預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁位移特性研究

李摯

預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板處于不同狀態(tài)下的位移特性是目前亟待解決的重點(diǎn)難題，也是眾多學(xué)者重點(diǎn)關(guān)注與研究的對(duì)象。文章結(jié)合大量工程經(jīng)驗(yàn)，建立預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁比例模型進(jìn)行力學(xué)特性試驗(yàn)研究，分析預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板位移分布情況，并根據(jù)相關(guān)參數(shù)建立有限元分析模型，將有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析對(duì)比，證明利用有限元模型研究波形鋼腹板組合箱梁空間是可靠的。

波形鋼腹板箱梁;ANSYS有限元;模擬分析

U441+.5A250865

0 引言

隨著建筑工程規(guī)模的不斷擴(kuò)大與設(shè)計(jì)建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)的不斷提高，預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁跨徑>40 m時(shí)，箱梁的自重就會(huì)大大增加，要用自身增大截面面積的方法來抵抗自身重量，在經(jīng)濟(jì)上并不劃算[1]。因此，為了進(jìn)一步解決該問題，現(xiàn)采用一種結(jié)構(gòu)自重較輕，也可減少下部結(jié)構(gòu)工程量的新型橋梁，即波形鋼腹板箱梁[2]，來對(duì)工程的總體造價(jià)進(jìn)行降低。其優(yōu)點(diǎn)是波形鋼腹板箱梁腹板處的波形鋼板可使混凝土翼緣板承擔(dān)預(yù)應(yīng)力的加載，以及腹板處的波形鋼板具有不可抵抗軸向力的特定。

本文結(jié)合柳州至南寧高速公路改擴(kuò)建項(xiàng)目中18座橋梁工程的施工經(jīng)驗(yàn)，根據(jù)箱梁預(yù)制數(shù)量、合同工期要求和本項(xiàng)目總體施工平面圖布置結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，擬選擇K119+280～K119+980段路基范圍建設(shè)箱梁預(yù)制廠，橫坡為3%，縱坡為0.7%，圓曲線半徑為2 800 m，滿足預(yù)制廠建設(shè)要求。在技術(shù)上，梁廠采用鋼筋數(shù)控加工、預(yù)應(yīng)力筋智能張拉系統(tǒng)、360°自動(dòng)噴淋系統(tǒng)、不銹鋼底板等“四新”技術(shù)保障預(yù)制梁質(zhì)量。針對(duì)有限元分析不能完全反映工程細(xì)節(jié)這一弊端，制作預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁比例模型，先通過對(duì)模擬比例模型力學(xué)特性的試驗(yàn)，得到位移分布情況，再根據(jù)相關(guān)參數(shù)建立有限元分析模型，將有限元模型分析結(jié)果與前者研究數(shù)據(jù)進(jìn)行分析對(duì)比，指導(dǎo)日后波形鋼腹板箱梁位移特性研究，試圖驗(yàn)證箱梁計(jì)算理論的可靠性。

1 預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁模型

本文采用改擴(kuò)建項(xiàng)目中的韋寺分離式立交橋作為設(shè)計(jì)模型，為了減小預(yù)應(yīng)力加載與預(yù)應(yīng)力筋束布置的難度，通過稍微提高截面的高度來實(shí)現(xiàn)，將不完全采用縮尺寸的模型。同時(shí)為了方便模型的制作與測(cè)試，本橋模型將采用波形鋼腹板來替代直腹板，用矩形截

面代替頂?shù)装寮耙戆?，且用栓釘連接件將其進(jìn)行連接，模型的高度設(shè)置在方便混凝土澆筑的厚度之內(nèi)。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹谱?/p>

1.1.1 模型的制作

本合同段為№8合同段，樁號(hào)范圍為主線K107+700～K125+900，以及儉常連接線LK0+000～LK5+131，位于南寧市某區(qū)域。主線長(zhǎng)18.2 km，公路等級(jí)為高速公路，設(shè)計(jì)時(shí)速120 km/h，瀝青混凝土路面;連接線長(zhǎng)5.13 km。試驗(yàn)室波形鋼腹板通過壓彎?rùn)C(jī)制作，厚度為1.2 mm，Q235鋼板;鋼筋為HPB300;混凝土彈性模量為30.5 GPa、強(qiáng)度為C40、泊松比為0.17;采用自制加力器進(jìn)行預(yù)應(yīng)力加載，內(nèi)外螺桿均為鋼絞線穿過。

1.1.2 模型參數(shù)

