钢结构温度范文
钢结构温度范文（精选11篇）
钢结构温度 第1篇
在焊接实验中,仅仅依靠物理测量对焊接温度场的研究,不但浪费了大量的人力物力,而且现有的条件也限制了其发展,随着数值分析的引入及计算机技术的发展,利用有限元分析可以迅速准确地获得焊接温度场的整体分布,并实现其动态变化过程的模拟[1,2]。由于钢结构具有高的高温热导率,使焊件局部存在较长的高温停留时间,从而引起焊后焊件发生较大的残余应力和变形,因此对焊接过程的温度场分布及接熔池的传热和流体流动过程的研究是十分有必要的。
1 试验方法与材料
本文选择316L不锈钢作为实验材料,试验所用材料的化学成分见表1,焊接试样为50mm50mm4 mm的钢板,焊接方式采用对接。为提高计算精度定义了随温度变化的材料热物理性能参数,如图1所示。
2 模型描述
2.1 热源模型
TIG焊接是一个涉及热传导、对流和融化凝固等许多热物理化学现象、高度非线性的瞬态热传递过程。为便于建立模型、提高计算精度和节约计算成本,本文对TIG热模型作了如下假设:
1)将焊接过程中的辐射散热部分等效到工件与周围环境的对流散热;
2)忽略焊接母材的各向异性,同时定义了随温度变化的材料热物理性能参数(如图1所示);
3)在焊接模型建立中忽略相变潜热对温度场的影响。
其热传导控制方程为:
式中:T为温度;t为时间;ρ为密度;κ为导热系数;c为材料定压比热容;Q为体热源热流密度。
为更好地模拟焊接后焊缝的形状,本文选用旋转高斯体热源作为本模型中的焊接热源:
其中,η为焊接效率,σr是热源分布参数;Q为焊接电弧的功率;H为热源高度。
其边界条件描述如下:
钢板下表面:与垫板之间的热传递损耗,以等效热传导系数κe描述如下(T0为环境温度):
工件其他表面:自然对流和辐射热损耗,为便于计算,将辐射散热等效为对流散热,因此,以等效对流换热系数he表示自然对流和辐射热损耗:
2.2 电弧模型
在焊接过程中,由于电弧的移动,电弧下方焊件上的熔池形状及温度达到准稳态状态,焊接熔池随着电弧的运动而移动,为简化计算和方便建模,该模型做出以下假设:
1)由于在TIG焊接中,热源,即电弧是一个轴对称的钟罩状的热源,因此选用两维的轴对称模型进行建模;
2)等离子体是光学薄的;
3)忽略重力和黏性耗散。
在轴对称、层流和定常条件下,根据磁流体动力学理论构建电弧模型的连续性方程、能量守恒方程和动量守恒方程等控制方程组:
能连守恒方程:
动量守恒方程:
连续性方程:
其中,T是温度;U、V、W是流体速度在x、y、z方向上的分量;P是流体内的压力;t是时间;ρ是金属的密度;cp是定压比热容;λ是导热系数;μ是液态金属的动力粘度系数;Fx、Fy、Fz分别是在x、y、z方向上的体积力分量。
根据电磁学理论建立电弧模型的麦克斯韦控制方程组:
电流连续方程:
安培定律:
欧姆定律:
3 结果和讨论
图2所示焊接速度为24mm/s稳定焊接阶段的有限元计算结果。从图2知在316L不锈钢TIG焊接过程中热影响区较小,焊缝附近的温度场梯度较大;而在热源后部温度场的等温线分布较为稀疏,导致温度梯度较小;在热源前部温度场等温线分布相对密集,导致温度梯度大。究其原因是热源的移动和热惯性导致热源前后部有明显不同的温度分布,因此在热源前部附近温度梯度相对较大。随着热源的移动,相邻位置的金属经历不同的热循环史,热源后方的熔融金属开始冷却凝固并逐渐形成焊缝,而恢复弹性对后冷却的焊缝金属产生拘束作用,这是诱导残余应力变形产生的一个重要原因。
如图3所示为在不同电流参数下,TIG焊接电弧温度场和速度场分布结果。从图中可以明显发现,在焊接阴极区域附近有相对较大温度梯度的存在,而在阳极区域附近的温度梯度相对较少;图3(a)和图3(c)分别是焊接电流为100A和200A时焊接熔池的温度场分布云图,从以上两图中均可发现,其熔池内的温度场呈典型的钟罩形分布,并且在弧柱附近呈现比较平缓的变化趋势,这与文献[3]中描述的实验结果是比较一致的,从而证明了该模拟的可靠性,此外,通过对比图3(a)和涂3(c)可以发现,随着电流的增大,其熔池也随之增大,同时熔池温度也相应增大。
图3(b)和图3(d)分别是焊接电流为100A和200A时的焊接熔池的速度场分布云图,从速度场分布图中可以发现,焊接熔池中流体的流动规律均是从阴极向阳极沿着轴向流动,出现这种现象的原因是由于在靠近阳极接近电弧边缘区域,其电流密度相对较小,根据安培定律,这部分区域所受到的电磁力也相对较小,这样就形成了一个压力梯度,在加上电磁力的方向是向下向内的,因此合成的驱动力的方向也是向下向内,这样熔池内流体的流动趋势是自上而下沿着对称轴向阳极运动。通过对比图3(b)和图3(d)速度场分布可以发现,熔池内流体(即电弧等离子体)的流动速度及随着电流的增大而增大,同时在近电极附近的区域流动速度最大。
4 结论
本文基于有限元法,利用ANSYS软件成功地模拟了316L不锈钢动态焊接过程,同时为提高计算精度,定义了随温度变化的材料热物理性能参数,得到结论如下:
1)基于ANSYS/Mechanical模块建立TIG焊接热源模型实现了TIG焊接过程整体温度场的模拟,模拟结果发现,在不锈钢TIG焊接过程中热影响区较小,焊缝附近的温度场梯度较大;而在热源后部温度场的等温线分布较为稀疏,导致温度梯度较小;在热源前部温度场等温线分布相对密集,导致温度梯度大。
2)根据磁流体动力学和电磁学理论,基于ANSYS/Fluent建立TIG焊接电弧模型实现了焊接熔池的传热和流体流动过程的模拟,其电弧温度场呈典型的钟罩形分布,并且在弧柱附近呈现比较平缓的变化趋势;同时,其焊接熔池大小、熔池温度以及电弧等离子体的流动速度也随着电流的增大而增大,模拟结果与许多文献中描述的实验结果基本吻合,验证了该模拟的可靠性。
摘要：本文基于有限元法,利用ANSYS软件成功地模拟316L不锈钢动态焊接过程,基于ANSYS/Mechanical模块,实现了钢结构TIG焊接过程整体温度场的模拟;根据磁流体动力学和电磁学理论,基于ANSYS/Fluent模块建立焊接电弧模型模拟了焊接熔池的温度场和速度场。为提高计算精度,定义了随温度变化的材料热物理性能参数。模拟结果发现:电弧温度场呈典型的钟罩形分布,并且在弧柱附近呈现比较平缓的变化趋势,模拟结果与许多文献中描述的实验结果基本吻合,验证了该模拟的可靠性。
关键词：316L不锈钢,ANSYS,有限元法,温度场
参考文献
[1]郭彦兵,童彦刚,贺晓娜.低合金钢薄板件TIG焊接温度场三维有限元模拟[J].热加工工艺,2010,39(21):158-160.
[2]陈玉喜,朱锦洪,石红信,丁高剑.基于ANSYS的铝合金薄板焊接温度场三维有限元模拟[J].热加工工艺,2009,38(9):88-90.
