建 筑 结 构 学 报(增刊1)
JournalofBuildingStructures(SupplementaryIssue1)
深圳红树西岸地下室温差效应分析计算
吴 兵,孟美莉,傅学怡
(深圳大学建筑设计研究院,广东深圳518060)
摘要:深圳红树西岸地下室1层的面积约50000m,平面复杂,长度超过300m,不设永久伸缩缝,为一超长、超宽大面积混凝土结构,温差收缩效应在该类结构中更为复杂突出,仅通过构造措施难以解决。在对国内外温差计算分析研究基础上,参照文献[1]提出的温差效应计算新方法,首次对复杂超大型项目地下室顶、底板的温差收缩效应进行了完整的有限元计算分析。计算分析结果表明,文献[1]提出的温差效应计算方法及温差效应施工模拟、地基或桩基的有限约束刚度,计及混凝土收缩徐变、计及后浇带影响等理念可广泛应用于大型地下室及超长混凝土结构实际工程中,具有很好的可操作性。并在此基础上提出了解决超大面积混凝土结构温差效应的针对性措施,对面广量大的大体量混凝土结构设计有一定的参考价值。
关键词:超长混凝土结构;温差收缩效应;施工模拟;温差取值;基础约束刚度;徐变;收缩;后浇带中图分类号:TU470 TU375 文献标识码:A
2
Analysisandcalculationoftemperaturevariationandshrinkage
effectsonbasementofMangroveWestCoastBuilding
WUBing,MengMeili,FUXueyi
(InstituteofArchitectureDesignandResearch,ShenzhenUniversity,Shenzhen518060,China)
Abstract:ThebasementareaoftheMangroveWestCoastBuildinghasaround50,000mandalengthexceeding300m.Itis
designedasasuperscaleconcretestructurewithoutdilatationjoint.Suchkindofsuperlongstructureisaccompaniedbysignificanttemperaturevariationandshrinkageeffect,whichdesigncannotbesatisfiedbyusingthecommondetailingmethodsalone.Basedontheworldwiderelevantresearchesontemperaturevariationandshrinkageeffect,andbyreferringtothenewcalculatingmethodpresentedinliterature[1],acomprehensivefiniteelementapproachisadoptedtotheanalysisofthemassbasementconcretestructurewithirregularshapeandsupersize.Thecomputationresultsindicatethattheapproach,theconstructionsimulationoftemperaturevariation,thelimitedrestrainstiffnessofpile,theshrinkageandcreepeffectsofconcrete,andthecastingstripeffect,canbeeasilyappliedtotheanalysisandcalculationofsuperscaleandmasslongconcretestructureprojects.Throughtheanalysis,thetemperaturevariationandshrinkagestressofbasementslabhavebeencalculated,theconstructionsuggestiontodecreasetherelatedeffecthasbeenproposed,whichwouldbepracticallymeaningfultothedesignofmassconcretestructuresmorewidelyused.Keywords:massconcretestructure;temperaturevariationeffect;constructionsimulation;valueoftemperaturevariation;thelimitedrestrainstiffnessofpileorfoundation;creep;castingstrip
2
0 工程概况
深圳红树西岸工程地下室1层面积约50000m,平面复杂,长度超过300m,整层楼面不设缝,为一超长、超宽大面积混凝土结构(图1),温差收缩效应在该类结构
基金项目:国家自然科学基金资助项目(50248005)。作者简介:吴兵(1977— ),男,广东茂名人,工学硕士。收稿日期:2008年6月
