温度效应

温度效应（共9篇）

温度效应 篇1

20世纪90年代开始钢结构箱形桥梁在我国迅速发展。在城市桥梁的墩位设置和下部基础受限制、桥梁曲率半径较小和跨度较大等不利情况下,钢箱梁桥的结构更显优势。曲线钢箱梁桥对日照温度效应非常敏感,通过归纳国内外关于钢结构箱梁桥日照温度的相关研究和规定,对曲线钢箱梁桥的日照温度效应进行探讨。

1 钢结构箱梁桥的日照温度

钢结构箱梁桥的日照温度效应包括整体温度和日照梯度温度所引起的效应。整体温度是指气温随季节发生周期性变化时对桥梁引起的作用,一般假定温度沿桥梁结构截面高度以均值变化。整体温度是以结构受到约束(架梁或结构合龙)时的结构温度作为基准点,计算结构的最高和最低有效温度的作用效应。由于各地区的常年气温变化幅度差异,各国规范对桥梁结构的有效整体温度标准值的规定也有所不同。

日照梯度温度是指因日辐射强度、桥梁方位以及桥梁上部结构布置形式等因素,使结构表面、内部温度因对流、热辐射和热传导等传热方式形成的瞬间不均匀分布,即结构温度场[1]。

对于日照梯度温度而言,由于太阳辐射和其他影响引起上部结构顶层温度增加时,产生正温差;反之,由于再辐射和其他作用,热量由桥面顶层散失时产生负温差。钢箱梁的日照梯度温度随上部结构形式、地区条件和铺装厚度的不同而异,特别是桥面铺装具有隔热作用,能保护上部结构免受高的日照梯度温度的影响,对钢梁的日照梯度温度影响敏感。

文献[2]对铺装厚度为65 mm的钢箱梁进行了日照温度实测,温度分布如图1所示。

钢箱梁中的数字1~10表示实测点号。4个温度分布曲线分别代表钢箱梁上、下、左、右4个方向上的日照梯度温度分布情况。

由图1的温度分布可见,日照从顶部直射时顶板温度分布均匀,横桥向的温度梯度可不计,挑臂遮阴的腹板沿结构高度方向温度呈递减趋势。日本规范《道路桥示方书·同解说》采用非线性的梯度模式来模拟日照梯度温度,如图2所示。日光直射部分与日阴部分的正温差T1取用15℃,分布高度h1取30 cm。

英国桥梁标准BS5400对钢结构桥面的日照梯度温度也采用非线性的梯度模式,计算图式见图3及表1。

其他各国的桥梁规范,对日照梯度温度的模拟也大多采用非线性温度的模式,温度梯度量值和截面分布高度规定略有不同。我国公路桥梁规范尚缺乏对钢箱梁日照温度梯度的相关规定,在JTG D60—2004《公路桥涵设计通用规范》中,仅对混凝土桥面板钢结构桥梁的日照温度梯度进行了规定。

2 日照整体温度对曲线钢箱梁的影响

日照整体温度对曲线连续钢箱梁的效应主要是引起结构的平面内弯曲变形。对于曲线桥梁,日照整体温差导致的平面内变形包括沿桥轴向的切向分量和与桥轴垂直方向的径向分量,两个位移分量的合成表现为曲线弧段膨胀或缩短,涉及到弧段半径的变化而圆心角不变,即r0→r,而&0=&,变形图式如图4所示。r0为曲梁平面曲率半径;r为温差导致改变后的平面曲率半径;&0为圆心角;&为改变后的圆心角。

弯梁的平面内弯曲变形如果受到平面内赘余约束,将在梁内产生平面内弯矩、轴向力和平面内水平剪力。文献[3]列举了一座4×11.2 m跨径、桥宽为16.5 m、梁高h=0.8 m、半径R=30 m混凝土连续梁的计算结果,当各个支座在平面内约束位移为0时,整体降温40 K引起的支座平面内径向赘余力可达到7 640 k N,梁内最大水平弯矩达到67 880 k N·m。同样是该实例,若仅把中间支座固定,其余支座的平面内约束去除,则在整体降温40 K时梁端的径向位移、纵向位移分别只有0.3 cm和0.8 cm,平面内温度力也大大减小。可见,对于曲线连续梁,放松一部分墩台支座的径向约束,或者采用弹性水平约束支座,对减小其平面内水平温度力非常有利。特别是对于一些桥宽较大、半径小、横向刚度很大的曲线桥梁,其支座对结构水平位移的约束越多,水平温度力就越大,在设计中必须予以考虑。

实际设计中,日照整体温度引起的曲梁自由端的平面转角极小(-0.013 3°~0.017 6°)[4],这对使用橡胶型伸缩缝不会带来困难,因此在实际工程中,往往采取在支座活动端容许梁端发生切向位移和平面旋转的变形,但限制其径向位移的措施,这可显著减小径向约束力的产生,并使构造设计上比较合理且经济。表2列出了不同半径的曲线钢箱连续梁在整体温度(T=30℃)下径向力的情况。计算条件为(30+35+30)m跨径的曲线钢箱梁,桥宽9.5 m,结构高2.0 m。

从表2可以看出,由于放松了中跨的支座水平约束,而且钢梁的桥宽窄、横向刚度小,因此温度径向力不大,上部钢结构径向限位装置和桥墩的横向设计也容易满足。

3 日照梯度温度对曲线钢箱梁的影响

日照梯度温度对曲线钢箱梁的变形和内力影响非常显著,主要表现为引起主梁的竖向挠曲和扭转。在非线性日照梯度温度下,即使是静定梁式结构,因为梁要服从平截面假定,导致截面上的纵向纤维因温度的伸缩受到约束,从而产生温度自应力。温度自应力的产生与结构外部约束条件、外荷载无关,主梁的轴力和水平形心轴弯矩都应为0[1]。

对于超静定桥梁结构,除了温度自应力外,还应考虑多余约束阻止结构竖向挠曲而产生的温度次应力和次内力。温度次应力(内力)与日照梯度温度引起的竖向挠曲曲率φ有关,文献[1]对φ值进行了推导,见式(1)。

式中:α为线膨胀系数,T(y)为日照梯度温度,I、b(y)、y分别为梁体的截面惯矩、截面宽度和截面高度。

从竖向曲率φ和曲梁的平面曲率r即可根据几何关系推导出主梁各节点的位移{δt}e,与单元刚度矩阵联合,可得到日照梯度温度对应的等效温度力{Ft}e(即为单元发生等量挠曲曲率φ所需要在各节点所施加的外荷载)。由此,将日照梯度温度的变形量推导为外荷载向量,可简便计算结构的温度次内力和应力。

日照梯度温度引起的曲梁变形与曲梁平面曲率半径r有关。主梁的平面曲率半径越小,梯度温度引起的扭转变形越大,主梁内力也越大。表3列出了不同曲率半径的曲线连续钢箱梁在日照梯度温度作用下的效应。计算日照梯度温度采用英国BS5400模式,正温差T1取用18℃;结构描述同表2。

k N·m

从表3可以看出,随着曲梁半径r增大,日照梯度温度引起的扭矩明显减小,弯矩变化不大。而在量值上,温度扭矩甚至接近恒载扭矩的3倍,温度弯矩也可达恒载弯矩的55%,温度效应对曲线钢箱梁的变形和内力影响不可忽视。

日照梯度温度产生的梁体扭转变形还会引起曲线连续梁内外侧支座的反力不均匀,正温差、负温差分别呈现曲梁内侧和外侧支座脱空的趋势,其效应甚至于活载偏载的数倍。表4列出了不同曲率半径的曲线连续钢箱梁在日照梯度温度作用下的支座反力变化,计算日照梯度温度同表3,负温差T1′取用-5 K;结构描述同表2,各支点均为对称双支座布置。

k N

4 结语

目前我国现行的公路桥涵钢结构设计规范JTJ025—1986《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》,对钢梁的日照梯度温度缺乏相关的规定。对于国外规范已存在的相关规定,由于地域日照温度差异、钢梁桥面铺装厚度和铺装材料的物理性质的不同,只能作为参考与借鉴。钢结构桥梁为热的良导体,钢顶板的铺装层较薄往往导致太阳日照的表层温度相当高,日照部分与日阴部分的温度变化相当剧烈。日照温度效应作为一种可变荷载,在曲线连续钢箱梁的设计荷载中占据比例很大,必须予以考虑。

参考文献

[1]范立础.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社,1996.

[2]日本本州四国连络桥公团.钢床板设计要领·同解说[M].1989.

[3]孙广华.曲线梁桥计算[M].北京:人民交通出版社,1997.

[4]邵容光.混凝土弯梁桥[M].北京:人民交通出版社,1994.

温度效应 篇2

预应力混凝土箱型梁桥温度效应分析

参考我国公路、铁路和英国规范不同的.温度梯度规定,对某大跨径连续梁桥进行温度效应计算,对结构的内力和变形进行分析比较,得出可供设计和施工参考的结论.