入口温度剖面对喷管流场结构的影响 第2篇
入口温度剖面对喷管流场结构的影响
应用质量平均的Navier-Stokes方程和B-L代数湍流模型,对超燃冲压发动机尾喷管的流场进行了数值模拟研究.在计算过程中,对方程中的对流项采用了空间为二阶精度的TVD格式,扩散项则采用了二阶中心差分离散.通过数值模拟,对比研究了温度非均匀性、三维效应对尾喷管的.流场结构的影响.
作 者：王晓栋 乐嘉陵 作者单位：中国空气动力研究与发展中心,四川,绵阳,621000刊 名：推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY年，卷(期)：23(4)分类号：V233.7关键词：高超音速冲压发动机 喷管气流 流动分布 数值仿真 纳维尔-斯托克斯方程
钢结构温度 第3篇
关键词:混凝土;温度应力;裂缝;措施
中图分类号:TU712 文献标识码:A 文章编号:1000-8136(2010)09-0058-02
1引言
高层、超高层建筑以及高耸结构建筑物、大型设备的基础,都是截面尺寸较大、较厚的钢筋混凝土底板,属于大体积混凝土结构。
混凝土是一种多元、多相、非匀质水泥基复合材料。混凝土又是弹性模量较高而抗拉强度较低的材料,在受约束条件下只要发生少许收缩,产生的拉应力往往会大于该龄期混凝土的抗拉强度,导致混凝土发生裂缝。大体积混凝土由于截面尺寸较大,在混凝土硬化期间水泥水化过程中所释放的水化热所产生的温度变化和混凝土收缩,以及外界约束条件的共同作用,而产生的温度应力和收缩应力是导致大体积混凝土结构出现裂缝的主要因素。本文就重点谈谈混凝土温度裂缝产生的原因和防止产生裂缝的措施。
2大体积混凝土温度裂缝产生的原因分析
2.1水泥水化热引起的温度应力和温度变形,即内外温差影响
大体积混凝土浇筑后,水泥的水化热很大,每克水泥水化热释放出大约500 J的热量。另外,一般每100 kg水泥可使混凝土温度升高10 ℃左右,加上混凝土的入模温度,在浇筑后的2 d～3 d内,混凝土的内部温度可达到50 ℃～80 ℃。由于混凝土的热传导性能低,使得热量难以扩散到环境中去,聚集在内部的水化热不易散发,混凝土的内部温度将显著升高。同时由于混凝土表面散热较快,这样就容易形成较大的内外温差,就会产生温度应力和温度变形。而混凝土的线膨胀系数约为10×10-6/℃,即温度每升高或降低10 ℃,混凝土会产生0.01 %的线膨胀或收缩。温度应力与温差成正比,温差越大,温度应力也越大。当混凝土内部与表面温差过大时,使混凝土内部产生压应力,表面产生拉应力,由于此时的混凝土抗拉强度较低,就会在混凝土表面产生裂缝。而混凝土内部的温度与混凝土厚度及水泥用量有关,混凝土愈厚,水泥用量愈大,内部温度愈高。所形成的温度应力与混凝土的结构尺寸有关,在一定范围内,混凝土结构尺寸愈大,温度应力也愈大,因而引起裂缝的可能性也越大。
2.2外界温度变化的影响
大体积混凝土在施工阶段,经常受到外界气温变化的影响(如寒潮来临、冷空气影响、暴雨袭击、保温层失效、撤除保温层时间不当以及过早拆模等)。混凝土内部温度是水泥水化热的绝热温度、浇筑温度和混凝土的散热温度三者的叠加,其中浇筑温度与外界气温有直接关系。一般而言,外界气温越高,混凝土的浇筑温度也越高。当气温下降,特别是气温骤降,会大大增加外层混凝土与混凝土内部的温度梯度,引起混凝土外
表面与环境产生温差,从而形成温度应力,导致混凝土表面产生裂缝。
2.3内部约束条件的影响
大体积混凝土浇筑在基岩或陈旧混凝土时,由于基岩或陈旧混凝土的压缩模量或弹性模量较高,当温度变化时,所产生的温度变形受到基岩或陈旧混凝土的约束限制,而在新浇混凝土内部形成温度应力。混凝土在早期温度上升阶段,约束阻止新浇混凝土的温度膨胀变形,导致在混凝土内产生压应力;而在降温阶段,新浇混凝土收缩(降温收缩与干缩)受到较强的地基或基础的约束而在内部形成拉应力。由于升温较快,此时新浇混凝土的弹性模量较低,且徐变影响又较大,因此压应力较小;但是经过恒温阶段的降温时,新浇混凝土的弹性模量已较大,形成的拉应力也较大,除了抵消升温产生的压应力外,还存在较高的拉应力,导致内部产生裂缝。当结构厚度较小且约束较大时,由于拉应力分布较均匀,从而产生贯穿全断面的裂缝,影响结构安全和造成渗漏。[1]
3防止大体积混凝土温度裂缝的主要措施
为了有效地控制大体积混凝土结构温度裂缝的出现和发展,必须从控制混凝土的水化升温、延缓降温速率、改善约束条件等方面全面考虑,结合实际采取切实有效的措施。
3.1减少水泥用量,降低水泥水化热
(1)合理选择混凝土的配合比,尽量选用水化热低和安定性好的水泥,如矿渣硅酸盐水泥、火山灰质硅酸盐水泥、粉煤灰水泥等。
(2)在满足设计强度要求的条件下,尽可能减少水泥的用量,以减少水泥的水化热。根据试验,每立方米混凝土减少10 kg水泥,其水化热将使混凝土的温度相应降低1 ℃。
(3)在混凝土中掺加超细矿物粉(如粉煤灰、超细矿渣等)代替部分水泥,减少水泥用量。
(4)在混凝土中掺入高效减水剂,提高混凝土强度,以减少水灰比。
(5)利用60 d或90 d的强度代替28 d强度,以减少水泥用量。
(6)采用中砂、粗骨料,如用5 mm～40 mm的石子代替5 mm～20 mm的石子,可减少水泥用量。
(7)在无筋或少筋的大体积混凝土结构中,征求设计单位或有关部门同意后,可掺加不超过混凝土总量20 %的大石块,减少混凝土的用量,从而降低水泥用量和降低水化热。
(8)掺入适量的微膨胀剂(如UEA),可减少水泥用量。
(9)采用保温法施工控制内外温差,即通过保温材料(如
草袋、锯末、塑料布等)提高混凝土表面及四周散热面的温度。
(10)采用分层与分段浇筑法,使混凝土的水化热能尽快散失。
(11)当大体积混凝土平面尺寸过大时,可适当设置后浇带,以减少外约束力和温度作用,同时也利于散热,降低混凝土的内部温度。
3.2降低混凝土入模温度
(1)选择适宜的温度和时间浇筑混凝土,尽量避免炎热天气,如采取晚上浇筑。
(2)夏季可采用低温水或冰水搅拌混凝土,对骨料可进行护盖或设置避免暴晒设施,对运输工具也可设置暴晒设施等。
(3)掺加相应的缓凝性减水剂,如木质素磺酸钙等。
(4)在混凝土入模时,采取措施改善和加强入模的通风,加速模内热量的散失。
3.3加强施工中的温度控制
(1)规定合理的拆模时间,做好混凝土长时间的养护,延缓降温时间和速度,充分发挥混凝土的“应力松弛效应”。
(2)在混凝土浇筑后,做好混凝土的保温保湿养护,缓慢降温,充分发挥徐变特性,减低温度应力,夏季应注意避免暴晒,注意保湿,冬季应采取措施保温覆盖,以免发生急剧的温度梯度发生。
(3)加强测温和温度监测与管理,实行信息化控制,随时控制混凝土内的温度变化,内外温差控制在25 ℃以内,基面温差和基底温差均控制在20 ℃以内,及时调整保温及保湿措施,使混凝土的温度梯度和湿度不致过大。
(4)合理安排施工程序,控制混凝土在浇筑过程中均匀上升,避免混凝土拌合物堆积过大高差。在结构完成后及时回填土,避免其侧面长期暴露。
(5)当存在内部温差控制要求时,除了采取切实措施降低浇筑温度外,主要应设法降低水泥水化热升温,即在混凝土内埋设蛇形冷却水管,进行通水冷却,可降低内部温度6 ℃～10 ℃。
