基于接触理论的大跨度混凝土桥梁球形支座锚固区应力分析

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大跨度钢桁梁斜拉桥索塔锚固区局部应力分析

度桥梁应运而生，而应用颇多的斜拉桥将越来越
工况下的应力状况，并得出一些结论。
２工程概况
公安长江大桥主桥采用（９８＋１８２＋５１８＋１８２＋９８）ｍ
受到重视。其中索塔锚固区所能承受的索力大小将直接影响斜拉桥的跨径，随着索力的越来越大，索塔混凝土锚固区内往往布置非常复杂的预应力钢筋来抵抗巨大的斜拉索水平分力。索塔锚固区
ｏ．０４
Ｓｙｚ０－３６一ｏ．０４
一ｏ．４６
Ｓｘｚ０．６３ — ０．０２
Ｏ＿３８
— ０．４２０．００
一Ｏ．１８
６
３４
７
０．０６
．２．７４．２．８２
．５．７５
索塔锚固区局部受力十分复杂，本文借助公安长江大桥索塔锚固区这一应力复杂区域来进行精确的
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ＤＤＥＳＩＧＮ２０１３（１）
大跨度钢桁梁斜拉桥索塔锚固区局部应力分析
周继
严定国
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Hale Waihona Puke 管方向逐渐衰减。
斜拉索锚下区域及预应力粗钢筋锚固点均为应力集中区域，可依据相关规范局部承压强度要求增加螺旋加强钢筋进行改善。

大跨径斜拉桥索塔锚固区钢锚梁受力性能研究

大跨径斜拉桥索塔锚固区钢锚梁受力性能研究摘要：文章结合银洲湖特大桥索塔锚固区域钢锚梁结构受力复杂的情况，在ANSYS有限元软件的协助下构建了精度较高的有限元模型，并分析了最高索力作用下的空间受力性质及特征。

获得如下的试验分析结果：钢锚梁等效应力最大值为228.3MPa，出现在承压板N3和承剪板交汇位置，各个板件应力均低于许可应力值，符合相关规范设定的标准要求。

空间非对称性是拉索索力的典型特征，其对钢锚梁结构受力情况形成的影响偏大，故而在具体设计施工阶段应予以该类问题一定重视。

关键词：斜拉桥；索塔锚固区；有限元模型；受力性能分析为满足社会经济发展需求，斜拉桥跨径不断拓展，拉索强度储备量也有相应增长，为保证工程建设的安全性，索力对索塔锚固区持有的结构性能提出更严格的要求。

钢锚梁具有造价成本低、传力过程安稳及施工较快捷等诸多优势，目前是国内众多大跨径斜拉桥施工阶段常用的锚固区结构类型[1]。

钢锚梁受力性能复杂早已被诸多学者所证实，进行相应的模拟试验有益于更科学的指导施工作业，鉴于此，本文利用有限元软件建设模型，对钢锚梁的受力性能展开分析。

1、工程概况银洲湖特大桥是中山至开平高速公路一个控制性节点工程，其主航道桥采用双塔双索面混合式结合梁斜拉桥，半漂浮体系，跨径组合为56.8+64.8+66.4+530+66.4+64.8+56.8m，主桥总长903m，主梁梁顶总宽度36m，中跨采用PK箱组合梁，边跨为混凝土梁。

其中索塔采用A型桥塔，辅助墩及过渡墩采用箱型墩。

主塔采用C50混凝土，塔高201.1m（见图1）[2]。

中上塔柱选用抗风性能好、造型美观的五边型断面，至中塔柱位置渐变为六边形断面，横向尺寸由5.6m 渐变至8.5m，纵向尺寸由7.8m 渐变到11.5m。

塔柱设置3 道横梁，其中上、中横梁分别采用5.2×7.2m 、4.8×7.2m 的空心矩形断面，壁厚竖向为0.6m，横向为0.8m；下横梁采用8.0×9.0m 的空心矩形断面，壁厚为1.0m。

大跨度连续刚构拱桥关键部位应力分析与试验

ｅｎｍｏｅｉｇ，ａｄｔｅｒｉｌｔｄｂｅａａｅｄｌｎｌｍｅｔ，ｒｓｅｔｅｙ．ＳｇｎｓｆｒａｄｎｏｄｍｄｉｄｌｎｎｈｙｗｅｅｓｍｕａｅｙｒｂｒｔｓａｉｋｅｅｎｓｅｐｃｉｌｒｎｖｅｍｅｔｄｉｇｌａｓｏｗｅｅｓｔｕｎｂｓｓｏａｎｒｅｐｏａｉｆＳｉｔ—ＶｅａｔＴｅｒｏａｏｄｂｕｄｒｆｃ．Ａｃｏｄｎｏｃｌｕａｉｎｒｓｌｓｈｅｏｍａｎｈｏｙｔｖｉｏｎａｙｅｆｔｎｅｃｒｉｇｔａｃｌｔｅｕｔ，ｔｅｄｆｒ．ｏｔｎａｄｓｒｓｔｔｓｏｏｎｃｉｎｐｒｒｎｌｓｄ，ａｄｍｏｅｅｔｏｉｌｔｄａｉ３．ｓｏｅｆｒｏｓｒｉｇｉｎｔｅｓｓａｅｆｃｎｅｔｏａｗｅｅａａｙｅｏｔｎｄｌｔｓｆｓｍｉｕｅｒｔｏ１：２Ｗａｄｎｂｅｖｎｉｏ
ＬＩＹｕ，ＲＥＮｅ．ｏｇＦｅＷｉｄｎ２ＥＮＧｈｕｑａ。ＣＺｏ．ｕｎＨＥＮｅｇｑｎ￣Ｚｈｎ．ｉｇ， Nhomakorabea，
（．ｕｎｚｏｉｇａｇＲａｏＬｄ，ｕｎｚｏ１１０Ｃｉａ１ＧａｇｈｕＸｎｕｎｏｄＣ．ｔ．Ｇａｇｈｕ５００，ｈｎ；
摘要：建立了连续刚架拱桥边跨钢拱肋与预应力混凝土系梁连接部位三维有限元空间模型，模拟了该部位在各种荷载工
况下的受力情况。计算模型考虑了普通钢筋与预应力钢筋的不同力学性能，分别用配筋率和带初应变的杆单元模拟，并依据圣维南原理设置了荷载加载段以消除边界效应。根据计算结果，分析了边拱与刚性系梁连接区域的变形情况和应力状态，并设计了相似比为１３２的模型进行加载试验，：．测试了关键部位的应变和变形，与有限元计算结果进行了对比分析，检验了设计的安全性与合理性分析和试验表明，渡段的支座上方与拱肋上下弦管交汇处为主要的应力集中部位，过应在设

