阶段应力（精选九篇）
阶段应力 篇1
关键词：连续梁桥,施工阶段,应力,模拟计算,规律
0 引言
随着我国高速公路建设的蓬勃发展,我国桥梁建设进入了前所未有的高潮时期,预应力混凝土连续梁和连续刚构桥是目前桥梁工程中应用最广泛的桥型,通常采用平衡悬臂方法施工。
本文通过全面综合分析我国预应力混凝土连续梁桥施工阶段的应力分析理论和试验研究现状,以淮安市天津路大桥的施工监测试验数据为依据,对预应力混凝土连续梁桥进行了施工阶段的应力分析,得出了箱梁悬臂施工阶段较为详细的应力变化规律,对该类桥梁的设计和施工有一定的参考价值。
1 工程概况
淮安市天津路大桥主桥部分为(76.5+143+76.5)m三跨预应力混凝土变截面连续梁桥,主桥箱梁采用直腹板式的双箱单室结构。箱梁根部梁高8.2 m,跨中梁高3.0 m,箱梁高度从距桥墩中心2.5 m处到合龙段处按1.5次抛物线变化。主桥各块段采用挂篮对称悬臂浇筑施工,施工流程为:移动(架设)挂篮→绑扎钢筋→浇筑混凝土→张拉各种预应力筋→移动(架设)挂篮,循环以上步骤直至合龙,合龙顺序是先进行边跨合龙,然后拆除主墩临时锚固,再进行中跨合龙。
2 结构分析模型的建立
2.1 结构单元的划分
根据设计,主桥左右幅对称,因此仅对右幅进行模拟,基于有限单元法,将全桥简化为平面杆系结构。考虑0号块横隔板的影响,故将0号块每个横隔板单独的作为一个单元,并且在桥墩处将0号块分开,这样每个桥墩0号处分为6个单元;将悬臂部分按照设计的19个块段分为19个单元,其次中跨合龙段分为2个单元,每个边跨合龙段为一个单元;将主桥两端的桥台段分别分为3个单元,总共6个单元;这样主桥总共划分了108个单元,本次计算用Midas/Civil进行分析,全桥模型见图1。
2.2 模型简化
本次计算分析过程中,进行以下简化:
1)建模时只考虑各施工段的截面形状,忽略普通构造钢筋、预埋件等对截面的影响,计入预应力孔道对截面的影响,忽略合龙段的横隔板作用;
2)建模时假设0号块梁底直接作用在刚性平面上,而不模拟桥墩;
3)忽略桥梁主桥部分纵坡和横坡的影响,桥梁横截面高度采用主梁中心线处的截面高度,左右对称模拟。
2.3 边界条件及计算参数
在悬臂过程中存在着结构体系转换,桥梁结构的边界条件在施工过程中会发生变化。在边跨合龙前,12号和13号墩与悬臂浇筑的梁段形成静定的T形结构,此时,两墩的约束均为固接。当中跨合龙后,将13号墩改为双向铰接,其他桥墩都改为单向铰接。
梁体混凝土标号为C50,弹性模量为3.45 GPa,泊松比为0.2,混凝土比重γ=25 000 kN/m3。顶板纵向预应力钢筋采用标准强度级别1 860 MPa,公称直径为15.2 mm高强度低松弛钢绞线,弹性模量为195 GPa,泊松比取0.3。钢绞线松弛损失为控制应力的3.5%,管道摩阻系数为0.16,偏差系数为0.001 5,锚具回缩取6 mm。
3 控制界面的选取及数据采集方法
3.1 控制点的布置
在悬臂施工过程中,悬臂根部所受的弯矩最大,所以必须要进行监测此处的应力;通过计算可以看出,1/2悬臂处的受力也具有典型的代表意义,所以还对1/2悬臂处的应力进行监测。控制截面布置图见图2,每个截面控制点的布置见图3。
3.2 数据采集
本次监测应变数据采集采用JMZX-2006综合测试仪,按照以下原则进行:1)测量时间控制在早上7点之前完成;2)张拉预应力钢筋前测量一次;3)张拉预应力钢筋后和移动挂篮前测量一次;4)移动挂篮后测量一次;5)浇筑混凝土前后各测量一次。
3.3 实测结果处理
按照上面的原则采集完毕后,用一个工况后测得的应变值减去这个工况前测得的应变值,便得到这个施工工况产生的应变值,再由实验室测得的混凝土弹性模量,按照式(1)计算便得到监测截面在这个工况施工过程中产生的应力,然后再累计相加,得出累计应力。
σ=E×ε (1)
其中,σ为混凝土的应力;E为混凝土的弹性模量;ε为混凝土的应变。
4 结果分析
鉴于篇幅原因,本文只给出根部截面的测量结果和理论结果的对比,见图4,图5,其中,“+”为拉应力,“-”为压应力。
通过图4,图5对比可以看出,根部截面的计算应力值和实测应力值有所差异,实测应力值要略大于计算应力值,但是两者的变化规律和变化趋势相同:变化规律都是在张拉预应力钢筋工况过程中,压应力增大,在移动挂篮和浇筑混凝土两个工况过程中,压应力略微减小,但是总的变化趋势都是随着悬臂的伸长不断增大,且最大值均小于容许压应力值。
5 结语
1)本次实测应力值和计算应力值吻合的很好,且变化规律相同,变化趋势一致,说明本次应力监测是成功的,本次模型计算是准确的,两者的数据都是可靠的。2)在桥梁的施工过程中,需要考虑各种荷载的复杂因素和彼此的影响,以确保在施工过程中,桥梁的应力始终保持在容许应力范围内,保证全桥的安全施工。
参考文献
[1]雷俊卿.桥梁悬臂施工与设计[M].北京:人民交通出版社,2000.
[2]向中富.桥梁施工控制技术[M].北京:人民交通出版社,2001.
[3]崔颖波,陶兴.叉河大桥的施工控制[J].山西建筑,2007,33(18):298-299.
[4]余钱华.大跨混凝土桥梁施工监控中应力分析测试[J].中国公路学报,2008,3(2):19-20.
[5]张继尧,王昌将.悬臂浇筑预应力混凝土连续梁桥[M].北京:人民交通出版社,2004.
[6]董成.预应力混凝土连续梁悬臂施工阶段应力分析[J].中国水运,2007,3(6):43-44.
阶段应力 篇2
连续刚构桥悬臂施工阶段空间应力分析
为掌握连续刚构桥在悬臂施工阶段应力分布情况,以芦村大桥为例,对连续刚构桥悬臂施工阶段空间应力进行分析研究,建立有限元模型,运用ANSYS分析梁体的力学行为,对各个施工阶段的应力进行计算,通过对比分析,得出比较可靠的结论,可为同类桥梁设计和施工提供参考.
