预应力锚固技术

预应力锚固技术（精选8篇）

预应力锚固技术 第1篇

1边坡支护理论

1.1边坡失稳的形式

在进行建筑的施工上,不可避免的会出现边坡工程,在工程里产生边坡的时候,就应该用到边坡的支护。在边坡的可能存在的滑动体伴随着剪切的滑动面产生的下滑力不在地域抗滑力的时候,边坡就会伴随着剪切面产生滑动和破坏的情况。在边坡的呈现出来的是岩石边坡的时候,其剪切和滑动的面基本上就属于断层以及岩层的接触面等。滑动形式一般都是直线型的向下滑动,使得工程地质灾害的出现与滑坡相似。假如边坡是泥质的边坡,其剪切滑动面则是圆弧形,向边坡的内部凹陷。如果边坡是一种岩质和泥质共同结合的形式,那么普通的覆土层就会随着基岩的接触面进行滑动。可是需要工程里的边坡是保持稳定的,所以为了工程建设以及日后使用运营的安全与稳定,应该对进行支护。

1.2边坡稳定性分析

要想合理的分析出边坡自身的稳定性,就应该对其相关的地址情况进行了解,以此去科学的分析出切实可行的施工策略,真正的达到对边坡施工工程的主要特征有所了解。假如当前需要加固的边坡已经有了一些受到破坏的情况,那么就应该对已经产生破坏的边坡进行预期有关资料的收集和对相关的工程技术资料的审核,真正的建设出边坡的力学模型以及工程的地质模型。这时如果边坡还没有受到破坏的话,就应该先去对其边坡进行相关的分析,对边坡的可能会产生的破坏形式与稳定性的情况进行深入的分析与总结,形成边坡的工程地质模型与力学的模型,从而对边坡损坏的范围以及程度加以确认,便于日后对边坡做出有针对性的支护工程。

2施工工艺

2.1钻孔

对于经过设计才进行施工的钻孔,钻孔的水平方需要与孔距之间不能够超出20里面,垂直方向的孔距的误差不可以超出20里面。钻孔底部的便宜的尺寸不能够超出百分之三,在钻孔的时候可以使用钻孔测斜仪去对钻孔的方向加以控制。在钻进的时候,严格对钻进的进度进行控制,如果出现问题就应该及时的停钻,对设备进行检测与钻孔,做到每一个钻孔都适合设计的需要,以此对工程的质量加以保障。通常使用潜孔钻机干法成孔,钻孔的孔径应该大于15里面,孔深的长度应该大于锚索(杆)长度的5厘米。

2.2锚索(杆)组装

锚索(杆)应该严格的参照设计的要进行材料的选择,方式选用劣质的材料与不合格的材料,防止出现偷工减料的情况。并且进行好现场的监督工作。安装之前需要将锚索的自由段和锚固段做出详细的标记。在锚固段的锚索参照一米的间隔去穿一个架线环,两个架线环之间需要使用箍筋环去进行合理的捆扎。锚索由段的钢绞线需要放进塑料管中,同时将其涂抹上黄油。最后,还应该在锚固段的头部安装相关的导向帽,把锚索展开平直的放到施工的场进行保存使用。

注浆管以及锚索需要共同的放到钻孔中,注浆管底端距离需要离钻孔底部保持一定的距离。需要两次注浆的形式完成最后的注浆。

2.3注浆

一次注浆预二次注浆均都选择的是纯水的泥浆,这是为了对锚索的受力加以提升。水与水泥的比例是0.45到0.5。一次注浆应该从孔底进行,知道注浆到孔口冒出的水泥浆与新水泥浆一致后,再进行注浆量分钟然后结束。然后依次不卸载下单节的套管,每卸下一节套管在孔内进行注浆,直到孔中充满了泥浆即可。水泥浆会在高压的作用下向周围的岩土体进行渗透,稳定2 min之后开始拆管。持续以上的步骤,直到将管卸搭自由段。二次噼裂注浆的压力是比较大的大,压力在2.5~4 MPa之间,二次注浆能水泥浆压入钻孔旁边的岩土体里,使锚索(杆)能够牢固的锚入地层。

2.4预应力张拉

预应力张拉应该要求锚固体自身的强度超过20 MPa,先将其张拉到设计的载荷量,然后将其保持稳定十分钟之后再对其进行载荷的卸载,然后上夹片再次将其稳定到锁定的载荷。张拉的过程中选择跳张法进张拉,防止附近锚索(杆)的应力受到影响。张拉前需要对锚索(杆)进行预张拉一此到二次,使每个部位都能够紧密的进行联结,压力为设计张力的百分之二十左右。

3结语

预应力锚固技术有着经济实惠和施工技术便捷以及操作安全稳定的优势,在很多边坡工程的项目里获得了普遍的使用。其工期较短,并且有着很好的稳定性,当前被很多国家将其用在边坡工程里,其都有很好的表现。

摘要：本文首先对高边坡支护的相关理论进行了分析,并且对预应力锚索的类型与设计方案进行总结,然后分了析预应力锚固技术在边坡支护里所使用的施工技术与具体的施工工艺。本文能够当做预应力锚固技术在边坡支护工程里使用的理论参照,希望恩能够给预应力锚固技术在边坡支护里的使用贡献力量。

关键词：预应力锚固技术,边坡支护,工技术

参考文献

[1]李元琴.预应力锚固技术在边坡支护中的应用研究[J].低碳世界,2014,(19):189-190.

预应力锚固技术 第2篇

在考虑地基与储罐相互作用的情况下,采用有限元法对储罐在水平地震荷载作用下的应力及应变反应进行了数值计算.对3×104 m3和2×103 m3罐壁应力及应变的分析结果表明:环向、轴向应力及应变的分布形式呈现出明显的下部大上部小的特点,在偏底部的.位置出现应力和应变的峰值;储液罐在水平地震作用下“象足”变形是由纵向压应力达到屈曲临界应力导致的屈曲破坏,不是强度破坏,即破坏属于失稳破坏而非强度破坏.

作 者：孙建刚 宫克勤 齐含兵 王莉莉 SUN Jiangang GONG Keqin QI Hanbing WANG Lili 作者单位：孙建刚,SUN Jiangang(大连民族学院,土木建筑工程学院,辽宁,大连,116600;大庆石油学院土木建筑工程学院,黑龙江,大庆,163318)

宫克勤,齐含兵,王莉莉,GONG Keqin,QI Hanbing,WANG Lili(大庆石油学院土木建筑工程学院,黑龙江,大庆,163318)

预应力混凝土内部锚固区计算 第3篇

拉压杆模型设计方法(STM)起源于桁架理论。20世纪80年代末,德国学者Schlaich在总结了Morsch,Thuerlimann等研究成果的基础上,首次提出了较为系统完善的拉压杆模型设计方法。Schlaich,Marti,Collins and Mitchell对混凝土压杆的有效系数提出了合理的建议。自此拉压杆模型方法在全世界范围内得到了广泛的使用,并已经被AASHTO规范、CEB规范、FIP所采纳。1990年,Burdet,O.L.和Sanders,D.H.将拉压杆模型方法应用于后张预应力混凝土锚固区配筋设计,并用试验加以验证[2]。

STM方法可根据锚固区的受力特点,构建合适的拉压杆模型,并据此进行完善的局部承压验算,是一种有理论依据的设计方法,比GB 50010-2002有着更为合理的理论解释。方、赵和程对拉压杆模型用于局部承压验算进行了较为详细的论证。

文中根据拉压杆模型理论,给出后张预应力混凝土构件内部锚固区的拉压杆模型。以此模型为基础,进行配筋计算和局部承压验算,并通过试验进行验证。

1 后张预应力混凝土锚固区局部承压验算的拉压杆模型方法

1.1 锚固区的划分

将锚固区划分为LZ(Local Zone)和GZ(General Zone)两个区域[2]。局部承压验算在LZ中进行。

1.2 STM方法验算局部受压承载力

拉压杆模型方法承压验算,主要包括以下几个方面的内容[4]:

1)LZ承压板下混凝土局部承压验算,考虑螺旋筋或网片的作用。

2)LZ结点区垂直预应力钢筋方向的压杆承载力验算。

3)LZ结点—压杆(Node-strut)交界面上的压杆承载力验算。

4)LZ边界(LZ-GZ交界面)上压杆承载力验算。

以上验算都可按照Roberts所提出的受限混凝土抗压承载力公式进行。

需要指出的是:LZ承压板下混凝土局部承压验算与GB 50010-2002局部抗压承载力验算相同。但是STM方法可以对与锚具相距一段距离的位置处进行局部承压验算。

1.3 内部锚固区拉压杆模型的选择与配筋

FIP建议的内部锚固区的拉压杆模型如图1所示。

图1中,承压板尺寸a与构件高度h应满足1/9的关系,而对于a/h不符合该要求的情况FIP中则没有说明。经计算发现,如果在a=0.3h时,仍然使用FIP中建议的拉压杆模型,则会出现回拉力的拉杆“穿过”锚具的现象,这是不可能发生的,FIP建议的拉压杆模型不再适用a=0.3h的情况。因此根据有限元分析结果,提出了当a/h=0.3时的拉压杆模型,如图2所示。

配筋的计算过程如下。

1.3.1 确定拉杆位置

在得到合适的拉压杆模型之后,就可以根据模型中的几何条件把各拉杆的位置确定下来,所配的钢筋重心应在拉杆位置处。

取外尺寸为图3的内锚构件为例。按图2所示模型进行计算:由于我国规范中C40混凝土棱柱体轴心抗压强度设计值为19.5 MPa,标准值为27 MPa,立方体抗压强度标准值为40 MPa,换算成圆柱体抗压强度标准值为:f′ck=0.79×fcu=0.79×40=31.6 MPa,设计值为fc=f′ck/1.5=31.6/1.5=21 MPa。锚固区钢筋选用一级钢筋,fy=210 N/mm2。

将受压面积转换为面积相等的正方形,可取锚具宽度为70 mm,对应构件的梁高为233 mm,实际取250 mm,符合要求,承压板b=50 mm,则各拉杆的实际位置为:

1)拉杆CC′。AI=0.489h=0.489×250≈120 mm。

2)拉杆EC,E′C′。EO=E′O=0.207h=0.207×250≈50 mm。

3)拉杆FF′,GG′。它们到锚具的相对位置为FF′=GG′=0.06h=0.06×250≈15 mm。

4)拉杆EC长度为200 mm。

1.3.2 配筋计算

根据所施加的预应力荷载可计算出各拉杆中的内力,以此作为配筋依据。预应力荷载为:

则各拉杆内力及所需钢筋面积如表1所示。

具体配筋选择见图3。

1.3.3 局部承压验算

采用文献[5]和FIP规范验算a=0.1h时相同的方法,局部承压强度的验算主要包括承压板下混凝土的承载力验算、节点区压杆承载力验算、node-strut交界面压杆承载验算和local zone-general zone交界面压杆承载力计算。经过验算,这些都满足要求。

根据如图2所示的模型,通过计算和验算,设计a=0.3h时内锚区配筋如图3所示。

2 试验

2.1 试验仪器

试验中主要用到的试验仪器包括:MTS加载系统、DH3815静态应变测量系统、钢筋应变片、电铬铁、百分表、放大镜等。在进行试验之前,应检查MTS系统和应变测量系统能够正常使用。

2.2 内部锚固试件

根据有限元分析应力分布,设计内部锚固试件一个,试件尺寸如图3所示,承压板、螺旋筋按图3放置。

内锚试验主要目的是观察有限元分析中回拉力对构件的影响,验证根据STM方法配筋是否安全合理,根据前期计算结果配置钢筋,如图3所示。为了将试验机的压力传递到承压板上,在承压板上方预留圆柱形孔洞,试验时通过一传力棒(特制钢柱)将荷载传递到承压板上,模拟内锚的张拉过程。

2.3 试验过程

进行分级加载。正式加载之前进行30 kN的预加载,以使试件处于理想状态。裂缝产生之前,每级加载30 kN,裂缝产生之后,每级加载20 kN。每级加载完毕,待试件变形稳定后,观察并记录裂缝的分布情况、钢筋应变和百分表数值。本级加载与下级加载之间时间间隔一般为10 min左右。

3 试件NM试验过程与结果

内锚试验主要是为了验证根据STM方法配筋的适用性与安全性,同时观测回拉力在试验过程中的变化。试验时应特别注意9号～12号应变片随荷载增加的变化情况。

试件NM的裂缝发展情况为:当荷载增加至100 kN时,在承压板下方对称轴位置处出现2条纵向细微裂缝。当荷载增加到140 kN时,纵向裂缝向试件上下部发展,其中1条纵向裂缝一直沿斜向延伸至试件顶部,同时向试件底部发展。当荷载达到120 kN时,在试件中部出现1条横向裂缝,并向试件左右两侧延伸,当荷载达到140 kN时,横向裂缝与1条纵向裂缝汇合,形成1条贯穿试件的裂缝。此时所有裂缝宽度均在0.5 mm以内。当荷载增加到180 kN时,试件顶部的斜裂缝贯穿试件截面,承压板附近的裂缝相互交叉,试件破坏。

图4显示了试件破坏后的情况。

箍筋应变片随荷载增加的变化见图5

由图5可以看出,当荷载达到100 kN时,箍筋应变有明显的增加过程,说明此时混凝土已经开裂。试件破坏时,箍筋均达到屈服状态。

9号～12号纵向钢筋应变片的变化情况见图6。

由图6可以看出,纵向钢筋上的应变呈受压状态,随着荷载增加,压应变逐渐增大。这是由于试件内部开洞后,在加载过程中,洞周围的混凝土向洞内压缩,引起纵向钢筋受压。但当试件开裂后,钢筋的应变逐渐减小。从内锚试件有限元分析得知,由于锚具前后混凝土的应变变形不协调,会产生纵向的拉应力,导致纵向钢筋的压应力降低。

在实际预应力内锚构件中,孔洞是不存在的,如果在锚具周围没有纵向钢筋存在,纵向拉应力即回拉应力极有可能将混凝土拉裂,产生横向裂缝。因此在内锚构件中,应当布置一定数量的纵向钢筋来承担回拉应力,这也是内锚试验的主要目的,验证回拉应力对构件的影响。

4结语

1)箍筋应当在整个构件横截面范围内存在,箍筋的约束作用对提高内锚的承载力起着很大作用。

2)STM方法预测的内锚试件的极限荷载为152 kN,试验中试件极限荷载在180 kN以上,STM方法是一种偏于安全的设计方法。

3)根据STM方法设计的内锚试件,结合有限元分析和内锚试验结果,内锚试件承压板周围存在回拉应力,应当按张拉荷载的25%在锚具四周配置纵向钢筋。该纵向钢筋与预应力钢绞线距离不得大于1倍承压板尺寸,以承担回拉应力,延缓裂缝的发展。

摘要：给出了应用于后张预应力混凝土构件内部锚固区配筋设计的拉压杆模型,提出配筋设计方法并进行了试验验证,结果证明STM方法应用于预应力混凝土内部锚固区的配筋计算和局部承压验算是有效的。

关键词：预应力混凝土,锚固区,配筋,拉压杆模型

参考文献

[1]Marsch E.Uber die Berechnung der Gelenkquader[J].Beton-und-Eisen,1924(12):156-161.

[2]Burdet O L.Analysis and Design of Anchorage Zones in Post-Tensioned Concrete Bridges[D].(Ph.D.diss)University ofTexas,Austin,TX,1990.

[3]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].

[4]Sanders D H,Breen J E.Post-Tensioned Anchorage Zone withsingle straight Concentric Anchorages[J].ACI Structure Jour-nal,1997(3):146-158.

