空心橋墩的頂帽受力分析

空心橋墩的頂帽受力分析

1空心墩頂帽應(yīng)力分析為空心橋墩配置頂板和沉臂，其目標是均勻地將支撐的反作用力均勻地傳輸?shù)街螇?，從而減少活動荷載對支撐墻的影響。由于受力情況復雜,目前對于頂帽和托盤的設(shè)計一般按照深梁或者懸臂梁檢算,而對于通過支座傳遞到頂帽的局部應(yīng)力情況、頂帽和托盤內(nèi)部的應(yīng)力情況并不清楚。對既有線的調(diào)查資料表明,部分頂帽存在開裂現(xiàn)象,尤其是在頂帽中心或支承墊石位置出現(xiàn)裂縫,最深的裂縫超過頂帽高度的一半。另外,托盤與空心墩壁連接處應(yīng)力分布復雜,簡化的平面計算并不能確定其分布。因此,有必要采用空間實體有限元法,對橋墩的頂帽進行空間的應(yīng)力分析。為了分析在荷載作用下空心橋墩頂帽的空間應(yīng)力分布情況,筆者以通用有限元程序ANSYS為工具,對時速200km客、貨共線鐵路設(shè)計中使用的雙線圓端形空心橋墩建立有限元模型,分析空心橋墩頂帽的空間應(yīng)力分布規(guī)律和大小,以指導設(shè)計,使頂帽的設(shè)計更加合理、可靠。2空心墩剛度計算方法適用于新建V≤200km/h客貨共線鐵路的24、32m有碴軌道預應(yīng)力混凝土簡支T梁的雙線圓端形空心橋墩材料為C30混凝土。頂帽為4.4m×11.6m的圓端形截面,高0.5m,托盤頂為4.0m×11.2m圓端形截面,托盤底為4.0m×8.4m圓端形截面,托盤高2.4m。墩高h適用范圍為17～47m,h=17～26m時墩身為直坡;h=27～37m時,外坡比n=55,內(nèi)坡比m=80;h=38～47m時,外坡比n=35,內(nèi)坡比m=60。空心墩頂壁厚0.5m,變截面處設(shè)0.5m×0.5m梗脅。橋墩結(jié)構(gòu)如圖1所示。3有限元模型建立空心橋墩頂帽的空間應(yīng)力分布主要受外部荷載的影響,因此建模過程中未考慮墩高h對頂帽應(yīng)力的影響,截取墩身6m范圍內(nèi)的空心橋墩建模。又由于墩高不同時墩頂空心部分的壁厚相同,不同的內(nèi)外坡比對頂帽的局部應(yīng)力影響很小,因此只取h=27～37m的內(nèi)外坡比為代表進行建模。為了計算的方便,模型底部按固接處理。外荷載按分布荷載作用在支承墊石上的支座底板位置。為了滿足分析的精度,在劃分單元時,加密了實體與空心過渡段的網(wǎng)格劃分。有限元模型如圖2所示。橫橋向為x軸,順橋向為y軸,沿墩高向下為z軸,原點位于托盤底。因本橋墩的使用范圍廣,各地氣候條件差異很大,因此有必要研究溫度變化對頂帽應(yīng)力的影響。對于活荷載,本文只考慮了最為控制的雙孔重載作用。分如下兩種工況:工況一:恒載+雙孔重載+體系降溫;工況二:恒載+雙孔重載+體系升溫。按相關(guān)資料,體系的升降溫均按15℃計。活載采用“中-活載”,動力系數(shù)取1.1;恒載12809kN(按32m雙線簡支T梁與二期恒載的總重計),活載R1=3399.7kN,R2=3142.3kN(雙線雙孔重載)。R1與R2分別為相應(yīng)位置活載作用下的支座反力。為了驗證模型的正確性,表1中列出了在自重作用下有限元模型底部截面計算結(jié)果與手算結(jié)果的比較,可以看出,結(jié)果接近。4結(jié)論分析本節(jié)主要以第一種工況為代表介紹頂帽應(yīng)力的分布,最后對第二種工況的結(jié)果作以說明。4.1頂帽內(nèi)壓應(yīng)力圖3為頂帽頂面順橋向應(yīng)力σy的分布情況。圖3表明空心墩頂帽頂面σy在墊石的正下方為正值(拉應(yīng)力),最大拉應(yīng)力為1.3MPa;在墊石周圍主要為壓應(yīng)力,最大壓應(yīng)力2.1MPa,但作用范圍集中,至頂帽四周的邊緣又變?yōu)楹苄〉睦瓚?yīng)力。圖4為頂帽頂面橫橋向應(yīng)力σx的分布情況,可以看出,在墊石的正下方沿順橋向存在集中的橫向拉應(yīng)力,外側(cè)墊石下最大可達1.6MPa。壓應(yīng)力主要存在于內(nèi)側(cè)墊石的角點處。對于混凝土材料,由于泊松比的影響使得在豎向荷載作用下,混凝土產(chǎn)生橫向變形,從而產(chǎn)生橫向的拉、壓應(yīng)力。