3.4改善约束条件,削减温度应力
(1)采用分层或分块浇筑大体积混凝土,合理设置水平或垂直施工缝,或在适当的位置设置后浇带,以放松约束程度,减少每次浇筑长度的蓄热量,以防止水化热的聚集,减少温度应力。[2]
(2)当大体积混凝土基础设置于岩石类地基或旧的混凝土基础上时,宜在大体积混凝土基础与基岩或基础与垫层之间设置滑动层,可采取以下做法来消除嵌固作用,释放约束应力:①可采用一毡二油,在夏季施工时也可采用一毡一油等沥青油毡层作为缓冲层;②利用防水层上的保护层在早期强度较低时,浇筑底板大体积混凝土;③在基岩或旧混凝土地基的垫层上铺设250 mm厚级配砂石,作为缓冲层。
(3)设备基础合理设置分仓缝,释放约束应力。
3.5混凝土的早期养护
实践证明,混凝土常见的裂缝,大多数是不同深度的表面裂缝,其主要原因是温度梯度造成寒冷地区的温度骤降也容易形成裂缝。因此,混凝土的保温对防止表面早期裂缝尤为重要。
从温度应力观点出发,保温应达到下述要求:
(1)防止混凝土内外温度差及混凝土表面温度梯度,防止表面裂缝。
(2)防止混凝土超冷,应该尽量设法使混凝土的施工期最低温度不低于混凝土使用期的稳定温度。
(3)防止老混凝土过冷,以减少新老混凝土间的约束。
3.6其他措施
改善混凝土的性能,提高抗裂能力,加强养护,防止表面干缩,特别注意避免产生贯穿裂缝。在大体积混凝土表面增加钢筋网片对防止混凝土表面开裂或出现裂缝可起到一定的作用,同时正确使用外加剂也是减少开裂的措施之一。
4结束语
以上对混凝土的施工温度与裂缝之间的关系进行了初步的探讨。工程实践中对于裂缝具体的预防和改善措施意见较统一,为预防混凝土的温度裂缝提供一定的经验。
参考文献
1 郝临山、陈晋中.高层与大跨建筑施工技术[M].北京:机械工业出版社,2004
2 混凝土质量专业委员会等.钢筋混凝土结构裂缝控制指南[M].北京:化学工业出版社,2004
The Cause of Formation and Prevention For
Temperature Crack of Massive Concrete Structure
Liu Wenhua,Liu Yanling
Abstract: The foundation of tall building, superelevation building and high-rise structure belongs to massive concrete structure, as well as large installation foundation. The cause of engendering crack is very many, temperature is one cause of them. This article mainly introduces the cause of formation and preventing measure for temperature crack of massive concrete structure.
某支架结构温度作用研究 第4篇
传统的结构设计对温度应力基本上是采取释放的措施,比如工业与民用建筑中的伸缩缝。文中主要研究温度作用下空冷支架结构构件内力与变形。
1 有限元模型建立
研究对象为某大型火力发电厂空冷支架结构,抗震设防烈度8度,设计基本加速度为0.20g,场地土特征周期Tg=0.45 s。结构下部为20根大尺寸钢筋混凝土薄壁管柱,截面尺寸为4.5 m×0.45 m,高度为46.0 m。结构顶部为长悬挑、大跨度空间钢桁架平台,平台高度9.0 m,平台面积约为10 000 m2。钢桁架平台为空间管桁架结构,上下弦采用H型钢,腹杆为圆钢管。钢桁架设计时,为使A型架的荷载作用在桁架节点上,并保持腹杆有适宜的角度和便于节点构造处理,顺A型架方向的桁架采用再分式腹杆。该结构为典型的钢—混凝土混合结构,系广义的竖向混合结构[1]。混凝土强度等级为C40,热膨胀系数α=9.90×10-6/℃。钢材采用Q235级钢,热膨胀系数α=1.170×10-5/℃。
2 荷载组合及分析
2.1 空冷支架结构设计工况
工况1:不考虑温度影响,即:恒荷+活荷+地震作用;
工况2:夏季使用,考虑从20 ℃的制作、安装温度变化到40 ℃的夏季使用温度对结构的影响。以20 ℃为参考温度,对结构施加20 ℃的温差,计算结构的变形和内力变化。其荷载组合为:恒荷+活荷+温度荷载(20 ℃)+地震作用;
工况3:冬季使用,考虑从20 ℃的制作、安装温度变化到-40 ℃的冬季使用温度对结构施加-60 ℃的温差,计算结构的变形和内力变化。其荷载组合为:恒荷+活荷+温度荷载(-60 ℃)+地震作用;
温度荷载施加时应考虑A型架顶部散热管道对周围构件温度应力的影响。
为此,在A型架顶部模拟一个温度为50 ℃的排气管道,并考虑散热管道热辐射效应,将55 m层的杆件温度提高5 ℃。
2.2 各工况下空冷支架结构的变形
空冷支架结构上部支撑着价值昂贵的空冷设备,考虑到设备的重要性,结构的变形应予重视。工况1作用下平台的最大位移Ux=53.9 mm,Uy=48.2 mm,Uz=-39.8 mm。工况2作用下平台的最大位移Ux=69.9 mm,Uy=62.6 mm,Uz=-32.8 mm。工况3作用下平台节点的最大位移Ux=85.8 mm,Uy=75.9 mm,Uz=-87.8 mm。
由此可知地震作用下空冷支架结构水平位移约为结构高度的1/1 100左右,而柱头处钢桁架由温度作用产生的位移为25 mm～30 mm。通过各工况空冷平台最大位移对比可知,工况2作用下钢桁架平台节点最大位移将达工况1的1.3倍左右,工况3作用下钢桁架平台节点最大位移将达工况1的1.6倍左右。为此,空冷平台正常使用极限状态验算时温度作用的不利影响应予考虑。
2.3 温度变化对混凝土管柱的影响
由各工况下钢筋混凝土管柱内力比值可知,温度效应对钢筋混凝土管柱的内力影响较大,同时管柱内力随温度变化的增大而增大。空间钢桁架刚度大,温度作用下钢桁架平台的变形为向外扩张和内缩,桁架伸缩量随长度的增加而增大,为此温度效应对外围管柱内力的影响大于内柱。工况2作用下管柱最大剪力将达工况1的1.25倍左右,工况3作用下管柱最大剪力将达工况1的1.7倍左右。空冷支架平台X向与Y向刚度不同,对钢筋混凝土管柱约束大小不同,温度作用对两方向的剪力影响不同。温度作用下桁架发生复杂的空间翘曲变形,使得钢筋混凝土管柱部分受压,部分受拉。温度作用对管柱内力影响较大,钢筋混凝土管柱计算时应考虑温度效应的不利影响。
2.4 温度变化对空间钢桁架的影响
空间钢桁架平台构件截面尺寸大、结构形式与构造复杂、属于高次超静定结构。随着杆件长度和结构跨度的增加,温度变形将引起不可忽视的施工误差,必须采用合理的施工方法以消除或减少温度对结构的影响。文中仅以AF轴和AH轴桁架为例,说明温度作用对桁架中不同杆件内力与变形的影响。
