预应力混凝土受力分析

预应力混凝土受力分析（通用8篇）

预应力混凝土受力分析 篇1

安新高速公路于1994年9月开工建设, 1997年11月建成交付使用, 是一条功能设施齐全、全封闭、全立交的四车道高速公路。近年来, 随着经济的发展, 京珠高速公路安阳至新乡段成为京珠线河南境内最繁忙的路段, 也是交通量年均增长速度最快的路段, 其公路服务水平逐惭下降, 已不能满足社会经济发展的需求, 改扩建工程势在必行。

1 工程案例

安阳至新乡段高速公路全长47.2 km, 桥梁70座, 均为预应力混凝土空心板, 经调查主要存在如下病害:

1) 铰缝破坏严重。由于设计采用小企口缝、配筋不足的原因, 施工时铰缝混凝土浇注不密实、松动, 较多铰缝间混凝土存在脱落、漏水现象, 板与板的横向连接基本丧失, 形成单板受力。 (见图1)

2) 混凝土保护层过薄, 板底混凝土脱落、钢铰线外露、锈蚀。见图2)

3) 混凝土桥面铺装过薄, 损坏严重。

4) 桥面系排水设施破坏严重、排水不畅, 同时养护不到位有杂物堵塞排水管。

其中空心板的铰缝问题最为严重, 调查中发现90%的空心板铰缝都有问题。分析发现造成病害主要有以下几点:

(1) 由于重车车速慢, 很少占用超车道, 使行车道部分的开裂频率远大于超车道部分。

(2) 重轮直接作用在梁板导致位于行车道轮迹部位的梁板更容易产生单板受力。

(3) 实心板比空心板更容易出现单板受力。这是由于实心板的梁高通常比空心板小, 铰纹受剪面积也小, 在轮载相同的情况下, 剪切作用更为明显。

(4) 跨径小的桥梁发生单板受力的几率更高。因为跨径小, 梁高小, 铰缝受剪面积小, 故剪切效应更为显著。

(5) 桥面渗水者比不渗水者更容易发生。这是水分和除雪渗盐对混凝土的腐蚀作用所致, 尤其是冬季的冻融作用, 也有些情况是先剪裂以后才引起渗水的。

(6) 桥面铺装层较厚者单板受力较少, 它得益于轮载传力面积的扩散效果。

(7) 水泥混凝土的抗剪能力远大于沥青混凝土, 对应的扩散作用较大, 在桥面厚度相同的情况下, 水泥混凝土铺装比沥青混凝土要好些。

(8) 预制板通常都设4个支座, 施工中很难保证4个支座受力完全一致。橡胶支座上有一个较大的接触面, 施工时即使是同一支座, 也难以保证接触面全面与梁板底面紧密接触, 造成受力不匀, 给梁端受剪留下隐患。

从根本上说, 是由于板间绞缝被剪断所致。其产生的原因可以从设计、施工和使用三个方面来分析。其中使用方面的原因即车辆等的荷载超过设计值, 尤其是集中荷载 (例如车辆的单侧轮组) 严重超过设计标准。

2 设计方面的原因

车辆超载是产生单板受力的主要原因所在, 但从设计角度来看, 为什么在已出现单板受力的桥梁中, 预制空心板顶板被压碎的情况却极少发生?这至少说明绞缝部位在设计方面的安全储备远低于顶板的设计。目前常用的预制板设计, 一般都存在以下缺憾:

1) 缝的形式不够合理。例如梁端一定范围的绞缝宽度只有1cm, 如果再加上梁板预制和安装就位时的误差, 使得绞缝的浇注质量难以保障。另外, 在跨中部位的绞缝形式也不尽合理, 其抗剪效率不够理想。

2) 没有虑及绞缝混凝土自身的收缩作用, 没有足够重视新旧混凝土间粘结力的弱化作用。

3) 绞缝钢筋布置太少, 顶板连接钢板力不足。

4) 绞缝设计理论不够完善, 难以真实体现梁板间的实际受力状况。

5) 凝土桥面铺装厚度不足, 钢筋采用等级低。

3 施工方面的原因

预制梁板的单板受力与施工质量有着密切的关系, 因为在同一条路线、同一种结构形式的桥梁, 有的发生单板受力, 有的却没有发生, 便足以说明这一问题。在施工时一般应注意如下几个问题:

1) 制板侧面应认真凿毛, 并仔细清除由于凿毛而产生的松动混凝土块, 以增强新旧混凝土间的粘结和抗剪能力。

2) 绞缝混凝土浇注前, 应对梁体侧面进行洒水湿润, 以保证新旧混凝土间的良好结合。

3) 绞缝混凝土务必灌满震实, 并进行必要的养护;最好能够使用防收缩或微膨胀水泥浇注绞缝混凝土。

4) 梁板吊装时, 要密切关注支座受力的均衡性, 切忌支座悬空。

5) 绞缝混凝土未达到设计强度前, 严禁在桥上行驶车辆等重型荷载, 以免使绞缝产生内伤。

参考文献

[1]京珠国道主干线安阳至新乡高速公路改扩建工程第一合同段构造物调查及设计方案报告[R].2005.

[2]安新线改扩建工程.桥涵检测、评定报告[R].2005.

预应力混凝土受力分析 篇2

现浇混凝土箱梁碗扣支撑体系受力分析

文中以天津集疏港二、三线现浇混凝土箱梁工程为例,对现浇混凝土箱梁施工过程中的各个工况下有代表性的`构件内力进行了现场实测,并利用大型有限元软件对各个工况进行了模拟.通过实测值与理论值的对比分析,对理论模型首先进行优化,使其符合现场实际情况,再根据理论计算数据对各工况下支架的受力情况进行分析研究,为现浇混凝土箱梁碗扣支架架体的搭设提出合理建议.