2
中尤为突出。由于混凝土结构温差效应问题的复杂性,规范
[2-3]
对这一效应仅给出构造措施,而目前国内外尚
未能给出钢筋混凝土结构温差收缩效应的合理解,未能
充分利用有限元计算的优势,得到的温差收缩效应与实际情况相差较大,不能适应目前大体量建筑工程的实际需要。
本工程结合实际需要,首次在复杂超大型项目中采用了全新的混凝土结构温差收缩效应计算方法效应计算时考虑了以下要点:
(1)考虑后浇带结构生成过程施工模拟和结构施工至使用生命全过程最不利温差取值。
(2)计算模型上摒弃基础固定端或不动铰假定,考虑地基或桩基有限约束刚度。
(3)参考欧洲混凝土规范CEB-FIP(MC90),考虑混凝土徐变收缩时效特性。
(4)控制混凝土结构合拢温度,根据深圳市气候条件,控制在月平均气温合拢
。
[4][1]
滑移,认为在施工阶段后浇带将整体楼盖切割为各个独立的结构单元进入温差收缩效应计算分析。
正温差作用下,同时考虑混凝土的收缩徐变,结构温差应力较低,对结构影响较小,故对正温差效应的计算不详列,以下温差效应均指负温差效应。
结合施工方案,假设地下室-2层结构从温度较高的7月份开始施工,由于1层地下室近50000m,考虑到
工程体量较大,约3个月完成1层地下室结构,1个月完成1层塔楼。两层地下室主体结构施工时间为半年,装饰时间为1年。施工模拟计算简图如图2所示
。
2
,温差
图1 地下室结构布置图Fig.1 Structuralplanofbasement
1 温差取值
计算采用深圳市气温统计材料,如表1所示。
表1 气象统计(深圳)Table1 Meteorologicstatistics(Shenzhen)
月份月平均气温/℃月最高气温/℃月最低气温/℃月份
月平均气温/℃月最高气温/℃月最低气温/℃
114.128.40.9728.238.720.0
215.029.00.28
27.836.621.1
318.430.74.89
26.636.616.9
422.233.28.710
23.733.611.7
525.335.814.811
19.732.74.9
627.335.319.012
15.929.81.7
图2 含后浇带模型施工模拟计算简图Fig.2 Calculatedmodelofconstructionalsimulation
withpostcastingstrips
结构在整个温差效应计算阶段先降温、再升温,经历了最不利负温工况。
温差取值计算(作用时间历程由第1年的7月至第3年1月共19个月),见表2。
表2 主体施工阶段温差取值
Table2 Temperaturevariationvalueinconstructionstage
施工结构层号合拢温度/℃
-2层-1层
28.223.7
负温差计算/℃
-2层:16.9-28.2=-11.3-1层:1.7-23.7=-22-2层:1.7-28.2=-26.5
(输入温差:-26.5+11.3=-15.2) 1层:0.9-14.1=-13.2-1层:0.9-23.7=-22.8
1层
14.1
(输入温差:-22.8+22=-0.8)-2层:0.9-28.2=-27.3(输入温差:-27.3+26.5=-0.8)
工程中温差计算仅考虑结构所经历的整体温差(以下简称温差)的影响;混凝土合拢温度取月平均气温;整体温差=月最高(最低)气温-合拢温度。
结合施工和后浇带设置,对整体结构进行了完整的施工模拟温差效应计算分析,主体结构逐层生成,留设后浇带,逐层施加温差。考虑到后浇带处贯通钢筋松弛
155
地下室施工完毕后,假设1年的装饰期,输入温差如表3所示。
表3 装修阶段温差取值
Table3 Temperaturevariationvalueindecorationstage
月份取值/℃月份取值/℃月份
2月0.2-0.9=-0.7
6月19.0-14.8=4.2
10月
3月4.8-0.2=4.6
7月20.0-19.0=1.0
11月
4月8.7-4.8=3.9
8月12月
混凝土龄期t时刻收缩应变
ε(t,t)=εβs(t-t)csscsos徐变
ε(t)=ε(t) (t)crf
(2)
式中,ε即极限收cso为名义收缩变形值(缩变形值);βs(t-t)为随时间变化的收s
缩应变系数;ε(t)为混凝土构件作用持f续时间t(日)时刻的受力弹性正应变(其值为正常工作状态下作用持续时间t时
(1)
混凝土构件作用持续时间t时刻的
5月14.8-8.7=6.1
9月次年1月0.9-1.7=-0.8
21.1-20.0=1.116.9-21.1=-4.2
取值/℃11.7-16.9=-5.24.9-11.7=-6.81.7-4.9=-3.2
2 桩基刚度计算
根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—94),计算桩基对结构基础的约束刚度,用实际刚度约束代替地基的无限刚约束假定。不同桩径的桩(部分)的水平剪切刚度和弯曲刚度,如表4所示。
表4 桩水平剪切刚度和弯曲刚度