对边榀桁架(AF轴)分析来看,由图1可知,边榀桁架在工况2作用下弦杆最大轴力将达工况1的1.35倍左右,工况3作用边榀桁架下弦杆最大轴力将达工况1的1.9倍左右。从图2可知,不管是升温还是降温过程,边榀桁架(AF轴)大部分斜杆与所有竖杆在温度作用下内力减小。这主要是由于边榀桁架处于悬挑端部,桁架受混凝土管柱的约束较小,桁架变形接近自由变形。温度作用对弦杆内力影响较大,其主要原因是钢桁架平台在竖向及水平荷载作用下桁架弦杆的内力较小造成的。
2.5 排气管道对A型架的影响
受排气管道散热影响比较严重的是与其相连的钢梁,而对其他部位杆件内力影响不大。这主要是由于A型架与钢桁架平台铰接连接释放了杆件所积聚的温度应力,这也正说明了约束条件对杆件温度应力的影响。同时A型架上的排气管道的热效应对悬挑部分的变形影响比平台其他部位更加明显。
3 设计对策
1)在高烈度地区将支架结构的基础做成滑移隔震支座。当采用隔震系统后上部结构的水平地震加速度反应可以减小80%～90%,因而采用基础滑移隔震后,将大大减小对上部结构的地震能量输入。
2)在低烈度地区将柱头连接做成可限位的滑移支座形式[1]。这样,温度应力能够得到部分释放,不至于在钢桁架中产生过大的温度应力和变形。同时,一旦结构遭遇地震,滑移支座将起到一定的隔震效果,减少对钢桁架部分地震能量的输入,从而使其上部工业设备免受或减轻震害。
3)采用1),2)方法的组合,支架结构的基础做成滑移隔震支座,混凝土柱头处采用滑移形式连接以释放温度应力。该方法耗散的地震能量较多,因而比较适用于高烈度地区。但对结构的稳定性产生一定的影响,需要通过计算和一些构造措施来保证结构的稳定性。
4 结语
文中采用SAP程序计算了多种工况组合下空冷凝汽器支架结构构件内力与变形。计算结果表明,温度作用对钢筋混凝土管柱内力影响较大,钢筋混凝土管柱配筋计算时必须考虑温度效应的不利影响。
温度作用桁架的变形复杂,有温度参与的工况是成为钢桁架平台主要受力构件的控制工况。根据空冷凝汽器支架结构特点,提出的三种对策能有效的释放温度应力,还能保证小震下结构的正常工作和大震下尽量耗散地震能量。
摘要：根据空冷凝汽器支架结构温度荷载的特点,设计了三种温度计算工况,采用SAP2000程序计算了空冷支架结构温度效应,给出了结构构件内力变化范围及规律。为了协调温度与地震作用的矛盾,提出了三种设计对策,从而减少结构及其上部设备的破坏。
关键词：空冷凝汽器支架结构,温度作用,温度效应
参考文献
[1]李红星.大型火力发电厂空冷支架结构体系抗震性能试验研究[D].西安:西安建筑科技大学博士学位论文,2006.
[2]付泽武,李书兵,余天庆.大跨度拱桥支架应力应变监测及分析[J].山西建筑,2006,32(3):73-74.
[3]马人乐,孙德发,姚伟铭.黑龙江电视塔设计中的温度效应研究[J].上海力学,1999(4):404-409.
钢结构温度 第5篇
聚丙烯酸酯的玻璃化温度的定量结构-性质相关研究
提出了高分子的侧基顺拉模型,认为侧基的空间效应主要来源于侧基的轴向横截面积.与侧基的轴向横截面积密切相关的是侧基的碳链分支数.直接采用侧基碳链分支数作为侧基的空间效应参数,对13种聚丙烯酸酯和9种聚甲基丙烯酸酯的玻璃化温度进行了定量结构-性质相关研究,得到了良好的三参数模型,对聚丙烯酸酯和聚甲基丙烯酸酯的玻璃化温度分别进行回归分析,相关系数R2 = 0.989 (s = 3.8K)和R2 = 0.993 (s = 4.8K).该模型对22种聚丙烯酸酯和聚甲基丙烯酸酯的合并计算的结果是R2 = 0.980 (s = 8.3K).建立的`模型参数计算简便,模型的稳定性和适应性较好,所有模型的标准误差均小于或接近实验误差.
作 者：戴静芳 刘胜利 陈勇 曹晨忠 作者单位：湘潭师范学院化学系,湘潭,411201 刊 名：高分子学报 ISTIC SCI PKU英文刊名：ACTA POLYMERICA SINICA 年，卷(期)： “”(3) 分类号：O63 关键词：聚丙烯酸酯 聚甲基丙烯酸酯 玻璃化温度 定量结构-性质相关钢结构温度 第6篇
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。
钢结构温度 第7篇
关键词：有限元模拟,温度场,热边界
由于工字型钢结构具有截面模量大,能够充分利用材料,所以在建筑工业中得到了广泛的应用。特别是在高层、重载的场合下更具广泛的应用前景和潜力。工字型钢结构加热过程中,温度场是一个非常重要的物理参数,由于工字型钢结构断面形状和加热的不均匀而导致形成不均匀的温度场,它直接影响成品的内部残余应力的大小和分布。文中采用Ansys分析软件对工字型钢结构加热过程中温度场进行分析,以了解工字型钢结构加热过程中温度场分布及其变化规律。
1 加热过程的热传导方程
(1) 热传导基本方程。
众所周知,固体热传导的控制方程是Fourier导热方程,更一般的情况,即考虑物体温度随时间而变,并且内部具有热源时的Fourier导热微分方程,可以根据Fourier定律,运用能量守恒原则推导得到[1]
式中,q为内热源得热流密度,单位为W/m2;T为温度,单位为℃;t为过程进行的时间,单位为s;ρ 为材料密度,单位为kg/m3,λ为导热系数,单位为W/(m·℃);cp为材料定压比热CP,单位为J/(kg·℃);Q215材料的比热和导热系数,如表1所示[2]材料密度为7 840 kg/m3。
(2) 有限元模型。
在进行比较分析的工字型钢结构中,其中一个无圆弧过渡,另一个有圆弧过渡。由于工 字型钢结构左右对称。取工字钢的一半建立模型,对称面作绝热处理。用Solid70划分网格。
(3)初始条件的确定。
热传导温度场的计算中,初始条件为
T(x,y,z,t=0)=T0(x,y,z) (2)
其中:T0(x,y,z)表示t=0时的温度分布状态。
工字型钢结构初始温度视为均匀温度场,选取初始温度为25 ℃。
(4)边界条件的确定。
传热问题中,工字钢与环境之间的对流属于传热学中的第3类边界条件:指物体与其相接触的流体介质间的对流换热系数(表面传热系数)Hk和介质温度Tc为已知,其表达式为
2 模拟结果及分析
(1) 无圆角过渡的工字型钢结构。
从图中可以得到以下结论:
1)从加热开始的前20分钟,工字型钢结构升温速度非常快,20分钟以后升温基本趋于缓和;
2)腹板和翼板的边缘温度高于中心温度,这是因为边缘部位的表面和端面同时接受热对流传来的热量;
3)温度最容易升高的是腹板的边缘部位,其次是腹板的中心部位,再就是翼板的边缘部位,最不容易升温的部位是翼板中心与边缘之间的部分。这说明了板厚对温度分布影响显著,厚度越厚,温度越难上升;
4)翼板的中心和边缘之间的温度高于翼板中心部位的温度。这是因为腹板厚度较薄,整个腹板温度普遍高于翼板温度,与腹板连接的翼板中心部位接受来自腹板的热量,使得翼板中心部位温度偏高。
(2)有圆角过渡的工字型钢结构[3]。
从图中可以得到以下结论:
1)从加热开始的前20分钟,工字型钢结构升温速度非常快,20分钟以后升温基本趋于缓和;
2)腹板和翼板的边缘温度高于中心温度,这是因为边缘部位的表面和端面同时接受热对流传来的热量;
