Phan Tich Nhiet 3.pdf

  • May 2020
  • PDF

This document was uploaded by user and they confirmed that they have the permission to share it. If you are author or own the copyright of this book, please report to us by using this DMCA report form. Report DMCA


Overview

Download & View Phan Tich Nhiet 3.pdf as PDF for free.

More details

  • Words: 7,406
  • Pages: 15
J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241  DOI: 10.1007/s11771­014­2057­6 

Temperature gradients in concrete box girder bridge under  effect of cold wave  GU Bin(顾斌) 1 , CHEN Zhi­jian(陈志坚) 2 , CHEN Xin­di(陈欣迪) 3  1. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;  2. School of Earth Sciences and Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;  3. College of Harbour, Costal and Offshore Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China  © Central South University Press and Springer­Verlag Berlin Heidelberg 2014  Abstract: The temperature  distributions  of  a  prestressed  concrete  box  girder  bridge  under the  effect  of  cold  wave  processes  were  analyzed.  The  distributions  were  found  different  from  those under  the  effect  of  solar  radiation  or  nighttime  radiation  cooling  and  should not be simplified as one dimensional. A temperature predicting model that can accurately predict temperatures over the cross  section  of  the  concrete  box  girder  was  developed.  On  the  basis  of  the  analytical  model,  a  two­dimensional  temperature  gradient  model was proposed and a parametric study that considered meteorological factors was performed. The results of sensitivity analysis  show  that  the  cold  wave  with  shorter  duration  and  more  severe  temperature  drop  may  cause  more  unfavorable  influences  on  the  concrete  box  girder  bridge.  Finally,  the  unrestrained  linear  curvatures,  self­equilibrating  stresses  and  bending  stresses  when  considering  the  frame  action  of  the  cross  section,  were  derived  from  the  proposed  temperature  gradient  model  and  current  code  provisions, respectively.  Then,  a  comparison  was  made  between  the  value  calculated  against  proposed  model  and  several  current  specifications. The results show that the cold wave may cause more unfavorable effect on the concrete box girder bridge, especially  on  the  large  concrete  box  girder  bridge.  Therefore,  it  is  necessary  to  consider  the  thermal  effect  caused  by  cold  wave  during  the  design stage.  Key words: concrete box girder; temperature field; temperature gradient; cold wave 

1 Introduction  Concrete  bridge  structures  are  subjected  to  thermal  effects  due  to  the  interaction  with the  environment. The  interaction  with  daily  climate  changes  will  cause  non­linear  temperature  distributions  in  the  structure  while the interaction with seasonal variations in ambient  air  temperature  will  cause average temperature  changes.  Temperature variation is a major cause of movements in  a  concrete  bridge.  If  these  movements  are  restrained,  large  forces  may  develop  and  these  forces  sometimes  cause damage.  In  the  1960s,  ZUK  [1]  performed  extensive  investigations  on  the  thermal  behavior  of  highway  bridges  and  concluded  that  the  temperature  distribution  was  affected  by  air  temperature,  wind  speed,  humidity  and  intensity  of  solar  radiation.  Afterwards,  researchers  and  bridge  engineers  were  aware  of  non­linear  temperature  distribution  developed  across  a  bridge  section  and  a  lot  of  subsequent  researches  [2−5]  were 

made based on heat transfer theory and field observation  data  worldwide.  Early  studies  of  temperature  effects  on  bridges  generally  focused  on  the  temperature  distributions or stresses for different forms of bridges by  using  field  data  or  numerical  simulation  method.  DILGER  et  al  [2]  studied  temperature  distribution  and  temperature  stress  of  a  composite  bridge  based  on  field  test  data,  and  subsequently,  ELBADRY  and  GHAIL [3]  developed  a  finite  model  to  predict  the  temperature  distribution  over  bridge  cross  sections  from  data related  to  the  geometry,  location,  orientation,  material  and  climate  conditions.  KENNEDY  and  SOLIMAN  [4]  proposed  a  simple  but  realistic  vertical  temperature  gradient  in  concrete­steel  composite  bridges  based  on  a  synthesis  of  several theoretical and  experimental  studies  on  prototype  bridges.  MIRAMBELL  and  AGUADO  [5]  carried  out  several  parametric  studies  to  analyze  the  influence  of  the  cross­section  geometry  on  the  thermal  response  and  stress  distributions  in  concrete  box  girder  bridges.  In recent years, most of investigations mainly focus 

Foundation item: Project(08Y60) supported by the Traffic Science’s Research Planning of Jiangsu Province, China  Received date: 2012−08−20; Accepted date: 2013−04−19  Corresponding author: GU Bin, PhD Candidate; Tel: +86−15951986297; E­mail: [email protected]

1228 

on  the  extreme  values  of  temperature  gradients  in  the  bridge  or  temperature  gradients  across  the  non­  conventional sections. For example, SILVEIRA et al [6],  TONG  et  al  [7],  LEI  et  al  [8]  and  LARSSON  and  THELANDERSSON  [9]  all  obtained  the  extreme  temperature  gradients  through  measured  temperature  data  or  meteorological  history  data.  LI  et  al  [10]  proposed  a  vertical  temperature  gradient  for  deeply  prestressed  concrete  box­girder  sections,  LEE  and  KALKAN  [11−12]  developed  both  the  vertical  and  horizontal  temperature  gradients  for  the  BT­63  concrete  girder  segment,  and  SONG  et  al  [13]  investigated  the  characteristics  of  temperature  gradients  in  a  high­  performance  concrete  box  girder  with  unconventional  cross section which has short overhanging slab and large  bottom flanges.  The  above  studies  mainly  concerned  the  temperature  effects  caused  by  solar  radiation  or  nighttime  radiation  cooling,  but  few  on  thermal  effects  caused  by  cold  wave.  Different  from  the  solar  radiation  or  nighttime  radiation  cooling,  the  cold  wave  would  cause lower temperature distribution in the external zone  and higher temperature  distribution  in  the internal  zone.  Therefore,  the  concrete  box  girder  bridge  would  be  affected by the effect of negative temperature difference  in the deck slab, web and bottom slab, which could lead  to  significant  bending  stresses  when  considering  the  frame action of the cross section  [5, 14]. However, most  codes  only  provide  the  provisions  of  gradient  effects  through the depth of the cross section.  In  this  work,  the  characteristics  of  the  temperature  gradients  in  the  concrete  box  girder  under  the  effect  of  cold  wave are investigated through field monitoring and  numerical  simulation  method.  A  two­dimensional  temperature  gradient  model  was  developed  and  a  parametric  study  considering  the  meteorological  factors  was  performed.  The  unrestrained  linear  curvatures,  self­equilibrating  stresses  and  bending  stresses  considering  the  frame  action  of  the  cross  section,  were  derived  from  the  proposed  temperature  gradient  model  and  current  code  provisions,  respectively.  Then,  a  comparison was made between the value calculated with  proposed model and several current specifications. 