作 者：吴冬 刘晓蕊 作者单位：天津第三市政公路工程有限公司刊 名：天津建设科技英文刊名：TIANJIN CONSTRUCTION SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：20(1)分类号：U448.21关键词：现浇混凝土箱梁 碗扣支架 支撑体系

预应力混凝土受力分析 篇3

以白山市向江大桥为研究对象,主桥跨度为2×81 m,单塔双索面,塔、梁、墩固结体系。主梁为等高2.8 m的斜腹板预应力混凝土箱形梁,单箱双室大挑臂结构形式,混凝土标号为C50,梁顶全宽32.0 m,设双向1.5%的横坡。索塔塔墩和上塔柱分别在纵桥向、横桥向分开,整个造型呈腰细股丰状,配合索塔横梁上的装饰,整个塔柱艺术上立意为“腰鼓天池”。 斜拉索采用ϕ7环氧涂层平行钢丝索,共布置20道40根拉索,每侧布置10道,塔端索距1.8 m,梁端索距6.0 m。

2 建立全桥空间有限元模型

本文以桥梁有限元分析理论为基础,运用大型有限元软件MIDAS/CIVIL建立全桥空间有限元模型对斜拉桥进行计算分析。斜拉桥主梁的施工顺序应按照设计施工流程进行,在施工过程分析有限元模型中,全桥共划分29个施工阶段。斜拉索采用只受拉桁架单元模拟,主塔和主梁采用三维空间梁单元模拟。边界条件均采用MIDAS/CIVIL中一般支撑、弹性连接和刚性连接来模拟。

具体施工过程为:主塔塔墩底部节点采用一般支撑约束全部自由度,来模拟墩与桩基础的连接;主梁约束采用一般支撑模拟,约束竖直和横向自由度;斜拉索和主梁及斜拉索和主塔的连接都采用弹性连接的刚性连接来模拟,主梁与塔墩共用节点,主塔与主梁采用刚性连接模拟,主梁节点为主节点。计算模型的施工阶段划分如表1所示。

3 施工过程斜拉桥的计算分析

施工过程中考虑的因素主要有恒载、预应力张拉、索力张拉、混凝土收缩徐变、二次内力等,此外还包括满堂支架、桥面铺装护栏等影响。本文重点讨论施工过程中的几个关键阶段的应力和变形,主要包括一次张拉索力、桥面铺装、二次张拉索力和十年收缩徐变等施工状态。

几个关键施工阶段的主梁变形比较如图1所示,由图1可以看出:在一次张拉索力状态下,主梁的变形很小,最大位移在跨中位置附近,最大位移值为21.88 mm;在桥面系铺装状态下,产生向下的位移,最大位移在跨中位置附近,其值为-0.07 mm;在二次张拉索力状态下,最大位移在跨中位置附近,最大位移值为35.70 mm;经过十年徐变后,跨中产生了向下的变形,最大位移值为31.30 mm。

施工过程中恒载、预应力张拉、索力张拉、混凝土收缩徐变等对主梁的变形都会产生影响,图2中显示了恒荷载(包括索的张拉力)、混凝土收缩徐变、预应力等对成桥变形的影响。从图2中可以看出,恒载作用下,主梁产生的最大向上位移在主梁边跨跨中附近,位移值为14.01 mm,最大向下位移在塔墩梁固结处,位移值为-2.30 mm;混凝土的收缩徐变作用均使主梁产生向下的竖向变形,混凝土收缩作用产生的竖向变形较徐变的大,在跨中附近收缩产生的位移值为-3.97 mm,徐变产生的位移值为-2.00 mm。分析可知,成桥三年后主梁产生了向下的变形主要是因为混凝土收缩徐变的作用。主梁预应力作用下跨中位置产生了较大的向上的竖向变形,最大值为24.25 mm。恒荷载和预应力对主梁产生变形的作用较大,且都产生向上的挠度,而混凝土收缩也对主梁变形有较大的影响,混凝土徐变对主梁变形的影响相对较小。

在施工过程中,斜拉索的张拉力也随施工过程而变化,对斜拉索一次张拉到施工初始索力后,索力在后续施工阶段的影响下不断变化,表1列出了本桥在各关键施工阶段的部分索力值。从表1中可以看出,由于主梁自重(CS17)和二期恒载(CS19)的作用索力增加以及收缩徐变的原因,在最后一个施工阶段(成桥三年CS29)索力大小趋于稳定。

kN

4 成桥运营阶段计算分析

成桥恒载和车辆活载对主梁的受力变形起控制作用,在车道荷载作用下,主梁的最大向上位移为3.40 mm,最大压应力为1.82 MPa,最大拉应力为2.29 MPa,主塔的最大位移为5.92 mm,最大压应力为1.41 MPa,最大拉应力为1.95 MPa。车道荷载作用下桥梁变形见图3。

在车辆活载作用下,成桥运营阶段的斜拉桥索力都有增加,表2列出了成桥恒载和活荷载的索力值,从表2中可以看出,在活载作用下产生了较大的竖向变形,从而增加了斜拉索的索力。活载作用增加的索力,也随着斜拉索的索长的增加而增大,但与成桥恒载索力相比,车道活载索力还是比较小,因此可知,斜拉索的索力主要还是由结构恒载起控制作用。

kN

5 结语

1)通过对向江大桥施工阶段的模拟计算分析表明,主梁恒载和预应力作用(包括索的张拉力)对主梁的应力变形影响最大,在施工过程中,混凝土徐变各荷载的二次内力对主梁的影响较小。

2)通过对成桥之后收缩、徐变对结构的影响计算表明,成桥之后混凝土收缩对结构的受力变形的影响不大,成桥十年后混凝土徐变作用使主塔向中跨的变形减小,能够在一定程度上减小主梁下挠,并能够在一定程度上改善结构的受力。

3)通过对斜拉桥的施工阶段进行详尽的分析、验算,得到了主梁挠度、桥塔位移等施工控制参数的理论计算值,施工过程中结构的受力和变形始终处于安全的范围内,成桥后主梁的线形符合预先的期望。

参考文献

[1]王伯惠.斜拉桥结构发展和中国经验(上册)(索桥类)[M].北京:人民交通出版社,2003.

