摘要:采用实体有限元方法分析预制拼装钢管约束混凝土桥墩在循环荷载作用下的力学反应,介绍了实体有限元方法分析预制拼装桥墩的关键技术.有限元计算得到的变形和破坏形态与试验结果基本一致,荷载位移滞回曲线也与试验结果吻合良好.在此基础上进行的参数分析结果表明:随预应力筋产生的轴压力增加,构件强度增加但延性降低;套筒约束程度对节段拼装摇摆单柱墩的滞回性能基本没有影响;接缝区域混凝土强度越高,侧向抗力增加.
关键词:预制拼装桥墩;无粘结预应力筋;钢管混凝土;非线性有限元分析;滞回性能
随着强调施工工期短、加强耐久性、对现有交通影响尽量小、不影响当地的生态环境等方面要求的提高,桥梁预制节段拼装技术得到越来越广泛的应用,研究人员也对采用该方法施工的桥梁及其力学特性展开了大量的研究工作,其中包括节段拼装桥墩的研究[1].节段拼装桥墩按照力学特性有下述2类:①将预制节段设计成整体结构物,满足接缝的强度高于节段自身强度的要求,破坏时与整体现浇的墩性能相当;②利用接缝的特点,将桥墩设计成摇摆体系来改善抗震性能,本文主要针对后者展开研究.满足摇摆要求的预制拼装体系一般是指采用无粘结后张预应力筋连接各个预制节段,无粘结筋分别锚固于墩柱下基础中和墩柱顶盖梁中的桥墩形式.采用此施工方法的墩柱不仅具有预制拼装施工方法的所有优点,而且还会获得比一般钢筋混凝土柱更优越的抗震性能,即具有震后残余位移小,混凝土开裂破坏集中于柱脚一侧小范围受压区的特点.实际工程中采用满足摇摆要求的典型桥梁是1981年通车的新西兰South Rangitikei铁路高架桥.最近美国加州大学Berkeley的Hewes和Priestley对预制拼装摇摆独柱墩进行了试验和理论分析[2].台湾交通大学的周中哲等改进了Hewes试验和分析方法,进行了2个预制钢管约束素混凝土节段桥墩的拟静力试验[3].试验方面主要是将所有节段都采用钢管约束混凝土方案,其中塑性铰区域套筒壁厚加厚,这样避免了Hewes试验中出现的钢筋混凝土节段混凝土保护层的压碎.
为了探讨这类构件中的接缝力学行为以及无粘结预应力筋的影响,本文对周中哲试验中的1根钢管约束混凝土预制拼装桥墩试件进行循环荷载作用下的实体有限元分析和比较,在此基础上对影响该类桥墩抗震性能的主要因素和变化规律进行了分析研究.
1 有限元模型建立
钢筋混凝土桥墩的分析方法主要有三维杆系模型、纤维模型、实体有限元模型及简化的解析方法4类.因为采用无粘结预应力筋连接的预制拼装桥墩的分析比钢筋混凝土桥墩复杂得多,目前的分析主要是采用简化的解析方法建立几个特征状态(开裂、纵筋首次屈服、极限荷载、极限位移等)时的荷载和位移,然后连线来描述构件的荷载位移曲线的骨架曲线(Hewes等;周中哲等).本文采用实体有限元来分析预制拼装钢管混凝土桥墩的抗震特性.该预制节段桥墩包括1个加载端,4个等高的预制钢管约束混凝土节段和1个基础.墩柱中心留有PVC预应力筋管道,节段由位于管道中的无粘结后张预应力索连接,上端锚固于加载端的中间高度处,下端锚固于基础的中间高度处.节段直径为500mm,中心管道直径为140 mm.4个预制节段组成的墩柱高2 030 mm.墩柱脚节段外包钢管壁厚5 mm,其余3个节段壁厚3 mm.为了避免相邻节段的钢管发生接触,相邻节段的钢管纵向间距25 mm,在本文中该区域没有钢管约束的混凝土称为接缝区域内的素混凝土.研究对象由混凝土、钢管、预应力筋、接缝等4个部分组成,下面详细阐述各个组成部分有限元模拟涉及的相关关键问题.
1.1 混凝土
实体有限元方法分析模拟混凝土时,在ANSYS中一般采用专门分析混凝土的SOLID65单元模拟.试件混凝土抗压强度设计值为35 MPa,28 d抗压强度为46 MPa,试验当天的抗压强度为53 MPa.本次研究的节段拼装混凝土柱中包含3种材料特性不同的混凝土,即加载端和基础中的混凝土、接缝区域的素混凝土、钢管约束混凝土,其中加载端和基础中的混凝土假设为各向同性弹性材料,接缝附近的素混凝土和钢管约束的混凝土采用各向同性非线性弹性本构关系来描述受压应力应变关系[4].接缝附近的素混凝土采用忽略了下降段的混凝土设计规范中的单轴本构关系[5].圆钢管约束的核心混凝土本构关系采用韩林海的圆钢管约束混凝土单轴本构关系[6].破坏面由应力空间定义,当应力达到破坏面时,则出现压碎或开裂,本次研究选用WILLIAM-WARNKE5参数破坏曲面,参数采用默认值.当单元应力组合达到破坏面时,单元进入开裂状态,裂缝模型假设为弥散固定裂缝模型,并假设裂缝张开时的裂面剪力传递系数为0.2,裂缝闭合时的剪力传递系数为1.0.