Table4 Horizontalandbendingstiffnessofpiles
桩径/mm
[1**********]
剪切刚度/kN·m-1
3.10×1047.26×1041.27×104
-
1
弯曲刚度/kN·m·rad
刻的弹性正应力与混凝土弹性模量之比); (t)为混凝土构件作用持续时间t(日)时刻的徐变系数。
[5]
到目前为止,构件混凝土徐变主要是考虑其纵向纤维的徐变,板元、壳元剪应变徐变还有待进一步分析研究,本文在计算混凝土徐变收缩时用T型梁模拟楼板作用,见图4
。
1.57×10
56.04×10
51.57×105
参考国内桩基试验报告,假定基础水平变形达5mm和基础转角位移超过1/1000时地基土进入塑性,约束刚度取原刚度的0.2倍,即图中k=0.2;Z向取不动铰,此非线性的弹簧模型属性,如图3。图中,exp为等于或大于1的指数,此指数越大,屈服比率越大
。
图4 T型梁等代示意图Fig.4 EquivalentT-shapesectionbeam
4 主要计算结果
4.1 楼盖温差应力最大值
温差作用下,中部不动点处楼盖温度拉应力最大,两侧楼盖拉应力较小,取中部楼盖典型梁内力见表5。
表5 中部典型梁板温差内力
Table5 Mainmemberforcesundertemperaturevariation
施工阶段最大值
T型梁截面T1200×500T1400×500T1500×500
轴力kN[1**********]8
应力MPa2.652.810.94
装饰阶段最大值轴力kN3493920975
应力MPa3.211.321.31
装饰阶段结束时轴力kN2396887975
应力MPa2.321.261.31
图3 非线性弹簧模型属性
Fig.3 Elsto-plastospringcurves
由表5可知,负温工况产生的楼盖内力最大拉应力约为3.21MPa,发生在后浇带封闭后第2年装饰期内,装饰期结束时,最大应力值降为2.32MPa,略大于混凝土抗拉强度标准值,楼盖设计时将考虑施工阶段采用有温
度效应参与的多工况、多组合进行。
3 徐变收缩时间效应
参照混凝土结构规范CEB-FIPMC90土徐变、收缩效应,时间取19个月。
则计算公式为
[4]
,考虑混凝地下室大部分楼盖应力基本都在2MPa以内。4.2 框架柱内力结果分析
温差作用下,结构两侧分别向结构平面刚心不动点
变形,距离不动点越远,温差变形越大。边柱结构变形最大、最不利。同时由于首层受到基础的约束,内力较其他楼层大。取首层典型边区框架柱内力如图5～6所示,内力结果均为装饰期结束时的值
。
图7 外墙最大主应力SMPa)max(Fig.7 MaximummainstressSfoutsidewallmaxo
图5 边区柱弯矩(kN·m)Fig.5 Momentsofcolumns(edgezone
)
图8 筒体最大主应力SMPa)max(Fig.8 MaximummainstressSfcorewallmaxo
于1.5MPa。
筒体墙配筋设计考虑了温度作用及其组合,需适当
图7 边区柱剪力(kN)
Fig.7 Shearingforceofcolumns(edgezone)
予以加强。
地下室大部分柱截面为600mm×600mm,C60混凝土,负温工况在边柱引起的弯矩最大值为449kN·m,最
大剪力为270kN,在有温差参与组合作用下,上述柱单侧纵筋配筋率约为0.4%。
温差效应对结构有一定的影响,需适当加强外墙附近边柱的配筋、配箍。4.3 外墙及筒体应力结果分析
装饰期结束时,地下室外墙及筒体结构中混凝土主应力如图7～8所示。
由于地下室外墙较长,温差作用及外墙自身混凝土的收缩徐变效应,外墙产生了一定的温差收缩应力,但后浇带的设置有效减小了外墙的温差应力,从图9～10典型部位的应力图可以看出,外墙最大主拉应力约为3.5MPa,但范围较小,取1m范围平均最大值约为1.5MPa,设由墙身水平筋抵抗,墙厚350mm,则1m墙内
2
水平配筋875mm(配筋率ρ0.25%)。0=
由于温差收缩,楼盖两侧产生较大的变形,两端筒体约束楼盖变形,筒体产生温差应力,整个温差计算阶段筒体中最大主拉应力局部达3MPa,大部分筒体均小
5 温差收缩效应组合及针对性措施
规范
[2-4]
目前对温差效应组合无明确规定,根据现
有的研究成果及参考国内外规范,承载力极限状态荷载
效应组合时,温差效应组合系数取1.2,考虑到最不利温差与活荷载、地震、风、雪等荷载作用同时发生的可能性很小,当与上述荷载组合时组合系数取0.6;正常使用状态组合时取1.0恒载+1.0温差。
结构设计时除对受力不利部位加强外,还采取了以下的针对措施:
(1)混凝土低温入模。根据深圳市气候资料,控制在月平均气温以下入模。
(2)结合沉降后浇带,合理设置多条双向贯通的施工后浇带,把分块长度基本控制在规范规定的范围,后浇带选低温月合拢。
(3)板厚200mm、250mm,采用通长板筋加局部短筋的配筋方式,以增强楼板的抗裂性能。楼板双层双向贯通钢筋配筋率ρ3%。min≥0.