[2]王伯惠.斜拉桥结构发展和中国经验(下册)(索桥类)[M].北京:人民交通出版社,2003.

[3]JTJ 027-96,公路斜拉桥设计细则[S].

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

[5]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].

预应力混凝土受力分析 篇4

孔跨布置: (120+3×175+96) m;设计荷载:公路—Ⅰ级;设计洪水频率:1/300;桥面净宽:2×净—11 m;地震动峰值加速度系数:0.05g;地震基本烈度:6度;安全等级:一级;环境类别:Ⅱ类。

2桥梁总体设计

2.1 箱梁构造

主梁采用C60混凝土。箱梁顶宽12.0 m, 底宽7.0 m, 悬臂长2.5 m。合龙段处箱梁中心高度为4.5 m, 顶、底板厚均为0.3 m, 腹板厚0.5 m;0号块中心高度为11.0 m, 顶板厚0.4 m, 底板厚1.5 m, 腹板厚0.8 m。箱梁高度变化方程为:${\rm H}=4.5+6.5\left(\frac{x}{81.5}\right){}^{1.8}$;底板厚度变化方程为:$t=0.3+0.8\left(\frac{x}{81.5}\right){}^{1.8}$, 其中, x为计算截面至悬臂端距离。箱梁断面见图1。

2.2 预应力体系的选择及钢束布置

单箱单室箱形连续刚构按三向预应力进行设计。纵向预应力材料采用符合GB/T 5224-2003的高强低松弛预应力钢绞线, 其公称直径为15.2 mm, 面积为139 mm2, fpk=1 860 MPa。横向预应力钢束采用BM13-3扁锚体系, 钢绞线公称直径为12.9 mm, 面积为85.4 mm2。横向预应力钢束间距0.50 m, 全桥共设置了3ϕs12.9横向预应力钢束2 962束。采用一端单根张拉方式, 预应力锚具张拉端与锚固端交错布置。竖向预应力钢筋采用符合GB/T 20065-2006预应力混凝土用螺纹钢筋的PSB785级精轧高强螺纹粗钢筋, 直径32 mm。纵向、横向预应力钢束管道采用塑料波纹管, 竖向预应力钢束管道采用铁皮波纹管。

2.3 桥梁下部构造

本桥桥墩采用变截面空心墩, 其中1号墩采用等截面空心墩, 顺桥向宽8 m, 横桥向宽7 m。4号墩从墩底以上40 m范围内采用变截面实心墩, 其余部分采用等截面空心墩, 顺桥向宽8 m, 横桥向宽7 m, 横顺桥向壁厚均采用80 cm。2号, 3号墩从墩底以上75 m范围内采用变截面空心墩, 其余部分采用等截面空心墩, 顺桥向宽8 m, 横桥向宽7 m, 横顺桥向壁厚均采用80 cm。桥墩基础均采用灌注嵌岩桩。桥台采用组合式桥台, 钻孔灌注桩基础。桥墩采用C40混凝土, 承台采用C30混凝土, 桩基采用C25混凝土。

3结构分析

采用MIDAS Civil软件与《桥梁博士》软件分别建立全桥计算模型。全桥共计梁单元387个, 如图2所示。

3.1 基本参数

1) 永久作用。

钢材重力密度:78 kN/m3;混凝土重力密度:26 kN/m3;沥青混凝土重力密度:24 kN/m3;基础相对变位:桥台按1 cm考虑, 桥墩按2 cm考虑;混凝土的收缩及徐变作用、预应力:按JTG D62-2004公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范规定计算。孔道摩阻系数μ取0.25, 管道偏差系数K取0.001 5。一端锚具变形钢束回缩值6 mm, 钢束松弛系数0.3。

2) 可变作用。

汽车荷载:公路—Ⅰ级, 单幅桥按三车道计算, 车道折减系数0.78;汽车荷载制动力及冲击力:按JTG D60-2004公路桥涵设计通用规范规定计算;风荷载:按JTG D60-2004公路桥涵设计通用规范规定计算, 其中桥梁所在地区的基本设计风速V10 取28.2 m/s;温度作用:整体均匀升温22 ℃, 整体均匀降温30 ℃。结构高度范围内温度梯度按JTG D60-2004公路桥涵设计通用规范第4.3.10第3条规定计算。