作 者：梁艳 作者单位：兰州交通大学土木工程学院,甘肃,兰州,730070刊 名：河南城建学院学报英文刊名：JOURNAL OF HENAN UNIVERSITY OF URBAN CONSTRUCTION年，卷(期)：201019(1)分类号：U441+.5关键词：大跨度连续梁桥 温度梯度 温度效应

温度效应 篇3

关键词：华北地区；覆膜；土壤水分；春甘薯；土壤温度；产量；水分利用率

中图分类号： S152.7；S531.04 文献标志码： A

文章编号：1002-1302（2015）03-0287-06

中国是世界第一甘薯种植大国，目前种植面积已达 616万hm2/年左右，占世界总面积的67%[1]，其中河北省种植面积达30多万 hm2/年，主要分布在中北部、山区丘陵地带、土壤贫瘠灌溉条件不发达地区[2]，该区春季干旱少雨、蒸发量大，气温不稳，冷害频发；夏季降雨集中，水涝频现[3-4]，“春旱、夏涝、秋吊”限制了该区域农田生产力。因此，发展以水分保持和高效利用为主的甘薯种植，对保障与提高该地区粮食产量和农民收入具有重要意义。

目前，地膜覆盖技术已在我国西北、东北地区和华北北部大面积应用[5-14]。经研究发现，地膜覆盖能够显著改善耕层土壤水热状况[5-7]，增加土壤微生物，增强土壤酶活性，活化土壤养分，显著提高养分有效性[11-16]。马忠明等认为，西北地区全膜覆盖能提温2.2 ℃，提高耕层水分含量2%，加快旱砂田西瓜的生长，蔓长、叶绿素含量和叶面积指数均明显高于CK，且其产量较CK高145. 81%[5]。杜雄等认为，冀西北高原饲用玉米地膜覆盖可使干物质增产 23.8%，水分利用率（WUE）提高 10%以上，同时还能提高氮利用率，改善饲用玉米品质[7]。王彩绒等认为，在高氮高密条件下，覆膜处理能提高西北半湿润易旱地区冬小麦的生物产量和籽粒产量，分别为 39.5%、28.9%；耗水量比裸地多34.8 mm，显著增强了对深层水分的利用，WUE达 43.7 kg/（mm·hm2）[8]。王罕博等认为，在西北地区覆膜能够降低春玉米田蒸散量和棵间蒸发量，分别达 6.0%、57.7%，增加经济产量和生物产量 237%、15.1%，提高水分利用率22.6%[9]。付文娥等认为，地膜覆盖能促进甘薯早期生长发育，使缓苗分枝期、封垄期提前2～3、3～4 d，比裸地增产21.2%，大中薯率比裸地高110%[10]。关于甘薯覆膜效果的研究主要集中在覆膜对甘薯生长、生理和产量的影响方面，关于覆膜对甘薯田水分时空分布规律和甘薯耗水规律的研究未见报道。因此，笔者通过田间试验对华北地区旱作春甘薯覆膜环境下的土壤温度、水分时空变化、水分利用率进行较系统的研究，以明确华北地区旱作覆膜春甘薯田耗水特征，深度揭示春甘薯水分利用规律，为提高华北地区春甘薯产量的技术创新提供理论依据。

1 材料与方法

1.1 试验区概况

试验于2012年5—10月在河北省农林科学院石家庄市鹿泉区大河镇综合试验站进行，该区属温带半湿润偏旱大陆性季风气候，四季分明，日均气温 13.6 ℃，年降水量 536 mm，降水主要集中在 7—8月；日照时数 2 554 h，无霜期 230 d。试验地土壤为黏壤质洪冲积石灰性褐土，0～100 cm土体土壤容重1.49 g/cm3，田间持水量21.17%，凋萎含水量 11.0%；耕层土壤含有机质1.96%、全氮0.10%、速效氮 8610 mg/kg、速效磷 32.75 mg/kg、速效钾 185.40 mg/kg，pH 值 7.74。试验期间气温、日照状况如图1所示。

1.2 试验设计

试验设2个处理，垄作裸地（带宽60 cm，每带起底宽 40 cm、顶部宽25 cm，高15 cm的小垄，垄上栽秧，株距 37 cm）、垄作覆膜（带宽60 cm，每带起底宽 40 cm、顶部宽 25 cm，高15 cm 的小垄，用 90 cm 宽的地膜全部覆膜沟垄，在垄底部打直径为0.3 cm的小孔，便于雨水渗入），重复3次，小区面积54 m2，随机区组排列。垄上栽秧，株距37 cm。

春甘薯品种冀薯99由河北省农林科学院粮油作物研究所提供。栽秧前旋耕整地并施底肥，肥料为包衣缓释肥（N ∶P2O5 ∶K2O=15% ∶15% ∶15%），用量为900 kg/hm2。春甘薯生长期间按常规管理，整个生育期不灌溉，于5月1日栽植。

1.3 测定项目与方法

春甘薯各生育阶段的发育进程与形态指标见表1。

1.3.1 土壤温度的测定

用地温计在 08：00、14：00、20：00 时分别测定 5、10、15、20、25 cm 土層温度，从5月1日开始一直到收获期定期测定；在分枝结薯期选某一晴天（本研究为6月8日）08：00—20：00每隔2 h监测地温变化情况。

1.3.2 土壤水分含量的测定

从5月1日栽秧起到10月17日收获止，在春甘薯各生育阶段每小区取 0～100 cm 土层土样，每 10 cm 取1个样，采用烘干法测定土壤水分。土壤含水量（mm）=土层厚度（cm）×土壤容重（g/cm3）×10×[水质量（g）/干土质量（g）]÷水密度（g/cm3）；春甘薯各生育阶段田间耗水量（mm）=本生育阶段初土壤含水量+降水量-本生育阶段末土壤含水量。

1.3.3 春甘薯取样测定

分别于6月5日、6月20日、7月3日、7月27日、8月26日、9月26日和10月17日在每个小区采集具有代表性的植株样品10株，鲜样分器官擦洗干净，在105 ℃下杀青30 min，再在80 ℃下烘干至恒質量，测生物量。成熟期按小区测定各处理产量。

1.3.4 气象参数

气象数据来源于河北省农林科学院石家庄市鹿泉区大河镇综合试验站气象站的常规测定数据。

2 结果与分析

2.1 华北旱地覆膜对春甘薯田地温的影响

由图2可以看出，覆膜和裸地处理的地温变化分为3个阶段：第一阶段为发根缓苗期至分枝结薯期（栽后60 d），2个处理的地温随时间的推移振荡式升高，其中覆膜处理的地温明显高于裸地处理。0～25 cm土层平均地温较裸地高1.64～3.33 ℃；5月、6月春甘薯叶面积指数小，地面裸露，同时降水少、日照时间长，增加了对太阳辐射热的吸收，覆膜后保温效应显著，土壤升温快，夜间减少了土壤中热量的散失，保持了地温相对稳定，此阶段覆膜增温有利于春甘薯快速缓苗、早发。第二阶段为薯蔓同长期（栽后61 d）到薯块盛长期（栽后120 d），春甘薯叶面积指数升高，同时降水量增加、日照时数减少，地温保持稳定，此时期春甘薯块根开始膨大，较低的地温有利于块根发育，由于春甘薯封垄遮盖，因此覆膜增温效应降低，覆膜和裸地处理差异不明显。第三阶段为薯块盛长期（栽后121 d）至收获期，此阶段地温稳定下降，昼夜温差加大，较低的地温有利于薯块快速膨大。监测结果表明，该阶段覆膜和裸地处理的地温差异不明显，这与薯蔓的地面遮阴有关。

进一步分析0～25 cm土壤平均积温（表2）可知，覆膜处理地积温明显高于裸地。与裸地处理相比，覆膜春甘薯生育期内地积温增加190.36 ℃；以裸地0～25 cm日均地温估算各处理生长季效应，相应覆膜处理延长生长季达8.2 d。监测结果表明，地积温随土层加深而降低，覆膜增温土层可达 25 cm。其中，5 cm土层增温最多，较裸地积温增加 262.79 ℃，延长生长季达10.4 d；15 cm土层增加141.90 ℃，延长生长季达 5.9 d。

2.2 华北旱地覆膜对春甘薯田土壤水分时空运动的影响

2.2.1 春甘薯田土壤贮水量时序变化特征

由图4可知，从栽秧（5月1日）至栽秧后33 d（6月3日），土壤贮水量缓速下降。裸地处理消耗土壤贮水28.9 mm，覆膜处理消耗土壤贮水14.9 mm，比裸地处理少耗水48.4%。说明此阶段春甘薯植株叶面积指数低，地面裸露土壤耗水以土壤蒸发为主，覆膜处理可以有效保水。栽后34～53 d（6月4—23日），土壤贮水量急剧下降至最低谷，其间覆膜处理土壤供水量高达 103.2 mm，0～100 cm土体贮水量只剩193.6 mm，只有田间持水量的56.1%，其间迅速增温与降水少成为春甘薯田土壤贮水高额蒸散的主要外因。覆膜处理土壤贮水量比裸地处理少13.6 mm，分枝结薯期春甘薯覆膜处理的快速生长成为土壤贮水高额消耗的主要内因。从栽秧后54 d至栽秧后80 d（6月24日至7月20日），土壤贮水量小幅提升后保持稳定。该阶段华北地区降水量增加，一定程度上缓解了土壤干旱程度；春甘薯叶面积指数达到最高，田间以作物蒸腾耗水为主，覆膜保水作用甚微。各处理土壤贮水量差别减小，覆膜处理土壤贮水量仍比裸地处理低2.1 mm。从栽后81 d至栽后113 d（7月21日至8月22日），土壤贮水量处于增加阶段，该阶段为华北平原主汛期，降水补给是土壤贮水恢复的主要原因。此时，各处理土壤贮水接近饱和，土壤通透性降低，覆膜阻碍春甘薯根系呼吸，不利于春甘薯薯块发育。从栽后114 d至收获期（8月23日至10月17日）降水量减少，同时土壤耗水以作物蒸腾为主；随着时间的推移，土壤贮水量降低，覆膜处理对水分影响效应降低，土壤贮水差异较小。覆膜处理的土壤贮水量比裸地处理低10.6 mm。此时，覆膜处理和裸地处理0～100 cm土壤贮水量在221.3～232.3 mm，是田间持水量的64.2%～67.3%，为春甘薯薯块生长的最适土壤湿度。

