體外預(yù)應(yīng)力加固鋼轉(zhuǎn)向裝置參數(shù)分析

方淑君，聶念從，王濤，張凌瑞，劉壯

體外預(yù)應(yīng)力加固鋼轉(zhuǎn)向裝置參數(shù)分析

方淑君1，聶念從1，王濤1，張凌瑞1，劉壯2

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2. 云南建設(shè)基礎(chǔ)設(shè)施投資股份有限公司，云南 昆明 650217)

為研究體外預(yù)應(yīng)力加固細(xì)部構(gòu)造參數(shù)對鋼轉(zhuǎn)向裝置受力性能的影響，運(yùn)用ANSYS軟件建立某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋鋼轉(zhuǎn)向裝置的細(xì)部構(gòu)造計(jì)算模型。通過控制不同的參數(shù)組合，在ANSYS軟件中分析，得到對應(yīng)的轉(zhuǎn)向鋼管的應(yīng)力極值和位移極值。研究結(jié)果表明：鋼管壁厚從5 mm增加到7 mm時(shí)，鋼管應(yīng)力和變形減小幅度較大，從7 mm增加到9 mm時(shí)，應(yīng)力和變形減小幅度較?。讳摴荛L度從600 mm增加到800 mm時(shí)，鋼管應(yīng)力減少較明顯，從800 mm增加到1 000 mm時(shí)，應(yīng)力變化不明顯；內(nèi)穿鋼管距外套鋼管兩端的距離從0 mm增加到40 mm時(shí)，鋼管應(yīng)力和位移變化幅度較大，從40 mm增大到80 mm時(shí)，應(yīng)力和位移的變化幅度很小；體外束豎彎角度從3°增加到7°時(shí)，鋼管應(yīng)力增大約2.3倍。研究結(jié)果可為類似工程轉(zhuǎn)向裝置的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考。

體外預(yù)應(yīng)力；橋梁加固；有限元分析；鋼結(jié)構(gòu)；轉(zhuǎn)向裝置

體外預(yù)應(yīng)力加固是一種常用的橋梁加固方 式[1?2]，其實(shí)質(zhì)是將預(yù)應(yīng)力鋼束安裝并張拉在梁體的外部，通過施加體外預(yù)應(yīng)力對橋梁進(jìn)行加固。而轉(zhuǎn)向裝置作為改變體外預(yù)應(yīng)力筋方向的裝置，也為體外預(yù)應(yīng)力筋提供豎向支撐，因此轉(zhuǎn)向裝置在體外預(yù)應(yīng)力加固技術(shù)中顯得十分重要。目前常見的轉(zhuǎn)向裝置主要有：橫隔板式、肋板式、鞍座式(塊式)3種結(jié)構(gòu)形式[3]，相關(guān)人員對鋼結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)向體系進(jìn)行了廣泛研究[4]，但對鋼轉(zhuǎn)向裝置細(xì)部構(gòu)造的研究卻很少，工程中也存在因鋼轉(zhuǎn)向裝置細(xì)部構(gòu)造參數(shù)選擇不當(dāng)而出現(xiàn)材料浪費(fèi)或性能不足等問題。因此，本文通過有限元軟件對轉(zhuǎn)向支架進(jìn)行研究，建立鋼結(jié)構(gòu)錨固轉(zhuǎn)向體系構(gòu)造模型，對轉(zhuǎn)向體系中轉(zhuǎn)向拼接板與支架間聯(lián)結(jié)的細(xì)部構(gòu)造進(jìn)行參數(shù)分析，討論各個(gè)參數(shù)的變化對鋼轉(zhuǎn)向裝置受力性能的影響，為鋼轉(zhuǎn)向裝置的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考。

1 有限元分析

1.1 工程概況

某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋全橋共長592.2 m，主橋?yàn)榭鐝?62+100+62) m的連續(xù)梁，橫斷面為變截面預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁。采用C50混凝土和縱、橫、豎三向預(yù)應(yīng)力體系，縱向預(yù)應(yīng)力采用18Φs15.2的鋼鉸線束，鋼束張拉錨下控制應(yīng)力采用0.73pk(1 357.8 MPa)。橫向預(yù)應(yīng)力采用3Φs15.2鋼鉸線束，設(shè)計(jì)張拉噸位為195.3 kN。箱梁豎向預(yù)應(yīng)力采用JL32高強(qiáng)精軋螺紋粗鋼筋，標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度785 MPa，設(shè)計(jì)張拉噸位為568 kN。