作 者：杨先江 袁建伟 张涛 YANG Xian-jiang YUAN Jian-wei ZHANG Tao 作者单位：长沙理工大学,土木建筑工程学院,湖南,长沙,410076刊 名：交通科技与经济英文刊名：TECHNOLOGY & ECONOMY IN AREAS OF COMMUNICATIONS年，卷(期)：11(3)分类号：U448.23关键词：预应力混凝土 施工阶段 应力分析 连续刚构
阶段应力 篇3
关键词：分阶段施工 桥梁 无应力状态控制法
1 概述
近年来，我国对于交通事业的建设给予了足够的重视。同时，一个地区桥梁建设的质量也在一定程度上代表了社会发展的水平。而在桥梁的施工中，所涉及到的环节有很多，所以就需要在其每一个环节做到充分的技术保证，从而使桥梁施工的整体质量得到保证。目前，以分阶段施工的无应力状态控制法成为了对桥梁建设进度以及质量保证的有效措施，如何对这种方法进行良好的运用，则成为了目前桥梁建筑人员共同关注的问题。
2 无应力状态控制模型及原理
在分阶段施工桥梁中，其主要模型为：
图1 分阶段施工的斜拉桥
我们将分阶段施工桥梁最终的状态节点位移分别为ui、vi以及θi，其中，i的值为1，2，3，…，n。那么其最终状态结构的总势能即为每一个单元变形势能之和。
而在桥梁建设的过程中，一定要对其荷载给到足够的重视。在很多已经建成的桥梁中，都是因为对荷载问题没有进行充分的考虑，从而导致桥梁的整体质量不合格。在分阶段施工桥梁的无应力状态控制法中，桥梁荷载的位置及大小对桥梁最终荷载情况具有重要的影响。所以在桥梁建设的过程中，一定要对桥梁荷载的大小以及位置进行全面、细致的计算。
同时，对于桥梁来说，其自身的结构也是非常关键的因素。而在无应力控制法的桥梁施工过程中，应当对桥梁的结果体系重视。这里需要注意的一点是，同正常施工方法相比，使用无应力控制法建设的桥梁更应当在桥梁结构组成环节中对其每一个部件的位置及尺寸进行良好的把握，从而使桥梁结构的稳定性得到保证。
3 无应力状态控制法的应用
对于无应力控制法建设的桥梁来讲，如果想将其在桥梁的建设过程中进行良好的运用，就应当对桥梁建设的安装计算问题有足够的认识，从而为桥梁建设的安全性作出保障。
3.1 外荷载 在桥梁施工的过程中，多次对恒载进行施加，在桥梁建成的时候一定要将所有的构建恒载都施加完毕。同时，桥梁结构上的临时荷载在桥梁整个建设过程中都会发生变化，而在桥梁施工完毕时则将其都拆除。而对外荷载来说，也应当在安装计算的过程中给予其足够的重视。近年来，我国发生了几起因为桥梁建设中外荷载问题存在的缺陷而使桥梁投入使用之后出现了这样或者那样的问题，这给人们的出行安全带来巨大的隐患。
3.2 支撑边界条件 同桥梁结构体系以及外荷载类似，以分阶段形式对桥梁建设完毕之后，也应当对桥梁支撑边界的建设情况以及设计要求达成严格的一致。目前，我国也已经拥有了很多桥梁建设的成功案例，但是在每一个环节中都很成功的却并不多。而这其中最主要的一点就是对桥梁建设的支撑边界条件进行全面、细致的研究，同时还应当根据当地的实际情况以及环节特点做好桥梁的支撑边界条件工作。
3.3 施工过程中的临时荷载及温度 在无应力控制法桥梁建设应用的过程中，虽然通过这种方式能够对桥梁的建设进度以及整体质量起到很好的促进作用，但是由于使用这种方式所涉及到的环节很多，范围较广，所以在对这种方式进行应用的时候应当对其有一个较好的掌控，从而能够将这种经验实现到桥梁的实际建设中去。同时，在桥梁施工的过程中，还应当对桥梁上设置相应的温度、索力测量点。而在监控的特殊时段中，则应当选择气温较为稳定的时间对桥梁的温度、索力等因素进行测试，而当桥梁中存在临时荷载则应当也对其位置以及大小进行记录。由于在测试的过程中，桥梁索力、应力等都具有与其对应的临时荷载以及温度，所以在计算的过程中很容易将其实测值改变成在标准荷载条件以及温度之下的数值。而当这些经过处理过后的数值同桥梁施工过程中的状态值相比后，就可以对桥梁目前的状态进行判定，并以此为依据开展下一步的操作。
同时，按照无应力施工法与过程无关的原则，如果在施工过程下达监控指令中不以索力作为施工人员的调整依据，而是将斜拉索长度差值作为依据，那么则可以将桥上施工临时荷载以及温度之间可能产生的影响进行有效的避免。而当以伸长量为基准实行调整时，如果桥上荷载以及结构温度正好同之前所设计的值达成一致，那么理论计算值就同索力实际变化相同。而当临时荷载以及结构温度同之前所设计的值有差异时，那么桥上的理论值以及索力实际变化也会存在差异。
3.4 桥梁施工过程中的同步作业问题 在我国部分桥梁建设中，往往只对其中的某一个部分进行过分的强调，这种施工理念虽然能够在桥梁建设中的某一个方面获得较大的成就，但是却往往会由于过分追求一点而忽视了其它的问题，从而使得桥梁的整体建设质量得不到保证。在现今桥梁的建设中，工作人员最需要考虑的问题就是同步作业问题。同步作业在桥梁施工的过程中有较为重要的影响，如果没有完成好那么会对桥梁的整体发展带来较大的影响。所以，在施工的过程中一定要注重同步作业的效果。
比如在使用混凝土对桥梁主阶段进行悬浇时，为了对混凝土浇筑完毕之后上梁的拉应力水平进行良好的控制，就必须在浇筑之前将斜拉索张拉，从而使桥梁主梁上缘存在一定的应力。而当混凝土数量过大时，则经常会由于斜拉索在建筑工作开始之前就对主梁下缘起到一定的应力控制，从而导致主梁上缘应力不足的情况出现，而这时就需要在浇筑环节中多添加一次调索。
对于此工作，我们以往的做法是在浇筑混凝土之前先将斜拉索张拉一定程度之后再进行浇筑1/2长度的混凝土，而当再次将其张拉之后再将剩余的混凝土浇筑完毕。而这种做法却存在着一定的问题，由于我们对索调整是以索力作为调整的控制量，而这种1/2长度的砼数量却很难在实际施工过程中准确的把握，这就会使索力的精度出现一定的偏差。同时，由于在桥梁施工过程中进行调索是需要时间的，而为了对桥梁荷载保持稳定而中断浇筑也会为施工带来风险。而如果依据无应力控制法基本理念，那么在上述施工过程中混凝土浇筑以及斜拉索调整这两项工序是可以同步进行的。首先，我们对节段进行浇筑，并在浇筑的同时以同步的形式对索力进行调整，并通过之前计算的时间同调索最快、最慢时间进行调整，从而使桥梁结构的稳定得到保证。
4 结束语
总的来说，随着我国经济水平的提高，人们的出行次数也逐渐增多。桥梁作为我国重要的交通基础设施，在这个过程具有重要的作用，是我国人民出行以及财产安全的重要保障。在本文中，我们对分阶段施工桥梁的无应力状态控制法进行了细致的介绍，并对这种方式的施工要点展开了一定的分析，具有一定的现实意义。而作为桥梁的施工方，在建设的过程中也应当以此为依据，在结合实际情况的前提下以良好的方式完成对桥梁的建设，从而为我国的交通事业作出重要的贡献。
参考文献：
[1]何新建.浅谈桥梁转体施工方法及应用[J].中国新技术新产品，2011（11）：40.
