温度应力分析

温度应力分析（共11篇）

温度应力分析 篇1

解决超长建筑结构的温度应力问题需要考虑多方面的因素, 包括综合设计和施工方面的因素。综合考虑建筑结构的各个时期温度作用的特性, 完善温度作用, 更加有利于提高设计的合理性与规范性。对于超长建筑物的设计必须采用预防结构温度收缩变形的方法。本文主要就是介绍超长建筑结构温度应力的特点, 设计方面的可行性措施, 希望借此对超长建筑结构的普及和推广贡献一点微不足道的力量。

1 温度应力对结构的影响

1.1 温度应力

首先, 我们要对温度应力的概念有一定的了解, 由于温度变化, 结构或者构件产生伸长或缩短, 在伸缩由于受到限制时, 构件或者结构的内部就会产生应力, 称为温度应力。

由于不同的超长建筑物有着不同的结构形式, 同时不同时间段的温度作用会产生不同的温度荷载。一般而言, 由自然环境变化而产生的的温差荷载可分为3种形式:1) 骤然下降导致的温度差;2) 季节变化导致的温度差;3) 白天照明强度的变化导致的温度差。

1.2 从设计角度提出的可行性方案

从设计角度我们可以提出的可行性方案就是建立超长建筑结构温度问题有限元模型研究。首先通过分析建筑结构各时期温度效应的特点, 其次完善温度效应的影响和温差取值的计算准则, 最终挑选出在工程设计中起到控制作用的温差取值, 有利于设计时的采用。

可以通过对多种温度效果作用下所引起的超长建筑结构的温度效应进行合适的对比, 我们就会看出季节变化引起的温度差引起的温度应力强于另外引起的短期温度效应。这主要是因为季节温度作用不但影响时间长, 同时又受到施工过程中混凝土的收缩影响。这就引发季节温差是主要的不利工况作用。

由于我们讨论的建筑结构是超长的, 所以混凝土结构的长度一般会很长, 造成了纵向的连续性构件很容易受到温度应力的严重影响。如果竖向构件又对这些纵向构件的变形产生约束作用, 严重时就会产生裂缝。在底层由于地基基础的约束作用, 所以会出现裂缝现象。由于不均匀的刚度分布会导致结构变形出现跳跃性现象, 导致无缝超长结构变形, 所以我们必须做到对温度应力的合理分析, 只有这样, 才可以使工程的质量不受影响, 顺利实现预期目标。

2 温度应力的分析

2.1 对梁产生的温度应力分析

在各种温度工况作用下, 其中最大的梁轴力是由建筑底层产生的, 随着楼层位置升高, 底部基础的对梁的约束作用就会慢慢地减小, 这样就会使梁轴力快速减少。在建筑的顶部位置, 我们就会发现梁轴力通常衰减到极小极小。梁端弯矩的大小主要受梁所在楼层的平面布置的影响。主梁与柱交接部位具有的弯矩值很大。不过在较规则的平面柱网区域内梁端的弯矩值通常较小, 各楼层的梁弯矩也一般不受相邻楼层的影响。总而言之, 温度荷载对梁构件的影响重点体现在建筑底部。对于斜柱形成的桁架, 关键在于节点的设计和施工的重点把握。混凝土需要振捣密实, 只有这样才能保证整个结构的可靠。

2.2 对楼板产生的温度应力分析

对于楼板而言, 分布的温度应力也有其规则可循。属于结构底部和顶部的楼板有着较大的温度应力。引起的原因是:底部楼层一般距离基础相对而言较近, 楼板受到框架梁比较明显的约束作用, 引起应力较大。同样的道理, 建筑顶部所受到的约束作用虽然不大, 但顶部屋面板上作用的温度差值对于内部构件还是比较大, 二者之间的变形导致了此处的附加温度应力很大, 所以导致了顶部楼板较为突出的温度应力。同时, 在超长建筑结构中的平面布置发生突变的部位出现了应力突然加大的现象。一般平面布置规则较好的柱网内部楼板会具有较小的温度应力。极有可能出现应力集中的位置, 在设计过程中必须足够重视, 需要经过仔细的计算与研究, 将可能出现的错误统统排除, 如果处理的不恰当, 就会引起混凝土出现局部开裂的现象, 严重的话会导致整体结构无法正常使用。

2.3 柱子和剪力墙的温度应力分析

柱子对于框架结构而言, 重要性不言而喻。它是重要的竖向承力构件。由于超长建筑结构竖直方向不会有约束的作用力, 柱子就可任意的热胀冷缩, 也就导致在温度作用下的柱子轴力不大, 柱子的温度内力重点是底部边柱端的弯矩体现出来。同样, 剪力墙的作用也不容忽视, 剪力墙的存在会使建筑结构的温度效应发生的可能性大大提高。引起的温度应力也会较大。这样我们就必须重视柱子和剪力墙温度应力分析, 同时框架部分中的剪力墙还会起到增大梁温度应力的作用。

3 超长结构温度控制应力措施研究现状

1) 在混凝土中掺入一定比例的复合纤维, 以提高混凝土的抗拉性能, 混凝土不仅抗拉强度低, 而且往往因为内部缺陷难以保证, 加入纤维后复合材料的抗拉强度会优于基材;

2) 使超长的混凝土结构中产生有效的预压应力, 用于克服可能发生的收缩变形, 尽力抵消由此产生的拉应力, 避免混泥土开裂或限制裂缝的宽度。后浇带措施即是使混凝土充分收缩之后采取的措施, 这样可以对混凝土早期收缩有一定的控制作用, 并减小混凝土后期的收缩;

3) 加强楼板配筋, 通过配筋量的增加来分担混凝土楼板中的收缩应力。

4结论

根据全文的分析和实际的实际的实践经验, 我们一般会从构造上采取许多技术方法, 用来减少温度荷载对结构可能造成的许多不利于工程的影响。例如设置可以有效控制温度应力的新型钢筋, 同时采用保温隔热措施, 这样就可以起到不错的效果, 使得钢筋中产生变化量级较小的温度应力, 借此来提高结构使用的整体性能。在今后的有关设计和施工中, 要做到全力协调结构的温度应力。

如今在国际上已经相当成熟, 随着我国经济的发展和能源的紧张, 在我国采用温度应力分析方法的意义重大, 如何正确利用该项技术对我国的超长建筑结构进行温度应力分析的技术规范和相关经验还非常有限, 我们应继续完善该项技术的分析方法和步骤, 总结经验, 以大力推广此项新方法, 希望可以为我国的建筑事业添砖加瓦。

参考文献

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温度应力分析 篇2

二、上传标题：混凝土基础温度应力分析与裂缝控制

三、摘 要：介绍大体积砼基础温度应力的特点及计算。通过温度变化量控制曲线来控制大体积混凝土裂缝。

四、正 文：

大体积混凝土基础温度应力分析与裂缝控制

郑琴孝

（中天建设集团有限公司）

大体积混凝土基础中由于水泥水化产生大量水化热积聚在混凝土内部，使得内部温度急剧上升。而混凝土内部和表面散热速度不一致，在基础内部产生不同的温度应力。当结构内部某一处的温度应力超过混凝土允许应力时将产生裂缝。温度裂缝可能破坏结构的整体性和稳定性,对结构危害非常大，因此，分析温度场、温度应力的变化规律、制定合理的温控防裂措施是工程中非常重要的一个课题。

实际工程施工中，当混凝土浇筑完毕后，一方面要通过测得实际温度变化来检验预设的措施是否可行；另一方面当外界气温等条件突变时通过测得实际温度变化来衡量是否要采取加强保温等调整措施。目前对于普通的工程如要每一次通过测得实际温度转化为温度应力来讨论是否要要采取调整措施是不太可行的，因工作量太大。所以常据规范要求用控制内外温差小于25℃的办法来简单控制，即混凝土基础中心温度与表面温度之差小于25℃即认为不会产生裂缝。其实这样控制显得过于宏观。如果能找到一种直接通过温度比较就能较精确的确定控制措施的方法将为实际施工带来极大的便利。

一、概况

多数大体积混凝土基础板均是采用综合蓄热法进行保温养护，因此具有相似的温度场性质。本论文选用非常典型的基础进行讨论。筏板厚1.8m,混凝土为C55,砂率38%,水胶比0.38,具体配合比见表 1-1。

表 1-1 配合比

强度 等级 材料 名称 用C55 g/m3 配比 水泥 P.O42.5 量405 16.33

砂 670 27.03

石子

1065 42.97

外加

水 185 7.46

膨胀剂 39 1.58

粉煤灰 100 4.03

合计 2478.6

14.6 0.58 温度应力计算

各龄期典型混凝土基础板弹性徐变温度应力计算结果。

据混凝土龄期，2d、6d、9d、12d、15d、18d、21d、24d。1.8m筏板沿厚度方向从上往下按10cm分成18层，计算出每一层交接处的温度应力。这样就可以得到每一龄期筏板内的温度应力分布图。温板温度应力计算公式为：

ti1neKit,iEiTiKt,iR

1i1n弹性模E0=105/(2.2+(33/fcu))=35.71×103N/mm2

0.34EE01exp0.40

典型混凝土基础板在各时段温度分布

参数选取：固体表面在空气中的放热系数的数值与风速有关，对于粗糙表面，一般用23.914.50Va。假设风速Va4.0m/s，得混凝土和毛毯表面在空气中的放热系数均为82.23kJ/(m2hC)。

毛毯一层2.5mm，二层厚为5 mm，毛毯导热系数为0.1549KJ/(mhC)。可得二层毛毯等效表面放热系数22.5kJ/(m2hC)

表 1-2 场分析中的主要参数表 参

数 混凝土导热系数 混凝土毛毯空气中放热系数

混凝土比热 混凝土线膨胀系数 毛毯导热系数 混凝土初温(入模温度)二层毛毯等效表面放热系数

环境温度 温凝土密度 混凝土导温系数

单

位 取

值 216 1972.8 0.915 8.0E-06 3.7 23 540.0

2478.6 0.10

kJ/(mdC)

kJ/(m2dC)

kJ/(KgC)

/℃

kJ/(mdC)

℃

kJ/(m2dC)

℃

kg/m3

m2/d 可以计算出，筏板沿厚度方向(每10cm)在不同龄温期温度应力分布如错误！未找到引用源。所示。

19***3100.511.52 基础板内沿厚度各分层2d温度应力6d温度应力9d温度应力12d温度应力15d温度应力18d温度应力21d温度应力24d温度应力-0.51-1温度应力(单位：Mpa）各龄期典型混凝土基础板极限拉伸变化图

对平均气温17℃时计算得混凝土极限拉伸与允许极限拉伸值比较如图 1-1所示： 100.00极限拉伸(10-6)80.0060.0040.0020.000.00036912龄期(d)1518212417度允许

图 1-1平均气温17℃时基础板极限拉伸允许值和实际值比较图

从图 1-1可知，平均气温17℃时，覆盖两层毛毯后，筏板实际拉伸值小于允许值，不会产生裂缝。

典型混凝土基础板在不同条件下温度应力、极限拉伸变化情况比较

1）从错误！未找到引用源。可知，筏板的温度应力在板中分布是不断变化的。从筏板全部为压应力到板两侧出现拉应力峰值，到板两侧拉应力峰值向板中心移，最后板中心拉最大这样的变化过程。