1.2 模型構(gòu)造和與單元選擇

選取鋼支架轉(zhuǎn)向裝置中鋼拼接板與支架聯(lián)結(jié)部位(圖1)，其中拼接板材料選用Q345C鋼，拼接板1是長為660 mm，高為880 mm，厚為16 mm的梯形(圖2)，下部預(yù)留2個(gè)直徑為220 mm的圓孔，用來安裝體外預(yù)應(yīng)力轉(zhuǎn)向器；拼接板2尺寸長為140 mm，高為210 mm，厚度為16 mm(圖3)。支架桿件采用[14b型槽鋼，材料選用Q235鋼材，截面面積為21.316cm2，外套鋼管采用Q235鋼材，3個(gè)弦桿與拼接板連接采用栓接。螺栓采用10.9級M16×60 mm的高強(qiáng)摩擦型精制螺栓，鋼材為40Cr合金鋼，密度為7 850 kg/m2，每側(cè)弦桿共2排，每排4個(gè)螺栓，螺栓間距為60 mm，拼接板與支架聯(lián)結(jié)見圖4，所建有限元模型的材料具有均質(zhì)、各向同性的性能[5]。彈性模量為1.904×105MPa，泊松比為0.29，拼接板、槽鋼和轉(zhuǎn)向鋼管材料采用von Mises屈服準(zhǔn)則[6]和多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型[7]，螺栓材料采用三線性各向同性強(qiáng)化模型，高強(qiáng)度螺栓采用三線性的應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系[8]。

圖1 鋼結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)向裝置整體構(gòu)造

單位：mm

采用有限元軟件ANSYS對轉(zhuǎn)向支架中拼接板與支架的細(xì)部構(gòu)造栓接部位進(jìn)行接觸分析及靜力計(jì)算。支架槽鋼、拼接板、高強(qiáng)度螺栓和轉(zhuǎn)向鋼管選用三維實(shí)體單元SOLOD45模擬。螺桿與孔壁、螺母與拼接板、螺帽與槽鋼及拼接板與槽鋼槽鋼間的接觸選用具有3D八節(jié)點(diǎn)面對面接觸單元CONTA174和3D目標(biāo)單元TARGE170模擬[9]。

模擬高強(qiáng)度螺栓結(jié)構(gòu)時(shí)，需考慮高強(qiáng)度螺栓的緊固帶來的預(yù)拉力，選用PRETS179[10]單元模擬螺栓預(yù)緊的預(yù)拉伸。在高強(qiáng)度螺栓上施加預(yù)拉力時(shí)先用PSMESH命令將高強(qiáng)度螺栓切割成兩部分，再用預(yù)拉伸單元PRETS179生成預(yù)拉伸界面，PRETS179單元通過預(yù)拉伸面指定預(yù)拉伸荷載，通過SLOAD命令施加預(yù)緊力荷載。

單位：mm

單位：mm

1.3 模型建立

采用映射網(wǎng)格劃分方式對實(shí)體模型進(jìn)行劃分，對于應(yīng)力集中較大的高強(qiáng)度螺栓、拼接板與槽鋼的螺栓孔洞等重要區(qū)域，劃分的單元網(wǎng)格尺寸較小，構(gòu)件的單元輪廓為規(guī)則的六面體，以便滿足計(jì)算時(shí)的精度要求，確保應(yīng)力可以流暢順利地傳遞過 渡[11]?？紤]結(jié)構(gòu)對稱性，先沿拼接板中軸線建立模型一側(cè)，然后鏡像生成另一側(cè)的單元，最后建立中間不對稱的中橫撐桿件[12]。有限元模型的網(wǎng)格化分情況見圖5，轉(zhuǎn)向器有限元組合模型見圖6。

