城市轻轨槽型梁温度效应及裂缝分析

梁岩，毛瑞敏，张文格，袁会丽，陈淮

(1. 郑州大学 土木工程学院，河南 郑州 450001；2. 中铁七局集团郑州工程有限公司，河南 郑州 450052)

混凝土桥梁结构与周围环境热交换过程中，由于混凝土材料导热性能较差产生的温度应力和温度变形是影响桥梁结构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断面利用率高等优点[2−6]，但槽型梁属于开口薄壁结构，受太阳辐射面积大，温度梯度与箱型梁、T型梁[7−12]相比有很大不同，结构裂缝形成的因素繁多而复杂。国内外学者的研究和各国规范中[13−14]对于非线性温差曲线的规定多针对普通箱梁、T型梁，对槽型梁的温度模式没有明确的规定。本文采用ANSYS有限元实体单元模型分析温度对槽型梁的影响[15−16]，且考虑混凝土的材料非线性，对槽型梁进行裂缝分析[17]。查阅相关文献[18−20]，发现槽型梁腹板受到太阳直接辐射的作用，竖向温差衰减较慢，主梁上翼缘和道床板底部的温差与道床板顶底板的温差相差不大。采用热−应力耦合方式对槽型梁实体单元模型施加温度荷载，分析竖向温度梯度工况顶底板温差6 ℃对槽型梁的影响。

1　工程概况及有限元建模

1.1　工程概况

本次施工设计的范围为郑州南四环至机场段(机场二期建设范围东边缘)(里程范围为 K30+100~K61+800)，线路全长约31.7 km，其中高架线长约16.03 km，地下线长约14.4 km，过渡段长1.27 km。高架桥为整孔预制后张法预应力混凝土 U型简支梁，梁场预制梁体，梁上运梁，架桥机、汽车吊和龙门吊架设，梁体最大运架重量为 191 t。预制 U型梁梁宽为5.17，5.37和5.57 m，其中跨中梁高1.8 m，支点梁高1.94 m，跨中道床板厚0.24 m，梁端道床板厚0.40 m，腹板不对称分布，一侧呈折线分布，另一侧呈圆弧线分布。

1.2　有限元建模

槽型梁外观整体呈“U”字型，为开口薄壁结构，腹板为弧形设计，梁端1.2 m为底板加厚区，梁高由1.8 m增至1.94 m。外腹板顶宽0.8 m，内腹板顶宽直线梁为0.92 m，其他梁型均为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种，5.2~5.6 m不同断面宽度有8种，不考虑曲线段梁加长缩短合计共有23种梁型，类型较多，如图1所示。采用ANSYS有限元程序建立槽型梁实体模型，Solid65实体单元

模拟梁体混凝土，Link8杆单元模拟预应力钢筋，预应力钢筋和混凝土之间采用耦合的方式连接，预应力效应的模拟采取施加初应变的方法。横截面网格划分如图2所示。

图1　槽型梁横截面示意图Fig. 1　Trough girder cross section

图2　横截面网格划分Fig. 2　Cross-section grid

2　槽型梁设计温度效应分析

结暴露在自然环境中的混凝土桥梁，其表面温度和内部温度时刻都在发生变化，由于混凝土材料的导热系数低，温度的传递十分缓慢，所以温度变化时，混凝土内部将产生非线性的温度分布，由此引起温度效应。针对U型梁的几个主要结构温度梯度、系统温度进行温度效应分析，研究其对结构受力特性的影响。

2.1　竖向温度梯度的影响

槽型梁施加第一种温度梯度工况的温度荷载见图3。

由图3温度场分布可知，槽型梁的竖向温度并非线性变化，所以梁体会产生应力和变形。经查看第一种温度梯度工况下实体单元的应力云图，道床板底部的应力比较大，因此选取道床板下表面两侧为研究对象，分析槽型梁在竖向温度梯度作用下的应力和变形。部分节点位置见图 4，把纵向沿节点30的位置称为道床板下表面左侧，沿节点27的位置称为道床板下表面右侧，支座约束见图 5，节点30在支座1、支座3一侧，节点27在支座2、支座4一侧。梁体应力见图6，力学结果见表1和表2、图7~9。由表1和表2可以看出，竖向温度梯度对槽型梁的应力和变形有很大影响。道床板下表面的纵、横向应力均为拉应力，由于两侧应力的变化规律及应力值非常接近，仅以图8表示道床板下表面的应力。道床板上表面的温度高于下面的的温度，由于混凝土材料热胀冷缩的性质，槽型梁整体上拱。针对槽型梁道床板下表面两侧而言，支座处的应力小于其它截面的应力，其它截面的应力基本保持不变，因为简支梁的约束在纵向、和横向并不是完全固结，支座处仅完全限制了竖向移动。由于混凝土热胀冷缩的性质，且梁端支座限制了竖向位移，槽型梁整体上拱，竖向位移呈抛物线分布。由图9可知，竖向温度梯度下，竖向位移远远大于横向位移。

图3　竖向温度梯度下的温度分布Fig. 3　Temperature distribution in vertical temperature gradient

图4　部分节点位置Fig. 4　Partial node location

图5　支座约束Fig. 5　Support constraint

图6　梁体纵向应力云图Fig. 6　Girder longitudinal stress nephogram

表1　道床板下表面左侧的力学结果Table 1　On the left side of the road under the bed board surface mechanical results

表2　道床板下表面右侧的力学结果Table 2　On the right side of the road under the bed board surface mechanical results

图7　竖向温度梯度下的横向变形Fig. 7　Under the vertical temperature gradient of lateral deformation