3)温度最容易升高的是腹板的外端部位,其次是腹板的中心部位,再就是翼板的外端部位,最不容易升温的部位是翼板中心部分。这说明了板厚对温度分布影响显著,厚度越厚,温度越难上升;
4)腹板的中心部位温度最低,因此最不容易升温的部分是翼板的中心部位,这与无过渡圆角的温度场分布不同。这是因为过渡圆角处能够储存大量的热量,使得翼板中心能接受到腹板传来的热量很少。
3 模拟结果的比较
(1)对比两种工字钢的温度场。
两种工字钢它们的温度场分布是有区别的,有圆角过渡的工字钢在翼板的中心温度最低,说明了过渡圆角处具备储存热量的作用,使翼板中心的温度不容易升上来。而无过渡圆角处的工字钢,腹板的热量传递给翼板中心部位,使得翼板中心部位温度得到提升。
(2)升温曲线的比较。
取腹板边缘A点,腹板中心B点,翼板边缘C点,翼板中心D点,作出A、B、C、D温度随时间的变化曲线。
如图4所示,在加热初期,由于工字型钢材与环境温差大,所以升温较快,温度梯度也较大,随着加热的时间延长,升温变得逐渐平缓,温度梯度也变小。20分钟以后,温度基本趋向一致,这与实际观察到的结果是一致的。
4 结束语
通过对比有圆弧和无圆弧过渡的工字型钢结构温度场的分布,得出有圆角过渡和无圆角过渡工字型钢结构温度场的分布是不同的。有圆角过渡的工字型钢结构,翼板中部温度最低,无圆角过渡的工字型钢结构,翼板的中心和边缘之间区域的温度是最低的。
参考文献
[1]刘庄.热处理过程的数值模拟[M].北京:科学技术出版社,1996.
[2]谭真,郭广文.工程合金热物性[M].北京:冶金工业出版社,1991.
钢结构温度 第8篇
近年来, 随着全球气候变暖和人类工程活动的加剧, 改变了土体与大气的热交换条件, 从而使得地-气相互作用的产物——冻土的温度场发生变化, 导致多年冻土的冰-水、地温等平衡状态发生变化, 本文将通过对L型支挡结构的地温测试和融化深度形状的确定以及温度场分布等发展变化趋势, 分析反思L型支挡结构的设计思想和工程措施。因此, 研究某一特定结构物的冻土上限或温度场分布及随季节的变化趋势是有意义的。
二、L型支挡结构设计及现场试验方案
1、L型挡墙填料条件
该试验段工程地质为厚层地下冰段, 地形地貌为北麓河高准平原区。地震基本烈度为Ⅶ度。年平均地温小于–0.5℃。填料物理力学参数见表1。
2、现场测试项目及方案
在该试验工点, 选取DK1137+750、DK1137+830、DK1137+910、DK1137+000四个断面, 进行以下各项测试: (1) 测试墙后土体及冻土地基的地温变化; (2) 测试挡土墙墙背及假想墙背的侧向土压力及竖向土压力; (3) 测试钢筋应力, 从而估测冻胀水平; (4) 挡墙的侧向位移、沉降测量。这里主要分析研究地温变化和冻土上限的确定。测温孔布置见图1。
在坡脚排水沟布设测孔A、挡墙后2.2 m处布设测孔B、路基中心处布设测孔C、墙背4.5 m处布设测孔D (中科院布孔) 。布设深度范围为天然上限以下5.0 m, 如图1所示。布孔深度:路基面或天然地面下5、10、15、25、50cm处各设一测点, 天然上限上下1 m范围内每隔0.2 m设一测点, 其余深度每隔0.5 m布设一个测点。
三、冻土上限与设计荷载的关系分析
在多年冻土区修建挡土建筑物, 改变了原地面的热平衡条件, 在墙背形成新的多年融化深度或人为上限, 如图2所示。每年夏季墙背冻土融化, 形成季节融化层, 这种融化土层对墙体将作用土压力。在冬季, 季节融化层冻结。在冻结过程中, 由于土中水分结冰膨胀, 冻结土体对挡土墙将作用冻胀力或冻结力。冻融这一交替循环作用, 是多年冻土区支挡结构物的显著特点。理论和实践表明, 融化深度或冻土上限的变化是控制路基稳定的主要因素之一。其一, 人为上限形态是选择设计荷载或受力分析模型的主要依据。对于冻胀填料, 人为上限下降越多, 越倾向选用冻胀力设计荷载, 因为在冷热季节循环过程中, 水平冻胀的破坏作用更剧烈。对于非冻胀填料, 冻土上限形态对于土压力模型的正确选择和分析具有重要影响。
此外, 如图2所示, 冻土上限上升越多, 产生土压力破裂楔体的范围越小, 在同样尺寸条件下支挡结构将越稳定。其二, 由上述分析可以知, 冻土上限和温度场的变化和恢复是选用断面形式和工程措施的主要依据之一。影响水平冻胀力或冻结力的因素很多, 包括填料土层性状、填土含水率、墙体形状、墙面粗糙程度、墙背填土坡面角、挡土结构排水设计、基础沉降等。一般而言, 当墙后回填细颗粒土时, 应按冻胀力模式控制设计, 当墙后回填粗颗粒土时, 可按土压力模式设计计算, 但必须加强排水措施。
四、分析结论
在经过近两年完全冻融循环周期的前提下, 通过已有的分析及测试工作, 可以得到以下初步的结论:
1、假想墙背处的实测土压力符合实际土压力抛物形分布的一般规律, 说明了现场测试的可靠性。
2、多年冻土区支挡结构的设计, 采用具有一定厚度的粗颗粒换填料, 其设计荷载无论是采用一般模式下的土压力, 还是采用具有一定冻胀分析模式下的冻胀力, 其理论分析值均小于实际所测荷载, 具有较大误差。分析模式还要考虑破裂滑动楔体以外可能的其他作用力尤其是层上水的影响因素予以修正。本文的分析模型可供参考。
3、墙背与假想墙背处的土压力随季节呈如下规律:最大冻胀力发生在寒季的3~4月, 随着回暖, 冻胀力逐渐演化为土压力, 土压力变化范围不大, 最大土压力发生在暖季9月份。两年的测试结果还表明暖季土压力已基本趋于稳定, 但冻胀力似乎还略有增大的趋势。此外, 尽管换填土的冻胀量是很小的, 但由于冻土上限层上水或其他水分的作用, 当填土中的含水量超过临界冻胀含水量时, 将产生冻胀, 冻胀力不可以忽略不计, 挡土墙设计时采用土压力而不采用水平冻胀力作为设计控制荷载的思路还需修正。充分考虑可能的层上水作用是在多年冻土地区进行结构设计或工程施工的重要特征, 主要包括天然降水、内部融化水等。总之, 水的作用改变了土体的物性参数及受力状态, 从而改变了挡土结构的力学特性。因此, 要充分考虑水的作用。首先, 实测结果表明:由于墙顶斜坡冻土上限层上水及下滑所产生的推力作用, 加大了挡墙压力;填土中的水分超过粗粒土的临界冻胀含水量后, 产生了更大的冻胀力, 因此, 多年冻土地区结构设计中防水或水的处理措施尤为重要。具体到该试验段, 可在墙顶上方设计挡水埝, 还应加设深入冻土上限以下的隔水板。此外, 换填面可以设计成斜向阶梯状面, 而不是斜平面, 这样可以有效地增加抗滑阻力, 减轻挡土墙的负荷。
摘要：在多年冻土地区, 土工结构稳定的核心是结构自身的热稳定性。在多年冻土区修建挡土建筑物, 改变了原地面的热平衡条件, 从而引起了多年冻土上限及其上部季节融化层的变化, 有可能影响到工程结构的稳定性。本文从青藏铁路格拉段目前唯一的支挡结构——L型挡墙这一工程措施出发, 分析了最具典型意义墙后回填土的上限或最大融化深度变化情况, 得到了不同断面地层融化深度分布形状, 回归了随季节变化相应的温度场。最后提出了L型支挡结构建设的建议。
关键词：L型挡墙,多年冻土,热稳定,融化深度
参考文献
[1]陈震编著.散体极限平衡理论基础[M].北京:水利电力出版社, 1987.
