預應力混凝土跨空心梁板梁橋的受力分析

0橋梁結構及施工問題空心梁板結構具有形狀和預制技術簡單、安裝方便、成本低、建筑高度小等優(yōu)點。廣泛應用于道路訴訟中?？招陌辶簶蛟诠窐蛄褐姓加泻艽蟊壤?空心板梁是簡支橋梁中運用最為廣泛的橋梁構件,由于其梁板構件形式的多樣性,存在構件內預應力筋設置不盡合理,現有設計和施工技術參照標準落后,施工控制不規(guī)范等問題,對橋梁的正常運作造成威脅,嚴重影響了交通的安全運營。針對目前浙江省空心板梁使用時間長、數量多、結構類型多樣的現狀,浙江省公路學會組織有關方面對正在施工的橋梁(蕭山紅義線三項工程第六合同段)中應用的16m空心板梁構件進行了預應力張拉過程中端部受力性能試驗研究,并在大型有限元分析軟件———ANSYS平臺上建立了三維實體有限元計算模型,對構件在預應力張拉工序下梁端錨墊板周圍區(qū)域的混凝土進行應力分析,并將計算結果與試驗結果進行對比,揭示其受力性能,從而了解大多數此類混凝土構件梁端表面出現裂縫的原因。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象,板厚80cm、寬99板空心為矩形截面為結構計算分析按12跨板梁建立有限元模型,由于是為了研究端部應力分布情況,所以可忽略梁體中部拼接縫來簡化模型,即認為梁端和跨中截面形狀相同。在約束處理時,認為張拉過程中板梁處于簡支狀態(tài),對端頭施加橫向和豎向的線位移約束;根據對稱性,對跨中截面施加對稱約束,見圖1。1.2實體單元模型模擬法梁板構件主要由混凝土、預應力筋和錨墊板三種部件構成,因此,選取不同屬性的單元進行模擬計算。錨墊板采用solid45實體單元模擬,單元通過8個節(jié)點來定義;端部幾何情況較復雜,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)點的solid95實體單元模擬;預應力筋采用三維線單元link8模擬,通過對單元降溫引起線單元收縮來模擬分析預應力張拉的情況。這三種單位的每個節(jié)點皆有3個沿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、應力強化和大應變的功能。按等效荷載法施加預應力進行較為精細的單元劃分,劃分后的單元數達到12萬個,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應力的計算結果進行對比,按預應力束降溫法進行較為粗略的單元劃分。該模型采用四面體自由劃分,對靠近端頭1m處加密網格以提高分析精度,平均單元長度為5cm,總單元數為2萬個。1.3anasas軟件模型空心板梁構件混凝土標號為C50,預應力鋼絞線采用R=1860MPa的高強低松弛鋼絞線,315.24mm為一束,每束鋼絞線兩端張拉的控制力為585.9kN。為減少計算量,在ANSYS軟件分析計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。錨墊板和預應力筋均視為線彈性材料,彈性模量為1.95×105MPa。2計算方法2.1預應力筋公式等效荷載計算公式為:式中:q為等效荷載;N(x)為預應力筋沿軸向預加拉力;Y(x)為預應力筋幾何方程。對于預拉力沿線長保持不變的二次曲線型預應力筋,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算分析時預應力鋼筋的預應力荷載通過等效溫度的方式施加。計算公式為:式中的T為施加的溫度;F為實際施加的力;E為鋼筋彈性模量;A為鋼筋面積;δ為鋼筋的線脹系數。3預測的張拉元分析3.1端部拉應力的變化圖3和圖4為板梁端部橫向應力分布情況。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力逐漸變?yōu)閴簯?。以頂板截面為?越靠近錨墊板,頂板的橫向拉應力越大。端部最大橫向拉應力出現在孔道在頂板和底板的折角處,應力值分別達到13.486MPa和14.147MPa。這說明在錨墊板與混凝土的連接處出現了應力集中現象。3.2錨墊板內最大拉應力圖5和圖6為空心板梁端部豎向應力分布情況。與橫向應力分布情況相似,截面上在兩個錨墊板之間的區(qū)域均處于受拉狀態(tài),在側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,拉應力逐漸變?yōu)閴簯ΑＷ畲罄瓚Τ霈F在錨墊板上方靠近孔道折角處,應力值達到9.744MPa。