[2]黄晓航，高宗余.无应力状态控制法综述[J].桥梁建设，2010（01）：71-74.
[3]郑一.分段施工桥梁无应力状态控制法获奖[J].工程建设，2010（01）：52.
阶段应力 篇4
关键词：悬臂施工,光纤应变传感器,应力变化曲线
1 施工阶段应力监测的目的与意义
连续梁桥结构上某一特定点的应力值随着悬臂施工的推进是不断变化的, 为给施工的各个阶段提供准确可靠的测试数据, 需要对结构进行应力监测。应力监测一方面为施工控制提供数据, 预告今后施工可能出现的状态, 并预报下一阶段当前已安装构件或即将安装的构件是否出现不满足强度要求的状态, 以确定是否可在本施工阶段对可调变量实施调整;另一方面, 施工阶段测试得到的应力值, 可以为连续梁空间应力分析提供对比数值, 对计算模型的改进提供启示, 同时也是对理论分析方法的有效检验。
新开河特大桥跨度较大, 施工工艺复杂, 技术含量高, 对其实施施工阶段的健康监测, 甚至桥梁通车后的长期健康监测, 都是十分必要的。因此, 在新开河特大桥的施工过程中采用了先进的传感测试技术———光纤传感测试技术进行施工过程的健康监测。
2 应力监测截面的选择及测点布置
在悬臂施工过程中, 支座截面的弯矩随着悬臂长度的增加而增大, 所以应考虑监测该截面附近的应力状况。这里选择距离墩中心2m的两个断面, 此处既脱离了复杂的应力场, 又不受施工干扰。根据连续梁的受力特点, 单跨的1/4截面弯矩和剪力相对较大, 也应进行监测。支座附近截面、1/4跨度截面及跨中截面的受力情况具有较典型的代表意义, 施工阶段的应力监测共选取了6个截面, 其中A (44#截面) 、B (67#截面) 为悬臂根部截面, C (61#截面) 、E (76#截面) 为1/4跨度截面, D (56#截面) 、F (81#截面) 为跨中截面, 截面位置如图1所示。
在断面上, 根据梁的受力特点, 各截面的上下翼缘应力最大, 所以传感器布置在上下翼缘, 且具有一定的保护层;考虑到箱梁的扭转和畸变影响的特点, 应在各角点布置传感器;再考虑到箱梁的剪力滞效应, 应该在各室顶底板中间布置传感器, 以确定该处与腹板处 (角点) 的差异。根据上述原则, 确定测点布置方案。测点布置图见2所示, 六个截面共布置光纤应变传感器72个。在监测过程中还在一些典型测点位置同时采用另外一种应变传感器 (差动式应变传感器) 进行原位对比试验。本次应力监测过程中采用光纤应变传感器进行应力测试, 数据采集仪为FTI-10型光纤测试仪。
3 数据采集
数据采集原则是:
每一节段的预应力张拉前后测一次。
每次移动或安装挂蓝前后测一次。
每次浇注下一节段砼前后测一次。
4 监测数据处理方法
在数据分析过程中, 先由光纤应变传感器测量出被测截面各测点应变的大小, 再由试验室测得的混凝土弹性模量, 根据材料力学原理, 推算出混凝土中的应力, 即:
式中, σ——混凝土应力;E——混凝土的弹性模量;ε———混凝土应变。
混凝土的徐变、收缩、温度应变及荷载应变是混杂在一起的, 即结构中实际测得的应变包含了荷载应变、温度应变、混凝土收缩应变和徐变应变, 是以上几种应变的总和。如果直接用所测得的应变按照 (1) 式计算所得到的是混凝土结构的“表征应力”, 而不是混凝土结构的实际应力。要想得到结构的实际应力, 必须将混凝土的收缩、徐变及温度影响从实测应变中剔除。
根据混凝土的收缩、徐变变化规律, 并结合施工现场的实际情况, 分别计算出混凝土的收缩、徐变对结构应变变化的影响, 再按照现场实际温度场进行温度影响分析, 进而对结构进行温度应力分析, 并消除温度变化的影响。最后获得结构中因外荷载变化而产生的实际弹性应变值, 进而求出被监测截面上各测点的实测应力值。
为了与理论计算结果进行对比分析, 表1和表2中列出了67# (B截面) 、61# (C截面) 两个截面的应力实测结果, 其中压为负, 拉为正, 表中应力均为横截面正应力。
5 测试结果分析
从实测结果可以看出, 各截面应力随施工工况的变化而不断变化, 随着悬臂施工长度的不断增加, 箱梁顶底板的压应力不断增大, 但最大值不超过容许应力。分析应力变化趋势可知:对于同一截面而言, 虽然不同测点的应力计算结果略有差异, 但其顶板上或底板上的应力变化趋势是一致的, 应力变化规律相同。在施工过程中, 各截面的应力变化规律是:
根部截面 (67#截面) 应力变化情况:顶板上承受压应力, 并且随着悬臂施工的不断伸长, 顶板上的压应力缓慢增加, 并一直保持比较稳定的压应力, 同一截面上不同测点的应力数值互不相同, 其一侧压应力略微偏高, 另一侧侧的压应力略低, 而中间测点应力最小。底板上的应力呈拉、压交替变化, 个别测点的拉应力出现过大于设计院给出的控制拉应力值 (σ拉=1.68MPa) 的情况, 但这种情况持续的时间不长, 并且随着悬臂施工的不断伸长, 底板上保持压应力状态。