2）极限拉伸值曲线就是选每一时段基础板中最大拉应力值对应的极限拉伸值组成的。而拉应力是同一个位置在不同时段应力值叠加结果，某一点拉应力值与此点处温度变化累计值成正比。但并不是每个时段温度变化累计最大值的位置都与最大拉应力相对应，这是因为弹性模量的影响。因此必须选临界状态的最大拉应力对应的温度变化累计值来组成控制曲线。

3）通过计算发现，温度拉应力的最大值在第6天前与混凝土板表面温度变化量累计值成正比，温度应力的最大值在6天至15天与板中心至表面间某点温度变化量累计值成正比，温度应力的最大值在15天后与板中心温度变化量累计值成正比。典型混凝土基础板在不同条件下各龄期最大温度应力对应的温度变化量图 应用上面的原理，可以得到1.8m厚板在不同条件下各龄期最大温度应力对应的温度变化量图。图 1-可知，平均温度5℃，10℃，17℃时温度变化曲线都在0℃时上部；且随着产均气温越高，温度变化曲线越在上方。

0-50-10-15-20-25-30-35-40-45-***温度变化量(度)0度5度10度17度龄期(d)

图 1-3 各龄期最大温度应力对应的变化量曲线图

典型混凝土基础板临界的各龄期最大温度应力对应的温度变化量曲线图

在实际施工中，根据实测温度去求温度应力很不方便。而且每次用实测温度去求温度应力工作量也比较大，希望能找到一种简单的方法直接通过各龄期测温就能反映温度应力，这样就能直观简洁的控制施工。图 1-是1.8m厚板临界的各龄期最大温度应力对应的温度变化量控制曲线图，当实测或计算得到的各龄期温度变化量曲线在这控制线上部时，不会产生裂缝。

0-50-10-15-20-25-30-35-40-45-***温度变化量(度)龄期(d)

图 1-4 各龄期最大温度应力对应的温度变化量控制曲线 在大体积混凝土基础施工前，始终可以预先找到一条临界的温度变化量控制曲线，当实测或计算得到的各龄期温度变化量曲线在这控制线上部时，大体积混凝土基础就不会产生温度裂缝。这就为控制大体积混凝土基础裂缝找到了一种很好的方法，而且这种方法简单、控制精度较高。把通过温度变化量控制曲线来控制大体积混凝土裂缝这种方法应用到工程实践中，将会带来极大的便利。

[作者简介] 郑琴孝（1973—），男，浙江嵊州人，中天建设集团榆林工程处负责人，工程师，西安交通大学工程硕士，陕西榆林市经济开发区桃园小区7#楼2单元101室，719000，电话：***

温度应力分析 篇3

摘 要：

针对航空涡轮叶片的温度场预测问题,采用CFD(computational fluid dynamics)软件和有限元计算理论与方法,以对流冷却叶片的温度场与热应力求解为例,分别计算了涡轮进口温度均匀和不均匀时叶片的温度场和热应力,分析了涡轮进口温度不均匀对叶片热应力的影响,其中叶片温度场的求解采用气热耦合的方法即直接应用CFD软件计算叶片温度场,再依据温度场进行了有限元热应力分析.结果表明,进口温度不均匀时比进口温度均匀时叶片的热应力增大10%左右.



关键词：

燃气涡轮; 气热耦合; 热应力; 有限元方法



中图分类号： TK 47文献标志码： A

Effect of nonuniform inlet temperature profiles 

on the thermal stress in turbine blade



YIN Yuyang, WANG Hongguang



(School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for 

Science and Technology, Shanghai 200093, China)



Abstract： In order to predict temperature field for gas turbine blades,CFD and FEA methods were used to calculate the temperature field and thermal stress in a convective cooling blade with both uniform and nonuniform inlet temperature distribution.The temperature field of the blade was directly calculated with coupled thermal aerodynamics analysis,and then the thermal stress in the blade was analyzed with FEA method.It is found that thermal stress in the blade under nonuniform inlet temperature profile was 10%~30% higher than that under uniform inlet temperature profile.



Key words： 

gas turbine; coupled thermal aerodynamics analysis; thermal stress; finite element method



随着燃气轮机技术的发展,涡轮进口温度已达到2 000 K以上,超过了材料的承受能力,必须通过叶片冷却技术降低叶片温度.采用叶片冷却技术既要降低叶片平均温度,满足材料持久强度和寿命的要求,又要降低叶片的温度梯度和热应力水平.目前在涡轮叶片温度估计中,100 K的温差将给叶片的寿命预测带来一个数量级的误差［1］.因此,准确预测叶片的温度成为航空发动机传热课题中重要组成部分,而燃气涡轮进口温度不均匀又给涡轮叶片温度场预测带来了新的挑战.刘高文等［2］指出燃烧室出口“热斑”对流场的压力分布影响不大,但会造成涡轮前两级动静叶压力面过热.但该文献在计算中并未考虑叶片内部冷却流体对叶片的冷却作用.胡捷等［3］对冷却叶片进行稳态实验,并与耦合算法与非耦合算法进行对比,结果表明耦合算法的结果更接近实验值.文献［4］对燃气涡轮的进口温度不均匀进行了耦合分析,主要对传热进行分析但未深入分析进口温度不均匀对叶片强度的影响.传统的热应力确定方法为通过CFD计算或实验测量叶片的表面温度或其它参数,然后应用有限元方法计算叶片内部温度场,最后依据叶片的温度场和相应的边界条件求解叶片的热应力.文献［5-7］通过实验测量叶片表面温度,进而计算叶片热应力.文献［8］通过实验确定叶片表面的对流换热系数,计算二维叶片的热应力.以上两种方法因采用实验数据,结果可靠,但周期长,成本高.

本文使用商业软件CFX对叶栅流场、内部冷却流道和叶片固体域进行气热耦合换热仿真分析,同时计算叶片外流场、叶片内冷却通道流场和叶片固体域的温度场,然后应用ANSYS软件计算叶片所受的热应力.由于采用了内外流动的耦合换热分析,比传统的非耦合算法计算得到的温度场精度要高,减少了热应力计算的误差.

1 气热耦合计算过程

为了计算叶片的热应力,首先计算叶栅流道的气动参数和叶片的温度场,并通过与实验值对比,分析误差大小,然后依据计算所得的温度场计算叶片热应力.

1.1 叶栅流道计算模型的建立

采用Allison公司设计的MarkⅡ叶片,叶片几何数据可参见文献［9］.图1为叶栅流道的网格图.计算域分为三部分:叶栅流道、叶片内部冷却流道和叶片固体域,共2 079 881个网格单元.应用ANSYS软件中的ICEM网格划分模块,采用O型网格划分方式,全部网格均为六面体网格,并且在各个流固耦合换热面进行局部加密,以保证计算过程数值传递的可靠性.

计算过程采用的湍流模型是CFX中的SST(shearstress transport)模型,流体工质选用理想气体,叶片材料采用文献［9］中选用的ASTM(American Society for Testing and Materials)标准310不锈钢(0Cr25Ni20),导热系数k为温度T的函数,

图1 叶栅流道的网格图



Fig.1

Grid generation of the cascade passage



k=(0.011 15T/K+9.910 5) W•m-1•K-1,密度ρ=8 030 kg•m-3,比定压热容cp=502 J•kg-1•K-1.计算的边界条件采用文献［9］中的5411实验工况,叶栅流道和冷却流道的进、出口边界条件设定如表1、表2所示.

表1 叶栅流道进、出口边界条件



Tab.1

Inlet and outlet boundary conditions of the cascade passage



进口总压/Pa进口总温/K进口湍流强度/%进口黏性比出口静压/Pa

337 0977886.510175 713



表2 对流冷却流道的边界条件



Tab.2

Boundary conditions of the convective cooling channels



冷却孔序号直径/mm流量/(kg•s-1)进口总温/K

16.300.024 60300

26.300.023 70300

36.300.023 80300

46.300.024 70300

56.300.023 30300

66.300.022 80300

76.300.023 80300

83.100.007 75300

93.100.005 11300

101.980.003 34300



冷却孔设为出口静压100 kPa,各个流固交界面均设定为流固耦合换热面,表面网格插值方式采用CFX中自带的GGI (general grid interface),各计算域通过能量方程耦合计算彼此之间传递的热量和对流换热系数.

为了模拟非均匀温度进口对涡轮叶片的温度场的影响,本文参考工程设计中涡轮的进口最高总温比平均总温高100~120 K的实际情况［10］,模拟时选取的最高温度为870 K,最低温度为695 K,温度沿叶高方向呈抛物线分布.图2为自定义的进口温度不均匀时叶栅进口温度分布云图.

图2 涡轮进口温度不均匀时叶栅进口温度分布云图



Fig.2

Temperature distribution at the cascade passage inlet 

under nonuniform turbine inlet temperature profile



1.2 计算结果

图3为叶片中径处表面无量纲静压分布.其中,无量纲静压P—=叶片表面静压/叶栅进口总压;相对弧长=距离前缘点位置的弧长/叶片弧长.从中可看出,无量纲静压分布的模拟结果与实验结果基本符合,只是在吸力面弧长的0.2~0.4处出现较大偏差.这是由于气流在该处达到音速,产生激波的同时又出现边界层分离,从而导致计算结果出现较大偏差.图4为叶栅中径截面马赫数分布云图和吸力面速度矢量图,可知在吸力面顶部弧长的0.3处气流马赫数达到1.52,并且发生了边界层分离.

图3 叶片中径处表面无量纲静压分布



Fig.3

Dimensionless static pressure distribution at midspan of the blade surface

图4 叶栅中径截面马赫数分布云图和吸力面速度矢量图



Fig.4

Mach number and suction surface velocity vector distribution at middle section of the cascade passage



图5为叶片中径处表面无量纲静温实验值和模拟值的分布,无量纲静温T—=叶片表面温度/进口总温.通过对比可看出,压力面上经CFD软件计算的无量纲静温略小于实验值,无量纲静温相差最大处可达0.05.而吸力面的静温模拟值基本都高于实验值,且边界层分离和超音速气流激波的交互作用导致计算结果与实验值相差很大,无量纲静温相差最大处可达0.1左右.文献［9］的实验并没有在叶片尾缘附近布置热电偶,因此未测量尾缘附近的温度.但是由计算结果可知,进口温度均匀时尾缘处叶片表面温度最高.从图3可看出,进口温度的分布对叶片表面的压力分布几乎没有影响.而两次模拟过程,除叶栅进口温度分布外其它条件不变.从图5可看出,进口温度不均匀时叶片表面的无量纲静温度要比进口温度均匀时高0.05~0.09左右,压力面的冷却效果较好,两者无量纲静温相差0.05左右,但是吸力面的冷却效果略差些,两者的无量纲静温相差0.07左右,最大处(叶片前缘附近)甚至达到0.09.虽然叶片温度的计算存在一定误差,但用于计算热应力仍具有一定的参考价值.

