应力传递

应力传递（精选四篇）

应力传递篇1

预应力传递性能是指预应力构件在不用锚夹具而靠高强钢筋在混凝土中自锚作用实现应力传递的性能,其主要指标为预应力传递长度,即进行预应力筋放松时依靠端部混凝土握裹力建立起设计所需的预应力值的长度,也就是从端部到高强钢筋中应力达到有效应力恒值处的距离。预应力传递性能与混凝土的抗拉强度、预应力筋的直径与表面形状以及预应力筋放松方法等因素有关[1~2]。

正常情况下,PHC管桩预应力是在管桩端部由镦头传给钢板,再作用于混凝土上,在管桩不被破坏的情况下,不存在预应力传递长度的问题。然而在施工中因现场各种原因需要进行截桩,此时混凝土的预压应力由钢棒和混凝土之间的锚固力来传递,由此产生预应力传递问题。本文主要研究PHC管桩在截桩后其截桩端的预应力传递性能,分别开展了镦头释放、切割、大锤凿桩和风镐凿桩等不同截桩试验研究,分析了不同的截桩方式对预应力传递长度的影响。

1 试验设计

对预应力构件进行预应力传递性能的研究,主要采用的试验方法可分为直接测试和间接测试两种:前者指通过预埋测试元件对预应力筋的应力分布直接进行测量;后者是通过对构件外表面应力量测间接推算预应力筋的应力传递情况,其具体量测的手段是在混凝土构件表面粘贴电阻应变片或采用接触式引伸仪进行预应力筋张放前后应力变化的量测,然后通过作图的方式确定其预应力传递长度值。

PHC管桩的预应力在截桩前由端部钢板传递至混凝土,使整节管桩处于同一预压应力值下,在截桩后,截桩端的预应力得到释放,在预应力传递过程中钢棒与混凝土的应力重新分布,通过测量这一过程中桩身各断面的应力变化情况,即可得到截桩后的预应力传递长度。

根据PHC管桩的特性,间接法测试预应力传递长度可分为以下几步:

(1)在需要进行截桩的管桩端部进行打磨光滑,然后涂上薄薄的一层环氧,使得粘贴应变片的位置尽量平整,应变片与桩身混凝土充分接触;

(2)等涂上的环氧完全干透后,在桩身粘贴电阻应变片,并测试应变片初始应变;

(3)截桩,当截桩完毕后,读取应变片应变值,然后每隔一定时间读取数据,直到相邻时间点应变值不变为止;

(4)画出桩身最终应变(应力)和应变片离端部位置关系曲线图,根据曲线特性判断预应力传递长度。

试验选用了三根直径800mm不同型号的PHC管桩[3~4],具体规格及性能参数见表1。

在需要截桩部位沿预应力筋方向贴片,采用100mm应变片,间隔100~150mm,先测出各应变片的初始值。在进行镦头释放试验中,采用气割方法释放镦头锚固,使预应力钢棒骤然放松,造成桩身应力重新分布,测出其后应变片的新读数,并与初始值相减,得到应变变化值;在人工截桩方法的预应力传递长度测试中,将桩身混凝土凿开后用切割砂轮按圆周对称的原则,顺序将预应力钢棒断开,采用相同的测读方法得出截桩前后的应变变化量。具体测点布置详见图1。图2为采用齿轮切割的方式断开PHC管桩。

2 试验结果分析

将试验所得的截桩前后应变变化值,分别乘以混凝土弹性模量,得到桩身混凝土的应力变化值及其沿管桩轴向的分布情况,采用端部镦头锚固释放法的SYZ1管桩的测试结果如图3所示,SYZ2管桩的测试结果如图4所示,由于现场测试的环境较差,故测试数据有一定误差,但仍能客观反映管桩表面应力变化的分布情况。