2 Measurements of temperatures  2.1 Description of bridge and monitoring system  The  Sutong  Bridge  with  a  main  span  of  1088  m  across  the  Yangtze  River  links  the  city  of  Suzhou  and  Nantong  (31.7°N  and  121°E).  The  auxiliary  shipping  channel  bridge  of  Sutong  Bridge  is  the  prestressed  concrete  box­girder  bridge  with  a  continuous  span  of 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

140+268+140=548  m  (Fig.  1).  The  bridge  spans  in  the  north−south  direction.  There  are  two  separate  post­  tensioned bridges, each with a single cell, one carries the  northbound  traffic  and the  other  carries the  south  bound  traffic.  The  deck  of  the  girders  is  16.4  m  wide,  and  the  depth  varies  from  4.5  m  at  mid­span  to  15.0  m  at  the  piers.  There  is  a  110  mm  asphalt  concrete  layer  on  the  top of the box­girder section. 

Fig.  1  Auxiliary  shipping  channel  bridge  of  Sutong  Bridge  (Unit: m) 

In  order  to  obtain  crucial  field  data  required  for  safety and serviceability evaluations of the bridge, and to  achieve  a  better  understanding  on  its  behavior,  a  structural health monitoring  system  was  initiated  during  construction of the bridge. The system consists of a large  number of different types of sensors installed at different  locations  of  the  bridge,  including  temperature  sensors,  relative  humidity/temperature  probes,  strain  gauges,  anemometers,  accelerometers,  displacement  transducers  and  inclinometers.  The  interests  of  this  work  are  the  temperatures  recorded  on  the  girder  sections  along  the  bridge and the meteorological data recorded at the bridge  site.  The  locations  of  girder  sections  and  layout  of  temperature  sensors  are  shown  in  Figs.  1  and  2.  The  relative humidity/temperature probes  were installed both  inside  and  outside  the  concrete  box  girder  at  mid­span  and  the  anemometers  were  installed  above  the  top  surface  of  the  bridge  at  mid­span.  All  data  have  been  collected at 30 min intervals since February 2008.  2.2  Variations  of  temperature  distributions  during  period of cold wave  Cold  wave  is  a  significant  disaster  weather  phenomenon  which  often  occurs  in  spring  and  winter  with  characteristics  of  large temperature  drop range  and  larger  influence  areas.  Chinese  cold  wave  grades  code  [15] suggests that a cold wave process should be defined  when  the  drop  range  of  daily  minimum  temperature  is  greater  than  8  °C  during  24  h,  or  greater  than  10  °C  during 48 h,  or  greater than  12 °C  during  72 h, and the  minimum  temperature  is  lower  than  4  °C.  According  to  the  regulations  of  code,  variations  of  temperature  distributions  of  the  concrete  box  girder  under  the  effect  of  several  cold  wave  processes  were  captured  during  operation period of the Sutong Bridge.

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

1229 

Fig.  2  Layouts  of  temperature  sensors  at  section  T1  (a)  and  section T2 (b) (Unit: cm) 

Figure 3  shows  the  climatic  data  of  one  cold  wave  process  from  December  3  to  December  6,  2008.  As  shown, the temperature drop duration was approximately  60  h,  the  temperature  drop  range  of  daily  minimum  temperature  was  about  13.4  °C,  and  the  average  wind  speed was 8.8 m/s during the period of temperature drop.  The  variations  of  vertical  temperature  distributions  of  sections  T1  and  T2  are  presented  in  Fig.  4.  The  vertical  temperature  distribution  for  section  T1  is  based  on  sensors  T1­07,  T1­06,  T1­05,  T1­02,  T1­17,  T1­18  and  T1­19,  and  that  for  Section  T2  is  based  on  sensors  T2­08, T2­07, T2­06, T2­05, T2­02 and T2­19. It is clear  from the graph that the variations and patterns of vertical  temperature  distributions  of  sections  T1  and  T2  are  different  from  each  other  due  to  the  thickness  of  their  web and bottom slab. The thicker the web and bottom 

Fig.  3  Climatic  data  during  cold  wave  process:  (a)  Air  temperature  and  air  temperature  inside  concrete  box  girder;  (b) Air relative humidity; (c) Wind speed 

slab get and the further away the outer surface, the lower  the temperature drop amplitudes are expected.  The  variations  of  horizontal  temperature  distributions  in  deck  slab  are  shown  in  Fig.  5.  The  horizontal  temperature  distribution  for  section  T1  is  based on sensors T1­04, T1­07, T1­08, T1­11 and T1­12,  and that for section T2 is based on sensors T2­04, T2­08,  T2­09,  T2­13  and  T2­14.  As  shown,  the  temperature  of

1230 

cantilever  slabs  decreases  most  significantly,  while  the  temperature  of  deck  slab  over  the  box  cell  decreases  slowly.  The  measured  maximum  horizontal  temperature  difference can reach 7.9 °C.  Figure  6  shows  the  variations  of  horizontal  temperature  distributions  along  the  web.  The  horizontal  temperature  distributions  for  section  T1  is  based  on  sensors  T1­01,  T1­02,  T1­03,  T1­13,  T1­14  and  T1­15, 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

and that for section T2 is based on sensors T2­01, T2­02,  T2­03,  T2­15, T2­16  and T2­17.  It  can  be  seen  that  the  temperature  drop  amplitudes  in  the  web  are  affected  by  the thickness of web and distance from the outer surface.  The measured maximum horizontal temperature gradient  of  the  web  is  4.5  °C,  but  the  practical  value  would  be  greater  than  4.5  °C,  because  the  lowest  temperature  should appear on the outer surface of web. 