鱼脊连续梁预应力锚固足尺试验研究 第4篇

为尽可能减小预应力管道对鱼脊立墙截面的削弱, 并适当增大鱼脊顶部有效预压应力, 鱼脊立墙内采用了大吨位预应力钢束 (31-φs 15.20, 单索张拉力高达600 t) , 原设计每8束锚固于悬浇梁端中腹板 (宽1.8 m, 高3.5 m) 。

在大吨位预应力钢束的锚固力下, 锚固区将产生较大的局部压应力和横向拉应力, 可能导致混凝土压碎或拉裂[1], 影响预应力的有效传递。为掌握大吨位预应力钢束作用下锚固区混凝土的受力情况和抗裂性能[2], 采用空间实体有限元软件进行局部锚固仿真分析, 并在主桥上部结构施工前进行大吨位预应力钢束锚下应力足尺试验研究。大吨位钢束群锚局部锚固仿真分析见图1。

1 模型制作

足尺试验模型根据桥梁大吨位预应力钢束锚固的钢束布置, 示意图见图2。

模型所用材料的各项性能均满足规范和设计要求。因浇筑过程中预应力管道堵塞, Y2波纹管无法进行穿束, 最后予以废弃, 实际模型张拉了Y1、Y3和Y4共6根钢束。

2 模型试验方案

2.1 试验测点布置

为对比差异化配筋对锚下应力的影响, 在模型设计时, 对南北两端的构造钢筋进行差异配置, 南端锚头附近的构造钢筋 (箍筋以及加强钢筋网片) 比北端的构造钢筋要密一些。

由于两端配筋的差异性, 在两端和两侧面均布置测点。模型内部和表面测点布置均按一定规律布置, 以检验在预应力作用下模型表面应力的变化规律, 模型表面应变片布置图见图3。混凝土内部预埋钢筋应变计, 主要布置在锚下主拉应力最大区域。

2.2 试验加载方式

模型试验预应力钢束张拉顺序依次为Y1、Y3、Y4。同一编号钢束同时对称张拉, 试验过程中, 每根钢束分10级张拉并张拉到0.75 fpk (fpk=1 860 MPa) , 每级张拉完均持荷5 min后采集数据, 待数据采集完毕后进行下一级张拉。

3 模型试验结果与分析

3.1 锚固区混凝土表面应变测试

1) 锚头正表面应变测试结果与分析。预应力锚固区正表面各测点应变值随着预应力张拉力的增加而线性增长, 各预应力束在达到设计张拉控制应力 (0.75 fpk) 时, 正表面所有测点全部受拉, 且表面混凝土实测应变均超一般混凝土的单轴极限拉应变150~200με, 大多在250~450με, 个别测点高达567με (见表1) , 张拉完成后检查锚固区表面未发现明显的受力裂缝。

造成这一现象的原因是当锚头的张拉力作用在该位置混凝土时, 导致承压面产生下凹变形。周围混凝土随之产生较小的下凹变形, 一直过渡到一定的反弹变形 (见图4) , 导致锚下承压面及锚头外侧的表面横向变形均处受拉状态。

由于锚头及其影响, 区域内布置螺旋筋和密集的多层钢筋网片, 该区域混凝土处于三向受压的约束混凝土内。锚下混凝土在大吨位张拉力作用下不受高拉应力作用而开裂, 表明大吨位预应力混凝土结构锚下钢束周围配置螺旋筋和钢束上配置多层钢筋网片是有利的。

2) 锚头侧面应变测试结果与分析。模型预应力筋锚固区侧面混凝土表面应变在距锚头200~250 mm范围内平行预应力筋方向由拉应变转化为压应变, 锚固区侧面混凝土由于在张拉过程中锚具压缩, 导致侧面混凝土向外侧双向膨胀, 故平行预应力筋方向 (在距端部200~250 mm内) 处于受拉区域。

Y1及Y3锚头侧面垂直预应力筋方向应变在测试范围内均为拉应变, 在距离锚头135~435 mm范围内, 垂直预应力筋方向应变处于锚头混凝土拉应力区域 (见图5) 。现场检查发现, 锚头侧面均未出现明显的受力裂缝, 表明拉应变未超过混凝土在锚下复杂应力状态下的极限拉应变。

3.2 锚固区内部钢筋应力测试

1) 平行预应力筋方向钢筋应变测试结果与分析。Y1锚固区内部纵向范围内均处于压应力区, 钢筋计测试应变值随张拉力的增加线性增长。锚固区混凝土在单锚作用下, 横向两侧扩散作用相同, 由于双锚作用, 在锚垫板混凝土内侧叠加作用明显 (见图6) , 内侧压应变明显比外侧压应变大。Y1北端锚固区钢筋纵向平均应变比南端大, 与其两端表面横向应变的大小关系恰好相反。

由布置在钢束上下及左右4根纵向钢筋应变计实测应变可知, 束内应变明显大于束外应变, 束内应变几乎是束外应变的一倍甚至更多。这是因为双锚叠加作用的缘故;而束上应变也明显大于束下应变, 就束四周而言, 束上应变是最大的, 实测最大压应变为329με, 按材料线弹性换算至混凝土压应力为14.8 MPa, 而束上应变最大主要是束上配置钢筋网片和束上承压面积相对最小原因所致。

2) 垂直预应力筋方向钢筋应变测试结果与分析。Y1、Y4南北两端垂直预应力筋方向混凝土应变随着张拉力的增加而线性增加.在每级张拉下, 外侧横向钢筋计处于受拉状态, 锚头内侧以及中部钢筋计处于受压状态, 在锚固区内部2个垫板之间混凝土处于横向受压状态。

Y3南北两端锚固区垂直预应力筋方向 (横向) 实测应变值随张拉力的增长而呈线性变化, 与Y1锚固区不同, Y3锚固区内横向钢筋应变均处于受压状态。Y3北端锚固区横向应变比南端锚固区大。

Y1、Y4锚固区垂直预应力筋方向钢筋竖向应变值随预加力的增加呈线性变化, 其上部钢筋竖向应变处于受压状态, 而下部钢筋竖向应变处于受拉状态。

3.3 锚固区构造适应性判别

1) 锚固区钢筋构造适应性判别。南北两端锚固区内平行预应力筋方向钢筋应变计实测应变比较发现, 配筋较密的南端应变比配筋稍疏的北端应变平均小12.2%, 而锚固区内部横向应变也是南端比北端小, Y1锚固区南端比北端横向应变平均小21.1%, Y3锚固区平均小5.6%。从锚固区表面看, Y3锚固区表面横向应变北端比南端平均大80.4%, 表明配筋相对较密的南端截面应力分布均匀程度总体上好于北端, 提示大吨位预应力混凝土结构锚下应加强配筋。

2) 不同层锚头竖向间距适应性判别。实测发现, 在张拉完上层钢束 (Y3) 后, 下层 (Y1) 锚固区内部平行预应力筋方向唯有束上压应力是减少的, 其他区域压应力均略有增加, 这有利于减小束上过大的压应力, 平衡束周围的应力, 表明该模型竖向锚间距是合理的。

4 结语

通过两港公路大治河桥局部锚固的足尺模型试验得到以下结论。

1) 有限元计算结果发现, 锚头表面主要控制点主拉应变实测值大于理论计算值, 这主要是因为有限元分析计算模型不能真实模拟钢筋混凝土材料的本构关系及混凝土材料的非均匀性。但理论计算同时发现, 理论计算值与实测值的大小规律及位置相一致。

2) 实测结果表明, 预应力锚固区表面及内部各测点应变值随着预应力张拉力的增加而线性增长, 混凝土仍处于弹性工作阶段。锚下混凝土多处处于三向约束混凝土区域, 混凝土不会在高拉应力和高压应力下发生开裂。

3) 锚固区表面在张拉过程中通过外观检查未发现明显的开裂, 表明混凝土在张拉至0.75 fpk应力状况下尚不会开裂。

4) 通过模型构造适应性判别表明, 目前各锚竖向间距满足大吨位张拉群锚的要求, 锚下加强构造钢筋有利于锚下应力的分布, 提高混凝土的抗裂性。

5) 大吨位预应力混凝土结构钢束周围配置螺旋筋和钢束上配置多层钢筋网片是有利的。

6) 配筋相对较密的南端截面应力分布均匀程度总体上好于北端, 提示大吨位预应力混凝土结构锚下应加强配筋。

摘要：两港公路大治河桥主桥为92 m+158 m+92 m预应力混凝土鱼脊连续梁, 鱼脊立墙内采用大吨位钢束。为确保钢索张拉时的结构安全性, 掌握大吨位预应力钢束作用下锚固区混凝土的受力情况和抗裂性能, 进行大吨位预应力钢束锚固足尺试验研究, 测试锚固区混凝土的应力分布状况和抗裂性能, 为调整结构和设计方案奠定基础。

关键词：鱼脊连续梁,鱼脊式,大吨位预应力,锚固区混凝土,抗裂性能,模型试验

参考文献

[1]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) :13-17.

