預(yù)應(yīng)力混凝土跨空心梁板梁橋的受力分析

預(yù)應(yīng)力混凝土跨空心梁板梁橋的受力分析

0橋梁結(jié)構(gòu)及施工問題空心梁板結(jié)構(gòu)具有形狀和預(yù)制技術(shù)簡單、安裝方便、成本低、建筑高度小等優(yōu)點(diǎn)。廣泛應(yīng)用于道路訴訟中。空心板梁橋在公路橋梁中占有很大比例,空心板梁是簡支橋梁中運(yùn)用最為廣泛的橋梁構(gòu)件,由于其梁板構(gòu)件形式的多樣性,存在構(gòu)件內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋設(shè)置不盡合理,現(xiàn)有設(shè)計(jì)和施工技術(shù)參照標(biāo)準(zhǔn)落后,施工控制不規(guī)范等問題,對(duì)橋梁的正常運(yùn)作造成威脅,嚴(yán)重影響了交通的安全運(yùn)營。針對(duì)目前浙江省空心板梁使用時(shí)間長、數(shù)量多、結(jié)構(gòu)類型多樣的現(xiàn)狀,浙江省公路學(xué)會(huì)組織有關(guān)方面對(duì)正在施工的橋梁(蕭山紅義線三項(xiàng)工程第六合同段)中應(yīng)用的16m空心板梁構(gòu)件進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力張拉過程中端部受力性能試驗(yàn)研究,并在大型有限元分析軟件———ANSYS平臺(tái)上建立了三維實(shí)體有限元計(jì)算模型,對(duì)構(gòu)件在預(yù)應(yīng)力張拉工序下梁端錨墊板周圍區(qū)域的混凝土進(jìn)行應(yīng)力分析,并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,揭示其受力性能,從而了解大多數(shù)此類混凝土構(gòu)件梁端表面出現(xiàn)裂縫的原因。1有限模型1.1有限元模型建立選16m跨空心板梁為分析對(duì)象,板厚80cm、寬99板空心為矩形截面為結(jié)構(gòu)計(jì)算分析按12跨板梁建立有限元模型,由于是為了研究端部應(yīng)力分布情況,所以可忽略梁體中部拼接縫來簡化模型,即認(rèn)為梁端和跨中截面形狀相同。在約束處理時(shí),認(rèn)為張拉過程中板梁處于簡支狀態(tài),對(duì)端頭施加橫向和豎向的線位移約束;根據(jù)對(duì)稱性,對(duì)跨中截面施加對(duì)稱約束,見圖1。1.2實(shí)體單元模型模擬法梁板構(gòu)件主要由混凝土、預(yù)應(yīng)力筋和錨墊板三種部件構(gòu)成,因此,選取不同屬性的單元進(jìn)行模擬計(jì)算。錨墊板采用solid45實(shí)體單元模擬,單元通過8個(gè)節(jié)點(diǎn)來定義;端部幾何情況較復(fù)雜,采用四面體單元自由劃分,為減少由此帶來的分析誤差,采用20節(jié)點(diǎn)的solid95實(shí)體單元模擬;預(yù)應(yīng)力筋采用三維線單元link8模擬,通過對(duì)單元降溫引起線單元收縮來模擬分析預(yù)應(yīng)力張拉的情況。這三種單位的每個(gè)節(jié)點(diǎn)皆有3個(gè)沿x、y、z方向平移的自由度,前兩種單元還具有塑性、蠕變、膨脹、應(yīng)力強(qiáng)化和大應(yīng)變的功能。按等效荷載法施加預(yù)應(yīng)力進(jìn)行較為精細(xì)的單元?jiǎng)澐?劃分后的單元數(shù)達(dá)到12萬個(gè),錨杯附近的平均單元長度為見圖為了能和等效荷載法施加預(yù)應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,按預(yù)應(yīng)力束降溫法進(jìn)行較為粗略的單元?jiǎng)澐?。該模型采用四面體自由劃分,對(duì)靠近端頭1m處加密網(wǎng)格以提高分析精度,平均單元長度為5cm,總單元數(shù)為2萬個(gè)。1.3anasas軟件模型空心板梁構(gòu)件混凝土標(biāo)號(hào)為C50,預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用R=1860MPa的高強(qiáng)低松弛鋼絞線,315.24mm為一束,每束鋼絞線兩端張拉的控制力為585.9kN。