1/4跨度截面 (61#截面) 应力变化情况:在悬臂施工阶段初期, 底板上出现过较小的拉应力, 个别测点还出现过大于1.68MPa的拉应力, 此后底板上均为压应力, 并且压应力幅值随着T构的加长而逐渐增大, 但压应力数值都较小。在悬臂施工阶段初期, 顶板承受压应力, 但应力数值较小, 不同测点的应力分布也比较均匀, 随着悬臂的不断伸长, 顶板压应力不断增加, 最大值为9.35MPa, 压应力数值均小于容许值。
6 小结
从以上的分析计算中可以得出以下结论:在施工过程中, 各测试截面应力的变化规律是正常的, 基本上满足设计要求。这说明光纤应变传感器首次在新开河特大桥上的应用是成功的, 所选择的测量方法是合理的, 测量仪器的精度与灵敏度等各项指标均满足测试要求, 性能稳定, 其测试结果准确可靠, 可以在今后大桥的施工监测中推广使用;
虽然在施工过程中61截面底板上的应力呈拉、压交替变化, 并且有个别测点拉应力值超过了控制拉应力 (1.68MPa) , 但超越幅值不大, 并且持续时间不长, 因此对梁体不会构成危害。
阶段应力 篇5
由于翼板的剪切变形造成的弯曲正应力沿梁宽方向不均匀的现象称为“剪力滞效应”。应力不均匀分布的程度通常用剪力滞系数λ进行度量。按照经典理论定义为:
该式表示考虑剪力滞后求得的翼板与腹板交界处的正应力(σmax)与按初等梁理论计算出的翼板正应力(
2 有限元分析模型与测点布置
2.1 结构计算
本算例跨径布置为:66 m+6×120 m+66 m。主墩采用双肢薄壁空心柔性墩,最大墩高110.3 m。 主梁采用单箱单室箱型截面,箱梁梁高、底板厚度均按2次抛物线变化。主墩、主梁均采用C55混凝土,箱梁采用三向预应力。悬臂施工阶段划分如图1所示,箱梁0号横断面尺寸如图2所示。
计算纵向正应力用大型通用有限元分析程序Ansys,选用实体单元Solid95建立空间有限元模型,考虑施工过程计算出关键截面上应力的横向分布结果,并整理出不同悬臂长度时截面的横向正应力。采用生死单元的方法首先杀死所有单元,然后依照施工顺序0号块的固结施工1号～17号块悬臂施工,依次激活各相关荷载,直至计算完毕,以此模拟悬臂浇筑的施工过程。混凝土结构中起控制性作用的往往是受拉侧的应力,所以对于悬臂施工阶段本文将着重对箱梁顶板进行分析。
2.2 测点布置
应力主要测点布置在24号墩,距离墩顶中心 6.5 m的位置,其测点布置如图3所示。
每施工一个块段都要进行两次应力测试,分别在浇筑完混凝土之后及张拉预应力钢筋之后进行测试。根据以往经验,应力测试结果受温度影响比较严重,而且没有很好的换算方法,因此进行应力测试时应尽量避开温度的影响,一般在早上日出之前进行测试。
3 悬臂施工过程中的剪力滞分析
3.1 根部截面的剪力滞分析
通过平面杆系计算得到,本桥在施工过程中应力控制截面处在悬臂端的根部。建立空间有限元模型,拟定不同的工况对模型进行加载,进入后处理阶段,提取横截面上的应力进行数据分析,计算出不同工况下悬臂根部附近关键截面的剪力滞系数。同时在桥梁施工过程中,收集每个施工阶段该关键截面的应力数据。为了更直接明了地揭示剪力滞分布规律,本文将计算所得的应力值以及实测所得的应力值同时除以初等梁理论计算出来的平均应力,得到剪力滞系数,再对其进行分析。分析结果如表1所示。
由表1可得,施工过程中根部截面剪力滞系数在0.9～1.5之间变化,最大值出现在6号块浇筑混凝土后。根据剪力滞经典理论,本例中4号测点处的剪力滞系数大于1,1号和6号测点处的剪力滞小于1,整个悬臂施工过程,悬臂根部截面几乎不会出现负剪力滞效应。
3.2 最大悬臂状态负剪力滞分析
本文对最大悬臂状态下纵向剪力滞系数进行了计算,考虑悬臂梁受梯形荷载,所得结果绘制成曲线如图4所示。
图4对连续刚构桥最大悬臂施工阶段各个截面顶板与腹板相交处的剪力滞分布进行了描述,本桥最大悬臂长度为58.5 m,从Ansys计算值可知负剪力滞现象出现在45 m～58.5 m之间,实测数据负剪力滞出现与计算值相近,比计算值略迟。
4 结语
本文采用Ansys建立空间模型和实桥实时应力观测两种方法,对大跨高墩连续刚构桥施工过程中正负剪力滞效应进行分析,得出以下结论:
1)整个施工过程所关注的最大拉应力值出现在悬臂梁的根部,而在该处不会出现负剪力滞现象,该截面的剪力滞系数在0.9～1.5之间。最大值出现在施工到1/4L时。
2)变截面大跨高墩连续刚构桥,采用悬臂浇筑施工,负剪力滞出现在最后几个梁段,大约距离根部3/4L处。
摘要：结合一大跨高墩连续刚构桥的施工控制,对其剪力滞效应进行实桥测试分析,并采用Ansys有限元分析方法,对该桥在施工过程中箱梁截面的正应力进行研究,计算结果与实测值相比较,得出大跨高墩连续刚构桥施工过程中正负剪力滞的分布规律,该结论对于同类桥型的设计施工具有参考价值。
关键词：变截面箱梁,连续刚构,负剪力滞,空间有限元,施工过程
参考文献
[1]罗旗帜,俞建立.变截面箱梁的负剪力滞[J].重庆交通学院学报,1997(5):68-70.
[2]王新敏.ANSYS工程结构数值分析[M].北京:人民交通出版社,2007.
[3]程祥云.悬臂薄壁箱梁的负剪力滞[J].上海力学,1987(16):59-62.
[4]罗旗帜.基于能量原理的薄壁箱梁剪力滞理论与实验研究[D].长沙:湖南大学,2005.