(4)外墙墙身水平分布筋配筋率ρ4%。min≥0.
157
施工模拟、地基桩基的有限约束刚度,计及混凝土收缩
6 结论
采用文献[1]建议的有限元计算方法,对本工程进行了较为精确的温差收缩效应计算分析,得到以下结论:
(1)实际工程温差效应很复杂,仅按规范给出的构造措施和一些简单的计算方法难以解决实际工程中的温差收缩问题,应进行整体结构的精确有限元温差计算分析。
(2)文献[1]提出的温差效应计算方法及温差效应
徐变、计及后浇带影响等理念可广泛应用于大型地下室及超长混凝土结构实际工程中,具有较好的可操作性。
参 考 文 献
[1] 傅学怡,吴兵.混凝土结构温差收缩效应分析计算[J].
土木工程学报,2007,40(10):50-60.
[2] GB50012—2002 混凝土结构设计规范[S].[3] JGJ3—2002 高层建筑混凝土结构技术规程[S].[4] CEB-FIPModelCode1990[S].[5] JGJ94—94 建筑桩基技术规程[S].
(上接第148页)
数值模拟结果 风洞试验结果
图13 270°风向角A塔4个立面平均风压系数C等值线云图p
Fig.13 ContoursofthemeanpressurecoefficientCtwindattackangleof270°pa
考虑到这些因素,对数值预测结果和风洞试验数据进行客观比较分析,整体上,数值模拟预测的平均风荷载分布与风洞试验结果较吻合,说明研究中建立的风荷载数值模拟的计算模型合理,达到了采用数值模拟方法引导进行风洞试验研究的目的。
数值模拟方法研究分析实际复杂建筑结构的静风荷载。
参 考 文 献
[1] GB50009—2001 建筑结构荷载规范[S].
[2] 金新阳,杨伟,金海,等.数值引导下的建筑风荷载风洞试验研究[J].建筑结构,2007,37(8):104-107.[3] MenterFR.Two-equationeddy-viscosityturbulencemodels
forengineeringapplications[J].AIAAJournal,1994,32
(8):1598-1604.[4] RichardPJ,HoxeyRP.Appropriateboundaryconditionsforcomputationalwindengineeringmodelsusingthek-ε
model[J].JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1993,46(47):145-153.[5] FrankeJ.RecommendationsofthecostactionC14ontheuseofCFDinpredictingpedestrianwindenvironment[C]
//TheFourthInternationalSymposiumonComputationalWindEngineering.Japan:Yokohama,2006:529-532.[6] 杨伟,金新阳,陈素琴,顾明.风工程数值模拟中平衡大气边界层的研究与应用[J].土木工程学报,2007,40
(2):1-5.
