预应力钢筋混凝土储煤筒仓有限元分析

汪 红,李晓文,康灵果,汪 荣

(1.西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安 710055;2.陕西省第六建筑工程公司,陕西 咸阳 712000)

预应力钢筋混凝土储煤筒仓有限元分析

汪 红1,李晓文1,康灵果1,汪 荣2

(1.西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安 710055;2.陕西省第六建筑工程公司,陕西 咸阳 712000)

为研究钢筋混凝土储煤筒仓预应力部分受力性能和整体结构抗震性能,分析预应力有限元模拟方法的可行性,采用ANSYS软件对电厂新建的储煤圆形筒仓结构建立有限元模型;采用对仓壁和漏斗壁施加平均应力的方法,对预应力筒仓进行非震和地震作用下整体受力分析。结果表明,筒仓采用预应力结构可以有效控制裂缝,预应力筒仓具有良好的抗侧性能;在水平地震作用下,位于洞口边缘附近的筒壁部分和壁柱部分竖向力增加较大,设计中应予以考虑。使用平均应力法模拟预应力对筒仓的作用是可行的。

储煤筒仓结构;预应力;有限元分析;地震作用

0 前 言

随着生产需求的不断提高,储煤筒仓朝着大型化的趋势发展[1,2]。设计人员习惯上把万吨级容量的筒仓称为大型筒仓。我国的大型储煤筒仓大部分采用钢筋混凝土结构,在贮料荷载的作用下,仓壁和漏斗壁的环向拉力较大,为满足正常使用阶段抗裂验算的要求,往往需要增加仓壁和漏斗壁的截面积,尽管如此,仓壁的裂缝开展仍难以控制在合理的范围内[3]。因此,设计人员提出采用预应力仓壁和漏斗壁,充分利用混凝土的抗压强度和高强钢丝、钢铰线抗拉强度高的特点,对仓壁和漏斗壁施加预应力,用高强度钢材来承担仓壁和漏斗壁的环拉力,防止开裂,达到减小壁厚,节省大量混凝土和钢材的目的[4]。

然而预应力钢筋混凝土储煤筒仓受力复杂,如何在有限元模型中施加预应力,使之能方便、有效的模拟预应力对筒仓的作用,从而准确研究预应力筒仓结构的整体受力性能和抗震性能,保证计算结果真实可靠,成为设计人员关注的一个问题。

通过对一直径为22 m的大型预应力钢筋混凝土储煤筒仓结构进行有限元分析。采用对仓壁和漏斗壁施加平均应力的方法模拟预应力对筒仓结构的作用,研究该模拟方法的可行性,以及预应力对结构的作用。通过地震反应分析研究了预应力筒仓的抗震性能[5]。

1 工程背景

以某电厂新建的储煤圆形筒仓为原型,该筒仓内径22 m,高度44.5 m,仓壁、漏斗壁和筒壁厚 0.4 m,壁柱0.8 m×0.8m;仓下支承结构形式为筒壁与内柱共同支撑。抗震设防烈度7°,场地类别Ⅱ类,地表动峰值加速度0.10 g,设计地震分组为第三组;基本风压w50=0.50 kN/m2,场地粗糙度B类。

2 预应力筒仓模型建立

该预应力储煤筒仓结构模型采用自下而上的方法建立。仓壁、漏斗壁、筒壁及平台板采用壳单元模拟;平台梁、悬臂梁及仓顶纵横梁等采用梁单元模拟。筒壁和壁柱底部采用固结。有限元模型见图1。

2.1 模型参数

储煤密度 1 000 kg/m3,堆积角40°,筒仓堆煤充满系数0.9;煤对混凝土的摩擦系数静态为0.90,动态为0.50,弹性模量为0.207×104MPa,泊松比取 0.29。此外筒仓仓壁考虑200 kg/m2的原煤氧化引起的爆炸压力。

图1 有限元模型

混凝土强度等级采用C40,普通钢筋采用HRB335,预应力筋采用 φs15.2钢绞线,fptk=1 860 MPa,摩擦系数为 μ=0.12,k=0.004。根据《钢筋混凝土筒仓设计规范》(GB 50077-2003)[6],该储煤筒仓分别按浅仓和深仓进行计算。