图8　道床板下表面应力Fig. 8　Under the bed board surface stress

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

图10　主梁上翼缘横向位移Fig. 10　Lateral displacement of the top flange of main girder

图 10表明，由于槽型梁横截面的不对称，导致横向位移不一致，槽型梁右半部分施加了横向约束，所以右侧的横向位移比左侧的横向位移小，主梁两侧上翼缘的横向位移分别呈现凹、凸分布，综合考虑竖向位移的分布规律，可知在竖向温度梯度作用下，槽型梁呈碗状变形，空间作用十分明显。

以上分析可以看出，在竖向温度梯度作用下，槽型梁主要产生竖向位移，上拱值在2.6 mm左右，但产生的应力比较大，纵向应力达到1.8 MPa，横向应力1 MPa。这充分说明，温度作用对槽型梁的力学性能有很大影响，设计中必须加以考虑。

2.2　系统温差的影响

系统温差指成桥时的温度与当地的最高(最低)温度之间的差值。因此在分析系统温差对槽型梁变形影响时，根据所依托实桥所处的环境、相关气温资料以及相关文献，取系统温差为 30 ℃。同时与系统温差为 20 ℃和 40 ℃时的槽型梁变形进行比较。主梁上翼缘的横向位移结果见表3和图11，竖向位移结果见表4和图12。

表3　主梁上翼缘的横向位移Table 3　Lateral displacement of the top flange of main girder

表4　主梁上翼缘的纵向位移Table 4　Longitudinal displacement of the top flange of main girder

图11　主梁上翼缘的横向位移Fig. 11　Lateral displacement of the top flange of main girder

图12　主梁上翼缘的竖向位移Fig. 12　Lateral displacement of the top flange of main girder

由图11和表3可知，考虑系统温差的影响时，由于槽型梁整体处于一个相同的温度值，并不引起应力，只引起变形。随着系统温差的增大，横向位移由0.80 mm增加到1.60 mm，而且系统温差每提高10 ℃，横向位移增大0.40 mm。

由图12及表4可知，考虑系统温差的影响，槽型梁同一位置处的纵向位移随着系统温差的提高而不断增大，同一系统温差情况下，各控制截面上节点的纵向位移呈线性分布。系统温差为 20 ℃时的纵向位移最大值是6.89 mm，系统温差为40 ℃时的纵向位移最大值是13.78 mm，而且系统温差每提高10 ℃，最大纵向位移增加3.44 mm。

3　槽型梁设计裂缝分析

采用ANSYS有限元软件，且考虑混凝土的材料非线性，对槽型梁进行裂缝分析时，混凝土的应力应变关系见图13。为了验证普通钢筋对混凝土结构裂缝分布的影响，首先在没有配置普通钢筋的状态下进行了裂缝分析，裂缝分布见图14。

由图 14可以看出，在没有配置普通钢筋的情况下，除了预应力钢筋的位置，其他部位均有裂缝，由此可见普通钢筋对抑制裂缝发展的重要性，同样说明在进行非线性分析时除考虑混凝土材料的非线性外，还必须考虑箍筋、纵向普通钢筋的作用。基于非线性分析、在建模过程中考虑了箍筋、纵向普通钢筋，钢筋框架见图15，同样采用link8杆单元模拟普通钢筋，与混凝土之间采用耦合连接。

图13　混凝土材料的应力应变曲线Fig. 13　Stress strain curve of concrete

图14　无普通钢筋情况下槽型梁的裂缝Fig. 14　Groove in the absence of any ordinary reinforced beam cracks

图15　普通钢筋框架Fig. 15　Ordinary steel framework

图16　含普通钢筋情况下槽型梁的裂缝Fig. 16　Including ordinary reinforced cases trough type beam cracks

与图 14对比可以看出，考虑普通钢筋后，图16中槽型梁的裂缝明显减少，为了便于查看裂缝分布位置，选取了锚固截面、支座截面、1/8截面查看裂缝情况。如图17~18。

图17　锚固截面裂缝分布Fig. 17　Fracture distribution of anchorage

图18　裂缝分布Fig. 18　Fracture distribution

由上述计算结果可以看出，预应力张拉后，在锚固端裂缝分布最多，尤其是预应力钢筋的位置。受计算量和计算机储存大小的限制，本模型仅在预应力钢筋的张拉位置添加钢垫板，忽略了内部喇叭口等细部构造，因此本模型反映的裂缝分布仅是大概位置，作为施工参考，支座上方的截面会产生细微裂缝，1/8截面的裂缝已经很少。为了避免预应力张拉产生的裂缝，施工时可考虑在1/8跨径范围内采取补强措施，例如在预应力张拉位置附近布置钢筋网等。

4　结论

1) 竖向温度梯度对槽型梁的竖向位移、纵向应力、横向应力均有比较大的影响，设计中不能忽略。

2) 系统温差只引起槽型梁变形，并不引起应力，横向位移和纵向位移都是随着系统温差的增大而线性增加。

3) 普通钢筋可以抑制裂缝的发展，进行非线性分析时，除考虑材料的非线性外，还必须建立含普通钢筋的精细模型。

4) 预应力张拉后，在锚固端裂缝分布最多，施工时可以在1/8跨径范围内采取补强措施来避免预应力张拉产生的裂缝。

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在围手术期正确预防使用抗菌药物能有效降低手术切口感染率，提高患者治疗效果[1]，反之则不仅不能起到预防用药目的，还会带来诸如细菌耐药性的产生、医疗费用的增加，甚至危及患者生命安全。目前各医院不同程度存在围手术期过度预防使用抗菌药，尤其清洁手术预防使用比例接近或达到100%的亦不在少数[2]。因此，如何有效提高预防使用抗菌药物的合理性就显得尤为重要。我院于2015年起采用综合干预措施，至今已有3年，现就综合干预措施前后清洁手术围手术期预防使用抗菌药物合理性做一对照研究，以检测综合干预措施的有效性。

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