該模型考慮到多功能、多實(shí)驗(yàn)以及便于實(shí)驗(yàn)的目的，再由工程概況選出參考龍聯(lián)樞紐互通高仁分離式立交橋。模型采用簡(jiǎn)支梁?jiǎn)问医孛娼Y(jié)構(gòu)，梁頂寬1.5 m，箱底寬0.75 m，梁高0.55 m，頂板厚0.07 m，底板厚0.07 m，如圖1所示。模型中間橫隔板采用Q235鋼板，其厚度為12 mm，并且設(shè)置在跨中與1/4截面處，端橫隔板的厚度仍為12 mm，如圖2所示。預(yù)應(yīng)力鋼束共8束，其中直線束4束，折線束4束，其明細(xì)如表1所示。波形鋼腹板共兩個(gè)，壁厚1.2 mm。

模型折線束將跨中錨固端布置在梁上部，轉(zhuǎn)折點(diǎn)則布置在梁的下部，與通常的簡(jiǎn)支梁不同，主要是因?yàn)榱耗Ｐ瓦€在跨中增加一個(gè)支墩的連續(xù)梁試驗(yàn)。本文采用了布置方式與實(shí)際簡(jiǎn)支梁不符合的原有折線束，但是實(shí)際的受力原理仍是一致的，為此進(jìn)行理論分析驗(yàn)證是合理的。

1.2 基于ANSYS的有限元模型

采用ANSYS有限元模擬軟件對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁進(jìn)行建模，如圖3、圖4所示。根據(jù)模型梁結(jié)構(gòu)及材料的特性采用三單元：設(shè)Solid45單元為頂?shù)装迮c橫隔板，設(shè)Link8單元與Shell163單元為預(yù)應(yīng)力筋與腹板，并且建立有限元模型的尺寸與實(shí)際尺寸大小完全一致。實(shí)體單元有6個(gè)節(jié)點(diǎn)自由度而板單元有3個(gè)節(jié)點(diǎn)自由度，但是實(shí)體單元與板單元擁有相同的節(jié)點(diǎn)。因?yàn)閮烧吖?jié)點(diǎn)自由度不同，所以實(shí)現(xiàn)不了協(xié)調(diào)變形與位移的情況。為了使板單元與實(shí)體單元在相交處的變形轉(zhuǎn)交一致，需要對(duì)連接部分施加約束方程，才能達(dá)到兩者變形協(xié)調(diào)的目的。

將板單元與實(shí)體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，兩者公用節(jié)點(diǎn)為節(jié)點(diǎn)2，如圖5所示，約束公式如下頁(yè)式（1）所示，且其他節(jié)點(diǎn)處的約束方程也與式（1）相同。

其中預(yù)應(yīng)力采用的是桿單元，然后對(duì)桿單元施加初始應(yīng)變是預(yù)應(yīng)力模擬的關(guān)鍵點(diǎn)，但是混凝土在預(yù)應(yīng)力作用下會(huì)存在軸向壓縮變形，造成預(yù)應(yīng)力損失。為此，要通過加大初始值的應(yīng)變值，才能保證最后桿單元軸力的計(jì)算結(jié)果比初始值要小，并通過計(jì)算確定桿單元初始應(yīng)變值，使計(jì)算后的軸力值為設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力施加的數(shù)值。

節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)分別為19 732和13 750個(gè)。進(jìn)行網(wǎng)格劃分后網(wǎng)格數(shù)較大，板單元焦點(diǎn)為6個(gè)。自由度由于變形問題約束較多，簡(jiǎn)單的剛性約束不能滿足要求，所以需要采用一些角度及其他約束，可以較為真實(shí)地反映現(xiàn)場(chǎng)情況。在網(wǎng)格劃分的同時(shí)進(jìn)行實(shí)體模型的劃分，這種方式有利于后續(xù)計(jì)算的精確性和位移的分析，劃分后進(jìn)行約束方程計(jì)算，得到位移分布圖，并與實(shí)體模型做對(duì)比，校核有限元模型的準(zhǔn)確性。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 位移試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

通過對(duì)有限元計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比[4-6]，可在分析位移情況及應(yīng)力分布情況的同時(shí)驗(yàn)證有限元計(jì)算的誤差，從而反映預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板箱梁的真實(shí)情況。具體截面位置及計(jì)算結(jié)果如圖6～9所示。