2.2.2 春甘薯田生育期内0～100 cm土壤水分垂直分布

受农田蒸散耗水和降水的影响，春甘薯生育期内0～100 cm土体水分经历消耗、恢复与渗漏过程。在栽后33 d，由于降水稀少，裸地处理0～60 cm土层作为主要供水层呈现消耗过程，其中0～40 cm 供水占春甘薯田耗水量的56.6%；覆膜处理0～40 cm土层作为主要供水层呈现消耗过程，0～30 cm 供水占春甘薯田耗水量的43.5%。可见，覆膜能有效减少土水消耗。栽后42 d，土体贮水持续消耗，供水层深至100 cm。在栽后53 d覆膜处理60～100 cm土层供水占田间耗水量的49.0%，较裸地处理高9.3百分点。可见，覆膜能促进深层土体水分的供给，为春甘薯提高抗旱能力提供保障。

栽后61 d，土体水分变化处于耗水与复水的交叉点，随着降水量的增加，0～70 cm土体水分含量开始恢复；与6月23日比较，70～100 cm土层耗水11.3～12.8 mm，可见这天土层贮水仍处于消耗过程中。

栽后80～113 d（7 月20日至8月22日），华北平原进入主汛期，各处理土体水分先后恢复，并出现过饱渗漏。至栽后101 d，0～100 cm土体含水量达到田间持水量的94.8%～96.9%，接近饱和，一直持续到栽后113 d，土壤含水量始终接近饱和状态，同时过饱和水产生渗漏回补土壤深层水。覆膜处理在此期间由于土壤渍水、通透性差，使春甘薯生长受阻，导致叶面积指数降低。在春甘薯的土体水分恢复期，地膜覆盖非但不能促进土壤蓄水作用，还会降低土壤的通透性，从而影响春甘薯的生长。

栽后114 d至收获期，汛期结束，降水减少，日照时数增加，土壤水分减少，有利于薯块生长，此阶段耗水以作物蒸腾耗水为主，覆膜处理由于前期土壤渍水降低叶面积指数，而降低了土壤浅层耗水。栽后139 d（9月17日），0～80 cm耗水比裸地处理少12.6 mm。至收获日，由于土壤环境适合春甘薯生长，覆膜处理叶面积进一步恢复，耗水量增加，0～100 cm土壤耗水总量比裸地处理高47%（图5）。

2.2.3 春甘薯田各生育时段耗水特征

覆膜处理春甘薯全生育期耗水量和平均耗水强度与裸地处理差异不明显（表3），而阶段耗水量和耗水强度受覆膜明显影响，表现为覆膜处理耗水量较裸地处理缓发根苗期少、分枝结薯期多、薯蔓同长期少、收获期多的趋势。在栽秧至栽后33 d，覆膜的耗水强度低于裸地处理26.9%，相应少耗水14.2 mm，可见覆膜能有效阻隔地面蒸发，起保水作用。栽后34～61 d春甘薯株体迅速生长，耗水强度大幅增加，覆膜处理比裸地处理耗水强度高49.7%，耗水量相应增加18.9 mm。覆膜能改善土壤温度与水分环境，使春甘薯生长加快、生育期提前，更大的株体蒸腾量导致较高的耗水强度。栽后62～80 d，各处耗水强度均有所降低，在3.2～3.6 mm/d之间。该阶段降水量多、日照时间短（图1），植株叶面积达最大，从而导致株间蒸发量降低。栽后81 d到收获各处理耗水强度进一步降低，这与多降水、少日照的气象环境降低了春甘薯田蒸散潜势有关。表3表明，栽后101～113 d（8月10—22日）各处理耗水强度高达69～8.0 mm/d，栽后114～139 d（8月17至9月17日）处理耗水强度高达4.5～5.1 mm/d，这与高强度降水致使土壤水分渗漏有关。可见，覆膜处理旱季保水效果明显，而雨季降低土壤气体交换，抑制根系呼吸，降低春甘薯生长速率。

2.3 华北旱地覆膜对春甘薯田各时段水分利用效率的影响

以覆膜春甘薯的生育阶段为时间标准，比较不同时段间各处理的春甘薯水分利用效果，结果见表4。从栽秧到栽后35 d（5月1日至6 月 5日），覆膜处理由于显著的增温效应使春甘薯生产量比裸地处理高49.4%；地膜的保水作用使春甘薯田耗水减少，WUE提高104.3%。按照裸地水分利用效率评估覆膜处理的水分运动特征计算，相当于多供水 40.32 mm。可见，覆膜能实现保水与增产的双赢。

栽后36～50 d随着温度快速上升，春甘薯田蒸散加剧。由于较高的土体贮水与春甘薯生物量基础，覆膜处理的耗水量比裸地处理高32.4%，其相应生产量增加37.6%，WUE较裸地处理增加3.87%。与裸地处理的 WUE相比，覆膜处理相当于多供4.4 mm。与栽秧到栽后35 d相比，栽后35～50 d覆膜和裸地处理水分利用效率分别降低63%和27%，说明该阶段产生奢侈耗水效应，这与该阶段降水少、耗水多、土壤水分含量低有关，该阶段应实施灌溉措施。

栽后51～63 d期间降水78.92 mm，明显多于春甘薯田耗水量，覆膜处理WUE比裸地高26.4%，土体呈储水状态，这与降水量增加、光照降低和叶面积指数增加有关。栽后64～87 d 降水量少于田间耗水量，覆膜再现保水效果，覆膜处理耗水量比裸地处理低15.9%，其间覆膜春甘薯生产量比裸地处理低5.8%。

栽后88～149 d，降水量增加，使各处理土体水分先后恢复，田间耗水量主要取决于大气蒸发量，使处理间耗水量差异很小。覆膜处理的田间渍水抑制土壤气体交换，加重春甘薯水涝胁迫，覆膜处理的春甘薯生产效率低于裸地处理，与裸地处理相比，其生产量、耗水量、WUE分别降低17.86%、58%、12.8%，相当于多耗水69.9 mm，覆膜处理表现出严重的奢侈耗水效应，这与覆膜加重水涝胁迫而致生产量降低有关，因此应在雨季采取揭膜措施。

栽后150 d到收获，雨季过后土壤湿度和温度降低，有利于春甘薯生长，覆膜处理生长加快，其生物产量、耗水量比裸地处理高3.9%、19.34 mm，WUE降低29.6%，显现严重的奢侈耗水效应。

春甘薯全生育期间（5月1日至10月17日）降水量4608 mm，由于后期降水充足，处理间耗水量437.9～446.7 mm，差异不明显。覆膜生物产量较裸地处理提高011%，但经济产量降低1.78%，WUE降低3.8%，相当于多耗水20.69 mm。由于后期水涝，覆膜并未产生增产效应。

3 讨论

3.1 华北旱地覆膜对春甘薯各生育時期地温的影响

地膜覆盖能有效增加地温，尤其在积温不足的地区与春季土壤升温缓慢的环境下，覆膜栽培具有显著促进作物生育与增产效果[6-8]。本试验结果表明，自春甘薯栽秧到分枝结薯期，0～25 cm土层覆膜增温效果明显。但是面向华北平原区的一熟春甘薯生产，只有在5 月春甘薯发根缓苗期温度低而不稳定，覆膜增温促长效果显著；进入6月，气温迅速升高，覆膜后0～10 cm土层达40.5 ℃高温已经明显超过了春甘薯根系发育30 ℃的适温阈值[17]，并且6月的稳定干旱期间[18]，膜内的高温增加了土壤水分的蒸发潜势，通过秧孔、破洞的水分喷发则会加重旱情，这可能是本试验栽后33～53 d（6 月3日～6月23日）覆膜处理土体快速失水的重要原因。因此，探索只保水不增温的覆盖方式对于华北平原区非积温限制下的春甘薯高产具有重要意义。唐继军等对土下地膜覆盖方式的探索[19-20]，对于农田保水平温的生产实践具有参照作用。

3.2 华北旱地覆膜对春甘薯田不同时段耗水特性的影响

农田耗水由作物蒸腾和土壤蒸发两部分构成，与环境及作物生长状况等密切相关，同时具有时空特性[21]。本研究覆膜处理与裸地处理间总耗水量和平均耗水强度差异不明显，然而春甘薯生育前期覆膜所保蓄的土壤水分确有延时供水效果[7]，但13.6 mm的蓄保水分在6月稳定干旱期5.7 mm/d耗水强度下2 d即消耗殆尽，土面覆膜非但难以遏制春季的高额蒸散力，为后期增产奠定基础，相反还会加重土体干旱而对春甘薯生产造成负面影响[22]。同时，雨季覆膜处理不仅会减少表土层水分蒸发量，降低土壤空气含量，还会阻碍土壤的气体交换[23]，不利于春甘薯生长[24]，从而造成薯蔓同长期生物产量低于裸地处理。