Fig. 4 Variations of vertical temperature gradients in web plate at section T1 (a) and section T2 (b) 

Fig. 5 Variations of horizontal temperature distribution in deck at section T1 (a) and section T2 (b) 

Fig. 6 Variations of horizontal temperature distributions in web at section T1 (a) and section T2 (b)

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

1231 

Figure  7  demonstrates  the  variations  of  horizontal  temperature  distributions  in  the  bottom  slab.  The  horizontal  temperature  distribution  for  section  T1  is  based  on  sensors  T1­16,  T1­18  and  T1­20  and  that  for  section T2 is based on sensors T2­17, T2­18 and T2­19.  It can be found that the horizontal temperature difference  in the bottom slab is very small and can be neglected.  Based  on  the  above  analysis,  it  can  be  concluded  that  temperature  distribution  across  the  section  of  concrete  box  girder  under  the  effect  of  cold  wave  is  different  from  that  under  the  effect  of  solar  radiation  or  nighttime radiation cooling and should not be simplified  as one dimensional. The horizontal temperature gradients  in the web and cantilever slab should be considered when  analyzing  the  temperature  effect  of  concrete  box  girder  bridge  under  the  effect  of  cold  wave.  Moreover,  the  temperature  is  measured  at  limited  points,  and  it  is  difficult  and  insufficient  to  investigate  the  bridge  performance thoroughly by using the temperature data at  limited points. Therefore, a temperature predicting model  is  needed  to  study  the  temperature  gradients  across  the  section of concrete box girder and its influencing factors  under the effect of cold wave. 

3 Prediction of temperature in bridge  3.1 Heat transfer  For  a  bridge  subjected  to  solar  radiation,  it  can  be  assumed  that  thermal  variation  in  the  direction  of  the  longitudinal axis is normally not significant [2], therefore,  the temperature field of concrete box girder cross section  under the cold wave at any time t can also be expressed  by a two­dimensional heat flow equation as 

rc

æ ¶ 2T ¶ 2 T  ö ¶T = k çç 2 + 2  ÷÷ ¶t  ¶y ø  è ¶x

(1) 

where k is the  isotropic  thermal  conductivity  coefficient  of  concrete,  W/(m∙°C);  ρ  is  the  density  of  concrete,  kg/m 3 ; c is the specific heat of concrete, J/(kg∙°C). 

The  boundary  conditions  associated  with  Eq.  (1)  can be expressed by  æ ¶T ¶T  ö kç nx + n y  ÷ + q = 0  ¶ x ¶y è ø 

(2) 

where  nx  and  ny  are  direction  cosines  of  unit  outward  vector normal to the boundary surfaces; q is the time rate  of heat transferred between the surface and environment  per unit area, W/m 2 .  3.2 Analysis of boundary conditions  To  calculate  temperature  field  precisely  in  a  finite  element  analysis,  the  natural  boundary  conditions  must  be  carefully  studied.  Following  factors  (see  Fig.  8)  are  considered:  direct  and  diffuse  solar  radiation,  cloud  cover, ambient air temperature, wind speed, atmospheric  thermal  radiation,  and  thermal  radiation  of  the  bridge  surfaces, reflection of the global solar radiation, thermal  radiation  of  the  ground  surface  and the reflection  of  the  atmospheric thermal radiations. Thus, the heat balance in  the bridge surface can be described as  qS + qR + qB + qG = qCa + qRa 

(3) 

where qS  is  the  time rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  short­wave  solar  radiation,  W/m 2 ;  qR  is  the  time  rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  reflection  of  global  solar  radiation,  W/m 2 ;  qB  is  the  time  rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  atmospheric  thermal  radiation, W/m 2 ; qG  is  the  time rate  of  heat  absorbed  by  the bridge due to thermal radiation of the ground surface  and  reflection  of  the  atmospheric  thermal  radiation,  W/m 2 ; qCa  is the time rate of heat transferred between air  and  the  surface,  W/m 2 ,  and  qRa  is  the  radiation  emitted  from the bridge, W/m 2 .  Figure  9  shows  the  spatial  position  of  the  concrete  box girder and the sun, where β is solar altitude, φ is the  azimuth  angle  measured  from  the  south  and  positive  toward the east, η is the tilt angle between the horizontal  and surface, θ is the solar incidence angle, and ψ is the 

Fig. 7 Variations of horizontal temperature distributions in bottom slab at section T1 (a) and section T2 (b)

1232 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

Fig. 8 Natural boundary conditions of concrete box girder 

Fig. 9 Spatial position of bridge and sun 

surface  azimuth  angle  between  south  and  the  normal  to  the  surface  and positive  toward the  east.  Angles  of β,  φ  and  θ  or  the  length  of  shadow  Ls  can  be  calculated  through  latitude  and  longitude  of  the  bridge  based  on  geometric theory.  The rate of heat absorbed by the bridge due to short­  wave solar radiation is obtained by  qS = a éë I B cos q + I D  sin 2 (h / 2) ùû 

(4) 

where  IB  is  hourly  direct  solar  radiation  normal  to  the  beam,  W/m 2 ,  ID  is  hourly  diffuse  solar  radiation  on  horizontal  surface,  W/m 2 ,  and  α  is  the  solar  radiation  absorptivity of the surface material.  Different  from  the  clear  day  condition,  the  direct  and  diffuse  solar  radiation  may  also  be  influenced  by 

cloud  cover  fraction  during  the  period  of  cold  wave.  Consequently, the temperature prediction model uses the  product  of  cloud  cover  fraction  and  clear  sky  global  radiation  to  calculate  the  direct  and  diffuse  solar  radiation. The ratio of global radiation for a given cloud  cover  fraction  to  clear  sky  global  radiation  has  been  shown  to  be  independent  of  the  solar  incidence  angle  [16]:  I G IGc  = 1 - 0.75 N 3.4 

(5) 

where  IG  is  hourly  global  irradiance  on  horizontal  surface,  W/m 2 ;  IGc  is  hourly  clear  sky  global  irradiance  with details of calculation shown in Ref. [16], W/m 2 ; N is  cloud cover fraction.  To  estimate  the  total  radiation  on  the  surface  of

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

1233 

other  orientations,  the  direct  solar  radiation  and  diffuse  solar  radiation  must  be  calculated  separately.  de  MIGUEL et al [17] correlated IG/ID  with hourly clearness  index  kt,  and  the  equations  for  the  correlation  can  be  expressed as 