為減少計(jì)算量,在ANSYS軟件分析計(jì)算中定義混凝土為線彈性材料,模型中混凝土彈性模量值為3.45×104MPa,普通鋼筋彈性模量忽略不計(jì)。錨墊板和預(yù)應(yīng)力筋均視為線彈性材料,彈性模量為1.95×105MPa。2計(jì)算方法2.1預(yù)應(yīng)力筋公式等效荷載計(jì)算公式為:式中:q為等效荷載;N(x)為預(yù)應(yīng)力筋沿軸向預(yù)加拉力;Y(x)為預(yù)應(yīng)力筋幾何方程。對(duì)于預(yù)拉力沿線長保持不變的二次曲線型預(yù)應(yīng)力筋,公式可簡化成:式中的e為二次曲線跨中垂度;l為跨徑。2.2鋼筋彈性模量的施加計(jì)算分析時(shí)預(yù)應(yīng)力鋼筋的預(yù)應(yīng)力荷載通過等效溫度的方式施加。計(jì)算公式為:式中的T為施加的溫度;F為實(shí)際施加的力;E為鋼筋彈性模量;A為鋼筋面積;δ為鋼筋的線脹系數(shù)。3預(yù)測的張拉元分析3.1端部拉應(yīng)力的變化圖3和圖4為板梁端部橫向應(yīng)力分布情況。從圖中可看出端部截面上錨墊板之間區(qū)域均處于受拉狀態(tài),頂板表面靠近端部區(qū)域先處于受拉狀態(tài),隨著離端部的距離增加拉應(yīng)力逐漸變?yōu)閴簯?yīng)力。以頂板截面為例,越靠近錨墊板,頂板的橫向拉應(yīng)力越大。端部最大橫向拉應(yīng)力出現(xiàn)在孔道在頂板和底板的折角處,應(yīng)力值分別達(dá)到13.486MPa和14.147MPa。這說明在錨墊板與混凝土的連接處出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。3.2錨墊板內(nèi)最大拉應(yīng)力圖5和圖6為空心板梁端部豎向應(yīng)力分布情況。與橫向應(yīng)力分布情況相似,截面上在兩個(gè)錨墊板之間的區(qū)域均處于受拉狀態(tài),在側(cè)表面上靠近端部的區(qū)域也是先處于受拉狀態(tài),隨著離端部距離的增加,拉應(yīng)力逐漸變?yōu)閴簯?yīng)力。最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在錨墊板上方靠近孔道折角處,應(yīng)力值達(dá)到9.744MPa。從總體上看,側(cè)板在預(yù)應(yīng)力筋周圍拉應(yīng)力較大。3.3mpa比例圖7為空心板梁端頭的縱向應(yīng)力分布情況。最大壓應(yīng)力值為76.9MPa。從圖中可以看出預(yù)壓力從施加到錨墊板下的混凝土到分散至梁的整個(gè)截面有一個(gè)漸變的過程梁端后梁截面上的壓應(yīng)力逐漸變得均勻并呈現(xiàn)出截面受彎的、上大下小的應(yīng)力變化特點(diǎn)。3.4錨墊板內(nèi)部分應(yīng)力圖8顯示了端部第一主應(yīng)力的分布情況。從圖中可以看出梁端整體處于較低的應(yīng)力狀態(tài),端部為拉應(yīng)力區(qū)離端頭一定距離后應(yīng)力值快速下降而變?yōu)閴簯?yīng)力;錨墊板附近各方向的應(yīng)力量值很大,隨著距離的增加其值迅速減小;側(cè)板在預(yù)應(yīng)力筋周圍拉應(yīng)力較大,底板和側(cè)板在孔內(nèi)角部位的主應(yīng)力較大,其值分別為15.459MPa和9.746MPa。這些都可以解釋一般的梁板構(gòu)件在側(cè)板預(yù)應(yīng)力筋周圍以及底板在孔口邊緣位置較容易出現(xiàn)裂縫的原因。3.5有限元分析結(jié)果梁板在預(yù)應(yīng)力張拉時(shí),會(huì)出現(xiàn)反拱現(xiàn)象。在此采用兩種預(yù)應(yīng)力分析方法進(jìn)行了跨中反拱撓度的計(jì)算。圖9為板梁在預(yù)加力作用下有限元分析計(jì)算得到的變形情況,計(jì)算所得的跨中截面反拱值為:11.381mm。為了更好的進(jìn)行分析比較,在這里還采用了一般結(jié)構(gòu)力學(xué)方法進(jìn)行板梁反拱撓度的計(jì)算,計(jì)算模型如圖10所示,由此所得線荷載大小為60.28kNm,分布在端部區(qū)域3.34m的范圍內(nèi),計(jì)算所得的跨中截面反拱值為11.670mm。由此可看出兩種計(jì)算方法得到的反拱值基本相同。4測試測試4.1應(yīng)變測點(diǎn)的布置此測試是在所測混凝土表面或鋼筋表面粘貼應(yīng)變片,利用靜態(tài)電阻應(yīng)變測試系統(tǒng)來測定相應(yīng)的應(yīng)變值。