图6(a)和(b)分别为进口温度不均匀与进口温度均匀的叶片中径截面温度.从图中可见,叶片前缘附近三个冷却孔的冷却效果非常明显,虽然

图5 叶片中径处表面无量纲静温分布



Fig.5

Static temperature profile at midspan of the blade surface

图6 叶片中径截面温度



Fig.6

Temperature distribution at middle section of the blade



叶片的温度并不高,但是三个孔到叶片表面这个区域却是叶片温度变化最大的一段;叶片温度沿叶片前缘到叶片尾缘方向逐渐升高,而从叶片表面到冷却孔逐渐降低;叶片尾部温度最高,可能是由于冷却孔太少造成的,但是叶片温度过高会造成叶片使用寿命降低.

2 有限元热应力分析

应用ANSYS软件计算热应力,采用solid186单元.图7为叶片有限元模型,共150 800个网格单元.计算过程中施加由CFD软件计算得出的叶片温度载荷,此处利用ANSYS中的profile conservative插值方法,将气热耦合计算的叶片温度场传递到有限元单元节点上.该差值方法可保证局部温度值的精度［11］.结构计算中不对叶片施加约束边界条件.

图8、图9分别为进口温度不均匀和均匀时叶片各处的热应力.从中可看出,涡轮进口温度不均匀时热应力最大集中在叶片前部三个冷却孔的内壁附近,而涡轮进口温度均匀时热应力最大在叶片顶部端面压力面靠近冷却孔处.

从叶片的压力面和吸力面看,冷却孔四周的热应力明显大于冷却孔之间的区域,叶片前部的热应力明显大于叶片后部的热应力.从两个工况比较来看,进口温度不均匀时叶片的热应力比进口温度均匀时高10%左右.

图7 叶片有限元模型



Fig.7

Finite element model of a blade

图8 进口温度不均匀时叶片各处热应力



Fig.8

Thermal stress in the blade under nonuniform inlet temperature profile



图9 进口温度均匀时叶片各处热应力



Fig.9

Thermal stress in the blade under uniform inlet temperature profile

3 结 论

(1) 燃气涡轮进口温度的分布不均对叶片表面的压力分布几乎没有影响.该叶片压力面的冷却效果优于吸力面的冷却效果.

(2) 当叶片吸力面气流加速达到音速并发生边界层分离时,超音速的激波与边界层分离的交互作用,难以准确地对流动进行预测.

(3) 燃气轮机进口温度不均匀时,叶片所受的热应力增大.就本文研究的叶片而言,叶片前缘所受的热应力远大于叶片尾缘,必要时应适当改进冷却方式以降低叶片的温度梯度,从而降低叶片的热应力.而针对叶片尾部的温度过高问题,也应加以改善,以延长叶片的使用寿命.

参考文献:

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超长框架结构的温度应力分析 篇4

近年来，兴建了大批超大型公共建筑，如停车库，候车厅，医院等。这些超大型建筑的尺度远远超过了混凝土规范规定的伸缩缝最大间距。为了保证建筑造型或结构的整体性，这些结构往往都不设伸缩缝，而是通过施工措施和温度计算来减小或者抵抗温度应力。

本文通过对一超长混凝土框架结构的计算和构造来讲述超长结构的设计构造措施。该工程位于武汉市郊，为一大型综合医院的裙房部分，见图1。

该部分结构长124.5 m，宽99.3 m，为钢筋混凝土框架结构。为了造型和采光需要，中间医疗间开有4个16.8 m×10.7 m的洞，入口处有一个25.2 m×23.4 m的采光天井，靠近北部主楼一侧有2个洞口，且平面有较大的凹入。为了保证结构的整体性和造型的需要结构不设缝。

该工程主体结构设计使用年限为50年，根据《建筑结构荷载规范》武汉地区基本风压为W0=0.35 k N/m2(n=50年，高度不超过60 m)，基本雪压0.50 k N/m2(n=50年)。根据该规范附录E.5，武汉市月平均最低气温Tmin=-5℃，月平均最高气温Tmax=37℃。

根据《建筑抗震设计规范》的规定，武汉地区基本设防烈度为6度。根据《建筑工程抗震设防分类标准》，该项目的抗震设防类别应划为重点设防类。按当地政府令，本工程必须进行专门的地震安全性评价工作。根据地震安全性评价的结果，地震加速度为0.102g，相当于按略高于7度考虑地震作用，按7度考虑抗震措施。

2 结构计算

采用Etabs计算软件，建立整体模型，进行受力性能分析。框架梁柱采用杆单元，楼板采用壳单元模拟。壳单元按控制最大边长不大于1.0 m划分网格，壳单元与杆单元协调变形，共同工作。

温度作用分析的参数取值:武汉市月平均最低气温Tmin=-5℃，月平均最高气温Tmax=37℃。考虑建筑外保温作用及建筑内部空调作用，取结构最高平均温度Ts,max=30℃，结构最低平均温度Ts,min=10℃。

后浇带合龙时的月平均温度取15℃～25℃。即结构最低初始平均温度T0,min=15℃，最高初始平均温度T0,max=25℃。

结构的最大温升工况:

结构的最大温降工况:

混凝土结构考虑应力松弛及刚度折减因素，可取0.7的折减系数。温度作用的分项系数1.4，组合值系数0.6，频遇值系数0.5，准永久值系数0.4。

2.1 温度作用在楼板中产生的应力

经计算分析，温度作用主要在二层和三层产生应力，二层的温度应力云图见图2。

第二层洞口边贯通处的温度应力最大，约为1.7 MPa，折合所需的抵抗温度应力的板内钢筋面积为1.7×130×1 000/360=490 mm2，板中原竖向荷载作用下的板底受力钢筋面积加上抵抗温度应力所需的钢筋的面积即为板底所需的钢筋面积，全部贯通至支座。板面用温度钢筋拉通，支座局部附加短钢筋，二者的面积之和大于温度应力所需钢筋和竖向受力所需钢筋的面积之和。

第三层的温度应力约为0.8 MPa，第四层的温度应力仅仅为0.3 MPa，板混凝土强度等级为C40，其抗拉强度设计值为1.71 MPa，能够抵抗温度应力，所以不再附加钢筋来抵抗温度应力。

屋面部分考虑到其与外界接触，温差较大，因此按照规范要求设置温度收缩钢筋，该钢筋一方面抵抗温度应力，另一方面可以有效防止屋面开裂带来的漏水等问题。

2.2 温度作用在框架梁中产生的效应

温度作用在框架梁中产生拉力，该拉力的大小由梁中的附加腰筋来承担，将温度所需的腰筋与抗扭所需的腰筋相加，然后将相应面积的钢筋分布在梁的两侧和顶面。梁的腰筋要满足相应的构造要求，间距不大于200，二层贯通梁的轴力最大值约为520 k N，所需增加的用来抵抗温度应力的钢筋面积为520×1 000/360=1 450 mm2。三层贯通梁的轴力最大值为250 k N，所需的抵抗温度应力的梁钢筋面积小于梁的构造腰筋的面积。三层以上梁的轴力值较小，按照构造配置的腰筋已经可以抵抗该部分的温度应力。

2.3 温度作用对框架柱的影响

温度作用按可变作用考虑，其荷载分项系数1.4，组合值系数0.6，频遇值系数0.5，准永久值系数0.4。通过计算，温度作用仅对边柱的内力有影响。为了增强该结构的整体稳定性，使其满足周期比的要求，边梁和边柱截面增大较多，均为构造配筋。所以框架柱的配筋没有因为温度作用而加大。

3 构造措施

混凝土结构进行温度分析的目标是控制结构裂缝大小，通常采取构造措施，如设置后浇带，增配构造钢筋，加强洞口梁板和采取保温隔热措施。

3.1 设置后浇带

采用纵向3道，横向2道伸缩缝，将结构分为12个部分，每个部分的尺寸约为40 m，均小于55 m，后浇带采用比相应部位的混凝土强度等级高一个等级的微膨胀混凝土浇筑，要求在其相应部位的混凝土构件浇筑不少于2个月后才能封带，并且控制封闭时候的温度为20℃左右。因为混凝土材料约40%的收缩或徐变发生在最初的28 d,60%发生在最初的90 d中，因此在这段时间里留后浇带能大幅度减小徐变或收缩产生的约束力，减小甚至避免混凝土开裂。

3.2 设置温度钢筋

如前所述，在温度应力较大的二层和三层及屋面部分，设置双层双向的通长钢筋，钢筋的间距不大于200，直径不小于8。

3.3 加强洞口周边梁板

为了保证结构的整体性，避免洞口周边的应力集中造成梁板的开裂，将各层洞口周边的板加厚，且板内钢筋双层双向拉通。洞口周边的梁的腰筋增大20%左右。

3.4 加强保温隔热措施

屋面采用120厚泡沫混凝土保温层。外墙为200厚加气混凝土砌块，外做50厚复合硅酸盐板。外窗选用断热型铝合金灰色吸热中空玻璃窗。

4 结语

超长超大型混凝土结构的应用愈来愈广泛，本文通过对超长混凝土结构的计算分析与构造措施来讲述超长混凝土结构的设计要点，旨在以最小的成本达到最佳的效果。本工程通过在温度应力较大部位适当增配温度钢筋来抵抗温度应力，设后浇带等措施来释放温度应力等，取得的效果较好。目前主体结构已经封顶，后浇带已封闭，从现场检测结果看，未见开裂现象，表明这种以抗—放结合来减小温度作用危害的措施是可行的。

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温度应力分析 篇5

摘要:针对混凝土预制箱梁在各个施工阶段的日照温度场进行监测，取得施工各阶段混凝土预制箱梁的日照温度场分布资料，利用所提出的混凝土预制箱梁温度梯度计算模式进行桥梁温度应力计算，并与利用相关规范规定的计算模式所得温度应力结果进行对比分析和对预应力混凝土连续箱梁桥出现裂缝比较普遍的现状，分析了常见的裂缝形式及其成因，指出目前用于箱梁计算的平面杆系理论或空间梁格理论的局限和不足，提出用梁段单元空间分析法对箱梁进行计算;总结设计经验和教训，借鉴钢析梁和箱梁裂缝加固比拟法，对预应力混凝土连续箱梁桥的构造设计提出了建议，并对容易导致裂缝的施工环节提出了具体的要求。

关键词:温度效应；裂缝；箱梁；梁段单元法；构造设计

针对混凝土预制箱梁在各个施工阶段的日照温度场进行监测，取得施工各阶段混凝土预制箱梁的日照温度场分布资料，利用所提出的混凝土预制箱梁温度梯度计算模式进行桥梁温度应力计算和对目前预应力混凝土连续箱梁桥出现裂缝问题比较普遍的现状，并考虑该问题涉及到设计、施工、监理等各个方面，因此浙江省公路局会同有关单位对该类桥梁裂缝问题做了大量调查研究工作，并对调查研究工作过程中所发现的问题进行了分析，总结出若干结论，以供设计、施工、监理等参考。

1.研究分析混凝土预制箱形梁在各施工阶段的日照温差作用下，箱梁温度梯度随时间变化在箱梁横向和箱梁截面高度方向的变化模式。

通过试验资料的整理工作，总结混凝土预制小箱梁温度场和温度梯度的特点，通过试验资料的分析，提出混凝土预制箱梁的温度梯度计算模式，并与相关规范规定的计算模式进行对比分析。

