預應力鋼筋混凝土儲煤筒倉有限元分析

汪 紅,李曉文,康靈果,汪 榮

(1.西安建筑科技大學土木工程學院,陜西西安 710055;2.陜西省第六建筑工程公司,陜西 咸陽 712000)

預應力鋼筋混凝土儲煤筒倉有限元分析

汪 紅1,李曉文1,康靈果1,汪 榮2

(1.西安建筑科技大學土木工程學院,陜西西安 710055;2.陜西省第六建筑工程公司,陜西 咸陽 712000)

為研究鋼筋混凝土儲煤筒倉預應力部分受力性能和整體結構抗震性能,分析預應力有限元模擬方法的可行性,采用ANSYS軟件對電廠新建的儲煤圓形筒倉結構建立有限元模型;采用對倉壁和漏斗壁施加平均應力的方法,對預應力筒倉進行非震和地震作用下整體受力分析。結果表明,筒倉采用預應力結構可以有效控制裂縫,預應力筒倉具有良好的抗側性能;在水平地震作用下,位于洞口邊緣附近的筒壁部分和壁柱部分豎向力增加較大,設計中應予以考慮。使用平均應力法模擬預應力對筒倉的作用是可行的。

儲煤筒倉結構;預應力;有限元分析;地震作用

0 前 言

隨著生產需求的不斷提高,儲煤筒倉朝著大型化的趨勢發展[1,2]。設計人員習慣上把萬噸級容量的筒倉稱為大型筒倉。我國的大型儲煤筒倉大部分采用鋼筋混凝土結構,在貯料荷載的作用下,倉壁和漏斗壁的環向拉力較大,為滿足正常使用階段抗裂驗算的要求,往往需要增加倉壁和漏斗壁的截面積,盡管如此,倉壁的裂縫開展仍難以控制在合理的范圍內[3]。因此,設計人員提出采用預應力倉壁和漏斗壁,充分利用混凝土的抗壓強度和高強鋼絲、鋼鉸線抗拉強度高的特點,對倉壁和漏斗壁施加預應力,用高強度鋼材來承擔倉壁和漏斗壁的環拉力,防止開裂,達到減小壁厚,節省大量混凝土和鋼材的目的[4]。

然而預應力鋼筋混凝土儲煤筒倉受力復雜,如何在有限元模型中施加預應力,使之能方便、有效的模擬預應力對筒倉的作用,從而準確研究預應力筒倉結構的整體受力性能和抗震性能,保證計算結果真實可靠,成為設計人員關注的一個問題。

通過對一直徑為22 m的大型預應力鋼筋混凝土儲煤筒倉結構進行有限元分析。采用對倉壁和漏斗壁施加平均應力的方法模擬預應力對筒倉結構的作用,研究該模擬方法的可行性,以及預應力對結構的作用。通過地震反應分析研究了預應力筒倉的抗震性能[5]。

1 工程背景

以某電廠新建的儲煤圓形筒倉為原型,該筒倉內徑22 m,高度44.5 m,倉壁、漏斗壁和筒壁厚 0.4 m,壁柱0.8 m×0.8m;倉下支承結構形式為筒壁與內柱共同支撐。抗震設防烈度7°,場地類別Ⅱ類,地表動峰值加速度0.10 g,設計地震分組為第三組;基本風壓w50=0.50 kN/m2,場地粗糙度B類。

2 預應力筒倉模型建立

該預應力儲煤筒倉結構模型采用自下而上的方法建立。倉壁、漏斗壁、筒壁及平臺板采用殼單元模擬;平臺梁、懸臂梁及倉頂縱橫梁等采用梁單元模擬。筒壁和壁柱底部采用固結。有限元模型見圖1。

2.1 模型參數

儲煤密度 1 000 kg/m3,堆積角40°,筒倉堆煤充滿系數0.9;煤對混凝土的摩擦系數靜態為0.90,動態為0.50,彈性模量為0.207×104MPa,泊松比取 0.29。此外筒倉倉壁考慮200 kg/m2的原煤氧化引起的爆炸壓力。

圖1 有限元模型

混凝土強度等級采用C40,普通鋼筋采用HRB335,預應力筋采用 φs15.2鋼絞線,fptk=1 860 MPa,摩擦系數為 μ=0.12,k=0.004。根據《鋼筋混凝土筒倉設計規范》(GB 50077-2003)[6],該儲煤筒倉分別按淺倉和深倉進行計算。

2.2 荷載取值

根據《鋼筋混凝土筒倉設計規范》[6],本次分析所考慮的荷載如表1所示。

表1 模型荷載

2.3 預應力模擬

該圓形儲煤筒倉在倉壁及漏斗壁上布置預應力鋼筋,設計采用單根無粘結預應力筋排列的配筋方案,張拉方式為兩端張拉,在筒倉倉壁的四周均勻對稱設置四個扶壁(錨固肋),預應力筋兩個半圓組成一環,錨于沿筒壁等距離分布的四根扶壁中相對的兩根扶壁上。預應力鋼筋束的包角為180°,沿豎向相鄰的一環預應力筋錨固于另外兩根扶壁上,使環向預應力更為均勻。