4 结论
(1)通过对温州东海广场工程的数值模拟计算,给出了主建筑四周立面的风压系数,并分析了风压分布的特征,为该工程的风洞试验的测点布置方案提供参考。
(2)通过对温州东海广场工程的CFD数值模拟和风洞试验对比研究,发现两者的风压分布在整体规律上基本保持一致,具体数值上略有差异。研究表明,采用CFD数值模型方法,只要充分考虑模型中流域尺寸、网格划分、湍流模型和入流边界条件等重要因素的影响,通过建立适当的数值风洞模型,可以在工程实践中采用
建 筑 结 构 学 报(增刊1)
JournalofBuildingStructures(SupplementaryIssue1)
深圳红树西岸地下室温差效应分析计算
吴 兵,孟美莉,傅学怡
(深圳大学建筑设计研究院,广东深圳518060)
摘要:深圳红树西岸地下室1层的面积约50000m,平面复杂,长度超过300m,不设永久伸缩缝,为一超长、超宽大面积混凝土结构,温差收缩效应在该类结构中更为复杂突出,仅通过构造措施难以解决。在对国内外温差计算分析研究基础上,参照文献[1]提出的温差效应计算新方法,首次对复杂超大型项目地下室顶、底板的温差收缩效应进行了完整的有限元计算分析。计算分析结果表明,文献[1]提出的温差效应计算方法及温差效应施工模拟、地基或桩基的有限约束刚度,计及混凝土收缩徐变、计及后浇带影响等理念可广泛应用于大型地下室及超长混凝土结构实际工程中,具有很好的可操作性。并在此基础上提出了解决超大面积混凝土结构温差效应的针对性措施,对面广量大的大体量混凝土结构设计有一定的参考价值。
关键词:超长混凝土结构;温差收缩效应;施工模拟;温差取值;基础约束刚度;徐变;收缩;后浇带中图分类号:TU470 TU375 文献标识码:A
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Analysisandcalculationoftemperaturevariationandshrinkage
effectsonbasementofMangroveWestCoastBuilding
WUBing,MengMeili,FUXueyi
(InstituteofArchitectureDesignandResearch,ShenzhenUniversity,Shenzhen518060,China)
Abstract:ThebasementareaoftheMangroveWestCoastBuildinghasaround50,000mandalengthexceeding300m.Itis
designedasasuperscaleconcretestructurewithoutdilatationjoint.Suchkindofsuperlongstructureisaccompaniedbysignificanttemperaturevariationandshrinkageeffect,whichdesigncannotbesatisfiedbyusingthecommondetailingmethodsalone.Basedontheworldwiderelevantresearchesontemperaturevariationandshrinkageeffect,andbyreferringtothenewcalculatingmethodpresentedinliterature[1],acomprehensivefiniteelementapproachisadoptedtotheanalysisofthemassbasementconcretestructurewithirregularshapeandsupersize.Thecomputationresultsindicatethattheapproach,theconstructionsimulationoftemperaturevariation,thelimitedrestrainstiffnessofpile,theshrinkageandcreepeffectsofconcrete,andthecastingstripeffect,canbeeasilyappliedtotheanalysisandcalculationofsuperscaleandmasslongconcretestructureprojects.Throughtheanalysis,thetemperaturevariationandshrinkagestressofbasementslabhavebeencalculated,theconstructionsuggestiontodecreasetherelatedeffecthasbeenproposed,whichwouldbepracticallymeaningfultothedesignofmassconcretestructuresmorewidelyused.Keywords:massconcretestructure;temperaturevariationeffect;constructionsimulation;valueoftemperaturevariation;thelimitedrestrainstiffnessofpileorfoundation;creep;castingstrip