Tc  is the  surface  temperature  of  bridge, °C,  and  the heat  convection coefficient can be expressed as [22] 

ì0.995 - 0.081k ,  k t  £ 0.21  ï I D ï0.724 + 2.738k t - 8.32 kt2 + 4.967 k t 3 ,  =í I G  ï 0.21 < k t  £ 0.76  ï0.18,  k > 0.76  t  î 

where v is the wind speed, m/s.  The  radiation  emitted  from  the  bridge  can  be  calculated as 

(6) 

qR = az e cos 2 (h / 2)( I B sin b + I D ) 

(7) 

where  ζe  is  the  reflection  coefficient  of  the  ground  surface  and  the  reflection  coefficient  of  water  can  be  fitted as [18] 

x e  = 3.5sin 4 b - 9.2 sin 3 b + 9.3sin 2  b - 4.6sin b + 1 (8)  The  rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  atmospheric thermal radiation can be calculated as  qB = e 0e a C0 (Ta  + 273) 4 sin 2 (h 2) 

(9) 

where  ε0  is  the  emissivity  of  the  bridge;  εa  is  the  emissivity of the atmosphere; C0  is the Stefan Boltzmann  constant  5.67×10 −8 ,  W/(m 2 ∙°C 4 ),  and  Ta  is  the  temperature of ambient air, °C.  The  emissivity  of  the  atmosphere  can  be  expressed  as [19] 

(10)  where  ea  is  the  atmospheric  vapor  pressure,  mPa;  Nm  is  the  number  of  months.  The  details  of  calculation  are  shown in Refs. [20−21].  The  rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  thermal radiation of the ground surface and reflection of  the atmospheric thermal radiation can be expressed as  qG = e 0 [e e C0 (Te + 273) 4 + e a (1 - e e )C0 (Ta  + 273) 4 ] ×  cos 2 (h / 2)

(11) 

where Te  is the temperature of the ground surface, °C; εe  is the emissivity of the ground surface and the emissivity  for water is 0.96 according to Ref. [18].  The rate of heat transferred between the air and the  surface is expressed by Newton’s Law of cooling as  qCa = hc (Tc - Ta ) 

(14) 

3.3 Validation results  The  heat  transfer  model  was  validated  using  the  field  measurements  taken  from  December  3rd  to  December 6th, 2008, when a strong cold wave occurred.  The climatic information is shown in Fig. 4 and the mean  cloud  cover  fractions  from  December  3  to  December  6,  2008, are 0.6, 0.9, 1 and 0.5 respectively according to the  meteorological  record  of  local  meteorological  department.  The  physical  properties  of  the  materials are  listed in Table 1.  Table 1 Thermal and elastic material properties  Material 

Density,  ρ/(kg∙m −3 ) 

Specific heat capacity,  c/(J∙kg −1 ∙ o C −1 ) 

Concrete 

2500 

10.10 

2100 

8.86 

Asphalt concrete 

Thermal  Absorptivity,  Emissivity,  conductivity,  α  ε0  −1  o  −1  k/(W∙m  ∙  C  )  1.17  0.90  0.95 

Material  Concrete  Asphalt concrete 

0.98 

0.65 

0.88 

1 7 

é ( N m  + 2)π ù ü æ e a  ö ú ýç T ÷ 6  ë û þ è a  ø 

e a =N + (1 - N ) í1.22 + 0.06 sin ê î

(13) 

qRa = e 0 C0Tc 4 

where an hourly clearness index, kt, can be defined as kt=  IG/I0.  The  rate  of  heat  absorbed  by  the  bridge  due  to  reflection of global solar radiation can be calculated as 

ì

ìï 4v + 5.6,  v £ 5 m/s  h c = í 0.78  ïî 7.15 ,  v > 5 m/s 

(12) 

where  hc  is  the  heat  convection  coefficient,  W/(m 2 ∙°C); 

The  commercial  finite  element  package  ANSYS  was  used  to  calculate  temperature  field  of  the  concrete  box  girder.  The  heat  transfer  analysis  was  performed  hourly  for  seven  days.  The  initial  temperature  was  assumed  to  be  uniform  with  a  value  equal  to  the  air  temperature at the calculation starting time. The analysis  of  first three  days  was  conducted to  eliminate  the  effect  of the assumed initial conditions.  The  concrete  temperatures  predicted  by  the  model  described  were  then  compared  with  the  measurements.  Figures  10  and  11  show  the  comparisons  between  the  predicted  temperatures  and  the  measurements  at  temperature  sensors  1, 4,  7 and 19  of section T1,  and  at  temperature  sensors  1,  4,  8 and  19  of section  T2. It  can  be seen that the results are in fairly good agreement. The  average absolute error is calculated as [23]  E AA  =

å (| Tp - T 0  |)  n

(15) 

where  EAA  is  the  average  absolute  error,  Tp  is  the  predicted temperature, °C, T0  is the measured temperature,

1234 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

Fig. 10 Comparison of predicted and measured temperatures at section T1 

Fig. 11 Comparison of predicted and measured temperatures at section T2 

and  n  is  the  number  of  data  used  in  the  analysis.  The  average  absolute  errors  for  all  measuring  points  range  from 0.2 to 1.7 °C. 

4  Analysis  of  temperature  gradients  model  under effect of cold wave  The  temperature  distributions  across  sections  T1  and  T2  at  the  lowest  ambient  air  temperature  are  presented  in  Figs.  12  and  13.  As  expected,  temperature  distributions across sections T1 and T2 are both lower in  the external zone and higher in the internal zone. Though  both the temperature distributions are nearly symmetrical,  the  horizontal  temperature  differences  in  the  cantilever  slab  and  web  are  so  large  that  it  leads  to  significant  bending  stresses  when  considering  the  frame  action  of  the  cross  section.  Therefore,  temperature  distributions  across section of concrete box girder under the effect  of  cold wave should be defined by two­dimensional model. 

