連續梁頂板壓潰修復過程局部應力分析

簡方梁,李 輝,胡國華,李 昊

連續梁頂板壓潰修復過程局部應力分析

簡方梁,李 輝,胡國華,李 昊

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055)

綜合利用ANSYS軟件的“單元生死”及多步求解技術,建立精細化實體有限元模型,分析了某連續梁頂板拆除及修復過程中局部應力分布及變化規律。得出:頂板拆除后,剩余頂板縱橫向應力普遍增加3 MPa左右,局部角點出現應力集中;頂板修復及加強后,由于二期恒載及活載的作用,老混凝土縱向應力會繼續增加,而橫向應力基本不會發生變化。在承受二期恒載及活載前后,最大主壓應力及最大主拉應力改變不大,但結構局部應力集中點主壓應力達到21.7 MPa,應引起注意。

連續梁;生死單元;局部應力

1 概述

連續梁跨越能力較強,且施工方法成熟,在鐵路客運專線上得到了廣泛應用[1-2]。某連續梁在施工過程中,出現了運架橋機由于操作失誤,將頂板局部壓潰的問題。頂板壓潰位置如圖1所示:在連續梁邊跨距梁端10.75 m、橫向距橋梁中心線左右各0.95 m處,頂板局部壓潰形成了2個大小為32 cm×30 cm,深約4 cm的壓潰區。頂板底面縱向約5.6 m、橫向約4 m范圍內混凝土不同程度出現開裂、保護層脫落、頂板底面鋼筋外露等現象。頂板縱向預應力束及頂板橫向預應力筋及兩側錨頭,均無異常。

圖1 頂板破壞位置(單位:mm)

該事故由于預應力并未失效,更多的是造成結構頂板的局部應力重分布及后續施工運營階段結構的局部薄弱,而這種應力重分布很難應用整體桿系有限元分析得出理想結果,為更好地指導修復加固,參考相應文獻,進行局部分析非常必要[3-7]。本文針對這一問題進行研究,綜合利用ANSYS軟件的“單元生死”技術及多步求解技術,通過建立精細實體有限元模型,完整地模擬整個事件發生及修復過程,分析各個階段頂板及開裂薄弱截面應力的變化及應力的量值大小,較好地解決了該問題。

2 有限元模型

2.1 建模思路

(1)結構的變化及應力的轉移釋放

整個分析過程為:結構頂板局部破壞,破壞結構拆除,退出工作,應力向周邊轉移;結構修復及補強,新澆結構投入工作,與原有結構共同分擔二期恒載及運營階段的荷載。

綜合應用ANSYS軟件的“單元生死”技術及多步求解技術實現這一過程。其中,“單元生死”技術在有限元模型建立時建全部需要結構,而在各求解步,通過“殺死”和“激活”結構,完成不同求解步中結構的變換,其實現原理為將“殺死單元”的剛度矩陣乘以一小的系數因子,從而去除其在總剛中的影響,每步求解時僅計及激活單元的荷載及剛度[8-10]。而多步求解則可將上步荷載及結構剛度產生的應力狀態作為下步計算的初始條件。通過上述2種技術的結合,可以較好實現整個過程的模擬。

(2)預應力筋的模擬

事件發生在施工架梁階段,結構承受的最主要荷載為自重及預應力兩種,因此預應力模擬的好壞直接影響到結果分析的精度,而局部分析模型涉及的預應力很多且較復雜,包括頂板橫向預應力筋、縱向預應力筋、腹板筋、底板筋及豎向精扎螺紋筋等。其中除了豎向筋可直接通過等效荷載施加外,其他均應該采用實體筋的方式,建立桿件力筋模型,精確地模擬預應力效應。

通常實體力筋法在ANSYS軟件中有3種處理方式:切分法、節點耦合、約束方程法[9-12]。這3種方法均建立桿單元預應力筋及實體結構模型,切分法將實體結構通過切分,確定預應力筋的位置,預應力筋為實體模型上的某條線,力筋與實體結構自然共節點,力筋計算位置準確,精度高,但是預應力筋幾何形狀較為復雜時,切分困難,易造成實體模型的不規則,網格劃分困難[13];節點耦合法分別建立力筋與結構模型,分別進行有限元網格剖分,然后通過將力筋節點與附近結構點一一對應耦合,實現預應力的施加和共同受力。約束方程法與節點耦合法類似,力筋與結構的聯系通過力筋與其周邊結構多個節點建立位移約束方程的方式實現。這2種方法的計算精度與網格劃分的合理程度有很大關系,相比較而言,約束方程法較容易實現,且對網格的適應力更強。

