城市輕軌槽型梁溫度效應及裂縫分析

梁巖，毛瑞敏，張文格，袁會麗，陳淮

(1. 鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001；2. 中鐵七局集團鄭州工程有限公司，河南 鄭州 450052)

混凝土橋梁結構與周圍環境熱交換過程中，由于混凝土材料導熱性能較差產生的溫度應力和溫度變形是影響橋梁結構安全性和耐久性的重要因素之一[1]。槽型梁具有建筑高度低和斷面利用率高等優點[2?6]，但槽型梁屬于開口薄壁結構，受太陽輻射面積大，溫度梯度與箱型梁、T型梁[7?12]相比有很大不同，結構裂縫形成的因素繁多而復雜。國內外學者的研究和各國規范中[13?14]對于非線性溫差曲線的規定多針對普通箱梁、T型梁，對槽型梁的溫度模式沒有明確的規定。本文采用ANSYS有限元實體單元模型分析溫度對槽型梁的影響[15?16]，且考慮混凝土的材料非線性，對槽型梁進行裂縫分析[17]。查閱相關文獻[18?20]，發現槽型梁腹板受到太陽直接輻射的作用，豎向溫差衰減較慢，主梁上翼緣和道床板底部的溫差與道床板頂底板的溫差相差不大。采用熱?應力耦合方式對槽型梁實體單元模型施加溫度荷載，分析豎向溫度梯度工況頂底板溫差6 ℃對槽型梁的影響。

1　工程概況及有限元建模

1.1　工程概況

本次施工設計的范圍為鄭州南四環至機場段(機場二期建設范圍東邊緣)(里程范圍為 K30+100~K61+800)，線路全長約31.7 km，其中高架線長約16.03 km，地下線長約14.4 km，過渡段長1.27 km。高架橋為整孔預制后張法預應力混凝土 U型簡支梁，梁場預制梁體，梁上運梁，架橋機、汽車吊和龍門吊架設，梁體最大運架重量為 191 t。預制 U型梁梁寬為5.17，5.37和5.57 m，其中跨中梁高1.8 m，支點梁高1.94 m，跨中道床板厚0.24 m，梁端道床板厚0.40 m，腹板不對稱分布，一側呈折線分布，另一側呈圓弧線分布。

1.2　有限元建模

槽型梁外觀整體呈“U”字型，為開口薄壁結構，腹板為弧形設計，梁端1.2 m為底板加厚區，梁高由1.8 m增至1.94 m。外腹板頂寬0.8 m，內腹板頂寬直線梁為0.92 m，其他梁型均為0.82 m。底板厚0.26 m，梁端底板加厚至0.4 m。本高架段中槽型梁18~30 m不同跨度有8種，5.2~5.6 m不同斷面寬度有8種，不考慮曲線段梁加長縮短合計共有23種梁型，類型較多，如圖1所示。采用ANSYS有限元程序建立槽型梁實體模型，Solid65實體單元

模擬梁體混凝土，Link8桿單元模擬預應力鋼筋，預應力鋼筋和混凝土之間采用耦合的方式連接，預應力效應的模擬采取施加初應變的方法。橫截面網格劃分如圖2所示。

圖1　槽型梁橫截面示意圖Fig. 1　Trough girder cross section

圖2　橫截面網格劃分Fig. 2　Cross-section grid

2　槽型梁設計溫度效應分析

結暴露在自然環境中的混凝土橋梁，其表面溫度和內部溫度時刻都在發生變化，由于混凝土材料的導熱系數低，溫度的傳遞十分緩慢，所以溫度變化時，混凝土內部將產生非線性的溫度分布，由此引起溫度效應。針對U型梁的幾個主要結構溫度梯度、系統溫度進行溫度效應分析，研究其對結構受力特性的影響。