3.3 华北旱地覆膜对春甘薯水分利用效率的影响

干旱-半干旱地区农田生产效果的重要评价指标是WUE[25]。本试验结果表明，华北平原区春甘薯田自栽秧到栽后35 d，在土壤91.0%田间持水量的背景下，覆膜春甘薯呈现了较裸地高出32.4%的WUE，然而在栽后36～50 d，2个处理WUE出现了阶段性明显降低，分别降低63%、27%，说明该生育期间出现奢侈耗水的现象[7]；这种奢侈耗水的现象同样出现在薯蔓同长期，覆膜处理奢侈耗水量高于裸地处理。奢侈耗水降低了WUE，从而浪费了水资源[26-27]，其原因在于土壤贮水-作物耗水两者间的供求时序失衡[25]。本试验中分枝结薯期间的奢侈耗水，与覆膜处理较高生物量产生的高额蒸腾耗水有关，同时与接近土壤萎蔫系数（11.0%）的较低土壤含水量（13.3%）有关[7，25]；薯蔓同长期奢侈耗水与土壤湿度大造成大量落叶有关，而收获期覆膜处理的奢侈耗水则与覆膜处理较高的地上茎叶生物量有关。因此，建立作物需水-土壤供水的全协调互依性调控机制，成为提高农田水分利用效率的关键[25]。

4 结论

甘薯生育前期，华北平原区春甘薯覆膜处理土壤增温明显，覆膜处理0～25 cm土层较裸地处理平均增温1.64～3.33 ℃，地积温增加194.8 ℃，延长生育期8.2 d，5 cm地温最高达40.5 ℃。覆膜处理自栽秧到栽后35 d的保水与增温效应明显促进了春甘薯生长，WUE较裸地提高104.3%。但在雨季来临前的干旱期，土壤快速蒸散而失水，供水土层深达100 cm，进入雨季后的各处理土体先后复水，并产生过饱渗漏；覆膜不利于降水蒸发的同时降低了土壤气体交换，降低了春甘薯WUE，从而减产1.78%，WUE降低3.8%，相当于多耗水20.69 mm。覆膜在汛期不利于春甘薯生长发育，造成减产，所以旱季采取灌溉措施，雨季应采取揭膜措施。

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温度效应 篇4

自20世纪五六十年代发生了联邦德国的格斯特桥和新西兰新市场高架桥因温度应力造成的损害以来,国外工程界开始重视桥梁结构温度行为,对桥梁结构的温度影响问题进行了大量的研究工作,经历了早期仅考虑一般气温对桥梁结构温度场的影响至考虑日照局部作用的影响[1]。由于混凝土的导热性较差,在水化热作用下,大体积混凝土内部温度是水泥水化热的温升、浇注温度和结构散热降温的叠加,并在混凝土内部形成不均匀、非定常温度场,内部和外部温度变化速度的差异形成较大的温度梯度,当内外温差引起的温度应力大于混凝土的强度时,就产生裂缝,而同时又受到约束时,就有可能产生贯穿全断面的裂缝,给结构带来极大的危害。为了确定公路桥混凝土箱梁的温度荷载及其在桥梁结构中所引起的荷载效应,我们结合顺德支流特大桥工程实践,开展了温度场实验观测和研究。

1 连续刚构箱梁桥现场实验

1.1 工程概况

顺德支流特大桥是跨越顺德支流(德胜河)的一座特大型桥梁,桥梁中心线与水流方向斜交角55°。设计汽车荷载为公路―Ⅰ级,设计行车速度为100 km/h,相应地震烈度为Ⅶ度,桥梁按Ⅷ度设防,设计基本风速为31.3 m/s,设计洪水频率为300年一遇。主桥位于直线段,竖曲线半径16 000 m,纵坡:左侧为2.24%,右侧为-2.24%。主桥上部结构采用(102+160+90)m3PC连续刚构,共分为21种梁段,其中0-1#梁段为立托架现浇,(2-19)#梁段采用挂篮悬臂现浇施工,20#梁段为合龙段,21#梁段为边跨现浇段。半幅桥宽16.25 m,采用单箱单室箱形断面,其中箱宽7.8 m,两侧翼缘板悬臂长4.225 m。主梁根部梁高9.2 m,跨中及边跨端部梁高3.8 m,主梁梁高变化采用2次抛物线;主梁底板厚度变化采用2次抛物线,由主梁根部110 cm渐变到跨中30 cm;主梁腹板厚度在50 cm到100 cm之间变化。桥型布置图见图1。

1.2 测点布置及测试仪器

为了对主桥实施温度监控,我们在顺德支流特大桥左幅93#墩中跨和边跨的18#块各布置了一个断面,测点采用镍铬镍硅K型热电耦,箱内和箱外也布置两个测点测量大气温度,测点断面布置图见图2。

本次测试采用的测试仪器是用澳大利亚产的Datetaker多功能数据采集仪,Datetaker主机连同扩展模块共有20个通道,可以同时采集60个热电偶温度传感器及其他两线温度传感,该仪器自动化程序高,只要编制好程序,就可以自动同时采集各通道传感器的数据。测量前我们使用Datetaker和传感器测量了沸水的温度以检验传感器的稳定性,温度传感器测量值的波动范围在0.3℃左右,满足测试要求。

1.3 测试结果及分析

笔者于2010年1月19日早上9时—2010年1月20日早上9时对顺德支流特大桥进行了连续24小时的温度观测,每间隔一个小时分别对挠度和应变进行测量,箱梁温度由DATATAKER每半个小时自动采集,测试时天气为晴天。

1.3.1 外界环境温度与箱梁内温度随时间的变化关系

图3为2010年1月19日9:00—1月20日9:00进行连续24 h不间断采集到的环境温度和箱内温度见图3。从图3中可以看出,1月19日当天桥上最高气温出现在下午14:00前后,为31.907℃;最低气温出现在19日早晨9:00前后,为19.04℃。箱梁内最高气温出现在15:00前后,为28.879℃;最低气温出现在19日11:00前后,为20.604℃;箱内外温差最大达到6.6℃,最小也达到-4℃。由此可以看出箱梁内温度变化相比环境温度变化有一定的滞后性,试验测量数据印证了这一点。

1.3.2 箱梁腹板温度随时间的变化关系

考虑箱梁顶板受太阳辐射影响均匀,而腹板不同高度对太阳辐射而引起的升温所表现出来的温度表现不同。因此,这里将仅以两侧腹板不同高度内的温度随时间的变化关系作为分析对象。由于篇幅所限,这里仅列出中跨侧腹板的温度时间曲线见图4,图5。图中所指边、中水腹板分别对应图2中的左边、右边腹板。从图4、图5中可以看到由于箱梁高度不高,箱梁腹板不同高度温度变化值并不是很明显,但是还是能看到变化趋势,最高温度大概在15:00左右,基本符合箱梁腹板温度变化规律的。

2 温度变化对顺德支流特大桥挠度和应力的影响及有限元分析

2.1 箱梁腹板温度随时间的变化关系

温度荷载作用于超静定结构上时,不仅会引起温度应力,还会使得结构发生变形。因此,在对桥进行温度观测的同时,进行了每小时一次的挠度和应力观测。由于篇幅限制,图5仅以该桥边跨侧18#块至16#块的挠度随箱梁内外温差变化为例(见图6)。从图6中可以看出,在施工过程中,处于长悬臂状态下,箱梁的最大下挠值达到-13 mm,大约出现在下午17:00前后,此时箱梁内外温差为7.3℃,由于初始观测时间时的温度为本次观测的最低温度,因此边跨侧的实测值基本没有出现上拱。箱梁的下挠是随着温度的上升而越来越大,并且二者并不是线性关系。当升温温差最大时,下挠并不是达到最大,而是有一定的滞后性;同样,降温温差最大时,上挠也不是达到最大。我国《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62—2004)[2]中6.5.3规定在消除结构自重产生的长期挠度后梁式桥主梁的最大挠度处不应超过计算跨径的1/600;梁式桥主梁的悬臂端不应超过悬臂长度的1/300。所研究的桥梁,中跨跨径为160 m,允许最大挠度约为27 mm,悬臂长度为5 m,允许最大挠度约为17 mm。由以上数据可以看出,此桥在规范规定的挠度范围内,但是有温度荷载引起的桥梁的变形在数值上也是相当可观的,施工监控中必须把温度荷载的影响加以考虑。

2.2 箱梁内外温差与温度应变的关系

由于篇幅限制,现仅以93#墩边跨侧的2#块顶板温度应变进行分析见图7。从图7中可以看出,对于2#块箱梁,随着温度的上升,顶板由温度变化产生的压应变也越来越大;相反,随着温度的下降,顶板由温度变化产生的拉应变也是越来越大。顶板应变变化比底板大;温度引起的最大应变为-84με。

2.3 顺德支流特大桥温度场有限元分析

2.3.1 有限元分析的基本假定

(1)不考虑钢筋的存在对混凝土导热性能影响,假定混凝土材料为均质的,且各向同性;(2)假定混凝土材料各物理参数与温度无关;(3)假定各梁体具有相同的初始温度。

2.3.2 温度效应模拟

应用专业桥梁有限元软件Midas.Civil对顺德支流特大桥的温度效应进行模拟,并将有限元软件考虑温度效应的挠度计算值与实测值进行对比。笔者选择顺德支流特大桥施工到18#块(长悬臂阶段)时,进行温度场实验,计算图示如图8,计算中根据温度场试验的各测点实测温度值,在模型中考虑整体升降温和梯度升降温等荷载的作用,对该桥的温度效应进行模拟。