[2]多年冻土地区建筑地基基础设计规范 (JGJ118-98) [S].北京:中国建筑工业出版社, 1992.
可调谐光纤光栅温度补偿封装结构 第9篇
光纤光栅是继掺铒光纤放大器之后光纤通信历史上又一个重要的里程碑,发展至今,其在光纤通信和光纤传感领域的应用已经日趋成熟。光纤光栅的体积小、抗振动、低损耗、无电磁辐射等优点已经得到了充分利用,但是光栅的温度、应变交叉敏感的特性又使得它在某些领域的应用受到了阻碍。当光纤光栅用于对中心反射波长稳定性要求较高的DWDM系统中时,需要对光栅进行温度补偿封装,以保证光纤光栅具有良好的环境适应性。
1 光纤光栅的预拉制备
目前,对光纤光栅的热敏、力敏特性研究已经相当成熟[1,2],在此基础上开发的温度补偿封装结构也有很多种[3,4,5,6],其中较普遍的是一种利用补偿金属产生的等效负线膨胀系数进行温度补偿。该方法需要对光纤光栅进行预拉伸,但过度预拉伸会导致光纤光栅产生过应力而使光纤断裂,并且随着时间的推移光纤和胶体的环境效应、疲劳效应等也会使预拉后光纤光栅的中心反射波长发生变化。因此,笔者设计可调谐光纤光栅温度补偿结构时充分考虑了如何避免因预拉误操作使光纤光栅产生过应力,并同时加入了可调谐装置,能够及时修正器件在长时间使用或运输振动后产生的中心反射波长漂移问题,从而为规范化生产可调温度补偿光纤光栅提供了一个很好的实施方案。
在光纤光栅轴向预加应力可使光栅的中心反射波长发生漂移,但由于光纤材料的固有特性,只有在适当的应力范围内,这样的漂移才与轴向应力基本呈线性关系,并保持很好的可重复性。如应力过小,则光栅中心反射波长的可调范围受到限制;应力过大,则光栅中心反射波长漂移与应力的线性关系减弱,并有光纤光栅断裂的风险。为了达到指定应用的要求,使光栅的封装结构不仅能够起到温度补偿的效果,而且器件的中心反射波长要稳定,较好的办法就是所加应力应正好保证光栅预拉到指定中心反射波长,在光栅制备阶段严格控制反射谱的质量,使常温下预加应力和中心反射波长漂移呈线性关系,同时保证在定值预拉条件下能达到我们所需的光栅中心反射波长。
2 光纤光栅预拉制备系统
2.1 系统结构
在光栅制备时,我们利用了一种特殊的三维平移台构建了一套光栅预拉制备系统,其结构如图1所示。该系统主要包括:Brg200准分子激光器、柱透镜系统、掩模板、光纤定位系统、光路聚焦调节背景板、宽带光源和光谱分析仪。柱透镜系统把准分子激光器的光束聚焦到待测光纤上,并避免了散射光的干扰。为了提高聚焦效率,采用了双“迎合”方法,即调节光路时先撤出掩模板,利用光纤定位系统调节光纤的距离和角度来“迎合”焦点,然后再让掩模板“迎合”光纤。这是因为光纤在焦点附近可能发生空间滤波现象。光纤在y轴上的偏移对应着背景板上暗纹的宽度,z轴上的偏移对应着暗纹的偏转角度。因而,通过调节背景板上暗纹的宽度和偏转角度,可很容易地达到聚焦效果,在制备光栅的同时对光纤进行预拉,可人为地控制中心反射波长的位置,在±0.1 nm误差范围内的概率达到99%以上[7],从而提高光栅参数的统一性。
图2为我们采用的预拉设备的示意图,它是一种特殊的三维平移台,两个平移台相向而放,配有专门的光纤夹具。该平移台不仅可x、y、z轴三维调节,还可对光纤施加和释放扭力矩,以满足特殊应用要求;平移台的有效最小刻度为0.01 mm,配合数字显示推拉计,可精确给光栅预加应力。
2.2 系统预拉调节时的各种情况
图3为实验测得18 ℃时x轴平移量与光栅中心反射波长的关系曲线,实测时固定z轴和y轴,光纤以平行x轴放置。从图中可以看出,x轴平移0.01 mm左右,中心反射波长漂移0.03 nm并能保持很好的线性关系,达到了工程应用要求。图4为欠预拉时光栅中心反射波长的变化情况。从图中可以看出,预拉力不够造成的主要问题有:a.光栅中心反射波长的调节范围不大,图左侧的平线意味着此时光栅已经处于松弛状态。b.光栅中心反射波长的重复性比较差,递增曲线和回复曲线不能重合。图5为过预拉时光栅中心反射波长的变化情况。从图中可以看出,预拉力过大时造成平移台光纤夹具有限的钳制力起到了保护光栅的作用,图右侧平直部分表示所加拉力超过光纤夹具所能保持的最大钳制力,光纤出现滑动,从而避免光栅断裂。
3 光纤光栅封装及温度补偿分析
光纤光栅的中心反射波长漂移的温度灵敏度系数约为10 pm/℃,应变灵敏度系数约为1.2 pm/με。这种温度、应变交叉敏感特性,使得我们可以利用高线膨胀系数的补偿金属和低线膨胀系数的基底金属的组合来产生等效负线膨胀系数而补偿这种交叉敏感[8]。图6a)为我们采用的封装结构三维模拟图,其结构的主体是由一块高线膨胀系数补偿金属块(上面浅色的)和低线膨胀系数基底金属块(下面暗色的)组成,两者由左面的两个螺母连接固定,松开螺母,就可以用串联两个金属块的高精度平移装置(中间的长杆)来微调两者的距离,从而起到调谐光栅中心反射波长的作用,绝对精度能达到0.03 nm;最上面的低线膨胀系数钢管的作用是保护光栅,防止微调过大;钢管两端用玻璃胶或软性树脂分别固定在两个金属块的半圆槽内。这种结构可以起到加强器件整体机械强度的作用,软性树脂能保证平移装置在±0.1 mm内移动,有效防止了过应力引起的光栅断裂。
图6b)为我们采用的封装结构的俯视图,螺母到补偿金属点胶处距离Lb为补偿金属块有效长度,Lj为螺母到基板点胶处的长度。为了达到良好的补偿效果,在光栅固定点处点胶固化,使补偿金属块长度与光纤光栅长度的比例满足如下关系:
式中ab为补偿金属块的线膨胀系数,aj为基板的线膨胀系数,ac为温度补偿所需要的等效负线膨胀系数,ξ为光纤光栅的热光系数,Pe为光纤光栅的弹光系数,Lf为光纤光栅的有效长度。
从式(1)可以看出,当封装材料及光纤光栅一定的情况下,补偿效果主要由补偿金属块有效长度Lb决定。一般光纤光栅的热光系数ξ≈6.4510-6[9],弹光系数Pe≈0.22[10]。如果将铝作为补偿金属,铜作为基底材料,我们采用的光栅有效长度Lf=18 mm,则根据式(1)可得Lb=29.7 mm。我们采用的平移装置的平移量在0.01 mm数量级范围内,点胶的误差在0.1 mm数量级范围内,两者对Lb的误差影响都在1%以内。如将铝、铁作为封装材料,则Lb=5.3 mm,误差会达到2%。
