基于试验结果的数值模拟报告-4

1、外包钢板加固钢筋混凝土桥墩试件的数值模拟结果报告上海交通大学2014-11概述11.1试验概述11.2有限元模型概述22材料特性32.1钢板与钢筋的应力-应变曲线32.2混凝土的应力-应变曲线43有限元模拟结果与试验结果的荷载-位移曲线比较74有限元结果考察84.1主拉应变云图104.2主压应变云图114.3剪应变云图124.4竖向正应力彩色云图134.5主拉应变矢量图144.6主压应变矢量图154.7钢板Mises应力云图164.8钢筋轴向应力云图175总结186参考文献181概述1.1试验概述基于阪神高速道路公团关于受损钢筋混凝土桥墩补强加固试验报告1,选取表1所示的3个正方形截面钢筋混凝

2、土桥墩为研究对象，施加恒定竖向轴力后，在桥墩顶端施加水平反复荷载模拟地震作用。图1.1.1为试件示意图，模型缩尺为实际桥墩的1/6,试件截面尺寸为600mm*600mm,高度为3410mm,外包钢板厚度为1.6mm。配筋概况如图1.1.1-1.1.2所示，受拉钢筋为28根D10钢筋（配筋率：p=0.61%）,箍筋为4-ctc200（配筋率:ps=0.11%）。3个试件的加固方法、与基础的锚固情况分别为：SCaseA:未加固的钢筋混凝土桥墩（参见图1.1.3）；CaseB:经外包钢板加固后的桥墩（其中外包钢板与基础完全锚固，参见图1.1.4）；CaseC:经外包钢板加固后的桥墩（其中外包钢板与基

3、础间留有5cm空隙，参见图1.1.5）。11IIil!li111111i111111i1i1i1i11III900600f2400900009-00遺rrOor00卜口00L卜图111试件整体示意图图112桥墩横截面配筋图表1试件编号说明供试体文献中对应编号加固方式CaseANo.12未加固CaseBNo.6外包钢板与基础完全锚固CaseCNo.8外包钢板与基础间留有5cm空隙外包钢板图114CaseB示意图RC柱图115CaseC示意图1.2有限元模型概述采用Abaqus有限元分析软件建立平面应力模型，进行三种不同工况下钢筋混凝土桥墩的极限承载力分析。建模时根据不同材料定义为不同单元类型，其

4、中混凝土采用二维平面应力单元（CPS4）,钢筋采用二维杆单元（T2D2）,侧面外包钢板采用二维梁单元B21）,正面外包钢板采用二维平面应力单元（CPS4）。钢筋网通过embed命令嵌入混凝土，而外包钢板与钢筋混凝土桥墩采用tie命令进行绑定，纵筋与箍筋采用merge的方式，将两者合并成钢筋网。钢筋混凝土桥墩与基础之间的连接采用完全固结方式。图1.2.1示钢板和混凝土的单元网格划分，图122示钢筋单元布置。图1.2.1钢板、混凝土平面应力单元网格图图1.2.2钢筋单元网格图竖向荷载（55tf）采用均布加载方式，施加在桥墩顶部，而侧向荷载采用位移加载方式，施加单调渐增荷载至桥墩破坏。2材料特性2.

5、1钢板与钢筋的应力-应变曲线在Abaqus建模时分别对钢筋、钢板和混凝土的材料特性进行单独定义以考虑材料的非线性特性。其中，钢筋与钢板采用图2.1.1图2.1.3所示的完全弹塑性模型，钢材材料特性如表2所示。(32):;30.0010.0020.003Strain0.0040.0050.0064图211纵筋的单轴应力-应变关系0.0010.0020.003Strain0.0040.0050.0064003002001000(炉2)醫阳4S图2.1.2箍筋的单轴应力-应变关系表2.钢材材料特性一览表纵筋箍筋钢板弹性模量（MPa）2.06x1052.06x1052.06x105屈服强度（MPa）3

6、81.4327.7241.2400ooOooO321(Raw)QIfIIIIII00.0010.0020.0030.0040.0050.006Strain图2.1.3钢板的单轴应力-应变关系2.2混凝土的应力-应变曲线40200.0010.0020.003Strain0.0040.0050.006120.00010.00020.00030.00040.0005图2.2.1混凝土受压侧应力-应变关系0.0006Strain图2.2.2混凝土受拉侧应力-应变关系表3.混凝土材料特性一览表试件CaseACaseBCaseC拉伸强度ft（MPa）38.3237.8337.83抗压强度f（MPa）e2.

