。一层层高7.5 m,二层6 m,主要跨度13.5 m。整个建筑平面呈“T”形(图2),其中翼缘部分总长496.8 m,宽109 m;腹板部分总长约200 m,宽163 m。结合建筑功能分区,设置了6道永久性伸缩缝,将整个建筑分为7个结构单元,各单元结构平面尺寸如表1所示。从表1可以看出,各结构单元平面尺寸均超出现行国家标准《混凝土结构设计规范》[1]限定值的要求,属典型的超长结构。其中C区由于建筑功能的要求,不能再设缝,超长最为突出,其平面尺寸为172 m×175 m。
如何解决温度作用对结构带来的不利影响,应该采取哪些措施保障结构的安全,是本工程不得不面对的问题,以下就本工程所做的温度作用计算分析及相关技术措施做一介绍。
2 超长结构温度作用计算
2.1 综合温差的确定
计算结构由于温度变化引起的内力,首先必须确定结构在整个使用过程中可能遇到的最大温差。温差的取值准确与否,直接关系到整个温度内力计算结果的成败。
综合温差由结构计算温差和收缩当量温差两部分组成。
结构计算温差是指结构物施工时的温度和施工完以后可能遇到的最高或最低温度的差值。根据深圳地区气象资料并结合本工程的实际情况,取年平均气温23℃为混凝土凝结时的温度,极端最高气温取38.7℃,极端最低气温取5℃(考虑到大部分结构构件均处于室内且外露构件都有建筑装饰材料保护的有利影响,可比极端最低气温略高)。据此可以计算求得最大升温温差为15.7℃,最大降温温差为18℃。
收缩当量温差是将结构收缩产生的变形和降温时产生的变形进行等效,换算所得温差,按下列公式进行计算:
式中,εγ(t)为任意时间产生的收缩变形,根据文献[2]按下式计算:
M1、M2、…Mn为考虑各种非标准条件的修正系数,其意义和数值的确定详见文献[2];α为混凝土线膨胀系数,取为1×10-5/℃。
设计时各结构单元按30～40 m设置一道后浇带,并在2个月后进行封闭。取t=∞时的结构收缩变形为最终变形,此变形值减去封闭后浇带时已完成的收缩变形,其差值即为后期总的收缩变形(假定后浇带封闭前结构中不产生温度应力)。根据式(1)计算出本工程的当量温差为9℃,总降温差为最大降温温差和当量温差之和,即27℃。
由于总升温温差小于总降温温差,且在梁板中产生的为压力,可由混凝土承受;对柱虽会产生不利影响,但其效应相对降温时要小,故本工程只考虑降温的不利影响。
2.2 温度内力计算相关影响系数取值
一般情况下,结构遭受的最大温差和收缩变形都是在相当长的时间内发生的,混凝土徐变产生的应力松弛,可大幅度降低弹性应力;结构在正常使用状态下一般都是带裂缝工作的,裂缝的产生将使得结构刚度减小,内部温度应力部分得以释放。考虑到这些有利的影响因素,可以考虑对综合温差进行相应的折减。本工程计算取松弛系数为0.3(一般取0.3～0.5,在温度变化比较缓慢时可取小值,反之取大值),刚度折减系数为0.85。
2.3 单榀框架温度作用引起的内力计算
对单榀框架进行计算分析,可以较直观地看出温度作用的影响效应。为此,在工程设计时分别从A、C、D区各抽取一榀典型框架进行计算,各榀框架相关信息如表2所示,采用文献[2]计算排架的方法,做适当简化后应用到框架结构进行计算,其步骤如下:
1)确定综合温差(详2.1所述);
2)确定变形不动点的位置;
3)计算一层边柱剪力,并假设其它柱剪力与距变形不动点的距离呈线性关系,计算各柱的柱端剪力;
4)计算各层柱柱头自由位移△n1,并将柱端剪力作用于横梁(二层柱剪力很小,忽略不计),计算横梁约束位移△n2;
5)计算各层柱柱头实际位移△n=△n1-△n2(多于两层时,只考虑与基础相接的下部两层);
6)根据各层柱柱头位移计算框架内力;
7)计算出温度作用内力后,将其与恒载、活载、风载及地震作用等进行组合(组合系数可取0.7),得到构件的最不利内力,然后进行配筋校核。
