深圳南站大桥拱墩固结点空间应力分析

深圳南站大桥拱墩固结点空间应力分析

深圳火车北站大桥以150m宽的钢筋混凝土刚架拱桥为主体，通过承受式钢筋混凝的混凝土。拱的左右端固定在拱的前面，由预应力强钢丝绳的杆平衡。拱的固结点是拱、拱、拱和立柱的交叉点。结构结构和压力非常复杂。笔者应用大型结构分析有限元通用程序SAP(StructuralAnalysisProgram)93年版对深圳北站大桥拱脚固结点进行局部应力空间分析,得出拱墩固结点内应力分布的一般规律,并结合三维光弹性实验进行技术分析和对比分析,为工程设计和施工提供合理的依据。1空间元年计算1.1模型材料单元的简化空间有限元模型全部采用superSAP93第5类单元三维8节点块体单元,也称8节点立体等参单元。该单元是三维六面体单元,共有8个节点,每个节点有三个平移自由度用于分析各向同性材料的弹性结构。经简化后的深圳北站大桥拱墩固结点的模型一(未封拱脚混凝土)共有10871个块体单元,13993个网格节点;模型二(封拱脚混凝土后)共有14075个块体单元,17436个网格节点。模型的侧面网格划分见图1。1.2间杆系结构分析结果的分析(1)将墩体结构视为均质弹性体,以弹性模量和泊松比表示结构的材料特性。(2)荷载取自按空间杆系结构分析的结果。但在分析模型中,对其荷载形式进行了相应的处理:集中力形式的拉索力转化为均布面力作用在锚垫板上;帽梁面层8cm厚的铺装层转化为均布面压力施加在帽梁顶板表面;引桥支座反力也转化成均布力作用在支座垫石上;拱肋中心集中力等效为等面积的矩形上的分布力。1.3边境条件确定有限元分析模型中,墩柱底部边界固结;帽梁在桥中线处的边界处理成纵桥向和竖向自由,其余方向固结。1.4混凝土锚索模型根据预应力刚架系杆拱桥的一般施工过程,空间有限元分析共采用10种荷载工况:(1)空钢管合拢,未浇封端混凝土,拱脚与预埋钢垫板间为铰接(模型一);(2)浇封端混凝土,张拉第一批系杆,拱脚与预埋钢垫板间为固结(以下均为模型二);(3)灌管内混凝土;(4)管内混凝土浇筑完毕,张拉第二批系杆和竖向预应力;(5)吊装纵、横梁;(6)张拉第三批系杆;(7)加桥面现浇结构层与桥面铺装;(8)张拉第四批系杆,封锚;(9)成桥后拱脚水平推力最大的工况;(10)成桥后拱脚弯矩最大的工况。荷载工况示意图见图2,具体数值见表1。1.5工阶段应力状态各个工况的有限元计算结果表明:在施工阶段,外力较为简单,因而不存在复杂的应力状态。成桥后的工况,由于受力复杂,因而结构内的应力状态也非常复杂。1.5.1拱墩固结点变形工况分析为方便描述,将分析对象——拱墩固结点划分为帽梁实腹段、帽梁空腹段、墩柱和人行道四个区域,如图3所示。通过各个工况的有限元计算表明:施工阶段拱墩固结点主要是墩柱在顺桥向的弯曲变形和竖向的压缩变形,在横桥向也发生了弯曲变形;由于引桥支座反力的影响,将使帽梁空腹段在横桥产生比较大的类似伸臂梁的弯曲变形和轻微的约束扭转变形,拱肋产生轴向压缩变形,另外在横桥向发生向桥中心线方向的侧移。1.5.2李氏家族(1)应力集合力分析由各个工况的计算结果表明:在施工阶段该实体内的应力较小,最大值为2.93MPa,出现在第三批张拉的预应力锚固区上方即牛腿的外侧表面。这是预应力引起的局部受拉现象,虽已超过混凝土的抗拉强度,但考虑到受拉范围较小且牛腿内的配筋要加强,因而可不视为主要的应力集中区。在成桥后弯矩最大的工况下该实体的最大主拉应力为5.01MPa,主要是由于帽梁受弯在端部产生比较大的负弯矩而产生的弯曲正应力σy所引起,出现在接近帽梁空腹段附近的表面,因此不应将其视为拱墩固结点的结构应力问题,而应视为帽梁在强大引桥反力作用下作为伸臂梁的受力问题。成桥后的工况在预应力锚固区周围都出现了应力集中现象。与引桥牛腿相接触的帽梁实腹段的表面由于支座反力作用的影响而引起较大的竖向拉应力与主拉应力。(2)墩柱内的应力有限元分析结果表明:无论是在施工阶段还是成桥以后,由于在顺桥向存在着较大的不平衡弯矩,因而在墩柱的固结处和截面变化处均有较大的拉应力集中现象,其余部分的应力分布都比较均匀,拉应力值都比较小。墩柱内的σx、σy比较小,不是控制应力,由此也可见墩柱主要是受压。