转体桥混凝土球铰磨心接触应力参数分析

第１期
７１
范剑锋等: 转体桥混凝土球铰磨心接触应力参数分析
ꎬ
球铰接触应力采用弹性半空间理论进行计算ꎬ虽
参考公式ꎮ 其中ꎬ实际球铰磨心尺寸如图１ꎬ其材
料力学参数如表１ꎮ
2600
700
结果相近ꎬ却不具有代表性ꎻ( ３) 球铰设计参数研
2600
R8500
究较少ꎮ
R8500
误差ꎻ(２) 弹性半空间理论适用于非协调接触
关键词: 转体桥ꎻ 球铰ꎻ 非赫兹接触ꎻ 接触应力ꎻ 参数分析
中图分类号: Ｕ４４１＋ .５文献标识码: Ａ文章编号: ２０９５￣０９８５(２０２０)０１￣００７０￣０５
ＡｎａｌｙｓｉｓｏｎＣｏｎｔａｃｔＳｔｒｅｓｓＰａｒａｍｅｔｅｒｓ
ｏｆＣｏｎｃｒｅｔｅＳｐｈｅｒｉｃａｌＨｉｎｇｅＧｒｉｎｄｉｎｇＣｅｎｔｅｒｏｆＳｗｉｎｇＢｒｉｄｇｅ
摘要: 混凝土球铰磨心是转体桥梁的关键构件ꎬ对表面接触应力的准确分析与掌握直接影响工程设计以及
施工阶段的质量与安全ꎮ 以球铰磨心表面接触应力为目标ꎬ基于非赫兹接触的理论解法及有限元数值模拟ꎬ对
球铰接触应力进行计算ꎬ做出球铰接触应力分布曲线ꎬ对比不同球铰设计参数的最大接触应力值ꎬ分析球铰设
计参数与最大接触应力的关系ꎮ
ｃｏｍｐａｒｅｄꎬ ａｎｄｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｄｅｓｉｇｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｓｐｈｅｒｉｃａｌｈｉｎｇｅａｎｄｔｈｅ
ｍａｘｉｍｕｍｃｏｎｔａｃｔｓｔｒｅｓｓｉｓａｎａｌｙｚｅｄ.
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ: ｗｉｎｇｂｒｉｄｇｅꎻ ｓｐｈｅｒｉｃａｌｊｏｉｎｔꎻ Ｎｏｎ￣ＨｅｒｔｚＣｏｎｔａｃｔꎻ ｃｏｎｔａｃｔｓｔｒｅｓｓꎻ ｐａｒａｍｅｔｅｒａｎａｌｙｓｉｓ

球型支座理论和设计

球型支座和减隔震球型支座摘要：球型支座由于优点较多而得以在我国进行推广，并由铁研院编制了相关的技术条件规程。

本文试图通过对支座受力情况以及支座的核心构件进行阐述，使得读者对球型支座及其设计方法有一定的了解。

为了适应桥梁减隔震设计理念的推广，本文还对减隔震球型支座加以阐述。

关键词：球型支座，规程，PTFE，减震和隔震一、绪论大吨位支座（High Load Bearings）的发明和使用是随着桥梁的跨度和承重量的增长而产生的。

大吨位支座根据其组成构件的不同而分为板式橡胶支座（Stell-Rainforced Elastomeric Bearings）、盆式橡胶支座(Pot Bearings)和球型支座(Spherical PTFE Bearings)，以及利用各类型支座的优点组合而成的各类支座。

参见图1可知，板式橡胶支座依靠钢板之间的橡胶竖向和水平变形，支座产生转动和水平位移。

盆式橡胶支座依靠钢盆内的橡胶板竖向变形，支座产生转动，依靠聚四氟乙烯板（简称PTFE板）和中间衬板的水平滑移，支座产生水平位移。

球型支座则是利用曲面PTFE板和不锈钢板之间的滑动，支座产生转动，利用平面PTFE板二、球型支座2.1 球型支座的分类球型支座，或者称为球型PTFE支座，其核心部分是由一个具有外凸球面的支座板以及一个具有内凹球面的支座板，以及两者之间的PTFE球面凸板和与之接触的金属板球面凹板（通常是不锈钢板）所形成的滑移曲面组成。

球型支座还采用由PTFE平板和不锈钢板构成u u （14.6.3.1-1）其中H u 为水平荷载设计值，Pu 为竖向荷载设计值，μ为摩擦系数。

公式的编号采用规范中的编号，下同。

弯距设计值Mu 是由于沿着PTFE 曲板的摩擦力（其方向与曲面相切）对曲面球心的积分产生。

AASHTO 规定Mu 取值为：（1）当支座没有水平滑动构件组时u u M P R μ= （14.6.3.2-1）（2）当支座采用水平滑动构件组时2u u M P R μ= （14.6.3.2-2）其中R 是球形滑移面的半径。