由于假定各榀框架每层梁截面、柱高、柱截面及柱距均相同,故变形不动点位于对称轴上。计算时可取半榀框架进行,本文取右半榀计算。按总降温温差27℃计算,其结果如图3～图5所示(图4梁内剪力和图5柱内轴力均很小,图中未示出)。
由以上各图可以看出,温度应力对框架的影响主要集中在一层,二层以上则迅速衰减。一层框架边柱所受弯矩和剪力均为最大,由边跨至中间跨逐渐减小;一层框架梁轴力由边跨至中间跨逐渐增大,在变形不动点处,梁轴力达到最大值。
由A、D两区的弯矩和剪力图可看出,在基本条件(梁、柱截面、层高、柱距)相同时,边柱的弯矩和剪力随着结构总长度的增加而增大;由C、D两区的弯矩和剪力图可看出,边柱的弯矩和剪力与框架柱的线刚度也有着较大的关系,在框架梁的线刚度相近或相同时,框架柱的线刚度越大,对框架梁伸缩变形的约束越强,约束反力也就越大。
对于框架结构,无论是升温温差还是降温温差,都有上述规律,其差别主要表现轴力在对框梁的影响上。升温时,框架梁承受轴向压力,混凝土的抗压能力比较强,一般不致破坏;降温时,框架梁承受拉力,尤其是中间跨或变形不动点处,在较大的轴向拉力作用下,如果配筋不足,将会开裂。对于框架柱,升温和降温的影响相同,只不过是内力反号;但是边榀框架柱都会收到最大的弯矩和剪力作用,成为设计中的薄弱部位,必须加强其配筋,防止破坏。
2.4 框架受温度作用的软件计算
上述计算只适用于比较简单、规则的框架结构或需要对温度作用做粗略估计时的情形。对于一般的实际结构而言,各种影响因素较多,如采用手算,则非常复杂,工作量也相当大。目前工程上比较流行的通用有限元分析软件,如SAP2000、ANSYS等虽然都可以对温度作用进行计算,但是比较复杂,一般用户也难于掌握。同时,由于温度作用的影响因素很多,变数较大,进行非常精确的计算也没有必要。利用目前国内通行的PKPM系列软件(SATWE和PMSAP),只要设置好相关的计算参数[3],也可以较好的考虑温度作用的影响,满足工程计算的要求。
SATWE软件可以同时考虑升温和降温两种工况,首先在SATWE前处理补充输入及数据生成菜单中将需考虑温度作用的楼板定义为弹性膜(同时取消全楼强制刚性楼板假定),然后在“温度荷载定义”菜单中输入最高升温及最低降温温差(由于软件无法考虑应力松弛和结构开裂的影响,在填入温度荷载时需将最大升温温差和最低降温温差直接乘以松弛系数和刚度折减系数),本工程所输入的温度荷载如图6所示,通过节点捕捉的方式将温度荷载施加在结构上。在温度荷载定义完成后再返回“分析与设计参数补充定义”菜单,进入“荷载组合”菜单,勾选“采用自定义组合及工况”,即可出现如图7所示的温度荷载组合定义菜单,在温度荷载一栏填入与其它荷载共同作用时的组合系数即可(可将安全系数与组合系数的乘积填入,如组合系数取0.7,安全系数取1.2,则填入0.84)。
图8和图9为本工程C区Y轴线一层最左侧三个柱在考虑温度作用和不考虑温度作用时的配筋,比较可以看出考虑温度作用时,柱配筋明显增大很多,如不加以考虑则将给结构安全埋下较大的隐患。温度作用下对中间跨的柱影响较小,不需额外加强。
图10和图11为C区同一位置靠近中间跨二、三层楼面梁在温度(降温工况)作用下轴力变化图,由二、三两层进行比较可以发现,三层梁轴力迅速减小,表明温度在竖向的影响在迅速衰减;由图10可以看,从边跨至中间跨变形不动点,梁轴力逐渐加大,和手算时的规律一致。
PMSAP中设置相关参数和SATWE略有不同,首先在菜单①“补充建模”进行弹性楼板和温度荷载定义,执行完菜单②后,进入菜单③“参数补充及修改”,在温度荷载参数框内进行相关参数设定,如图12所示。与SATWE不同的是,PMSAP可以直接考虑混凝土构件温度效应折减系数(松弛系数)、组合系数及混凝土弹性模量折减系数,同时可以进行楼板温度应力的计算。但值得注意的是温度效应折减系数和组合系数仅在内力组合时起作用,在单工况内力图中只对混凝土弹性模量进行折减。如需了解各温度工况下的结构内力及楼板应力值,建议在进行温度荷载定义时直接进行折减,以考虑松弛系数和刚度折减系数的影响。
