预应力混凝土跨空心梁板梁桥的受力分析

预应力混凝土跨空心梁板梁桥的受力分析

0桥梁结构及施工问题空心梁板结构具有形状和预制技术简单、安装方便、成本低、建筑高度小等优点。广泛应用于道路诉讼中。空心板梁桥在公路桥梁中占有很大比例,空心板梁是简支桥梁中运用最为广泛的桥梁构件,由于其梁板构件形式的多样性,存在构件内预应力筋设置不尽合理,现有设计和施工技术参照标准落后,施工控制不规范等问题,对桥梁的正常运作造成威胁,严重影响了交通的安全运营。针对目前浙江省空心板梁使用时间长、数量多、结构类型多样的现状,浙江省公路学会组织有关方面对正在施工的桥梁(萧山红义线三项工程第六合同段)中应用的16m空心板梁构件进行了预应力张拉过程中端部受力性能试验研究,并在大型有限元分析软件———ANSYS平台上建立了三维实体有限元计算模型,对构件在预应力张拉工序下梁端锚垫板周围区域的混凝土进行应力分析,并将计算结果与试验结果进行对比,揭示其受力性能,从而了解大多数此类混凝土构件梁端表面出现裂缝的原因。1有限模型1.1有限元模型建立选16m跨空心板梁为分析对象,板厚80cm、宽99板空心为矩形截面为结构计算分析按12跨板梁建立有限元模型,由于是为了研究端部应力分布情况,所以可忽略梁体中部拼接缝来简化模型,即认为梁端和跨中截面形状相同。在约束处理时,认为张拉过程中板梁处于简支状态,对端头施加横向和竖向的线位移约束;根据对称性,对跨中截面施加对称约束,见图1。1.2实体单元模型模拟法梁板构件主要由混凝土、预应力筋和锚垫板三种部件构成,因此,选取不同属性的单元进行模拟计算。锚垫板采用solid45实体单元模拟,单元通过8个节点来定义;端部几何情况较复杂,采用四面体单元自由划分,为减少由此带来的分析误差,采用20节点的solid95实体单元模拟;预应力筋采用三维线单元link8模拟,通过对单元降温引起线单元收缩来模拟分析预应力张拉的情况。这三种单位的每个节点皆有3个沿x、y、z方向平移的自由度,前两种单元还具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化和大应变的功能。按等效荷载法施加预应力进行较为精细的单元划分,划分后的单元数达到12万个,锚杯附近的平均单元长度为见图为了能和等效荷载法施加预应力的计算结果进行对比,按预应力束降温法进行较为粗略的单元划分。该模型采用四面体自由划分,对靠近端头1m处加密网格以提高分析精度,平均单元长度为5cm,总单元数为2万个。1.3anasas软件模型空心板梁构件混凝土标号为C50,预应力钢绞线采用R=1860MPa的高强低松弛钢绞线,315.24mm为一束,每束钢绞线两端张拉的控制力为585.9kN。为减少计算量,在ANSYS软件分析计算中定义混凝土为线弹性材料,模型中混凝土弹性模量值为3.45×104MPa,普通钢筋弹性模量忽略不计。锚垫板和预应力筋均视为线弹性材料,弹性模量为1.95×105MPa。2计算方法2.1预应力筋公式等效荷载计算公式为:式中:q为等效荷载;N(x)为预应力筋沿轴向预加拉力;Y(x)为预应力筋几何方程。对于预拉力沿线长保持不变的二次曲线型预应力筋,公式可简化成:式中的e为二次曲线跨中垂度;l为跨径。2.2钢筋弹性模量的施加计算分析时预应力钢筋的预应力荷载通过等效温度的方式施加。计算公式为:式中的T为施加的温度;F为实际施加的力;E为钢筋弹性模量;A为钢筋面积;δ为钢筋的线胀系数。3预测的张拉元分析3.1端部拉应力的变化图3和图4为板梁端部横向应力分布情况。从图中可看出端部截面上锚垫板之间区域均处于受拉状态,顶板表面靠近端部区域先处于受拉状态,随着离端部的距离增加拉应力逐渐变为压应力。以顶板截面为例,越靠近锚垫板,顶板的横向拉应力越大。端部最大横向拉应力出现在孔道在顶板和底板的折角处,应力值分别达到13.486MPa和14.147MPa。这说明在锚垫板与混凝土的连接处出现了应力集中现象。3.2锚垫板内最大拉应力图5和图6为空心板梁端部竖向应力分布情况。与横向应力分布情况相似,截面上在两个锚垫板之间的区域均处于受拉状态,在侧表面上靠近端部的区域也是先处于受拉状态,随着离端部距离的增加,拉应力逐渐变为压应力。最大拉应力出现在锚垫板上方靠近孔道折角处,应力值达到9.744MPa。