2.2 荷载取值

根据《钢筋混凝土筒仓设计规范》[6],本次分析所考虑的荷载如表1所示。

表1 模型荷载

2.3 预应力模拟

该圆形储煤筒仓在仓壁及漏斗壁上布置预应力钢筋,设计采用单根无粘结预应力筋排列的配筋方案,张拉方式为两端张拉,在筒仓仓壁的四周均匀对称设置四个扶壁(锚固肋),预应力筋两个半圆组成一环,锚于沿筒壁等距离分布的四根扶壁中相对的两根扶壁上。预应力钢筋束的包角为180°,沿竖向相邻的一环预应力筋锚固于另外两根扶壁上,使环向预应力更为均匀。

无粘结环向预应力筋对混凝土的作用为一定分布范围的径向压力,从而使混凝土产生环向压力,因此预应力筋沿环向变化的预应力对混凝土施加的环向预压作用变化影响较小。虽然每环预应力在张拉端和预应力筋中段损失值不同,但在预应力施工过程中,相邻环张拉位置交错,这就使得预应力在一定高度范围内可以按平均取值。因此本文考虑在相同的配筋范围内预应力作用值采用相邻环平均值作为相应部位的面压力施加。

利用材料力学薄壁圆筒的计算方法,取单位高度(1 m)的仓壁或漏斗壁进行计算,把仓壁或漏斗壁从中间剖分为两个半圆,剖面上的平均面压力可以表示为:

式中:F为单位高度(1 m)内由预应力筋产生的总的有效预应力F=σpcAp;A为单位高度(1m)剖面面积,A=1000×d,d为仓壁或漏斗壁的直径,按实际情况取值。

文献[3]建立预应力筒仓模型时,使用杆单元Link8来模拟预应力筋,然后通过对预应力筋施加初始应变来模拟预应力筋对筒仓的作用,初始应变计算如下:

式中:σcon为张拉控制应力。σcon=0.75fptk=1 395 N/mm2;Es为预应力钢筋弹性模量,取1.95×105N/mm2。

作者认为该方法建模复杂,需要对预应力钢筋准确定位,而且初始应变的计算没有考虑预应力损失,因此不适合广泛推广应用于设计实践。

3 预应力筒仓整体受力分析

筒仓有限元模型建立好之后,先不对仓壁和漏斗壁施加预应力,进行荷载标准组合下的整体结构受力分析,研究普通混凝土筒仓结构仓壁和漏斗壁的应力分布情况。计算结果见图2。

图2 仓壁和漏斗壁有限元分析结果

采用平均应力模拟预应力对筒仓结构的作用,进行荷载标准组合下整体结构受力分析,研究预应力模拟方法的可行性和预应力对筒仓仓壁和漏斗壁的作用。计算结果见图3。

通过图2和图3仓壁和漏斗壁环向拉力对比可以看出,未施加预应力和施加预应力之后,筒仓相应截面的环向拉力大小变化趋势是相同的,符合实际情况,说明采用平均应力模拟预应力对筒仓的作用是可行的。

筒仓结构在施加预应力作用后,仓壁和漏斗壁大部分处于受压状态,只有局部出现拉应力,预应力对减小仓壁和漏斗壁环向拉力有显著的作用,从而可以有效控制筒仓裂缝,满足了筒仓结构的设计要求。

图3 预应力仓壁和漏斗壁有限元分析结果

4 预应力筒仓结构地震反应分析

4.1 模态分析

对预应力储煤筒仓分为空仓和满仓两种工况进行模态分析,得出其自振频率(见表2)和振型(见图4和图5)。

表2 筒仓结构的自振频率(Hz)

从表2中可以看出,该预应力储煤筒仓空仓时第一频率为4.67Hz,满仓时第一频率为2.73Hz,说明贮料对筒仓结构振动特性有很大的影响。在正常生产中,储煤筒仓不会经常处于满载状态,所以,筒仓的自振频率在2.73～4.67 Hz范围内变化。

图4 空仓时筒仓结构部分振型

图5 满仓时筒仓结构部分振型

从图4和图5中可以看出,筒仓结构在空仓和满仓时前两阶振型均为水平平动,结构底部的洞口使结构在X方向的整体刚度减小,因而结构的第1振型表现为X向的平动。空仓结构第3振型表现为平台板的竖向振动,满仓结构第3振型则表现为仓壁的扭曲振动,直到第12阶振型才表现为平台板的竖向振动,说明筒仓的贮料对结构影响显著。在地震反应分析中,考虑最不利工况,对满仓时的筒仓结构进行地震反应分析。