2.1　豎向溫度梯度的影響

槽型梁施加第一種溫度梯度工況的溫度荷載見圖3。

由圖3溫度場分布可知，槽型梁的豎向溫度并非線性變化，所以梁體會產生應力和變形。經查看第一種溫度梯度工況下實體單元的應力云圖，道床板底部的應力比較大，因此選取道床板下表面兩側為研究對象，分析槽型梁在豎向溫度梯度作用下的應力和變形。部分節點位置見圖 4，把縱向沿節點30的位置稱為道床板下表面左側，沿節點27的位置稱為道床板下表面右側，支座約束見圖 5，節點30在支座1、支座3一側，節點27在支座2、支座4一側。梁體應力見圖6，力學結果見表1和表2、圖7~9。由表1和表2可以看出，豎向溫度梯度對槽型梁的應力和變形有很大影響。道床板下表面的縱、橫向應力均為拉應力，由于兩側應力的變化規律及應力值非常接近，僅以圖8表示道床板下表面的應力。道床板上表面的溫度高于下面的的溫度，由于混凝土材料熱脹冷縮的性質，槽型梁整體上拱。針對槽型梁道床板下表面兩側而言，支座處的應力小于其它截面的應力，其它截面的應力基本保持不變，因為簡支梁的約束在縱向、和橫向并不是完全固結，支座處僅完全限制了豎向移動。由于混凝土熱脹冷縮的性質，且梁端支座限制了豎向位移，槽型梁整體上拱，豎向位移呈拋物線分布。由圖9可知，豎向溫度梯度下，豎向位移遠遠大于橫向位移。

圖3　豎向溫度梯度下的溫度分布Fig. 3　Temperature distribution in vertical temperature gradient

圖4　部分節點位置Fig. 4　Partial node location

圖5　支座約束Fig. 5　Support constraint

圖6　梁體縱向應力云圖Fig. 6　Girder longitudinal stress nephogram

表1　道床板下表面左側的力學結果Table 1　On the left side of the road under the bed board surface mechanical results

表2　道床板下表面右側的力學結果Table 2　On the right side of the road under the bed board surface mechanical results

圖7　豎向溫度梯度下的橫向變形Fig. 7　Under the vertical temperature gradient of lateral deformation

圖8　道床板下表面應力Fig. 8　Under the bed board surface stress

圖9　道床板下表面位移Fig. 9　Under the bed board surface displacement

圖10　主梁上翼緣橫向位移Fig. 10　Lateral displacement of the top flange of main girder

圖 10表明，由于槽型梁橫截面的不對稱，導致橫向位移不一致，槽型梁右半部分施加了橫向約束，所以右側的橫向位移比左側的橫向位移小，主梁兩側上翼緣的橫向位移分別呈現凹、凸分布，綜合考慮豎向位移的分布規律，可知在豎向溫度梯度作用下，槽型梁呈碗狀變形，空間作用十分明顯。

以上分析可以看出，在豎向溫度梯度作用下，槽型梁主要產生豎向位移，上拱值在2.6 mm左右，但產生的應力比較大，縱向應力達到1.8 MPa，橫向應力1 MPa。這充分說明，溫度作用對槽型梁的力學性能有很大影響，設計中必須加以考慮。

2.2　系統溫差的影響

系統溫差指成橋時的溫度與當地的最高(最低)溫度之間的差值。因此在分析系統溫差對槽型梁變形影響時，根據所依托實橋所處的環境、相關氣溫資料以及相關文獻，取系統溫差為 30 ℃。同時與系統溫差為 20 ℃和 40 ℃時的槽型梁變形進行比較。主梁上翼緣的橫向位移結果見表3和圖11，豎向位移結果見表4和圖12。

表3　主梁上翼緣的橫向位移Table 3　Lateral displacement of the top flange of main girder

表4　主梁上翼緣的縱向位移Table 4　Longitudinal displacement of the top flange of main girder

圖11　主梁上翼緣的橫向位移Fig. 11　Lateral displacement of the top flange of main girder

圖12　主梁上翼緣的豎向位移Fig. 12　Lateral displacement of the top flange of main girder

由圖11和表3可知，考慮系統溫差的影響時，由于槽型梁整體處于一個相同的溫度值，并不引起應力，只引起變形。隨著系統溫差的增大，橫向位移由0.80 mm增加到1.60 mm，而且系統溫差每提高10 ℃，橫向位移增大0.40 mm。