利用所提出的混凝土预制箱梁温度梯度计算模式进行桥梁温度应力计算，并与利用相关规范规定的计算模式所得温度应力结果进行对比分析，在分析研究的基础上，为设计、施工和桥梁健康评测等工作提出若干建议。

2.主要裂缝形式及其原因： 裂缝常见形态及分布如下:(1)预应力混凝土连续箱梁主要结构性裂缝均分布于距支座L/《L-跨度)附近的腹板上，约呈45。分析认为出现这种裂缝主要是由于箱梁支座附近剪应力过大，腹板抗剪强度不足，以及主拉应力方向安全储备考虑不充分等因素所致。(2)箱梁顶底板的纵向裂缝和横向裂缝。分析认为这种裂缝主要是由于梁弯曲应力和 21

板局部应力估计不足而产生。

3.设计计算理论的改进

(l)目前预应力混凝土连续箱梁桥计算软件多数按平面杆系单元编制，也有按梁格理论考虑空间计算，但它们均不能完全反映预应力混凝土连续箱梁桥结构受力特性，因此有必要按梁段单元编制空间分析程序，充分考虑箱梁畸变、剪滞、板局部弯曲、混凝土收缩徐变及温度作用，计算分析预应力混凝土连续箱梁桥极限承载力和正常使用极限状态。

例如:目前出现常规性裂缝的部分已建预应力混凝土连续箱梁桥按平面杆系单元计算其配筋和混凝土强度均满足规范要求，但按梁段单元进行空间分析校核时，发现其裂缝处主拉应力或正应力超过了规范允许值。

运用ANSYS国际标准通用有限元分析软件对省内高速公路某预应力连续箱梁大桥做了分析，并对平面与空间有限元分析的结果进行了比较，结果明显大于平面分析结果，并且平面分析的第一主应力均为绝对值较小的压应力，而空间分析结果均为拉应力。可见，虽然按平面分析时的计算结果都为压应力，均满足规范要求，但按空间分析得到的结果都为拉应力，且绝大部分的拉应力值超过了规范容许值.(2)应进一步深人理解高强度混凝土的力学特性，设计时必须控制好材料的拉应力和压应力。例如:对比国外桥规，我国现行桥规混凝土拉应力和压应力取值均存在不同程度的偏高口，混凝土主拉应力取值偏高约2倍，混凝土压应力取值偏高约5一20%，且活荷载取值偏低约25一30%。因此按现行桥规设计桥梁时建议适当降低混凝土使用应力和提高安全系数为妥。

(3)对混凝土的温度应力要有正确的认识，在现行桥规不尽合理的情况下，设计人员进行温度应力分析时，可以借鉴国外桥规相关规定及铁道部关于箱梁桥温度分布测试研究得出的温度梯度模式。

(4)进行预应力混凝土连续箱梁桥设计计算时，除考虑温度应力外，还应考虑混凝土徐变与收缩应力、支座沉降、荷载冲击系数和荷载应力。

(5)理论计算模型与实际结构总是存在着一定的“差异”，由此导致计算结果与结构的实际应力的误差，因此，在具体进行预应力连续箱梁桥设计时，要求结构各截面的应力应具有一定的安全储备。

4.设计构造的建议由于现行《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTJ023一85)的许多内容明显滞后于当前的工程实践，有些条款实际是基于简支梁桥制定的，因此难以及时指导迅速发展的工程实践。鉴于这种情况，预应力混凝土简支箱梁桥的设计构造除应认真研究利用现行公路桥梁设计规范外，还应该结合设计经验和教训，积极借鉴钢析梁和箱梁裂缝加固比拟法思想和国家 22

其他部门制定的相关标准及有关国外标准。

(1)工程类比思想—比拟法的引用：A、钢析梁桥抵抗剪力比拟法铁路上的武汉长江大桥、九江长江大桥、芜湖长江大桥均属连续钢析梁桥，其剪力由斜腹杆承受，扭转和畸变由主析架平联、桥门架、横联承受，假如钢析梁四周布置钢筋，浇一层混凝土，就可抽象为连续钢析梁骨架混凝土箱梁桥；B、预应力混凝土连续箱梁裂加固比拟法根据文献可知，如果在直裂缝方向每隔30cM粘贴钢板条，对比钢筋混凝土梁桥配筋要求，所粘钢板条正好和抗剪钢筋受力一致。因此，参照钢彬梁桥设有专门抗和抗扭构造，及预应力混凝土连续箱裂缝加固增设抗剪钢板条，采用工程比法思想，预应力混凝土连续箱梁桥缝防治办法可借用上述抗剪和抗扭造，解决其混凝土强度等不足的问题。

(2)其他设计构造措施

A、重视非预应力钢筋的配置非预应力钢筋包括纵向分布钢筋或受力钢筋，特别是箍筋和抗裂钢筋(对构件的抗剪、斜截面强度和主拉应力的贡献是非常大的，而且混凝土强度等级越高，箍筋的套箍作用越显著)。如美国桥规(l994年版)规定:①在斜裂缝极有可能出现的所有区域中需要设置横向钢筋(最好设置与裂缝垂直的斜箍筋)。②横向钢筋根据结构受力情况可设置与受拉纵筋成不小于45。度的斜箍抗裂钢筋，并与垂直钢筋(与构件轴线垂直)焊接成钢筋网。

B、加强端隔墙和支座隔板端隔墙和支座隔板是抵抗箱梁畸变与扭转的根本构件。为防止端隔墙和支座隔板的开裂，建议隔墙或隔板开口为椭圆形，并为椭圆形配置构造钢筋。

C、提高钢筋与混凝土的粘结力采用较小直径的钢筋，分散布置，尽量使用螺纹钢筋，避免采用光面钢筋，这些措施可有效提高钢筋与混凝土的粘结力，可避免裂缝或使裂缝间距和宽度较小。

D、重视抵抗局部应力的配筋在锚固区，预应力筋弯起处等部位加强配筋，可以有效防止产生顶、底板的齿板裂缝和曲束裂缝。当梁高大于1时，为控制梁的腹板收缩裂缝，在腹板两侧沿梁高应布置一定数量的纵向水平钢筋。

5.几施工养护的措施

(1)混凝土质量引起的非结构性裂缝，可采取如下防治措施:定期测定砂、石料含水量，严格控制水灰比和骨料级配及砂、石含杂质和泥量，这是混凝土质量的基本保证，也是现阶段施工中最易忽视的问题，施工监理单位必须严格把关，其次混凝土施工工艺必须按规范执行，结构内部布置防裂钢筋，以提高混凝土的抗裂性能。

(2)温度应力引起的非结构性裂缝，可采取如下防治措施:设计时应重视温度应力的影响，可采取施加横向预应力、配置足够的温度应力钢筋、增加结构的安 23

全储备等措施来防止裂缝的产生。

(3)混凝土收缩应力引起的裂缝，可采取防治措施:施工时严格控制混凝土配合比，不应为了提高混凝土强度(或早期强度)用增加水泥用量的办法，使用减水剂应谨慎合理，同时加强振捣以减少水化热，大体积混凝土应采取分层浇筑的方法。重视馄凝土的养护工作，尤其是初期养护，因为浪凝土的初期养护条件直接影响其抗拉强度增长的快慢，如混凝土的收缩应力最初阶段没有引起混凝土开裂，随着时间的延续，由于混凝土徐变的影响，收缩应力将会减小，产生收缩裂缝的可能性也就减小。

(4)施工不当引起的裂缝，可采取如下防治措施: 改进施工方法和施工工艺，例如:竖向预应力筋由于伸长量小，混凝土收缩回弹量大，必须反复张拉，以确保实际竖向预应力达到设计要求;横隔板裂缝应通过改善临时固结支座的布置，有效地限制裂缝的产生，同时在横隔板内布置加强钢筋或钢筋网，以提高横隔板的强度和刚度;另外，通过在桥面铺装层增设横向钢筋，加强桥面板与桥面铺装层的粘结，可达到减少裂缝的目的。

6.结语

根据预应力混凝土简支箱梁桥产生裂缝原因分析及防治措施的研究，可以综述如下:(1)通过对混凝土预制小箱梁桥三个施工阶段日照温度场的实桥观测，确定了各个施工阶段对混凝土预制小箱梁日照温度场的影响方式和影响大小；确定了混凝土预制小箱梁日照温度场和温度梯度的特点，为混凝土预制小箱梁桥的研究和设计工作提供了定性指导；通过对实桥项目三个阶段的温度观测及观测数据的整理，得出了混凝土预制小箱梁桥日照温度场分布特点的几个结论，其中，混凝土预制小箱梁桥桥面铺装对箱梁日照温度场影响较大对于小箱梁组合截面梁桥，边箱梁的内侧与外侧温度场差异较为明显等特点对今后的研究及设计工作具有参考作用。

(2)关键是在设计时，认真计算和验算，合理布置预应力筋和构造钢筋。在现行设计规范、设计手册的基础上，采用空间梁段单元计算方法(但普通梁单元并不能全面反映混凝土梁畸变，面外弯曲和主拉应迹线等计算，应采用应变连续的空间梁段单元进行分析才行)。参照国家标准或国外桥规，针对主要结构性裂缝形式及原因，建议预应力混凝土连续箱梁桥设计方法在原设计方法的基础上增强构造措施和配置适量预应力钢筋及足够数量的非预应力钢筋的办法处理，防止结构性裂缝。

(3)其次是严格控制施工过程和施工工艺，确保施工质量，尽可能避免开裂或减少非结构性裂缝，同时对非结构性裂缝妥善处理，控制裂缝发展，封闭裂缝，使裂缝不至子对结构产生过大的危害，保证结构的正常使用。

总之，对于预应力混凝土连续箱梁桥的裂缝问题，设计、施工和监理人员都应该严格把关，针对各种具体情况采取必要的措施。

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温度应力分析 篇6

关键词：多场耦合；数学模型；大体积混凝土；温度应力

中图分类号：TU43 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2016）05-0030-09

Abstract： During the initial impoundment of mass concrete dam， the reservoir water with low temperature would be critical to the temperature field of dam body， which affects the deformation of dam body and even results in temperature cracks. Therefore， in order to investigate the thermal stress distribution of mass concrete during the initial impoundment， the concrete was assumed as a continuous porous media in this paper. In consideration of the basic theories of solid mechanics， hydraulics， and thermodynamics， the multi-field coupling equations of unsaturated porous media that include momentum conservation， mass conservation， and energy conservation were provided as the function of displacements， pore liquid pressure， pore gas pressure， temperature， and porosity. The finite element analysis program was then developed. A mass roller-compacted concrete block was considered for coupling analyses on the seepage field， temperature field， and stress field. The analysis results show that the temperature reduction and principle thermal stress of the concrete block considering the multi-field coupling process are greater than those without the coupling effect.