(3)设施联通下的锚索结构应力分析帽梁空腹段内的最大主拉应力为10.02MPa,为整个端节点应力中最大者,出现在引桥支座反力作用区的牛腿角点处,该处以及与帽梁空腹段的接触面是引桥支座反力引起的局部拉应力集中区。与此同时帽梁空腹段由于受弯,因此将产生比较大的横桥向正应力,由计算结果可知,帽梁空腹段内σy最大为3.96MPa(拉应力),出现在靠近引桥牛腿的帽梁的底板上,引桥支座反力中心处σy的应力等值线如图4所示。由以上的分析可知,帽梁空腹段内引桥支座反力作用区牛腿的受力比较不利,是设计应考虑的重点。另外,笔者还比较了竖向预应力、引桥支承反力和活载超张拉力等因素对拱墩固结点的影响。结果表明:取消竖向预应力对空腹段几乎没有影响,但对帽梁实腹段内的应力分布影响较大,取消竖向预应力后实体内的剪应力集中区也随之消失;支座反力和活载超张拉力的改变引起帽梁空腹段内的局部应力相应的变化,但对实体内的应力影响不大。上面几种因素对墩柱均有不同程度的影响,原因是作用在分析模型上的集中力的改变引起的整体受力不平衡,墩柱由此产生的不平衡的弯矩的改变带来应力随之改变,特别是在墩柱的外侧。23d光弹性实验2.1钢混结构光弹性实验模型的建立(1)墩底高程定为13.116m(有限元为9.116m),便于模型制作,又防止上部太大的侧向变形;(2)根据工况要求,制作与空间有限元相应的模型一和模型二两种模型;(3)考虑到钢混结构光弹性实验模型制作,必然会造成局部初始应力,该应力远远大于结构应力,因此,模型一和模型二两种模型均按单一混凝土结构考虑;(4)模型一在施加拱脚荷载时可加钢垫板,减少对靠近钢垫板后的应力分布的影响。2.2局部应力分析经实验分析,在模型一和模型二的10种光弹实验工况中,同样是以成桥后的工况为复杂和不利工况。(1)由于桥墩整体受力存在着不平衡,墩柱为偏压受力,在高程13.116m以上墩柱基本是全面受压,最小主应力方向基本是竖直方向,如图5、6所示。(2)帽梁实腹段在荷载作用下,垂直方向普遍表现为压应力,在竖向预应力的施加区表现为压应力集中,最大值可达10MPa;在帽梁实腹段内顺桥向正应力多为压应力,分布较为均匀,数值一般在4MPa以下,因此认为帽梁实腹段总体受力合理。(3)西引桥支座反力引起牛腿局部应力表现突出,尤其是帽梁空腹段的西引桥支座反力作用处。由实验数据可知该反力造成局部的边界和内部拉应力都远远超过混凝土的抗拉强度,必须采取设计和施工的必要措施。3第三、有限元的计算结果(1)光弹实验模型固结处的标高为13.116m处,而有限元模型的标高为9.116m处,因此在分析13.116m以下墩柱内的应力时,应以有限元为准。另外,光弹实验模型由于边界条件的影响,使得墩柱内的应力比有限元的计算结果小,但两者得出的规律是一致的,即桥墩基本上处于受压状态,这也说明光弹模型的简化是可行的。(2)有限元计算结果表明帽梁空腹段内上下缘处横桥向的拉应力较大,桥墩帽梁的横向配筋应予以加强,因为光弹实验不能提供垂直于切片方向的应力分量,所以这部分的结论以有限元分析结果为准。(3)有限元计算与光弹实验结果在截面应力的分布规律上基本是一致的,但截面的边缘应力有比较大的出入,这是由于光弹实验的边缘应力效应引起的,因此这部分应力应以有限元计算结果为主。(4)由于光弹实验模型为原结构尺寸的1/6,对锚块等局部受力条件模拟有一定的误差,锚块局部设计与施工,应适当给予关注。4竖向预应力的必要性分析(1)在拱墩固结点帽梁实腹段内,结构总体受力合理,除集中力作用点周围存在应力集中现象、部分拉应力超过混凝土的抗拉强度外,结构内部应力满足设计要求。(2)对集中力尤其是预应力引起的局部应力现象,建议加强应力分布措施,降低应力集中程度,以避免在长期使用中出现较大的裂缝,降低结构的使用性能。(3)桥梁墩柱主要受压,结构受力合理。在有限元分析中,墩柱截面变化处及其与承台固接处都有拉应力出现,其中部分区域(靠钢管壁处)拉应力超过混凝土的抗拉强度。但由于墩柱采用钢管混凝土结构,钢管壁能够承担这部分拉应力。因此,采用钢管混凝土墩柱的结构设计是合理的。(4)竖向预应力对帽梁空腹段的受力影响很小,对拱墩固结点实体段和墩柱受力有较大的影响。不施加竖向预应力时,结构的抗压能力满足设计要求,抗拉能力也