节段预制箱梁体外预应力转向块受力性能分析

胡邦瑜，孙林，吴文杰

（重庆市市政设计研究院，重庆 400020）

0 引言

转向块是体外预应力桥梁中的一种特殊构造，承担着预应力索转向的重要任务，能够传递体外束的水平荷载和竖向荷载。随着节段预制拼装桥梁的应用愈来愈普遍，全体外预应力发展逐渐完善，结构体系愈加多样与复杂，现有相关设计规范有一定限制[1]。因此，全体外束节段预制结构的受力性能以及转向块的局部受力特点值得继续研究。王廷臣、闫新勇等[2]进行了体外预应力桥梁转向块力学性能试验，得出适量配筋的转向块在使用时能够充分发挥机能、在极限状态下也有足够的安全度等结论。殷新锋、王成煜等[3]对一横隔板式转向块进行仿真分析，揭示了转向块的应力传递路线和受力特性。黄民元等[4]研究了转向块对体外预应力筋偏心距二次效应的作用及转向块对体外预应力结构承载能力的影响。林峰、吴文清[5]等通过空间有限元仿真模拟，得到了箱梁底板厚度与转向肋的厚度是影响其应力状态的主要因素的结论。卢春玲、李传习等[6]对重庆某体外预应力箱梁桥转向块利用拉压杆模型法进行配筋设计，给出了体外预应力箱梁桥转向块相应的配筋设计建议。闫云友，李华萍等[7]以巴拿马大西洋桥西侧箱梁内转向块底部位置的混凝土出现严重开裂为案例，分析了转向块结构开裂所产生的原因并介绍施工现场采取的解决措施。而对于组合式的转向块，几何不规则，底块和肋板尺寸、孔道转角和半径等因素都会对转向块的性能有所影响，为探究复杂异形结构的受力情况和局部尺寸的影响，本文进行有限元模拟分析，揭示该类型转向块在节段预制结构中的受力特性。

1 模型简介

重庆华岩隧道西延伸段项目桥梁节段预制箱梁典型跨径为30m，体外预应力体系中采用底部加强的肋式转向块，该型转向块能够承受较大的预应力索分力，具有较好的受力保障，不足之处是增加了恒载重量。本文使用通用有限元软件ANSYS对包含转向块及肋板的箱梁段结构进行实体建模，结构尺寸规格如图1所示。

图1 转向块处梁段基本尺寸

箱梁转向块节段长为2.5m，其中对转向块底块和预应力钢套筒进行精细建模。肋板厚0.35m，下部底块高0.4m，纵向长1m，孔道半径101.5mm，钢套筒孔道壁厚5mm，取箱梁的一半为建模对象。为贴近真实受力情况，在箱梁两端施加固定约束，截面中轴边界条件采用对称约束。在ANSYS建模过程中采用solid45单元模拟梁段混凝土，弹性模量E=36GPa，泊松比u=0.2，钢套筒弹性模量E=210GPa，泊松比取为u=0.28，不考虑结构的重力，有限元模型如图2所示。

图2 梁段有限元模型

采用等效荷载的方法模拟体外预应力筋对转向块的受力作用，将此竖向力用均布面荷载等效替代，作用在体外预应力管道的上管道壁。由于预应力筋与管道的摩擦会造成一定程度的预应力损失，计算时考虑有效预应力折减系数取0.6，计算简化为转向块两侧预应力和张拉力相同，由于 ANSYS面荷载功能只能施加垂直于孔道表面的压力荷载，若加载面取孔道上半圆，简单计算可得所需施加的竖向荷载为

式中：σp为钢束张拉荷载1302MPa；θ为孔道转角度数；u为有效预应力折减系数；n为钢束根数，A为单筋面积140mm2，根据公式1计算出N1—N4孔道面上的竖向荷载如表1所示。

表1 孔道竖向荷载表

2 有限元计算分析

体外预应力钢束穿过转向块孔道，使得上部肋板结构形成一个竖向受压结构，而孔道下部则是受拉的，导致底块区域内受力集中，应力分布情况复杂[8]。根据计算结果，也可得出转向块的受力特点。本文提取两横向截面做分析与对比，距转向块中心0.46m处横向截面和0.135m处横向截面应力如图3和图4所示，从图3中可以看出孔道口处拉应力最大为4.82MPa，该截面内没有肋板承担竖向荷载，孔道口处出现明显的应力集中；而在0.135m处截面内，肋板的存在可以提高整体刚度，降低孔道周围的应力峰值，使该截面的最大拉应力降至1.47MPa，同时在该截面右侧两拐角处出现应力较大情况，可设置倒角减少应力集中，在设计施工过程中需要注意。