阶段应力 篇6
先张法预应力空心板梁桥在公路中小跨径桥梁中的应用非常多,单跨20 m以下的桥梁广泛采用了该种桥型。虽然该种板梁具有优良的使用性能以及耐久性,但近年来却不断发现板梁底板存在纵向裂缝病害。针对该种病害,已有许多文献进行了病害成因的分析[1,2,3,4],提出了种种设想,并初步探讨了几种可能因素,但多是从施工因素着手,局限于定性上的分析,未有量化的论证数据。
通常在空心板梁的设计中认为梁与梁之间以铰接形式连接,铰缝只传递剪力而不传递横向弯矩,但是对于采用深铰缝形式的板梁,由于铰缝内上、下层钢筋的连接以及桥面现浇层、铰缝内混凝土具备了传递横向弯矩的刚度条件。根据大量调研和检测实践,施工质量缺陷会诱发甚至直接引起底板纵向开裂,但是很多板梁的底板裂缝在使用阶段才显现出来,而且裂缝会延伸、缝宽会增加,这在一定程度上说明,上部结构多块板梁联成整体后,形成了板横向受弯效应。车辆荷载作用下板梁下缘是存在横桥向拉应力的,裂缝形成和发展跟使用阶段的荷载作用有重要关系。
本文从桥梁上部结构整体受力的角度着手,对使用阶段车辆荷载作用下板梁的横向应力情况进行了理论分析,探讨了荷载作用对纵向裂缝形成的影响,并通过改变宽跨比、板梁底板厚度等参数研究其对横向应力的影响。
2 使用阶段板梁底板横桥向应力分析
为了理论上探明多块板梁联成整体后的横桥向受力性能,以1×16 m桥跨为例进行分析。桥跨上部结构由8块先张预应力空心板梁组成,铰缝形式为普遍采用的深铰,铰缝的上、下缘均配置连接钢筋,桥面现浇层厚度为10 cm。活载形式为挂-120,为探讨最大横向弯矩效应,活载在横桥向居中布置。如图1所示。
空间有限元模型的单元类型采用Solid 45,桥面现浇层与铰缝也采用实体单元建立。如图2所示。
利用结构对称性,对1#～4#板梁关键截面的横向拉应力进行计算,结果如表1所示。
将跨中截面1#～8#板梁跨中截面底板上缘及下缘横向拉应力按横桥向坐标绘制如图3所示。将4#板梁纵桥向各截面处的底板上下缘横向应力按纵桥向坐标绘制如图4所示(仅示出半跨)。4#板梁跨中截面横向应力云图如图5所示。
通过理论计算分析,荷载作用下各块板梁底板上、下缘横向应力分布具有以下特点:
(1)板梁底板上缘横向拉应力均比下缘大,上缘横向拉应力量值约为下缘的3～4倍;
(2)板梁4分点处的底板横向应力与跨中相差不大,其原因为4分点在纵、横桥向的荷载作用条件与跨中处较为相近;
(3)从1#梁至4#梁,底板上、下缘拉应力均逐渐增加,4#板梁与5#板梁拉应力值最大,上缘拉应力达到1.67 MPa左右,下缘拉应力达到0.44 MPa;
(4)活载效应在底板上缘产生的拉应力达到1.67 MPa,量值较大且基本上底板均处于横向受拉状态,尤其3#～6#板梁,底板上缘横向应力均在1 MPa以上。如果在板梁底板存在施工缺陷的情况下,底板上缘又无横向钢筋,纵向裂缝产生和扩展的可能性非常大。
3 宽跨比对底板横向应力影响分析
两边支承板的横向受力性能与宽跨比有关。为分析宽跨比对底板横向应力的影响,仍以1×16 m桥跨为例进行分析,改变板梁数量以改变桥宽,分别按照12 m、16 m桥宽进行分析。挂车荷载仍在横桥向居中布置,2种桥宽车辆布置形式如图6所示。纵桥向加载位置如图1(b)所示。
对桥宽8 m、12 m、16 m情况下挂车荷载作用产生的底板横向应力进行对比分析,如图7、图8所示,水平轴为纵桥向坐标,仅示出半跨。
随桥宽增大,底板上、下缘横向拉应力成增大趋势,桥宽由8 m增加至12 m时,宽跨比由0.5增加至0.75,底板上缘横向拉应力由1.67 MPa增加至2.25 MPa,增幅34.7%;桥宽由12 m增加至16 m时,宽跨比由0.75增加至1.0,底板上缘横向拉应力由2.25 MPa增加至2.50 MPa,增幅11%。
随着宽跨比的增加,荷载作用下横向弯矩效应增加,底板横向拉应力增大,理论上当桥宽增加至一定宽度后,横向弯矩效应增幅逐渐减小;活载作用下,当宽跨比增加至0.75、桥宽增加至12 m后,底板上缘横向拉应力明显增加甚至已经接近C50混凝土的抗拉强度。如果存在超载车荷载作用以及冲击效应,可能会直接造成底板上缘混凝土的开裂。由于车辆荷载的反复作用及疲劳效应,混凝土更容易开裂且裂缝会从底板上缘向下发展延伸。
4 底板厚度对底板横向应力影响分析
原标准梁的底板厚度为12 cm,现削减为10 cm进行理论计算。以桥宽8 m的情况进行计算,对厚度削减后4#梁底板上缘横向应力分布如图9所示。4#板梁底板削减后跨中截面横向应力云图如图10所示。
理论分析结果表明,底板厚度的削减对荷载作用下板梁底板的横向应力状态产生较大影响,当厚度削减2 cm时,跨中截面底板上缘横向拉应力由1.67 MPa增大至2.07 MPa,增加了24.0%。如果桥宽增加至12～16 m,则底板上缘的横向拉应力会超过混凝土抗拉强度,造成混凝土开裂。板梁4分点截面处底板横向拉应力的增幅与跨中截面基本相同。
由于底板减薄,在钢铰线位置处由荷载产生的横向拉应力也已经超过1 MPa,考虑施工阶段钢铰线放张产生的局部横向拉应力效应,底板上缘混凝土开裂后,裂缝会继续延伸至钢铰线甚至贯穿底板。
5 结论
本文对多块板梁联成整体后的横向受弯特性进行了理论分析。因铰缝构造形式、铰缝混凝土浇筑质量等因素的差异性,板梁之间的实际横向联结性质并不是完全刚性的。本文主要立足于纵向裂缝在使用阶段出现这一实际情况,因此对铰缝的刚性所做的理想假设有一定的合理性,能够分析得出裂缝形成的理论规律和发展趋势。
本文就桥梁宽跨比以及底板厚度不足这一施工质量缺陷对底板横向受弯性能的影响进行了计算,探讨了使用阶段活载作用对纵向裂缝的影响,主要得出如下结论:
(1)多块板梁联成整体后,活载作用引起板横向弯曲效应,由此产生的底板横向拉应力不容忽视。底板上缘横向拉应力大于下缘,说明使用阶段底板纵向裂缝更容易先在上缘产生,然后向下延伸。底板上缘拉应力相对更大是板梁截面横向受弯特性的反映。
(2)对于宽跨比达到0.75的板梁桥,活载作用下底板横向拉应力可达2 MPa以上,跨中至4分点区域内的底板纵向开裂的可能性较大,但通常底板上缘未配置横向钢筋,一旦开裂则会发展、延伸,直至贯通底板,甚至形成纵向通长的裂缝病害。
(3)先张预应力空心板梁的设计中,应增设底 板上层横向钢筋并适当加密上、下层横向钢筋的纵桥向间距;在板梁预制施工中,应采取有效措施确保底板浇筑厚度满足设计要求。通过设计、施工的同步改善和优化,提高板梁底板的抗裂性能,避免纵向裂缝的产生。
参考文献
[1]郭铭德,吕锦刚.空心板梁底板纵向裂缝问题的分析[J].广东科技,2006,(5):112-113.
[2]邵旭东,周里鸣,李立峰.薄壁空心板梁纵向裂缝的畸变分析与试验研究[J].公路,2007,(3):59-64.
[3]赵卫国,薛文.先张法预应力混凝土空心板梁纵向裂缝分析[J].公路,2006(10):52-53.