预应力螺旋肋钢棒的锚固可靠度计算 第5篇

预应力螺旋肋钢棒作为一种新开发的高强钢棒品种, 具有良好的延性和机械性能, 与混凝土粘结锚固较好等优点。在国外已应用于众多工程领域, 国内有待进一步推广应用。经过对该类钢棒进行的拉拔试验, 综合探究了预应力螺旋肋钢棒与混凝土的锚固粘结机理, 得到了预应力螺旋肋钢棒的极限粘结强度计算公式为:

2 预应力螺旋肋钢棒的锚固可靠度计算

本文采用Hasofer-Lind一次二阶矩法, 对预应力螺旋肋钢棒在混凝土中的锚固进行可靠度计算。这种算法较为简便, 且其结果精度可以满足一般工程需要。

2. 1 锚固极限状态下的方程

锚固的极限平衡状态条件为:

由式 ( 2) 和式 ( 3) 得到拉拔试验中的极限状态方程为:

其中, fy为钢棒极限拉拔力; τu为极限粘结锚固强度; lacr为钢棒的临界锚固长度; d为预应力钢棒直径。

使作用效应:

锚固抗力R为:

式 ( 7) 为常用的极限状态方程:

由平衡条件可得承载力极限状态方程:

按照工程习惯做法和构造要求, 取混凝土保护层厚度c/d =1, 箍筋间距ssv/ s = 15, 箍筋的直径dsv/ d = 0. 25, 将式 ( 1 ) 代入式 ( 8) , 得到预应力螺旋肋钢棒的临界锚固长度为:

其中, la为该类钢棒的临界锚固长度; ft为混凝土抗拉强度设计值; fy为钢棒的抗拉强度设计值。应用式 ( 9) 可得混凝土强度等级在C20 ~ C60 区间下预应力钢棒的临界锚固长度计算结果。

2. 2 试验统计数据

2. 2. 1 混凝土抗拉强度ft

以拉拔试验为基础, 混凝土抗拉强度参数见表1。

2. 2. 2 钢棒屈服强度fy

根据前期试验统计资料, 本文取预应力螺旋肋钢棒屈服强度fpy的均值 μfpy= 741. 2 MPa, 变异系数 δfpy= 0. 064 1。

2. 2. 3 构件几何尺寸

表2 中列出了5 种影响钢棒与混凝土粘结锚固性能的构件几何尺寸参数的均值与变异系数。

2. 2. 4 计算精确性 Ωp

计算精确性系数 Ωp为拉拔试件过程中实际测量结果与数据计算结果的比值, 参数 Ωp的均值, 变异系数。

2. 3 可靠度指标

为提高锚固可靠度, 取用附加可靠度β0=1.57, 应用在锚固可靠度设计中, 可作为计算依据来确定钢棒的锚固长度设计值。

2. 4 基于可靠度分析的Hasofer-Lind一次二阶矩法解

Hasofer-Lind一次二阶矩法是在相互独立的随机变量中求解可靠度指标的一种近似方法。工程中各变量并不完全符合正态分布, 这种方法是将非正态分布的随机变量视为正态化, 然后运用一次二阶矩方法求解, 得到更为符合实际工程情况可靠度的分析结果。

由极限状态得抗力函数公式为:

其中, Rp为给定抗力; R ( ·) 为抗力的函数。

将理论公式代入上述表达式可得到预应力螺旋肋钢筋锚固极限状态方程:

以Xi ( i = 1, 2, …, 8) 表示式 ( 11) 中的全部基本变量fy, fl, Ωp, la, d, c, dsv, ssv, 将Xi视为相互独立且服从正态分布的随机变量, 在已知的可靠度指标下, 应用Hasofer-Lind一次二阶矩法求解预应力螺旋肋钢棒的锚固长度la, 应用MATLAB采用迭代法解以下方程组:

其中, 分别为当量的均值和标准差; Xi*为基本变量位于设计验算点P*取值; αxi为Xi对 β 的敏感性系数; ( ·) |P*为偏导数在P*点赋值; g ( ·) 为极限状态函数; β0为可靠度指标。

注: 求解采用双重迭代法, 假定验算点不断逼近极限状态曲面上的设计验算点并满足极限状态方程的 β 值。若| β前- β后| ≤允许误差, 计算结束。

Hasofer-Lind一次二阶矩法求解可靠度指标的框图如图1所示。

预应力螺旋肋钢棒按Hasofer-Lind一次二阶矩法求解的锚固长度见表3。

2. 5 预应力螺旋肋钢棒的设计建议

本文利用试验统计数据进行可靠度计算, 给出预应力螺旋肋钢棒在混凝土中锚固长度设计公式为:

其中, la为钢棒的基本锚固长度; d为钢棒的直径; fy为钢棒抗拉强度设计值; ft为混凝土抗拉强度设计值。应用式 ( 15) 算得预应力螺旋肋钢棒的锚固长度值见表3。

mm

3 结语

应用前期试验得到的预应力螺旋肋钢棒极限粘结强度公式引入可靠度概念, 基于试验结果, 运用Hasofer-Lind一次二阶矩法进行了可靠度计算, 给出了预应力螺旋肋钢棒粘结锚固长度的设计公式。

参考文献

[1]陈萌, 毕苏萍, 王宝朝.中强度预应力HR钢棒在混凝土中的锚固试验及可靠度分析[J].铁道建筑, 2012 (11) :136-139.

[2]毛达岭.HRB500钢筋粘结锚固性能的试验研究[D].郑州:郑州大学硕士学位论文, 2004:43-51.

[3]毛达岭, 刘立新, 范丽.HRB500级钢筋粘结锚固性能的试验研究[J].工业建筑, 2004 (34) :68-69.

[4]GB 50068—2001, 建筑结构可靠度设计统一标准[S].

[5]胡鸣.结构可靠度计算方法研究[D].广州:华南理工大学硕士学位论文, 2010:18-26.

预应力锚固技术 第6篇

预应力中空注浆锚杆在隧道、边坡、水利以及地下工程中获得了应用[1,2,3,4],它是通过限制围岩的变形方式来加固围岩的。涨壳式预应力中空注浆锚杆的基本作用机理是: 通过涨壳涨开并卡在围岩孔壁上,然后通过垫板对锚杆施加预应力,锚杆形成对围岩体的压力以提高围岩抗破坏能力; 并且通过锚杆体中空结构,将高压水泥浆注入钻孔和周围岩体中, 以起到进一步加固围岩的目的。

中空注浆锚杆与传统锚杆的支护工艺相比有着极大的改进。文献[5 - 7]阐述了中空注浆锚杆在隧道工程的运用情形,文献[8 - 9]阐述了中空注浆锚杆所拥有的特征。传统锚杆是在安装时必须在岩孔中加入锚固剂,使杆体与孔壁间的空隙用锚固剂填充,当其凝结、硬化后,杆体就沿全长锚固在围岩中。它是通过锚固剂硬化后所产生的岩壁与杆体之间的粘结力来抵抗围岩变形的。这种工艺由于锚固剂凝固后不够密实,造成锚固剂、钻孔以及锚杆粘结力弱小,锚杆容易被拔出来,由此造成整个锚固系统的失效; 并且这种传统锚杆必须要等到围岩变形之后才起到限制围岩变形的作用。

而预应力中空注浆锚杆能够最大限度地保证浆体充填饱满、密实,浆液可在较高的注浆压力下渗透入钻孔及其周围岩体裂隙中,浆液凝固后控制的范围要比传统的锚杆大了许多,并且锚杆、锚固剂以及钻孔之间的粘结力也有了很大的提高,并且通过给围岩施加的预应力立刻限定围岩的变形。通过两种措施的实施,整个锚固支护效果较传统的锚杆支护工艺有了很大的改善。下面针对这种锚杆的支护机理及其影响的因素进行分析。

1锚固体变形受力分析

本文假定锚固体与围岩体之间的剪应力与剪切位移呈线性增加关系,在此基础上,建立了预应力中空注浆锚杆力学模型,根据局部变形理论[10],推导了锚固体受力平衡等条件下力学平衡微分方程, 求解出荷载传递的函数关系式,通过分析得到了中空注浆锚杆结构受力情况,这为指导中空注浆锚杆现场应用,提供了理论支撑。

1.1力学模型

涨壳式预应力中空注浆锚杆的现场操作工序流程为: 筹备施工→孔位放样→凿岩机钻孔→钻孔清空→插杆并涨开锚头→安装止浆塞→施加预应力→ 注浆。

具体的锚杆受力结构模型如图1所示: 最内层为中空注浆锚杆里面的浆液,向外的那层为锚杆。 再往外层为锚杆外的浆液,最外层为围岩。中空锚杆的内层注浆体、外层注浆体和中空锚杆自身构成了锚固体。锚杆在未加预应力之前是不受力的,加上预应力之后,锚杆被拉长,受到向外的拉力作用, 这个拉力就是预应力。