图3 距中心0.46m截面应力分布图

图4 距中心0.135m截面应力分布图

为了能清楚地分析和观察转向块细部情况，将钢套筒和转向块两者分离出来观察，钢筒应力云图如图5所示，在钢筒最上方位置出现最大压应力，钢管套筒端部下方两侧出现最大拉应力6.708MPa，数值远小于钢材的屈服强度，表明结构具有足够的安全性。

图5 钢套筒第一主应力图

转向块孔道周围的主应力图如图6所示。转向块预留孔道上部混凝土以受压为主，最大拉应力则出现在转向块外侧预应力孔道壁侧下方，孔道口局部出现应力集中，孔道中部的拉应力为0.925MPa，孔道口附近的拉应力为4.79MPa，因此孔道口是防止混凝土开裂的重要部位。由于竖向分力的作用，结构产生了向上的弯曲变形，转向块有从被梁体底板拉脱的趋势，在转向块底部也存在3.25MPa的拉应力。在转向孔道周围设置环向钢筋，能够控制混凝土裂缝宽度。

图6 转向块第一主应力图

3 下部转向块尺寸影响

本文通过改变转向块高度和纵向长度、肋板厚度和横向尺寸、孔道半径和转角度数，建立不同的有限元模型，研究结构尺寸对局部受力情况的影响，提取孔道口周围纵向各位置点截面上的最大主应力值，为该截面的最不利分析情况，得到了各对比情况下的通道孔区域竖向正应力的变化趋势。

图7 底块厚度变化下应力趋势图

研究转向块高度和纵向长度的影响，将转向块的高度分别增加10cm、20cm，得到主拉应力在转向块的高度变化情况下的变化趋势，如图7；同时，将转向块的纵向长度分别增加20cm、40cm，进行应力分析，得到主拉应力在转向块的纵向长度变化情况下的变化趋势，如图8。从图7可以看出：随着转向块的高度增加，孔道口的应力集中情况有下降趋势，但对于孔道中部的受力情况影响不大；从图8可以看出：随着转向块的纵向长度增加，孔道下侧的拉应力呈现逐渐减小的趋势，这也与孔道受力面积增大而孔道壁应力减小有一定联系。

图8 底块长度变化下应力趋势图

研究肋板的尺寸对转向块受力的影响，本文将肋板的厚度分别增加10cm、20cm，通过应力分析，得到主拉应力在肋板厚度变化情况下的变化趋势，如图9；同时，将肋板的横向宽度分别减少20cm、40cm，得到主拉应力在肋板横向宽度变化情况下的变化趋势，如图10。从图9可以看出：随着肋板厚度的增加，预应力孔道下侧的拉应力呈现逐渐减小的趋势，但趋势较不明显。从图10可以看出：肋板宽度的变化，对转向块的受力情况无明显影响。

图9 肋板厚度变化下应力趋势图

图10 肋板横向宽度变化下应力趋势图

研究转向孔道对转向块受力的影响，由于N4对转向块的作用应力影响相对较小，本文修改N1—N3孔道半径和孔道转角度数建立对比模型，孔道半径分别增加10mm、减少10mm，得到主拉应力在孔道半径变化情况下的变化趋势，如图11；同时，钢束孔道转角分别增加1°、减少1°，得到主拉应力在孔道转角变化情况下的变化趋势，如图12。从图11可以看出：孔道半径值的增加，可以明显减少孔道口的应力峰值，但对孔道中部位置的应力未出现减小效果，而半径的减小却增大了应力集中情况，因此根据体系所需的钢束数量，选用合适的孔道半径对控制孔道周围拉应力有积极影响。从图12可以看出：孔道口应力受孔道转角的影响较为敏感，孔道转角增大1°，孔道口拉应力增大0.8MPa，这是由于转角增大使得预应力束的竖向分力增大，且应力变化明显，因此在满足体外预应转向功能的同时，设置合理的孔道转角度数，可以减小孔道口的应力峰值。

图11 孔道半径变化下应力趋势图

图12 孔道转角变化下应力趋势图

4 结语

本文通过对预制箱梁节段转向块的多参数应力分析和对比，得出如下结论：

1）肋式转向块增大底块截面，可以有效地减少底部拉应力集中，增大结构的承载能力，该型转向块纵向上中间应力较两侧小，受力危险区域在孔道口两侧下方位置，局部容易出现应力集中；

2）钢套筒的最大拉应力为6.708MPa，远未达到钢材屈服强度，具有足够的安全储备；

3）文章研究转向块底块和肋板尺寸、预应力孔道情况对局部的受力影响，得出肋板厚度和底块纵向长度对孔道周围受力影响较大，肋板宽度和转向块高度对提高转向块受力性能无明显影响，选用合适的孔道半径对控制孔道周围应力有积极作用，同时在满足转向性能的要求下，设置合理的孔道转角度数，可以减小孔道口的应力峰值。

责任编辑：刘艳萍

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