大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究

第43卷第6期2009年6月浙　江　大　学　学　报(工学版)Journal of Zhejiang University (Engineering Science )Vol.43No.6J un.2009收稿日期:2008202223.浙江大学学报(工学版)网址:/eng作者简介:陈嘉毅(1981-),男,广东中山人,硕士生,现从事交通工程监督检测工作.E 2mail :chnjy88@通讯联系人:谢旭,男,教授、博导.E 2mail :xiexu @DOI :10.3785/j.issn.10082973X.2009.06.019大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究陈嘉毅1,2,谢　旭1,3,徐爱敏1,4,赵剑发5(1.浙江大学建筑工程学院,浙江杭州310027;2.广东省中山市交通质监站,广东中山528403;3.浙江大学宁波理工学院,浙江宁波315100;4.杭州湾大桥工程指挥部,浙江慈溪315300;5.中铁大桥局有限公司,湖北武汉430050)摘　要:针对杭州湾跨海大桥70m 预应力混凝土箱梁大吨位钢索张拉时的结构安全性,用三维有限元方法建立了考虑锚具、螺旋钢筋以及孔道影响的精细分析计算模型,研究了锚固区混凝土的主应力分布状况以及传递机理,根据实测和理论分析结果对比,验证了理论分析锚固区应力的合理性和精度.研究结果表明,锚杯末端圆环形肋板与锚垫板共同参与预压力的传递,并在锚下形成两个局部承压区和横向崩裂区;最大主拉应力和主压应力均发生在锚垫板下侧局部区域;特殊锚具的锚下局部应力可以根据单锚受力条件进行验算,不需要考虑群锚的共同作用;张拉过程中锚具本身的应力远低于材料的屈服应力;锚垫板下侧的拉裂破坏是可能导致采用特殊锚具的大吨位预应力结构在钢索张拉过程中损伤的主要破损类型.关键词:预应力混凝土箱梁;锚固区;局部承压;崩裂中图分类号:U441.5 文献标识码:A 文章编号:10082973X (2009)0621077206Study of tendon anchorage zones of long 2span post 2tensioned prestressed concrete box girderC H EN Jia 2yi 1,2,XIE Xu 1,3,XU Ai 2min 1,4,ZHAO Jian 2fa 5(1.College of Civil Engineering ,Zhej iang Universit y ,H angz hou 310027,Chi na;2.Zhongshan S tation of T raf f ic Engineering Qualit y S upervision ,Zhongshan 528403,China;3.N ingbo I nstitute of Technolog y ,Zhej iang Universit y ,N ingbo 315100,China;4.H angz hou B ay B ri d ge Project Commanding Department ,Ci x i 315300,China;5.M aj or B ri d geEngineering B ureau Corporation ,W uhan 430050,China )Abstract :Large 2tonnage tendon technology was adopted in a 70m (prest ressed concrete )PC box girder of Hangzhou Bay Bridge.In order to investigate t he safety of t he tendon anchorage zones during t he tensio 2ning stage ,an elaborate 3D finite element model was established considering t he effect s of factors such as special anchorage device ,spiral reinforced bar and duct.The comparison between field measured st rains and t heoretical result s validated ,t he precision of t he finite element analysis.The dist ributions of principle st resses and t he t ransmission mechanism of p rest ressing force were discussed.According to t he finite ele 2ment analysis :(1)t he ring 2rib and t he anchor slab work toget her in t he t ransmission of prestressing force ,and form a local bearing area and transverse breaking 2up area in t he anchorage zone ;(2)bot h t he maximum p rinciple tensile and t he compressive st ress lie in t he underside of t he anchor slab ;(3)t he st resses of special anchorage devices in t he anchorage zones can be reckoned according to a single anchorage device ,regardless of t he effect of combined action of a group of anchorage devices ;(4)t he st resses of anchorage devices are far below t he yield limit of steel in t he tensioning stage ;(5)t he p ull crack on t he underside oft he anchor slab is t he most po ssible damage in t he tendon tensioning process for t he large2tonnage pres2 t ressed st ruct ure using special anchors.K ey w ords:PC box girder;tendon anchorage zones;local bearing st ress;bursting crack 与大坝等大体积混凝土结构不同,预应力混凝土箱梁的截面壁厚相对比较薄,张拉过程中因过大的局部应力容易引起锚下混凝土压溃、崩裂等破损.关于锚固区预应力传递机理和局部应力验算方法,国内外许多学者已经做了大量的试验研究和理论分析,如中国建筑科学研究院结构所和清华大学建工系在1981年联合进行了大吨位预应力锚固区混凝土局部承压问题的研究[1];黄侨等人[2]针对齐嫩公路桥预应力连续薄壁箱梁腹板的锚固区应力问题,从机理分析、规范方法对比、线弹性有限元分析及实验分析等多方面对腹板在大吨位预应力作用时的局压强度和抗裂性进行分析;中铁大桥局对宁波甬江大桥主塔、钱塘江二桥、三门峡黄河公路大桥等大跨度桥梁的锚固区应力状态进行了分析,指出主拉应力过大是导致锚下混凝土开裂的主要原因[3]. Yazdani等人[4]根据试验和理论分析结果研究了纤维混凝土结构的锚固区应力特性,并探讨了锚下应力分布以及螺旋钢筋的约束作用.Oh等人[5]通过试验研究和有限元方法研究了锚垫板下局部应力分布状态以及破坏机理,比较了锚固区截面尺寸、张拉力的影响以及局部加强措施的作用.Ma等人[6]在试验研究以及机理分析的基础上对I字形截面梁锚固区的合理构造措施提出了建议.我国现行桥梁设计规范沿用了建筑结构规范的局部承压计算方法[728],美国AASH TO规范根据压撑2系杆模型模拟锚固区的传力机理,按力的平衡条件确定各部分的受力并对结构的安全性进行验算[9211].但是,上述规范均仅对刚度很大、形状简单的锚垫板给出了相应的结构验算方法,对于形状复杂的特殊锚具不适用.AASH TO规范对特殊锚具要求通过有关试验确认其承载能力和工作性能[12].实际上,大吨位预应力钢束通常采用带喇叭管的特殊锚具,与一般锚具相比,该类型锚具在喇叭管的末端增设了一个圆环形的小肋板,将钢束拉索通过锚垫板和末端逐渐传递到锚下混凝土中,避免了锚垫板下出现集中的局部压应力引起混凝土压溃以及崩裂.本文以杭州湾跨海大桥北航道非通航孔桥中采用的70m预应力混凝土箱梁锚固区为研究对象,用精细的三维有限元计算模型,分析了采用锚具的预应力混凝土箱梁在大吨位钢索张拉过程中锚固区混凝土的应力应变分布特征,并通过实测数据和理论分析结果对比来验证理论计算结果的精确性.1　工程背景杭州湾跨海大桥全长36km,是目前世界上已建桥梁中跨海最长的大桥,占该桥约96%工程量的非通航孔桥上部结构选用预应力混凝土连续箱梁,跨径为70m和50m两种形式,以先简支后连续的方式施工,按预制、运输和吊装的方法架设桥梁上部结构.为简化施工、避免施工缝,70m的梁体采用一次浇筑的施工方法,配置通长预应力束.图1(a)为跨度70m梁的端部预应力钢束锚固位置,其中腹板采用22束、底板采用19束ASTM270级 15124高强度低松弛钢绞线,腹板单束张拉力为4297kN,底板单束张拉力为3711kN.腹板和底板锚具分别选用中国路桥(集团)新津筑路机械厂生产的YEZK215A22、YEZK215A19锚具.图1(b)为锚固位置的锚杯外形,锚杯外侧配置一个螺旋钢筋约束混凝土的横向变形.锚具各尺寸参数取值见表1.腹板上锚具的中轴线到混凝土自由表面的最小边距为35cm,相邻锚具中轴线最小间距为50cm;底板上锚具中轴线到混凝土自由表面的最小边距为30cm,相邻锚具中轴线最小间距为55cm.梁体采用C50级混凝土.表1　图1中锚具各尺寸参数取值Tab.1　Values of dimension parameters of anchoragedevices in Fig.1mm 锚具型号D d E F H R1R2R3B YEZK15A2192901810045280190122160310 YEZK15A2223002011055300210142195320 施工采用初张拉和终张拉二次张拉方法.初张拉的顺序为0→V2→V3→V1→Z2→V4,张拉应力为设计控制应力的1/3,终张拉顺序为V2→Z2→V1→Z1→V3→Z3→V4→Z4.初张拉和终张拉均采用左右腹板对称张拉的方式.锚头编号参见图1(a).现场试验研究以中铁大桥局六公司2005年9月29日开始制作、30日浇注混凝土的70m梁为对象,该梁于同年10月1日、3日分别进行初张拉和终张拉.初张拉时的混凝土强度25M Pa,终张拉时8701浙　江　大　学　学　报(工学版) 第43卷　的混凝土强度为34M Pa,对应的混凝土弹性模量分别为3112GPa和3416GPa.2　有限元计算模型以及计算结果分析虽然在大吨位预应力作用下混凝土局部区域会因应力过大而进入塑性范围,因此采用考虑塑性发展影响的非线性有限元方法计算锚下应力比较合理些,但是从过去大量的研究资料已被证明线性有限元方法能够合理评价锚固区的应力分布状态,美国AASH TO规范也指出用弹性分析方法研究锚固区的应力分布是一种有效的手段,局部的塑性区通过内力重分布得到调整[10].因此在混凝土结构弹塑性有限元计算技术还不是十分成熟的今天,采用线弹性理论对锚下混凝土局部应力进行计算分析,对把握锚固区应力传递规律仍然是一种十分有效的方法.本文应用通用程序ABAQU S v615建立锚下应力分析的有限元计算模型.为了减少计算单元的数目,根据结构对称性取1/2梁体建模,梁的计算长度取纵向10m,以考虑应力沿箱梁纵向的传递过程,梁的远端按固结条件处理.图2为有限元网格划分情况,混凝土和锚垫板采用4节点4面体实体单元C3D4以及8节点6面体实体单元C3D8模拟,锚具喇叭口采用8节点SC8R壳单元模拟,螺旋筋用埋入式2节点T2D3空间杆单元模拟.箱梁、锚具均根据实际几何形状建模.单元数总计为216706,其中混凝土实体单元数为167746,单个YEZK15A222型锚杯的单元数为5688,单个YEZK15A219型锚杯的单元数为4032,单个螺旋筋划分单元数为1260.另外,假定锚杯与混凝土、钢筋与混凝土之间不发生相对滑移和脱离.在应力比较集中的箱梁端部区域采用尺寸相对比较小的单元,可提高计算精度.图2　70m梁计算模型的有限元网格Fig.2　Mesh of70m long girder图3为终张拉完成后箱梁腹板壁厚中心剖面的主应力等高线计算结果,由于腹板4个锚具的锚下混凝土应力分布具有相似的受力特征,这里以最下端的锚具V1为例给出了主拉应力和主压应力等高线分布图.结果显示,锚下的混凝土应力场非常复杂,混凝土拉应力较高的区域分布在两个地方:第一个高主应力区是在梁端部的锚垫板下侧,最大主拉应力值达412M Pa,发生在锚垫板的下侧,在锚垫板与末端肋板之间预应力孔道周围也出现较高水平的拉应力分布,主拉应力为311M Pa,形成横向迸裂拉应力,这一拉应力值在喇叭管区域内分布相对比较均匀;另一个高主拉应力区发生在末端圆环肋板下方,孔道周围的横向迸裂拉应力值约为311M Pa.前者主拉应力是由于锚垫板传递压应力引起,后者则由于圆环肋板传递压应力产生的横向拉应力.根据我国现行规范给出的抗拉强度标准值,C50级混凝土的抗拉强度为2164M Pa,因此,锚下局部区域的混凝土拉应力超过了材料强度,由于分布区域比较小,可以依靠塑性应力重分布、螺旋钢筋以及侧向约束避免混凝土的开裂.9701第5期陈嘉毅,等:大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究图3　腹板锚具V 1的锚下混凝土应力Fig.3　Stress distributions of V1anchorage zone锚固区内混凝土主压应力分布图如图3(b )所示,结果显示,锚垫板下混凝土的压应力分布梯度很大且应力水平高,在锚垫板下侧比较小的范围内混凝土的主压应力超出C50级混凝土的抗压强度标准值3214MPa ,通过材料非线性的力学行为使压应力集中处的混凝土应力转移到应力较小的区域,使预压力趋于平均传递.除上述锚垫板下侧以外,末端的圆环肋板下侧混凝土内也出现了数值相对较高的压应力.图4为底板锚具Z4的锚下主应力分布,主拉应力以及主压应力分布与腹板锚下应力分布十分相似,在锚垫板以及末端肋板下侧出现较大的主拉应力,尤其是在端部锚垫板下面出现较大主拉应力.