1、2 0 1 0 年 第 8期 (总 第 2 5 0 期 ) Nu mb e r 8 i n 2 0 1 0 ( T o t a l N o 2 5 0 ) 混 凝 土 Co n c r e t e 理论研究 衄 ORETI CAL RESE ARCH d o i : 1 0 3 9 6 9 i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 0 0 8 叭 1 混凝土箱梁桥温度效应计算与分析 崔秀琴 1 ,2 。冯仲仁 , ,黄毅 s ( 1 武汉理工大学 土木工程与建筑学院,湖北 武汉 4 3 0 0 7 0 ;2 焦作大学 土木建筑工程学院,河南 焦作 4 5 4 0 0 0 ;
2、3 黄河勘测规划设计有限公司。河南 郑州 4 5 0 0 0 0 ) 摘要: 以武汉天兴洲公铁两用长江大桥引桥 I I I 标左幅桥施工监控项 目 为工程背景, 根据实际施工工况, 采用 A N S Y S 1 0 0 软件建立了 T构箱粱实体模型, 以了解 日照辐射对连续箱梁桥挠度和应力的影响。 得到 T构箱粱端部的挠度随温度变化的时程曲线, 另外还比较分析 T构箱梁根部截面的实测应力值和有限元计算值。根据对比分析的结果验证了所确定的温度梯度曲线的正确性。 关键词 : 混凝土箱 梁;温度效应 ;有限元法 中图分类号: T U 5 2 8 0 1 文献标志码: A 文章编号: 1 0 0 2
3、3 5 5 0 ( 2 0 1 0 ) 0 8 0 0 3 1 0 4 Ana l ys i s an d c al c ul a t i on o f t empe r a t u r e e ffe c t i n con c r e t e box g i r der br i dge CUI Xi u q 抽 , FE NG Zh o n g- r e nI j HUANG ( 1 S c h o o l o f C i v i l E n g in e e r i n g a n d A r c h i t e c t u r e , Wu h a n U n i v e r s i
4、 t y o f T e c h n o l o g y , Wu h a n 4 3 0 0 7 0 , C h i n a ; 2 S c h o o l o f Ci v i l E n g i n e e ri n g a n d Ar c h i t e c t u r e , J i a o z u oUn i v e rsi ty, J i a o z u o4 5 4 0 0 0 , C h i n a ; 3 Y e l l o wR i v e r E n g i n e e ri n gC o n s u l t i n g Co , L t d , Z h e n g
5、z h o u4 5 0 0 0 , C h i n a ) Ab s t r a c t : T a k i n g t h e c o n s t r u c t i o n c o n t r o l o f l e f t s id e b ri d g e o f a p p r o a c h s p an o f b ri d g e c r o s s i n g the c h ang i i ang ri v e r i n Wu h a n a s e x a mp l e Bas e d O n the a c tua 】c o n s t r u c t i o n
6、c o n di t i o n t h e s o l i d mo d e l o f T c o n s tr u c t wi l l b e b u i l d b y the fi ni t e e l e m e n t p r o g r a m ANS YS t o c a l c u l a t e t he fle x u r e a n d s tre s s o f bo x c o n t i n u o u s g i r d e r b rid g e u n d e r s o l a r r a d i a t i o n Th e t i me i n t