1.2 钢管
对于钢管采用实体单元SOLID45模拟.需要注意的是:为计算准确,在钢管的厚度方向,需要采取多层网格划分,一般为3层或4层.钢管的材质是A36
钢,屈服强度为248 MPa.在有限元分析中,钢管钢材假定为各向同性材料.本文研究钢管承受循环荷载,在这种情况下,应力应变关系的骨架曲线采用理想弹塑性模型,其屈服准则采用VON MISES屈服准则;其卸载和再加载路径采用最一般的假定:卸载和再加载时刚度与弹性刚度相同.
1.3 预应力筋
为了保证采用无粘结预应力筋连接的节段拼装桥墩的抗震性能,无粘结预应力筋应当在地震中处于弹性状态.因而实际试件中预应力钢绞线的有效初应力只有极限抗拉强度的44%.主要原因有:接触面处横向剪力依靠预应力筋提供压力产生的摩擦力传递,柱的刚度依赖于预加力(预应力的维持可以保证柱的刚度不会急剧降低),使柱回到初始未变形位置的自复位能力也依赖于预应力.如果初始预应力太高或柱的位移超过设计值,预应力筋在地震过程中会进入非弹性阶段,这样在卸载后,有效预应力会降低,从而剪力传递能力会降低.因此本文中的预应力筋采用弹性材料属性.另一方面,预应力筋为无粘结预应力筋,只受拉不能承受压力.ANSYS中LINK10单元特有的双线性刚度矩阵导致单元可以只承受单向拉伸,而单元一旦受到压力则刚度矩阵自动被删除.所以本次研究采用LINK10来模拟无粘结预应力筋,即采用初始张拉力初应变方式来模拟.
1.4 接缝
在各个节段之间的接缝部位存在接触现象,采用接触单元模拟.接触问题是一种高度的非线性问题.本文研究的接触现象是相邻节段之间素混凝土的面面接触,ANSYS中通过指定接触单元来识别可能的接触对,接触单元是覆盖在分析模型接触部位的一层单元.对于三维问题,采用Targe170和Con-tac173,该接触对单元是4节点低阶四边形单元.接触刚度选取太大会引起总体矩阵的病态问题而造成收敛困难,取得太小导致接触部分之间渗透过大与实际情况不符.接触面之间的摩擦采用库仑摩擦模型,本文摩擦系数取0.2(与文献[3]中假设一致).接触算法采用拉格朗日方法.与罚函数相比,拉格朗日方法不易引起病态条件,对接触刚度的灵敏度小,但是可能需要更多的迭代次数.
1.5 求解设置
为保证计算结果的准确性,所有实体均采用六面体单元划分,这需要根据图论的一般原理进行预先分块,否则在复杂区域必须用三角形单元划分.同时考虑到计算的速度和资源,最后整个模型共用节点14 627个,单元11 914个.网格划分后的有限元模型如图1所示,其中图1a为约束钢管,图1b为节段之间的接触单元,图1c为总体有限元模型,图1d为无粘结预应力筋,图1e为边界条件.本文的有限元模型节点单元规模较大,又同时考虑了材料、几何、接触非线性,所以给计算的收敛性提出了严峻的挑战.经过反复试算确定合适的求解设置[7].
2 有限元分析结果与试验结果的比较
2.1 变形和破坏模式
图2a和b分别给出了正向加载和反向加载时墩柱的变形情况,从中可以看出,分析结果与试验结果类似,由于接缝处刚度较小,因而主要变形集中在
接缝区域.当正向加载到指定偏移量,在反向加载时,原来张开的区域闭合,原来闭合的位置张开,说明本文的接触可以反映接缝的实际受力情况.而且只有底层节段的接缝交替张开闭合,其余接缝基本不张开.图2c给出了裂缝张开情况,可以看出裂缝主要集中在接缝区域的素混凝土上.
2.2 荷载位移滞回曲线
图3给出了荷载位移滞回曲线的比较,可以看出二者的荷载位移骨架曲线在较大变形范围内吻合较好,残余位移和耗能能力的变化趋势也是一致的,但是接近破坏时的分析与试验差异有所增大,主要原因估计是混凝土应力应变关系加卸载路径在接近破坏时的假设与实际情况有差异所致.通过与试验结果的比较,可知本文分析模型的计算结果把握了这类构件的主要力学特性.另外也可看出,这类无粘结预应力墩柱的滞回耗能能力明显小于普通的钢筋混凝土墩柱,主要原因是:普通钢筋混凝土桥抗震设计主要是选择和精心设计塑性铰的位置和延性变形能力.这些塑性铰一般位于桥梁墩柱中,依赖于钢筋的屈服和混凝土的塑性应变来共同耗散能量并提供延性变形能力.而对于该类节段拼装预应力混凝土桥墩,结构发生侧移不是由于塑性铰的变形,而是由整个墩柱绕柱脚的转动来实现,发生的损伤仅限于柱脚混凝土的压碎,因而耗能能力较弱.