最大的主拉应力发生在锚垫板四边的中点位置,最大的主压应力发生锚垫板下侧.与腹板锚具V1相比,底板锚具Z4的单束张拉应力比较小,因此相应的最大主拉应力和主压应力水平也稍低一些.另外,从主拉应力分布情况不难看出,在锚垫板四周的混凝土表面出现相对比较大的主拉应力,当表面混凝土没有采取必要的加强措施时,有可能导致表面出现细裂缝.根据迄今有关锚下应力试验研究和理论分析资料,当用简单锚垫板作为锚具时,锚下最大主拉应力一般发生在锚具下侧(013～015)D 位置倍的结构断面长边长度位置.这一结论对采用特殊锚具的结构而言,显然是不一致的.因此,从简单锚具中得到的锚下应力计算方法不能直接适用于特殊锚具的局部应力验算.图4　底板锚具Z 4的锚下应力Fig.4　Stress distributions of Z4anchorage zone为了分析群锚效应,这里进一步以整个腹板的锚下应力分布形状为对象进行分析.图5为腹板中面的主应力分布,剖面A 2A 位置见图1(a ).图5　腹板中剖面的锚下应力分布Fig.5　Sectional distributions of stresses of girder web结果显示,由于V1和V2、V3和V4的间距比较小,锚杯下侧的拉应力和压应力分布较均匀,相对V1和V2、V3和V4而言,V2和V3之间由于间距较大,至锚下一定的深度后应力才趋于均匀,特别是主压应力,V2和V3之间的压应力分布与V1和V2、V3和V4之间明显有一定的差异.但是,锚具间距大小对锚杯深度范围内的应力分布影响不大,而锚下应力水平比较高的区域仅局限于锚垫板下侧非常有限的部位,因此,当锚垫板之间有一定间距分离时,锚下应力的安全验算可以通过单锚分析确定,不801浙　江　大　学　学　报(工学版) 第43卷　需要考虑群锚效应.图6为螺旋筋和锚杯的应力分布图,图6(a )结果显示,两种锚具的螺旋筋最大拉应力分别为4313、3811M Pa ,均远未达到其材料的抗拉屈服强度.根据应力分布规律,考虑靠近锚垫板的钢筋拉应力大于深处位置的拉应力,这一分布规律与迸裂应力大小分布是一致的,表明螺旋筋的作用是起到限制内部混凝土发生侧向变形、防止混凝土的迸裂破坏,因此,螺旋筋宜布置在锚垫板下面,图6螺旋钢筋和锚杯的应力分布Fig.6　Stresses in spiral bars and anchor slabs以起到应有的约束作用.图6(b )为锚杯的Von Mi 2ses 应力分布,结果显示锚垫板的应力梯度比较大,杯口上端位置的应力也相对较大,而远离杯口位置的锚垫板应力水平较低.锚杯的应力分布相对较为均匀,表明通过锚杯表面与混凝土之间的黏结力传递锚下应力是非常有限的.根据锚垫板下侧的纵向压应力以及末端小肋板的纵向压应力计算结果可知,锚垫板传递至混凝土的压力为圆环形小肋板传递压力的419左右,而锚垫板面积为圆环形小肋板面积的410左右,两者比例接近,表明锚具整体近似于刚性,锚垫板和肋板按承压面积比例将锚下应力传递到混凝土梁体.由于通过多个途径传递预应力的轴向力,可以减轻混凝土局部应力偏大的问题,避免锚下混凝土发生压裂或者迸裂破损.3　现场实测验证为了解在锚固压力下箱梁腹板和底板的应力应变状态的真实情况,同时也为了对有限元计算结果进行验证,2005年9月至10月期间对现场施工中的一片70m 梁进行了实测.应变测试采用振弦式应变传感器,在混凝土浇筑前预埋在测点位置,各测点的位置、布置方向如图7所示,19束锚具和22束锚具各选一个作为测试对象.共布置14个应变测试传感器,其中8个埋设于腹板的锚下,编号分别为A V1～A V8;6个埋设于底板的锚下,编号分别为A Z 1～A Z 6,测试锚下纵向和横向的应变.预应力束的张拉是分级、分束实施的,测试在每束张拉结束并经过一定的应力传递时间后进行.图8给出了终张拉结束后的应变实测值与理论值的对比,图中横轴Δε表示应变增量,单位为微应变,纵轴表示对应的传感器编号.其中理论计算值为前文箱梁有限元模型分析的结果,取自与测点位置相同的应变值.对比结果表明实测值与计算值较为吻合,说明此时箱梁锚固区混凝土表现出线弹性的力学特性,计算假定基本符合实际情况.在应力较大位置的实测值比计算值略大,说明混凝土发生了一定程度的塑性变形,并引起应力重分布.4　结　论(1)锚垫板和末端圆环形肋板共同参与预应力的传递,锚下形成两个局部承压区和迸裂区,应力分布与简单锚具的锚下应力有很大区别.本文采用的锚具其小肋板承担的压荷载约为1/6左右.(2)锚垫板下侧出现较大的局部拉应力和压应力,由于分布区域较小,一般通过塑性应力重分布、螺旋筋等侧向约束可以避免出现损伤或者裂纹.(3)锚下最大拉应力和压应力主要由单锚产生,混凝土局部应力可以按单锚来进行验算,不需要考虑群锚效应.(4)锚杯和螺旋筋的应力值比较小,一般不会1801第5期陈嘉毅,等:大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究因锚具破坏而导致锚下应力传递失效的现象.(5)根据线弹性有限元计算得到的锚下应变值与实测值较一致,表明可以应用精细的线弹性有限图8　终张拉结束后实测值与计算值对比Fig.8　Comparison of measured values and theoretical values at the end of tensioning元计算模型分析锚下的混凝土应力分布情况.(6)计算结果显示,锚垫板四周梁表面出现应力水平较高的拉引力,这些应力有可能导致表面出现细裂缝,因此有必要通过合理布置钢筋网片等措施来加强混凝土抗剥落的能力.参考文献(R eferences):[1]清华大学建工系.大吨位预应力锚固区混凝土局部承压问题研究[M]∥中国建筑科学研究院钢筋混凝土结构研究报告选集.北京:中国建筑工业出版社,1981: 2552288.Construction Engineering Department of Tsinghua Uni2 versity.R esearch on local bearing of anchorage zones in large2tonnage prestressed concrete structures[M]∥Insti2 tute of China Academy of Building Research,Research Florilegium of Reinforced Concrete Structures.Beijing: China Architecture&Building Press,1981:2552288. [2]黄侨,王宗林.齐嫩公路桥大吨位预应力锚下局部承压问题的理论分析及试验研究[J].中国公路学报,1996, 96(2):52261.HUAN G Qiao,WAN G Z ong2lin.Theoretical and test research on anchor strength under large prestressing an2 chorage of Qi2Nen highway bridge[J].China Journal ofHighw ay and T ransport,1996,96(2):52261.[3]周孟波,文武松,雷昌龙.大吨位锚固区混凝土抗裂性及承压能力研究[J].桥梁建设,1999(4):13217.ZHOU Meng2bo,WEN Wu2song,L EI Chang2long.Study of cracking resistance and bearing capacity of con2 crete at heavy tonnage anchorage zone[J].B ridge Con2 struction,1999(4):13217.(下转第1176页)4　结　论本文给出了旋转功能梯度压电空心圆柱的解析解,令材料的非均匀参数α=0时,该解即退化成为旋转均匀压电空心圆柱的解析解.特别指出,文中解决的是材料常数沿径向以幂函数形式变化的问题,由于任意连续函数在闭区间内都可以用多项式函数逼近,材料常数沿径向以任意函数形式变化的问题可以由该文的结果导出,这也是该文的意义之一.数值结果表明,旋转功能梯度压电空心圆柱内的弹性场和电场的分布对材料非均匀参数、空心圆柱的内外径比率以及外加电场都是敏感的,因此可以通过设计合适的功能梯度形式、选择合适的内外径比率以及施加合适的外加电势来改善旋转压电空心圆柱的力学性能,以期满足旋转构件的实际需求.参考文献(R eferences ):[1]HOR GAN C O ,CHAN A M.The pressured hollowcylinder or disk problem for f unctionally graded isotrop 2ic linearly elastic materials [J ].Journal of E lasticity ,1999,55(1):43259.[2]EL 2NA GGAR A M ,ABD 2ALL A A M ,FA HM Y M A ,et al.Thermal stresses in a rotating non 2homogeneous orthotropic hollow cylinder [J ].H eat Mass T ransfer ,2002,39(1):41246.[3]ZEN K OUR A M.E lastic deformation of the rotating func 2tionally graded annular disk with rigid casing [J ].Jou rnal o f M ateri als S cience ,2007,42(23):971729724.[4]KORD KH EIL I H S A ,NA GHDABADI R.Ther 2moelastic analysis of a f unctionally graded rotating disk [J ].Composite Structures ,2007,79(4):5082516.[5]G AL IC D ,HORG AN C O.The stress response of radiallypolarized rotating piezoelectric cylinders [J ].ASME Jou rnal o f Applied M ech anics ,2003,70(3):4262435.[6]HOU P F ,WAN G H M ,DIN G H J.Analytical solu 2tion for the axisymmetric plane strain electroelastic dynamics of a special non 2homogeneous piezoelectric hol 2low cylinder [J ].I nternational Journal of E ngineering Science ,2003,41(16):184921868.[7]SARMA K V.Torsional wave motion of a finite inho 2mogeneous piezoelectric cylindrical shell [J ].I nterna 2tional Journal of E ngineering Science ,1980,18(3):4492454.[8]陈江瑛,丁皓江,侯鹏飞.磁电弹性旋转圆环(圆盘)的三维分析[J ].浙江大学学报:工学版,2003,37(4):4402444.CH EN Jiang 2ying ,DIN G Hao 2jiang ,HOU Peng 2fei.Three 2dimensionalanalysisofmagnetoelectroelasticrotation annular plate[J ].Journal of Zhejiang U niversi 2ty :E ngineering Science ,2003,37(4):4402444.(上接第1082页)[4]Y AZ DANI N ,SPAIN HOUR L.Application of fiber rein 2forced concrete in the end zones of precast prestressed bridge girders [R ].T allahassee :Florida A &M University ∃Florida State University ,C ollege of Engineering ,Depart 2ment of Civil &Environmental Engineering ,2002.[5]O H B H ,L IM D H ,PAR K S S.Stress distribution andcracking behavior at anchorage zones in prestressed con 2crete members [J ].ACI Structural Journal ,1997,94(5):5492557.[6]MA Z ,SAL EH M A ,TADROS M K.Optimized post 2tensioning anchorage in prestressed concrete I 2beams [J ].PCI Journal ,1999,44(2):56269.[7]中华人民共和国交通部.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(J T G D6222004)[S].北京:人民交通出版社,2004.[8]中华人民共和国建设部.混凝土结构设计规范(G B5001022002)[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.[9]美国公路桥梁设计规范[S].辛济平,万国朝,张文,等译.北京:人民交通出版社,1998.[10]ROB ER TS 2WOLL MANN R ,BREEN C L.Designand test specification for local tendon anchorage zones [J ].ACI Structural Journal ,2000,97(6):8672875.[11]文武松,周履.单束中心直锚的后张拉锚固区域[J ].国外桥梁,1998,98(3):35244.WEN Wu 2song ,ZHOU lv.Study of the single central vertical post 2tensioning anchourage zones [J ].Foreign B ridges ,1998,98(3):35244.[12]AASH TO ,AASH TO L RFD bridge design specifica 2tions (SI Units ,Third Edition )[S ].Washington ,DC :American Association of State Highway and Transpor 2tation Officials ,2004.。