Fig. 12 Temperature distribution across section T1 

Fig. 13 Temperature distribution across section T2 

4.1 Vertical temperature gradients  Figure  14  presents  the  calculated  vertical  temperature gradients along the depth of sections T1 and 

T2  when  the  ambient  air  temperature  was  the lowest.  It  can be found that the profiles of vertical gradients in the

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

upper  part  of  deck  slab  of  sections  T1  and  T2  exhibit  similar  shapes  under  the  same  ambient  conditions,  but  the  temperatures  in  the  webs  and  bottom  slabs  are  different due to the thickness difference. For the vertical  temperature  gradients  along  the  center  line  of  web  and  bottom  slab  (A−A  line),  the  temperatures  increase  dramatically in the deck slab, reaching the maximum at a  depth of about 0.5 m, and then decrease gradually in the  haunch and upper part of  web. In the remainder of  web,  the  temperatures  keep  nearly  constant,  while  in  the  bottom  slabs,  the  temperatures  drop  quickly. The  curves  of  temperature  gradients  in  the  deck  slab  show  a  parabolic trend. The vertical temperature gradients along  the depth of cantilever slab (B−B line located 1.5 m from  the  edge  and  C−C  line  is  4.1  m  from  the  edge)  of  sections T1 and T2 are nearly the same, with the highest  temperatures appearing near the middle of slabs. 

1235 

Fig.  15  Proposed  vertical  temperature  gradients  along  depth:  (a)  Concrete  box  girder  (not  including  cantilever  slab);  (b)  Cantilever slab (Unit: m) 

0.5 m, and can be expressed as  Td ( y ) = Td [(0.5 - y ) / 0.5] a d 

(16) 

where y is the distance from the top surface, m; αd  is the  power of function.  2)  Tw  is  the  temperature  in  the  lower  part  of  web.  The temperature along the haunch and upper part of web  is  defined as  a linear  variation  from  0 at  depth  of  0.5 m  to Tw  at depth of 1.5 m.  3) The temperature along the bottom slab is defined  as  a  linear  variation  from  Tb  at  outer  surface  to  Tbt  at  0.6 m,  and a  constant  Tbt  to  the  inner  surface  of  bottom  slab. If the thickness of bottom slab db  is less than 0.6 m,  the  temperature  along  the  bottom  slab  is  defined  as  a  linear  variation  from  Tb  at  outer  surface  to  Tbt  at  inner  surface of the bottom slab.  4) For the temperature gradients along the depth of  cantilever  slab,  a  piecewise  linear  temperature  gradient  distribution  model  is  proposed,  which  is  defined  as  a  maximum  temperature,  Tcs(x),  at  middle  depth  and  two  equal  minimum  temperatures,  Tcc(x),  at  the  top  surface  and lower surface. 

Fig.  14  Calculated  vertical  temperature  gradients  along  A−A  line  (a)  and  B−B  line  and  C−C  line  (b)  of  section  T1  and  section T2 

Based  on  the  discussions  of  the  calculated  vertical  temperature gradients of different section size, a vertical  temperature  gradient  model  is  proposed,  as  shown  in  Fig.  15.  In  the  model,  the  notations  are  defined  as  follows:  1)  Td(y)  is  the  continuous  temperature  distribution  increasing from Td  at the top surface to 0 °C at depth of 

4.2 Horizontal temperature gradients  Based on the measurements, it can be assumed that  horizontal  temperature  gradients  in  the  bottom  slab  and  deck slab over the box cell can be neglected. Figure 16(a)  shows  horizontal  temperature  gradients  along  the  thickness  of  web  (D−D  line),  when  the  ambient  air  temperature  is  the  lowest.  As  shown,  the  horizontal  temperature  gradients  along  the  web  can  reach  −10  °C,  and is affected by the thickness of web. As the web gets  thicker, the temperature difference will be expected to be  greater.  The  horizontal  temperature  gradients  along  top  surface  (E−E  line)  and the  center  line  (F−F line)  of  the  cantilever slab are presented in Fig. 16(b). It can be seen  that  the  horizontal  temperature  gradients  along  the

1236 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

cantilever  slab  are  rarely  influenced  by  the  thickness  of  web  and  bottom  slab,  and  the  temperature  difference  along E−E line of the cantilever slab is greater than that  along F−F line. 

gradients  into  account,  a  two­dimensional  temperature  gradient  model  can  be  obtained,  in  which  the  concrete  box  girder  cross­section  is  subdivided  into  four  regions  (Fig. 18). 

Fig.  17  Proposed  horizontal  temperature  gradients  along  thickness  of  web  (a),  top  surface  of  cantilever  slab  (b)  and  center line of cantilever slab (c) 

Fig. 18 Region division of concrete box girder cross­section 

The temperature gradient of the four regions can be  defined as follows:  1)  The  temperature  gradient  in  region  A  can  be  expressed as  Fig. 16 Calculated horizontal temperature gradients along D−D  line (a) and E−E line and F−F line (b) of sections T1 and T2 

Based  on  the  discussions  of  the  calculated  horizontal  temperature  gradients  in  the  web  and  cantilever  slab,  the  horizontal  temperature  gradient  models  for  the  web  and  cantilever  slab are  proposed,  as  shown in Fig. 17. In the model, the notations are defined  as follows:  1) Twd  is the temperature at the outer surface of the  web.  Twd(xw)  is  the  continuous  temperature  distribution  increasing  from  Twd  at  the  outer  surface  to  0  °C  at  the  inner surface, and can be expressed as  Twd ( xw ) = Twd [( d w - xw ) / d w ] a w 

(17) 

where dw  is the thickness  of  web, m, αw  is the  power  of  function and xw  is the distance from the outer surface, m.  2)  Tcs  and  Tcc are  the  maximum negative horizontal  temperature differences at the top surface and center line  of cantilever slab, respectively.  4.3 Two­dimensional temperature gradient model  Taking  both  vertical  and  horizontal  temperature 

2 y  æ d ( x ) ö TA ( x, y ) = TA  ç x , c  ÷ - 1 × 2 ø  d c ( x)  è é æ d c ( x ) ö ù - TA ( x, 0) ú êTA ç x, ÷ 2  ø ë è û 

(18) 

where TA(x, 0) and TA(x, 0.5dc(x)) are the temperatures at  the  top  surface  and  middle  depth  of  the  cantilever  slab,  respectively,  with  distance  x  from  the  edge,  °C;  dc(x)  is  the  thickness  of  the  cantilever  slab,  m;  y is  the  distance  from the top surface, m.  TA(x, 0) and TA(x, 0.5dc(x)) can be calculated as  T  TA ( x, 0) = Tcs + Td  -  cs  x 4.45  T cc  æ d ( x) ö TA ç x,  c x ÷ = Tcc  2 4.45  è ø 

