混凝土块式转向装置在波纹钢腹板体外预应力箱梁中的应用

混凝土块式转向装置在波纹钢腹板体外预应力箱梁中的应用

钢带的室外预埋箱梁是近年来在中国土木工程行业中越来越受到重视的一种新结构。作为预应力混凝土箱梁的改进形式,这种结构采用了具有良好力学性能的波纹钢板作为结构的腹板,解决了传统预应力混凝土箱梁结构中一系列原本难以解决的问题[1―2]。与传统预应力混凝土箱梁相比,这种结构具有重量轻、预应力效率高、施工简便、耐久性好、造型美观等优点[3―7]。在体外预应力结构中,体外预应力筋通过转向装置改变方向从而形成预应力折线配筋,体外预应力筋对梁体的作用也通过转向装置传递。转向装置是除锚固装置外体外预应力筋与梁体有联系的关键部位,也是体外预应力混凝土结构中最关键的构造之一。体外预应力的转向装置通常有横隔板式、肋式和块式这3种,见图1。在3种转向装置中,块式转向装置体积最小、重量最轻,同时承载能力也相对最小。块式转向装置通常由钢管转向器、环向钢筋、周边箍筋以及周围混凝土构成。由于其体积小且仅需在箱梁的翼缘板根部设置很小的转向块,因此几乎不会增加结构恒载,模板构造也很简单。与另外两种转向装置相比,虽然承载能力较小,但使用时比较灵活,施工也比较简便。预应力筋的接触作用通过转向器传递到转向块上,再通过环向钢筋把竖向分力传递给梁体。我国目前对于转向装置的研究主要采用有限元模拟配合验证试验的方法,研究的对象主要为用于体外预应力混凝土箱梁的肋式或块式转向装置。李晨光、陈开利、周履等翻译总结了国外关于体外预应力技术的学术成果并把对体外预应力技术中的细节问题进行了深入的研究,其中包括转向块的实验研究与设计建议[8―10]。宋华茂(1998)通过对体外预应力转向块空间有限元分析,认为肋式转向块在结构承载力方面能够很好的满足实桥预应力受力要求,同时相对横隔板式转向块减小了桥梁自重。葛竞辉等(1998)以沪杭高速公路长浜里立交桥为应用研究工程实桥,国内首次进行了体外预应力技术系统化的基础试验研究;转向块试验研究包含了转向块构造形式,转向块空间应力应变场分析,转向块周边梁体的应力分布与变形分析,转向块配筋,转向块模型试验,实桥测试等工作。吴红林(1999)利用空间有限元方法研究了混凝土块式和肋式转向装置的构造及力学性能,并通过实验进行了验证。根据其研究结果,提出了基于拉压杆方法的简化设计方法。对于混凝土块式转向装置的破坏形态和极限承载力的研究尚未见报道。本文采用非线性有限元模拟分析与试验相结合的方法,研究了波纹钢腹板体外预应力箱梁混凝土块式转向装置的力学性能,旨在为该类桥梁结构设计提供理论依据。1转向装置的有限分析1.1元模型的构建1.1.1梁段模型的建立本文采用通用有限元软件ABAQUS对混凝土块式转向装置进行非线性有限元分析,包括转向装置的力学性能和转向装置对波纹钢腹板箱梁翼缘板梁体的局部影响。转向装置从开始承受体外预应力筋的转向力直至破坏的过程是一个复杂的力学过程,包含了多种非线性力学模式。为减少计算成本,提高模型计算的收敛性,建模时根据研究的目的对模型进行了适当的简化,忽略了对结构影响较小的部分非线性问题(如梁段模型中的混凝土材料非线性和波纹钢板与混凝土翼缘板间的接触非线性等)。考虑到箱梁上下缘钢筋混凝土翼板在受到转向力作用时处于弹性工作状态,因此建立了不考虑材料非线性的梁段模型用以模拟体外预应力加载过程,研究转向装置对梁段的局部影响;建立了考虑材料非线性但只包含转向装置的局部模型,用以研究转向装置从开始受力到破坏的全过程的力学行为。1.1.2主要组件和装配的模型梁段模型中最主要的组件是带转向装置的试验梁段,除此之外梁段模型中还包括了提供转向力的体外预应力筋、转向装置中的转向器、混凝土梁段中的普通钢筋、转向器连接钢筋、波纹钢腹板以及模拟支座的支撑等组件。全部组件采用国际单位制(m、Pa、N)按照试验中的真实尺寸建模,主要组件和装配后模型如图2。