基于接触单元的球型钢支座有限元仿真分析

元，对这种接触连接结构进行了有限元仿真分析，并对计算结果进行分析后得出这种接触连接结构的应力分布规律，为球形钢支座的设计、选材、加工制造和现场应用提供参考。关键词：球形钢支座；超高分子量聚乙烯；接触单元；有限元仿真
种构件之间是接触连接的状态，由于这种接触连接的存在，一般简化计算方法已不能真实反映其受力状态。
采用有限元仿真分析软件ＭＳＣ．ＮＡＳＴＲＡＮ中ＩＭＰＩＩＣＩＴＮＯＮＩＩＮＥＡＲ隐式非线性分析模块，利用接触单
座。
面适应范围都远比盆式橡胶支座大。所以，进入２０世纪９Ｏ年代，球型钢支座在我国大跨径桥梁工程上
得到了较为广泛的使用，并在２００８年完成了国标的
修订工作。目前，国内高速铁路简支梁桥使用的支座大多为盆式橡胶支座。由于球型钢支座传力可靠、转动灵活，它不仅承载能力大，而且能更好地适应支座大转角的需要。与盆式橡胶支座相比。球型钢
收稿日期：２０１４－１２ — １１
２．１支座传力路线上支座板通过梁底预埋钢板支承箱梁，用４个
基金项目：中铁建股份公司２０１１年度科技研究开发计划（１１ —

大跨T型刚构桥墩梁固结段空间应力分析

大跨T型刚构桥墩梁固结段空间应力分析摘要：本文以某大跨T型刚构桥墩梁固结段为研究对象，借助大型有限元程序midas FEA建立墩梁固结段实体有限元计算模型，以施工过程中最大双悬臂阶段及成桥运营阶段最大弯矩工况为控制计算工况，通过提取整体杆系模型中的最不利内力，对墩梁固结段空间应力进行分析，给出墩梁固结段设计与施工过程中的一些建议，为类似工程提供参考。

关键词：T型刚构；墩梁固结；空间应力大跨度刚构桥设计中，墩梁固结段是设计中的关键部位。

墩梁固结段通常梁高较大，空间构造较为复杂[1]，主梁0号块顶底板、腹板及横隔板之间倒角较多，且纵向、横向、竖向预应力管道布置集中，钢筋密集，其受力呈复杂的三维应力状态[2]，杆系模型中，通常无法真实地考虑主墩实际支撑宽度及0号块横隔板横向及竖向预应力的影响，属于杆系计算中典型的应力失真区[3]，若基于平面杆系模型进行受力分析将导致计算结果与实际情况存在较大差异；大跨度刚构桥通常采用悬臂浇筑施工，墩梁固结段作为悬臂施工的起点和基础段[4]，也是全桥最大悬臂阶段及成桥运营阶段的核心受力构件。

为防止墩梁固结段在施工阶段及成桥运营阶段出现压溃、开裂过多等影响结构安全的现象[5], 对其进行空间受力分析具有非常重要的意义。

本文以某大跨T型刚构桥的墩梁固结段为研究对象，在详细阐述模型建立过程的基础上，对墩梁固结段的空间应力状态进行分析，为类似结构的分析和设计提供参考。

1 工程概况某大跨径预应力T型刚构桥，跨越山区V字型峡谷，地势陡峭。

主桥跨径布置为115+115m；主墩墩高120m，引桥布置采用2×25m装配式简支预应力T梁，0号桥台及4号桥台均与隧道口相接，图1为桥型布置图。

单位：cm图2 墩梁固结段T型刚构主梁为变截面箱梁，梁底曲线采用二次抛物线，边跨现浇段梁高4.5m，墩顶零号块位置梁高15.5m，梁宽12.5m，悬臂长度2.75m，顶板厚度0.9m，底板厚度2.2m，腹板厚度为1.4m，设置两道厚度为1.5m的横隔板，横隔板位置设置1.5m×1.2m的内八角过人洞，零号块底板正中位置设有施工人洞一个。