从图3和图4中可见,在管桩端部的应力变化值较大,在达到75cm附近应力变化值基本趋稳,预应力传递长度为75cm。

采用齿轮切割管桩的测试结果如图5所示,从图中可以看出,采用切割的方法,其预应力传递长度很短,大约在距断开位置35cm左右。

大锤截断管桩的测试结果如图6所示,通过测试数据反映,采用大锤截桩的方法,虽然数据有些跳跃,但仍可测出其预应力传递长度值,只是其值大于正常释放的值,大约在100cm左右。

风镐截断管桩的测试结果如图7所示,采用风镐截桩的方法,断桩速度略快于大锤方法,但对混凝土内部结构产生较大损伤,测试数据离散性较大,预应力传递长度值也较大,大约在120cm左右。

根据端部镦头锚固释放前后桩身应变值变化规律,可分别绘制出SYZ1和SYZ2管桩在截桩后的桩身混凝土实际预压应力分布图,各测点的预压应力分布如图8所示,从图中可以看出,随离截桩距离的增加压应力值逐渐加大,到70~75cm处之后应力趋于稳定,应力分布曲线呈水平状态,说明预压应力值已建立起来。

3 预应力传递长度理论分析

现有国内规范JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》[5]、JTJ267-98《港口工程混凝土结构设计规范》[6]、GB50010-2002《混凝土结构设计规范》[7]和DL/T5057-1996《水工混凝土结构设计规范》[8]对于预应力传递长度的规定取中值可初定为58d~85d,本次试验对象的钢棒直径为覫10.7,于是对其预应力传递长度的许可值可初定为62.06~90.95cm。由于采用骤然放松预应力钢筋的施工工艺,预应力传递长度的起点应从0.25 ltr处起算,因此,实测预应力传递长度应为77.58~113.69cm。对比实测结果,由端部镦头释放、切割方法测得的预应力传递长度小于规范许可范围,采用风镐凿桩方法测得的预应力传递长度大于规范许可范围。

4 结论

(1)通过对PHC管桩在现场的预应力传递长度的测试,在镦头锚固释放法(气割)截桩的情况下,距截面的预应力传递距离为70~75cm;在端部进行齿轮切割的情况下,距切割截面的预应力传递距离约为35cm。

(2)对比测试的结果表明,截桩方式对预应力传递性能有很大影响,大锤截桩和风镐截桩预应力传递长度大于规范许可范围,在实际工程中应避免使用。

摘要：根据先张法预应力混凝土管桩(PHC)镦头释放、切割、大锤凿桩和风镐凿桩等不同截桩方式试验研究,分析了截桩方式对PHC管桩预应力传递长度的影响,并通过现场试验和理论分析,确定了PHC管桩截桩后的预应力传递长度,为设计提供了可靠的试验依据。

关键词：预应力传递长度,PHC管桩,试验研究

参考文献

[1]吴锋,刘兹胜,方炫强,等.后张法预应力混凝土管桩预应力传递长度试验研究[J].水运工程,2009.2.

[2]Xu Jun-xiang,Liu Xi-la,A two-step approach to progressivecollapse analysis of building structures under blast loading[J],Journalof shanghai jiaotong university(science),2009;14(4):393-397

[3]GB13476-1999.先张法预应力混凝土管桩[S].

[4]JISA5337.先张法预应力离心高强混凝土管桩[S].

[5]JTG D62-2004.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[6]JTJ267-98.港口工程混凝土结构设计规范[S].

[7]GB50010-2002.混凝土结构设计规范[S].

应力传递篇2

三维编织复合材料主要由纤维与基体构成, 拥有各种优越的力学性能, 所以在各种高科技领域 (如航空、航天等) 被广泛应用。位于界面附近的纤维和基体材料不同, 导致界面处力学性能的不同, 对材料的各项力学性能都有影响, 特别是抗冲击、切、断裂、层间剪、波的传播以及抗湿热老化等性能。