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0 工程概况
深圳红树西岸工程地下室1层面积约50000m,平面复杂,长度超过300m,整层楼面不设缝,为一超长、超宽大面积混凝土结构(图1),温差收缩效应在该类结构
基金项目:国家自然科学基金资助项目(50248005)。作者简介:吴兵(1977— ),男,广东茂名人,工学硕士。收稿日期:2008年6月
2
中尤为突出。由于混凝土结构温差效应问题的复杂性,规范
[2-3]
对这一效应仅给出构造措施,而目前国内外尚
未能给出钢筋混凝土结构温差收缩效应的合理解,未能
充分利用有限元计算的优势,得到的温差收缩效应与实际情况相差较大,不能适应目前大体量建筑工程的实际需要。
本工程结合实际需要,首次在复杂超大型项目中采用了全新的混凝土结构温差收缩效应计算方法效应计算时考虑了以下要点:
(1)考虑后浇带结构生成过程施工模拟和结构施工至使用生命全过程最不利温差取值。
(2)计算模型上摒弃基础固定端或不动铰假定,考虑地基或桩基有限约束刚度。
(3)参考欧洲混凝土规范CEB-FIP(MC90),考虑混凝土徐变收缩时效特性。
(4)控制混凝土结构合拢温度,根据深圳市气候条件,控制在月平均气温合拢
。
[4][1]
滑移,认为在施工阶段后浇带将整体楼盖切割为各个独立的结构单元进入温差收缩效应计算分析。
正温差作用下,同时考虑混凝土的收缩徐变,结构温差应力较低,对结构影响较小,故对正温差效应的计算不详列,以下温差效应均指负温差效应。
结合施工方案,假设地下室-2层结构从温度较高的7月份开始施工,由于1层地下室近50000m,考虑到
工程体量较大,约3个月完成1层地下室结构,1个月完成1层塔楼。两层地下室主体结构施工时间为半年,装饰时间为1年。施工模拟计算简图如图2所示
。
2
,温差
图1 地下室结构布置图Fig.1 Structuralplanofbasement
1 温差取值
计算采用深圳市气温统计材料,如表1所示。
表1 气象统计(深圳)Table1 Meteorologicstatistics(Shenzhen)
月份月平均气温/℃月最高气温/℃月最低气温/℃月份
月平均气温/℃月最高气温/℃月最低气温/℃
114.128.40.9728.238.720.0
215.029.00.28
27.836.621.1
318.430.74.89
26.636.616.9
422.233.28.710
23.733.611.7
525.335.814.811
19.732.74.9
627.335.319.012
15.929.81.7
图2 含后浇带模型施工模拟计算简图Fig.2 Calculatedmodelofconstructionalsimulation
withpostcastingstrips
结构在整个温差效应计算阶段先降温、再升温,经历了最不利负温工况。
温差取值计算(作用时间历程由第1年的7月至第3年1月共19个月),见表2。
表2 主体施工阶段温差取值
Table2 Temperaturevariationvalueinconstructionstage
施工结构层号合拢温度/℃
-2层-1层
28.223.7
负温差计算/℃
-2层:16.9-28.2=-11.3-1层:1.7-23.7=-22-2层:1.7-28.2=-26.5
(输入温差:-26.5+11.3=-15.2) 1层:0.9-14.1=-13.2-1层:0.9-23.7=-22.8
1层
14.1
(输入温差:-22.8+22=-0.8)-2层:0.9-28.2=-27.3(输入温差:-27.3+26.5=-0.8)
工程中温差计算仅考虑结构所经历的整体温差(以下简称温差)的影响;混凝土合拢温度取月平均气温;整体温差=月最高(最低)气温-合拢温度。
结合施工和后浇带设置,对整体结构进行了完整的施工模拟温差效应计算分析,主体结构逐层生成,留设后浇带,逐层施加温差。考虑到后浇带处贯通钢筋松弛
155
地下室施工完毕后,假设1年的装饰期,输入温差如表3所示。
表3 装修阶段温差取值
Table3 Temperaturevariationvalueindecorationstage
月份取值/℃月份取值/℃月份
2月0.2-0.9=-0.7
6月19.0-14.8=4.2
10月
3月4.8-0.2=4.6
7月20.0-19.0=1.0
11月
4月8.7-4.8=3.9
8月12月
混凝土龄期t时刻收缩应变
ε(t,t)=εβs(t-t)csscsos徐变
ε(t)=ε(t) (t)crf
(2)
式中,ε即极限收cso为名义收缩变形值(缩变形值);βs(t-t)为随时间变化的收s
缩应变系数;ε(t)为混凝土构件作用持f续时间t(日)时刻的受力弹性正应变(其值为正常工作状态下作用持续时间t时
(1)
混凝土构件作用持续时间t时刻的
5月14.8-8.7=6.1
9月次年1月0.9-1.7=-0.8
21.1-20.0=1.116.9-21.1=-4.2
取值/℃11.7-16.9=-5.24.9-11.7=-6.81.7-4.9=-3.2
2 桩基刚度计算