北盘江大桥锚碇结构应力分析及试验研究

收稿日期:20021111第一作者简介:王　浩(1980—),男,中南大学桥梁与隧道工程专业在读研究生。

北盘江大桥锚碇结构应力分析及试验研究王　浩　乔建东　何旭辉(中南大学土木建筑学院　湖南长沙　410075)摘　要　结合大体积混凝土的特殊性,利用大型有限元计算软件ANSYS 建立北盘江特大桥锚碇结构模型并对其进行应力分析,阐述该悬索桥锚碇结构内部应力分布特点;在此基础上对该桥锚碇整体结构可靠性进行试验研究。

关键词　大体积混凝土　应力分析　试验研究　悬索桥　锚碇1　概述近年来,随着我国大跨径悬索桥数量的不断增加,使得锚碇结构混凝土浇筑量越来越大。

体积的增大,强度的提高,对施工工艺及养护维修就提出了更高的要求;而大体积混凝土由于受多种因素的影响,若措施不当,很容易出现裂缝,影响混凝土的整体性强度以及钢筋的耐久性、实用性。

国内对于大体积混凝土结构的研究已经比较成熟,但主要倾向于对大坝、大型工业设施和高层建筑的基础等的分析,而悬索桥锚碇结构在地质条件、结构形状及受力情况等方面都有其特殊性。

因此,有必要对悬索桥锚碇大体积混凝土结构作一个全面、系统的分析。

北盘江大桥是镇兴公路关岭至兴仁段的控制性工程,该桥为主跨388m 的混凝土板梁悬索桥,主缆边跨为103m ,全桥包括锚碇结构总长为663.36m 。

因大桥位于构造及岩溶发育带,节理裂缝发育,岩体破碎,故两岸均采用重力式锚碇,明挖施工。

关岭、兴仁两岸锚体混凝土浇筑量分别为10430、9440m 3。

主缆锚固系统采用预应力锚固体系,主缆索股经散索套散开后,由钢制锚杆连接到锚体内的预应力钢索上。

该桥锚座沿桥纵向长20.49m ,横向长25m ,高19.5m ,属大体积混凝土结构。

其锚座底部和锚室采用C30混凝土,其余均采用C40混凝土。

本文以ANSYS 为基本分析工具,对关岭岸锚碇整体结构进行了有限元分析,并与试验结果进行对比。

2　有限元模型的建立有限元分析的最终目的是所建立的数学模型,包括所有的节点、单元、材料属性、实常数、边界条件及受力情况等,必须能够准确表现出该结构系统的特征。

混凝土斜拉桥索塔锚固区应力分析

混凝土斜拉桥索塔锚固区应力分析摘要：混凝土斜拉桥索塔、主梁常采用预应力混凝土结构，在强大的索力和预应力共同作用下，索塔锚固区受力十分复杂。

针对索塔锚固区的受力状况进行研究，对优化锚固区细部构造及预应力钢束的布置均有重要意义。

以一座双塔混凝土斜拉桥为例，运用有限元方法对索塔锚固区进行了空间应力分析，总结了锚固区的受力特点。

Abstract: Pre-stressed concrete beams and pylons are usually adapted in concrete cable-stayed bridges. Under cable force and pre-stress, the mechanics of the anchorage is extremely complicated. Theoretical study on the mechanics of the anchorage is very important for the optimization of the structure design and arrangement of pre-stressed tendonsin the anchorage zone. The spatial stress of the anchorage is calculated by finite element method. The mechanical behaviors of the anchorage is calculated by finite element method. The mechanical behaviors of the anchorage are summarized and the research results can be a reference for similar bridge.Key words: anchorage zone; pre-stressed concrete; local stress analysis; local stress analysis; finiteelement method引言斜拉桥是由塔、梁和索3种基本构件组成的桥梁结构体系［1］。

大跨混凝土桥梁施工监控中的应力分析与测试_余钱华

由于材料的收缩、徐变属于初应变问题 ,而到目前为止还没有一种软件能将混凝土的非应力应变计算出来 ,因此 ,本文的研究旨在解决这一问题。
1 基于初应变法的空间梁单元收缩徐变分析
基于空间梁单元 ,笔者首次实现了一种截面含任意多种不同初应变特性材料时初应变问题的通用有限元算法 ,该算法有 4 个特点 : ①截面允许含有任意多种不同初应变特性材料 ; ②可以统一实现收缩、徐变、温度等所有初应变问题的计算 ; ③初应变的发展规律可以是任意的 ; ④无论截面含有多少不同特性的材料 ,都可以准确分析出由于材料相互间的内部约束产生的自应力及由于结构外部边界约束产生的应力。 1. 1 纵向纤维内部约束产生的约束自应力
(6)
将式 (3) 代入式 (4) ～ (6) ,得
m
∑∫ N =
Ei [Δεf - (ε0 +φy z - φz y ) ]d A =
i =1m ni源自m ni∑∑ ∑∑
Δε Δ E A i f ( i , k)
( i , k)
- ε0
Δ Ei A ( i , k) -
i =1 k =1
i =1 k =1
由于自应力是自平衡的 , 因此截面上的应力总和 N 及对截面形心轴的力矩 M y 、Mz 均为 0 ,即
∫ N = σ d A z( y , z) = 0 A
(4)
∫ M y = σz( y , z) ( z - z0 ) d A = 0 A
(5)
∫ M z = σz( y , z) ( y - y0 ) d A = 0 A
69
一。施工过程中准确的应力测试是判断桥梁安全与否最主要的依据。然而对于应力测试这一问题一直都没有很好地解决 ,其中最主要的问题就在于混凝土具有收缩徐变特性 ,由于应力测试是通过应变测试来实现的 ,而应变仪记录到的应变中 ,一部分会产生应力 ,另一部分不会产生应力 ,不会产生应力的应变称之为非应力应变 ,应力测试的难点就在于如何从记录到的总应变中剔除非应力应变 ,只有剔除了非应力应变才能获得真实的应力值。徐变计算的理论方法主要有 :Dishinger 法、扩展 Dishinger 法 ( ID 法) 、有效模量法 ( EM 法) 、按龄期调整有效模量法 (A EM 法) 、中值系数法及初应变法[425] 。结合工程实践 ,中国许多学者针对这些算法进行了应用研究[6215 ] ,国外学者对于混凝土收缩徐变分析也有许多研究[16221 ] 。

大跨度预应力混凝土桥梁施工应力

大跨度预应力混凝土桥梁施工应力监测中的几个问题张靖何祖发（湖北武汉大桥局桥梁研究院）【摘要】分析了大跨度预应力混凝土桥梁施工应力监测中存在的问题，介绍了改进措施及提高测试精度的具体方法。