从总体上看,侧板在预应力筋周围拉应力较大。3.3mpa比例图7为空心板梁端头的纵向应力分布情况。最大压应力值为76.9MPa。从图中可以看出预压力从施加到锚垫板下的混凝土到分散至梁的整个截面有一个渐变的过程梁端后梁截面上的压应力逐渐变得均匀并呈现出截面受弯的、上大下小的应力变化特点。3.4锚垫板内部分应力图8显示了端部第一主应力的分布情况。从图中可以看出梁端整体处于较低的应力状态,端部为拉应力区离端头一定距离后应力值快速下降而变为压应力;锚垫板附近各方向的应力量值很大,随着距离的增加其值迅速减小;侧板在预应力筋周围拉应力较大,底板和侧板在孔内角部位的主应力较大,其值分别为15.459MPa和9.746MPa。这些都可以解释一般的梁板构件在侧板预应力筋周围以及底板在孔口边缘位置较容易出现裂缝的原因。3.5有限元分析结果梁板在预应力张拉时,会出现反拱现象。在此采用两种预应力分析方法进行了跨中反拱挠度的计算。图9为板梁在预加力作用下有限元分析计算得到的变形情况,计算所得的跨中截面反拱值为:11.381mm。为了更好的进行分析比较,在这里还采用了一般结构力学方法进行板梁反拱挠度的计算,计算模型如图10所示,由此所得线荷载大小为60.28kNm,分布在端部区域3.34m的范围内,计算所得的跨中截面反拱值为11.670mm。由此可看出两种计算方法得到的反拱值基本相同。4测试测试4.1应变测点的布置此测试是在所测混凝土表面或钢筋表面粘贴应变片,利用静态电阻应变测试系统来测定相应的应变值。应变片采用箔式电阻应变片,其中混凝土表面所用的应变片标距为(80×3)mm2,钢筋表面所用的应变片标距为(5×3)mm2,阻值均为120Ψ,灵敏系数k=2.06左右。静态电阻应变测试系统的型号为DH-3815N,应变测试精度达到1×10-6。为了防止温度变化造成的误差,设置相应的温度补偿片。应变测点布置在梁的顶板和侧板对应预应力筋位置和中间部位布置沿纵向和横向的应变测点,编号为:HD-1～HD-12、HC-1～HC-13;在两板的端面中间部分各设两个测点,编号为:SD-1、SD-2、SC-1、SC-2。应变测点的具体布置和编号见图11。4.2位移测试位移用百分表进行测读,百分表用磁性表座固定在刚性较大的支撑上,或置于稳定的地面基础上。位移测点布置在梁的一端顶面及两个侧面布置位移测点,测点编号为:DD-d1、DD-d2、DD-c11、DD-c12、DD-c21、DD-c22;在跨中截面的顶面和侧面设置测点,两侧面各设一个测点,编号为:DZ-d1、DZ-d2、DZ-c1、DZ-c2;在梁的两端沿轴向各设一个轴向变形测点,编号为:DA0,DB0。位移测点的具体布置见图12。5比较表明计算值和试验值的关系5.1测点结果对比表1和表2是在试验测点处的实测应变值与两个模型计算得出的应变值的比较。由表1、表2中数据可以看出,在大部分测点上两个模型得到的结果基本一致,和试验值符合得较好。由于预应力降温模型仅为验证对比,模型较为粗糙,与试验值对比差异较大因而等效荷载模型的应变值更符合试验结果。5.2张拉时板梁的初始支撑将位移的计算数据与构件实测结果相比较发现,计算值与试验值有一定的差距,试验实测的跨中反拱挠度值为8.262mm,而理论值约为11mm左右。其原因主要是计算分析时假设的简支约束条件与实际情况有较大的差异。事实上,张拉时板梁是平放在地面上的,待张拉完成后梁体起拱,这时才能看成简支状态,支撑跨度也未必等于板的长度。因此,用简支条件作计算模型会对整体结构的分析产生较大的误差。若按构件实际支撑于地面进行计算,那么在施加预应力时,地面对梁板的静摩擦力是一个很大的影响因素,反映到有限元模型计算分析中,便是一个接触问题。这会使问题变得复杂。实际上,支撑条件的差异对结构整体变形的起拱位移计算会产生明显的影响,而对端部预应力束周围局部区域的应力分布影响是很小的。所以,从理论分析的重点在于梁端应力分析而不是整体变形性能分析这一出发点来看,作简支约束进行计算处理是合理的。6般预应力束张拉法分析1)计算中反映出混凝土表面在靠近锚固区处于受拉状态,在距锚垫板较短距离内迅速达到最大值,之后逐渐减小,直至变为压应力。2)计算结果反映的侧板在预应力筋周围的混