根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—94),计算桩基对结构基础的约束刚度,用实际刚度约束代替地基的无限刚约束假定。不同桩径的桩(部分)的水平剪切刚度和弯曲刚度,如表4所示。
表4 桩水平剪切刚度和弯曲刚度
Table4 Horizontalandbendingstiffnessofpiles
桩径/mm
[1**********]
剪切刚度/kN·m-1
3.10×1047.26×1041.27×104
-
1
弯曲刚度/kN·m·rad
刻的弹性正应力与混凝土弹性模量之比); (t)为混凝土构件作用持续时间t(日)时刻的徐变系数。
[5]
到目前为止,构件混凝土徐变主要是考虑其纵向纤维的徐变,板元、壳元剪应变徐变还有待进一步分析研究,本文在计算混凝土徐变收缩时用T型梁模拟楼板作用,见图4
。
1.57×10
56.04×10
51.57×105
参考国内桩基试验报告,假定基础水平变形达5mm和基础转角位移超过1/1000时地基土进入塑性,约束刚度取原刚度的0.2倍,即图中k=0.2;Z向取不动铰,此非线性的弹簧模型属性,如图3。图中,exp为等于或大于1的指数,此指数越大,屈服比率越大
。
图4 T型梁等代示意图Fig.4 EquivalentT-shapesectionbeam
4 主要计算结果
4.1 楼盖温差应力最大值
温差作用下,中部不动点处楼盖温度拉应力最大,两侧楼盖拉应力较小,取中部楼盖典型梁内力见表5。
表5 中部典型梁板温差内力
Table5 Mainmemberforcesundertemperaturevariation
施工阶段最大值
T型梁截面T1200×500T1400×500T1500×500
轴力kN[1**********]8
应力MPa2.652.810.94
装饰阶段最大值轴力kN3493920975
应力MPa3.211.321.31
装饰阶段结束时轴力kN2396887975
应力MPa2.321.261.31
图3 非线性弹簧模型属性
Fig.3 Elsto-plastospringcurves
由表5可知,负温工况产生的楼盖内力最大拉应力约为3.21MPa,发生在后浇带封闭后第2年装饰期内,装饰期结束时,最大应力值降为2.32MPa,略大于混凝土抗拉强度标准值,楼盖设计时将考虑施工阶段采用有温
度效应参与的多工况、多组合进行。
3 徐变收缩时间效应
参照混凝土结构规范CEB-FIPMC90土徐变、收缩效应,时间取19个月。
则计算公式为
[4]
,考虑混凝地下室大部分楼盖应力基本都在2MPa以内。4.2 框架柱内力结果分析
温差作用下,结构两侧分别向结构平面刚心不动点
变形,距离不动点越远,温差变形越大。边柱结构变形最大、最不利。同时由于首层受到基础的约束,内力较其他楼层大。取首层典型边区框架柱内力如图5～6所示,内力结果均为装饰期结束时的值
。
图7 外墙最大主应力SMPa)max(Fig.7 MaximummainstressSfoutsidewallmaxo
图5 边区柱弯矩(kN·m)Fig.5 Momentsofcolumns(edgezone
)
图8 筒体最大主应力SMPa)max(Fig.8 MaximummainstressSfcorewallmaxo
于1.5MPa。
筒体墙配筋设计考虑了温度作用及其组合,需适当
图7 边区柱剪力(kN)
Fig.7 Shearingforceofcolumns(edgezone)
予以加强。
地下室大部分柱截面为600mm×600mm,C60混凝土,负温工况在边柱引起的弯矩最大值为449kN·m,最
大剪力为270kN,在有温差参与组合作用下,上述柱单侧纵筋配筋率约为0.4%。
温差效应对结构有一定的影响,需适当加强外墙附近边柱的配筋、配箍。4.3 外墙及筒体应力结果分析
装饰期结束时,地下室外墙及筒体结构中混凝土主应力如图7～8所示。
由于地下室外墙较长,温差作用及外墙自身混凝土的收缩徐变效应,外墙产生了一定的温差收缩应力,但后浇带的设置有效减小了外墙的温差应力,从图9～10典型部位的应力图可以看出,外墙最大主拉应力约为3.5MPa,但范围较小,取1m范围平均最大值约为1.5MPa,设由墙身水平筋抵抗,墙厚350mm,则1m墙内
2
水平配筋875mm(配筋率ρ0.25%)。0=
由于温差收缩,楼盖两侧产生较大的变形,两端筒体约束楼盖变形,筒体产生温差应力,整个温差计算阶段筒体中最大主拉应力局部达3MPa,大部分筒体均小
5 温差收缩效应组合及针对性措施
规范
[2-4]
目前对温差效应组合无明确规定,根据现
有的研究成果及参考国内外规范,承载力极限状态荷载
效应组合时,温差效应组合系数取1.2,考虑到最不利温差与活荷载、地震、风、雪等荷载作用同时发生的可能性很小,当与上述荷载组合时组合系数取0.6;正常使用状态组合时取1.0恒载+1.0温差。
结构设计时除对受力不利部位加强外,还采取了以下的针对措施:
(1)混凝土低温入模。根据深圳市气候资料,控制在月平均气温以下入模。
(2)结合沉降后浇带,合理设置多条双向贯通的施工后浇带,把分块长度基本控制在规范规定的范围,后浇带选低温月合拢。
(3)板厚200mm、250mm,采用通长板筋加局部短筋的配筋方式,以增强楼板的抗裂性能。楼板双层双向贯通钢筋配筋率ρ3%。min≥0.