2.3.3 挠度实测值和计算值的比较

由于篇幅的限制,这里仅列出边跨18#块前段的温度挠度计算值和实测值对比图(见图9)。由图9可以得到,温度引起的挠度计算值与实测值有相似的变化规律,但是,实测值要比计算值滞后。造成实测挠度比计算挠度偏差大的原因:(1)实测挠度包含了墩梁固结处的转动引起的主梁附加挠度,而计算模型没有考虑这部分挠度[3];(2)计算中各种参数的取值与实际情况的差异造成的影响。因此,在温度场结构计算模型中必须把柔性墩考虑进去.在施工监控时,对不同温度场下的立模标高的确定需考虑温度效应的滞后。

3 结语

通过对顺德支流特大桥的温度效应实验研究,可知在太阳辐射,夜间降温等大气温度变化时,由于混凝土导热系数小,当外界温度急变的情况下,箱梁内部的温度边跨有明显的滞后现象,从而形成非线性的温度场[4],特别在大跨度连续刚构桥梁施工到长悬臂时,温度变化对桥梁结构的受力与变形影响较大。通过分析有如下结论:

(1)混凝土是一种粘性材料,箱梁内温度变化与环境温度相比,存在滞后现象,测试期间温度最高与最低气温相差13℃。温度变化对箱梁挠度有较大的影响。箱梁截面上的温度梯度越大,产生的挠度也越大。在长悬臂状态下,最前端的挠度变化最明显,随着温度升高,箱梁产生向下的挠度;当温度下降时,箱梁产生向上的挠度。对于本桥,在温差13℃的情况下,温度引起的最大下挠值为-13 mm,最大上挠值为10 mm;温度变化对箱梁应力也有较大的影响,对于本桥,顶板应变变化比底板大,温度引起的最大应变为-84με。

(2)由温度变化情况及温度变化对挠度应力的影响可知看出,在凌晨0时至次日早上8时的温度变化最小,且此时的挠度和应力变化也比较小,因此,桥梁的合拢时间应该选在该时间段,且早上6:00前后为立模、线形测量以及应力测试的最佳时机。

(3)根据温度场实验实测值对本桥进行温度效应仿真分析,考虑整体升降温和梯度升降温等荷载的作用,得到温度引起的挠度计算值与实测值较为接近,但是实测值比计算值大,因此在温度场结构计算模型中必须把柔性墩考虑进去。在进行全桥仿真分析,应根据规范施加温度荷载,并根据做的温度场试验的实际情况进行局部的修改。

(4)在施工监控时,对不同温度场下的立模标高的确定,除根据计算的结果外,还需考虑温度效应的滞后。

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非对称连续刚构桥温度效应分析 篇5

关键词：非对称连续刚构,温度效应,赛格大桥

目前预应力混凝土桥梁仍是我国桥梁建设的主要结构类型之一, 由于混凝土材料的热传导性能较差, 混凝土结构在日照或骤然降温下, 结构表面温度迅速上升或下降, 但结构内部大部分区域仍处于原来的温度状态, 从而在结构中形成较大的温度梯度, 产生温度应力[1]。温度应力包括自应力和次应力, 并可能达到较大的数值, 被认为是预应力混凝土桥梁结构产生裂缝的主要原因之一[1]。温度效应已经成为国内外桥梁抗裂研究的热点, 研究温度梯度对结构受力的影响具有重要的意义。

国内在进行温度效应研究时, 有很大一部分是对温度梯度模式的研究, 选取不同的温度梯度模式进行对比研究, 常采用新西兰规范、英国BS5400规范、美国A A S H T O规范、国内铁路规范、国内原公路规范及国内04规范进行模拟对比分析;对温度效应的变化规律研究的相对较少[2]。本文结合怒江赛格大桥, 根据国内04规范对非对称连续刚构桥的温度效应进行分析探讨。

1 温差作用效应

《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 规定:计算桥梁结构由温度引起的效应时, 可采用如表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, 表中A=H-1 0 0 (m m) ;梁高H等于或大于400mm时, A=300mm。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反温差为正温差乘以-0.5。

连续刚构的温差应力, 根据《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 附录B规定:

式中为温度作用次弯矩;yA为截面内的单元面积;ty为单元面积Ay内温差梯度平均值, 均以正值代入;αc为混凝土线膨胀系数;Ec为混凝土弹性模量;y为计算应力点至换算截面重心轴的距离, 重心轴以上取正值, 以下取负值;ey为单元面积yA重心至换算截面重心轴的距离, 重心轴以上取正值, 以下取负值;A0、I0为换算截面面积和惯性矩。

由此可知, 当汽车荷载等级已确定的情况下, 温差作用效应主要与主梁的截面特性、梯度温度的温度基数等有关, 主要表现为梁高和桥面铺装形式的选择。

2 工程实例分析

2.1 工程概况跨布

怒江赛格大桥桥跨布置为 (50+125+90) m预应力混凝土变截面连续刚构+2×30m装配式部分预应力混凝土连续T梁, 桥梁全长332.50m (图1) 。

(单位:m)

注:表中h为设计梁高

主桥上部结构由1个90mT (1号) 和1个160mT (2号) 组成不对称连续刚构, 箱梁采用单箱单室截面, 顶宽13.0m, 底宽7.0m。1号T箱梁根部梁高6.0m, 端部梁高3.3m, 其间梁高按二次抛物线变化。2号T箱梁根部梁高9.0m, 端部梁高3.3m, 其间梁高按二次抛物线变化。

主桥下部墩身采用钢筋混凝土双薄壁实心墩, 1号墩单薄壁截面尺寸为7.0m×1.25m, 双壁净距2.5m, 2号墩单薄壁截面尺寸为7.0m×1.75m, 双壁净距3.5m。

2.2 不同梁高的温度效应分析

采用桥梁博士V3.0建模, 选取三种不同的工况进行对比分析, 假设截面形式、腹板宽度、顶 (底) 板厚度、预应力钢束等其他设计条件均不变, 梯度温度取T1=14℃, T2=5.5℃。

由表3可以看出:梁高较高的箱梁上、下缘温度自应力要比梁高较低的箱梁温度自应力大, 但自应力变化幅度均很小, 当梁高增加10%, 温度应力几乎没什么变化, 表明梁高对温度自应力的影响很小。

(单位:MPa)

2.3 不同桥面铺装形式的温度效应

桥面铺装有混凝土铺装和沥青混凝土铺装两种。根据《公路桥梁设计规范答疑汇编》, 如果桥面铺装只有一层混凝土, 则不论混凝土铺装层厚度多少, 均采用T1=25℃;如果桥面铺装只有一层沥青混凝土, 则温度基数按表1规定的温度用直线插入求得;如果桥面板上先铺一层混凝土, 再铺一层沥青混凝土, 则不考虑底层混凝土的隔热作用, 偏安全的温度基数按沥青混凝土铺装取值。

选取四种不同工况进行比较分析, 各工况计算参数及温度效应分析结果见表4。

由表4可以看出:混凝土铺装的温度自应力较沥青混凝土铺装大;沥青铺装层厚度越厚, 温度自应力越小;温度基数对温度效应的影响显著, 温度基数T1每增加1℃, 箱梁上缘σMax约增加0.35MPa的温度自应力;对于沥青混凝土铺装, 温度自应力的变化值基本上与铺装层厚度的变化幅度成正比。

(单位:MPa)

3 结语

通过以上计算和分析, 可得到如下结论。

(1) 大、小T构的箱梁温度自应力变化规律相同, 两个T构的温度自应力极值基本相同, 小T构略大于大T构, 但差别很小。 (2) 梁高较高的箱梁上、下缘温度自应力要比梁高较低的箱梁温度自应力大, 但梁高对温度自应力的影响很小。 (3) 不同的桥面铺装形式及不同的沥青混凝土铺装层厚度对温度自应力的影响很大, 即温度基数对温度效应的影响显著, 温度自应力的变化值基本上与温度基数的变化幅度成正比。 (4) 通过调整梁高基本上不能有效改变温度效应, 通过调整铺装形式对改变温度效应是最行之有效的。

参考文献

[1]田浩, 李国平, 李方元, 等.箱形桥梁内外温差空间效应分析[J]桥梁建设, 2006 (6) :21-24.

混凝土连续箱梁温度效应施工监控 篇6

关键词：连续箱梁,温度效应,施工监控

0 引言

在施工过程中有很多因素会引起桥梁结构线形及内力的变化，如混凝土弹性模量，混凝土收缩、徐变，桥梁施工临时荷载，预应力张拉误差及预应力损失等。其中，温度对桥梁结构的影响也相对重要，由于桥梁结构存在于自然环境之中，其不可避免的要受到大气环境的影响，而混凝土本身又是热的不良导体，气温的变化必然会引起结构内部的温度分布不均匀(温度梯度)，导致桥梁上部结构产生附加的内力、次内力及变形，因此，在桥梁施工监控中应重视温度效应的影响。

1 温度效应的产生

当桥梁的外部环境因素发生变化时，由于混凝土对热的传导性不好，导致结构表面的温度和结构内部的温度分布不均匀，由此会产生温度变形，当这种变形受到约束时，就会在结构内部产生温度应力。

按照引起温度变化因素的不同，温度荷载可分为三种，日照温度荷载、骤然降温温度荷载与年温温差温度荷载。其中年温温差是一种缓慢长期的作用，这种作用只是会缓慢的改变结构的整体温度，而不会引起结构的内力;骤然降温温差荷载主要是指由于一些因素导致结构表面温度迅速降低而结构内部温度不变的一种情况，不但发生概率小且无规律性;所以，在施工控制中主要控制的是日照温差的影响。