無粘結環向預應力筋對混凝土的作用為一定分布范圍的徑向壓力,從而使混凝土產生環向壓力,因此預應力筋沿環向變化的預應力對混凝土施加的環向預壓作用變化影響較小。雖然每環預應力在張拉端和預應力筋中段損失值不同,但在預應力施工過程中,相鄰環張拉位置交錯,這就使得預應力在一定高度范圍內可以按平均取值。因此本文考慮在相同的配筋范圍內預應力作用值采用相鄰環平均值作為相應部位的面壓力施加。

利用材料力學薄壁圓筒的計算方法,取單位高度(1 m)的倉壁或漏斗壁進行計算,把倉壁或漏斗壁從中間剖分為兩個半圓,剖面上的平均面壓力可以表示為:

式中:F為單位高度(1 m)內由預應力筋產生的總的有效預應力F=σpcAp;A為單位高度(1m)剖面面積,A=1000×d,d為倉壁或漏斗壁的直徑,按實際情況取值。

文獻[3]建立預應力筒倉模型時,使用桿單元Link8來模擬預應力筋,然后通過對預應力筋施加初始應變來模擬預應力筋對筒倉的作用,初始應變計算如下:

式中:σcon為張拉控制應力。σcon=0.75fptk=1 395 N/mm2;Es為預應力鋼筋彈性模量,取1.95×105N/mm2。

作者認為該方法建模復雜,需要對預應力鋼筋準確定位,而且初始應變的計算沒有考慮預應力損失,因此不適合廣泛推廣應用于設計實踐。

3 預應力筒倉整體受力分析

筒倉有限元模型建立好之后,先不對倉壁和漏斗壁施加預應力,進行荷載標準組合下的整體結構受力分析,研究普通混凝土筒倉結構倉壁和漏斗壁的應力分布情況。計算結果見圖2。

圖2 倉壁和漏斗壁有限元分析結果

采用平均應力模擬預應力對筒倉結構的作用,進行荷載標準組合下整體結構受力分析,研究預應力模擬方法的可行性和預應力對筒倉倉壁和漏斗壁的作用。計算結果見圖3。

通過圖2和圖3倉壁和漏斗壁環向拉力對比可以看出,未施加預應力和施加預應力之后,筒倉相應截面的環向拉力大小變化趨勢是相同的,符合實際情況,說明采用平均應力模擬預應力對筒倉的作用是可行的。

筒倉結構在施加預應力作用后,倉壁和漏斗壁大部分處于受壓狀態,只有局部出現拉應力,預應力對減小倉壁和漏斗壁環向拉力有顯著的作用,從而可以有效控制筒倉裂縫,滿足了筒倉結構的設計要求。

圖3 預應力倉壁和漏斗壁有限元分析結果

4 預應力筒倉結構地震反應分析

4.1 模態分析

對預應力儲煤筒倉分為空倉和滿倉兩種工況進行模態分析,得出其自振頻率(見表2)和振型(見圖4和圖5)。

表2 筒倉結構的自振頻率(Hz)

從表2中可以看出,該預應力儲煤筒倉空倉時第一頻率為4.67Hz,滿倉時第一頻率為2.73Hz,說明貯料對筒倉結構振動特性有很大的影響。在正常生產中,儲煤筒倉不會經常處于滿載狀態,所以,筒倉的自振頻率在2.73～4.67 Hz范圍內變化。

圖4 空倉時筒倉結構部分振型

圖5 滿倉時筒倉結構部分振型

從圖4和圖5中可以看出,筒倉結構在空倉和滿倉時前兩階振型均為水平平動,結構底部的洞口使結構在X方向的整體剛度減小,因而結構的第1振型表現為X向的平動。空倉結構第3振型表現為平臺板的豎向振動,滿倉結構第3振型則表現為倉壁的扭曲振動,直到第12階振型才表現為平臺板的豎向振動,說明筒倉的貯料對結構影響顯著。在地震反應分析中,考慮最不利工況,對滿倉時的筒倉結構進行地震反應分析。

4.2 地震反應分析

根據《鋼筋混凝土筒倉設計規范》[6]和《構筑物抗震設計規范》(GB50191—93)[7],筒倉結構計算地震作用時僅需考慮水平地震作用的效應,其計算宜采用振型分解反應譜法。根據《建筑抗震設計規范》(GB50011-2001)[8],對于振型分解反應譜法,振型個數一般可以取振型參與質量達到總質量的90%所需的振型數。根據《構筑物抗震設計規范》,構筑物的重力荷載代表值應取結構構件、內襯和固定設備自重標準值和可變荷載組合值之和。本次分析分為兩個主軸方向即X和Z向的水平地震作用分析。