关键词施工应力测试量测补偿无应力计工作应变计电阻差动式振弦式一、前言近几年，我院承担了十余座大跨度预应力混凝土桥梁施工应力监测任务。

有斜拉桥、连续梁及刚构等多种桥式。

在完成合同规定任务的同时，为了提高测试质量还做了不少的试验和探讨。

根据对混凝土桥梁施工应力的观测，发现目前还有些问题没有很好的解决，及时总结经验教训，不断地提高测试质量，是当前桥梁建设发展的需要。

随着桥梁事业的发展，预应力混凝土桥梁得到广泛应用，不同桥式的预应力混凝土桥梁在不断兴建，跨度逐步加大，结构也向薄壁轻型发展，悬臂施工中不安全因素随之增大。

为了避免安装应力失控，有更多的桥梁对施工进行监控，对施工应力测试也提出了更高的要求。

现在施工应力测试技术远远跟不上桥梁工程发展的需要。

本文在总结多年来大跨度预应力混凝土桥梁施工应力测试的基础上，针对当前测试存在的问题，谈谈提高测试精度、确保测试质量的具体方法。

二、提高测试质见的探讨混凝土为非匀质材料，除受力变形外还有多种因素同样引起变形。

目前对混凝土应力直接测试尚无完善的方法，仍是通过应变量测再进行换算，由于多种变形的掺入，使得测试工作变得十分复杂。

温度对桥梁结构影响很明显可分两个方面，一是结构随温度变化发生变形，即热胀冷缩；另外由日照等原因引起结构温差，温差对结构影响大，也很复杂。

湿度对混凝土结构影响也比较明显，近来采用泵送混凝土，由于水和水泥用量的增多，于缩变形也随之变大。

混凝土自身体积变化是由内部胶凝材料的水化作用引起的变形，对结构有影响，但不太明显。

徐变是混凝土特性之一，在荷载不变情况下，变形在不断增加。

它对结构受力影响明显，也很复杂。

关于混凝土变形总起来可归纳为两类：一类是混凝土受力变形，包括荷载弹性变形、徐变变形及温差引起的变形；另一类为体积变形，是指混凝土温度变形、湿度变形及自身体积变形等。

桥梁平转法施工中球铰的接触应力分析

三条路径的位置如图9所示水平方表1有限元模型的单元和材料图3下球铰及下转盘的网格划分图4上球铰及上转盘的网格划分图5整个模型网格划分图6接触单元构件部位单元类型材料弹模pa质量密度kg?m3泊松比摩擦系数桥墩solid95c40325101027010302上转盘solid95c55355101027010302下转盘solid95c55355101027010302上球铰钢板solid95q345206101178510303下球铰钢板solid95q345206101178510303水平预应力筋link8钢绞线195101178510303竖向预应力筋link8螺纹钢筋20101178510303球铰间接触面conta17401球铰间目标面targe1700123网格划分模型的计算结果的精度与单元网格划分的好坏密切相关
表 1 有限元模型的单元和材料
构件部位单元类型材料
质量密度 /
摩擦
Hale Waihona Puke 弹模 /Pa （kg•m-3）泊松比系数
桥墩
SOLID95 C40 3.25×1010 2.70×103 0.2
上转盘 SOLID95 C55 3.55×1010 2.70×103 0.2
下转盘 SOLID95 C55 3.55×1010 2.70×103 0.2
根据桥梁结构的转动方向，可将桥梁转体施工方法分为平转法、竖转法以及平转与竖转相结合的方法。其中，平转法在各类实际工程中运用最为广泛 [3]。平转法施工中的钢制球铰转动体系包括转动支撑系统、牵引系统和平衡系统 [4]，其中转动支撑系统是整个转动体系的核心部分，主要由上转盘、下转盘和钢制球铰构成。上转盘承受桥梁上部重量，并将荷载通过球铰传递给下转盘 [5]。在转体施工过程中，转动支撑系统的安全是转体施工成败的关键，故文章采用有限元软件 ANSYS 建立球铰接触模型，分析了转动支撑系统的球铰受力状态，以确保转体施工的安全性。

预应力钢筋锚固区受力详细分析(midas工程实例)_secret

线性静力–预应力钢筋锚固区详细分析midas FEA Case Study Series1. 概要预应力钢筋的锚座位置，由锚具局部压力引起的应力非常复杂，在靠近垫板处会产生横向压应力，在其它部位会产生横向拉应力。

在较大张力作用下有可能引起构件纵向开裂，较大的主拉应力也可能造成斜向裂缝。

鉴于近年预应力混凝土梁桥出现的一些纵向或斜裂缝，公路规范对锚固区要求进行局部应力分析(公路规范5.7.3条)并对端块提出了构造要求。

有些国家的规范提出了简化计算方法、拉压杆模型(Strut-and-Tie Model)以及有限元分析方法。

本例题将介绍预应力钢筋锚固区的三维有限元分析方法，确认锚固区的应力状态并进行配筋。

1.1 预应力钢筋锚固区配筋预应力钢筋锚固区的受力状况如下：①. 锚固区背面Z方向上的剥离力(Spalling Force) T1②. 锚固区背面Y方向上的破裂力(Bursting Force) T2③. 锚固区前和箱形混凝土翼缘上的张力T3④. 锚固区下部张力T4⑤. 因为预应力钢筋的偏心布置引起的弯矩张力T5⑥. 钢筋弯起位置的张力T6根据锚固区的张力分布，一般按下图方式配筋。

①. F1：针对T1的配筋②. F2：针对T2和T3的配筋③. F3：针对T4和T5的配筋④. F4：针对T6的配筋2. 结构信息2.1 几何信息分析对象是矮塔斜拉桥预应力箱梁的预应力钢筋锚固区，锚固区的顶板有斜拉索的锚固区，底板有内部和外部钢束的锚固区。

本模型对底板的外部锚固块进行了三维仿真有限元分析。

底板外部锚固块的正面和侧面图如下：2.2 使用材料混凝土材料强度为40Mpa，普通钢筋采用了HRB335，预应力钢筋采用了1* 7Φ15.2mm钢铰线。

3. 模型3.1 模型形状三维实体单元模型包含了锚固块、一部分腹板和底板并考虑了对称效果。

底板厚度为0.6m，腹板厚度为0.4m，锚固块尺寸为1,000 X 750 X 2,600。

ls-dynq钢筋混凝土接触问题

ls-dynq钢筋混凝土接触问题摘要：1.钢筋混凝土接触问题的背景和意义2.钢筋混凝土接触问题的研究方法3.钢筋混凝土接触问题的应用领域4.我国在钢筋混凝土接触问题研究方面的进展5.未来发展趋势和挑战正文：一、钢筋混凝土接触问题的背景和意义钢筋混凝土作为现代建筑工程中不可或缺的建筑材料，其接触问题引起了广泛关注。

钢筋混凝土接触问题涉及到结构稳定性、耐久性及抗震性能等方面，对于确保工程安全与可持续发展具有重要意义。

二、钢筋混凝土接触问题的研究方法钢筋混凝土接触问题的研究方法主要包括理论分析、实验研究和数值模拟。

理论分析基于连续介质力学和断裂力学原理，对接触问题进行解析；实验研究通过模型试验和现场检测，获取接触问题相关的数据；数值模拟则采用有限元、边界元等方法，对接触问题进行计算机仿真。

三、钢筋混凝土接触问题的应用领域钢筋混凝土接触问题在多个工程领域具有广泛应用，如桥梁工程、隧道工程、岩土工程等。

通过对钢筋混凝土接触问题的研究，可以有效解决实际工程中的安全隐患，提高工程质量和使用寿命。

四、我国在钢筋混凝土接触问题研究方面的进展近年来，我国在钢筋混凝土接触问题研究方面取得了显著成果。

科研人员已成功开发了一系列具有自主知识产权的理论和方法，如非线性有限元分析、断裂力学解析等。

此外，我国还在实验设备和试验技术方面取得了重要突破，为钢筋混凝土接触问题研究提供了有力支持。

五、未来发展趋势和挑战随着科技的不断发展，钢筋混凝土接触问题研究也将面临新的挑战和机遇。

未来发展趋势包括：深入探究钢筋混凝土接触问题的本质规律，发展更符合实际工程需求的理论和方法；提高数值模拟的精度和可靠性，为工程设计提供更为准确的依据；加强跨学科研究，如纳米技术、智能材料等在钢筋混凝土接触问题研究中的应用。

总之，钢筋混凝土接触问题研究在我国取得了丰硕的成果，但仍需不断探索和发展。

大跨度连续梁转体施工球铰局部应力分析

大跨度连续梁转体施工球铰局部应力分析发表时间：2015-09-02T13:26:59.387Z 来源：《基层建设》2015年2期供稿作者：王磊[导读] 中铁九局集团有限公司应加大下转盘的刚度，使桩基受力趋向均匀，并且在桩基检算时应考虑转体施工阶段中荷载在桩基中的分布。