Key words： multi-field coupling； mathematical model； mass concrete； thermal stress

在水利工程中，尤其是对大体积混凝土而言，较大的温度拉应力会引起混凝土的温度裂缝，因此温度应力是大体积混凝土需要额外关注的.在水库初次蓄水时，温度较低的库水必然会对坝体温度场产生较明显的影响，从而影响混凝土坝的变形，甚至产生温度裂缝.如国际上，在Revslstoke[[1]，Dworshak[[2]和Russel[[3[]等重力坝的上游表面曾经产生过严重的劈头裂缝，深入坝内几十米，有的甚至将整个坝段一分为二，产生严重漏水.目前一般都认为是在施工过程中坝体的上游侧如果出现了表面裂缝，水库蓄水之后，经过一段时间，表面裂缝突然大范围地扩展，成为劈头裂缝，尤其是通仓浇筑的混凝土重力坝更容易出现这种劈头缝，分析其原因主要是由于这类坝没有布置纵缝，不进行二期冷却，在水库初次蓄水时，坝体温度还很高，与外界低温的库水之间形成较大的内外温差，容易使表面扩展成为劈头缝[[4].由此可见，初次蓄水对混凝土重力坝的温度场和应力场的影响是需要加以研究的，并为采取有效、合理地渗控措施提供科学依据.

事实上，如果将混凝土坝体也视为多孔介质，则蓄水时渗流的产生也是必然的，若考虑库水入渗，坝体非稳定温度场的变化将更加复杂.考虑渗流因素的存在，对大体积混凝土坝体温控防裂及应力状态研究都有直接意义.国内已经有学者用多场耦合的方法来求解大体积混凝土的渗流场温度场耦合作用[[5-7[]、渗流场温度应力耦合作用[[8[]等.

本文在总结国内外学者对多孔介质多场耦合的机理、数学模型建立及求解方法的研究成果基础上，将混凝土视为多孔介质，综合运用固体力学、水力学、热学等基本理论，结合多孔介质的热本构关系以及孔隙流体的热运动规律，建立了混凝土多相、多场全耦合数学模型方程组，并编制了有限元求解程序，对某一大体积混凝土模型初次蓄水后一段时间内的渗流场、温度场、应力场进行耦合分析，以初步阐释大体积混凝土初次蓄水时渗流场对坝体温度场、应力场的影响过程.

1 混凝土类多孔介质概念模型及热本

构关系模型

1.1 混凝土概念模型

国内外有些学者提出了关于多孔介质的多场耦合模型[[9-13[].事实上，非饱和状态下的混凝土材料也可视为连续性多孔介质，其特征单元体主要由固相、液相和气相三相构成，其中固相介质主要为经硬化后形成具有堆聚结构的复合物.特征单元体的体积V可以用式（1）表示：

1.2 混凝土类多孔介质热本构关系模型

1.2.1 固相介质的热本构关系

当温度发生变化时，混凝土类多孔介质将由于受热发生膨胀、受冷而发生收缩，从而产生应变.如果多孔介质热变形受到边界的约束，就会产生应力.

混凝土的热本构关系表达方式比较多[[14-18[]，为了利用这些成熟的本构关系，同时考虑温度变化对多孔介质的影响，可以给出以增量形式表述的热本构关系如式（3）所示：

1.2.4 温度场的热传导定律

在研究温度场的问题时，广义的Fourier定律[[21]作为基本定律，它是指在导热过程中，单位时间内通过给定截面所传递的热量，正比例垂直于该截面方向上的温度变化率，而热量传导的方向与温度升高的方向相反，用数学表达式表示为：

2 混凝土类多孔介质多场耦合的控制方程

混凝土类多孔介质非饱和状态下多场耦合的控制方程将主要基于上述非饱和多孔介质的概念模型及其相应的热本构关系[[22]：

2.1 变形场控制方程

对于一个非饱和多孔介质的单元体来说，其准静态下的应力平衡方程如式（7）：

3.2 有限元求解程序编制

本文基于上述有限元离散成果利用FORTRAN语言研发了多孔介质多场耦合求解程序THM-3D，该程序采用模块式开发，每块均具有独立、明确的功能含义，以充分满足实际工程中问题复杂的要求，主要算法流程图如图1所示，限于篇幅，该程序的验证将在其他文章给出.

4 工程算例

假设有一大体积碾压混凝土块，如图2所示，该混凝土块高94.0 m，上游侧假定有蓄水至77.0 m，下游侧无水.

该碾压混凝土块为浇筑式施工，在4月1日起开始浇筑，混凝土入仓温度在气温的基础上加3 ℃，分层浇筑至顶部后30 d拆模.坝体在430 d内浇筑完成，之后将在10 d内分3段快速蓄水至正常蓄水位：在第3 d蓄水至25.0 m；第6 d蓄水至50.0 m；在第10 d蓄至77.0 m.计算周期为蓄水至2 a，该混凝土块体由3种级配的混凝土浇筑而成，从块体上游至下游依次为变态混凝土、二级配混凝土和三级配混凝土.考虑到大体积混凝土主要关注的是温度应力的变化，因此应力场将主要考虑温度应力.

4.2 计算结果分析

4.2.1 混凝土浇筑完成

混凝土块浇筑完成时的温度和应力计算结果如下图3（a），（b）所示，其中温度单位为℃，应力单位为MPa.可以看出，在浇筑完成时，混凝土块体温度场的高温区位于中下部和顶部位置，其中中下部的最高温度达到44 ℃，主要是由于本算例中没有考虑温控设施，该处的浇筑温度较高，且混凝土仍处于升温阶段，水泥水化热产生的热量无法散出；同时，块体中均为拉应力，但整体水平不高.

4.2.2 初次蓄水一段时间

混凝土块浇筑初次蓄水30 d，2 a的孔隙水压力、温度和应力计算结果如图4（a）～（c）和5（a）～（c）所示.

从渗流场的计算结果来看，随着蓄水时间的延长和库水温、气温的变化，库水在块体内逐渐向下游侧渗流，蓄水2 a后库水仍然没有在块体的下表面逸出，说明蓄水后混凝土块体内的渗流场在较长的时间内不会达到稳定状态，也不会有水从下游面逸出.

从温度场的计算结果来看，在水库蓄水后，随着蓄水时间的延长，块体上游侧的温度等值线逐渐向内部延伸，这体现出了库水对块体温度的影响过程.同时，块体温度场在库水作用下，内部温度整体水平下降，并且上游侧降温比下游侧明显较快；块体上游库水以上部位在库水和外界气温共同影响下温度下降较快，此处的最高温度由浇筑完成时的38 ℃降至蓄水2 a后的18 ℃.

从耦合条件下块体温度应力分布的变化过程可以看出，随着蓄水时间的延长，块体上游侧表面处的温度由于受较低的库水温控制，与内部相邻部位的混凝土之间存在着温差，蓄水后不同时期上表面出现了不同程度的拉应力，局部拉应力较大，可能对该部位的温控防裂不利.

4.2.3 特征点温度变化过程

特征点1～4在耦合与非耦合条件下的温度计算结果对比如图6～9所示.通过对比可以看出，特征点1在非耦合条件下得到的温度较耦合条件高，最大差值为1.5 ℃；特征点2在非耦合条件下的得到的温度较耦合条件高，最大差值为1.8 ℃；特征点3在非耦合条件下得到的温度较耦合条件高，最大差值为3.3 ℃，；特征点4在非耦合条件与耦合条件下得到的温度计算结果吻合得较好，最大差值约0.56 ℃.可见，非耦合的方法对于上游面附近库水浸没区域以及其他库水未浸没区域的温度计算结果较好，对于被库水浸没的块体内部区域的温度计算结果则明显高于耦合计算得到的结果.

5 结论与建议

混凝土类多孔介质多场耦合作用的数学模型，研究的主要是某一物理场方程中因变量或源汇项受其他物理场作用其变化的数学描述，也包括本构规律的影响在控制方程中的反映，因此该类数学模型较为复杂，必定包含多个控制方程：

1）本文根据连续介质方法给出了混凝土类多孔介质的概念模型，在给出基本假设的基础上，依据热本构关系模型、流体运动的广义Darcy定律以及温度场热传导的广义Fourier建立了以位移、孔隙水压力、孔隙气压力、温度、孔隙率为未知量的非饱和多孔介质多相多场全耦合研究的数学模型，并给出了相应的定解条件，获得了有限元格式的多场耦合求解方程组，并编制了有限元求解程序.

2）对一大体积碾压混凝土块的渗流场、温度场和应力场进行了耦合分析.结果表明，考虑耦合后块体入渗区域内特征点的温降幅度较不考虑耦合条件下大，最大温降差达到3.3 ℃；而且考虑耦合效应得到的特征点温度大主应力也较非耦合大，最大差值达到0.32 MPa.

3）对于蓄水初期的实际大体积混凝土工程而言，影响其真实工作状态的因素是极其复杂的，其中，作用在其上游侧的低温库水则是众多影响因素中最直接、最重要的因素.因此为了更为准确地计算分析蓄水初期坝体温度场和温度应力分布，应该考虑渗流场的影响，本文采用耦合分析的方法为以后大体积混凝土坝蓄水后的温控防裂研究提供了一种新的思路.

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超长混凝土结构温度应力分析 篇7

一、温度应力计算原理

实际结构在环境温度作用下的应力分布、开裂形态是一个时变的、非线性的复杂问题, 环境温度变化时, 结构两侧分别向内收缩或向外膨胀, 在结构的平面刚度形心附近存在一个不动点。距离不动点越远的地方, 产生的变形越大。以图1所示的框架结构为例, 在没有柱子约束的条件下, 第i根柱子处的变形计算公式为:

式中, i为不动点为基准的柱子序号, l为框架跨度, Δt1为与混凝土成型时的环境温度相比较的变化量, αT为混凝土的热胀系数, 一般为1×10-5m/ (m·℃) 。

当楼盖与柱子整浇在一起时, 楼盖的变形会带动柱子产生侧向位移。如果柱的上下端位移一致, 柱子中将不产生内力。显然, 为了协调这一变形, 柱子上会产生剪力、弯矩等内力。这些因素相互作用, 使实际各支撑柱处产生的变形比式 (1) 计算的略小。因此, 如果柱顶、柱底处于不同的环境温度时, 第i根柱子的剪力Vi可以由下式得出:

式中, Δt为柱子上下端所处的环境温度差;D为柱抗侧移刚度, 根据结构力学公式, 可得到D=12EcIc/H3, 式中H为柱子高度;Ec、Ic为柱子的弹性模量、惯性矩。而楼盖中的平均拉应力为:

式中, Nj为不动点起第j跨的楼盖轴力, A为楼盖横截面面积。 , 柱子的剪力同时将引起弯矩, 其峰值为:

式中, β为反弯点距离柱顶、柱底的距离与柱子高度的比值。

此弯矩由与柱子相连的框架梁 (包括翼缘板) 承担, 对于顶层楼盖, 中柱情况下, 两侧梁刚度基本一致, 弯矩由左右梁平均分配这一弯矩, 而对于边柱, 这一弯矩仅由一根梁平衡, 因此, 与中柱、边柱相连梁的最外层纤维所受到的弯矩拉应力分别为:σM, 中=βHVj/2W, σM, 边=βHVi/2W。可以预见, 这一拉应力同时也会影响作为翼缘的楼板应力。

二、多层框架结构温度应力的特点

温度应力实际上是一种约束应力, 约束应力包括内约束应力和外约束应力。引起温度应力的温度荷载一般可分为季节温差、骤然温差和日照温差等, 长期缓慢的季节温度变化作用于结构整体, 对结构的变形影响较大, 依据大量的实践经验, 多层钢筋混凝土框架结构的温度应力计算有如下特点。