3.2 MIDAS Civil软件计算结果

1) 正常使用阶段正截面抗裂。混凝土箱梁在短期最不利组合下考虑抗裂预应力折减后上下缘应力图如图3, 图4所示, 计算表明, 除1号～4号墩墩顶出现部分拉应力外, 其余均未出现拉应力, 当考虑支座处削峰作用后, 该处抗裂验算也能满足。2) 正常使用阶段斜截面抗裂验算。计算表明, 主梁最大主拉应力1.19 MPa>0.4ftk=1.14 MPa, 但当考虑竖向预应力作用后, 斜截面抗裂也能满足要求。3) 正常使用阶段截面压应力验算。计算表明, 主梁最大压应力18.3 MPa<0.5fck=19.25 MPa, 弹性阶段主梁正应力满足规范要求。4) 承载能力极限状态抗弯能力验算。分析承载能力极限状态结构弯矩包络图与抗弯能力包络图表明, 结构承载能力极限状态抗弯能力满足要求。5) 承载能力极限状态抗剪能力验算。分析承载能力极限状态结构剪力包络图与抗剪能力包络图表明, 箱梁截面抗剪承载能力满足要求。6) 活载静挠度。活载作用下的静挠度为4.3 cm, 长期荷载增长系数1.425, 因此, 1.425×0.043/175=1/2 855, 满足规范要求。

3.3 两种软件计算结果对比

MIDAS Civil各项应力指标计算如表1所示。

《桥梁博士》各项应力指标计算如表2所示。

从以上所列数据对比可以看出, 两种软件结果相差不大, 说明对主梁的受力分析是合理的。

4结语

此类桥梁跨中下挠和斜截面裂缝等问题成为控制设计的关键因素。基于目前的设计理念可以通过加大配置顶板束、腹板束, 以有效控制施工阶段恒载作用下挠度, 从而控制成桥后跨中挠度。另外目前关于混凝土的收缩、徐变的计算存在不足, 有待进一步完善。从长远来看, 要转变设计理念, 用恒载零弯矩理论配束, 使自重弯矩和预应力弯矩的差值尽量减小, 降低混凝土长期收缩徐变的影响。

摘要：介绍了某高速公路预应力混凝土连续刚构桥的总体设计, 并对主梁受力进行了有限元分析, 采用两种软件分别建立全桥计算模型进行计算, 结果相差不大, 表明主梁受力分析是合理的。

关键词：大跨连续刚构,设计,主梁受力分析

参考文献

[1]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

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

预应力混凝土受力分析 篇5

关键词：预应力钢筋混凝土,冻融,受力性能,数值模拟,ANSYS

0前言

目前预应力混凝土结构已被普遍应用于国内外一些重要结构工程, 预应力技术已成为一种不可或缺的工程技术, 有着广阔的工程应用, 然而, 如何对现有及新建预应力混凝土结构进行耐久性评估和设计是工程界急需解决的问题。从气候条件来看, 我国有相当大的地区处于严寒地带, 有调查指出我国东北地区很多水工建筑物、桥梁的混凝土或预应力混凝土结构局部或大面积地遭受冻融破坏, 造成重大经济损失。目前国内外对预应力混凝土结构在荷载及冻融这两个单因素问题已开展了较多的研究, 而对荷载与冻融双因素耦合作用下的耐久性问题研究则很少。因此人们对预应力混凝土结构在冻融和荷载耦合作用下构件力学性能退化规律的认识不深入, 对荷载与冻融之间相互影响规律缺乏深入了解, 对冻融和荷载耦合作用下预应力混凝土结构性能退化的评估缺乏一套系统的、有效的理论和方法。另外由于经济与研究周期的原因, 使得数值模拟在研究中占有越来越重要的位置。本文将对预应力混凝土受弯构件在受静力荷载和冻融耦合双重作用下的力学性能进行研究, 并通过有限元软件ANSYS进行模拟验证对比, 这对于我国严寒地区预应力混凝土结构的设计、施工、评估及维护具有十分重要的理论意义和工程实用价值。

1 定义材料属性

1.1 单元的选取

在ANSYS中, 用于模拟混凝土、岩石等抗压能力远大于抗拉能力的非均匀材料的单元为Soild65单元。本文混凝土采用Solid65单元模拟;由于钢筋是一种单轴刚度材料, 预应力钢筋与非预应力钢筋均采用Link8单元模拟。为防止由于应力集中而出现收敛困难, 在加载点及支座处添加弹性垫块, 弹性垫块采用8节点实体单元So1id45来模拟。

1.2 材料的本构关系和破坏准则

1.2.1 混凝土的本构关系

混凝土单轴应力-应变曲线是一条曲线, 这说明混凝土是一种弹塑性材料。只有在压应力很小时, 可将其视为弹性材料。混凝土材料的非线性模型采用多线性等向强化模型 (MISO) , 工程上常将破坏准则与屈服准则二者等同。在ANSYS中输入必要参数:tb, concr后, 仅仅定义了混凝土的willam-wamke破坏准则和ANSYS自带的本构关系 (即在混凝土开裂和压碎前应力应变关系是线性的, 而当开裂和压碎后则采用willam-wamke破坏准则) 。混凝土的本构关系可以通过tb, miso参数来确定。本构关系采用规范推荐的抛物线加直线形式。

定义x=ε/εc, y=σ/fc*, 当x≤1时y=αax+ (3-2αa) x2+ (αa-2) x3, 忽略混凝土的下降段, 当x≥1时, y=1, 1, 式中, αa为单轴受压应力一应变曲线上升段参数值;fc*为混凝土的实测单轴抗压强度;εc为与fc*相应的混凝土峰值压应变, 其值可通过试验取得;ε为混凝土压应变;σ为混凝土压应力。

Solid65单元的破坏面一般采取改进的willam-wamke 5参数破坏面准则, 但是当围压非常小时, 其破坏面也可以仅采用2个参数, 即单轴抗压强度和单轴抗拉强度, 另外的3个参数则可由willam-wamke强度模型的默认值来确定。本文所要研究的构件受力状态为受弯状态, 则混凝土的破坏面可以仅通过输入ft和fc来确定。