1.2锚杆施加预应力之后锚固体整体受力分析

本文依据局部变形理论,将围岩、注浆体、锚杆的接触简化为弹簧连接,并假定锚固体微段上的内力和此段锚固体与围岩体之间的相对位移是线性关系,则在至锚固段始端o点距离为x的微段锚固体 ( 见图2) 的剪力集度可以表示为[11]:

式中: q为单元长度的锚固体所受的剪应力, k N / mm; w( x) 为x点围岩体和微元段锚固体由于剪切滑移所发生的位移,mm; ks为围岩体与锚固体界面上的剪切模量,它是由单元的剪切位移所产生的剪力。本模型中剪切模量ks应该包含四部分: 即由锚杆外层注浆体变形引起的部分、锚杆内层注浆体变形引起的部分、锚杆变形引起的部分和由围岩变形引起的部分[12],其表达式为:

式中: K1为围岩的剪切模量,K2为锚杆外注浆体的剪切模量,K3为预应力中空注浆锚杆的剪切模量,K4为锚杆内层注浆体的剪切模量,因为锚杆内层的注浆体起到的作用主要是充填的效果,因此,可以把锚杆和锚杆内层的注浆体看成一个整体,即式 ( 2) 可简化为:

式中: K1,K2分别仍为围岩的剪切模量和锚杆外注浆体的剪切模量,K3为锚杆和锚杆内注浆体的剪切模量,简化为锚杆的剪切模量。

如图2所示,依据锚固体微元段静力平衡得出:

同时有:

由式( 4) 、( 5) 得:

联立式( 1) 和( 4) 可得

距锚固段始端间隔为x处围岩体与锚固体的轴向应变和相对位移w( x) 的关系为:

式中: ε( x) 是锚固体始端间隔x处锚固体的轴向应变,Aa为锚固体的横截面积,即:

Ab,Ag,Ac分别为锚杆、锚杆外层和锚杆内层浆液的横截面积。Ea为锚固体的等效弹性模量,且:

Eb,Eg,Ec分别为锚杆、锚杆外注浆体和锚杆内注浆体的弹性模量。由于中空注浆锚杆内的浆液主要是作为密实锚杆的质料,因此Ea可简写为:

联立式( 7) 和( 8) ,经由过程移项,并对式( 8) 求导,可得:

令

解式( 9) 求解得:

当 x = 0 时,P( x) = C1+ C2= Pc

当 x = l 时,

可以得出:

因而,锚固体的轴向荷载、剪力集度和剪应力的表达式为:

Pc为锚固体始端所承受的轴向荷载。

根据应力叠加原理,锚杆在岩石未变形之前,给围岩施加了压应力,在围岩变形之后,预应力存在且没有发生变化。因此由于锚杆的压应力导致围岩给锚杆施加的反作用力、锚固体的轴向荷载和界面剪应力构成了相互作用的平衡力。因此得出轴向荷载的表达式为:

式中,C为给中空注浆锚杆施加的预应力,因为剪应力是围岩变形之后才出现的,而预应力是给锚杆施加之后一向存在的,因此给锚杆施加的预应力对锚固体所受到的剪应力没有影响。

2实例分析

现场试验选择在金川三矿区1438分段进行巷道支护施工,支护方式为双层喷锚网 + 锚注,所使用的预应力中空注浆锚杆参数如表1所示。

现场的锚杆安装完毕注浆完成后,选取几个点的锚杆进行拉拔试验,所测得锚杆拉拔力为200k N, 同时根据锚杆生产厂家提供的抗拔力参数,由于最大的抗拔力是施加预应力极限值,所以本文所取预应力,Pc = 200k N。

假定: 围岩的K1= 5GPa,外侧注浆 体K2= 6GPa,锚杆K3= 10GPa,锚固体的 弹性模量 为240GPa,锚杆长度l = 2. 6m,Pc= 200k N,锚固体半径r = 20mm,预应力C = 100k N,假设锚杆外漏长度为0. 2m,根据上述参数可得ks= 2. 1 ,α = 2. 6 。

2.1锚固体受力分析

按照锚固体轴向载荷、界面剪应力的计算公式可以得出锚固体的轴向载荷和剪应力的分布曲线如图3和图4所示。

从图3和图4可以得出: 无论给锚杆施加不施加预应力,锚固体的轴向荷载和剪应力似于同一函数关系—双曲线函数。图3中有预应力的为预应力锚杆,没有施加预应力的为传统锚杆。施不施加预应力对于锚杆或者锚固体的剪应力是没有影响的。 给锚杆施加了预应力之后,接近锚固段底部,即在x = 1. 3m左右的时候,锚固体轴向荷载几乎都为正100k N,其中这100k N的力是锚杆施加的预应力。 没有给锚杆施加预应力时,接近锚固段底部,即在x = 1. 3m左右的时候,锚固体轴向荷载几乎都为0, 剪应力也几乎趋向于0。就是说锚固体的轴向载荷和剪应力并非呈均匀分布的,在距锚固段始端1. 3m处的锚固段内承担其多数轴向荷载力和剪力。由此可以得出,不停的增添锚杆长度并不能达到很好加强锚固效果的功效。

2.2各类不同参数对锚固体锚固效果的分析

经由过程锚固体轴向载荷、界面剪应力的计算公式可以得出,影响轴向载荷大小、剪应力的参数包括: 围岩体和注浆体的综合参数ks、锚固体的弹性模量Ea、锚固体半径r和预应力C 。

2.2.1注浆体和围岩体综合参数对锚固效果影响

据上述分析可知,锚固体的长度对轴向荷载和剪应力的大小分布影响微弱,到达一定长度后几乎起不到加固的作用,( 长度大于在破碎圈长度的条件下) 因此,不对锚固体长度进行分析。

按照围岩体和锚固体综合参数的计算公式可得,其综合系数ks是由围岩体、注浆体、锚杆的剪切模量确定的。假定:

1 ) K1= 2GPa,K2= 3GPa,K3= 5GPa ,则 ks1= 0. 97 ;

2 ) K1= 5GPa,K2= 6GPa ,K3= 10GPa,则 ks2= 2. 1 ;

3) K1= 8GPa,K2= 10GPa,K3= 14GPa ,得ks3= 3. 4 ,经由过程计算并绘图获得锚固体轴向荷载和剪应力分布曲线如图5、图6所示。

通过对图5的分析可以得出,随着ks的增大, 锚固体的轴向载荷峰值没有改变,ks越大其曲线斜率也随之增大,说明其应力集中程度随ks的增大而加强。因此锚固体对围岩体的作用功效随ks增大而变小。通过对图6的分析可以得出,随着ks的增大,不但锚固体的最大剪应力峰值增大,且曲线斜率也变大,说明其应力集中程度随ks的增大也在增强,与此同时,在锚固体上存在一个点,在此点至锚固体始端方向,剪应力随着ks的增大而增大,在此点至锚固段末端方向,锚固体剪应力则随着ks的增大而减小。这也证明了在软岩里面注浆比在硬岩里面注浆效果好。

2.2.2锚固体弹性模量的差别对锚固效果的影响

假定锚固体的弹模顺次分别为Ea= 100GPa,Eb= 150GPa,Ec= 200GPa,其它参数不变,通过计算然后绘图得到锚固体轴向荷载和剪应力分布曲线分别如图7、图8所示。

根据图7可以得出,锚固体的弹性模量增大,锚固体的轴向载荷峰值不变,曲线斜率变小,因此锚固体的作用范围就随之增大; 因而弹性模量越大的锚固体可以使围岩的锚固效果获得越好的改善。从图8可以看出,锚固体的弹性模量增大,锚固体和围岩体界面剪应力的峰值随之降低,曲线斜率变小,其能够有效的避免剪力过大,造成锚固系统的失效。 因而,弹性模量较大的锚固体其锚固效果要优于弹性模量较小的锚固体。但锚固体的弹性模量增大一倍,剪应力峰值仅仅降低了30% 左右,因此,增大锚固体的弹性模量对于加强支护效果不明显。

2.2.3锚固体直径的差别对锚固效果的影响

假定锚固体的半径分别为r = 20,25,30mm,其它的参数同上,通过计算然后绘制图形得到锚固体轴向荷载 和剪应力 分布曲线 分别如图9、图10所示。

经由过程计算并绘图得锚固体轴向荷载和剪应力分布曲线分别如图9、图10所示。从图9中得出: 随着锚固体半径( 或直径) 的增大,锚固体的轴向荷载峰值不变,曲线的斜率变小,锚固体轴向载荷的作用范围随之增大; 因而,增大锚固体的直径能增强锚固效果。从图10中可以得出: 随着锚固体半径( 或直径) 的增大,锚固体界面剪应力峰值降低, 曲线的斜率变小,剪应力的作用范围增大,且锚固体半径增大1倍,剪应力峰值就降低4倍,因此增大锚固体的半径可以大大加强支护效果。