对材料的宏观力学行为具有较大影响的就是纤维和基体连接处界面的拉拔性能。王红霞[1]分析了纤维和基体在纤维拉拔过程中, 在完全脱粘等界面下具有的应力状况。依据最小势能原理, 刘鹏飞[2]等推导出了当纤维脱粘拔出时在界面处产生分离的过程中能量释放率的应力函数。所以, 针对三维编织复合材料界面的拉拔性能进行研究, 对于提高材料的整体力学性能具有重大意义。

2 三维编织复合材料纤维/基体界面的性质

在纤维结构设计好后通过注入基体就可以形成三维编织复合材料的预制件, 而纤维与基体之间的界面就是固体-液体界面与固体-固体界面之间的转化。纤维与基体之间就会物理和化学作用, 因此可以看出纤维和基体之间的接合就是在界面转化的过程中通过产生一系列的化学反应 (因化学键具有摩擦粘附的功能) 和“钉扎”的机械作用使纤维与基体在界面处结合得更稳固。

对于三维编织复合材料来说, 纤维和基体都要受到载荷的作用并且在载荷的作用下发生变形, 当该材料受力时, 因构成纤维、基体的材料各不相同, 所以在界面处会产生应变差, 继而产生界面剪应力。这个界面剪应力是要经过一定的传递长度以后, 才会使基体材料与纤维的变形达到一致, 因变形不一致产生的界面剪应力和应变差才会消失。

3 纤维/基体界面拉拔的力学分析

界面上应力传递采用剪滞模型分析, 主要原理是其界面上的剪应力平衡纤维所受到的轴向应力。运用剪滞方法的前提是假设纤维只受到轴向力作用, 而纤维基体与界面只受到剪切力作用[3]。

根据Cox提出的理论, 纤维与基体具有以下特征: (1) 各向同性; (2) 纤维的端头效应可以忽略不计; (3) 材料在界面处牢固粘结。由剪滞模型得到纤维轴向拉应力σf和界面剪应力τ:

其中, ε0-材料系的整体应变, 假设为恒定值;β-编织角;H-界面特征参数;υm-泊松比;Ef-纤维弹性模量;rf-纤维半径。

通过推导计算得出:

其中, σb表示拔出应力。由此可知, 在总体坐标系下, 纤维所受的剪切应力和轴向应力在横轴方向变化的速率, 弯曲纤维大于直纤维。剪切应力和轴向应力随着x值的增大呈指数减小。

3 纤维/基体界面的应力传递分析

从界面力学分析的角度看, 界面就是组成复合材料的各组成部分之间的分界线。在分析界面处的应力时, 不仅要考虑外部的边界情况和受力情况, 还要考虑处于内部各界面具有的边界条件。因此, 在界面处的受力情况比较复杂, 材料的破坏经常发生在力学参数复杂的界面处或其邻近部位。为了简化分析过程, 在本章中假设材料内部不存在裂纹, 材料为线性体, 假设界面的粘结处结构是无缺陷的, 只在弹性范围内计算, 而且, 温度残余应力产生的影响也忽略不计。仅研究纤维基体中埋入不同深度时以及受到不同载荷时界面位置的应力分布情况[4,5]。

为简化计算步骤, 只针对小段纤维和基体进行研究, 分析其受力情况, 图1反映的就是在纤维拉拔模型中施加载荷的参数:L=10mm, l=5mm, D=6mm, d=2mm。按组划分各材料参数如表1所示。

3.1 不同纤维埋入深度的影响

埋入基体中的纤维如果具有不同的深度, 那么其界面路径上的各项参数就不同, 故对上述情况也需要预测。图2是纤维分别在2mm、4mm、5mm、6mm、8mm这5种埋入深度下所产生的应力、应变及位移, 这些图可以反映出在界面路径上的分布情况, 载荷大小为600MPa。