日照温差主要是由于太阳辐射引起的，其对结构的影响较大且呈一定的周期性，对它的研究可以总结出相应的规律，为今后的桥梁施工提供依据。

2 工程概况

某桥位于江苏省境内，全长285 m，主桥为40 m+65 m+40 m三跨预应力混凝土连续箱梁，两幅分离，支点梁高4 m，跨中梁高2.2 m，底板按圆曲线变化，梁顶面宽12.4 m，地面宽6.5 m，翼缘板均为2.95 m。上部结构采用C50混凝土，桥面铺装采用C40混凝土。

3 温度效应的监控

温度是结构内力、次内力和变形的最关键的影响条件之一，尤其是日照温度差的影响。温度效应不仅能产生主梁内部的温度梯度，引起主梁开裂、下挠，还可能导致墩身偏移。所以在施工过程中，要对温度效应有足够的重视。为了研究温度在结构截面上的分布规律，需选取几天进行连续24 h的温度测量，并绘制温度(t)—挠度(S)曲线。

3.1 仪器测量结构温度

3.1.1 表面温度测量

对于桥梁表面温度，由于无法预埋传感器，可采用铂电阻表面温度点温计或温度计进行测量。应用点温计或温度计测量具有较大的灵活性，可对任意处的混凝土表面温度进行测量。

3.1.2 混凝土内部温度测量

本桥预埋传感器采用湖南长沙金码高科技实业有限公司生产的JMZX-215AT传感器，此传感器适合于长期监测和自动化测量，具有高精度、高稳定性、高可靠性、防潮及绝缘等优良性能。

3.2 测点布置

考虑每个悬臂段截面的温度大致相同，所以选取一个悬臂段的两个截面作为温度控制截面，布置温度测点。在桥梁截面上预埋的温度传感器分别布置在腹板的上下两端和顶板，底板的中心处，其具体布置位置如图1所示。

3.3 测试数据处理

3.3.1 箱梁温度场的测量

箱梁温度场的观测，要选在有代表性的天气，选择两天或三天进行一天内连续的温度测量，一天中的温度测量应从早6:00开始至晚8:00结束，每小时进行一次测量。通过梁内预埋的温度传感器，可以获得箱梁内部温度的变化以及和外界温度的关系，总结温度效应的规律，为施工和运营阶段桥梁的温度分析提供实测数据。

本桥选取连续晴朗的两天，测量梁体温度，取其平均值，得到梁体温度随时间变化的曲线如图2所示。

从图2可以看出，顶板受阳光照射的影响，温度不断上升，而底板由于不受阳光直射，且混凝土结构对热的传导较慢，再加上通风等原因导致其温度变化较慢，由此在梁截面上形成较大的温度梯度。

3.3.2 箱梁挠度的观测

箱梁温度—挠度关系是确定各阶段施工立模标高的主要因素之一，因此，对箱梁挠度和温度二者之间的关系进行研究十分必要。挠度变化监测是通过对一天(早晨6:00～晚20:00)中每隔2 h不间断监测，掌握高程变化受温度影响的关系，以此来确定立模标高。

根据对箱梁标高的测定，得出时间—挠度曲线如图3所示。

由图3可以看出，挠度的变化与温度变化的规律基本相同。当箱梁顶板、腹板温差最大时，挠度达到最大;而温差较小时，挠度变化很小。

4 结语

通过对施工过程中温度的监控以及对挠度变化规律的分析，可得到以下结论:

1)箱梁受日照温差的影响较大，在气温最高时，梁截面温差基本达到最大值;而在太阳照射不强时，其温度基本相同，因此对于箱梁施工的测量工作可在日出后3 h进行。

2)根据测量结果可看出箱梁的挠度也受温度变化的影响，所以在施工过程中要注意控制梁的标高，以保证桥梁顺利合龙，达到设计要求的线形。

参考文献

[1]雷俊卿.大跨度桥梁结构理论与应用[M].北京:北京交通大学出版社,2007:82-93.

[2]黄毅.混凝土连续箱梁桥日照温度场及温度效应研究[D].武汉:武汉理工大学,2009.

温度效应 篇7

文章通过对光纤陀螺温度效应误差成因与机理的分析, 结合国内外温度误差补偿技术的研究现状, 提出了一种基于误差建模的软件补偿方法。仿真试验表明, 该方法能有效抑制温度效应对光纤陀螺精度的影响。

1 光纤陀螺温度效应误差分析

温度效应是光纤陀螺的重要误差源之一, 主要是指温度条件变化导致光纤陀螺输出漂移的现象。

引发温度效应的热量来源主要有两个:一是工作时陀螺各个元器件的自身产热;二是外界温度环境的影响[2]。光纤陀螺内部 (核心器件是光纤环) 的温度是这两个热源综合作用的结果。开机后的一段时间内, 光纤陀螺自身产热导致的升温效应较为显著, 器件内部的温度持续上升, 直至产生的热量与散失的热量基本相当, 形成动态平衡。之后, 外部温度环境的影响占主导作用。在实际的工作环境中, 陀螺外部的温度环境始终在变化, 陀螺内部很难形成稳定不变的温度场, 温度效应误差始终存在。

光纤陀螺内部受温度影响的元器件较多, 温度效应可以看成多种相关因素共同作用的结果[3]。光纤陀螺系统由光路与电路两部分组成:光路部分包括光纤环、光源、Y波导、耦合器和光电探测器;电路部分包括光源驱动电路和信号处理电路[4]。其中, 光路部分的光学器件 (尤其是光纤环) , 对于环境温度的变化更为敏感。这些器件敏感温度变化的机理不尽相同, 这导致温度效应误差的成因较为复杂。如果逐一进行试验分析, 工作量较大, 且无法排除系统内的误差耦合。

在IEEE光纤陀螺标准[5]给出的单轴光纤陀螺输入输出模型方程中, 只考虑了不同温度特征量与陀螺零偏漂移的相关关系, 用环境灵敏项E表示:

根据上述分析并结合式 (1) , 可得:光纤陀螺温度效应的成因主要与绝对温度、温度变化率和温度梯度变化率这3个特征量有关, 可以分别从这3个角度进行误差分析。

首先, 绝对温度在理论上不会对光纤陀螺输出误差产生。然而, 在工程实际与模拟试验中, 即使温度场趋于稳定, 光纤陀螺的输出也会在不同的绝对温度下发生不同的漂移[6]。因此, 建模分析其相关关系, 对误差补偿是必要的。

可见, 光弹效应误差与陀螺内部的温度变化率在一定范围内成正相关。

其中, T (0, x) 和T (t1, x) 为0时刻和t1时刻距离光纤端点x处的温度。针对此误差, 国内外在绕环方法、结构设计等方面进行了改进, 尤其是光纤环四极对称绕法[9]在很大程度上抵消了舒普效应的影响。目前, 可以认为温度梯度变化对光纤陀螺输出误差的影响远小于其他因素。

2 温度效应误差补偿技术

抑制光纤陀螺温度效应的经典方法是从工艺角度进行改进, 包括材料选取、热结构设计、绕环方法改进等方面, 几十年内取得了大量的进展, 但短期还不能彻底解决温度效应问题。

在当前光纤陀螺的工艺基础上, 抑制温度效应误差的方法主要有两种:温度控制与温度误差软件补偿。

温度控制方法 (简称“温控”) 主要通过温控电路在工作中不断监测并修正光纤陀螺的温度, 使陀螺工作于一个较稳定的温度环境[10], 从而有效地抑制了温度效应, 提高了光纤陀螺的测量精度。但是, 此方法不但增加了系统复杂性、功耗和体积, 同时延长了光纤惯导系统的启动时间。因此, 在一些工程应用场合不适合采用温控方案。

温度误差软件补偿方法 (简称“温补”) 是指通过对实际光纤陀螺系统进行温度试验测试, 辨识出其在各种温度条件变化时的误差模型, 进而在电路芯片中编入程序, 实现对温度效应误差的实时补偿。相比于温控, 温补是一种基于数学建模的方法, 额外增加的硬件较少, 对系统启动时间的影响较小, 是提高光纤陀螺使用精度的重要途径。

3 温补建模方法

光纤陀螺温度效应误差的高精度建模是温补技术的主要技术难点。

建模方法一般可分为两大类:一类是机理分析法;另一类是系统辨识法。

机理分析法是根据对象的相关特性, 分析变量的因果关系, 总结出反映其内部机理的规律, 建立具有明确物理意义的数学模型。上文中的式 (2) 与式 (3) 即是由此方法分析得到的模型公式。但是, 由于目前对于光纤陀螺温度效应的相关研究并未彻底成熟 (如绝对温度变化引发温度效应误差的机理尚未完全明确) , 使用系统辨识法很难完全建立出温度效应误差模型。

系统辨识法将研究对象看作一个“黑箱”系统, 不探究其内部机理, 只运用统计分析算法处理系统的输入、输出数据, 最后按照一定准则选取与数据拟合得最好的模型。在光纤陀螺温度效应误差的模型辨识过程中, 可以应用智能算法来提高拟合精度, 如小波理论、马尔科夫链、模糊逻辑、BP神经网络、RBF神经网络等。但这些系统辨识的“黑箱”方法并未分析误差机理与构成, 缺乏实际物理意义, 适应性相对较差, 距离工程应用还需做大量工作。