圖5 有限元模型網(wǎng)格劃分

圖6 轉(zhuǎn)向裝置有限元模型

建立模型時(shí)邊界條件的施加需與實(shí)際情況相符。利用有限元軟件MIDAS建立轉(zhuǎn)向支架模型，對模型下弦桿端部施加節(jié)點(diǎn)固定約束，并施加體外預(yù)應(yīng)力束的豎向和橫向分力進(jìn)行分析，得到轉(zhuǎn)向支架軸力如圖7所示。由圖7可知結(jié)構(gòu)對稱位置的軸力對稱，說明邊界條件與荷載對稱，符合實(shí)際情況。在MIDAS轉(zhuǎn)向支架模型中提取細(xì)部構(gòu)造分析時(shí)所需桿件的，和方向端點(diǎn)位移，用于在ANSYS軟件細(xì)部構(gòu)造有限元模型中施加相應(yīng)的位移約束，中豎桿端部，和方向位移約束分別為0.013，?1.55和0.02 mm。橫撐端部，和方向位移約束分別為0.022，?1.88和?0.26 mm。同時(shí)，在MIDAS轉(zhuǎn)向支架模型中提取細(xì)部構(gòu)造分析時(shí)所需桿件的軸力繪制成表1，然后將表1中所得到的軸力數(shù)據(jù)施加在ANSYS細(xì)部構(gòu)造分析模型中進(jìn)行分析，有限元模型的加載示意圖以及施加荷載統(tǒng)計(jì)表如圖8和表2所示。因?yàn)槟Ｐ褪┘拥牧臀灰萍s束的值均是結(jié)構(gòu)的實(shí)際值，符合實(shí)際情況，且文獻(xiàn)[13]已經(jīng)通過試驗(yàn)結(jié)果與ANSYS有限元模型計(jì)算結(jié)果對比，驗(yàn)證了與本文采用相同單元、接觸邊界條件建立的簡支梁鋼結(jié)構(gòu)錨固裝置有限元模型計(jì)算結(jié)果的正確性，所以模型可以用于進(jìn)一步的研究分析。

圖7 Midas軟件計(jì)算支架桿件軸力

圖8 有限元模型加載示意圖

表1 提取部分轉(zhuǎn)向支架桿件軸力

1.4 參數(shù)組合

在影響轉(zhuǎn)向鋼管性能的各個(gè)因素中，轉(zhuǎn)向鋼壁厚度、長度、內(nèi)穿管距兩端的距離和體外束豎彎角度這4種參數(shù)對轉(zhuǎn)向鋼管受到的應(yīng)力和位移變化影響較大，所以在控制其他參數(shù)不變的情況下，分別研究了轉(zhuǎn)向鋼壁厚度、長度、內(nèi)穿管距兩端的距離和體外束豎彎角度這4種參數(shù)對轉(zhuǎn)向組合裝置的影響，具體的參數(shù)組合如表3所示。

表2 有限元模型施加荷載統(tǒng)計(jì)

表3 不同參數(shù)組合

2 結(jié)果分析

由于各個(gè)參數(shù)對轉(zhuǎn)向鋼管方向應(yīng)力與位移的影響較大，對和方向影響較小，所以本文只討論各個(gè)參數(shù)對轉(zhuǎn)向鋼管方向的應(yīng)力、位移的影響。建立所有參數(shù)組合的模型后分別計(jì)算得到不同厚度、長度、內(nèi)穿管距兩端的距離和體外束豎彎角度所對應(yīng)的轉(zhuǎn)向鋼管方向的應(yīng)力、位移分布圖，因篇幅限制，只列出組合1轉(zhuǎn)向鋼管的方向應(yīng)力圖(圖9)及位移圖(圖10)，將所有組合的數(shù)據(jù)結(jié)果整理得到表4。