2.5 楼板温度应力计算
温度作用对楼板的影响,主要表现在降温时,楼板承受拉力,当温度应力过大,楼板混凝土无法承受时,将引起开裂;升温时楼板混凝土受压,一般不会出现问题。温度作用下楼板应力的计算主要采用有限元分析软件进行计算,本工程采用PMSAP进行楼板的温度应力计算,升温温差4.7℃,降温温差-8.1℃(为防止楼板裂缝宽度过大,只考虑松弛系数0.3,不考虑刚度折减系数)。
C区平面尺寸较大,采用PMSAP进行楼板温度应力计算。结果表明,由于温度作用引起的板内应力二层楼面比较明显,三层楼面非常小,几乎可以忽略不计。升温工况二层板内绝大部分区域均为压应力,且不超过0.2 MPa,只有局部(东南角设置混凝土墙的地方)出现拉应力,最大1.4MPa。降温工况时二层板内应力分布如图13所示,绝大部分区域都是拉应力,且在0.8 MPa以内,在中部27 m×27 m大洞周边各一跨范围出现了较大的拉应力,平均在1.3 MPa左右,最大达到1.7 MPa;二层局部最大拉应力出现在东南角和西南角设置混凝土墙的部位,由于混凝土墙的平面内刚度要比柱大很多,较大程度地限制了楼板的收缩,造成了较大的拉应力,最大达到2.4 MPa。针对二层楼板内比较大的情况,设计时在二层楼面中间大洞周边各三跨的范围内施加1 MPa的预应力,并在整层梁板混凝土中添加1.2kg/m3的聚丙烯增强纤维,在局部温度应力较大而又未施加预应力的部位加强楼板配筋,双层双向拉通钢筋,并加强结构中为调整整体扭转而设置的混凝土墙的配筋。
2.6 超长结构处理措施
针对本工程平面尺度较大的情况,结合建筑平面的功能划分,设置6条永久性伸缩缝,将整个平面分为7个结构单元(如图2所示),并采取了如下的相关技术措施:
1)对各结构单元进行温度计算,计算出结构在最大温差作用下产生的结构内力,加强相关部分构件的配筋。
2)在各结构单元内,每隔30～40 m设置后浇带以释放混凝土早期温度应力。
3)加强屋面系统的保温、隔热措施。
4)加强楼板及长向框架梁两侧的构造配筋:楼板顶部钢筋拉通50%,并使拉通钢筋的最大间距不超过200 mm;框架梁及多跨连续次梁每侧构造腰筋不小于腹板截面面积的0.2%,并按受拉进行锚固。
5)楼板局部施加预应力(本措施仅在C区采用)。
6)在材料的选用上,首选低水化热的矿渣水泥,7 d水化热不大于250 kJ/kg;采用低坍落度的干硬混凝土,控制坍落度在120±20 mm;控制骨料含泥量,粗骨料不大于1%,细骨料不超过1%～1.5%;使用粉煤灰掺合料(掺量15%～30%,质量Ⅰ级)与外加剂,降低水灰比,不超过0.5;细骨料的级配为中、粗砂,细度模数控制在2.7～2.9;控制混凝土的含砂率不超过38%。
7)在混凝土中掺入聚丙烯增强纤维0.8～1.2 kg/m3,提高混凝土的自身抗拉强度(本措施仅在C区采用)。
8)加强施工管理,控制混凝土内外温差、总降温差及混凝土入模温度;加强混凝土的养护保湿,要求淋水养护不少于10 d,并宜加覆盖物进行保温保湿;后浇带采用微膨胀混凝土,尽可能在低温时合拢;提高混凝土的密实度,振捣时间以5～15 s/次为宜;在混凝土浇灌1～2 h后,对混凝土进行二次振捣,表面拍打振实,混凝土底板面及顶板面在终凝前进行二次抹压。
3 结语
大量的工程实践证明,超长结构完全可以做到少设缝,甚至不设缝,但这并不意味着不需要采取任何其它的技术措施。由于人类对混凝土受力机理认识的局限性,各种变量还难以用数值准确量化,精确计算温度作用对结构受力的影响目前还很难做到,但是在温度作用下,对结构做粗略的计算分析仍是十分必要的,也是最重要的一项措施。通过计算,可以做到有的放矢,有针对性地对结构薄弱部位进行加强,最大程度地保证结构的安全。本文在此对温度作用下框架结构的内力计算分析进行了有益的探索,可为同类工程积累经验。
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