本種工況下混凝土的主拉應(yīng)力大于素混凝土的允許主拉應(yīng)力0.73MPa,接近有箍筋和斜筋混凝土的允許主拉應(yīng)力1.98MPa,再加上混凝土收縮、徐變和施工質(zhì)量差異的不利影響,很容易導致頂帽在墊石位置的開裂。4.2外側(cè)墊石與順橋向應(yīng)力y沿墩高方向的分布圖5為外側(cè)墊石處順橋向截面橫橋向應(yīng)力σx沿墩高方向的分布圖?？梢钥闯?拉應(yīng)力在頂帽頂面最大,為1.6MPa,但沿墩高方向降低很快,至0.2m左右變?yōu)?,受拉區(qū)很短,表現(xiàn)為局部劈裂。在頂帽下部和托盤內(nèi)表現(xiàn)為壓應(yīng)力,但壓應(yīng)力數(shù)值很小。圖6為外側(cè)墊石處順橋向截面順橋向應(yīng)力σy沿墩高方向的分布圖?？梢钥闯?拉應(yīng)力在頂帽頂面最大,為1.1MPa,很快降低至0.3MPa,在頂帽高度和托盤的上部都為0.3MPa左右的拉應(yīng)力,拉應(yīng)力沿墩高的變化開始時很快,然后很慢。4.3盤底截面應(yīng)力此處為實體到空心的過渡截面。圖7為托盤底截面順橋向應(yīng)力σy分布圖?？梢钥闯?墩壁范圍內(nèi)順橋向主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力,墩外邊緣處的壓應(yīng)力最大為0.5MPa;墩空心部分順橋向主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力,墩中心靠近墩壁處的拉應(yīng)力最大為0.7MPa。圖8為托盤底截面橫橋向應(yīng)力σx分布圖?？梢钥闯?墩壁范圍內(nèi)橫橋向應(yīng)力主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力,墩外邊緣處的壓應(yīng)力最大為0.4MPa;墩空心部分橫橋向應(yīng)力主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力,兩個內(nèi)側(cè)墊石下部對應(yīng)的位置拉應(yīng)力最大為0.4MPa。該截面的受力情況類似于外荷載作用下周邊支承在墩壁上的雙向板,因荷載主要沿板的短邊方向傳遞,所以,順橋向的拉應(yīng)力比橫橋向的拉應(yīng)力大很多。但此時縱、橫向拉應(yīng)力均在混凝土的允許拉應(yīng)力范圍內(nèi)。4.4空心墩梗層內(nèi)豎向應(yīng)力分析空心墩頂帽下設(shè)置實體過渡段是為了使荷載能夠均勻地傳至墩壁。因此,過渡段下部墩壁內(nèi)的應(yīng)力情況可以反映出過渡段的設(shè)置是否合理。圖9為空心墩梗脅下部截面的豎向應(yīng)力分布圖?？梢钥闯稣麄€斷面均豎向受壓,但σz的分布不均勻,應(yīng)力梯度較大,最大壓應(yīng)力2.6MPa,最小壓應(yīng)力1.2MPa,說明豎向荷載傳至該斷面時尚未充分擴散。對于第二種工況,頂帽頂面的應(yīng)力大小變化不大,主要是相應(yīng)位置的應(yīng)力正負號發(fā)生變化,而托盤底面和內(nèi)部的應(yīng)力分布,與第一種工況相同。限于篇幅,此處只列出了部分計算結(jié)果,如表2所示。5空心墩頂帽受力分析(1)空心墩頂帽在把支座傳來的外荷載向墩身傳遞的過程中,空間應(yīng)力情況復雜,簡化的平面分析不能詳細地把握結(jié)構(gòu)的受力情況,進行空間應(yīng)力分析十分必要。(2)頂帽頂面在外荷載作用下縱、橫向存在較大的拉應(yīng)力,最大拉應(yīng)力值為1.6MPa,已經(jīng)接近頂帽混凝土的允許抗拉強度,再加上混凝土收縮、徐變和施工質(zhì)量的差異,頂帽頂面很容易產(chǎn)生裂縫。(3)托盤底面的受力情況類似于周邊支承在墩壁上的雙向板,因荷載主要沿板的短邊方向傳遞,所以,順橋向的拉應(yīng)力比橫橋向的拉應(yīng)力大很多。但此時縱、橫向拉應(yīng)力均在混凝土的允許拉應(yīng)力范圍內(nèi)。(4)上部荷載經(jīng)空心墩頂部實體和變壁厚的梗脅部分傳至墩壁時,