当混凝土开裂后, 裂缝会对混凝土的剪切刚度产生影响, 所以在ANSYS模拟过程中, 要求输入混凝土开裂后的张开裂缝剪力传递系数和闭合裂缝剪力传递系数, 这两个系数的取值范围都在0~1之间, 其中0表示裂缝是完全分开的不能传递剪力, 1则表示没有剪切损失。张开裂缝的剪力传递系数t对计算结果影响较大, 一般取0.3~0.5, 闭合裂缝的剪力传递系数βt, 一般取0.9~1.0。本文在有限元模拟时, βt和βt的值分别取0.5、0.95。

1.2.2 钢筋的本构关系

非预应力钢筋的屈服强度为fy=300MPa或210MPa, 弹性模量Es=2.0×105或2.1×105, 泊松比μs, 预应力钢筋的屈服强度为fpy=1 110MPa。

钢筋的应力应变关系可采用理想弹塑性模型, 为帮助收敛也可采用具有强化阶段的弹塑性模型。这里采用双线性等向强化模型BISO模拟。预应力钢筋和非预应力钢筋应力应变关系曲线如图1。

2 有限元模型的建立

在ANSYS有限元模拟过程中, 目前对于预应力混凝土的模拟方法共有两种:等效荷载法和实体力筋法。前者是将预应力筋的作用以荷载的形式作用于结构;后者是分别用相应的单元模拟预应力筋与混凝土, 其中预应力采取一定的模拟方法来施加。可根据不同的分析目的或需要来选择这两种方法, 然后采用不同的单元进行有限元分析。等效荷载法建模简单, 不必考虑力筋的具体位置直接建模, 网格划分简单, 对结构在预应力作用下的整体效应比较容易求得;实体力筋法对预应力的模拟方法有降温法和初应变法, 初始应变法是在钢筋单元的实常数中设置初始应变的数值为σpe/E, 其中σpe为有效预应力, E为钢筋弹性模量;降温法是将钢筋单元人为施加温降ΔT=P/αAE, 其中P为预应力施加值, α为钢筋线膨胀系数, A为钢筋截积。相比这两种方法, 其中降温法更能精确的模拟分析预应力混凝土结构的应力, 在力学模型上有三种处理方法, 即实体切分法、节点耦合法、约束方程法。

本文中的预应力钢筋混凝土有限元模型是通过实体切分法来建立的, 基本过程是:先按照预应力混凝土构件的实体几何尺寸建立有限元模型, 然后通过力筋线拖拉形成的工作平面将有限元模型切分, 将切分后的有限元模型上一条与力筋线形相同的线定义为预应力筋, 最后对单元进行划分。有限元实体模型建立及切分后利用cp命令耦合节点的自由度, 从而将预应力筋单元和混凝土单元联系起来, 使得混凝土和钢筋能够协同工作。本文在有限元模拟过程中不考虑混凝土与钢筋之间的滑移, 假定钢筋与混凝土之间为固结, 其中为避免支座与加载点处应力集中, 在支座与加载点位置添加弹性垫块 (如图2) , 预应力效应使用初始应变法施加。

参考众多学者的研究成果, 在开裂荷载附近, ANSYS模拟分析混凝土结构时易出现不收敛的情形, 所以在开裂荷载附近采取大荷载子步数, 从而有利于计算的顺利进行, 而当混凝土开裂后, 则减小荷载子步, 以减少计算时间, 模拟过程证明全过程分析能够顺利进行。采用位移收敛准则, 为易于计算过程的收敛, 不考虑混凝土的压碎, 打开线性搜索、预测、自适应下降、二分法, SOLCONTROL设置为on。

3 算例

用ANSYS对一后张法预应力混凝土简支梁进行数值模拟分析, 分析弹性模量下降时混凝土的应力变化和钢筋的变化规律。试件截面尺寸b×h=100×100 (mm×mm) , 长度515 mm, 图3为试件尺寸示意图。

试件采用单侧直线预应力钢筋, 后张法张拉工艺, 预留孔道采用30特制波纹管ap=27mm, as=15mm, 试件的配筋图及锚具、端头钢板图见图4。

在不同冻融次数下, 混凝土的弹性模量及应力应变关系曲线不同, 通过Post1处理得到了冻融次数为0次和冻融次数为100次两种环境下混凝土的应力云图和受拉钢筋的应力云图, 如图5和图6。图5为冻融次数为0次, 混凝土弹性模量为3.25×104N/mm2, 图6为冻融次数为100次, 混凝土弹性模量为3.05×104N/mm2。

4 结论

由图5和图6可得, 当冻融次数为0次时, 混凝土和钢筋的最大应力分别为17.857MPa和20.43MPa;当冻融次数为100次时, 混凝土和钢筋的最大应力非别为17.252MPa和27.539MPa。可得在预应力钢筋混凝土受弯构件的极限承载力范围内, 冻融使混凝土弹性模量下降时, 混凝土的受力几乎不变, 而钢筋的受力变化较大。

参考文献

[1]段安, 钱稼茹.受冻融环境混凝土的应力-应变全曲线试验研究[J].混凝土, 2008, 30 (8) :13-16.

[2]王宏伟.冻融环境下混凝土受弯构件的计算模式研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2007.

[3]江见鲸.钢筋混凝土结构非线性有限元分析[M].西安:陕西科学技术出版社, 1994.

[4]王新敏.ANSYS工程结构数值分析[M].北京:人民交通出版社, 2007.

[5]朱江.预应力混凝土梁在冻融循环后的受力性能研究[D].扬州:扬州大学, 2006.