從總體上看,側板在預應力筋周圍拉應力較大。3.3mpa比例圖7為空心板梁端頭的縱向應力分布情況。最大壓應力值為76.9MPa。從圖中可以看出預壓力從施加到錨墊板下的混凝土到分散至梁的整個截面有一個漸變的過程梁端后梁截面上的壓應力逐漸變得均勻并呈現出截面受彎的、上大下小的應力變化特點。3.4錨墊板內部分應力圖8顯示了端部第一主應力的分布情況。從圖中可以看出梁端整體處于較低的應力狀態(tài),端部為拉應力區(qū)離端頭一定距離后應力值快速下降而變?yōu)閴簯?錨墊板附近各方向的應力量值很大,隨著距離的增加其值迅速減小;側板在預應力筋周圍拉應力較大,底板和側板在孔內角部位的主應力較大,其值分別為15.459MPa和9.746MPa。這些都可以解釋一般的梁板構件在側板預應力筋周圍以及底板在孔口邊緣位置較容易出現裂縫的原因。3.5有限元分析結果梁板在預應力張拉時,會出現反拱現象。在此采用兩種預應力分析方法進行了跨中反拱撓度的計算。圖9為板梁在預加力作用下有限元分析計算得到的變形情況,計算所得的跨中截面反拱值為:11.381mm。為了更好的進行分析比較,在這里還采用了一般結構力學方法進行板梁反拱撓度的計算,計算模型如圖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,計算所得的跨中截面反拱值為11.670mm。由此可看出兩種計算方法得到的反拱值基本相同。4測試測試4.1應變測點的布置此測試是在所測混凝土表面或鋼筋表面粘貼應變片,利用靜態(tài)電阻應變測試系統(tǒng)來測定相應的應變值。應變片采用箔式電阻應變片,其中混凝土表面所用的應變片標距為(80×3)mm2,鋼筋表面所用的應變片標距為(5×3)mm2,阻值均為120Ψ,靈敏系數k=2.06左右。靜態(tài)電阻應變測試系統(tǒng)的型號為DH-3815N,應變測試精度達到1×10-6。為了防止溫度變化造成的誤差,設置相應的溫度補償片。應變測點布置在梁的頂板和側板對應預應力筋位置和中間部位布置沿縱向和橫向的應變測點,編號為:HD-1～HD-12、HC-1～HC-13;在兩板的端面中間部分各設兩個測點,編號為:SD-1、SD-2、SC-1、SC-2。應變測點的具體布置和編號見圖11。4.2位移測試位移用百分表進行測讀,百分表用磁性表座固定在剛性較大的支撐上,或置于穩(wěn)定的地面基礎上。位移測點布置在梁的一端頂面及兩個側面布置位移測點,測點編號為:DD-d1、DD-d2、DD-c11、DD-c12、DD-c21、DD-c22;在跨中截面的頂面和側面設置測點,兩側面各設一個測點,編號為:DZ-d1、DZ-d2、DZ-c1、DZ-c2;在梁的兩端沿軸向各設一個軸向變形測點,編號為:DA0,DB0。位移測點的具體布置見圖12。5比較表明計算值和試驗值的關系5.1測點結果對比表1和表2是在試驗測點處的實測應變值與兩個模型計算得出的應變值的比較。由表1、表2中數據可以看出,在大部分測點上兩個模型得到的結果基本一致,和試驗值符合得較好。由于預應力降溫模型僅為驗證對比,模型較為粗糙,與試驗值對比差異較大因而等效荷載模型的應變值更符合試驗結果。5.2張拉時板梁的初始支撐將位移的計算數據與構件實測結果相比較發(fā)現,計算值與試驗值有一定的差距,試驗實測的跨中反拱撓度值為8.262mm,而理論值約為11mm左右。其原因主要是計算分析時假設的簡支約束條件與實際情況有較大的差異。事實上,張拉時板梁是平放在地面上的,待張拉完成后梁體起拱,這時才能看成簡支狀態(tài),支撐跨度也未必等于板的長度。因此,用簡支條件作計算模型會對整體結構的分析產生較大的誤差。若按構件實際支撐于地面進行計算,那么在施加預應力時,地面對梁板的靜摩擦力是一個很大的影響因素,反映到有限元模型計算分析中,便是一個接觸問題。這會使問題變得復雜。實際上,支撐條件的差異對結構整體變形的起拱位移計算會產生明顯的影響,而對端部預應力束周圍局部區(qū)域的應力分布影響是很小的。所以,從理論分析的重點在于梁端應力分析而不是整體變形性能分析這一出發(fā)點來看,作簡支約束進行計算處理是合理的。6般預應力束張拉法分析1)計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迅速達到最大值,之后逐漸減小,直至變?yōu)閴簯Α?)計算結果反映的側板在預應力筋周圍的混