應(yīng)變片采用箔式電阻應(yīng)變片,其中混凝土表面所用的應(yīng)變片標(biāo)距為(80×3)mm2,鋼筋表面所用的應(yīng)變片標(biāo)距為(5×3)mm2,阻值均為120Ψ,靈敏系數(shù)k=2.06左右。靜態(tài)電阻應(yīng)變測試系統(tǒng)的型號(hào)為DH-3815N,應(yīng)變測試精度達(dá)到1×10-6。為了防止溫度變化造成的誤差,設(shè)置相應(yīng)的溫度補(bǔ)償片。應(yīng)變測點(diǎn)布置在梁的頂板和側(cè)板對(duì)應(yīng)預(yù)應(yīng)力筋位置和中間部位布置沿縱向和橫向的應(yīng)變測點(diǎn),編號(hào)為:HD-1～HD-12、HC-1～HC-13;在兩板的端面中間部分各設(shè)兩個(gè)測點(diǎn),編號(hào)為:SD-1、SD-2、SC-1、SC-2。應(yīng)變測點(diǎn)的具體布置和編號(hào)見圖11。4.2位移測試位移用百分表進(jìn)行測讀,百分表用磁性表座固定在剛性較大的支撐上,或置于穩(wěn)定的地面基礎(chǔ)上。位移測點(diǎn)布置在梁的一端頂面及兩個(gè)側(cè)面布置位移測點(diǎn),測點(diǎn)編號(hào)為:DD-d1、DD-d2、DD-c11、DD-c12、DD-c21、DD-c22;在跨中截面的頂面和側(cè)面設(shè)置測點(diǎn),兩側(cè)面各設(shè)一個(gè)測點(diǎn),編號(hào)為:DZ-d1、DZ-d2、DZ-c1、DZ-c2;在梁的兩端沿軸向各設(shè)一個(gè)軸向變形測點(diǎn),編號(hào)為:DA0,DB0。位移測點(diǎn)的具體布置見圖12。5比較表明計(jì)算值和試驗(yàn)值的關(guān)系5.1測點(diǎn)結(jié)果對(duì)比表1和表2是在試驗(yàn)測點(diǎn)處的實(shí)測應(yīng)變值與兩個(gè)模型計(jì)算得出的應(yīng)變值的比較。由表1、表2中數(shù)據(jù)可以看出,在大部分測點(diǎn)上兩個(gè)模型得到的結(jié)果基本一致,和試驗(yàn)值符合得較好。由于預(yù)應(yīng)力降溫模型僅為驗(yàn)證對(duì)比,模型較為粗糙,與試驗(yàn)值對(duì)比差異較大因而等效荷載模型的應(yīng)變值更符合試驗(yàn)結(jié)果。5.2張拉時(shí)板梁的初始支撐將位移的計(jì)算數(shù)據(jù)與構(gòu)件實(shí)測結(jié)果相比較發(fā)現(xiàn),計(jì)算值與試驗(yàn)值有一定的差距,試驗(yàn)實(shí)測的跨中反拱撓度值為8.262mm,而理論值約為11mm左右。其原因主要是計(jì)算分析時(shí)假設(shè)的簡支約束條件與實(shí)際情況有較大的差異。事實(shí)上,張拉時(shí)板梁是平放在地面上的,待張拉完成后梁體起拱,這時(shí)才能看成簡支狀態(tài),支撐跨度也未必等于板的長度。因此,用簡支條件作計(jì)算模型會(huì)對(duì)整體結(jié)構(gòu)的分析產(chǎn)生較大的誤差。若按構(gòu)件實(shí)際支撐于地面進(jìn)行計(jì)算,那么在施加預(yù)應(yīng)力時(shí),地面對(duì)梁板的靜摩擦力是一個(gè)很大的影響因素,反映到有限元模型計(jì)算分析中,便是一個(gè)接觸問題。這會(huì)使問題變得復(fù)雜。實(shí)際上,支撐條件的差異對(duì)結(jié)構(gòu)整體變形的起拱位移計(jì)算會(huì)產(chǎn)生明顯的影響,而對(duì)端部預(yù)應(yīng)力束周圍局部區(qū)域的應(yīng)力分布影響是很小的。所以,從理論分析的重點(diǎn)在于梁端應(yīng)力分析而不是整體變形性能分析這一出發(fā)點(diǎn)來看,作簡支約束進(jìn)行計(jì)算處理是合理的。6般預(yù)應(yīng)力束張拉法分析1)計(jì)算中反映出混凝土表面在靠近錨固區(qū)處于受拉狀態(tài),在距錨墊板較短距離內(nèi)迅速達(dá)到最大值,之后逐漸減小,直至變?yōu)閴簯?yīng)力。2)計(jì)算結(jié)果反映的側(cè)板在預(yù)應(yīng)力筋周圍的混