本次反應譜分析選擇的振型組合方法為CQC法。根據模態分析結果,考慮15階振型進行振型反應譜法計算。結構的前15階振型頻率值大約為2.5～10.0 Hz之間,即周期為0.1～0.4 s之間。結合規范規定,得出地震影響系數方程為:

倉壁和漏斗壁在地震作用下的環向力如表3所示。

表3 地震作用下倉壁和漏斗壁環向力

根據計算結果,水平地震作用對筒倉平臺梁的彎矩值影響不大;在水平地震作用下,筒壁部分和壁柱部分的豎向力有較大的增加,筒壁和壁柱的最大豎向壓力出現在洞口邊緣附近,因此,筒倉結構的底部洞口邊緣構件在設計過程中應給予重視。

另外,本文還對結構在地震作用下的變形進行了計算分析研究,得到其整體變形特征:結構的水平變形主要由地震作用產生,而對結構的豎向變形和平臺梁、板的撓度均無很大的影響,影響也不大;該筒倉結構具有良好的抗側變形性能,雖然底部洞口影響了結構的空間整體性能,但是只要對洞口加強約束,依然可以保證結構的整體性。

5 結 論

(1)通過筒倉結構倉壁和漏斗壁施加平均預應力來有效模擬預應力對筒倉結構的作用,對某大直徑預應力儲煤筒倉結構進行有限元分析,結果表明倉壁和漏斗壁大部分處于受壓狀態,只有局部出現拉應力,預應力可以有效控制筒倉裂縫,滿足筒倉結構的設計要求。

(2)通過未施加預應力和施加預應力之后的筒倉倉壁和漏斗壁環向拉力對比分析,表明采用平均應力模擬預應力對筒倉的作用是可行的,比對預應力筋施加初始應變模擬預應力對筒倉作用更適合推廣應用,可為以后類似工程結構的預應力設計和分析提供依據。

(3)通過對預應力筒倉結構的模態分析,可知貯料對筒倉結構振動特性有很大的影響。在正常生產中,筒倉的自振頻率在2.73～4.67 Hz范圍內變化。由于筒倉結構底部的洞口使結構在X方向的整體剛度較弱,因而結構的第1振型表現為X向的平動。

(4)該預應力筒倉結構具有良好的抗側變形性能,筒倉地震反應分析表明水平地震作用對筒倉預應力結構部分的環向拉力沒有顯著影響,而筒壁部分和壁柱部分的豎向力有較大的增加,出現在洞口邊緣附近,因此,筒倉結構的底部洞口邊緣構件在設計過程中應予以重視。

[1]周永強,高政國.巨型貯煤筒倉有限元分析[J].工業建筑,2007,37(增刊):351-355.

[2]周家駿,等譯.國際筒倉設計研究論文集[C]//北京:煤炭工業出版社,1987:12-13.

[3]陳亻芻豪.大直徑預應力混凝土筒倉倉壁的受力有限元分析[D].武漢:武漢理工大學,2007.

[4]王 晶.無粘結預應力技術在圓形混凝土筒倉中的應用[J].貴州工業大學學報(自然科學版),2001,30(3):91-94.

[5]段紅杰,周文玉,蔣瑋.大直徑筒倉結構的有限元分析[J].工業建筑,2000,30(9):30-32.

[6]GB 50077-2003.鋼筋混凝土筒倉設計規范[S].北京:中國計劃出版社,2004.

[7]GB 50191-93.構筑物抗震設計規范[S].北京:中國計劃出版社,1994.

[8]GB 50011-2001.建筑抗震設計規范[S].北京:中國建筑工業出版社,2001.

Finite Element Analysis of Prestressing Reinforced Concrete Coal Silo

WANG Hong1,LI Xiao-wen1,KANG Ling-guo1,WANG Rong2
(1.College of Civil Engineering,Xi'an University of Architecture and Technology,Xi'an,Shaanxi710055,China;2.No.6Construction Engineering Company of Shaanxi Province,Xianyang,Shaanxi712000,China)

The finite element model for prestressing reinforced concrete circular coal silo with large diameter is built by ANSYS software,in which the average stress method is used to simulate the prestressed load on silo wall and inclined wall effectively.The mechanical analysis for the prestressing silo is carried out under normal load and earthquake action to study the mechanical performance of prestressing components,the seismic performance of structures and the feasibility of simulating the prestressing load.The results show that the prestressing can make the crack of the silo be controllable in a reasonable range,and the prestressing silo has a good anti-lateral performance.The average stress method is feasible for simulating the prestressed load and in the prestressed design and analysis of the silo structure.

coal silo structure;prestressing;finite element analysis;earthquake action

TU375

A

1672—1144(2010)02—0117—04

2009-12-26

2010-03-04

汪 紅(1977—),女(漢族),陜西西安人,碩士研究生,研究方向為混凝土結構抗震理論與設計方法。