7、 e r v a l c u r v e o f t ip fle x u r e o fT c o n s t r u c t b o x c o n t i n u o u s g i r d e r b rid g e wh i c h i S t e mp e r a t u r e d e p e n d e n t wi l l c a r r y o ut Th e r e s u l t o f c o n tra s t i v e a n a l y s i s b e t we e n me asu r e d s tre s s a n d fin i t e e l
8、e me n t c a l c u l a t e d v a 1 H e o f the r o o t s e c t i o n o fT c o n s t ruc t wi l l v e rif y the v a l i d i t y o f the v e gi c a l t e mp e r a t u r e g r a di e n t c u r v e Keywor ds : c o n c r e t ebo xg i r d e r ; t e mp e r a t u r e e ffe c t : fi n i t e e l e me n t me t
9、 h o d 0 引言 从 2 0 世纪 6 0年代以来, 国内外的桥梁工程研究人员一直 致力于评估温度作用对桥梁的影响 1- 。 混凝土箱梁在温度场的 作用下, 会使混凝土产生温度应力。因混凝土箱梁的内部非线 性伸缩和赘余约束而产生的温度应力又分别称为温度内约束 应力和温度外约束应力。混凝土箱梁的内约束应力只与温度场 的分布形式 、 截面尺寸和混凝土的弹性模量有关 , 而混凝土箱 梁的外约束应力还与上部结构的构造形式有关。 以武汉 天兴洲公铁 两用长 江大桥引桥 I 标左 幅桥 的箱 梁 T构为例, 主要采用有限元软件 A NS YS计算的方法, 在有限元 模型上的施加文献 4 中计算的温度
10、梯度曲线, 以研究温度作用 下混凝土箱梁的应力的分布。计算结果应力以受拉为正, 而变 形 以向上为正。 1 温度应力计算的基本原理 桥梁结构的温度场属于三维的热传导问题, 结构内的任一 点的温度都是结构三维坐标及时间的函数。考虑到桥梁是一个 纵向长度远大于竖向长度和横向长度的狭长结构物 , 又忽略某 些局部区域的三维传导性质( 如梁端 、 箱梁角隅区域等) , 可以 认为桥梁在沿长度方向的温度变化是一致的, 从而三维热传导 问题可以简化为桥梁横向或竖向( 沿梁截面高度 ) 的一维热传 收稿 日期 :2 0 1 0 - 0 3 - 2 1 导状态分析。这样温度场的确定可以简化为沿桥梁横向或者沿
11、桥梁竖向的温度梯度形式的确定。 公路上的桥梁由于设置了较长的悬壁板, 腹板因为悬壁的 遮荫 , 两侧的温差变化不大, 因此对梁式结构只考虑沿截面高 度方向的温差。各国的桥梁规范对梁式结构沿截面高度方向的 温度梯度的规定有各种不同的模式, 这些温度模式可以归纳为 线性变化和非线性变化两类。 对于线性变化的温度梯度模式 , 梁式结构将发生挠曲变形, 而且梁在变形后仍然服从平截面假 定。因此在静定梁式结构中, 线性变化的温度梯度只引起结构 的位移而不产生温度次内力, 而在超静定的梁式结构中, 它不 但引起结构的位移, 而且因多余的约束的存在, 还会产生结构 内的次 内力嘲 。 对于非线性变化的温度梯
12、度模式, 即使是静定梁式结构, 梁 在挠曲变形的时候, 由于要服从平截面假定, 截面上的纵向纤维 因温差的伸缩将受到约束, 从而产生在截面上 自相平衡的纵向 内约束应力 。 同时, 超静定梁式结构还需要考虑多余约束阻止 结构变形产生的温度次内力引起的温度外约束应力 , 总的温 度应力为温度外约束应力与温度内约束应力之和见式( 1 ) : 嘲 ; 。 + 盯s0 ( 1 ) 式中: o r 。_一梁式结构总的温度应力; 一 梁式结构的温度内约束应力; O s t 梁式结构的温度外约束应力。 31 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 2 T构 温度效应的计算 2 1 温
13、度效应的有限元分析 根据工程的实际情况, 采用间接耦合分析法。间接法分析 热应力主要分两大部分: 第一部分是建立结构的实体单元模型, 对结构进行热分析( 和箱梁截面分析类似) ; 第二部分是先将热 分析单元转换为相应的结构单元 , 再定义材料属性( 如弹性模 量、 热膨胀系数 ) , 以及其他选项, 然后读入第一部分热分析的 节点温度 , 再进行结构分析, 直至求解完成旧 。 在施工过程中箱梁桥的单 T构属于静定结构, 不均匀温度 梯度引起温度应力为温度 自应力。 本文是对施工阶段为 T构 6 号 块浇筑完毕的工况下, 根据箱梁的几何尺寸, 建立 A NS YS实体 计算模型, 对箱梁温度效应