4 实验讨论
首先将光栅穿过封装金属块中间的凹槽,位于钢管的中部,然后再将尾纤固定在两个相向而放的平移台上进行预拉,预拉期间,光栅的中心反射波长由光谱分析仪监控。为了防止预拉力过大,三维平移台加装了真空泵吸附装置,用其固定光纤光栅。当应力达到真空泵吸附力的最大极限时,光纤自动脱落,从而避免光栅被拉断。从光谱分析仪上可以看出,三维平移台的预拉平移量与光栅中心反射波长漂移保持较好的线性关系,而且频谱形状和半宽高都未发生变化,如图7所示。在预拉到预定的光栅中心反射波长后,在点胶处点胶固化。用玻璃胶把钢管固定在半圆槽内(注意玻璃胶不能粘到光纤)。在胶凝固期间,光栅的中心反射波长会发生微小变动,可用微调旋钮进行调节。等胶体完全固化后,撤除应力,再次微调后,放入恒温箱进行变温实验。
图8为封装前后温度实验的对比,从图中可以看出本实验装置有比较好的温度补偿效果,和裸光栅的12 pm/℃温漂比较,性能提升了近一倍。
上述实验证明,采用两个高精度三维平移台进行光纤光栅预拉操作是完全可行的,而且精度能达到0.03 nm;采用真空泵吸附装置,则可避免光纤因过应力而断裂。温度补偿效果由补偿金属的有效长度决定,补偿金属和基板金属的线膨胀系数之差决定了补偿金属的长度和器件误差。本实验所应用的封装结构满足温度补偿的应用要求,并能够机械调谐光栅中心反射波长,解决了实际应用中存在的光栅中心反射波长因温度变化而漂移的问题。
摘要：为了提高温度补偿封装的可靠性,改进了光栅制备结构,使光栅在一定的预拉条件下,光栅中心反射波长能在应用要求的规定值内小范围浮动,误差控制在±0.1 nm之内。根据温度补偿比公式,设计了一种可调谐的温度补偿封装结构,温度实验证实其补偿效果达到应用要求,并证明其可调谐的精度在±0.03 nm范围内,为规范化生产可调温度补偿光纤光栅提供了一个很好的实施方案。
关键词：光纤光栅,温度补偿,预拉应力,可调谐
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某超长钢框架—支撑结构温度分析 第10篇
某体育训练中心位场馆于辽宁省沈阳市。其中B馆的高度均为18.05m, 共三层, 一层、二层和三层的层高分别为5.0m、5.0m和8.05m。B馆的建筑面积分别为13169m2。采用钢框架支撑结构体系;楼板系统为在框架梁间设置钢次梁, 次梁与压型钢板混凝土组合楼板形成组合梁;屋面系统为在屋面框架梁适当位置设置水平支撑, 支撑间设置刚性系杆, 檩条上铺设轻质屋面板。B单元的长度为178.3m。
2 温差取值
施工阶段采取措施, 不考虑温度应力, 具体做法为:沿结构长度方向的钢梁每隔40m左右设置可滑动节点, 同时该跨度范围内的楼板混凝土后浇, 主体结构在今年10月初竣工, 此时环境温度为10℃左右, 再将钢梁与钢柱刚接, 浇筑混凝土楼板后浇带。使用阶段考虑温差引起的内力, 考虑到冬季不采暖的可能性, 由于钢构件对温度变化比较敏感, 取周平均最低气温-19℃为计算的最低温度;对混凝土楼板取月平均最低气温-11.5℃为计算的最低温度, 混凝土收缩的当量温度取为-8℃*, 混凝土楼板总的最低计算温度为-19.5℃。最高计算温度取30℃, 比最高月平均气温高5.5℃。结构闭合时的环境温度为10℃, 所以正温差为20℃, 负温差为-30℃, 作为计算温差。
考虑混凝土的徐变和松弛等的影响将混凝土楼板弹性分析的温差乘以系数0.3, 钢梁的温差不折减, 则升温时混凝土楼板的温差为+6℃, 钢梁的温差仍为+20℃;降温时混凝土楼板的温差为-9℃, 钢梁的温差仍为-30℃。
3 框架柱内力分析结果
在温差效应下受影响最大的柱位于首层的边角柱, 其中角柱将受到两个方向的水平剪力作用。选取如图1所示的6个边角柱, 将温差效应的内力与重力荷载的内力进行组合, 并与基本组合及考虑地震作用效应组合的设计内力最大值的比较见表1。
T1为温差+20℃的效应, T2为温差-30℃的效应。带*者表示考虑温差效应组合的内力大于荷载效应基本组合及考虑地震作用效应组合的设计内力的较大值。经验算原柱设计截面满足承载力要求。
4 框架梁温差应力结果
一层中部和支撑附近的框架梁承受的温差应力较大, 如图所示位置的梁为温差应力较大的梁, 对应的温差应力见表2。
由于楼板的约束作用, 温差在梁内产生的应力沿纵向比较均匀, 端部小中间稍大, 温差应力在强度设计值的12%~29%之间。设计梁时, 应按照第三节的荷载组合验算梁截面。
5 结语
建筑大体积砼结构温度裂缝控制技术 第11篇
一、大体积砼结构特点
大体积砼结构体积较大, 其内部水泥水化热散发比较困难, 在外部环境影响以及砼结构内部影响下, 很容易产生温度裂缝。大体积砼结构的特点如下:①脆性较强:砼结构所使用的混凝土材料是脆性材料, 其有着较大的抗压强度, 但抗拉强度较弱, 能够拉伸产生的变形很小, 因此一旦受到内部应力产生拉伸时, 其很难通过拉伸来缓解应力, 从而产生裂缝;②产生的应力较大:大体积砼结构断面的尺寸一般较大, 在砼结构浇筑后, 其内部会产生大量的水化热, 致使内部温度上升, 产生的拉应力较大;③受环境影响较大:大体积砼结构长期暴露在外部环境中, 环境温度的变化也会导致砼结构内部产生拉应力;④许多大体积砼结构内部都不配置钢筋或者配置很少的钢筋, 这就使得砼结构内部的拉应力只能靠其自身承受, 而大体积砼结构承受拉应力产生变形很小, 这就加剧了裂缝的产生。
二、建筑大体积砼结构温度裂缝的成因
1.温度及温度效应
砼结构在实际的工程使用过程中会承受荷载, 一旦砼结构的抗拉强度难以承受荷载作用, 就会出现裂缝。温度裂缝是大体积砼结构常见的裂缝, 其主要是由于水化热产生的温度变化引起的。砼结构浇筑后, 其内部温度会因为太阳辐射、内部水化热等因素形成不同的温度状态, 且砼结构表面和内部各点的温度在不断变化, 砼结构由于使用要求等使其产生不同的尺寸和形状, 因此砼结构的热交换过程十分复杂, 温度分布不均匀会产生温度效应, 当砼结构温度变化时, 如果砼结构满足不了因温度变化引起的变形, 就会产生应力, 应力过大就会产生裂缝。