梁段模型的边界按照试验中采用的两端简支约束进行模拟。为避免约束力过度集中,在模型支座位置模拟了支撑板(如图2(d))。钢筋与混凝土间粘结采用Abaqus/CAE提供的埋入技术(embedded)实现。由于二阶单元不适于带有接触非线性和材料非线性问题的模拟,梁段模型中实体组件(混凝土梁段、转向装置、转向器和体外预应力筋)选择了C3D8R这种减缩积分的一阶六面体单元。C3D8R单元在弯曲荷载作用时不会发生剪切自锁,对于弹塑性问题又不会产生体积自锁,适合于本模型[15―16]。为壳组件(波纹钢腹板)选择了减缩积分的4节点壳单元S4R、为线组件(普通钢筋和环向连接钢筋)选择了2节点三维桁架单元T3D2。对于采用C3D8R单元的三维实体组件,通过合理规划模型,在网格划分时使用结构化网格划分技术,划分出的网格质量良好。在转向装置附近的区域将网格适当加密。1.1.3考虑混凝土结构的本构优化转向装置局部模型中仅包含:与转向装置直接相连的小段梁体、转向装置、转向器和体外预应力筋,见图3。转向装置局部模型中主要考虑的非线性问题是混凝土与钢筋的材料非线性,单元和材料本构选择应满足弹塑性分析要求。根据这一原则,为混凝土与钢管的三维实体组件选择了C3D8R单元,为钢筋选择了理想弹塑性本构,为混凝土材料选择了塑性损伤模型的混凝土本构。需要说明的是,塑性损伤模型通过定义反映混凝土受拉开裂及受压破碎的损伤因子,改变损伤后混凝土的弹性模量,并以此模拟混凝土受力破坏过程中逐渐失去承载力的力学行为。采用塑性损伤模型的构件,通过拉伸塑性应变模拟裂缝的产生和程度。由于在进行弹塑性分析时,较密的网格有利于计算的收敛。因此,在转向装置局部模型中,加大了网格密度,使得划分出的单元尺寸接近混凝土骨料粒径。转向装置局部模型的边界条件采用将与转向装置直接相连的小段梁体外侧固结的约束。1.2梁段模型的结果表明和分析1.2.1置对结构的局部影响图4为梁段模型计算得到的试验梁在试验荷载作用下的等效应力(Mises应力)云图。在图4中可以看出转向装置对结构的局部影响主要集中在梁体与转向块连接的部分及附近的一小块区域。该区域在纵向和横向的大小约为转向装置自身尺寸的2倍。除了与环向钢筋连接部分的一小段混凝土受环向钢筋粘结力作用应力水平稍高以外(最大8MPa),钢筋混凝土翼板受局部影响的范围内的等效应力值在1MPa~4.7MPa之间,离开这一范围应力迅速减小。1.2.2接触压应力分析梁段模型模拟了体外预应力筋与转向器的接触作用,根据计算结果拟合得到了体外预应力钢筋与转向器接触面间的接触压应力分布曲线(式(1)),如图5,在转向装置局部模型中采用该曲线定义体外预应力筋的接触压应力荷载分布曲线。分析表明,接触压应力是不均匀的。梁段模型中忽略接触非线性的影响对梁的翼缘板受力影响很小(不到1%)。但在转向装置局部计算时如果忽略了接触非线性(将体外预应力筋与转向器间接触压力按均匀压力处理),会对转向装置的应力分布以及环向钢筋应力都会有较大影响。如图5所示,除转向器两端出口处较小以外,接触压应力的变化基本呈现随转向器偏转角度的增加而增加的趋势。式中:q(z)为接触压应力沿梁长方向的不均匀系数;z为以转向器与转向块一端连接处为零点,沿梁长方向的坐标。1.3混凝土的开裂模拟转向装置局部模型模拟了转向装置从加载开始到破坏(420kN)的全过程。混凝土材料采用塑性损伤模型模拟了混凝土的非线性本构关系,混凝土的开裂可近似由混凝土塑性拉应变模拟。在张拉力达到420kN时的转向装置塑性应变云图上可以发现,转向器与环向钢筋间的受压混凝土已经产生了明显的塑性变形,见图6(a)。由于转向装置靠近腹板一侧的混凝土可以通过剪切作用将一部分转向力传递到与之相连的混凝土加腋处,该侧混凝土的塑性拉应变开展较慢;而转向装置离腹板较远侧的受拉区,裂缝明显开展并贯通整个转向装置(图6(b))。