客運(yùn)專(zhuān)線32 m雙線整孔簡(jiǎn)支箱梁張拉應(yīng)力試驗(yàn)研究

李士元

(中鐵十二局集團(tuán)第三工程有限公司，山西太原 030024)

在高速鐵路建設(shè)中大量采用了以橋代路，橋梁比例已達(dá)到線路總長(zhǎng)度的70% ～80%，其中90%為預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁。高速鐵路對(duì)軌道的平順性要求很高，不但要求軌道精調(diào)后的標(biāo)高符合設(shè)計(jì)要求，而且對(duì)運(yùn)營(yíng)期的徐變上拱度進(jìn)行嚴(yán)格控制。在常規(guī)設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，通常用初等梁彎曲理論計(jì)算預(yù)應(yīng)力梁沿梁高的應(yīng)力分布，但箱梁頂板、底板的剪力滯效應(yīng)不能用初等梁理論計(jì)算，這樣在設(shè)計(jì)的預(yù)加力作用下，結(jié)構(gòu)的實(shí)際工作狀態(tài)可能與常規(guī)設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果偏差較大，通常會(huì)對(duì)運(yùn)營(yíng)期結(jié)構(gòu)的徐變上拱度控制產(chǎn)生不利影響［1］。另外，預(yù)應(yīng)力是通過(guò)錨固來(lái)建立的，在錨固處，從施力處到等于一個(gè)梁高的距離內(nèi)，是一個(gè)應(yīng)力過(guò)渡區(qū)段。這個(gè)區(qū)段內(nèi)的應(yīng)力處于多向應(yīng)力狀態(tài)，也不能用初等梁彎曲理論求解。一般這段應(yīng)力過(guò)渡區(qū)稱(chēng)為“端塊”［2］。通過(guò)實(shí)測(cè)可以了解端塊內(nèi)應(yīng)力的分布情況，掌握橫向拉應(yīng)力的大小，以便于控制其數(shù)值，為同類(lèi)設(shè)計(jì)積累經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)。因此，測(cè)試客運(yùn)專(zhuān)線32 m雙線整孔簡(jiǎn)支箱梁的張拉應(yīng)力，驗(yàn)證預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì)的可靠性是設(shè)計(jì)師密切關(guān)注的課題之一。

為了掌握客運(yùn)專(zhuān)線32 m雙線整孔簡(jiǎn)支箱梁在預(yù)應(yīng)力張拉后的壓應(yīng)力儲(chǔ)備情況，檢驗(yàn)其施工質(zhì)量及設(shè)計(jì)的安全性，進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)張拉應(yīng)力測(cè)試。初等梁彎曲理論雖然能計(jì)算梁截面的彎曲應(yīng)力沿梁高的分布，但不能反映箱梁頂板的剪力滯效應(yīng)和梁端部錨塊的局部應(yīng)力，故借助ANSYS軟件對(duì)其進(jìn)行有限元三維建模得到精確的應(yīng)力分布，并將試驗(yàn)結(jié)果、初等梁彎曲理論計(jì)算值與ANSYS計(jì)算值進(jìn)行比較分析。

1 工程概況

某客運(yùn)專(zhuān)線上32 m雙線整孔單箱單室等高度預(yù)應(yīng)力混凝土箱型簡(jiǎn)支梁，梁高2.96 m，頂板寬12.0 m，箱底寬5.5 m，梁長(zhǎng)32.60 m。該箱梁的設(shè)計(jì)荷載為ZK標(biāo)準(zhǔn)活載，混凝土標(biāo)號(hào)為C50。鋼絞線采用標(biāo)準(zhǔn)型高強(qiáng)度低松弛鋼絞線:1*7Φ15.2-1860-GB/T5224—2003。預(yù)應(yīng)力束采用兩端同步張拉，并左右對(duì)稱(chēng)進(jìn)行。一孔箱梁共布置27束(圖1)，其中除N1a、N3、N5、N8和N10為12根鋼絞線，其余均為每束13根鋼絞線，基本數(shù)據(jù)如表1所示。

圖1 32 m梁截面預(yù)應(yīng)力布置圖(單位:mm)