1. 假定基础上地下室不变形, 多层框架按两层计算 (只考虑地面以上两层框架, 顶层计算时只考虑顶部两层框架) 。

2. 多层框架的最不利部位是变形不动点的横梁, 此处承受着最大的轴拉力 (收缩时) 。假定是对称结构, 结构中间部位横梁可能开裂, 并且在下部1、2层开裂较严重;端部柱子承受着最大的弯矩和剪力, 可能出现主根弯曲和剪切破坏, 如图2、图3所示。

3. 多层框架中间部位横梁内力最大, 变形最小, 端部内力最小, 变形最大。

三、温度应力对楼板的影响

温度作用引起的板中应力可分为两部分, 其一为轴向拉力引起的拉应力, 其沿楼板横向截面基本均匀分布, 沿楼板厚度方向也基本均匀分布, 危害较大。其二为弯矩引起的拉应力, 其引起的拉应力不会形成贯通裂缝, 同时, 开裂后内力将会发生重分布, 由未开裂部分承担内力, 影响要小得多。需要注意的是, 温度作用下的弯曲应力将会与正常使用下的荷载作用相叠加, 在不利组合下, 会加剧、加速裂缝的发生和发展, 特别是梁的支座截面。

四、结论

通过对温度作用的理论分析, 可以得出如下结论。

1. 竖向构件的抗侧刚度对超长结构温度应力影响很大, 刚度越大, 受温度作用影响就越大。

2. 温度作用中存在一个“不动点”, 距离不动点越远, 竖向构件的受力就越大;越近, 水平构件的受力就越大。

3. 超长混凝土结构受降温影响较大, 升温作用对结构无太大影响。

4. 计算温度作用时, 可以仅考虑地面以上两层或顶部两层, 中间层温度作用基本可以忽略不计。

连续钢构桥梁施工与温度应力分析 篇8

1.1 连续钢构受力

连续钢构桥是在连续梁基础上发展起来的墩梁固结的结构体系。在恒载作用下, 跨中弯矩与竖向位移基本一致。在墩梁固结共同作用下可以充分降低跨中区域的梁高, 减小主梁跨中截面尺寸, 使恒载内力进一步减小, 增加主桥跨径。

1.2 连续钢构桥设计理念

连续钢构桥设计上, 增大主梁结构尺寸, 加强梁的刚度, 可增大主桥的跨越能力;同时减小固结主墩的刚度, 增加其柔性, 又可以增加顿梁的尺寸比, 增加跨径。主梁在温度, 混凝土收缩徐变的因素影响下, 墩顶与主梁在顺桥向产生水平和转角位移, 主梁会因为桥墩的约束产生二次内力, 墩身的剪力和弯矩会迅速增大, 当采用抗推刚度小的薄壁墩身时, 能有效降低其内力, 有效避免了引起更大二次内力。

连续钢构桥梁的截面一般为变截面形式。选用变截面可以有效降低跨中由恒载引起的内力, 主梁受力曲线分布与截面变化形式吻合, 而且变截面梁可以有效减少结构混凝土用量从而减少结构的自重。连续钢构一般施工为悬臂浇筑施工, 在施工中结构形式与内力状态相吻合。

2 连续钢构桥梁的施工

2.1 工程概况

达州某跨线连续钢构桥, 该桥总长250.7m (包含桥台) , 横跨达万线铁路, 跨径布置为60+100+60m, 桥梁纵坡为4%, 双向横坡2%, 为满足铁路规划要求, 保证主跨及莲花湖方向边跨7.25m的净空, 在3号桥墩K0+222.22处设置竖曲线, 竖曲线半径为1250m。上部结构箱梁为三向预应力结构, 采用双幅单箱单室箱型截面, 两幅桥之间的缝隙采用钢筋混凝土连接使大桥成为一个整体。下部结构采用双薄壁墩身, 墩高为2#墩13.28m, 3#墩12.38m。气温:多年平均气温16~17℃, 最高气温41.2℃, 最低气温-4.5℃。

2.2 施工方案及施工要点

为保证跨线桥施工期间列车的正常运行, 应选用切实可行的最优施工方案。桩基础采用钻孔灌注桩, 下部结构施工完成后在桥位处搭设施工支架, 采用移动支架法施工上部箱梁, 箱梁施工完成后拆除支架, 设计结构体系形成后再施工栏杆等桥面系, 铺装成桥。

2.2.1 0号块施工

⑴墩顶0号块拟从承台顶搭支架施工 (亦可考虑在墩顶预埋牛腿支撑的托架上施工) , 支架、牛腿及托架应认真设计验算, 且支架需进行100%的预压。

⑵支架经加载预压, 并经观测完全达到设计与规范的要求后, 即可进行立模、绑扎钢筋。

⑶混凝土浇注。由于0号段混凝土数量大, 预应力管道密集, 为减轻托架负荷和保证混凝土浇注质量, 竖向可分层浇注, 但分层不超过2层, 分层应距离顶板倒棱下不小于50cm, 必须保证新老混凝土的可靠结合和加强混凝土养生。浇注混凝土应采取可靠措施 (如采用低水化热水泥或冷却管) 降低内外温差, 防止产生温度裂缝。

⑷待混凝土强度达到85%后, 且混凝土龄期不小于5d, 张拉纵、横、竖向预应力。

2.2.2 悬臂施工

悬臂梁段采用移动支架法对称平衡施工, 可采用两副梁段支架交替移动进行。对于跨越铁轨梁段, 可采用架设龙门架进行施工, 并采用架设军用梁作为防护架。

⑴搭设现浇梁段支架, 对支架进行堆载预压, 堆载重量相当于梁段重量, 当支架的变形及其基础沉降和不均匀沉降稳定后, 方可卸载。

⑵支架上立模浇注连续箱梁, 待混凝土达到85%设计强度以上时, 张拉纵向预应力钢束并张拉前一梁段的横、竖向预应力束。

⑶各梁段要求一次浇注完成, 保持对称平衡施工。用移动支架依次浇筑1号~12号梁段, 每梁段浇注过程为:架设支架、绑扎钢筋、定位立模、浇注混凝土、张拉纵向预应力束、张拉前一节段的横向预应力束、竖向预应力束、卸除前一梁段的支架并架设下一梁段支架。在12号梁段完成后, 主桥边跨现浇段采用支架现浇一次连续浇注完成, 并作好合拢边跨的准备。

2.2.3 合拢段施工

箱梁合拢是控制全桥受力状态和线形的关键工序。因此合拢顺序和工艺都必须严格控制。全桥分二个合拢阶段, 第一阶段边跨合拢, 第二阶段中跨合拢。

合拢段施工过程中应特别注意以下几条:

(1) 尽量减小箱梁悬臂日照温差, 注意保温和保湿养护, 以免混凝土开裂;

(2) 合拢温度必须控制在10~15℃之间, 不允许超过15℃;

(3) 顶推过程中应进行位移和顶推力双控;

(4) 边跨及中跨合拢应配水箱作为平衡重, 平衡重量应为合拢段混凝土重量的一半。在合拢时, 放出水的重量应该等于已浇混凝土重量的一半。

3 连续钢构桥温度应力分析

由于混凝土材料热传导性能较差, 在环境温度或者日照的影响下, 将使其表面温度迅速上升或者下降。但内部温度还处于原来状态, 导致结构变形, 并且受到内外约束阻碍, 会产生温度应力。随着大跨度预应力混凝土桥梁发展, 温度应力的影响将越来越大, 因此分析温度应力对桥梁的作用意义重大。

3.1 有限元数值模拟分析

采用MIDAS/Civil有限元软件对对该大桥温度效应进行模拟, 计算出各截面处温度效应的应力值与弯矩大小, 为施工设计提供依据。

参考原设计图纸的荷载标准温度作用, 计算时用到以下温度梯度计算模式:升温梯度取T1=17℃, T2=6.7℃, 降温梯度取T1=-8.5℃, T2=-3.35℃。整体升降温按20℃考虑。

计算模型如如图1, 全桥离散成90个单元, 97个节点, 模型边界条件为两端桥头现浇段设置活动铰支座, 固定其Y和Z方向位移, 墩顶与箱梁连接为固结, 固定所有方向位移, 桥墩与地基为固结。模型为三维梁单元模拟。

3.2 有限元数值模拟分析结果

有限元数值分析综合考虑自重, 二期恒载, 纵向预应力, 收缩徐变, 温度应力荷载作用。其中, 温度计算结果分别是在温度梯度荷载, 桥梁体系温变, 温度梯度与体系温变线性组合的作用下得到的桥梁温度产生的应力值。具体结果见图2、图3。

图2、图3所示为连续钢构桥梁分别在整座桥梁整体升温, 整体降温作用下的应力情况。有限元软件分析表明, 桥梁应力受温度影响比较大, 主要是在桥墩产生最大应力, 在整体升温情况下, 最大应力出现在墩顶, 大小为-4.7MPa, 在整体降温情况下, 最大应力为4.6MPa。

5 结束语

在分析连续钢构桥梁的温度应力可以看出, 温度对桥梁的影响很大。涉及问题多, 情况复杂, 在桥梁的运营阶段变化大, 特别是在日温差较大的地区, 此类问题尤为明显。温度应力目前被认为是造成桥梁产生裂缝的主要原因。目前温度应力的计算结果精确度不是很理想, 设计和施工时, 需要认真研究温度对桥梁造成的效应, 在构造, 配筋和施工工艺上采取可靠措施, 克服温度应力造成的不利影响。

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温度应力分析 篇9

在工程应用中, 安装于工艺管道上, 供温度检测用的温度计套管, 是最为常见的结构之一。温度计套管直接与管内流体接触, 起着抵抗管内流体冲蚀, 振动损伤, 保护温度计芯体的作用。在工况环境严酷, 安全等级、 质保等级高的领域, 如核场、高温高压环境, 对温度计套管的可靠性提出了很高的要求, 因此, 套管的设计和力学性能分析显得非常重要。

温度计套管传统设计和分析常采用试验的方法, 存在耗时长、投入大等不足, 随着计算流体动力学(CFD) 及CFX软件的发展, 计算机仿真在众多领域得到了广泛的应用。在设计标准方面ASME PTC 19.3提出了常规的直管型、锥型和阶梯型的设计准则, 对业界人士进行温度计套管的设计有很好的指导作用, 如文献[1]、[2]、[3]、[4] 均有按标准ASME PTC 19.3对温度计套管的设计进行了详细的分析, 文献[5] 对ASME标准计算结果和有限元的仿真结果进行了对比分析。前期的研究主要集中在通过有限元分析套管的共振频率fs, 然后再通过ASME PTC 19.3计算出流体流过套管的涡脱频率fn, 再对两者进行比较。而流体中温度计套管所受的应力分析, 实质是流体与固体相互作用的流固耦合(FSI) 分析。

2研究对象

2.1温度计套管安装位置即结构

分析案例为某型温度计外套管, 实物图见图1:

2.2流体特性

流体流速为v=17.0m/s。温度为300℃、压力为17.2MPa时, 运动粘性系数 μ=1.22×10-7m2/s, 质量密度 ρf=726.7kg/m3。

2.3温度计套管材料特性

温度计套管材料为奥氏体不锈钢, 保守起见温度计套管取350℃时的材料性能, 奥氏体不锈钢弹性模量E=1.72×1011Pa, 泊松比=0.3, 许用应力强度S=114MPa, 密度 ρs=7900 kg/m3。

3流体动力学分析

3.1模型建立与网格划分

在流体力学中, 当一种流动的流体包围住另一种物体( 案例中的外套管), 则流体被称为外部流, 此物体被称为绕流物体。在进行流体动力学分析时, 绕流物体与流体外表面定义为壁面边界, 流体无法穿越, 只能绕流。 置于流场中的温度计套管流场模型和网络模型如图2所示, 网格划分在ICEM中进行。

模拟类型选择“稳态模拟”, 导入流体物理特性由运动粘度系数 μ, 流体流速V, 套管置于流体中的最大外径B( 本案例为36mm), 求得雷诺数Re=VB/ μ=5.0×106, 流体在边界层的流动形式为湍流, 湍流模型采用k-ε 模型, 流动形式设为等温流动。

3.2流体动力学结果分析

图3为流场的流速矢量云图, 从图中可以看出,A区为层流区,B区为湍流尾流区,C区为高速低压区, 速度达到最大29.94 m/s,D区为低速高压区, 在此区域流体在高压作用下方向转。沿流速方向在C区域内流体紧贴套管外壁的边界层内的速度逐渐减小, 在F点边界层开始离开套管外壁,而外部压强却有继续增大的趋势因此, 在靠近套管外壁的流体被迫反向逆流, 形成了B区( 湍流尾流区) 内的回流[7]。此模型真实地展示了流体绕固流动现象。

图4为浸入流体中部分温度计套管外壁所受压力分布云图, 由于在计算过程中, 套管外壁被定义为壁面边界, 没有位移形变, 套管外壁面所受压力为压差阻力与摩擦阻力的合力, 从图4中可以看出, 在流场中的D区域,压强出现最大值17.36MPa,而对应图3中的C区域压强最小16.72MPa。满足理想流体的基本概念。

4结构力学分析

通过流体动力学分析后, 得到了温度计套管壁面受到的液体应力分布图, 而套管的等效应力分布与形变量对设计工作者优化设计有很好的参考作用。需把流体力学计算结果, 如压力、温度分布等计算结果作为结构力学分析的输入载荷, 在液- 固界面进行数据交换, 对套管模型进行结构力学计算。

4.1模型建立与网格划分

在进行结构力学分析时, 抑制流场模型, 对套管单独进行分析, 套管网络划分和载荷导入结果如图5所示。

监测流体温度时, 温度计套管与工艺管道的接触面为密封面, 在进行力学分析时, 需对密封面添加固定约束, 表示此面没有任何的移动和转动, 而密封面以下处于流体中的套管为一悬臂梁结构, 结构力学分析主要是对这部分和密封面的应力及形变量进行分析。

4.2流固耦合仿真结果分析

经过流固耦合数据交换后, 在Ansys的后处理中, 对套管的等效应力、应变和变形量进行计算分析。

图6为套管的弹性应变分布图, 图6-2中V为流速方向。图6所示的密封面右端为伸入流体中的自由端( 悬臂梁结构), 套管自由端受到如图4中流体应力载荷的作用。图6-1为套管正对流体方向的面, 称为上游面, 图6-3为下游面。可以看到, 图6-1中的D区和图6-3中的Z区应变云图关于套管轴线对称, 因此, 可以得出套管受到流体的合力沿流速方向, 且通过套管的中轴线。此外, 在上游面, 套管主要表现为拉应变, 由第二强度理论可知材料的拉应变是材料断裂的主要因素[8], 因此, 在套管设计时, 最大拉应变所在区域不能处于套管的密封面处( 应力集中部位), 案例中拉应变主要分布于图6-1中的D区域, 处于套管中截面与密封面之间。 也正是由于D区域的塑性变形才防止了上游面在密封面处的拉应变的增加, 提高了套管的强度。

从图6中还看出, 应力应变最大的地方处于套管外壁下游面( 图6-3) 的密封面处, 但是此处主要承受压应力的作用。对于套管各处的应力应变情况是否满足材料的安全使用要求, 通过Mises等效应力进行判断。

图7为套管Mises等效应力应力分布情况。

从图7中可以看出, 主要应力分布在外套管下游面的密封面处S1、芯体套管外壁探测部位S2、芯体套管内孔变径台阶处S3和套管上游面密封面S4处。 A向为套管探测端竖直向上放置的左视图,B向为俯视图。图中的V为流速。从图7看出, 套管主要等效应力为:S1约59.35MPa,S2约15MPa,S3约33.5MPa,S4约35MPa, 其余部位较小, 可以看出, 等效应力出现最大值的部位不是在图4中的D区域, 而是在套管下游面的密封面S1处, 由图6-3可知, 此处的压应变最大, 在此处材料主要承受压应力的作用。由Mises失效准则:

其中:Sr为径向应力,St切向压应力,S最大许用应力114 MPa, 因此,LHS=S1<1.5S, 满足安全使用要求。

探测部位的最大等效应力分为: 缩径处外壁S2和内孔变径台阶处S3, 由图7可知,S3约是S2的2倍, 由于探测部位缩径段外壁采用了光滑的较大直径的过渡圆, 而内部过渡圆的直径很小, 易出现应力集中, 且外有保护罩, 因此缩径段外表面应力较小约为15MPa, 而在芯体套管内部最大达到了33.5MPa。

图8为套管总变形图, 变形最大处为温度计芯体顶端探测部位, 最大有0.086mm, 由实际应用情况, 在温度计顶端探测部位, 探测器与芯体外套管之间还有一层绝缘层粉末, 约有0.5mm, 因此, 对于0.086的形变量, 不会对内部探测器造成损伤。

4.3有限元计与ASME计算结果比较

在温度计外套管设计领域,国际上比较成熟的规范, 最新版为ASME PTC 19.3 TW-2010, 其中主要对直型,锥型和阶梯型三种常规结构进行了较为详细的介绍, 但是在实际的工程应用中存在一定的局限性, 针对文中变径与锥型结合型套管结构, 近似看成阶梯型结构, 采用ASME的方法计算套管在流场中的静态应力。

在ASME中提出, 在液体静压和稳态载荷下, 套管在朝向流体下游方向的面, 在密封面处和缩径处会出现最大应力点S[6]max, 图7中的S1处。ASME中套管最大应力计算方法如下:

式中:Sa轴向压力,SD为静压力,d为套管探测端内孔径,p为流体压强,A为套管密封面处外径,Gβ为密封面处应力修正值,PD套管投影面压强,ρ 为流体密度,CD为阻力系数,v为流速,B为套管缩径段外径,L为套管整个自由段长度,Ls为缩径段长度,GRD为缩径段应力修正值。 代入各参数值,d=2.2mm,A=36mm,ρ=726.7kg/ m3,CD=1.4,V=17.0 m/s,B=3.6mm,L=256mm,LS=2 1mm,P=17.2MPa。材料的最大许用应力S=114MPa, 计算结果如下:

密封面处等效应力LHS=32.5MPa<1.5*114

缩径处等效应力LHS=34.5MPa<1.5*114

以上通过有限元方法和ASME两种方法计算的结果如下表:

两种计算方法均是采用Mises等效应力表示套管的应力分部情况。案例中套管密封面S1处的最大应力值有限元计算结果大于ASME所计算结果, 这是由于, 有限元计算对边倒角, 倒圆等几何模型较敏感, 此外边界条件的选择影响也较大, 如固定约束面, 从云图看出应力最大点位于套管下游密封面边倒圆角处( 应力集中部位), 而ASME计算时对几何模型的细微变化是无法感知的, 因此, 计算结果相对较小。此外, 从有限元的计算结果可以看出, 套管探测端缩径处的外保护罩对减该处的应力有明显作用, 因此, 有限元计算结果的S2明显小于ASME计算的S2, 而对于缩径段内孔处的S3, 有限元计算值侧较大, 但ASME则无法计算, 但是此处的等效应力却不能忽略。除此之外, 由于保护罩位于离密封固定面最远的探测端, 与不带保护罩相比, 增加了此处的受力面, 从而套管的弯矩变大大, 增加了套管在密封面处的应力, 进一步增加了S1处的压应力。因此, 有限元能更精细更有代表性地反应出套管各部位的受力情况与应力分部情况。而ASME在进行计算时, 只要一些尺寸参数不变其计算结果不变, 且使用范围很有限。

5结束语

(1) 置于流场中的温度计套管是典型的圆柱绕流形式, 流体流速为17.0m/s, 压强17.2MPa, 模型所得的高雷诺数不可压缩粘性流体的圆柱绕流模型和压强分布云图, 显示出了流速失量分布情况。图中可以明显的看出, 层流区, 湍流尾流区, 边界层脱离, 回流形成等现象。此外, 流体绕过套管外壁后在下游区出现的湍流扰动, 对套管密封面产生较严重冲蚀, 所以在某些应用领域, 密封面外会增加一层保护罩。

(2) 通过流固耦合(FSI) 分析方法, 建立数据模型, 得到温度计套管的等效应变云图和Mises等效应力分度云图, 从应变云图分析结果来看, 合理的套管设计是, 等效应变区域, 特别是最大应变点, 不能出现在套管上游面的密封面处, 因为此处是拉应变, 而密封面处是应力集中部位, 容易出现材料断裂。最大等效应力主要分布在边倒圆、边倒角、焊缝等部位。此外较大应力还出现在缩径处内壁变径过渡圆台阶处。因此, 在实际工程设计和加工过程中, 除了避免外壁出现应力集中部位, 内壁也要充分考虑。

温度应力分析 篇10

超长混凝土或较厚构件的混凝土在施工期受外界与自身温度变化的影响, 往往引起各种形式的裂缝, 破坏其整体性, 危及建筑物的安全。为此超长混凝土或较厚的构件防裂问题是较为重要的课题。目前, 混凝土结构的解析应力分析多采用有限元的的方法进行计算, 有各种程序可选用。温度控制措施是在混凝土达到规定质量要求的基础之上制定的。混凝土的质量控制及温控措施的落实是温控成功前提, 因此要特别重视质量。据统计, 为防止裂缝的温控费用约为工程造价的3%, 而处理裂缝的费用却到达5%-10%, 还可能推迟施工进度, 因此要特别注意温控措施的落实。温控设计的主要内容是计算混凝土结构各个部位的温度及应力;研究如何降低混凝土温度、降低到什么程度及如何进行表面保护, 使之减小、降低拉应力。特别是在严寒地区, 大量的工程实践表明, 在严寒地区对新浇筑的混凝土或以浇筑的混凝土表面采用合适的保温材料进行保温后, 混凝土结构体系内部产生裂缝的几率大为降低, 尤其可以大幅度减少深层贯穿性裂缝产生的几率, 提高混凝土结构的安全度。