14、进行计算与分析在 A NS Y S中用于瞬 态热分析的三维实体单元为 S o l i d 7 0 , 转化为用于热一 应力分析 的单元为 S o l i d 4 5 , 其中单元离散图如图 1 所示嘲 。 图 1 T构单元离散图 2 2 温度效应计算结果 A NS YS对大桥悬臂施工阶段进行 2 4 h的瞬态热分析, 得 到的各个时刻的温度梯度, 其中2 0 0 9 年 4月 3 0 E t 1 6 : 0 0时刻箱 梁温度梯度 图 2 T构箱梁温度梯 度分布 图 稳态热分析结果保存在 fi l e r t h文件中。 然后在将这各个时 刻的温度梯度作为结构分析的荷载, 分 J l ll l
15、载到结构分析的模 型上, 分别进行各个时刻的第二个场( 结构场) 的分析。 现将上述箱梁瞬态热分析得到各个时刻的温度梯度结果 , 通过间接耦合分析法加载在结构模型上, 进行热一 应力分析得到 各个时刻的箱梁位移计算结果。热一 应力耦合分析得到的 2 0 0 9 年 4月 3 0日 1 4 : 0 0时刻箱梁 T构整体变形示意图如图 3所示 , Y 方向的位移变化梯度线如图 4 所示 。 进行热应力分析得到各个时刻的箱梁应力计算结果, 热一 应 力分析得到的 2 0 0 9年 4月 3 0日1 4 : 0 0时刻三向的应力分布云 如图 5 7 所示 。 3 计算值与测试值对比分析 3 1 挠度对
16、比分析 在桥梁悬 臂施 工阶段 , 作用在 T构箱梁上的不均匀温度梯 32 图 5 箱梁根部截面 X向的应力分布 云图 图 6 箱梁根部截面 Y向的应 力分布云图 图 7 箱梁根部截面 Z向的应力分布云图 度对 T构箱梁悬臂端的位移有很大的影响O 通过对 T构悬臂施 工阶段( 悬臂长 2 6 m) 空间有限元模型的计算 , 得到连续 2 4 h 箱梁各个测点位移时程计算结果。现将箱梁各个测点在各个时 刻的位移计算结果进行分析。热一 应力耦合分析得到的2 0 0 9 年 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 4月 3 0日T构箱梁的温度场效应结果 , 图8为 T构悬臂端
17、挠度 实测值与理论计算值 的对 比图4 1 。 罩 零 罨 罨 量 景 零 罩 零 罩 罨 零 星 = = 图 8 T构 悬臂端挠度值对 比图 由图 8可知 , 不均匀的温度场会引起 T构箱梁悬臂端挠度 发生变化。 在日照作用下, 随着箱梁顶和底板上下表面温差的增 大, T构箱梁悬臂端向下的挠度不断变大。当箱梁顶底板温差最 大时, T构箱梁悬臂端的向下挠度达到一 8 1 mm; 随着箱梁顶底 板温差的减少, 箱梁向下的挠度不断减少, 在第二天凌晨 7 : 0 0 时刻左 右, T构箱梁悬臂端的位移基本恢复到初始状态。 从图 8中还可以看出箱梁悬臂端挠度实测值与计算值随 时间的变化规律非常接近
18、, 当温差最大时 , 计算值和实测值的 最大差值为 0 7 mm,这是由于计算中认为开始时挠度为零, 而 实际上开始时 T构悬臂端已经有挠度, 所以有限元计算得到的 是挠度变化的增量, 因此实测值与计算值存在一定的偏差。 3 2厘 力 对 比分 析 在桥梁悬臂施工阶段 , 作用在箱梁上 的不均 匀温度梯度除 了对箱梁 的位移有影响外 , 而且对箱梁悬臂端 的应力也有影 响。 采用 A NS Y S 1 0 0软件建立 T构悬悬臂施工阶段空间有限元模 型计算 , 得到连续 2 4 h的T构箱梁根部截面各个测点应力 算 值, 并将理论计算值与现场实测据进行对比分析。 箱 梁根 部截 面应力 的测量
19、 和箱梁 温度 场测 量相对 应 。 在 2 0 0 9 年 4月 3 0日进行了连续 2 4 h 不问断观测箱梁根部截面的 应力。 由于某时刻的温度应力取这一时刻的应力测量值和参考 时刻的应力测量值之差 。由文献【 4 】 的计算结果可知 : 一天的 7 :0 0 时, 箱梁各测点的温度几乎没有变化, 也就是说此时 T构截面的 温度大致是定值, 这样把每天早上 7 : 0 0作为参考时刻。 一天中其 他时间测量的应力值与 7 : 0 0测得的相应的值进行比较。 选取箱梁根部截面测点的应力与分析计算结果进行对 比。 截面顶板的测点为上 1 - 2 , 底板的测点为下 1 - 2 。 由于 T构