2.2.4锚杆的预应力对锚固效果的影响

令预应力C1= 50k N ,C2= 80k N ,C3= 100k N,其它参数不变,通过计算并绘图得到预应力锚杆的轴向荷载和剪应力分布曲线分别如图11所示。

对图11的分析可以看出,锚杆预应力增大,锚固体轴向荷载峰值变大,因而与锚固体互相作用的围岩体所受的反作用力也越大,锚固体对围岩所做的功也就越多,增大锚杆的预应力可以有力的改变锚固体的作用效果。除此之外,预应力发挥作用不需要等到围岩发生很大的变形之后才能生效,在锚杆的垫板安装之后就可以立刻发挥控制围岩变形的效果,起到及时支护的作用。

3结论

本文根据锚固体和围岩接触的受力平衡条件, 得出预应力中空注浆锚杆所组成锚固体的轴向载荷和剪应力的计算公式,探讨了影响锚固体锚固效果的参数。根据上述分析可以获得如下的结论:

1) 锚固体轴向载荷和剪应力的分布函数为双曲线函数,在锚固体始端有很强的应力集中现象。

2) 锚固体和围岩体对锚固效果的影响,主要从对ks的分析得出,ks对锚固体的锚固效果具有显著的影响,在其它因素基本相似的条件下,ks越低,锚固体对较软的岩层作用效果更加明显。

3) 增大锚固体的弹性模量对于加强支护效果不明显,而锚固体半径增大1倍,剪应力峰值就降低4倍。

4) 给围岩施加的压应力越大,锚固功效就越好,但是施加的预应力不能无限大,否则就会将锚杆拔出来,所以,在工程实践中,在锚杆不被拔出的情况下应尽可能加大预应力,一般情况下,施加的预应力值大小应该达到厂家设计的80% 预应力值。

摘要：基于理想弹性载荷传递函数关系,建立了力学数学模型,探讨得出预应力中空注浆锚杆锚固段的力学平衡微分方程。通过分析锚杆和注浆体之间共同作用的效果,得出预应力中空注浆锚杆的轴向荷载和界面剪应力的分布函数,并且对影响锚固体锚固效果的参数进行了分析。结果表明:增加锚杆和注浆体的直径可以很好的增强支护效果,但是单一增大锚杆的长度并不能达到更好的支护效果;经由过程计算和分析,得出事先在锚杆上施加预应力,能更好地限定围岩变形。

预应力锚固体系的试验及有限元研究 第7篇

关键词：预应力混凝土,锚固体系,锚具,有限元

0 引言

预应力混凝土结构在建筑、桥梁、水利等工程领域中有着十分广泛的应用。通过施加预应力可以提高结构承载能力并进一步提高结构刚度,以缩小结构物尺寸和减轻其自重,从而显著节约工程材料。预应力钢材和预应力锚固体系的发展作为预应力技术发展的关键因素,其重要性也就不言而喻,而锚具和夹具作为制作预应力时锚固预应力钢筋的重要工具,其优良特性将直接影响到预应力的效果和结构的安全性[1]。

1 概况

我国从1988年开始大力提倡和发展预应力技术,随着我国经济的发展,尤其是交通和能源的发展,对预应力产品的需求前景必是非常乐观。随着三峡工程的建设,以及2008年北京奥运会和2010年上海世博会及广州亚运会的各项设施的建设,预应力技术已被更广的应用。而我国城市化进程的加快,将进一步增加对预应力锚固体系的需求量。所以,对预应力锚固体系的研究必将大有可为。

预应力锚固体系的重要性在于预应力的效果直接取决于锚固体系所能承受的载荷。然而长期以来,对于预应力技术中关键环节的锚固体系,我国的研制和开发仍主要建立在试验的基础上,缺乏科学的理论依据[2]。这除了是因为预应力锚固技术是一个综合性前沿学科,涉及面广,牵涉学科多有关,还因为在对锚具结构进行结构分析时,存在许多困难:如锚具内部的力学性能并不能通过实验来分析,锚具本身的形状复杂,锚具内部的各元件的相互作用复杂等。所以迄今为止,还没有理论研究或经典公式能充分地预测锚具的特性[3]。这势必会影响到预应力技术的进一步推广和应用。

本项目研究是以预应力锚固技术在工程中的应用为研究对象,通过实验研究和有限元分析方法相结合,对锚具锚固性能进行研究。在搜集整理大量资料的基础上,对预应力锚固技术的工作机理、发展特点、设计理论等方面进行较深入系统的研究,可为其它工程应用提供一定的指导。本项目研究首先将通过对锚具进行静载锚固性能实验,测得相关的实验数据,从而为实现运用有限元分析锚具提供必要的数据支持。随后,运用ANSYS软件对锚具进行数值分析,获得在荷载状态下锚环和夹片的相互作用的状况,从而实现对锚具在整个实际张拉条件下的力学变化过程的进一步了解。在此基础上,将数值分析的结果与实验研究的结果进行对比,为下一步的研究工作奠定必要的理论和实验基础。

2 实验研究

本实验的目的是为下一步用ANSYS分析提供必要的参数,从而完成对锚具的有限元分析,以实现ANSYS对锚具实际工作状况的近似模拟,从而达到对锚具的进一步认识。

本次实验的主要内容包括以下几个方面:

①通过千分表跟踪夹片跟进,为ANSYS模拟时,夹片的定位提供实验依据;②压力传感器测定张拉力,则使ANSYS进行分析时所采用的力值有了实验基础;③通过在锚具的外圆周表面上贴应变片,以获得沿锚具的外圆周表面的应变分布。而将实验获得的应变分布与ANSYS分析后的结果进行比较,可初步确定在ANSYS分析时所采用的方法正确与否,进而间接验证用ANSYS对锚具内部分析的结果是否正确。在利用实验数据加以校准之后,本项目研究将对采用ANSYS进行数值模拟是不是可以获得对夹片式锚具特性的有效预测作出一定的判断。

本实验在实验机上模拟锚具工作状态,对单孔钢绞线夹片式锚具进行静载锚固性能实验。通过压力传感器测定张拉力,用DH3815多通道静态应变仪测定沿锚具的外圆周的各个测点。19个应变片分布在锚具的外圆周表面上(如图1所示)。应变片用来监测在每一级载荷下,锚具的外圆周表面的变形特性。千分表则是用来跟踪夹片跟进尺度,以获得力与夹片跟进距离的关系。

将试件安装在实验架上,将各量测仪表与数据采集系统相连,起动张拉千斤顶对试件预加载约10%fpy,使各仪表进入工作状态,张拉千斤顶回油,卸载0%fpy,各仪表调零,实验准备完毕。实验载荷按规定以1860MPa级钢绞线的强度为标准,按照20%fpy、40%fpy、60%fpy、80%fpy四级等速加载,加载速度为100MPa/分钟,达到80%fpy后,持载1小时,其中fpy为1860级钢绞线的抗拉强度。

式中σs为钢绞线的极限强度;A为钢绞线的公称截面积。

实验结束时,夹片与锚环两上表面的距离为0.355mm。由此,再依据表1就可以计算出在不同荷载下,夹片的跟进尺度,即可以准确地算出在不同荷载下,夹片与锚环的相对位置,以及夹片与锚环之间近似的接触面积。这样,在以后运用ANSYS软件进行数值分析时,所建立有限元模型将以实验数据为依据,确定力的大小,力的加载区域;或夹片与锚环之间的相对位置,以尽量实现对锚具工作状态的近似模拟。以使数值模拟分析能更接近实验的实际工作状态的情况下,使得本研究的最终结论的可信度,即通过实验结果与ANSYS软件的计算结果的对比后所获得的结论,将大大提高。

由以上数据可看出,随着实验进行,可以看到在张拉中夹筋孔的夹片夹持住预应力筋,随着载荷增加,夹片进入锚环孔,整个夹片各处都受载,但分布不同,随着夹片跟进,锚环下部开始受拉力,并随力的增大而增大,但到达一定范围后,力逐渐变小,并最终表现为下部锚环区域为受压。但由应变片的数据可以知道锚环受压的区域比较小,锚环外表面大部分区域表现为受拉,并在中上部达到峰值,中部偏上部位应变量最大,表示锚环的中上部分受力较大。即在中上部首先有支持,夹片主要受力在中部偏上处。