阶段应力 篇7
近年来国内外学者针对蓝宝石单晶中的热应力进行了大量研究。姚泰等[3]讨论了不同放肩角对蓝宝石晶体中热应力的影响,研究表明通过改善晶体的外形可以改善热应力的分布;许承海等[4,5]采用数值模拟方法计算泡生法蓝宝石晶体中的热应力,发现应力场主要受晶体生长速度、长晶炉内温度分布、晶体生长方向等影响,且晶体中的热应力与径向热膨胀系数成正比。Chen Tei-Chen等[6]发现固液界面凸出度增加会造成晶体中最大热应力增大。Chen Chun-Hung等[7]对泡生法蓝宝石生长各阶段晶体中温度分布及熔体中自然对流进行了模拟,发现固液界面处的温度梯度随晶体生长高度的增加而减小。Lee等[8]探讨了不同坩埚形状对泡生法蓝宝石中熔体对流的影响,证实坩埚底部倒角半径对固液界面形状及熔体对流强度会产生显著影响。但是上述研究或是针对晶体生长的某一特定生长阶段的热应力进行分析,或是仅仅研究几何参数对熔体对流及固液界面形状的影响,而未对整个生长过程中热应力的变化进行分析。
在前人的基础上,本课题组针对泡生法从放肩到收尾的整个生长过程晶体中的热应力进行了分析,并针对某一生长阶段进一步讨论了加热器相对位置及坩埚形状对晶体中热应力的影响,为生长高质量的蓝宝石晶体提供优化指导。
1 数学模型
蓝宝石晶体为轴对称的各向异性的弹性体,晶体中任一点所受应力包括r、θ和z三个方向的主应力,采用柱坐标表示为[9]:
式中:E、ν、α分别代表杨氏模量、泊松比、热膨胀系数。
根据冯·米塞斯理论,晶体中的热应力用等效Von Mises应力来表征。即使晶体中任一点的主应力均未超过屈服应力,只要等效Von Mises应力大于晶体的临界屈服应力,晶体即发生开裂。等效Von Mises应力与各点的主应力有关,其表达式为:
为了求解上述热应力方程,需对整体蓝宝石炉进行数值模拟,得到蓝宝石晶体中各点的温度分布。本实验采用晶体生长专业模拟软件CGSim,而该软件用于泡生法蓝宝石单晶的生长模拟和实验验证已被大量文献报道[10—12]。蓝宝石炉的数学模型采用二维柱坐标模型,模拟计算中考虑了晶体、熔体和坩埚的能量守恒,高温熔体内的湍流流动,以及半透明晶体内的辐射热交换。由于长晶过程十分缓慢,故模拟过程设为稳态。划分网格时,为了提高计算效率,对籽晶与新生晶体交界处、固液界面处等应力敏感区的网格进行细化,其余部分网格粗化。
本模型以常用的坩埚外径为250mm的泡生法单晶炉作为模拟基准,如图1所示。加热器原为鸟笼形,利用等效传热原理,将其简化为环形。晶体直径200mm,石英坩埚内径224mm,外径250mm,炉体外壁温度为300K,水冷温度为300K。L为加热器轴向中点与熔体轴向中点的距离,R为坩埚底部倒角半径。模拟采用的蓝宝石热物性参数列于表1[13],其余参数详见文献[14]。
2 结果与讨论
2.1 不同生长阶段晶体中的热应力
图2为不同生长高度(CP,Crystal position,即熔体自由表面上方的晶体高度)晶体中的Von Mises应力分布图。由图2的等应力线分布可看出,晶体中的热应力在晶体内部变化平缓,越靠近晶体表面变化越剧烈。应力最大值总是发生在籽晶与新生晶体交界处或靠近固液界面的晶体边缘,其次为晶体肩部。这是由于籽晶杆中的冷却水造成此处热量散失较多,而靠近固液界面的晶体边缘处,由于结晶潜热释放及熔体对流的影响,导致此处温度波动很大,从而造成这两处晶体的温度梯度最大。
上述模拟结果与许承海等的实验结果相符[15]。图3为实验中的晶体开裂照片,从照片中可以清楚地看到晶体开裂发生在籽晶与新生晶体交界处,且沿着面延伸。
图4为不同生长阶段晶体中沿固液界面的热应力分布图。由图4可见,随着晶体生长高度的增加,靠近固液界面的晶体边缘处的热应力逐渐降低,而界面中心处热应力则先增加后降低。这主要是由泡生法的特点决定的。泡生法生长蓝宝石时,晶体不被提出坩埚,始终处于被加热的状态。在初始阶段,晶体的轴向及径向的生长速度都很快,晶体边缘逐渐向坩埚壁靠近,从加热器传来的热量增加,晶体边缘温度梯度降低,从而导致晶体边缘处热应力降低。当晶体生长到距坩埚边缘10~20mm时,晶体开始往下生长。至收尾阶段时,晶体底端靠近坩埚底部。由于从底部加热器传递的热量,导致晶体中心处的温度梯度降低,热应力也随之降低。
2.2 加热器位置对晶体中热应力分布的影响
图5、图6为CP=87mm生长阶段,当晶体生长的其他参数不变时,不同加热器位置L(参见图1)对应的晶体中的热应力分布。
从图5、图6中可看出,随着L的增加,晶体中最大热应力的位置不变,但最大热应力值降低;而固液界面处热应力随着L的增加先减小后增加,当L=190mm时,热应力最小。从图7中固液界面形状的变化可看出:固液界面凸出度随着L的增加先增加后减小,当L=190mm时,固液界面凸出度最大。
2.3 坩埚底部倒角半径对晶体中热应力分布的影响
图8、图9为CP=87mm生长阶段,当其他参数不变时,不同坩埚底部倒角半径R(参见图1)对应的晶体中的热应力分布。
从图8可看出,晶体中最大热应力值随着R的增加而略微降低,而沿固液界面的热应力则随着R的增大而增加。图10为相应的固液界面形状,可以看出随着R的增加,固液界面凸出度减小。
3 结论
(1)热应力在晶体内部变化平缓,越靠近晶体表面变化越剧烈,最大热应力总是出现在籽晶与新生晶体的交界处或靠近固液界面的晶体边缘,其次出现在晶体肩部。
(2)随着加热器中点与熔体中点相对位置L的增加,晶体中最大热应力降低;而沿固液界面处晶体中热应力随着L的增加先减小后增加,当L=190mm时,热应力最小。
(3)晶体中最大热应力随着坩埚底部倒角半径R的增加略微降低,而沿固液界面处晶体中的热应力随着R的增加而增加。
(4)晶体中沿固液界面的热应力与固液界面的凸出度随着几何参数R与L的变化呈相同的变化趋势,二者之间是否存在直接的定量关系还有待进一步的分析。