20、箱梁悬浇阶段为静定结构 , 所以由非线性温度场 引起 的内力为温度 自应力。 在箱梁悬臂施 工的监测数据 中, 由于 温度的变化及箱梁混凝土上下表面温差的增大, 梁体 0 块( T 构 根部 , 离 T构墩顶 中心 6m) 截 面顶板上表 面的压应 力增 大 了 6 3 MP a , 底板下表面的压应力增大 了 3 5 MP a 。 计算结果见图 9 、 1 0 f 4 J 。 在主梁根部截面应力中, 各处应力计 算值和测试值都吻合较好 , 其中顶板压应力增量最大值发生在 箱梁顶板温差最大的下午 1 4 : 0 0 , 最大值为一 5 7 MP a , 计算值与 实测值差值为 0 6 MP a
21、 ; 底板应力计算值与测试值也较为吻合, 计算值最大值大 2 7 MP a , 计算值与实测值差值为 0 8 MP a 。 可见 用 AN S YS 计算的应力值普遍比实测应力值小。 造成计算值和实测值存在误差的原因有很多, 例如模型误 差 、 测量误差 、 环境温度误差等 , 其中主要原因是在 A NS Y S计 算模型中没有加人预应力钢束的影响。如果在计算模型中加入 预应力钢束 , 那会使研究问题变得相对复杂。 从有限元计算结 0 一 l 。 一3 靶 嚣一 4 一5 6 昌 昌 宝 g g 8 昌 8 g 昌 g 8 g _ 图 0 顶板测点应力值对 比图 图 1 0底板 测点应 力值对
22、 比图 果和实测数据的变化趋势来看, 两者变化趋势基本上相似 , 说明 A NS Y S模拟 T构箱梁温度效应是很成功的。 由于没有在腹板安装应力传感器 , 无法对腹板处的应力进行 实测, 但从顶板、 底板的实测值与计算值的比较可以看处, A NS Y S 可以准确模拟箱梁的温度场与温度效应。A NS YS计算的箱梁腹 板的纵向应 力值见 图 1 1 t 4 。 图 1 1 腹板测点应力值图 从图中可见, 温度自应力在 T构箱梁根部截面上的分布呈 现为梁体的上下缘受压而中间受拉。而且计算值与实测值比较 吻合, 说明施加的文献 4 的温度梯度曲线是比较准确的。 4结 论 主要介绍了用 A NS
23、YS建立的 T构箱梁模型计算的方法 , 并给出了工程实例的理论计算结果。 首先分析了温度变化对 T 构 箱梁悬臂端挠度的影响, 当温差最大时, T构端部的挠度最大可 达N 8 1 mi l l 。 其次分析了温度变化对 T构箱梁根部截面应力的 影响, 结果表明温度的变化会对箱梁根部截面应力产生很大的 影响, 其中顶板压应力增量最大值为一 5 7 MP a , 计算值与实测 值差值为0 6 MP a 。 计算结果还说明温度自应力在 T构箱梁上的 分布呈现为梁体的上下缘受压而中间受拉。 从有限元计算结果 和实测数据的变化趋势来看, 两者能很好的吻合, 说明采用文 献【 4 】 中拟合的温度梯度曲线
24、是合理的。 参考文献 : 1 】 李全林 目照下混凝土箱梁温度场和温度应力研究 D 】 长沙: 湖南大 学结构工程专业, 2 0 0 4 2 T A B A T AB A I S K Me a s u r e d t h e r m a l r e s p o n s e o f J o n e r e t e b o x g i r d e r 33 o ln 心 g 董 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m b r i d g e J T r a n s p o r t a t i o n R e s e a r c h Re c o r d , 1 9 9 4
25、( 1 4 6 0 ): 9 4 - 1 0 5 3 】 康为江 钢筋混凝土箱梁日照温度效应研究 D 长沙 : 湖南大学结构 工程专业 , 2 0 0 0 【 4 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, 2 0 0 9 5 贺栓海矫梁结构理论与计算方法 M 】 北京: 人民交通出版社, 2 0 0 2 【 6 张朝晖A N S Y S 结构分析工程应用实例解析 M E 京: 机械工业出 上接第 2 2页 表 7 对掺粉煤灰混凝土的补偿效率 E r 率试验, 结果列于表 8 、 9 。其中, 0 8 C组为 C 5 0 , 掺 2 0 粉煤灰 ; 0 8