圖9 組合1轉(zhuǎn)向鋼管X方向應(yīng)力

圖10 組合1轉(zhuǎn)向鋼管位移

表4 不同參數(shù)組合有限元分析結(jié)果

從表4中數(shù)據(jù)對比可以看出：

1) 鋼管壁厚較薄a為5 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX應(yīng)力為99.9 MPa。方向的位移最大值為?1.22 mm，最小值為?1.63 mm；當(dāng)壁厚b為7 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX應(yīng)力有所減少，其值為55.0 MPa，減少了44.9 %，方向的位移最大值為?1.32 mm，最小值為?1.63 mm，最大值位移變化幅值為0.1 mm，最小值位移沒有變化；當(dāng)壁厚c為9 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX應(yīng)力減少到34.8 MPa，應(yīng)力減少量占65.2%，方向的位移最大值為?1.36 mm，最小值為?1.62 mm，最大值位移變化幅值為0.14 mm，最小值位移變化幅值為0.01 mm。從數(shù)值的變化中可以看出隨著壁厚的增加，鋼管頂部向上翹起程度不斷減小，減小程度達(dá)到0.14 mm；鋼管最小值幾乎沒有變化，說明鋼管下部區(qū)域(最小位移值范圍)幾乎不受壁厚影響，表明轉(zhuǎn)向鋼管變形主要發(fā)生在受力荷載頂部。綜合分析結(jié)果表明有限元模型及邊界條件能很好的模擬鋼轉(zhuǎn)向裝置的受力情況。

2) 當(dāng)轉(zhuǎn)向鋼管長度2a為600 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管方向正應(yīng)力為99.9 Mpa，負(fù)應(yīng)力為100.3 MPa，方向的位移最大值為?1.22 mm，最小值為?1.63 mm；當(dāng)轉(zhuǎn)向鋼管長度2b為800 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管方向正應(yīng)力減少到93.9 MPa，應(yīng)力相對減少了6.0%，負(fù)應(yīng)力減少到97.3 MPa，應(yīng)力相對減少了2.9%，方向的位移最大值為?1.13 mm，最小值為?1.73 mm，最大值位移變化幅值為0.09 mm，最小值位移變化幅值為0.1 mm；當(dāng)轉(zhuǎn)向鋼管長度2c為1 000 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管方向正、負(fù)應(yīng)力，其值為90.7 MPa和95.4 MPa，應(yīng)力減少量分別為9.2%和4.8%，方向的位移最大值為?1.04 mm，最小值為?1.80 mm，最大值位移變化幅值為0.18 mm，最小值位移變化幅值為0.17 mm。從數(shù)據(jù)分析中可以知道轉(zhuǎn)向鋼管長度的變化對方向正應(yīng)力的影響要比負(fù)應(yīng)力影響大，應(yīng)力影響變化幅度接近2倍。

3) 內(nèi)穿越鋼管與外套鋼管等長時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管方向正應(yīng)力為169.4 MPa，負(fù)應(yīng)力為?158.5 MPa，方向的位移最大值為?1.13 mm，最小值為?1.64 mm；當(dāng)內(nèi)穿越鋼管距外套鋼管端部40 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管方向正應(yīng)力減少到99.9 MPa，應(yīng)力相對減少了41.0%，負(fù)應(yīng)力減少到100.3 MPa，應(yīng)力相對減少了36.7%，方向的位移最大值為?1.22 mm，最小值為?1.63 mm，最大值位移變化幅值為0.09 mm，最小值位移變化幅值為0.01 mm。當(dāng)內(nèi)穿越鋼管距外套鋼管端部80 mm時(shí)，方向應(yīng)力和位移變化幅度較小。

4) 體外預(yù)應(yīng)力束豎彎角度變大，使轉(zhuǎn)向裝置承受的預(yù)應(yīng)力分力變大，使轉(zhuǎn)向鋼管方向的正、負(fù)應(yīng)力峰值增大。當(dāng)體外預(yù)應(yīng)力束的豎彎角度為3°時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX正、負(fù)應(yīng)力分別為99.9 MPa和?100.3 MPa；當(dāng)體外預(yù)應(yīng)力束的豎彎角度為5°時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX正、負(fù)應(yīng)力增加，其值達(dá)到166.3 MPa和?167.0 MPa，應(yīng)力相對增加了66.4 %和66.5 %；當(dāng)體外預(yù)應(yīng)力束的豎彎角度為7°時(shí)，轉(zhuǎn)向鋼管SX正、負(fù)應(yīng)力值分別為228.4 MPa和?229.5 MPa，應(yīng)力值相對增加了128.6%和128.6%。從數(shù)據(jù)可以看出豎彎角度的增加對轉(zhuǎn)向鋼管應(yīng)力峰值的影響很大，角度每增加2度，應(yīng)力增幅達(dá)到60%，正、負(fù)應(yīng)力增幅基本相同。同時(shí)，體外預(yù)應(yīng)力束豎彎角度變大導(dǎo)致分力增加，使轉(zhuǎn)向鋼管豎向變形也增加。