[6]邹超英, 赵娟, 梁锋, 巴恒静.冻融环境下混凝土应力-应变关系的试验研究[J].哈尔滨工业大学学报, 2007, 54 (2) .

预应力混凝土受力分析 篇6

一、单环预应力作用下混凝土压力管道受力理论计算方法

在环形均匀分布荷载时, 预应力混凝土压力管道中管壁混凝土将沿着径向均匀收缩, 同时轴向也无弯矩和剪力。但是, 在预应力筋束的环箍作用下, 将会产生较大的管壁弯矩, 同时管壁混凝土表面也会沿着轴线方向产生拉应力, 当管壁混凝土的抗拉强度小于产生的拉应力时, 将会产生连续分布的环形裂缝的情况。因此, 分析单环预应力作用下混凝土压力管道受力情况是非常重要的。

然而, 在理论计算模型中, 一般要求对其进行假设, 假定预应力混凝土压力管道的管壁为在弹性地基上的梁。假设预应力筋束张拉荷载所产生沿圆周均匀分布的径向压力为Fzl, 管道受力后变形如图1所示, 根据图1中的受力变形, 通过分析微分体的静力平衡条件、变形、位移之间的关系, 并对管道应力和应变间的物理关系进行分析, 建立的关系式为:

公式中, w代表离预应力筋束所在断面x处的管道径向位移, dx为其高度, Nθ、Mθ分别为微分体沿直断面上所用的环向力和环向弯矩, Mx、Vx分别代表微分体水平断面上作用的竖向弯矩和剪力, r代表管道计算半径, E为弹性模量, h代表管壁厚度, u代表材料泊松比, S代表圆柱壳的弹性特征值, D代表壳板抗弯刚度, 其中, D和S分别由下列计算式确定:

根据弹性地基梁的分类, 可以分为无限长预应力混凝土压力管理、半无限长预应力混凝土压力管理和有限长预应力混凝土压力管道, 采用四阶齐次常系数微分方程、叠加法及集中荷载作用下有限元弹性地基梁的计算公式分别对无限长、半无限长及有限长等3种进行计算。发现管道相邻两束预应力筋束最大间距都小于2x0.5, 因此, 当预应力筋束的作用位置与管道两端的距离x≥πS时, 可以按无限长预应力混凝土压力管道来计算。

二、三维有限元分析计算

假定预应力作用下混凝土压力管道内径为6.4m, 分别取厚度为0.64m、0.40m、0.34m的三中管壁, 管壁厚度与管道内径之比分别为1:10、1:13、1:18.5, 预应力筋束断面面积Ap=5×150mm2, 预应力沿圆周环向应力为1100MPa, 弹性模量取值3.25×104MPa, 根据弹性地基梁的理论概述, , 当预应力筋束的作用位置与管道两端的距离x≥πS时, 可以按无限长预应力混凝土压力管道来计算。因此, 采用三维有限元模型对不同管壁厚度预应力混凝土压力管道进行分析时, 无限长预应力混凝土压力管道长度取值为x=5.0m, x≥πS。采用有限元软件ANSYS软件对预应力混凝土压力管道进行数值计算时, 管道计算模型可以按照360°圆心角进行网格划分。建立三维有限元计算模型对预应力作用下混凝土压力管道的受力进行分析, 取管壁厚度d=0.5m, 预应力筋束作用位置与管道外表面距离和与管壁厚度之比分别为0.1:10、1:4, 最终确定预应力筋束作用于不同位置的管壁混凝土受力分布影响。

三、计算结果分析

通过理论计算与三维有限元计算模型分析, 有限元计算结果表明预应力混凝土压力管道预应力筋束所产生的环向压力应力及轴向拉应力随着管壁混凝土厚度的增加而减小, 当确定管壁厚度为5.0m时, 无限长、有限长、半无限长三种类型的预应力混凝土压力管道沿轴向方向呈现递减的趋势。然而, 针对以弹性地基梁为基础的理论计算, 由于压力管道沿环向方向所产生的支撑反力主要由管道两侧的环向面力组成, 导致建立在弹性地基梁基础上的理论计算模型与压力管理管壁的受力并不完全相同。采用有限元计算模型对预应力筋束在不同管壁混凝土位置的受力进行分析, 发现预应力筋束所产生的内表面环向压应力、内表面轴向拉应力及平均环向压应力的数值变化都很小。因此, 针对理论计算与三维有限元计算结果之间的差异性, 可以将理论计算按照有限元计算来分析是可行的。

结论

分析单环预应力作用下的混凝土压力管道受力的理论计算及预应力混凝土压力管道的有限元计算, 可知单环预应力作用下的混凝土压力管道的设计是可行的, 确保相领预应力筋束的人最大间距应小于2x0.5, 注重预应力管壁混凝土的环向应力, 有效降低预应力筋束对管理结构内力分布的影响。

参考文献

预应力混凝土受力分析 篇7

1 预应力梁的实验方式

1.1 实验的设计方式

实验将采用C80和C100两种等级的混凝土, 采用曲线布置和直线布置的方式来完成预应力的布置方式。实验中会先粘结后张预应力, 并对其采用直线布置的方式。为了保证实验中试件梁是自然产生弯曲破坏, 而不是因为人力造成的剪切破坏, 因此实验中会加固梁的剪完段, 使梁的预应力框架完成符合抗震的结构要求[1]。同时, 为充分了解预应力梁受力的性能和延性, 故在设计实验时应充分考虑到以下几点: (1) 混凝土的强度对其的影响; (2) 观察试件梁与普通量的配筋率的不同, 分析配筋率不同对其延性的影响; (3) 预应力强度比对其延性的影响, 并且是否符合我国相关的规范标准[2]。