由图2 (a) 中看出可能产生应力集中的位置是拐点和结合点处, 其中, 埋入深度为2mm的X向应力σ2Xmax=782.3MPa大于其他埋入深度的σ4Xmax=672.9MPa, σ5Xmax=666MPa, σ6Xmax=663MPa, σ8Xmax=658MPa, 因此可以得出X向最大应力与埋入深度成反比, 而且纤维产生的应力集中的大小也与埋入深度成反比。图2 (b) 可以看出对于纤维的各个界面, 垂直于界面的应力对于远离应力集中区域的界面产生的影响较小。图2 (c) 中, 在远离应力集中区域的界面上产生的剪应力基本保持为一个恒定数值。图2 (d) 对应于X方向产生应力的变化情况, 图2 (e) 对应于剪应力的变化情况, 因为基体的性能取决于材料的属性, 所以其产生的应变大于纤维, 应力集中区也如此。分析图2 (f) 中的曲线可以看出, X向的位移随着纤维埋入深度的增大而趋于平缓;8mm是纤维埋入深度的最大值, 五个X向位移的最大值中8mm的最小, 而8mm的在五个最小值中最大。

3.2 不同载荷下的影响

在没有引起断裂或者出现裂纹的情况下, 应力及应变等参数是否随着载荷的变化而变化。图3为在分别承受五种不同载荷时路径上产生的应变、应力及位移的具体情况。

通过分析图3, 得知纤维/基体界面处的应变、应力及位移随着载荷的增大而增大, 其影响曲线的变化规律是一致的, 只是数值不同, 这就说明在没出现断裂或裂纹的情况下, 应力、应变和位移沿着界面路径的变化趋势是一样的。

4 结论

三维编织复合材料基体界面的拉拔性能直接决定了材料的整体力学性能。本文针对三维编织复合材料, 在纤维/基体界面受力分析基础上, 以小段纤维的结构建立了拉拔模型, 并采用有限元分析软件对拉拔模型进行了分析, 得到了不同载荷与不同埋入深度分别对纤维/基体界面应力、应变和位移的影响规律。通过对结果的深入分析, 对于进一步改进三维编织复合材料的工艺流程及提高使用性能有一定的指导作用。

参考文献

[1]王红霞.纤维增强复合材料界面力学性能的细观有限元分析[D].太原:太原科技大学, 2008.

[2]刘鹏飞, 陶伟明, 郭乙木.纤维拔出时界面分离能释放率的应力函数分析[J].中国有色金属学报, 2006, 16 (2) :168-173.

[3]卢子兴, 杨振宇, 刘振国.三维四向编织复合材料结构模型的几何特性[J].北京航空航天大学学报, 2006, 32 (1) :92-96.

[4]杨振宇, 卢子兴, 刘振国.三维四向编织复合材料力学性能的有限元分析[J].复合材料学报, 2005, 22 (5) :155-161.

应力传递篇3

1工程背景

淮北矿业集团桃园煤矿7246工作面煤层厚0.8～2.0 m,赋存较稳定。伪顶为厚0.3 m的泥岩;直接顶为中粒砂岩,厚4.7 m,裂隙发育;基本顶为粉砂岩,平均厚2.04 m;直接底为厚1.95 m的泥岩。根据已掘巷道资料揭露,该面存在一条F2断层,其倾角为42°,落差2.0～5.0 m。

文献[4]对断层进行了分类:落差大于50 m的为特大型断层;落差在20～50 m为大型断层;落差在5～20 m为中型断层;落差小于5 m的为小型断层。由此可以得出,F2断层属于中小型断层。

2分析模型的建立

为了充分反映岩体的裂隙特征,采用国际上通用的离散元分析软件UDEC3.0。文献[5]研究表明,正断层附近煤(岩)体破碎,煤(岩)体中裂隙的发育程度随距断层面距离的变小而增加;正断层的影响带的宽度在上盘为落差的2.0倍,在下盘为落差的1.5倍。为此,通过对相应范围内块体的细分来表征正断层附近围岩裂隙发育特征。