本次模擬針對具體問題,對頂板縱橫向預應力,通過切分法實現,一方面,這部分力筋對結構的分析影響最大,需要準確建模,切分法的準確度最高;另一方面,頂板力筋幾何形狀相對比較簡單,便于切分的操作。對腹板及底板力筋,采用約束方程法,主要原因為該部分預應力筋幾何形狀復雜,不利于切分法的應用,且該部分的應力筋對結構待分析局部的影響相對較小。采用該種方法可以在較好的精度下簡化建模的難度。

2.2 有限元計算模型

根據上述思路,采用ANSYS軟件建立有限元模型如圖2所示,由于結構及荷載在橫橋向基本對稱,建立半結構模型。建模范圍為邊梁0～25.75 m范圍,該范圍可以適當減小由于局部邊界條件對分析區域應力的影響,又不至于使得分析模型過于龐大。其中,混凝土箱梁采用實體單元SOLID45模擬,預應力筋采用桿單元LINK10模擬,局部壓潰區域附近網格單元尺寸適當細化,共計實體單元108 478個,桿單元3 045個。

圖2 有限元模型

整個模擬分為4個階段。

階段1:按照設計結構激活相應單元,施加重力荷載及預應力荷載,施加自整體模型中讀出的力的邊界條件。打開大變形選項,進行結構靜力非線性計算。

階段2:“殺死”部分開裂頂板及壓潰部分,拆除范圍為箱梁頂板與部分翼緣板,為了避免應力過于集中,設置了0.5 m×0.85 m導角;為保證拆除部位橫向剛度不至于劇烈變化,拆除頂板時,在相應范圍腹板內側設置5道工字鋼橫撐,間距1.5 m。該階段模擬拆除部分頂板造成的應力重分布。

階段3:混凝土橋面板及頂板底部加強段澆筑完成。重新激活階段2中殺死的單元,并激活頂板底部補強部分結構單元。該階段為后續二期恒載及活載時的共同受力做準備。

階段4:有限元模型同階段3,施加二期恒載及活載于橋面板,模擬新澆結構與原結構共同受力。

各階段頂板損壞處的細節模型見圖2(c)。

邊界條件及荷載:

采用從整體模型中讀取力的邊界條件施加至局部模型:模型右端固定約束,截面左側的邊支反力以外荷載的形式施加于結構上。這樣既可保證結構受力與整體模型的一致性,又可簡化力邊界條件的輸入。

荷載除了整體模型中得到的支反力外,在前三階段僅有自重及預應力。在第4階段將二期恒載及活載以面力的形式施加于橋面板上。其中二期恒載為均布荷載,活載按整體支反力反算得到,并適當考慮車頭的不利因素,在結構裂縫范圍內面力較大,其他區域較小。

3 結果分析

3.1 各階段縱向應力

開裂區左側截面各階段縱向應力云圖如圖3所示。從圖中可以看出:

(1)階段1,在設計截面情況下,截面頂板壓應力為1.7～3.5 MPa;階段2,由于部分頂板拆除,退出工作,剩余頂板應力變大。在拆除區域邊緣,導角區域頂板截面壓應力增大至4.5～7 MPa。局部出現應力集中,導角兩角點壓應力達到9.0 MPa;階段4,通過補強后,新澆橋面板及加強部分投入工作,共同承擔二期恒載及運營荷載。原有結構頂板壓應力普遍增加3 MPa左右,導角處局部應力為12.5 MPa,見圖3(a)-(c)。

(2)新澆橋面板在二期恒載及運營荷載作用下,縱向應力均為壓應力,上表面應力4.5～6 MPa,下表面壓應力2 MPa左右。新增補強部分壓應力0～ 3 MPa,見圖3(d)-(e)。

圖3 縱向應力云圖

3.2 各階段橫向應力

開裂區左側截面各階段橫向應力云圖如圖4所示。從圖中可以看出:

(1)階段1,在設計截面情況下,截面頂板壓應力3～6 MPa,腹板內側部分區域及底板底部有0.8 MPa左右的拉應力;階段2,部分頂板退出工作,退出部分,應力變為0,而剩余頂板應力變大,在頂板梗腋附近壓應力增加至7 MPa左右,導角角點處的壓應力達到18.4 MPa。同時由于橫向剛度減小,導致底板拉應力增大。頂板底部與底板底部有1.2 MPa左右的橫向拉應力;階段4,通過補強后,補強部分與原有拆除部分重新投入工作,老混凝土應力沒有明顯變化,見圖4 (a)-(c)。

(2)新澆混凝土頂板上部翼緣部分出現拉應力,應力大小1 MPa以內;頂板底部加強部分出現拉應力,應力大小1 MPa左右。見圖4(d)-(e)

圖4 橫向應力云圖

3.3 主壓應力

圖5給出了壓裂區段的主壓應力圖。從圖中可以看出,階段2,導角處最大主壓應力21.4 MPa;階段4,導角處最大主壓應力21.7 MPa。兩者相差很小,分析其主要原因為:主壓應力的主要貢獻來自于橫向應力,而橫向應力在階段2與階段4沒有發生太大的變化,因此,主壓應力在這兩個階段相差很小。

圖5 主壓應力云圖

3.4 主拉應力

圖6為開裂區主拉應力。從圖中可見:階段2腹板外側主拉應力最大1.31 MPa,底板最大1.24 MPa,腹板內側近上梗腋處2.2 MPa;階段4腹板外側主拉應力最大1.33 MPa,底板最大1.6 MPa,腹板內側與頂板交界處最大主拉應力2.41 MPa。拉應力區域主要位于腹板內側近上梗腋處、腹板外側及底板底面。腹板外側拉應力主要由橫向預應力產生,由于階段2,腹板內側加撐,使得腹板沒有較大的橫向變形,而階段4雖然拆除撐,但新澆頂板已參與受力,所以兩階段應力變化很小。底板底部主要由自重、二期恒載等荷載產生,而腹板內側上梗腋處拉應力則主要是由豎向應力產生,即頂板的剪應力產生。它們均會隨著荷載的加大而加大,階段2至階段4有0.2 MPa左右的增量。

圖6 主拉應力

4 結論

(1)階段1至階段2,即頂板部分拆除,剩余頂板結構縱、橫向應力均增大,普遍增量3 MPa左右,局部增幅更大,角點處出現應力集中。

(2)縱、橫應力從階段2到階段4,變化規律不同。其中縱向應力,在二期恒載及活載作用下會繼續增大,新、老混凝土均表現為壓應力;而橫向應力在二期恒載及活載作用下,老混凝土壓應力變化不大,而新混凝土部分區域出現拉應力,量值大小普遍在1 MPa左右,由于補強后混凝土僅能按照普通鋼筋混凝土設計,需注意橫向配筋。

(3)無論縱、橫向,在上梗腋拆除角點邊緣會出現較大的壓應力,尖端主壓應力為21.7 MPa,但區域很小,可在拆除時適當采用措施,防止應力集中。

(4)腹板外側、內側上梗腋處及底板底側有部分拉應力,但主拉應力范圍均在3 MPa以內。

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Analysis on Local Stresses of Continuous Girder in Process of Top Slab Being Crushed and Restored

JIAN Fang-liang,LI Hui,HU Guo-hua,LI Hao
(China Railway Engineering Consulting Group Co.,Ltd.,Beijing 100055,China)

In this study,by comprehensively using the element birth and death technique as well as the multi-step solving technique of ANSYS software,a refined solid finite element model was established, and the local stress distribution and variation were analyzed for a certain continuous girder in the process of its top slab being crushed and restored.The results showed that:(a)after part of crushed top slab were removed,the longitudinal stress and the transverse stress in the rest of the top slab were generally increased by 3 MPa or so,while the phenomenon of stress concentration occurred at the local corner points;(b)after repairing and strengthening the top slab,the longitudinal stress of older concrete continued to increase because of the action of the secondary permanent load and live load,while the transverse stress of older concrete was not changed basically;(c)before and after bearing the secondary permanent load and live load,both the maximum principal compressive stress and maximum tensile stress were little changed,but the maximum principal compressive stress at the stress concentration points of the structure had reached up to 21.7 MPa,which should be taken into account.

continuous gird;element birth and death;local stress

U441+.5

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.04.010

1004-2954(2014)04-0044-04

2013-07-30

簡方梁(1982—),男,工程師,2012年畢業于同濟大學橋梁工程專業,工學博士,E-mail:jfl8223_2003@163.com。