26、D组与w组为C 6 0 , 掺 1 谋灰; w组未掺粉煤灰; 0 8 E组为 C 9 0 , 掺 1 0 硅灰。 结果表明: 掺F E A1 0 0 后, 高强混凝土的限制膨 胀率并不太高, 反映了高强度的自我约束作用; 对 C 5 0 、 C 6 0混凝 土, 加人 F E A1 0 0可使 2 8 d的干缩完全补偿, 至一年龄期时, 补偿 效率仍保持在 5 0 以上; C 9 0 混凝土, 掺硅灰的比不掺时干缩增 大, 使用 F E A1 0 0可使其 2 8 d的干缩补偿效率达 8 0 , 至一年龄 期时, 补偿效率升至接近 1 0 0 。这一现象可以这样解释, 作为 F E A1 0
27、0的水化产物也是膨胀源的C a ( O H) , 即使在于空条件下, 构件内部的水分也可使其继续和活性大的硅灰反应, 生成的硅 酸凝胶不仅使致密度增加、 提高强度, 而且改善了形变能力。 表 8 高强混凝土配合比 水 中 1 0 干空 B 1 0 抗压强度 MP a l j ; 鼍 7d 1 4 d 2 8 d 1 年 2 8 d 1 年 7 d 2 8 d 1 年 3 3 高 自应 力值 混凝 土试验 进行了高 自应力值细石( 5 1 0 mm) 混凝土试验, 采用配合 34 版社 , 2 0 0 8 作者简介 单位地址 联 系电话 崔秀琴( 1 9 6 7 一 ) , 女, 副教授, 博士
28、研究生, 主要从事桥梁的 施工监控研究。 河南省焦作市人民大道东段( 4 5 4 0 0 0 ) 1 3 8 3 9 1 8 91 78 比为 ( 水 泥 + F E A1 0 0 ) : 砂 : 细石 = 1 : O 8 : 1 2 ; 试 件尺 寸 4 0 i n l T l x 4 0 m mx l 6 0 n l i n , 为 1 2 4 ; 使用 P O 5 2 5 级邯郸水泥及 D7 配 合比的 F E A1 0 0 。自应力值 用式( 2 ) 计算: o - - e ( 2 ) 式中: l 配筋率 , 1 2 4 ; 钥 筋的弹性模量, 1 9 6 x 1 0 MP a ; 一
29、 混凝土限制膨胀率, 。 试验结果列于表 1 0 ,表明掺加 8 0 1 0 0 的F E A1 0 0 , 可 以获得 2 8 d自应力值达 1 3 1 7 MP a的混凝 土 , 和 日本 钢管混 凝土的自应力值水平一致; 对于高强无收缩灌浆材料 , 可获得 远高于钙矾石类膨胀剂的竖向膨胀率。 当 F E A1 O 0掺量达 1 4 以上后, 水中限制膨胀率不升反降, 这是 偏低及混凝土的钢 筋握裹力不足造成的, 大膨胀率会导致配筋不足试件的变形或 开裂。因此, 对于有钢板围护限制的钢管混凝土及大配筋率抗裂 混凝土, F E A1 0 0可使用略为偏高的掺量, 以得到更高的自应力 值和限制
30、强度提高的增益。 表 1 0 F E A1 O 0混凝土的 自应力试验 结果 4结 论 ( 1 ) F E A1 0 0全补偿型混凝土膨胀剂, 使用 3种膨胀源, 砂 浆干空 2 1 d的限制膨胀率0 , 膨胀主要在早期发挥 , 膨胀能高 并能持续维持较长的时间, 利于补偿能力的贮存。 ( 3 ) F E A1 0 0 对 C 5 0 C 9 0高强度等级混凝 土的干缩具有 良 好的补偿效果 , 干空 2 8 d的补偿效率可达 8 0 1 0 0 , 至 1 年 龄期 时补偿效率仍保持在 5 0 以上 。 ( 3 ) 利用 F E A可制取 自应力值达 1 5 MP a 或略高水平的钢 管混凝
31、土、 大配筋率抗裂混凝土, 适用于配制竖向膨胀率较高 的高强无收缩灌浆材料。 参 考文献 : 1 】吴中伟补偿收缩混凝土 M E 京: 中国建筑工业出版社, 1 9 9 7 【 2 游宝坤, 赵顺增 混凝土膨胀剂及其应用 M 京 : 中国建材工业出 版社, 2 0 0 6 【 3 】 游宝坤, 李乃珍 膨胀剂及其补偿收缩混凝土【 M 】 北京 : 中国建材工 业出版社 , 2 0 0 5 4 】 李乃珍, 谢敬坦 厂义的补偿收缩混凝土及补偿效率【 J ( 待发表) 作者简介: 李乃珍( 1 9 4 2 一 ) , 男, 教授级高级工程师。 单位地址 : 石 家庄市长安区西兆通运河路 6号 ( 0 5 0 0 3 1 ) 联 系电话 : 0 3 1 1 - 8 5 3 0 5 1 8 6 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m