由圖12及表4可知，考慮系統溫差的影響，槽型梁同一位置處的縱向位移隨著系統溫差的提高而不斷增大，同一系統溫差情況下，各控制截面上節點的縱向位移呈線性分布。系統溫差為 20 ℃時的縱向位移最大值是6.89 mm，系統溫差為40 ℃時的縱向位移最大值是13.78 mm，而且系統溫差每提高10 ℃，最大縱向位移增加3.44 mm。

3　槽型梁設計裂縫分析

采用ANSYS有限元軟件，且考慮混凝土的材料非線性，對槽型梁進行裂縫分析時，混凝土的應力應變關系見圖13。為了驗證普通鋼筋對混凝土結構裂縫分布的影響，首先在沒有配置普通鋼筋的狀態下進行了裂縫分析，裂縫分布見圖14。

由圖 14可以看出，在沒有配置普通鋼筋的情況下，除了預應力鋼筋的位置，其他部位均有裂縫，由此可見普通鋼筋對抑制裂縫發展的重要性，同樣說明在進行非線性分析時除考慮混凝土材料的非線性外，還必須考慮箍筋、縱向普通鋼筋的作用。基于非線性分析、在建模過程中考慮了箍筋、縱向普通鋼筋，鋼筋框架見圖15，同樣采用link8桿單元模擬普通鋼筋，與混凝土之間采用耦合連接。

圖13　混凝土材料的應力應變曲線Fig. 13　Stress strain curve of concrete

圖14　無普通鋼筋情況下槽型梁的裂縫Fig. 14　Groove in the absence of any ordinary reinforced beam cracks

圖15　普通鋼筋框架Fig. 15　Ordinary steel framework

圖16　含普通鋼筋情況下槽型梁的裂縫Fig. 16　Including ordinary reinforced cases trough type beam cracks

與圖 14對比可以看出，考慮普通鋼筋后，圖16中槽型梁的裂縫明顯減少，為了便于查看裂縫分布位置，選取了錨固截面、支座截面、1/8截面查看裂縫情況。如圖17~18。

圖17　錨固截面裂縫分布Fig. 17　Fracture distribution of anchorage

圖18　裂縫分布Fig. 18　Fracture distribution

由上述計算結果可以看出，預應力張拉后，在錨固端裂縫分布最多，尤其是預應力鋼筋的位置。受計算量和計算機儲存大小的限制，本模型僅在預應力鋼筋的張拉位置添加鋼墊板，忽略了內部喇叭口等細部構造，因此本模型反映的裂縫分布僅是大概位置，作為施工參考，支座上方的截面會產生細微裂縫，1/8截面的裂縫已經很少。為了避免預應力張拉產生的裂縫，施工時可考慮在1/8跨徑范圍內采取補強措施，例如在預應力張拉位置附近布置鋼筋網等。

4　結論

1) 豎向溫度梯度對槽型梁的豎向位移、縱向應力、橫向應力均有比較大的影響，設計中不能忽略。

2) 系統溫差只引起槽型梁變形，并不引起應力，橫向位移和縱向位移都是隨著系統溫差的增大而線性增加。

3) 普通鋼筋可以抑制裂縫的發展，進行非線性分析時，除考慮材料的非線性外，還必須建立含普通鋼筋的精細模型。

4) 預應力張拉后，在錨固端裂縫分布最多，施工時可以在1/8跨徑范圍內采取補強措施來避免預應力張拉產生的裂縫。

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在圍手術期正確預防使用抗菌藥物能有效降低手術切口感染率，提高患者治療效果[1]，反之則不僅不能起到預防用藥目的，還會帶來諸如細菌耐藥性的產生、醫療費用的增加，甚至危及患者生命安全。目前各醫院不同程度存在圍手術期過度預防使用抗菌藥，尤其清潔手術預防使用比例接近或達到100%的亦不在少數[2]。因此，如何有效提高預防使用抗菌藥物的合理性就顯得尤為重要。我院于2015年起采用綜合干預措施，至今已有3年，現就綜合干預措施前后清潔手術圍手術期預防使用抗菌藥物合理性做一對照研究，以檢測綜合干預措施的有效性。

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