为了分析正断层对采动应力沿底板传递的影响,建立2个数值分析模型,即无断层和5 m落差正断层数值模型(图1)。

2.1本构关系及岩体力学参数

本次数值分析中采用摩尔—库仑塑性模型本构关系。根据《岩石力学试验报告》,并以此为基础结合现场观测到的裂隙率、RQD值等资料,确定岩体物理力学参数(表1、表2)。

2.2边界条件

模型上边界采用应力边界条件,模型的上表面按采场上覆岩体所受重力考虑施加均匀的垂直压应力13.75 MPa;模型的左边界、右边界、底边界采用0位移边界条件,具体约定为:①模型的左右边界为水平位移约束边界,取Vx=0,Ux=0(即水平方向的速度矢量和位移均为0);②模型的下边界在水平和竖直方向均固定,即模型的下边界为全约束边界,Vx=0,Ux=0,Vy=0,Uy=0;③模型上边界为自由边界,计算模型上边界以上的覆岩重力载荷以外载荷的形式作用于上部边界。

3计算结果分析

3.1正断层对原岩应力分布的影响

计算结果表明,在重力作用下,断层的存在对原始应力场产生明显挠动,在断层破坏带内覆岩应力表现为低应力区,应力降低值为正常应力值的25%～40%;其旁侧存在高应力集中区,为正常地应力值的1.5～2.5倍,且断层上盘的应力集中系数高于下盘的应力集中系数(图2)。

3.2正断层对底板应力场、位移场分布的影响

为了分析底板不同层位岩体应力、位移受采动应力影响的变化规律,在计算模型中分别设置5条观测线(底板5,10,25,40,50 m处)监测在采动应力作用下岩体应力、位移的变化情况。

3.2.1底板应力沿工作面走向变化规律

由图3、图4可以得出,无论在底板岩层是否存在断层等断裂结构面,沿工作面的推进方面,工作面前方底板岩体附加应力呈明显增加的趋势;在工作面后方底板岩体附加应力呈明显减小的趋势;当工作面推进一定距离后,由于顶板岩体的垮落、压实,造成底板应力逐步升高。由此可得,沿煤层走向可将底板附加应力变化划分为3个区域,即应力增高区、应力降低区和应力恢复区。

(1)应力增高区。

该区位于工作面前方,底板应力明显增大。当底板岩层中不存在断层等断裂结构面时,应力增高区为工作面前方20 m范围内;当底板岩层中存在断层等断裂结构面时,应力增高区为工作面前方10 m左右范围内。同时,无断层时底板应力增高区的峰值小于有断层时底板应力增高区的峰值,而且应力集中系数也小于有断层的情况,其比值约0.85。

(2)应力降低区。

该区位于工作面后方-1 m至10 m范围内。在该区域内,底板应力急剧降低,导致工作面底板发生破坏。同时,对于含有断层等结构面的底板围岩,在断层等断裂结构面周围形成应力降低区。

(3)应力恢复区。

该区位于工作面-10 m以后区域,在-10～-20 m范围内,随着工作面的推进,各附加应力均有明显的增加,但小于原始应力,即处于卸压状态,但有增加的趋势,这表明应力逐步恢复。对于存在断层等断裂结构面的底板应力增加强度小于无断层情况的底板。

3.2.2底板应力随深度变化规律

由图3、图4可以得出,底板岩体附加应力值在不同深度内差别较大。在走向上位于同一位置的煤层底板,随着底板埋藏深度的增大,应力呈现逐步减弱趋势,即距离工作面越远,底板岩层受采影响程度越轻,同时,由于断层等断裂结构面的存在,减轻了采动应力对底板的影响程度。

3.2.3采动影响下煤岩底板岩体位移变化特征

由图5、图6可以得出采动影响下煤柱区、工作面区底板岩体的位移特征。

(1)煤柱区。

煤层开采后,煤柱区的底板岩体受支承压力的作用被压缩而产生垂直向下位移。随着工作面推进距离的增加,其位移量有增大趋势。煤柱区底板岩体由于受压缩将向采空区方向延伸。

(2)工作面内。

在工作面开采状态下,煤层底板具有工作面前方压缩、后方膨胀及恢复3个阶段,这3个阶段随着工作面推进而重复出现。煤层底板应力与位移变化规律有较好的对应关系,增压区为压缩区,卸压区即为膨胀区。