文章将这两种方法结合起来, 把光纤陀螺的温度效应误差看成是一个“灰盒”模型。在建模过程中, 通过机理分析确定一种合适的模型, 再按照某种参数估计方法进行具体的辨识, 使模型能够最优的描述光纤陀螺温度漂移的本质。参数估计方法使用基于最小二乘法的多项式拟合。该方法具有无偏性、最优性等特点, 计算量较小, 模型直观明了, 同时兼顾个别点与整体误差问题。模型建立流程如图1所示。

结合第1章的光纤陀螺温度效应误差分析与温循实验数据特征, 选取了绝对温度、温度变化率和温度梯度变化率这三个量为自变量, 建立二次误差模型, 按照温度导数的特征进行数据分类, 对每类数据分别进行参数拟合得到多套模型参数, 确定最终的误差模型。

4 温补技术的实现

搭建系统, 采用DSP与FPGA技术, 实现对光纤陀螺温度效应误差的在线补偿。

4.1 测温方案设计

根据光纤惯导系统组成与各单元结构布局, 分析热源分布特征, 得到系统内部温度场按空间分布和随时间变化的大致关系, 进而确定测温传感器的合理布局, 使测得的温度能够实时反映温度场的变化, 为温度效应误差建模提供有效的温度场数据。

4.2 温补程序编写

在温箱中反复进行温循实验, 获得多种温度条件下光纤陀螺与测温传感器的输出数据。使用第3章中的方法, 建立温度效应误差模型, 根据模型编写相关程序并写入DSP中。

4.3 温补电路设计

温补电路主要构成及原理如图2所示。

系统先将铂电阻测温电桥输出的模拟量转换成数字信号, 再将温度数字信号和光纤陀螺输出信号在FPGA中进行处理, 锁存后发给DSP进行温补计算, 将计算结果返回FPGA进行D/F转换, 最后通过光电耦合器得到补偿后的陀螺输出量。

4.4 实验验证

适当更改温度条件, 多次重复试验, 验证温补方法的效果。某型光纤陀螺在补偿前后的精度分别为0.0445°/h和0.0065°/h, 精度提高了约7倍。

5 结束语

在分析光纤陀螺温度效应误差成因的基础上, 通过DSP技术在系统中实现了对温度效应误差的在线补偿。仿真试验结果表明, 使用该温补方法可以将某型光纤陀螺的温度效应误差降低约一个数量级, 且具有较好的实用性与适应性。

参考文献

[1]金杰, 王玉琴.光纤陀螺研究综述[J].光纤与电缆及其应用技术, 2003 (6) :4-7.

[2]王巍, 张桂才, 骆玉玲.光纤陀螺误差分析及其抑制措施[J].导弹与航天运载技术, 1994, 2:29-35.

[3]David H.Titterton and John L.Weston.Strapdown Inertial Navigation Technology (2nd Edition) [M].the Institution of Electrical Engineers, 2004:134-136.

[4]孙英杰.光纤陀螺温度漂移误差建模及补偿技术研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2010.

[5]IEEE Std 952-1997.IEEE standard specification format guide and test procedure for single-axis interferometric fiber optic gyros[S].IEEE Aerospace and Electronic Systems Society, 1997.

[6]Mohr F, Schadt F.Error signal formation in FOGs through thermal and elastooptical environmental influences on the sensing coil[J].Inertial Seneors and Systems, 2011:3-9.

[7]Lefevre H C.The fiber-optic gyroscope[M].Second Edition.USA:Artech House.1993:99-100.

[8]Shupe D M.Thermally induced non reciprocity in the fiber optic interferometer[J].Appl.Opt, 1980, 19 (5) :654-655.

[9]Frigo N J.Compensation of linear sources of nonreciprocity in Sagnac interferometers[J].Fiber Optic and Laser Sensor I, 1983, V412:268-271.

连续箱梁桥温度效应有限元分析 篇8

1 有限元模型简化分析

由于解析法所用的函数受到很多条件限制, 精确地求解温度对桥梁的影响几乎是不可能的, 因此一般采用有限元法求解。对于平面非稳态、无内热源温度场, 利用温度场有限元分析法, 对一些重要结构进行局部温度分布分析是很有效的, 但是对混凝土箱梁桥整体分析, 这种方法很不经济, 也无必要[4]。根据现场实测资料分析表明[2]:在沿桥长方向的温度分布一般很接近, 忽略桥长方向微小温差影响是可以的;在梁高较小时, 垂直方向的热传导远远大于水平方向, 可以略去水平方向很小的热传导作用, 近似用垂直方向一维热传导状态来分析;对于梁高较大的箱梁, 忽略角隅处附近的复杂热传导状态, 则可近似地用垂直和水平两个方向的一维导热状态分别分析计算, 然后线性叠加。于是简化为一维的热传导问题:

式中:T—温度场;

α—导热系数;

x—计算点至表面距离;

t—时间。

对于箱梁桥等壁板结构, 可近似认为其为一块半无限厚板, 并假定温度变化为谐波循环形式, 则根据式 (1) 可得第一类边界条件的弹性解:

式中:A0—壁板表面温度波动峰值;

ω—圆频率。

从工程设计角度来看, 设计计算主要考虑某一特定时刻最大温差分布相应的温差作用作为控制条件, 所以公式 (2) 可表示为温度分布包络线的形式:

2 单箱单室箱梁截面的温差作用

如前所诉, 在日照、降温等因素作用下, 箱梁沿桥长方向的温度分布基本是一致的, 对结构的影响基本可以忽略。竖向沿梁高和横向沿梁宽根据公式 (3) 和英国工程师D.A.Stephenson简化指数函数可得到如下的温差分布简化公式, 简化模型如图1所示:

式中:T0y—箱梁顶底的温差;

T0x—箱梁两外侧腹板的温差;

cx, cy—指数系数。

3 温差应力

在由温差作用引起的应力计算中, 一般可采用如下假定:忽略沿梁长方向的微小温差应力;假定混凝土材料均质、各向同性, 在未产生裂缝之前, 符合弹性变形规律;平截面变形假定仍然适用[4];按单向温差作用计算温差应力, 然后线性叠加温差应力。日照温差 (温度梯度) 对混凝土梁式桥内力的影响远远大于体系温度, 年均温度变化影响较小, 在此不予考虑。

4 温度有限元分析实例

4.1 模型介绍

本桥是国道217与克拉玛依迎宾路交叉的一座跨线桥, 本地昼夜温差很大, 温度对桥梁结构内力影响极大, 需要重点考虑。本结构为32m+48m+32m预应力连续箱梁, 全桥除在支座进行内部加厚, 其余部分为等截面;具体如下:全桥截面外轮廓主要尺寸为梁顶板宽12.6m, 底宽5.74m, 高3m, 腹板厚0.48m, 顶板厚0.3m;支座底板厚0.65m, 跨中底板厚0.475m, 支座到跨中底板以一次方程过渡。有限元模型如图2所示:

为了较为全面地分析各种温度模式对梁体的影响, 以及相对影响大小, 采用了以下工况模式进行有限元分析, 具体如下:

(1) 工况1:连续梁一期恒载 (主要指梁体自重, 通过程序自动转化到Z轴上) +二期恒载 (梁上附属结构等自重用201.04k N/m的线荷载等代模拟) 。

(2) 工况2:一二期恒载+温度梯度 (即日照温度, 按中国公路桥规2004[5]T1=20℃、T2=6.7℃考虑) 。

(3) 工况3:一二期恒载+极端温度 (这一地区有时候会出现温差大于20℃, 我国公路桥规计算结果偏于不安全;按新西兰桥规考虑, 即采用5次抛物线, T0=25℃) 。

4.2 内力分析

通过工况1、2、3来描述温度对梁体弯矩的影响, 如图3、图4、图5所示:

从三个弯矩图中可以看出:

(1) 2号固定支座负弯矩最大分别为:恒载为-82.4MN·m (兆牛米) ;恒载+温度梯度组合为-74.5 MN·m;恒载+极端温度组合为-53.3MN·m;

(2) 跨中截面正弯矩最大, 分别为:恒载为59.5MN·m (兆牛米) ;恒载+温度梯度组合为67.4MN·m;恒载+极端温度组合为116.5MN·m。

温度差使支座负弯矩减小, 跨中正弯矩加大;随着温差和温度模式变化加大, 弯矩影响越大, 同时温度梯度和极端温度两者温差相差不大, 但梯度模型不一样, 所引起的弯矩值变化也相差很大, 极端温度采用新西兰模式, 虽然温差比中国桥规模式温差高5℃, 但弯矩值相差高达 (116.5-67.4) MN·m=49.14MN·m。

4.3 应力分析

由于C50的混凝土受压强度很高, 基本可以不考虑, 这里主要考虑受拉应力值。通过上面不同温度模式下, 对梁体截面应力影响比较发现:体系温度影响最小, 上翼缘受拉强度完全可以忽略, 下翼缘最大值也只有0.37MPa;温度梯度模式下上翼缘受拉值也太小, 同样可以忽略, 下翼缘最大受拉值为1.22MPa;极端温度上翼缘受拉值同样太小, 下翼缘最大值却高达1.96MPa。

从这些数据很明显看出, 体系温度对应力影响很小, 温度梯度和极端温度对上翼缘影响很小, 对下翼缘很大。所以同其他荷载组合时主要考虑下翼缘应力值。

温度+荷载组合应力分析, 见图6~图8。

从三种组合的下翼缘应力值可以看出, 变化最大的分别是支座处的压应力和跨中的拉应力, 具体分别为:一二期恒载跨中拉应力7.65MPa, 支座压应力11.4MPa;一二期恒载+温度梯度组合时跨中拉应力8.67MPa, 支座压应力10.2MPa;一二期恒载+极端温度组合时跨中拉应力高达10.9MPa, 支座压应力7.47MPa。