1.2 实验材料

材料:细骨料 (含水量7.1%, 含沙量1.0%, 细度模数2.6, 颗粒级配属于Ⅱ区中砂, 表观密度为2641kg/m3, 堆积密度为1655 kg/m3) 、粗骨料 (含水量0.9%, 含泥量0.5%, 针片状颗粒含量为2.8%, 压碎指标为7.8%, 表观密度为2850 kg/m3, 堆积密度为1500 kg/m3) 、水泥 (为P.Ⅱ52.5级硅酸盐水泥, 初凝时间为140分钟, 终凝时间为190分钟) 、矿粉、粉煤灰、硅粉、减水剂、高强混凝土 (由专门的公司制造完成) 、钢筋 (HRBF500级和HRB400级) 、钢绞线及波纹管 (低松弛1860级1×7股钢绞线, 波纹管的直径为65毫米) [3]。

1.3 实验过程

将规格为3×2毫米的电阻应变片粘贴在钢筋上, 并将该位置打磨平整, 并固定好接引线, 方便之后的焊接;电阻变应片与接引线焊接完毕后, 测试电阻变应片, 确保其电子在120千欧左右。使用涂有703硅胶的纱布缠绕在应变片上, 防止应变片受潮;待胶水干了后在涂上一层环氧树脂, 保护应变片在混凝土浇筑的过程中不会受到破坏。在混凝土浇筑之前, 将相邻的连接线捆成束状, 并安置在横撑上。

使用两点集中的对称同步分级加载方式作用在预应力梁上, 将加载所用的液压千斤顶的量程设定为50t, 在梁计算跨度的三等分点处设置加载点。加载前, 将预应力梁吊装至支墩上。利用网格线确定好所有的加载点, 并放置好宽为100毫米, 厚为25毫米的钢板, 在钢板上铺设一层薄沙。按照《混凝土结构试验方法标准》GB50152—92进行操作, 每集加载的幅度为屈服荷载的20%, 加载值试件梁出现开裂的征兆[4]。预应力梁的受拉纵筋屈服后, 使用位移控制加载, 每级加载的幅度与梁的屈服位移相同。每次加载持续10分钟, 待梁稳定后观察其是否出现裂缝, 并做好相关的记录。

2 实验结果

预应力梁呈延性破坏。在开始加载的阶段, 预应力梁的弹性就表现出变形的状态, 当加载的力度升至0.4倍时, 试件梁的纯弯段出现了明显的裂缝。随着加载的继续, 裂缝越来越多, 并逐渐向中和轴上移动, 混凝土逐渐碎裂, 直至最终失去承载力。试件梁的的总配筋率为0.70%~1.50%, 整个破坏过程与普通适筋梁相似。

在混凝土的浇筑过程中, 天气温度较高, 使得试件梁存在一定不足, 虽然对其进行了保养工作, 但跨中附近和受压区的混凝土仍呈现蜂窝状。试件梁的虽然表现出延性破坏, 但也显示其延性价差的特点。破坏的具体位置与加载点之间存在联系, 加载点附近的破坏位置表现出侧向变形, 并不是简单的延性破坏。

3 结束语

按照我国《混凝土架构设计规范》GB500—2010中关于轴心抗压的强度的计算公式与实际所获得结果存在不同, 所以关于其抗压强度还需要进一步的分析。但关于HRBF500的高强钢筋高强混凝土预应力梁, 能够在高强钢筋中的强度得到中分的利用与展现。实验结果显示, 高强钢筋高强混凝土所表现出的延性破坏与普通的混凝土相似, 说明高强混凝土也是具有一定的脆性。当HRBF500钢筋开始屈服时, 其预应力梁的加载也开始超过了其极限。但超过的范围并不大, 结合《规范》中的承载力的计算公式, 及所使用的材料性能, 该预应力是可以符合正常情况下极限状态的要求。

预应力的强度与预应力梁屈服位移度关联性不大, 但对其极限位移的关系加大。位移的延性与预应力强度成反比, 但整体变化的幅度比较小[5]。预应力屈服位移与其换算配筋率呈正比关系, 极限位移与换算配筋率成反比。由此可见, 换算配筋率对预应力梁受力的延性有着重要的影响。由于实验环境与设计中所存在的不足, 因此本次实验还没有探究高强钢筋与高强混凝土的力学性能, 而二者之间的协作性能也没有进行足够的研究, 而关于影响预应力梁受力的因素还需要进一步验证分析。

摘要：高强钢筋高强混凝土的预应力梁受力的性能不同于普通混凝土预应力的梁受力性能, 两者预应力的构建也是不同的。因此, 要想了解其梁受力的性能和延性, 必须进行具有针对性的实验研究。

关键词：高强钢筋,高强混凝土,预应力,梁受力

参考文献

[1]叶献国, 马文明, 种迅.高强钢筋高强混凝土预应力梁抗弯性能试验研究[J].福州大学学报 (自然科学版) , 2013, (4) :717-722.

[2]叶献国, 闫丽萍, 种迅, 蒋庆.高强钢筋高强混凝土预应力梁短期刚度研究[J].福州大学学报 (自然科学版) , 2013, (4) :723-728.

[3]蒋庆, 叶献国, 章益民, 种迅, 黄小坤, 刘刚.高强钢筋高强混凝土预应力梁抗裂性能试验研究[J].建筑结构学报, 2014, (12) :51-57.

[4]丁永君, 于敬海, 李端, 付春兵, 徐洪茂, 曹建锋.高强钢筋高强混凝土双连梁剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报, 2015, (3) :56-63.