由此分析可知道:夹片在夹持钢绞线受力并进入锚环锥孔的瞬间,夹片大头必须先受力,然后,夹片在进入锚环锥孔的过程中,夹持力由大头传至小头,使夹片通过弹性槽的变形平稳地锚固住钢绞线,从而使预应力筋的强度和塑性有效的发挥,而若使夹片小头端先受力,则可能使预应力钢绞线因咬伤过重而提前拉断或夹持不住导致滑丝。所以以上的受力情况,正好符合:“上紧下松”的原则。这与夹片、锚环的工作状况的应变相一致[4]。

由此可以得到:实验获得的应变状态与锚环的受力状态相吻合。依据实验数据,我们可以看出锚环外的应变值存在明显的规律:锚环的轴向变形,随着载荷逐步增大发生压缩变形,而且压缩量随着载荷的增加而增加,变形量的最大值发生在锚环下部。而锚环的切向变形在切线方向受拉,伸长量随着载荷的增加而增加。中上部的变形量较下部大,中部的伸长量较上部更大些。

此外,由实验结果可以看出锚环外环表面产生了较小的永久变形。而实验结束后,通过对退锚后的锚环内部的观察发现,内部有部分区域发生了永久变形。而且,尽管锚环与夹片都可看成对称结构,但锚环内部发生永久变形的区域并非对称。

3 有限元分析

根据力的分解和合成原理,在假定锚环孔壁与夹片之间的摩擦系数为零的情况下,夹片对锚环孔壁只传递接触压力,经计算,当单根钢绞线拉力为200KN时,一个孔壁所受到的压力总和为1766.7KN。依据实验数据计算出的夹片与锚环的相对位置后,按包角180°计算夹片与锚环之间的接触面积,然后将孔壁所受到的压力按接触面积平均分布为707MPa,此力作为唯一荷载种类施加在锚环上,然而在锚环内部却引起了十分复杂的应力。

边界条件为在锚环下表面加竖向约束UY,以模拟实验过程中实验机对锚具组装件唯一形成的支撑约束的约束方式。

在当前配置下,ANSYS程序的输出形式有两种,即打印和图形显示。为便于分析,本次计算采用图形输出,输出结果的单位为N、m和Pa。输出应力项的选择根据锚板造形和受力特征,凭经验判断导致结构破坏的主要因素应该是最大主拉应力或主压应力,因此计算结果输出以SIG1和SIG3为主[5]。这里的SIG1和SIG3即为材料力学中的σ1和σ3,单位为Pa。同时,将代表锚环外圆周表面的线定义为路径,输出SZ和SY的应力值,即分别对应于锚环外环圆周表面的轴向应力和环向应力,将它们和实验测得的结果相互对比,以验证计算的效果。

以下通过图的形式来显示锚环的第一主应力(如图2所示)和第三主应力(如图3所示)在锚环内的分布状况。

从图2中可以看出,最大主拉应力出现在锚环孔壁与夹片接触的地方,其值为860MPa,小于45号钢的极限抗拉强度900MPa。从图3中可以看出,最大主压应力出现在锚环孔壁与夹片接触的地方,其值为680MPa,小于45号钢的屈服极限750MPa。

以下是对数值模拟后的结果与实验数据进行对比的数据表:

通过以上数据的对比,可以看出锚环外圆周表面的应力值基本接近,因而采用接触方法进行的数值模拟所得到的应力变化趋势可以近似反映锚具的受力变化趋势,所以,采用ANSYS模拟分析可以对锚具特性进行有效的预测。

4 不同参数的锚具模型的数值计算

通过改变锚具的多个参数,如厚度、锥度和高度等参数,对不同锚具模型进行数值模拟,以研究各个参数对预应力锚固体系受力状况的影响,以期进一步了解锚具的力学特性。为锚具的进一步优化创造条件。本次对不同参数的数值模拟计算采用三种形式来改变参数量。第一种形式是改变锚环的锥度,保持锚环的高度和厚度不变。锚固体系的各个元件的尺寸参数如表5所示。经过计算,将各个模型在钢绞线受力为200KN下的锚环的最大的第一主应力和最大的第三主应力值列出,如表6所示。

第二种形式也是改变锚环锥度,保持锚环高度和厚度不变。但此种形式的锚环高度和厚度比第一种形式的锚环高度和厚度都要小。

锚固体系的各个元件的尺寸参数如表7所示。

经过计算,将各个模型在钢绞线受力为200KN下的锚环的最大的第一主应力和最大的第三主应力值列出,如表8所示。

第三种形式是保持锚环锥度不变,改变锚环的厚度。

锚固体系的各个元件的尺寸参数如表9所示。

经过计算,将各个模型在钢绞线受力为200KN下的锚环的最大的第一主应力和最大的第三主应力值列出,如下表表10所示。

由表5~表10的数据可以得到以下结论:锥度对锚环的受力状况影响较大,随着锥度变大,锚环的最大第一和第三主应力都变小,而根据锚环材料的材料特性可以看出,锥度在6°~7°较为适宜,锚环的应力分布比其他锥度的锚环的应力分布更趋合理。随着高度和厚度同时变小,在相同锥度的情况下,锚环的第一和第三主应力都不同程度的提高,但由计算的结果看,各值还是都分别小于45号钢的极限抗拉强度和屈服极限。由此看出,本次实验所采用的样品,仍有比较大的强度裕量进行进一步的优化。使锚具模型即可以满足所有的设计要求,而且所需的支出(如重量,面积,体积,应力,费用等)最小。也就是说,得到一个使锚具最有效率的方案。由方式三可以看出,在一定范围内,锚环的厚度变化对锚固体系的受力状况影响并不是很大。所以,对于本次实验所采用的此类型锚具,可在适当范围内通过减少厚度来实现优化,提高经济效益的目的。

5 结论

通过对有限元分析结果与实验测量结果的对比分析,我们可以得出如下结论:①从应力分布情况看,锚板上部应力分布复杂且差异很大,局部应力接近极限强度,锚具的平面尺寸不宜缩小。②锚具底部两层单元压应力和拉应力都较小,从设计优化方面讲,可以考虑减小锚板的高度。若以减小10mm高度计,可节省材料16.7%,对工厂化批量生产来讲效益是可观的。③有限元分析结果和实验测量结果对比分析两者是一致的,表明采用ANSYS模拟分析可以对锚具特性进行有效的预测。通过对数值分析的结果与实验研究的结果进行对比,我们可得到:ANSYS软件是对锚具进行计算机模拟的有效工具这一结论。最后,本次项目研究后续工作将是对锚固体系进行了优化设计,通过对不同参数[6],如厚度、锥度、体积等,进行进一步模拟分析,从而获得不同锚具模型的应力分布状况,为锚具的最优设计方案提供理论依据。依据分析的结果,本次项目研究将提出了一个合理的锚具模型,此锚固体系的受力将更趋合理,更具效率。

参考文献

[1]中华人民共和国国家标准.混凝土结构设计规范(GB50010-2002)[S].北京.中国建筑工业出版社.2002.

[2]中华人民共和国行业标准.无粘结预应力混凝土技术规程(JGJ/92-2004)[S].北京.中国建筑工业出版社.2004.

[3]中华人民共和国行业标准.建筑结构荷载规范(GB50009-2001)[S].北京.中国建筑工业出版社.2002.

[4]中华人民共和国国家标准.钢结构设计规范(GB50017-2003)[S].北京.中国建筑工业出版社.2003.

[5]宋玉普.预应力混凝土建筑结构[M].机械工业出版社.2007.