(4)外墙墙身水平分布筋配筋率ρ4%。min≥0.
157
施工模拟、地基桩基的有限约束刚度,计及混凝土收缩
6 结论
采用文献[1]建议的有限元计算方法,对本工程进行了较为精确的温差收缩效应计算分析,得到以下结论:
(1)实际工程温差效应很复杂,仅按规范给出的构造措施和一些简单的计算方法难以解决实际工程中的温差收缩问题,应进行整体结构的精确有限元温差计算分析。
(2)文献[1]提出的温差效应计算方法及温差效应
徐变、计及后浇带影响等理念可广泛应用于大型地下室及超长混凝土结构实际工程中,具有较好的可操作性。
参 考 文 献
[1] 傅学怡,吴兵.混凝土结构温差收缩效应分析计算[J].
土木工程学报,2007,40(10):50-60.
[2] GB50012—2002 混凝土结构设计规范[S].[3] JGJ3—2002 高层建筑混凝土结构技术规程[S].[4] CEB-FIPModelCode1990[S].[5] JGJ94—94 建筑桩基技术规程[S].
(上接第148页)
数值模拟结果 风洞试验结果
图13 270°风向角A塔4个立面平均风压系数C等值线云图p
Fig.13 ContoursofthemeanpressurecoefficientCtwindattackangleof270°pa
考虑到这些因素,对数值预测结果和风洞试验数据进行客观比较分析,整体上,数值模拟预测的平均风荷载分布与风洞试验结果较吻合,说明研究中建立的风荷载数值模拟的计算模型合理,达到了采用数值模拟方法引导进行风洞试验研究的目的。
数值模拟方法研究分析实际复杂建筑结构的静风荷载。
参 考 文 献
[1] GB50009—2001 建筑结构荷载规范[S].
[2] 金新阳,杨伟,金海,等.数值引导下的建筑风荷载风洞试验研究[J].建筑结构,2007,37(8):104-107.[3] MenterFR.Two-equationeddy-viscosityturbulencemodels
forengineeringapplications[J].AIAAJournal,1994,32
(8):1598-1604.[4] RichardPJ,HoxeyRP.Appropriateboundaryconditionsforcomputationalwindengineeringmodelsusingthek-ε
model[J].JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1993,46(47):145-153.[5] FrankeJ.RecommendationsofthecostactionC14ontheuseofCFDinpredictingpedestrianwindenvironment[C]
//TheFourthInternationalSymposiumonComputationalWindEngineering.Japan:Yokohama,2006:529-532.[6] 杨伟,金新阳,陈素琴,顾明.风工程数值模拟中平衡大气边界层的研究与应用[J].土木工程学报,2007,40
(2):1-5.
4 结论
(1)通过对温州东海广场工程的数值模拟计算,给出了主建筑四周立面的风压系数,并分析了风压分布的特征,为该工程的风洞试验的测点布置方案提供参考。
(2)通过对温州东海广场工程的CFD数值模拟和风洞试验对比研究,发现两者的风压分布在整体规律上基本保持一致,具体数值上略有差异。研究表明,采用CFD数值模型方法,只要充分考虑模型中流域尺寸、网格划分、湍流模型和入流边界条件等重要因素的影响,通过建立适当的数值风洞模型,可以在工程实践中采用