4结语

利用数值计算的方法,结合桃园煤矿7246工作面地质条件,深入分析了中小型正断层对采动应力沿底板传递规律影响,并得出以下结论。

(1)底板岩层中存在的断层等断裂结构面对底板岩体的应力和位移的分布形态在整体上影响不是很大,但影响采动应力传递程度。

(2)断层等断裂结构面的存在,对初始应力场明显地产生挠动,在断层破坏带内覆岩应力表现为低应力区,在其旁侧存在高应力集中区带。这是影响采动应力传递的基本因素。

(3)断层等断裂结构面的存在,影响了底板应力沿煤层走向和随深度的分布特征。断层的存在扩大了应力增高区的范围,降低了应力恢复区应力恢复的强度。

(4)断层等断裂结构面的存在使底板岩层位移增加了5倍左右,使底板岩体破坏程度和范围增大。

参考文献

[1]陈炎光,陆士良.中国煤矿巷道围岩控制[M].徐州:中国矿业大学出版社,1994.

[2]王作宇,刘鸿泉.承压水上采煤[M].北京:煤炭工业出版社,1993.

[3]杨孟达.煤矿地质学[M].北京:煤炭工业出版社,2000.

[4]孟召平,彭苏萍,黎洪.正断层附近煤的物理力学性质变化及其对矿压分布的影响[J].煤炭学报,2001,26(6):561-566.

应力传递篇4

1 工程概况

武汉二七路长江大桥主桥跨径分布为 (90+160+2×616+160+90) m, 总长1 732m, 宽31.85m (见图1) 。90m跨采用预应力砼π型梁, 梁高350cm;其余采用双工字钢结合梁, 其桥面板厚26cm, 梁高293.5cm。主梁标准断面图见图2。

本桥结合部位于2#、6#辅助墩主桥侧4.5m处。结合部通过承压钢板、栓钉及预应力钢束共同作用实现内力传递。钢梁通过4m的加强段以承压钢板与预应力砼π型梁连接, 而后钢梁继续延伸并伸入预应力砼π型梁3m。钢梁伸入预应力砼π型梁部分设置ML15栓钉。预应力砼π型梁侧的预应力钢束延伸并固定在钢梁侧承压钢板处。结合部构造图见图3。

2 空间有限元模型的建立

2.1 模型节段选取

结合运营中武汉二七路长江大桥, 采用ANSYS, 对其结合部建立空间有限元模型进行应力分析。根据SaintVenant’s Principle[3], 结合部位置约为整个节段模型的中间, 结合梁段、砼梁段长度约两倍桥宽, 同时考虑结合梁的节段划分及砼梁的结构特点, 取结合梁30.75 m, 结合部7m, 砼梁36m, 模型总长73.75m。取结合面与桥梁中心线交点为坐标原点, 取纵桥向为X轴, 取竖桥向为Y轴, 取横桥向为Z轴 (详见图4) 。

2.2 单元划分

结合部模型模拟单元信息及材料参数模拟材料特性见表1。本模型预应力钢束、砼间的粘结作用采用节点耦合法模拟, 预应力采用降温法施加[4]。

2.3 荷载类型

1) 恒载

对结合部模型施加重力加速度模拟结构自重, 二期恒载以8t/m计 (包括桥梁护栏及桥面铺装) 。

2) 活载

活载采用公路-Ⅰ级汽车荷载, 按8车道加载。

2.4 荷载工况

采用MIDAS建立全桥模型, 求得结合面节点轴力 (N) 、剪力 (Q) 、弯矩 (M) 的影响线;引起结合面内力最值的主要因素是活载, 按结合面节点影响线的分布情况明确活载的最不利加载位置, 并据此确定全桥活载加载方案[5], 求得结合部模型六种工况下的梁端内力、索力 (见表2、表3) 。