4.2 地震反应分析

根据《钢筋混凝土筒仓设计规范》[6]和《构筑物抗震设计规范》(GB50191—93)[7],筒仓结构计算地震作用时仅需考虑水平地震作用的效应,其计算宜采用振型分解反应谱法。根据《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)[8],对于振型分解反应谱法,振型个数一般可以取振型参与质量达到总质量的90%所需的振型数。根据《构筑物抗震设计规范》,构筑物的重力荷载代表值应取结构构件、内衬和固定设备自重标准值和可变荷载组合值之和。本次分析分为两个主轴方向即X和Z向的水平地震作用分析。

本次反应谱分析选择的振型组合方法为CQC法。根据模态分析结果,考虑15阶振型进行振型反应谱法计算。结构的前15阶振型频率值大约为2.5～10.0 Hz之间,即周期为0.1～0.4 s之间。结合规范规定,得出地震影响系数方程为:

仓壁和漏斗壁在地震作用下的环向力如表3所示。

表3 地震作用下仓壁和漏斗壁环向力

根据计算结果,水平地震作用对筒仓平台梁的弯矩值影响不大;在水平地震作用下,筒壁部分和壁柱部分的竖向力有较大的增加,筒壁和壁柱的最大竖向压力出现在洞口边缘附近,因此,筒仓结构的底部洞口边缘构件在设计过程中应给予重视。

另外,本文还对结构在地震作用下的变形进行了计算分析研究,得到其整体变形特征:结构的水平变形主要由地震作用产生,而对结构的竖向变形和平台梁、板的挠度均无很大的影响,影响也不大;该筒仓结构具有良好的抗侧变形性能,虽然底部洞口影响了结构的空间整体性能,但是只要对洞口加强约束,依然可以保证结构的整体性。

5 结 论

(1)通过筒仓结构仓壁和漏斗壁施加平均预应力来有效模拟预应力对筒仓结构的作用,对某大直径预应力储煤筒仓结构进行有限元分析,结果表明仓壁和漏斗壁大部分处于受压状态,只有局部出现拉应力,预应力可以有效控制筒仓裂缝,满足筒仓结构的设计要求。

(2)通过未施加预应力和施加预应力之后的筒仓仓壁和漏斗壁环向拉力对比分析,表明采用平均应力模拟预应力对筒仓的作用是可行的,比对预应力筋施加初始应变模拟预应力对筒仓作用更适合推广应用,可为以后类似工程结构的预应力设计和分析提供依据。

(3)通过对预应力筒仓结构的模态分析,可知贮料对筒仓结构振动特性有很大的影响。在正常生产中,筒仓的自振频率在2.73～4.67 Hz范围内变化。由于筒仓结构底部的洞口使结构在X方向的整体刚度较弱,因而结构的第1振型表现为X向的平动。

(4)该预应力筒仓结构具有良好的抗侧变形性能,筒仓地震反应分析表明水平地震作用对筒仓预应力结构部分的环向拉力没有显著影响,而筒壁部分和壁柱部分的竖向力有较大的增加,出现在洞口边缘附近,因此,筒仓结构的底部洞口边缘构件在设计过程中应予以重视。

[1]周永强,高政国.巨型贮煤筒仓有限元分析[J].工业建筑,2007,37(增刊):351-355.

[2]周家骏,等译.国际筒仓设计研究论文集[C]//北京:煤炭工业出版社,1987:12-13.

[3]陈亻刍豪.大直径预应力混凝土筒仓仓壁的受力有限元分析[D].武汉:武汉理工大学,2007.

[4]王 晶.无粘结预应力技术在圆形混凝土筒仓中的应用[J].贵州工业大学学报(自然科学版),2001,30(3):91-94.

[5]段红杰,周文玉,蒋玮.大直径筒仓结构的有限元分析[J].工业建筑,2000,30(9):30-32.

[6]GB 50077-2003.钢筋混凝土筒仓设计规范[S].北京:中国计划出版社,2004.

[7]GB 50191-93.构筑物抗震设计规范[S].北京:中国计划出版社,1994.

[8]GB 50011-2001.建筑抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,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 红(1977—),女(汉族),陕西西安人,硕士研究生,研究方向为混凝土结构抗震理论与设计方法。