摘要：利用计算机模拟对泡生法蓝宝石单晶各生长阶段的热应力进行了分析,发现晶体中最大热应力位于籽晶与新生晶体交界处或靠近固液界面的晶体边缘,其次位于晶体肩部。在此基础上,针对某一生长阶段讨论了加热器位置和坩埚形状对晶体中热应力分布的影响。结果表明:固液界面处的热应力随着加热器轴向中点与熔体轴向中点的距离L的增加先减后增,当L为190mm时,晶体中热应力最小;随着坩埚底部倒角半径的增加,固液界面处热应力呈上升的趋势。
阶段应力 篇8
1 剪力滞
对于肋距较大的箱梁桥,由于翼板中剪力滞后的影响,其应力分布将是不均匀的,即近肋处翼板中产生应力高峰,而远肋板处则产生应力低谷,如图1实线所示应力图。这种由于翼板剪切变形的不均匀性,引起箱梁截面应力横向分布不均匀的现象称为“剪力滞效应”,“剪力滞效应”有“正剪力滞效应”与“负剪力滞效应”之分,在翼板与肋板交界处正应力较大而随离肋板距离的加大而正应力减小的现象为“正剪力滞”;在翼板与肋板交界处正应力较小,而正应力随着离肋板距离的加大而增大的现象为“负剪力滞”。对于肋距越大的宽箱梁,剪力滞效应越显著。
为了更简便地描述箱形梁中剪力滞对弯曲正应力的影响,引入剪力滞系数λ的概念:
由上式可知,当λ>1时,为正剪力滞;当λ<1时,为负剪力滞。
2 桥梁概况
某主桥为三跨(47m+75m+47m)预应力混凝土单箱单室变截面连续刚构桥,箱梁截面如图2所示,单箱顶宽为16.5m,底板宽8m,翼缘板长4.25m,支点梁高为4.2m,跨中梁高2.0m,箱梁底缘曲线按1.5次抛物线变化,腹板变厚度50cm～40cm,底板变厚度50cm(支点)～30cm(跨中),仅设支点横隔板。
箱梁采用三相预应力体系,纵向预应力筋钢束采用ASTMA416-87a标准,270级高强度低松弛钢绞线,标准强度R y=1860MPa,弹性模量E y=1.95×105MPa,公称直径15.24mm,竖向预应力采用Ⅱ级高强精轧螺纹钢筋,标准抗拉强度为Rby=750MPa;顶板束为19根一束,中跨底板束为19根一束,共11对,顶板合拢束为15根一束,共2对;张拉控制应力为1395MPa,跨中合拢束采用一批张拉完成。上部结构箱梁一共9个悬浇块,除0号块及1号块外在支架上现浇,其余均用挂篮悬臂浇筑,悬浇梁段如图3所示,悬浇箱梁采用50号混凝土,墩采用30号混凝土。
3 空间计算模型及计算参数
3.1 空间计算模型
根据该桥的结构施工特点,即先悬臂施工形成T构,然后进行体系转换即边跨合拢,最后是中跨跨中合拢的施工顺序。因此根据悬臂施工的实际情况进行空间模拟分析,计算在预应力作用下箱梁截面的实际应力分布,采用通用有限元分析程序ANSYS8.0进行模拟计算,箱梁截面采用空间8节点实体单元,预应力束的模拟单元为空间杆单元。
本文通过建立在悬臂施工过程结构模型,计算分析悬臂束对箱梁的剪力滞效应的影响,根据该桥结构对称性特点,在纵向、横向均对称,三向预应力束亦在纵横向对称布置,根据对称性原理,空间计算模型任意取一个悬臂浇筑墩进行模拟。空间计算模型图如图4、图5所示,坐标轴方向为顺桥向为z轴,横桥向为x轴,竖向为y轴。
3.2 计算荷载
由于进行悬臂施工阶段预应力对箱梁的剪力滞效应影响的研究分析,荷载主要为悬臂预应力束作用,且为对称荷载。由于该桥为三向预应力,即有纵向预应力、横向预应力及竖向预应力,但本有限元模型只考虑纵向预应力作用,未考虑梁段自重、施工中挂篮荷载、横向预应力以及竖向预应力作用。
3.3 主要参数
该桥的箱梁采用C50混凝土,桥墩采用C30混凝土,预应力筋则采用ϕ15.24的钢绞线束,主要计算参数如表1所示:
4 结果分析及结论
悬臂施工过程形成T构中,结构处于静定的悬臂箱梁状态,由于未考虑梁段自重,在悬臂束的作用下,箱梁顶板均处于纵向受压的状态,而底板则基本处于受拉状态,其悬臂束等效荷载均为锚固端的集中力+弯矩,即相当于在悬臂梁跨间作用了轴向集中力及弯矩,根据理论研究表明存在正负剪力滞效应。计算结果如图6～图10所示。
根据以上的相应截面纵向应力计算结果,我们可得如下一些认识:
(1)由图6～图7截面纵向应力云图可见,在距墩中心4m与24.5m时,箱形截面上的纵向应力分布不均匀,即在靠近腹板区域纵向应力小,而在远离腹板区域的顶、底中心处的纵向应力最大,为负剪力滞现象。
(2)由图8～图9顶底板纵向应力分布图可知,变截面连续刚构桥采用悬臂施工时,在悬臂预应力束作用下,箱形截面产生正负剪力滞现象,与理论上悬臂梁弯曲时会产生正负剪力滞相吻合,在墩顶附近产生正剪力滞,在悬臂梁端附近产生负剪力滞,且负剪力滞较正剪力滞明显。
(3)本T型刚构桥在悬臂施工时,在悬臂预应力束作用下,在距墩顶中心4m附近为正负剪力滞的转折点。
(4)由上述可知,在悬臂施工阶段预应力会产生正负剪力滞,同时剪力滞随着宽跨比的增大而增大,因此,在预应力设计中应进行一定的考虑。
(5)由图10纵向应力沿腹板高度分布图可知,即使是宽变截面箱梁,无论在墩顶附近还是在悬臂端,箱梁沿腹板高度的纵向应力均呈直线分布。
通过对某连续刚构宽箱梁悬臂施工阶段空间应力分析,只考虑预应力作用对剪力滞效应的影响,获得了连续刚构宽箱梁悬臂束对剪力滞效应的分布规律,设计该类桥梁结构时必须充分考虑预应力对剪力滞效应的影响,一方面要重视箱梁截面翼缘有效分布宽度的合理取值,另一方面要根据连续刚构桥预应力对剪力滞效应影响的分布特点,合理布置普通钢筋和预应力索,确保此类桥梁结构在悬臂施工中的安全。
摘要：根据一座主桥为三跨(47m+75m+47m)连续刚构桥的悬臂施工过程,计算分析悬臂施工阶段预应力荷载产生的箱梁剪力滞效应,研究该类桥在整个悬臂施工过程中,每个阶段预应力荷载产生的箱梁剪力滞效应,以及一些关键截面剪力滞效应的变化规律;结果表明,在悬臂施工过程中,悬臂预应力束会对箱梁产生正负剪力滞效应,且负剪力滞效应较大。
关键词：悬臂施工,宽箱梁,剪力滞,预应力
参考文献
[1]郭金琼.箱形梁设计理论[M].人民交通出版社,1991.12.