表1 預(yù)應(yīng)力筋張拉順序及控制應(yīng)力

2 試驗(yàn)研究方案

為測(cè)試跨中截面張拉后32 m整體箱梁在預(yù)應(yīng)力和自重荷載作用下的應(yīng)力分布情況，掌握箱梁在預(yù)應(yīng)力張拉后的壓應(yīng)力儲(chǔ)備，在梁跨中截面順橋向布置16個(gè)鋼弦傳感器，在與1/4斷面布置9個(gè)鋼弦傳感器，如圖2所示。傳感器按預(yù)定的測(cè)試方向固定在主筋上，測(cè)試導(dǎo)線引至混凝土表面。

為了更好地了解在預(yù)應(yīng)力集中荷載作用下混凝土局部承壓區(qū)的橫向應(yīng)力分布情況，在錨下局部承壓區(qū)沿腹板內(nèi)側(cè)橫向布置了三排豎向鋼弦傳感器，每排3個(gè)，中心與預(yù)應(yīng)力筋中心一致，共布置有9個(gè)鋼弦傳感器，具體布置如圖3所示。采集設(shè)備采用DH3815應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀，每張拉一束前后都進(jìn)行采集，采用增量計(jì)算。

3 有限元分析

3.1 計(jì)算模型

圖2 測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:cm)

采用通用有限元軟件ANSYS按照實(shí)際尺寸建模［3］，坐標(biāo)系的選取如圖4所示，考慮到計(jì)算的準(zhǔn)確性，采用分離式計(jì)算模型，即鋼絞線用Link8單元模擬，而混凝土采用Solid95模擬。將混凝土和力筋劃分為不同的單元一起考慮，而模擬預(yù)應(yīng)力可以采用初應(yīng)變法，可以模擬力筋的摩擦損失。該梁采用在移動(dòng)模架造橋機(jī)上現(xiàn)場(chǎng)澆筑，梁體管道采用金屬波紋管成孔，設(shè)計(jì)摩阻系數(shù)μ=0.23，管道偏差系數(shù)k=0.002 5。為精確考慮預(yù)應(yīng)力摩阻損失，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試確定出實(shí)際的摩阻系數(shù)μ=0.310 9和管道偏差系數(shù)k=0.003 36，按實(shí)測(cè)的μ與k計(jì)算預(yù)應(yīng)力孔道摩阻。

圖3 端塊橫向拉應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置(單位:cm)

圖4 箱梁有限元模型

3.2 計(jì)算結(jié)果

利用ANSYS的path操作可得到腹板任意斷面沿高度的應(yīng)力分布，可列出不同路徑的應(yīng)力分布情況，圖5、圖6分別為縱向初張、終張應(yīng)力分布云圖。最內(nèi)排處端塊橫向應(yīng)力分布如圖7所示。

圖5 縱向初張應(yīng)力分布云圖

圖6 縱向終張應(yīng)力分布云圖

圖7 最內(nèi)排鋼弦橫向應(yīng)力分布云圖

4 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析

試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的比較如表2、表3所示，表2、表3中初張時(shí)的應(yīng)力為在預(yù)應(yīng)力初張荷載和混凝土箱梁自重共同作用下產(chǎn)生的，終張時(shí)的應(yīng)力為在終張時(shí)的張拉力增量產(chǎn)生的應(yīng)力增量。

表2 跨中截面應(yīng)力對(duì)比 MPa

4.1 底板下緣應(yīng)力分布

跨中底板實(shí)測(cè)和計(jì)算應(yīng)力分布如圖8所示。

從圖8可以看出:ANSYS計(jì)算平均應(yīng)力與實(shí)測(cè)平均應(yīng)力的最大誤差為1%，說(shuō)明計(jì)算和實(shí)測(cè)都比較可靠。用初等梁理論計(jì)算的底板應(yīng)力為14.5 MPa，與實(shí)測(cè)均值的誤差為3.2%，與有限元均值的誤差為1.4%，說(shuō)明用初等梁理論計(jì)算底板下緣應(yīng)力是可行的。