(19)  (20) 

2)  The  temperature  gradients  in  region  B  can  be  expressed as  a ïìT [(0.5 - y ) / 0.5] d  ,  y £ 0.5 m  TB ( y ) = í d  ïî Tw ( y - 0.5),  0.5 m < y £ 1 m 

(21) 

3)  The  temperature  gradients  in  region  C  can  be  expressed as

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

1237 

a ì é ( d - x ) ù w  a w  ïTw ( y - 0.5) + Tww ê w  ú - T ww 0.5 ,  ï ë d w  û ï y £ 1.5 m  ï TC ( x, y ) = í a ï é ( d w  - x ) ù w  a w  T + T ï w ú - T ww 0.5 ,  ww ê d  w  ë û ï ï y > 1.5 m  î 

(22)  where x is the distance from the outer surface, m.  4)  The  temperature  gradients  in  region  D  can  be  expressed as  ìTbt ,  y  > 0.6 m  ï TD ( y ) = í (23)  y  ïTb + (Tb - Tbt ) min(0.6, d ) ,  y £ 0.6 m  î  b  where y is the distance from the outer surface of bottom  slab, m. 

5 Influences of meteorological parameters  Among  the  input  meteorological  parameters,  temperature  drop  range,  wind  speed  and  cold  wave  duration can vary from different regions and different 

Fig. 19 Sensitivity curves for Td  (a) and Tw  (b) 

Fig. 20 Sensitivity curves for Twd  (a) and Tb  −Tbt  (b)

time.  As a result,  there are always  uncertainties  in these  parameters.  Therefore,  it  is  worthwhile  to  carry  out  sensitivity  studies  on  the  effects  of  these  parameters  on  the temperature gradients. Taking section T2 for example,  using  the  above  meteorological  data,  for  each  analysis,  only  the  parameter  concerned  varies  with  increase  or  decrease  of  10%  increment  up  to  50%,  while  the  other  parameters keep invariant.  The  sensitivity  curves  for  the  temperatures  at  the  top surface of deck slab and in the lower part of web are  shown  in  Fig.  19.  It  can  be  seen  that  they  are  hardly  affected  by  other  parameters  but  the  temperature  drop  range. Moreover, an increase of 50% in temperature drop  range will lead to the decrease of temperature at the top  surface of deck slab or in the lower part of web by more  than 35%.  Figure  20  shows  the  sensitivity  curves  for  the  temperature  differences  in  the  web  and  bottom  slab.  As  shown,  the  temperature  differences  in  the  web  and  bottom slab are rarely influenced by the wind speed, but  greatly  affected  by  the  temperature  drop range and  cold  wave  duration.  In  the  present  model,  the  ambient  temperature  is  applied  to  the  outer  surfaces  of  the  web  and bottom slab, and an increase in the temperature drop 

1238 

range  of  cold  wave  promotes  heat  loss  from  these  surfaces  to  the  surrounding  and  lowers  the  surface  temperature  most.  Therefore,  an increase  in temperature  drop range  would  lead to  an increase  in the temperature  difference in the web and bottom slab. The drop of inner  surface  temperature lags  behind  that  of the  outer  due  to  the  poor  conductivity  of  the  concrete.  As  a  result,  the  shorter the cold wave duration is, the smaller the drop of  the  inner  surface  temperature  and  the  larger  the  temperature  difference  in  the  web  and  bottom  slab  are  expected.  Figure  21  shows  the  sensitivity  curves  for  the  maximum horizontal negative temperature difference, Tcc,  at  center  line  of  cantilever  slab.  It  can  be  seen  that  the  maximum  negative  horizontal  temperature  difference  at  center  line  of  cantilever  slab  is  mostly  affected  by  the  temperature drop range. Generally, an increase of 50% in  temperature  drop  range  leads  to  the  increase  of  the  maximum negative  horizontal  temperature  difference  by  about 40%. 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

for  highway  bridges  and  culverts  JTG  D60—2004,  the  United  States  Highway  Bridge  Design  Code  AASHTO  (2007) and British code BS 5400 are selected, as shown  in  Fig.  22.  The  parameter  values  of  the  proposed  temperature gradient model are listed in Table 2. 

Fig. 22 Vertical temperature gradient models (Unit: mm)  Table 2 Parameters of proposed model  Section Td/°C  αd  Tw/°C  Tbt/°C Tb/°C  Twd/°C  αw  Tcs/°C Tcc/°C 

Fig. 21 Sensitivity curves for Tcc 

From the results just presented, it can be concluded  that the cold wave with shorter duration and more severe  temperature  drop  effect  may  cause  more  unfavorable  influences to the concrete box girder bridge. 

T1 





−1 

T2 



2  −4.6 

To  investigate  the  difference  of  temperature  effect  obtained  from  the  proposed  temperature  gradient  model  and  current  code  provisions,  the  unrestrained  linear  curvatures,  self­equilibrating  stresses  and  bending  stresses considering the frame action of the cross section,  were  derived  from  the  proposed  temperature  gradient  model and current code provisions, respectively. Then, a  comparison  was  made  between  the  value  calculated  by  proposed model and several current specifications. Three  codes  including  the  China  general  design  specification 

−9 

−4  −7.7  −6.5  1.6  −4 

−9 

Curvatures  calculated  by  the  selected  three  current  code  provisions  and  proposed  temperature  gradient  model  are listed  in  Table  3.  Comparison  shows  that  the  selected  three  current  code  provisions  all  underestimate  the  curvature  at  section  T1  and  this  will  lead  to  an  underestimation of the temperature induced stresses. The  curvature  at  section  T2  calculated  using  the  proposed  temperature  gradient  model  has  opposite  sign  to  all  the  others.  This  will  increase  the  complexity  of  the  temperature effect on the bridge.  Table 3 Thermal curvatures calculated by proposed model and  selected three current code provisions  Model 