王磊中铁九局集团有限公司沈阳 110013摘要：转体施工是一种先进的桥梁施工方法，转体施工的关键构件就是承载整个转动重量的转动球铰，其设计的合理性将直接影响到施工质量及安全性。

本文以现有有限元计算理论为指导，结合工程实例，利用有限元分析程序MIDAS建立了该桥转台的空间有限元模型，给出了球铰在特定荷载工况下的计算结果，并对计算结果进行了对比分析，为以后同类结构球铰的设计提供参考。

关键词：转体施工；关键构件；球铰；有限元模型；参考随着新技术、新工艺的不断出现以及在工程中的应用，转体施工已经发展一种成为比较成熟的桥梁施工方法，该方法施工工艺科学、造价经济、加快了施工进度，随着该方法的进一步探索和推广，在桥梁建设中将发挥越来越大的作用，产生越来越好的社会和经济效益。

选择平面转体法施工“T”形连续梁横跨既有构筑物，其主桥下部结构、箱梁现浇以及转体施工等过程，对既有构筑物的正常使用影响较小，从而减小了因本桥的修建引起的既有构筑物的中断使用带来的经济损失。

这种施工方法的转盘部分是施工的关键部位，转轴的定位精度直接影响上部结构位置的准确性，下转盘表面的平整度是影响转动过程中摩擦力大小的关键因素，转盘混凝土的密实与否，决定着转动系统能否正常转动。

因此在转体施工中必须抓好这三方面的质量要求，进而保证转体的成功。

通过对下转盘施工、球铰加工、运输及安装、滑道安装和上转盘施工等施工精度的有效控制，确保转体桥梁按照设计要求及施工规范顺利转体；通过施工过程中的高程、应力等的控制，保证施工质量并使合龙后的桥梁偏差控制在规范和设计要求之内，确保了整个桥梁线形的美观。

大跨混凝土桥梁施工监控中的应力分析与测试

大跨混凝土桥梁施工监控中的应力分析与测试发表时间：2018-04-16T11:24:01.327Z 来源：《防护工程》2017年第35期作者：许旭卯[导读] 却有应力应变与非应力应变两部分，其难点就在于将总应变中的非应力应变剔除出去，这样才能得到真实应力值。

浙江省建设工程质量检验站有限公司浙江杭州 310012 摘要：近年来，大跨混凝土桥梁施工监控中的应力问题得到了业内的广泛关注，研究其相关课题有着重要意义。

本文首先对相关内容做了概述，分析了应力误差产生的原因，并结合相关实践实际案例，分别从多个角度与方面就大跨混凝土桥梁施工监控中的应力分析展开了研究，阐述了个人对此的几点看法与认识，望有助于相关工作的实践。

关键词：大跨混凝土桥梁；施工监控；应力分析；测试1 概述在大跨桥梁施工中，由于其复杂性以及工程质量的重要性，决定了施工监控工作在其中的关键作用。

在施工监控时，其核心工作之一就是应力测试。

精确的应力测试是施工过程中判断桥梁安全与否的最关键依据。

但是在应力测试上却仍然存在一定的问题，主要就是混凝土的收缩徐变特性造成的，因应力测试是经应变测试而来的，而在应变仪的记录中，却有应力应变与非应力应变两部分，其难点就在于将总应变中的非应力应变剔除出去，这样才能得到真实应力值。

以空间梁单元为基础，实现了截面包括多种任意不同初应变材料的初应变通用算法，使非应力应变得以从实测应变中剔除，并以此为依据得到其真实应力水平，从而为大跨混凝土桥梁的施工监控提供了科学依据。

在施工监控时，混凝土实测应变包括了徐变、收缩而产生的应力应变与非应力应变，只有剔除非应力应变后，再以弹性关系得到的应力值才较为真实、准确。

虽然本例算法从理论上来看是精确的，然而因桥梁规范里的混凝土徐变收缩参数与模型和实际存在一定差异，所以在计算过程中难以确保应变值相当精确，但计算值的精确度已能够使工程需要得到满足。

2 应力误差产生的原因2.1砼收缩徐变引起的误差在桥梁悬臂施工监测中，随着施工的进展，不断地在相应的预定位置埋置传感器，随着桥梁的继续施工，通过这些传感器，将测读到传感器所在点的变形变化量的总和。

大跨度pc刚构-连续组合梁桥施工阶段应力监控分析

2．工程项目概况
新疆维吾尔自治区省道 313 线伊犁河大桥工程位于新疆西部重镇伊宁市西南、伊犁河谷
-1-

腹地，起点与国道 218 线伊宁市过境段及相关公路改建工程中省道 313 线伊宁市过境线终点（K4+860）相接，横跨伊犁河，终点与原省道 313 线（K5+838）相连，全长 5.5km。其中伊犁河大桥为一座长 1580.52m 的特大桥，主桥为 66+5 120+66m 刚构—连续组合梁桥；引桥分别为 7 40、14 40m 预应力混凝土连续 T 梁；主桥主梁采用预应力混凝土箱梁，为双箱单室截面；桥面宽度 25.5m，最大纵坡：≤2.0% ，桥面横坡：1.5%，设计荷载：汽车— —超 20 级，挂车——120，设计时速 100km/h，双向四车道。主桥结构总体布置示意图见图 2-1
拟建设中的伊犁河大桥无论在投资规模、桥梁结构的形式、施工难度以及建成后的使用功能、社会影响等均堪称“新疆第一桥”。伊犁河大桥主桥为七跨一联的刚构—连续组合梁桥，其结构复杂，技术含量高，在施工过程中应对其进行施工监控，以确保大桥的施工质量和结构安全以及成桥后的最终状态满足设计要求。此外，桥梁设计是在对结构初始状态等其它参数作出假定的情况下进行的，实际施工时，结构初始状态的失真﹑有限元法[2]计算中边界条件的模拟﹑施工步骤的改变以及偶然施工荷载的作用，都会影响结构在施工和成桥时的状态和结构安全。而这些因素通过施工监控均能得到较有效的控制和解决。
σ =0.5R
ha
b a
=0.5 35=17.5MPa =0.6 35=21MPa
（5-4）（5-5）
σ =0.6R
ha
b a

弹性球型钢支座力学性能有限元分析方法

弹性球型钢支座力学性能有限元分析方法于敬海;张中宇;赵腾【摘要】In long-span spatial structures,bearings playan important role as a connection between the upper and lower parts of the main structure.It is of great importance to studymechanical performance of bearingsunder actual external loads.Based on ABAQUS,finite element analysis ofelastic steel ball bearings in a typical largespan spatial structure was paring bearing stiffness obtained from the finite element analysis withthe norminal value,rationality of thefinite element model was verified.The in-depth finite element analysis results show the stress state of elastic steel ballbearing,whichprovides a reference of simplified analysis of such bearings in large-span roof structures.%大跨空间结构中,支座起着连接上部屋盖结构与下部主体结构的重要作用,研究支座在外部荷载下的实际受力性能对空间结构的设计有重要意义.利用ABAQUS软件,对大跨度空间结构中的典型支座——弹性球型钢支座做有限元分析.将有限元分析计算的支座刚度值与定型产品支座设计刚度值做比较,验证有限元模型合理可靠.深入分析弹性球型钢支座在外部荷载下的应力分布状态,探讨了支座的受力性能,为空间大跨度屋顶结构整体计算分析的支座简化提供参考.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2017(033)005【总页数】7页(P36-42)【关键词】大跨空间结构;弹性球型钢支座;支座刚度;有限元分析【作者】于敬海;张中宇;赵腾【作者单位】天津大学建筑设计研究院,天津300073;天津房屋建筑钢结构技术工程中心,天津300072;天津大学建筑工程学院,天津300072;华夏幸福基业股份有限公司,北京100027【正文语种】中文大跨度空间屋面结构通过支座节点支承于下部主体结构,设计中常采用理想刚接、铰接或弹性连接模拟支座,对上部结构进行分析,而较少分析支座的实际受力性能。