2 混凝土温度场变化规律

混凝土温度检测数据是认识混凝土内部温度变化规律的有效手段。但是大量的监测数据只是展示了混凝土内部温度分布的直观现象, 要深刻的揭示混凝土内部温度的变化规律, 就必须对原始数据进行分析和研究, 找出原始数据所蕴含的混凝土温度变化信息, 从而确定混凝土温度的变化规律。在一般的分析方法中, 根据假定的边界条件通过热传递方程, 建立外界环境变量同通混凝土温度变量之间的变化关系式。通过关系式确定给定外界气温条件下混凝土温度, 再与实测值比较, 探求变化规律。

2.1 混凝土内部温度场数学模型研究

超长混凝土内部温度场, 主要来自混凝土的水化热升温, 混凝土在胶凝材料硬化过程中释放大量的热量使得混凝土内部温度升高, 又在环境因素的作用下逐渐下降, 在下降的过程当中, 由于混凝土的导温系数较小, 又受到边界条件的影响, 内部散热条件差, 温度较高自然散热过程甚为缓慢;外表散热方便、冷却速度, 从而导致超长混凝土中各点温度不同, 呈现整体降温及非线性温度场。随后, 混凝土温度即趋近于稳定状态, 在稳定期内, 内部温度基本稳定, 而表层温度则随外界温度的变化呈周期性波动。

在大多数超长混凝土结构当中分析混凝土内部温度场得变化多采用有限元的分析方法, 在给定的初始条件下, 结合混凝土的热参数等进行仿真计算, 模拟混凝土内部温度场的变化。由于给定的初始条件的不确定性, 以及工程措施的影响较多较复杂, 导致结果又偏差, 需进行修正。

2.2 温度场的变化机理

混凝土在浇筑过程中, 由于水化作用, 温度上升到最高温度Tm后, 由于自然冷却和人工冷却温度逐渐减低。初始影响完全消失以后, 混凝土温度与初始温度无关, 当混凝土超过一定尺寸以后, 其温度不会受外界周期性温度变化的影响, 这种温度成为稳定温度Tm+T0;在混凝土表面附近, 内部温度受外界气温和水温的影响而呈周期性变化, 这种温度称为准稳定温度。

在较多资料分析中, 对混凝土内部温度场分析多为准稳定温度场得分析方法, 即初始影响完全消失以后的混凝土内部温度变化。而初始影响的消失是一个较为漫长的过程, 在初始影响逐渐消失的过程中, 混凝土构筑物运行期某一瞬间的温度场可表示为:

可分解为两个温度应力场:Tm+T0 (1-e-εtη) 和undefined。

Tm+T0 (1-e-εtη) 为不稳定温度应力场, 初始温度的影响逐渐消失, 混凝土温度逐步向稳定温度场变化的过程;undefined是表面附近的准稳定温度场, 初始温度影响逐渐消失过程中, 受气温等外界环境因素的影响而变化的过程。而初始温度影响已经完全消失的稳定温度场完全取决于边界温度, 与初始温度无关。

通过以上对混凝土内部温度场变化过程的全分析, 鉴于混凝土温度有施工期到运行期内部温度的变化机理, 提出混凝土内部温度升至最高温度后降至稳定温度场的数学模型式为:

式中:

T—运行温度场温度;

Tm—混凝土最高温度;

T0—混凝土最高温度降至最低温度的降幅;

Ta—准温度温度场得温度变幅;

P—混凝土温度变化的年周期

ξ—温度变化的滞后因子, d;

t—降温后开始的龄期;

ε、η、σ、μ—拟合参数。

3 温度应力分析

3.1 混凝土温度的徐变应力

混凝土温度弹性应力在一定的边界应力条件下, 由于徐变作用, 将随时间的延续而衰减, 其衰减程度依建筑物的形式而定。

(1) 弹性徐变体应力应变四定理。

定理一:泊松比μ=c (常数) 的均质弹性徐变体处于四周自由边界中, 只有外力及体积力而无温度变化, 则弹性应力与徐变应力相同, 但二者应变不同。

定理二:泊松比μ=c的均质弹性徐变体处于四周给定边界 (如洞填混凝土) 中, 无任何外力及体积力, 只有温度变化, 则二者的位移相等而应力不同。

定理三:徐变泊松比为常量得均质弹性徐变体或满足比例变形undefined的均质弹性徐变体, 无温度变化, 部分边界给定外力。

定理四:若定理三的物体, 无体积力及部分边界外力, 只有温度变化 (如柱状块) , 则二者应变相同而应力不同。

(2) 徐变应力的计算方法。

线性叠加适用于大体积混凝土的水化热及Tp的计算。

式中Kp—松弛系数;

t—持荷龄期;

τ—加荷龄期;

ΔTi—i时段温度增量;

Δσi—i时段应力增量;

α—混凝土热膨胀系数。

计算水化热时采用中点龄期及弹性模量。

3.2 超长混凝土上部结构温度应力

柱状浇筑块高度脱离了基础约束的混凝土称为上部混凝土, 其温度应力不是由外部约束产生, 而是由它自身各部位温差形变产生。浇筑块中心与其表面温度之差称为内表差。

(1) 温度弹性应力计算。

, 改写为undefined

B—能使墙转动, 如墙内温度分布对称, 则B=0;

TY—板嵌固, 由于大平板内温度变化, 墙无自由变形和转动, 无外部约束;

2l—墙厚;

ΔY—21划分为n个等距的长度, 坐标原点为墙的中点;

y—水平轴;

Tm—2l的平均温度, 其可以影响墙的变形。

(2) 内外温差应力变化规律。

应力是混凝土逐日温度变化积累起来的, 按时段进行计算:

一般混凝土浇后升温时, 内部升温高, 外部升温低, 内部为压应力, 外部为拉应力。温度达到最高后逐渐降温, 外部降温少, 内部降温多, 逐渐变成内部为拉应力, 外部为压应力。表面由拉变压的时间随自由墙厚度而变, 墙厚10m以上约在60天龄期为转折点。如果无寒潮或较大的日气温变幅, 则混凝土后期一般不会产生拉应力而出现裂缝。但是根据实践, 内外温差过大而产生的裂缝主要出现在龄期的5—28天内, 在后期, 尤其是4月以后浇筑的混凝土在第一个冬季还常常发现裂缝。由于裂缝的原因可能是多方面的, 如混凝土的质量不均;温度分布形式;外界气温影响强内温度的滞后以及很多柱状块不是两侧暴露对称冷却而是一面或相邻两面降温, 因此后期还想进行温控。后期温度应力可按下式计算:

坐标在墙的一侧, 积分可以用辛普森式近似计算。通过某龄期温度不对称分布计算式所得的计算结果的最大值与其分布相同。

参考文献

[1]左名麒.胡人礼.毛洪渊.桩基础工程[M].北京﹕中国铁道出版社, 1996.

[2]彭立海.张春生.大体积混凝土温控与防裂[M].郑州﹕黄河水利出版社, 2005.

大跨连续刚构桥温度梯度应力分析 篇11

1 温度梯度的概念及规范的规定

混凝土箱梁截面受阳光照射后, 其向阳表面的温度变化幅度大, 其背阳表面的温度变化幅度小, 且沿高度方向各纤维层的温度是不同的, 从而产生所谓的温度梯度。材料具有热胀冷缩的性质, 势必会产生温度变形, 当变形受到结构内部纤维的约束和超静定约束时, 结构就会产生相当大的温度应力。

既然是温度梯度, 应该是一个差值, 它是箱梁断面各点温度与该断面上最低温度的差值。规范中有关竖向温度梯度变化曲线较好地反映了实际的温度梯度。

公路规范中指出:计算桥梁结构由于梯度温度引起的效应时, 可采用图1所示的竖向温度梯度曲线。

对混凝土结构, 当梁高H小于400mm时, 图中A=H-100 (mm) ;梁高H等于或大于400mm时, A=300mm。对带混凝土桥面的钢结构, A=300mm, 图中的t为混凝土桥面板的厚度 (mm) 。混凝土上部结构和带混凝土桥面板的钢结构的竖向日照温差为正温差乘以-0.5。

铁路规范对于无碴无枕箱梁应考虑沿梁高方向的温差荷载时温度梯度表达式为:

升温Ty=T01e-αy, 其中T01=20℃, α=5℃;

降温T'y=T0e-α'y, 其中T0=-10℃, α'=14℃。

2 实测温度场简介

通过对箱梁温度实测数据的分析发现, 在距顶板上缘0~2H/3 (H为箱梁断面的高度) 范围内, 温度梯度分布曲线呈现非线性的特点, 由顶板的较大值开始迅速减小, 到腹板的中下部, 温度数值最低, 温差接近为0, 由底板上缘附近开始, 温度逐渐升高, 温差逐渐增大, 底板最大温差接近3℃。利用实测值按最小二乘法进行非线性拟合后的温度梯度模式如图2。

温度梯度分布曲线可用公式表达:

文献[4]指出公路箱形桥梁的指数系数α约为6.0, 根据参考文献[5]实测温度数据经拟合得到的α=6.1, 综合上述分析, 本文采用的温度梯度分布曲线公式为:

3 有限元温度梯度分析结果

本文以某连续刚构桥为算例进行有限元建模分析。该桥为3跨150m+270m+150m预应力混凝土连续刚构桥。主梁在根部高度为14.8m, 在跨中位置高度为5.0m, 梁底按二次抛物线变化。

将上述公式及铁路规范、公路规范公式应用于此处建立的有限元模型中, 分析得出比较结果。

3.1 主梁控制截面内力比较

公路、铁路规范和实测温度梯度的结果比较可参见表2。

在日照温度梯度作用下, 主梁均为下部受拉。实测温度梯度作用下产生的主梁各控制截面弯矩明显大于按公路规范给定的温度梯度计算的弯矩, 与铁路规范给定的温度梯度吻合较好。

3.2 位移比较

温度梯度作用下边跨跨中产生向上的位移, 而中跨则产生了向下的位移。实测梯度的计算结果, 中跨跨中可达2.78cm, 大于规范的1.74cm, 可见日照温度梯度作用下主梁跨中截面产生的位移相当可观, 应引起足够的重视。位移的计算结果见表3。

从公路规范、铁路规范与实测温度梯度的有限元分析结果比较可知, 现行公路规范规定的温度梯度模式对于分析大跨刚构桥时与实测温度梯度及铁路规范规定的温度梯度存在较大的差异, 应引起设计人员的注意。

4 结论

文献[4]同时指出:公路箱梁桥的桥面较宽, 顶板完全敞开, 横截面竖向温差比铁路桥还要大, 通过本文实测主梁温度梯度和规范规定温度梯度的内力和位移计算结果的对比分析也可得出上述结论。公路规范考虑公路桥梁顶板上的沥青路面层对顶板的减温作用, 将温差Ty进行了折减, 但折减幅度有待进一步的研究论证。综述, 公路设计人员在设计连续刚构桥这种对温度敏感桥梁时, 设计人员应对温度应力的计算结果进行认真的分析判断, 以保证桥梁的结构安全、耐久。

参考文献

[1]李立峰, 邵旭东, 程翔云.混凝土箱形梁桥的温度梯度研究[J].中南公路工程, 2001 (12) .

[2]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[3]TB10002.3-2005, 铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范[S].

[4]项海帆.高等桥梁结构理论[M].人民交通出版社.