预应力混凝土受力分析 篇8

本文依托呼朔高速公路呼和浩特至杀虎口段托县连接线上K47+133.2分离式立交桥的4×20 m连续箱梁, 待箱梁达到混凝土龄期张拉时进行箱梁跨中和梁端截面的应变测量, 将实测数据与ANSYS有限元模型值进行对比分析, 为以后此类桥梁预应力阶段的受力计算和设计提供参考。

1 试验概况

基于跨线桥为4跨简支转连续箱梁桥, 所以试验梁选取3-3 (中跨中梁) 箱梁和4-3 (边跨中梁) 箱梁[3,4], 在箱梁预制时埋设混凝土应变计, 混凝土应变计测点布置如图1所示, 待浇筑完混凝土达到张拉强度时两端对称张拉, 张拉顺序为N1, N2, N3钢束。预应力阶段对应变计数据和跨中上拱度进行测量。混凝土应变计图见图2。

2 ANSYS有限元模型建立

2.1 单元介绍[5,6]

Link8单元为三维单元, 可以承受单向的拉伸或者压缩, 文中用Link8单元来模拟预应力钢筋。Link10为三维杆单元, 控制参数KEYOPT (3) =1时为只受压单元, 模型中采用只受压单元来模拟预制箱梁的台座, 张拉前台座单元全部受压, 当开始预应力钢束张拉时由于梁体上拱, 箱梁从跨中开始逐渐脱离台座, 此时脱离台座梁体下的Link10单元就失去作用, 从而自重按实际情况参与受力。Solid65单元可以用于模拟带钢筋或不带钢筋的三维混凝土实体模型, 单元具有受拉开裂和受压压碎的性能。

2.2 模型建立

ANSYS中预应力混凝土的分析可以采用等效荷载法和实体力筋法[7,8,9], 等效荷载法是将力筋的作用以等效荷载的形式作用于混凝土结构;实体力筋法采用Solid65单元模拟混凝土, Link8单元模拟力筋, 本文采用独立建模耦合法分别建立力筋单元和实体单元, 然后再用耦合方程将两者联系起来。首先建立简支状态模型, 即在梁体两端按图纸所给支座位置施加简支约束;再建立采用Link10单元模拟台座的有支撑模型, 其中Link10单元的下部节点固结, 并赋予单元材料较大的弹性模量来模拟只受压台座, 模型如图3所示, 简支模型与有支撑模型各截面混凝土应力进行对比, 分析梁体自重参与梁体受力的实际情况。

3 计算结果与实测值对比分析

3.1 理论值与实测值对比

通过对有Link10单元支撑的ANSYS有限元模型进行有限元计算, 理论计算结果与实测数据对比分析, 预应力混凝土箱梁各测点预应力阶段应力状态 (文中仅示出3-3数据) 见图4, 图5。

通过ANSYS有限元模型计算的理论值与实测值对比, 两者吻合较好, 表明用ANSYS有限元模型来模拟小箱梁的张拉的正确性, 为后面的分析提供可靠依据。通过分析各测点应力曲线可以看出在张拉N1钢束时混凝土应力增长较小, 从N2开始混凝土压应力增长迅速, 此时混凝土刚达到张拉龄期, 从张拉N2开始应注意梁体的变化, 防止出现混凝土开裂。

注:L指有台座支撑模型计算测点应力, S指实测应力值

箱梁跨中截面预应力阶段混凝土压应力沿梁高方向分布的理论值与实测值对比如图6所示。

通过图6得出, 在预应力阶段不管是理论值还是实测值, 预应力混凝土箱梁跨中截面混凝土压应力沿梁高方向呈线性关系, 由此说明混凝土处于弹性受力状态[10,11]。

3.2 有支撑模型与简支模型对比分析

对于预应力混凝土箱梁张拉阶段的应力状态分析都是采用简支梁模型来近似模拟的, 梁体自重自预应力筋张拉开始就全部参与受力, 这对梁体预应力阶段自重参与受力情况模拟不精确, 也不能清楚的描述每一束张拉后的梁体应力状态。本文通过建立有Link10只受压单元的有限元模型和无Link10单元的简支梁模型来对比分析梁体自重在每一束钢束张拉后参与受力的情况, 对比分析结果如图7, 图8所示。由图7, 图8可得在张拉预应力钢束N1时, 有支撑模型与简支模型计算结果有较大差距, 由于前面已经通过实测数据验证了有支撑模型的准确性, 所以张拉N1钢束时用简支状态的模型来计算梁体应力与实际梁体受力有一定差距, 此时自重参与梁体受力较小, 当继续张拉钢束N2时, 曲线差距变小说明自重逐渐开始参与梁体受力, 当张拉钢束N3时钢束两个模型数据基本吻合, 说明此时梁体自重基本全部参与受力。

3.3 跨中截面上拱度分析

箱梁达到混凝土龄期进行钢束张拉时, 每张拉完一束即对箱梁跨中顶面进行一次水准测量以观测梁体上拱值[12], 然后通过有Link10支撑模型与简支模型进行对比分析, 分析结果如表1所示。

注:Y指有台座支撑模型计算测点应力, W指简支模型计算应力值

mm

由表1可以看出有Link10单元支撑的模型计算值与实测值吻合较好, 而简支状态模型在张拉钢束N2之前位移值与实测值相差较大, 这是由于模型对自重参与梁体受力预应力阶段模拟不够精确, 从这里也可以看出自重逐渐参与梁体受力是从张拉N2钢束开始的, 这也与前面应力分析的结论相同。

4 结语