分析圖6～9可知：實(shí)驗(yàn)測(cè)得模型在三種工況預(yù)應(yīng)力作用下的各個(gè)數(shù)值。工況Ⅰ作用下，截面3存在有方向向上的最大位移1.2 mm，且截面平均誤差10.8%，截面1的最大值為1.26 mm，誤差為3.77%;工況Ⅱ時(shí)，截面3有0.02 mm的位移，位移方向?yàn)橄拢钪禐?.019 9 mm，截面1最大撓度數(shù)值不大，二者相差0.009 9 mm;工況Ⅲ時(shí)，截面3出現(xiàn)最大位移，其數(shù)值為0.48，誤差在10%附近，截面1存在方向向下的最大撓度為0.99 mm，截面平均誤差為4.1%。綜上，其理論計(jì)算值與有限元模擬數(shù)值結(jié)果差異不大，基本反映出制作模型與有限元模型的相似度較好，可直接對(duì)有限元模型進(jìn)行分析，且誤差在可控范圍內(nèi)，為今后波形鋼腹板箱梁位移特性分析中提供借鑒的方式，方便對(duì)施工項(xiàng)目進(jìn)行分析，并指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工與監(jiān)控。

2.2 應(yīng)力試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分為左右支座、跨中這三個(gè)工況，如圖11所示，每個(gè)測(cè)點(diǎn)分別測(cè)試三次，且預(yù)應(yīng)力加載分等級(jí)增加[7-9]（見圖10）。通過選定截面后，將預(yù)應(yīng)力作用下的應(yīng)力驗(yàn)算值與有限元計(jì)算值的分布情況進(jìn)行分析對(duì)比。不同工況下截面1頂?shù)装逭龖?yīng)力分布如圖11～14所示。

由圖11～14可以看出，位于偏心直線束預(yù)應(yīng)力作用下的底板、形心直線束預(yù)應(yīng)力作用下的頂?shù)装寮罢劬€束預(yù)應(yīng)力作用下的底板，三種情況的有限元計(jì)算值與實(shí)測(cè)應(yīng)力分布一致，且全部計(jì)算值均大于實(shí)測(cè)值。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果誤差分析

通過有限元計(jì)算結(jié)果與截面1頂板、底板應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，雖然數(shù)值接近但是仍然有一定的誤差，其主要原因如表2所示。

2.4 頂?shù)装逭龖?yīng)力分布情況

三種工況預(yù)應(yīng)力作用下腹板處頂板與底板正應(yīng)力沿梁長(zhǎng)分布情況，如下頁(yè)圖15～17所示。

如圖15～17所示，偏心直線束預(yù)應(yīng)力作用下腹板處的頂板與底板正應(yīng)力由梁端到跨中逐漸減小。通過傳統(tǒng)理論計(jì)算值與模擬計(jì)算值對(duì)比，位于梁端1.1 m處結(jié)果一致，梁底端最大相差0.37 MPa;通過傳統(tǒng)理論計(jì)算值與模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，位于形心束預(yù)應(yīng)力作用下腹板處頂板與底板正應(yīng)力一致，而位于折線束預(yù)應(yīng)力作用下腹板處頂板與底板正應(yīng)力跨中截面最大出現(xiàn)差值，最大相差0.17 MPa。

3 對(duì)比分析結(jié)果

（1）通過對(duì)數(shù)據(jù)和模型試驗(yàn)的分析，證明了模型梁在不同線性預(yù)應(yīng)力作用下結(jié)構(gòu)的變形與應(yīng)力的分布情況，驗(yàn)算結(jié)果也證明了相同的結(jié)果，因此該方法可行。

（2）對(duì)模型梁頂?shù)装逭龖?yīng)力分析可知：在偏心直線束預(yù)應(yīng)力作用下，頂?shù)装蹇傮w處于受壓狀態(tài);在形心直線束預(yù)應(yīng)力作用下，各個(gè)點(diǎn)的應(yīng)力都相同，且頂?shù)装濉⒔孛嬲w都處于受壓狀態(tài);在折線束預(yù)應(yīng)力作用下，頂板壓力由梁端向跨中逐漸增大，底板則剛好相反。

通過對(duì)橋梁有限元計(jì)算值與實(shí)橋?qū)嶒?yàn)值對(duì)比發(fā)現(xiàn)，有限元的位移計(jì)算值與實(shí)際測(cè)量值比較接近，而應(yīng)力的有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測(cè)量的規(guī)律一致。

4 結(jié)語(yǔ)

綜上所述，筆者結(jié)合所參與柳州至南寧高速公路改擴(kuò)建項(xiàng)目18座橋梁工程的施工經(jīng)驗(yàn)，通過對(duì)比例模型力學(xué)特性的試驗(yàn)得到位移分布情況，再根據(jù)相關(guān)的參數(shù)建立ANSYS有限元分模型，將有限元分析模型計(jì)算結(jié)果與前者進(jìn)行對(duì)比，證明利用有限元模型研究波形鋼腹板組合箱梁空間是可靠的，為今后需求制定實(shí)橋施工標(biāo)準(zhǔn)和該類型橋梁結(jié)構(gòu)在工程上的應(yīng)用提供參考依據(jù)。

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