2转向装置的试验研究2.1试验计划和加载方案2.1.1试验梁段的钢筋和预应力钢腹板试验梁段计算长度L=2m,包含2个混凝土块式转向装置。试验梁段尺寸及配筋见图7。顶底板纵向钢筋采用直径为uf06612的HRB335钢筋。箍筋及转向块环向钢筋采用直径为uf0668的R235钢筋。标准件试验测定试验梁段的混凝土强度为42.4MPa。波纹钢腹板采用厚度为6mm的A3钢板压制而成。波纹钢板通过带圆孔钢板与混凝土顶、底板连接,圆孔直径为3cm。为方便平衡转向力的竖向分力,试验中将试验梁段倒置并在两端简支,如图8。为方便描述,将与转向装置连接的钢筋混凝土翼缘板称为顶板。2.1.2钢筋与混凝土应变片试验梁CEC-1采用混凝土块式转向装置,其构造如图9。转向器(圆钢管)通过4排环向钢筋与底板纵向钢筋相连。在环向钢筋表面和混凝土块式转向装置表面受拉区设置了钢筋应变片和混凝土应变片。其中转向装置表面设置的应变片由于尺寸较大,因此其应变值并不能真实反映转向装置表面的应变。但可做为考察混凝土开裂情况的参考。应变片布置和编号见图9(a)。2.1.3地锚锚固与张拉千斤顶张拉试验采用4根uf066J15.2钢绞线为试验梁段提供预应力。钢绞线的张拉角度为14°。钢绞线一端用地锚锚固,另一端穿过反力墙,用千斤顶张拉(如图10)。试验采用分级加载,在反力墙与张拉千斤顶之间设置压力传感器控制张拉力,张拉加载时每50kN为一级。在每级加载到指定张拉力后维持荷载5min,以保证试件各部分均匀受力,尽量消除突加荷载对试验的影响。持续加载直至转向装置破坏结束。2.2转向装置力学性能试验荷载试验中,对每级荷载作用下的测点应变进行观测、记录。试验观测结果显示混凝土块式转向装置转向角度较大侧的环向钢筋应变相对较大。试验荷载达到200kN前,混凝土参与整体受力,钢筋应变较小。试验荷载为200kN~300kN时,由于混凝土开裂退出工作,转向装置内力重新分布。试验荷载达300kN后,环向钢筋应变增量明显增大,环向钢筋逐根进入屈服阶段。试验荷载达到420kN时,应力较大的环向钢筋达到极限强度,应变迅速增加。之后其余环向钢筋相继达到极限强度,转向装置变形迅速增加,转向装置表面所贴应变片失去读数,转向器以下受拉区混凝土脱落,转向装置破坏(图12)。试验结果表明,混凝土块式转向装置承受转向力破坏的过程近似为一个偏心受拉构件的受拉破坏过程。3有限元分析结果对比将试验中采集到的环向钢筋应变记录转化为应力与对应的转向装置局部模型分析结果进行了对比。CEC-1B试验实测转向力最大值和有限元分析加载最大值均为420kN。图12中给出了3个环向钢筋应变片试验实测数据与有限元分析结果的对比图。环向钢筋在试验荷载作用下表现出明显的从弹性到塑性的特征。除少数点外,有限元方法模拟得到的环向钢筋荷载-应力曲线与试验实测值吻合良好。需要说明的是,应变片粘贴位置靠近环向钢筋与纵向钢筋连接的中部位置,该位置并非环向钢筋最大拉应变产生的位置,因此应力水平相对较低。有限元分析与试验研究结果均显示混凝土块式转向装置在达到破坏时,转向装置呈现偏心受拉构件的破坏形态。当荷载达到一定程度后,转向块在沿梁长方向转向角度较大的一侧被拉裂。随着转向力的增加,裂缝迅速开展并最终贯通整个转向装置,环向钢筋受拉屈服最终导致转向装置破坏。4有限元分析与试验研究的结果分析对比采用非线性有限元方法对应用于波纹钢腹板体外预应力箱梁的混凝土块式转向装置进行了研究,并通过试验对有限元分析的结果进行了验证。探讨了混凝土块式转向装置的特点、承载机理及重要的力学行为,得到了混凝土块式转向装置的应力分布、接触行为、塑性变形的产生和发展、破坏形态等力学性质。通过试验室试验对有限元分析的结果进行了验证。试验实测数据与有限元分析结果进行了比较,二者吻合较好,验证了有限元分析结果的正确性。通过有限元分析与试验研究得到以下结论:(1)采用梁段模型和转向装置局部模型分别模拟分析转向装置对梁体的局部影响和转向装置受