注:轴力拉为正, 剪力逆时针为正, 弯矩下侧受拉为正。

2.5 边界条件

结合部节段模型中, 砼梁梁端固结, 结合梁梁端以刚性域假定为平截面变形, 在梁端施加表2、表3内力, 砼梁端部下底板加支座限位, 索力采用空间三向分力作用于斜拉索锚固点[6]。

3 有限元结果分析

取节段模型结合面7m长的范围进行分析, S1、S2、S3分别代表第一、二、三主应力 (正为拉, 负为压) 。

3.1 主应力

1) 砼梁主应力

砼梁主应力分布见表4。

砼梁的最大主拉应力为1.3MPa, 发生在工况一结合面砼梁倒角处;最大主压应力为14.7MPa, 发生在一工况砼梁与桥面板接触面。砼梁的主应力处于-14.7~1.3 MPa区间。

2) 钢梁主应力

钢梁主应力分布见表5。

钢梁的最大主拉应力为32.0 MPa, 发生在工况一结合面横梁加劲肋倒角处;最大主压应力为84.7 MPa, 发生在工况一小纵梁下翼缘与横梁接触点。钢梁的主应力处于-84.7~32.0 MPa区间。

3) 桥面板主应力

桥面板主应力分布见表6。

桥面板的最大主拉应力为1.0MPa, 发生在桥面板预应力锚固点;最大主压应力为17.0MPa, 发生在工况一钢梁上翼缘渐变段端部与桥面板接触点。桥面板的主应力处于-17.0~1.0 MPa区间。

3.2 应力传递规律

结合部正应力分布分析得:工况一作用下结合部受力最不利, 针对工况一研究结合部的传力规律。

1) 砼梁-钢梁翼缘应力传递规律

砼梁-钢梁上翼缘沿Z轴纵向正应力传递如图5所示, 下翼缘沿Z轴纵向正应力传递如图6所示。

结合部砼梁-钢梁上翼缘整体受压, 压应力由砼梁至钢梁方向呈递增趋势;结合部钢梁下翼缘整体受压, 砼梁下翼缘背离结合面方向由受压逐渐变为受拉。若干节点拉应力值为1.3 MPa, 但没有超出砼抗拉强度设计值1.96 MPa。针对纵向正应力砼梁-钢梁上翼缘比下翼缘总体偏高。砼梁、钢梁上下翼缘纵向正应力分布较均匀, 承压钢板处纵向正应力变化较大。

2) 砼梁-钢梁腹板应力传递规律

砼梁-钢梁腹板沿y轴纵向正应力传递如图7所示。

结合部钢梁腹板整体受压, 砼梁腹板主体受压, 靠近砼梁底板若干节点出现0.5 MPa左右拉应力, 但没有砼抗拉强度设计值1.96 MPa。砼梁-钢梁腹板纵向正应力分布较均匀, 沿纵桥向以及竖桥向应力呈递增趋势, 承压钢板处纵向正应力变化较大。

3) 砼梁-桥面板应力传递规律

砼梁-桥面板沿Z轴纵向正应力传递如8图所示。

结合部砼梁-桥面板整体受压。桥面板、砼梁纵向正应力沿分布较均匀, 沿纵桥向呈递增趋势, 承压钢板处纵向正应力变化较大。砼梁-桥面板纵向正应力边主梁总体比跨中偏高。

4 结论

a.砼梁主应力变化处于-14.7~1.3 MPa区间, 钢梁主应力变化处于-84.7~32.0 MPa区间, 桥面板主应力变化处于-17.0~1.0 MPa区间。结合部处于低应力状态, 结合部的应力分布满足设计要求。

b.结合部总体受压, 砼梁底板若干节点出现拉应力, 但没有超过砼抗拉强度设计值1.96 MPa。

c.结合部纵向正应力沿分布较均匀, 纵向正应力上翼缘比下翼缘偏高、边主梁比跨中偏高。承压钢板处应力变化较大。

参考文献

[1]周孟波, 斜拉桥手册[M].北京:人民交通出版社, 2004.