6  Comparison  of  proposed  temperature  gradient model with different codes 

1.1  −8.4  −10  3.1  −4 

Thermal curvature/10 −6  m  Section T1 

Section T2 

Proposed model 

−1.51 

1.04 

JTG D60—2004 

−0.83 

−5.45 

AASHTO 

−0.48 

−3.18 

BS 5400 

−0.69 

−1.52 

Self­equilibrating  stresses  sensitive  to  the  shape  of  the  temperature  distribution  were  calculated  against  the  selected  three  current  code  provisions  and  proposed  temperature  gradient  model.  The  elastic  modulus  of  concrete  is  set  to  be  36  GPa.  Figure  23  illustrates  the  self­equilibrating  stress  distributions  along  A−A  line.  It  can  be  seen  that  the  proposed  and  the  selected  three

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

1239 

current  code  provisions  all  present  high  tensile  stresses  over  the  top  few  decimeters.  Table  4  lists  the  self­equilibrating  tensile  stress  at  the  top  surface  of  the  deck  slab.  As  shown, the  tensile  stress  derived  from the  temperature gradient in BS 5400 is the largest, while the  tensile  stress  derived  from  the  proposed  temperature  gradient is the smallest. However, the compressive stress  in  the  haunch  and  upper  part  of  web  obtained  from  the  three selected current code provisions is all smaller than  that  from  the  proposed  model.  For  the  bottom  slab,  the  self­equilibrating tensile stress at outer surface of bottom  slab  derived  from  the  proposed  model  and  temperature  gradient  in  BS  5400  is  much  larger  than  that  from  the  temperature  gradient in  JTG  D60—2004 and  AASHTO.  This  is  because  the  JTG  D60—2004  and  AASHTO  neglect  the  temperature  differences  in  the  bottom  slab,  but the proposed model and BS 5400 do not. 

Figures  24  and  25  illustrate  the  self­equilibrating  stress distributions along the thickness of web (D−D line)  and along the depth of cantilever slab (B−B line). It can  be seen that the tensile stresses at the out surface of web  and lower surface of  cantilever slab obtained from three  current  code  provisions  are  far  smaller  than  those  from  the  proposed  model.  The  tensile  stresses  at  the  out  surface of web and cantilever slab of section T1 obtained  from  the  proposed  model,  which  can  reach  approximately  3  MPa,  are  greater  than  those  of  section  T2. 

Fig. 24 Self­equilibrating stress distributions along thickness of  web  (D−D  line)  (a)  and  along  depth  of  cantilever  slab  (B−B  line) (b) of section T1 

Fig. 23 Self­equilibrating stress distributions along A−A line of  section T1 (a) and section T2 (b)  Table 4 Tensile stresses at top surface of deck slab (MPa)  Model  Section T1  Section T2  Proposed model 

1.60 

1.04 

JTG D60­2004 

2.18 

1.83 

AASHTO 

1.62 

1.40 

BS 5400 

2.63 

2.23 

The  bending  stresses  derived  from  the  proposed  temperature  gradient  model  and  current  code  provisions  are  listed  in  Table  5.  The  maximum  bending  tensile  stresses at the out surface of web and top and bottom slab  obtained  from the three  current  code  provisions  are  also  far  smaller  than  those  from  the  proposed  model.  The  stresses  at  the  out  surface  of  web  and  bottom  slab  of  section T1 are larger than those of section T2 as well.  According  to  the  comparisons,  it  is  found  that  the  cold  wave  may  cause  more  unfavorable  effect  to  the  concrete  box  girder  bridge,  especially  to  the  large  concrete box girders bridge. The unrestrained  self­

1240 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1227−1241 

Fig. 25 Self­equilibrating stress distributions along thickness of web (D−D line) (a) and along depth of cantilever slab (B−B line) (b)  of section T2  Table 5 Maximum bending tensile stresses at out surface of web and top and bottom slab  Model 

Maximum bending tensile stresses at Section T1/MPa 

Maximum bending tensile stresses at Section T2/MPa 

Deck slab 

Web 

Bottom slab 

Deck slab 

Web 

Bottom slab 

Proposed model 

2.43 

3.07 

2.29 

2.18 

1.36 

0.85 

JTG D60­2004 

1.82 

0.28 

−0.04 

1.79 

0.49 

−0.02 

AASHTO 

1.41 

0.26 

−0.02 

1.37 

0.33 

−0.02 

BS 5400 

2.02 

0.6 

1.6 



0.88 

1.02 

equilibrating tensile stresses or bending tensile stresses at  the  out  surface  of  web  and  bottom  obtained  from  the  proposed temperature gradient model are so large. When  they are added to the stresses due to the other dead loads  and  live  loads,  they  may  give  rise  to  cracking  in  a  concrete box bridge. Moreover, the analyzed data in this  work is not obtained under the worst cold wave. Table 6  lists  the  maximum  drop  of  daily  minimum  temperature  during 24, 48 and 72 h in 50 years in six typical cities of  China. As shown, the maximum drop of daily minimum  temperature  during  24,  48  and  72  h  in  50  years  in  the  northern cities of China can reach 20.4, 23.2 and 26.5 °C,  respectively,  which  is  far  greater  than  13.4  °C  in  this  work.  As  the  temperature  drop  range  is  the  main  influencing factors, the concrete box girder would crack  Table 6 Maximum drop of daily minimum temperature during  24, 48 and 72 h in 50 years of six typical cities  City 

Maximum temperature drop/°C  24 h 

48 h 

72 h 

Beijing 

−15.7 

−21.8 

−22.6 

Chengdu 

−9.5 

−11.9 

−12.1 

Guangzhou 

−14.4 

−16.2 

−17.4 

Harbin 

−20.4 

−23.2 

−26.5 

Lanzhou 

−12.9 

−14.3 

−15.3 

Shanghai 

−12.8 

−14.4 

−17.2 

more easily under the worst cold wave. Thus, the design  engineers should take temperature effects caused by cold  wave into account during the design stage. 