7、982.812.81弹性模量E（MPa）278322685226852混凝土本构模型采用的是混凝土损伤模型，受压侧单轴应力-应变关系如图2.2.1所示，采用的是日本道路桥规范中的应力-应变关系，该模型能够考虑箍筋和外包钢板对内部混凝土产生的约束效应影响，但达到抗压强度后不考虑应力软化现象，主要是因为采用混凝土受压侧的应力软化曲线后，一方面导致求解的收敛性变得困难，另一方面试件达到极限承载力后荷载下降加快，与试验结果中出现的较长荷载-位移曲线平行段（即，随着位移增加，试件承载力基本保持不变）不符。受拉侧单轴应力-应变关系采用的是清华大学过镇海教授推荐的应力-应变关系曲线，其表达式如下（参见图2.

8、2.2）：x=,y=（2.i）ft,pt当x1时：(2.3)xa(x1)1-7+x式中：为混凝土达到抗拉强度时的应变；f为混凝土抗拉强度。参数a随着混凝土抗t,pt拉强度的增大而增大，表达式为：(2.4)a=0.312f2t损伤模型中的膨胀角、不变量应力比、粘性系数等参数采用的是Abaqus默认值。图2.2.3示公路桥规范V抗震设计桥编建议的混凝土应力-应变关系，该模型以箍筋配筋率（p）为参数考虑箍筋对混凝土的约束效应，认为混凝土抗压强度与极限应变随箍筋s配筋率发生变化。混凝土抗压强度随箍筋配筋率的增大而提高，超过最大应变后考虑软化现象。图2.2.3混凝土的应力一应变关系（公路桥规范V抗震设计

9、桥编）混凝土的应力一应变曲线由以下公式确定。11(-c)n-1nccOE()ccdesccc(0)ccc()ccccu(2.5)(2.6)(2.7)(2.8)E11.2f(2.9)cc*0.2ocu十ccccEJdesdesPOssy（夕彳I地震動）（夕彳地震動）(2.10)4(A+s*t*k)phsd*s/eeeoeeeoeeeeop?02357902577000-U765543ZZS2.s.7q.3.59.2.s.SJ3q.58.7.7.tf.s4t.4.3.2.2.7.3.e*+M苫_La一图411CaseA的主拉应变云图ErMax.Principal（平均:75%）R+2.246e-0

10、2+1.142e-02M-+1.038e-02+9.346e-03+8.3O8e-O3+7.269e-03W-+6.231e-O3+5.192e-03-+4.154C-O3+3.115e-03鬥+2.077e03_-+1.038e-03_1-+O.OOOe+OO图412CaseB的主拉应变云图E,Max.In-PlanePrincipal（平均:75%）R+3.766e02+3.452e-O2+3.138e-02+2.824&-O2+2.510e-02+2.L96e-O2W-+1.882e-02+1.568e-O2+1.255e-02-+9.4O6e-03Pt+6.267e-03_-+3.12

11、8e-031_1-1.081e-054.2主压应变云图（侧向位移为30mm处）EtMin.In-PianePrincipal（平均:75%）+7.64Se-05-5.OO2e-Ol.O77e-O3-1.653e-03-2.23Oe-O3-2.807e-033.383e03-3.960e-03-4.537e-03-5.113e-03-5.690e-03-6.267e-03-6.843e-03FMantV：S：E图4.2.3CaseC的主压应变云图15山丨II444333333333-0000000000000yeeeeeeeeeeee77a6785297azcc5.O567za70447036I

12、-5258.2.2.2.2Z23.3.3.图4.2.1CaseA的主压应变云图图4.2.2CaseB的主压应变云图433333333333-0OCOOOOOOOOOU?e0eeeeceeteeee987765533297532975329/.7.9.?.9J.5.2.0.8.6.4.2.9-S3.2.2.2.3.4.5.5.6.7.S.&4-4.3剪应变云图（侧向位移为30mm处）E,E12（平均:75%）+7.955e-O3+7.178e-03+6.4QOe-O3+5.622e-03+4.845e-03+4.067e-03+3.289e-03+2.512e-03+1.734G-03+9.56

13、2e-04+1.785e-04-5.99?e-04-1.377e-03图4.31CaseA的剪应变云图实EI17图4.3.2CaseB的剪应变云图E,E12（平均：75%）图4.3.3CaseC的剪应变云图3.5竖向正应力qy彩色云图（侧向位移为30mm处）SrS22（平均:75%）S,S22（平均:75%）图4.4.1CaseA的纵向正应力oy彩色云图+8.124e00+3.LL0e+00-1.903e+00-6.917e+00-1.193e+Ol-1.694e+01-2.196e+01-2.697e+01-3.199e+01-3.700e+01-4.201e+01-4.7O3e+Ol-5.