3 参数分析
已有的试验研究资料表明,影响这类桥墩抗震性能的主要因素有:构件中的预应力筋含量和产生的预应力合力大小、塑性铰区域套筒壁厚、接缝区域的素混凝土强度等.而目前考虑这些因素的试验资料很少,因此,笔者在前面模型分析的基础上,对这些影响因素进行参数分析,看其对抗震性能的影响规律,分析过程中假设预应力筋始终保持为弹性.
3.1 预应力筋中的预应力大小
预应力筋中的预应力大小取决于预应力筋面积和预应力筋中有效张拉应力的乘积.图4给出了固定预应力筋面积、变化预应力筋张拉应力大小对滞回曲线的影响,其中如图4a所示初始应力取为参考柱的0.5倍;图4b初应力等于参考柱中的初应力,图4c初应力为参考柱的1.5倍;图4d给出了图4a,b和c滞回曲线的骨架曲线.由分析结果可以看出:随预应力筋预应力的增大,侧向抗力增加,位移延性下降.低轴压比时,荷载位移曲线屈后刚度为正;高轴压比时,荷载位移曲线屈后刚度趋向为负.另外,为比较预应力大小相同,但预应力筋面积和初始应力大小不同时的情况,计算了柱A和柱B2个试件,其中柱A为上述基准柱.柱A与柱B不同之处在于:柱A的预应力筋面积是柱B的一半,柱A的初始应力是柱B的2倍.柱B的计算结果如图4e所示,柱A与柱B骨架曲线的比较如图4f所示,可以看出柱A与柱B情况接近,但是柱B的侧向承载力稍大.原因是2柱发生相同的偏移率时,预应力筋伸长相同,因而相应的应力增量Δfy相同,但是预应力筋面积Ay,柱B的是柱A的2倍,因而预应力增量(ΔF=ΔfyAy)柱B是柱A的2倍,在发生相同偏移时,柱B的预应力更大,从而侧向承载力会更高.另一方面柱B的初应力更小,因而柱B中预应力筋更不易进入屈服阶段,自复位能力更强.因此,在其他条件相同的情况下,仅从抗震角度考虑,建议配置较多的预应力筋和较低的初始预应力水平.
3.2 套筒约束程度
横向约束能力是这类拼装桥墩抗震性能的关键,套筒厚度反映横向的约束程度大小,目的是为了满足柱脚节段产生较高的纵向混凝土压应变和抗剪需要.图5给出了不同套筒壁厚对滞回曲线的影响图.如图5a所示套筒壁厚为3 mm,是参考柱的0.6倍;如图5b所示套筒壁厚等于参考柱中的套筒壁厚;如图5c所示套筒壁厚为7 mm,为参考柱的1.4倍;图5d给出了图5a,b和c滞回曲线的骨架曲线.由分析结果可以看出:套筒约束程度对总体荷载位移曲线基本上没有影响.这点是与普通钢管混凝土柱不同的,原因在于:普通钢管混凝土柱中钢管不仅对混凝土提供约束作用,而且参与受拉受压,其对荷载位移曲线有显著影响;而本文研究对象中钢管只提供约束作用,对于有约束的节段,其混凝土强度虽得到较大提高,但是抗震性能是由结构体系中的薄弱环节,即节段之间的素混凝土决定的,因而塑性铰区节段约束程度对荷载位移曲线几乎没有影响.
3.3 接缝区域没有钢管约束的素混凝土强度图6给出了接缝区域没有钢管约束的素混凝土不同强度取值对滞回曲线的影响.如图6a所示,混凝土强度取为参考柱的0.8倍;如图6b所示,混凝土强度等于参考柱中的混凝土强度;如图6c所示,混凝土强度取为参考柱的1.2倍,图6d给出了图6a,b和c滞回曲线的骨架曲线.由分析结果可以看出:随混凝土强度的增加,侧向抗力和延性都增加.因此对于没有节段约束的素混凝土区域的混凝土强度也是抗震性能的关键.
4 结论
(1)本文采用的接触单元模拟摇摆墩柱的接缝交替闭合张开是可行的,整体有限元模型能够反映节段拼装桥墩的总体受力特性.
(2)在预应力筋产生的轴压力较低的情况下,荷载位移曲线屈后刚度为正;在预应力筋产生的轴压力较高的情况下,荷载位移曲线屈后刚度为负,整
体延性能力下降.
(图略)
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