7 Conclusions  1)  Temperature  distribution  across  the  section  of  concrete  box  girder  under  the  effect  of  cold  wave  is  different  from  that  under  the  effect  of  solar  radiation  or  nighttime radiation cooling and should not be simplified  as one dimensional. The horizontal temperature gradients  in the web and cantilever slab should be considered when  analyzing  the  temperature  effect  of  concrete  box  girder  bridge under the effect of cold wave.  2) The developed temperature predicting model can  accurately  predict  temperature  distributions  over  the  cross  section  of  the  concrete  box  girder  under  the  effect  of  cold  wave.  The  proposed  two­dimensional  temperature  gradient  model  can  accurately  predict  the  temperature  gradient  over  the  cross  section  of  the  concrete box girder under the effect of cold wave.  3)  The  cold  wave  with  shorter  duration  and  more  severe  temperature  drop  may  cause  more  unfavorable  influences  on  the  concrete  box  girder  bridge.  The  cold  wave may cause more unfavorable effects to the concrete  box  girder  bridge  than  the  current  code  provisions,  especially  to  the  large  concrete  box  girders  bridge.  The  unrestrained  self­equilibrating  tensile  stresses  and

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1227−1241 

bending  tensile  stresses  at  the  outer  surface  of  web  and  bottom  under  the  effect  of  cold  wave  are  so  large  that  when the  stresses  are added  due  to the  other  dead  loads  and  live  loads,  they  may  give  rise  to  cracking  in  a  concrete box bridge.  4)  In the northern  cities  of China,  the  concrete  box  girder bridge would suffer more unfavorable effects from  the cold wave and crack more easily. 

References  ZUK W. Thermal and shrinkage stresses in composite beams [J]. ACI  Journal, 1961, 58(5): 327−339.  [2]  DILGER W H, BEAUCHAMP J C, CHEUNG M S, BEAUCHAMP  J  C.  Field  measurements  of  muskwa  river  bridge  [J].  Journal  of  the  Structural Division, 1981, 107(11): 2147−2161.  [3]  ELBADRY  M  M,  GHAIL  A.  Temperature  variations  in  concrete  bridges  [J].  Journal  of  the  Structural  Engineering,  1983,  109(10):  2355−2374.  [4]  KENNEDY  J  B,  SOLIMAN  M  H.  Temperature  distribution  in  composite  bridges  [J].  Journal  of  Structural  Engineering,  1987,  113(3): 475−482.  [5]  MIRAMBELL E, AGUADO A. Temperature and stress distributions  in concrete box girder  bridges [J]. Journal of Structural Engineering,  1990, 116(9): 2388−2409.  [6]  SILVEIRA  A  P,  BRANCO  F  A,  CASTANHETA  M.  Statistical  analysis of thermal actions  for concrete bridge design [J]. Journal  of  the  International  Association  for  Bridge  and  Structural  Engineering,  2000, 10(1): 33−38.  [7]  TONG M, THAM L, AU F. Extreme thermal loading on steel bridges  in  tropical  region  [J].  Journal  of  Bridge  Engineering,  2002,  7(6):  357−366.  [8]  LEI  Xiao,  YE  Jian­shu,  WANG  Yi.  Representative  value  of  solar  thermal  difference  effect  on PC  box­girder  [J].  Journal  of  Southeast  University:  Natural  Science  Edition,  2008,  38(6):  1105−1109.  (in  chinese)  [9]  LARSSON O, THELANDERSSON S. Estimating extreme values of  thermal  gradients  in  concrete  structures [J].  Materials  and  Structure,  2011, 44(8): 1491−1500.  [10]  LI D N, MAES M A, DILGER W H. Thermal design criteria for deep 

1241 

[11] 

[12] 

[13] 

[1] 

[14]  [15]  [16] 

[17] 

[18] 

[19] 

[20] 

[21]  [22] 

[23] 

prestressed concrete girders based on data from confederation Bridge  [J]. Canadian Journal of Civil Engineering, 2004, 31(5): 813−825.  LEE J H, KALKAN  I. Analysis of thermal environmental effects on  precast, prestressed concrete bridge girders: Temperature differentials  and  thermal  deformations  [J].  Advances  in  Structural  Engineering,  2012, 15(3): 447−459.  LEE  J  H.  Investigation  of  extreme  environmental  conditions  and  design thermal gradients during construction for prestressed concrete  bridge  girders  [J].  Journal  of  Bridge  Engineering,  2012,  17(3):  547−556.  SONG  Zhi­wen,  XIAO  Jian­zhuang,  SHEN  Lu­ming.  On  temperature gradients in high­performance concrete box girder under  solar radiation [J].  Advances in Structural Engineering, 2012, 15(3):  399−415.  SVEINSON T N. Temperature effects in concrete box  girder bridges  [D]. Calgary: University of Calgary, 2004.  GB/T 21987—2008, Grades of cold wave [S]. (in Chinese)  MUBEER  T,  GUI  M  S.  Evaluation  of  sunshine  and  cloud  cover  based  models  for  generating  solar  radiation  data  [J].  Energy  Conversion and Management, 2000, 41(5): 461−482.  de MIGUEL A, BILBAO J, AGUIAR R, KAMBEZIDIS H, NEGRD  E.  Diffuse  solar  irradiation  model  evaluation  in  the  north  Mediterranean belt area [J]. Solar Energy, 2001, 70(2): 143−153.  KEHLBECK  F.  The  influence  of  solar  radiation  on  the  bridge  structure  [M].  LIU  Xing­fa,  transl.  Beijing:  China  Railway  Publishing House, 1981: 9−29. (in Chinese)  CRAWFORD  T  M,  DUCHON  C  E.  An  improved  parameterization  for estimating effective atmospheric emissivity for  use in calculating  daytime  downwelling  longwave  radiation  [J].  Journal  of  Applied  Meteorology and Climatology, 1999, 38(4): 474−480.  ALDUCHOV  O  A,  ESKRIDGE  R  E.  Improved  magnus  form  approximation  of  saturation  vapor  pressure  [J].  Journal  of  Applied  Meteorology, 1996, 35(4): 601−609.  ZHAI  Pan­mao,  ESKRIDGE  R  E.  Atmospheric  water  vapor  over  China [J]. Journal of Climate, 1997, 10(10): 2643−2652.  SAETTA A, SCOTTA R, VITALIANI R. Stress analysis of concrete  structures  subjected  to  variable  thermal  loads  [J].  Journal  of  Structural Engineering, 1995, 121(3): 446−457.  CARINO  N  J,  TANK  R  C.  Maturity  function  for  concretes  made  with various cements and admixtures [J]. ACI Material Journal, 1992,  89(2): 188−196.  (Edited by FANG Jing­hua)

Related Documents

Phan Tich Tomo
December 2019 25
Phan Tich Chi Tiet
June 2020 15
Phan Tich Mau Nuoc
October 2019 29
Phan Tich Thi Truong
November 2019 24