2.大体积砼结构的约束
约束指的是结构内部各质点之间在结构变形时产生的约束力, 有内约束和外约束之分。砼结构的外约束主要来自于地基, 地基对砼结构变形会产生阻碍作用, 这就是砼结构外约束;砼结构内部受构造原因、环境温度原因的影响, 其内部温度变化并不同步, 砼结构内外部会存在相互约束作用。温度升高时, 外部砼结构会阻碍内部砼结构变化, 温度降低时内部混凝土会限制外部混凝土变化, 这种变化会使砼结构内产生拉应力, 从而导致砼结构裂缝的产生。
大体积砼结构温度受到外部环境温度以及内部水化热的影响较大, 但受限于砼结构的导热性不足, 砼结构内部温度会呈现梯度变化, 在这种变化温度下会产生砼结构的变形, 而内部约束和外部约束会阻碍这种变形, 当约束力超过砼结构强度极限时, 就会产生裂缝。
三、建筑大体积砼结构温度裂缝控制技术
在大体积砼结构施工过程中, 水泥水化热会引起砼结构内部温度应力发生剧烈变化, 从而使砼结构出现裂缝。由此可见, 控制砼结构浇筑块体因水化热引起的温度升高、内外温差以及降温速度是控制其裂缝产生的关键。建筑大体积砼结构温度裂缝控制技术主要分为设计控制技术、施工控制技术和监测控制技术三个方面。
1.设计控制技术
(1) 混凝土的选择和后期强度的利用
砼结构逐渐被应用到高层和超高层建筑中, 大体积砼结构的强度要求被不断提升, 当前已经出现强度为C40~C50的高强度混凝土, 这就导致砼结构中的水泥用量较大, 水化热量提高, 从而增加了砼结构温度裂缝的产生概率, 因此应当尽量选择强度等级较低的混凝土。在一些高层和超高层建筑中, 其施工周期较长, 一些早龄的砼结构荷载并没有达到相关设计要求, 很可能产生砼结构温度裂缝, 而砼结构在60天或90天的强度较强, 利用强度较强的混凝土能够减少水泥用量, 从而降低砼结构块体的温度, 有效的控制了砼结构温度裂缝。
(2) 合理的设计砼结构温度应力
砼结构会受到温度应力和荷载的共同作用, 因此在设计砼结构的时候应对砼结构的温度场进行分析, 确定砼结构所处最高温度及最大温差位置, 这样在施工的时候就能够准确的确定砼结构目的地, 从而控制了砼结构的温度和温差, 达到减少温度裂缝的目的。
(3) 砼结构形式及分缝分块的选择
砼结构形式能够影响砼结构块体的温度应力, 从而影响其裂缝的产生, 砼结构浇筑块体的尺寸也会对其温度应力产生影响, 因此应当对砼结构形式和分缝分块进行合理选择。一般来说, 砼结构浇筑块体积越大, 其产生的温度应力越大, 出现裂缝的概率也就越大, 因此应当尽可能小的控制砼结构浇筑块尺寸。
(4) 增配钢筋
大体积砼结构要满足基本的承载力和相关构造要求, 而其因水化热产生的温度应力会使砼结构产生裂缝, 这时应当增配钢筋, 来增加砼结构承受温度应力的能力, 以此来控制温度裂缝, 配置的钢筋直径越小、钢筋之间距离越小则砼结构能够承受温度应力的能力越大。
(5) 滑动层的设置
当砼结构基础在岩石地基上时, 可以通过设置滑动层的方式来减小地基的水平阻力系数, 这样砼结构的温度应力就能够得到一定缓冲, 从而控制了温度裂缝的产生。具体操作可以在混凝土垫层上设置一毡二油或两道海藻酸钠隔离剂作为滑动层。
2.施工控制技术
(1) 合理选择施工材料
不同建筑对砼结构的强度要求有所不同, 因此在选择砼结构材料的过程中应当根据砼结构强度要求尽量选择绝热温升小、抗拉性强的原材料, 同时要优化砼结构配比, 尽量降低其水化热, 控制裂缝产生。
(2) 砼结构浇筑技术
分块浇筑中的砼结构分层浇筑技术能够有效降低砼结构块体的内外温差, 因此大体积砼结构应当采用分层浇筑技术进行浇筑, 需要注意的是, 在浇筑的过程中要严格控制浇筑的间歇时间。
(3) 控制浇注温度
混凝土搅拌、砼结构运输等都要满足连续浇筑施工的要求, 同时, 在砼结构浇筑的过程中应当采取措施降低砼结构出罐温度, 以此来控制温度裂缝的产生。
(4) 砼结构的养护
砼结构的保温养护是保证砼结构质量的关键环节, 通过保温养护能够降低砼结构内外温差, 从而降低砼结构块体内的温度应力, 达到控制裂缝的目的;此外, 砼结构的保温和养护能够降低大体积砼结构浇筑块的降温速度, 通过砼结构本身的抗拉强度能够提高砼结构块体的抗裂能力。
(5) 二次振捣技术
二次振捣技术指的是在砼结构块体浇筑即将凝固的时候进行二次振捣, 这样能够增加砼结构块体的凝实程度, 从而减少了其内部裂缝。在二次振捣技术应用过程中, 应当控制好振捣的间隔时间, 一般以2小时为宜, 如果时间控制不好, 很可能会破坏砼结构块体内部结构, 加剧了内部细小裂缝的产生。
3.监测控制技术
(1) 砼结构绝热温升的监测
砼结构绝热温升的监测有两种方法:①间接监测法:间接监测法主要是利用水泥用量、砼结构比热、砼结构密度、砼结构中水泥水化热等参数来计算砼结构的绝热温升;②直接监测法:直接监测法指的是利用砼结构绝热温升监测仪来直接测定其绝热温升。相较于间接监测法而言, 直接监测法得出的砼结构绝热温升值比较准确, 但实验过程以及所用到的实验设备相对复杂, 一般来说, 在大型工程中用到直接监测法较多, 而一些中小工程一方面满足不了复杂的直接监测条件, 一方面只需要间接监测法即可满足测量要求。
(2) 砼结构浇筑温度的监测
在浇筑砼结构块体时, 一旦浇注温度超过控制标准, 则可能使砼结构产生温度裂缝, 因此在浇筑的过程中要对温度进行控制, 同时对混凝土搅拌、运输等过程的温度也要进行监测, 对砼结构本身的原材料温度也要进行监测。
(3) 砼结构养护过程中温度的监测
养护过程是保证砼结构质量的关键环节, 在浇筑完成后, 砼结构内部的温度和环境的温度是不断变化的, 会形成砼结构内外温差, 如果不对砼结构降温速度和内外温差进行控制则很可能出现温度裂缝, 因此应当对大体积砼结构的内部温度变化和外部环境温度变化进行监测, 通过监测的温度值来计算砼结构内部拉应力, 以此来实现对温度裂缝的控制。
四、结语
钢结构温度范文
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