阶段应力 篇9
1工程概况
上海轨道交通11号线南段工程泐马河桥采用V形墩刚构。泐马河规划为三级内河航道,通航净空要求64 m(宽)×7 m(高),河道上口宽100 m,河道中心线与线路中心线逆交23°。跨径组合为87.5+145+87.5=320 m,边中跨比0.603;支腿跨径76+23+122+23+76=320 m。主桥桥型布置图如图1所示。V形墩理论墩高27.875 m、上口宽23.0 m、开口夹角80.894 1度;支点理论梁高7.2 m、高跨比1/16.94。跨中梁高3.0 m、高跨比1/40.667。桥宽:9.615 m、宽跨比1/15.08;单箱单室箱宽4.5 m;挑臂2.54 m。
本桥上部结构采用的悬臂挂篮施工工艺较为常规,但跨中合龙段施工完成后,体系转换施工工艺较为新颖。具体步骤如下:安装合龙型钢撑架,合龙前悬臂预压重,边浇注边卸载;张拉中跨合龙钢束,同时,两侧V形墩墩底采用千斤顶进行同步对顶,消除预应力二次力,并提供跨中梁体预压力和反拱度;合龙后采取水平支撑块固定墩底,焊接预埋钢筋,浇注后浇微膨胀连接混凝土,使V形墩与承台固结,实现体系转换。设计给出了最大顶推力约为4 500 kN,墩底摩擦因数按0.05计,其中2 500 kN克服摩擦力;但是,具体的摩擦力还要根据施工顶推过程的实际情况确定。
顶推过程中V墩结构受力复杂,必须采用精细化的空间实体单元方法分析其空间应力,为实际工程设计提供技术支持。
2空间分析模型以及验证
V形墩局部空间受力分析采用ANSYS空间实体模型,混凝土采用实体单元solid45,墩底加劲板采用壳单元shell63。
实体单元全部划分为六面体单元,板壳单元划分为四边形单元,全部单元总数为129 225个。在计算中,从整体计算模型中截取1-1、1′-1′截面梁单元节点位移作为位移边界(见图2),V墩A-A、B-B截面作为校核截面,考察该截面内力与整体计算结果是否一致。整体坐标系下的模型内力比较见表1。
由表1中数据可见,局部模型与整体模型竖向力基本一致,水平力和截面弯矩有一定误差;其中A-A截面弯矩相对误差较大,但绝对误差只有616 kN·m,该弯矩差产生的应力不到0.4 MPa,对结构受力几乎没有影响。
3V墩顶推施工的空间应力
根据计算分析结果,局部模型边界条件对计算结果有较大影响,V墩顶推施工过程中墩底为铰结状态,为了准确模拟墩底的边界条件,分别考虑了2种模拟方法。
3.1墩底经验公式边界
参考JTJ 023—1985《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》,该规范基于容许应力的设计方法,计算公式偏于应力计算。泐马河桥顶推施工过程中墩底为铸钢圆弧面铰支座,线接触的圆柱形铰,其受压面上的平均压应力按照σ=σmax/1.27计算;铰的接触线上的最大应力按式(1)计算:
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式中:P为铰上的压力;Es为铸钢材料受压弹性模量;l为铰的长度;r1、r2为上、下圆柱体接触线上的半径,当圆柱与平面接触时,其中之一等于∞。
压力传递面上的宽度B=P/(σl)。经计算,本桥V墩墩底压力传递宽度为0.07 m。
由总体分析模型可以得到墩底总反力51 392 kN,V墩墩底压力传递宽度为0.07 m,面积为4.50 m×0.07 m=0.315 m2,则局部模型中墩底施加的压力为163 kPa。
根据V墩局部有限元模型的计算结果,V墩墩底顶面混凝土正应力SZ最大值为1.13 MPa,最大值发生在铸钢支座正上方(见图3)。
墩底顶推过程中,墩底承受51 392 kN的竖向反力,墩底钢板加劲MISES等效应力最大值163 MPa,最大值发生在与铸钢支座接触面积上,结构应力满足设计要求(见图4)。
3.2墩底接触单元边界
接触问题是一种高度非线性行为,需要较大的计算资源。为了进行有效的计算,理解问题的特性和建立合理的模型是很重要的。本桥V墩在合龙顶推过程中,墩底与铸钢铰支座存在面—面接触问题,通过接触分析可以精确模拟施工过程中的真实空间应力状态。计算中摩擦因数取0.05,顶推力取4 500 kN,位移边界取整体计算模型所得到的节点位移。
考虑墩底接触效应时,V墩墩底顶面混凝土正应力SZ最大值为1.64 MPa,最大值发生在铸钢支座正上方(见图5);墩底钢板加劲MISES等效应力最大值298 MPa,最大值发生在与铸钢支座接触面积上,应力水平较高,但没有超过Q345qD的屈服应力,基本满足设计要求。结构应力水平较高(见图6)。
4结语
根据整体计算结果,截取V墩局部节点建立局部空间模型,采用经验公式法计算接触宽度,得到主要计算结果及结论如下。
1)V墩节点的顶面混凝土拉应力的最大值为1.13 MPa,满足设计要求;
2)墩底钢板的加劲MISES等效应力的最大值为163 MPa,满足设计要求。
根据总体计算结果,截取V墩局部节点建立局部空间模型,若考虑墩底与铸钢支座之间的非线性接触应力,可以得到如下主要计算结果及结论。
1)V墩节点的顶面混凝土拉应力的最大值为1.64 MPa,满足设计要求;
2)墩底钢板的加劲MISES等效应力的最大值为298 MPa。
在顶推过程中,V墩节点顶面混凝土拉应力最大值为1.64 MPa,如果再考虑混凝土表面温度、混凝土收缩等因素,最大拉应力可能会超过混凝土的抗拉标准强度,墩顶混凝土开裂的可能性比较大,所以建议墩顶设置一定的预应力来抵消拉应力。
参考文献
[1]赵顺波,刘世明,杨竹林,等.V型墩连续刚架桥的造型与结构方案设计研究[J].河南大学学报(自然科学版),2010,40(1):101-104.
[2]沈晓松.广州新光大桥三角刚架施工技术[J].铁道标准设计,2007(8):66-67.
[3]罗甲生,赵灿晖,古松,等.连续刚架—拱桥三角刚架模型试验研究[J].桥梁建设,2008(1):26-30.
[4]刘世明,杨建中,杨竹林,等.V型墩预应力混凝土连续刚架桥结构设计分析[J].华北水利水电学院学报,2009,30(5):40-44.
[5]俞亚南,王战国,肖海波.大跨度V型墩连续刚构桥预应力空间效应分析[J].科技通报,2006,22(5):699-703.
[6]宋雨,项贻强,徐兴,等.预应力混凝土V型墩连续刚构箱梁桥的空间分析[J].中国市政工程,2003(2):28-30.