14、204e+01图4.4.2CaseB的纵向正应力oy彩色云图图443CaseC的纵向正应力oy彩色云图4.5主拉应变矢量图（侧向位移为30mm处）E,Max.In-PlanePrincipalE,Max.In-PlanePrincipal+1.24Se-02+1.194e-02+1.142e-02+1.090e-02+l.O37e-O2+9.851e-03+9.329e-03+8.807e03+8.285e-03+7.763e-03+7.21e-03+6.719e-03+6.197e-03+5.675e03+5.153e03+a.631e-03+.109e-03+3.587e-03+3.065

15、e03+2.543e-03+2.021e-03+1.499e-03+9.765e-04+4.545e-04-6.760e-05图451CaseA的主拉应变矢量图图452CaseB的主拉应变矢量图E,Max.In-PlanePrincipal图4.5.3CaseC的主拉应变矢量图19E,Min.In-PlanePrincipal4.6主压应变矢量图（侧向位移为30mm处）E,Min.In-PidnePrincipal+2.799e-04-l.L28e-0-4.054e-04-6.980e-04-9.906e-04-1.283e-03-1.576e-03-1.869e-03-2.2.61e-Q3-

16、2.454e-03-2.74e-03-3.039e-03-3.332e-033.624e-03-3.917e-03-4.210e-03-4.502e-03-.795e-03-5.087e-03S.380e03-5.673e-03-5.965e-03-6.258e-03-6.551e-03-6.843e-03图461CaseA的主压应变矢量图图4.6.2CaseB的主应变矢量图E,Min.In-PlanePrincipal+3.799e-04-2.271e-05-4.253e-04-8.279e-04-1.231e-03-1.633e-03-2.036e-03-2.438e-03-2.8416-

17、03-3.243e-03-3.646O-03-4.049e-034.452e-03-4.854e-03-5.256e-03-5.659e-03-6.Q62e-Q3-6.34e-03-6.867e-03-7.269e-03-7.672e-03-8.075e-03-8.477e-03-8.880e03-9.282e-034.7钢板Mises应力云图（侧向位移为30mm处）23S,Mises（平均:75%）图4.7.1CaseB的钢板Mises应力云图+2.422e+02+2.213e+02+2.OL4e+O2+1.8L5e+02+1.6L7e+O2+1.4L8e+02+1.2L9e+02+1.02

18、0e+02+8.2L6e+01+6.228e+01+4.241e+01+2.253e+01+2.654g+00图4.7.2CaseC的钢板Mises应力云图4.8钢筋轴向应力云图（侧向位移为30mm处）图481CaseA的钢筋轴向应力云图S,S11（平均:75%）图482CaseB的钢筋轴向应力云图图4.8.3CaseC的钢筋轴向应力云图5总结本文通过基于平面应力模型的弹塑性分析方法，对三种不同工况下钢筋混凝土桥墩进行极限承载力分析，研究采用不同钢板加固方式的差异。得出的主要结论如下：(1) 由数值模拟得出的荷载-位移曲线与试验结果相比较，无论是初始弹性刚度、还是桥墩的极限承载力，都与试验结果吻合一致。桥墩达到极限承载力后，表现出良好的延性能力。(2) 经外包钢板加固后的钢筋混凝土桥墩的极限承载力可以得到一定的提高，而提高的程度与钢板和基础的连接方式有很大关系，其中CaseB较CaseA的极限承载力提咼了约40%,而CaseC仅比CaseA提高了约5%。(3) 桥墩经外包钢板加固后可有效缩小在混凝土抗拉侧裂缝开展的范围。(4) 桥墩经外包钢板加固后可有效缩小混凝土中钢筋屈服的范围。(5) 虽然同样采取外包钢板加固方式，但由于CaseB、CaseC与基础的连接方式