3 結(jié)論

1) 轉(zhuǎn)向鋼管壁厚從5 mm增加到7 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向裝置的外套鋼管應(yīng)力和變形減小幅度較大，從7 mm增加到9 mm時(shí)，應(yīng)力和變形減小幅度較小。說明增加鋼管壁厚能減小鋼管應(yīng)力和變形，但為了充分發(fā)揮材料性能，應(yīng)合理選取轉(zhuǎn)向鋼管壁厚。

2) 轉(zhuǎn)向鋼管長度從600 mm增加到800 mm時(shí)，應(yīng)力減少較明顯，但從800 mm增加到1 000 mm時(shí)，應(yīng)力變化不明顯，說明在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)合理選取轉(zhuǎn)向鋼管的長度，達(dá)到既能節(jié)省材料又能最大化的發(fā)揮出性能。

3) 內(nèi)穿鋼管距外套轉(zhuǎn)向鋼管兩端的距離從0 mm增加到40 mm時(shí)，鋼管應(yīng)力和位移變化幅度較大，從40 mm增大到80 mm時(shí)，應(yīng)力和位移的變化幅度很小，可以得出當(dāng)內(nèi)穿管距兩端的距離增大到一定值時(shí)對鋼管的受力性能影響很小。

4) 體外束豎彎角度的增加，使體外預(yù)應(yīng)力索對轉(zhuǎn)向裝置的分作用力變大，使轉(zhuǎn)向鋼管的應(yīng)力發(fā)生很大的變化，同時(shí)會(huì)對管身的變形產(chǎn)生影響，當(dāng)豎彎角度由3°增加到7°時(shí)，應(yīng)力最大值增大到約2.3倍，所以在施工時(shí)應(yīng)嚴(yán)格按照加固設(shè)計(jì)圖紙施工，保證體外索豎彎角度在設(shè)計(jì)范圍之內(nèi)，鋼構(gòu)件的應(yīng)力滿足設(shè)計(jì)要求。

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Parameter analysis of steel steering device in external prestressed reinforcement

FANG Shujun1, NIE Niancong1, WANG Tao1, ZHANG Lingrui1, LIU Zhuang2

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. Yunnan Construction Infrastructure Investment Co., Ltd, Kunming 650217, China)

In order to study the influence of detailed structural parameters on the mechanical behavior of steel steering device in external prestressed reinforcement, the detailed structural calculation model of a prestressed concrete continuous girder steel steering device was established by ANSYS software. By controlling different combinations of parameters and analyzing in ANSYS software, the stress extremes and displacement extremes of the corresponding steering steel tubes are obtained. The results showed that when the wall thickness of the steel pipe increases from 5 mm to 7 mm, the stress and deformation of the steel pipe decrease greatly. When the wall thickness increases from 7 mm to 9 mm, the stress and deformation decrease slightly; When the length of the steel pipe increases from 600 mm to 800 mm, the stress of the steel pipe decreases more obviously. When the pipe length increases from 800 mm to 1 000 mm, the stress change is not obvious; When the distance between the inner steel pipe and the ends of the outer steel pipe increases from 0 mm to 40 mm, the stress and displacement of the steel pipe changes greatly. When the distance increases from 40 mm to 80 mm, the change of stress and displacement is small; When the external beam bending angle increases from 3° to 7°, the stress of the steel pipe increases about 2.3 times. The research results can provide reference for the design optimization of similar engineering steering devices.

external prestressing; bridge reinforcement; finite element analysis; steel structure; steering device

U445.72

A

1672 ? 7029(2020)06 ?1446 ? 07

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190751

2019?08?26

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51808559)

方淑君(1974?)，女，浙江義烏人，副教授，博士，從事橋梁結(jié)構(gòu)空間分析與極限承載力研究；E?mail：xbyujun@csu.edu.cn

(編輯 涂鵬)