这些数据很明显表明:温度变化加大了跨中拉应力, 减小了支座压应力;极端温度产生的拉应力值几乎占到总恒载的一半 (10.95-7.65) MPa=3.3MPa;而混凝土受压很强, 受拉较差, 所以对跨中下翼缘温度对应力的影响一定要高度重视。同时温度变化使支座下缘产生很大的拉应力, 但支座下缘本身受到强大的压应力, 这样就抵消了很大一部分压应力, 所以:按各国温度梯度模式计算出的结果是对支座下缘有利的。同时由于此地昼夜温差很大, 变化较快, 采用我国公路规范计算偏小, 新西兰规范计算更符合实际和偏于安全。

5 结论

从有限元分析实例可以看出:

(1) 日照温差对结构的内力变化影响很大, 在极端温度变化下, 温度引起的内力甚至超过结构的自重;

(2) 温度梯度和极端温度两者温差相差不大, 但梯度模型不一样, 所引起的弯矩值变化也相差很大, 极端温度采用新西兰模式, 虽然温差比中国桥规模式温差高出5℃, 但应力计算却比前者高出很多;所以根据具体不同的地方工程结构, 采用合理的温度模式也非常重要。在这一地区, 验算温度最不利影响时, 建议采用新西兰温度模式。

参考文献

[1]过镇海, 等.钢筋混凝土原理分析[M].清华大学出版社, 2003:193-195.

[2]钟新谷, 等.预应力混凝土连续箱梁桥裂缝防治与研究报告[R].中南大学, 2001.

[3]舒彬.预应力混凝土连续箱梁裂缝分析与防治[J].四川理工学院学报自然科学版, 2008, 21 (4) :105-107.

[4]项海帆.高等桥梁结构理论[M].人民交通出版社, 2001:122-127.

温度效应 篇9

1 材料和方法

1.1 材料

试验于2007年3月—2007年7月,在烟台市福山区回里镇一果园内进行。观测地种有苹果、梨、樱桃、枣4种果树。地理位置37°22′N,121°19′E,海拔23m。年均气温11.8℃,年均风速4—6 m/s,多年平均降雨量651.9mm,年均相对湿度68%,年均日照时数2 698.4 h,无霜期210 d,属暖温带大陆性季风气候。土壤属棕壤,土层厚度3 m左右。

1.2 方法

将澳大利亚PTY公司生产的AXWG03自动气象站安置在果园空地上,在土壤8㎝深度安装了温度自动感应探头,并连接自动气象站,可同步观测大气温度(X1,℃)、太阳总辐射(X2,W/m2)、风速(X3,m/s)、大气相对湿度(X4,%)、大气压(X5,Pa)和土壤温度(Y,℃)。自动气象站数据采样间隔均为15s,每10min进行平均值计算并记录。数据统计分析通过DPS5.02和MATLAB7.0等软件完成。

2 结果与分析

2.1 土壤温度相对于气象因子的滞后效应

土壤温度随时间(按月、日)变化与气温随时间变化有一定的规律[3,4,9]。一般而言,土温与气温有正相关关系,且滞后于气温的变化。本研究选取两种典型的天气情况(晴天,5月3日;阴天,5月11日)的数据作滞后效应分析,分别利用这两天的5个气象因子与土壤温度进行相关分析(图1—10)。

结果表明:在典型的晴天情况下,大气温度、太阳总辐射、风速与土壤温度的相关系数存在滞后效应,即大气温度与20 min后的土壤温度相关系数显著提高,太阳总辐射与10 min后的土壤温度的相关系数增大,风速与60 min后的土壤温度相关系数显著提高,而大气压、相对湿度与土壤温度的相关系数没有滞后效应;在典型的阴天情况下,大气温度、风速、湿度和大气压与土壤温度的相关系数存在滞后效应,即大气温度、风速、湿度和大气压分别与250 min、10 min、270 min、110 min后的土壤温度相关系数显著提高,而太阳总辐射与土壤温度的相关系数没有滞后效应。通过晴天与阴天滞后时间的对比可知,在阴天情况下,除了风速滞后时间比晴天时间短外,其余滞后时间均增大。

气温对土壤温度有最直接的作用,气温的高低与变幅决定了土壤温度的高低与变幅。风的作用是增强近地层空气的流通,促进水分蒸发,加速土壤降温。空气的相对湿度对土壤的变化也有较大影响,潮湿的空气能吸收太阳辐射,减少直射土壤表面的辐射能,因此白天土壤增温较慢,另一方面潮湿的空气又可抑制土壤水分的蒸发作用,使夜晚土壤降温也慢。反之,干燥的空气很少吸收太阳辐射,又能促进土壤水分蒸发,土壤增温与降温均较迅速[12]。太阳辐射能是地-气系统的主要热源,太阳辐射是地面增温的主要热源,一般情况下,地面温度随着太阳辐射的日变化相应变化,且位相落后于太阳辐射位相[13]。土壤温度相对于一些微气象因子之所以存在滞后效应,这可能与土壤的物理化学性质有关。由于土壤的热容量较大,以及土壤的导热率远远小于空气的乱流交换,同时,热量在土壤中传输也需一定时间,从而表现为土壤温度相对于气象因子滞后。在阴天情况下,滞后时间比晴天增大,可能是因为在阴天情况下,太阳总辐射大量减少,大气温度降低,大气相对湿度增加,这些因素综合作用于土壤使其增温缓慢,表现为在阴天情况下土壤温度相对于气象因子滞后时间增加。

2.2 土壤温度相对于气象因子滞后效应的数学方法评价—多元线性回归方法的应用

以微气象因子大气温度(X1,℃)、太阳总辐射(X2,W/m2)、风速(X3,m/s)、大气相对湿度(X4,%)和大气压(X5,Pa)为自变量,土壤温度(Y,℃)为因变量,利用多元线性回归方法建立回归方程。在晴天,滞后前后的回归方程分别为(1)、(2)。

在阴天情况下,考虑滞后前后的回归方程分别为(3)、(4)。

通过(1)—(4)可知,在晴天,考虑滞后效应相对于不考虑滞后决定系数提高了2.245%;在阴天,决定系数提高了34.858%。这说明考虑相对于气象因子滞后效应可以提高模型的拟合精度。分别将原始数据代入回归方程,计算出土壤温度的拟合值,整点时刻观测值与拟合值的相对误差如表1。

由表1可知,在晴天情况下,土壤温度的11组相对误差中,只有3组(7:00、8:00、11:00)的相对误差为考虑滞后大于不考虑滞后,其余8组的相对误差值表现为考虑滞后小于不考虑滞后;在阴天情况下,也只有3组(6:00、9:00、11:00)的相对误差值为考虑滞后大于不考虑滞后。这进一步证明了土壤温度考虑滞后效应能进一步提高土壤温度拟合值的准确性。

3 结论与讨论

在典型晴天情况下(5月3日),果园土壤8cm处的土壤温度相对于大气温度、太阳总辐射和风速存在滞后效应,其中相对于大气温度,土壤温度的滞后时间为20min;相对于太阳总辐射,土壤温度的滞后时间为10min;相对于风速,土壤温度的滞后时间为60min。在典型阴天情况下(5月11日),果园土壤8cm处的土壤温度相对于大气温度、风速、湿度和大气压存在滞后效应,土壤温度的滞后时间分别为250min、10min、270 min和110 min。

利用多元线性回归方法建立基于5个气象因子与土壤温度的回归方程,在典型晴天情况下,考虑滞后前后土壤温度预测模型决定系数由0.891提高到0.911,决定系数提高了2.245%;在典型阴天情况下,决定系数由0.634提高到0.855,决定系数提高了34.858%。因此,考虑土壤温度相对于气象因子的滞后效应可以提高土壤温度的拟和精度。

土壤温度相对于一些微气象因子之所以存在滞后效应,这可能与土壤的物理化学性质有关。由于土壤的热容量较大,以及土壤的导热率远远小于空气的乱流交换,同时,热量在土壤中传输也需要一定时间,从而表现为土壤温度相对于气象因子滞后。在阴天情况下,滞后时间相比于晴天情况下会增大,可能是因为在阴天情况下,太阳总辐射大量减少,大气温度降低,大气相对湿度增加,这些因素综合起来作用于土壤使其增温缓慢,表现为在阴天情况下土壤温度相对于气象因子滞后时间增加。但是,本文仅从相关系数来确定滞后效应,对于气象因子如何影响土壤温度缺乏深度探究;同时,本文仅是选择了典型晴天和典型阴天情况下的土壤与气象因子进行了分析,缺乏普遍性,有关土壤温度滞后效应的机制有待于进一步研究。

摘要：利用AXWG03自动气象站于2007年3-6月对烟台市一果园内表层土壤温度及环境气象因子进行了观测,分析了典型晴天和阴天情况下土壤温度相对于气象因子的滞后效应,并建立了基于气象因子的土壤温度预测模型。结果表明:①在典型的晴天情况下,土壤温度相对于大气温度、太阳总辐射和风速分别存在20min、10 min和60 min的滞后时间;在典型的情况下,土壤温度相对于大气温度、风速、湿度和大气压分别存在250 min、10 min、270 min和110 min的滞后时间。②在典型晴天情况下,考虑滞后前后土壤温度预测模型决定系数由0.891提高到0.911;在典型阴天情况下,决定系数由0.634提高到0.855,考虑滞后效应可提高预测模型的拟合精度。