表3 1/4截面實(shí)測(cè)值與數(shù)值計(jì)算值的比較

4.2 腹板應(yīng)力分布

跨中腹板實(shí)測(cè)應(yīng)力沿梁高分布分別如圖9所示。從表1和圖9可以看出:跨中截面腹板應(yīng)力沿截面高度分布的線性相關(guān)系數(shù)為0.994 8，截面應(yīng)力沿截面呈良好的線性分布，說(shuō)明截面變形基本符合平截面假定;實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果隨著應(yīng)力數(shù)值的減小，誤差略有增大，其原因是當(dāng)數(shù)值較小時(shí)，鋼弦傳感器測(cè)試引起的誤差較大。

圖8 跨中底板應(yīng)力分布

圖9 跨中腹板實(shí)測(cè)應(yīng)力沿梁高分布

4.3 頂板應(yīng)力分布

1/4截面頂板應(yīng)力分布如圖10所示。由圖10可以看出，箱梁頂板具有明顯的剪力滯后效應(yīng)，初等梁彎曲理論無(wú)法反映剪力滯效應(yīng)，用ANSYS建立實(shí)體模型的分析結(jié)果可以反映剪力滯效應(yīng)，但理論分析與實(shí)測(cè)值誤差較大，其原因是頂板應(yīng)力數(shù)值較小，鋼弦傳感器測(cè)試引起的誤差較大，實(shí)測(cè)應(yīng)力普遍較有限元計(jì)算值偏小，說(shuō)明結(jié)構(gòu)具有較大的剛度。

圖10 1/4截面頂板應(yīng)力分布

4.4 端塊橫向應(yīng)力分布

端塊橫向應(yīng)力實(shí)測(cè)與計(jì)算值的比較見(jiàn)表4。表4中初張時(shí)的應(yīng)力為在預(yù)應(yīng)力初張荷載和混凝土箱梁自重共同作用下產(chǎn)生的，終張時(shí)的應(yīng)力為在終張時(shí)的張拉力增量產(chǎn)生的應(yīng)力增量。

表4 端塊橫向應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值比較

從圖7～圖9和表4可以看出:

(1)計(jì)算最大橫向拉應(yīng)力為0.74 MPa，實(shí)測(cè)最大橫向拉應(yīng)力為0.87 MPa，小于規(guī)范規(guī)定值0.7×3.10=2.17 MPa，實(shí)測(cè)中也未發(fā)現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象。

(2)測(cè)試和計(jì)算大部分結(jié)果吻合較好，基本規(guī)律一致。

(3)無(wú)論實(shí)測(cè)或是有限元分析，結(jié)果都表明，端塊的縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力分布都比較復(fù)雜，尤其是錨頭比較分散布置時(shí)，這種情況更加突出。所以對(duì)于端塊的應(yīng)力計(jì)算，應(yīng)該采用大型有限元軟件進(jìn)行詳細(xì)的分析，傳統(tǒng)的計(jì)算手段是無(wú)法完成的。

5 結(jié)語(yǔ)

由試驗(yàn)結(jié)果及計(jì)算分析可知，在預(yù)應(yīng)力荷載作用下，底板實(shí)測(cè)應(yīng)力與理論分析結(jié)果一致，實(shí)測(cè)與ANSYS有限元分析的平均應(yīng)力誤差在1%之內(nèi)，而與初等梁理論的誤差為3%，腹板實(shí)測(cè)應(yīng)力分布符合平截面假定，頂板應(yīng)力實(shí)測(cè)值與理論分析誤差較大，其原因與頂板應(yīng)力的絕對(duì)值較小有關(guān)，說(shuō)明用初等梁理論進(jìn)行預(yù)加力階段計(jì)算是可行的;但不能反映箱梁頂板的剪力滯效應(yīng)，ANSYS實(shí)體有限元計(jì)算彌補(bǔ)了初等梁理論計(jì)算的不足，可比較準(zhǔn)確地分析整個(gè)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)箱梁頂板的剪力滯效應(yīng)、端塊的局部應(yīng)力分析不失為一種有效的工具和手段，其結(jié)果可用于指導(dǎo)設(shè)計(jì)和施工。

［1］李軍，范超遠(yuǎn)，楊基好，等.客運(yùn)專(zhuān)線32 m箱梁徐變效應(yīng)研究［J］.石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，25(3):42-47.

［2］肖飛.大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁的梁端應(yīng)力分析［J］.鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2004，8:78-80.

［3］王新敏.ANSYS工程結(jié)構(gòu)數(shù)值分析［M］.北京:人民交通出版社，2007.