预应力锚固技术 第8篇

本文除叙述现有NAPP锚固法的试验结果和施工实例外,还有关于小直径NAPP锚固法的试验报告。

1 NAPP锚固法

形成NAPP锚固法的技术基础为无台座先张预应力法,即NAPP法(Non Abutment Pretensioning Prestressing Method缩写)。标准型NAPP组合件(Unit)如图1所示,由中空PC钢筋,反力PC钢筋,锚固螺帽,NAPP套筒夹具(Holder)和终端夹具等构成。

NAPP锚固法的钻孔锚固系统为设置NAPP组合件,须先对现有混凝土结构物进行钻孔,然后再进行NAPP组合件的锚固。图2为钻孔锚固系统的结构示意。

2 标准型NAPP锚固法

2.1 试验概况

NAPP锚固法的钻孔锚固是通过灌浆材料将NAPP组合件的张拉力传递至混凝土。以下将要叙述的是有关现有混凝土结构钻孔面与灌浆材料间的附着状况。作为考察对象分别为20T和30T的NAPP组合件(设计张拉力为220 kN和320 kN)。采用的灌浆材料为市售无收缩砂浆。现有混凝土与灌浆材料间的附着面通过新开发的打毛机(图3)对钻孔内面进行打毛处理。现以低强度混凝土与低附着强度为探讨对象,钻孔锚固时,为充分保持NAPP组合件拉伸荷载以上的必要附着力,对低强度混凝土有必要加长钻孔锚固。为改善钻孔内部的附着力,还应按图4所示进行内部处理,并对有关锚固性能进行试验和探讨。

2.2 试件与试验方法

附着试验有关条件与试件形状分别见表1和图5。为便于设置气动打孔机,试件截面设计尺寸为500 mm×500 mm;钻孔直径分别为90 mm和53mm,并对钻孔内面进行处理。钻孔内分别配置30T和20TNAPP组合件,PC钢筋直径分别为32 mm和20 mm。附着长度与中空PC钢筋外径数值有关,30TNAPP组合件为256 mm (8倍直径),20TNAPP组合件为150 mm(5倍直径)和200 mm(7倍直径)。关于20T的NAPP组合件,因缩小钻孔直径,采用圆形螺帽,而并非通常采用的六角螺帽(图6)。

(a)32PCB侧面;(b) 32PCB截面;(c) 29PCB侧面;(d) 29PCB截面

试件制作是在混凝土浇筑后1周,经钻孔作业,将PC钢筋设定后进行砂浆灌注。注入砂浆7 d后,确认砂浆强度达50 N/mm2,即按计划进行试验,砂浆注入方向为水平方向,并采用砂浆泵进行灌注。

(a)六角螺帽;(b)圆形螺帽;

载荷装置如图7所示。试验方法参考有关钢筋与混凝土的附着强度试验方法进行拉拔试验。本项试验的目的主要是确认钻孔面与混凝土间的附着强度,试件内配置的钢筋为螺纹钢筋,采用的载荷板带有大于钻孔直径的150 mm和100 mm的通孔。加荷速度按钢材应力强度(Intensity stress)每分钟50 N/mm2加载,并测定固定端PC钢筋的拉入量。

2.3 试验结果与考察

使用材料试验结果见表2,钻孔面与灌浆材料的附着试验结果见表3。按PC钢筋32 mm和29mm的破坏荷载,最大载荷分别为800 kN和750 kN。试件1的附着强度,为提高NAPP30T的张拉荷载至435 kN,附着长度在8倍直径以下即可满足和确认。作为NAPP20T的张拉荷载试件,只有一个试件2下降,其他试件包括试件3的NAPP20T的张拉荷载均提高至295 kN。试验结果表明,NAPP20T的附着长度如为7倍直径也能充分满足要求。此外,从NAPP20T和NAPP30T的设计张拉位移表明,可加荷载在端部基本未发生拉拔位移。

图8为各试件的荷重-拉拔位移曲线中NAPP20T和NAPP30T均以设计张拉力表示。图9表示附着应力与拉拔位移的关系曲线。

2.4 试验结论

据本次试验结果,可确认以下所述事项。

为提高附着强度进行内面处理的钻孔锚固NAPP组合件20T和30T的附着长度如在8倍直径以上,就能锚固住NAPP组合件的张拉荷重。

NAPP组合件在张拉荷重作用下,经采用内面处理方式,其固定端几乎不发生拉拔位移。

由同时实施的预应力分布试验表明,施加预应力时的预应力值,内面处理型约减少11%,钻孔型减少13%,前者比后者相对有所减少。

经以上试验结果可确认,钻孔锚固并经内面处理,即使是30 N/mm2以下低强度混凝土结构物也可采用NAPP组合件进行钻孔锚固。

3 采用NAPP锚固的施工实例

采用标准型NAPP组合件的施工实例如下所述。所举实例为桥梁下部边缘扩宽,预制砌块的扩宽部分采用了NAPP锚固法,并与现有桥脚和桥台相结合。

3.1 工程概况

该桥为两跨间支先张法中空板板桥,建于1981年,为进行抗震加固,并在桥台、桥脚设置位移限制装置,须对边缘进行扩宽。该桥主要参数如下:桥长29.000 m,梁长14.455 m,跨距13.955 m,宽度7.000 m。

扩宽加固的桥梁见图10,桥脚边缘扩宽部分的NAPP组合件配置见图11。作为施工实例,采用NAPP20T组合件,每个预制块采用两根NAPP组合件进行钻孔锚固。现有桥台、桥脚的钻孔长度确保在580 mm以上,钻孔直径为77 mm,为确保附着力采用打毛机(图3)进行内面处理。在图11中有3处采用了直径23 mm预应力钢筋代替NAPP组合件。这是经现场调查配置NAPP组合件确有困难,经协议,采用桥脚钻通孔,然后配置混凝土钢筋的取代方案。

3.2 施工

施工流程为:准备工作→搭脚手架→检查桥台、桥脚钢筋(电磁波雷达)→撤去现有边缘扩宽部分(钢丝锯)→变换脚手架(吊脚手)→为NAPP组合件钻孔(风动机械)、钻孔内面处理→防蚀锚杆钻孔→设置预制砌块→设置防锈锚杆、灌注无收缩砂浆→设置NAPP组合件、灌注无收缩砂浆→导入NAPP组合件张拉力→拆除脚手架→工程收尾。

在进行钻孔作业时,钻孔长度和钻孔直径应随时确认。现有桥台桥脚的钢筋位置,按正常位置钻孔较困难,在满足结构计算的前提下,钻孔位置决定在高度方向-50～100m范围内。内面处理采用打毛机作业,在全部内面处理作业结束后,用吸尘器清除孔内粉尘,并用检测器具确认外径在87mm以上。

预制砌块在所定位置设置后,即在结构物与砌块间以及NAPP锚固孔内灌注无收缩砂浆。

4 小直径NAPP锚固技术开发

关于标准型NAPP锚固法的部分研究和施工实例已如前述。使用标准型时,NAPP组合件40T (标准张拉力为420kN),终端夹具尺寸大,钻孔直径相应为90mm。如采用30T和20T,钻孔直径相应为77mm。特别是如采用40T,对配筋量大的构件及薄壁构件均不适应,难度较大。为此,有必要开发一种小直径NAPP锚固法,其构造与有关锚固如下所述。

4.1 钻孔锚固

使用标准型钻孔锚固法时,如果为NAPP组合件40T,钻孔直径为90mm,其锚固部分由相当于钢筋直径(8×40=320)的螺纹长度和终端夹具构成,小直径型的NAPP组合件40S,具有与其相等的张拉力,由于钻孔直径较小(53mm),为代替标准型使用的螺帽对角尺寸为86.5mm的终端锚夹具,改用了全螺纹钢筋(锚固夹具)和圆薄型螺帽。图12为小直径型NAPP组合件40S结构示意;图13为标准型与小直径型钻孔锚固详图比较;图14为标准型和小直径型两者钻孔直径比较。

(a)标准型40T;(b)小直径型40S

4.2 试件与试验方法

先张法预应力混凝土(PC)构件锚具的附着与钢材长度分布有关,也与PC钢筋泊松(Poisson)效果引起混凝土与PC钢筋间的接触压力有关。据有关研究,NAPP系统的接触压力有关因素的比值较小,一般为4.8%～5.8%。据此,本次NAPP系统的锚固强度试验,试件未导入先张预加应力。

(a)标准型40T;(b)小直径型40S

4.2.1 试件

根据拉拔荷载,NAPP组合件40S的螺纹部分的标准张拉荷载须在539kN以上,NAPP组合件固定端不应发生位移,对此通过锚固试验进行确认。

试件主要参数为全螺纹固定部分的长度与圆形螺帽配置个数。试件类型与使用材料如表4所示。

先进行试件1试验,以便通过试验结果的研究设置试件2的锚固部分,有关试件形状和配筋如图15所示。在中空PC钢筋的拉拔荷载下,混凝土截面500mm×500mm未发生破坏,作为最大锚固长度相对于钢筋直径为18×40=720mm。作为补强筋配置,采用螺纹钢筋。用气动钻孔机打孔,钻孔直径为53mm,孔内全长均经过内面处理(图16)。灌浆采用无收缩砂浆,为减少孔内空隙,细骨料的最大尺寸在1mm以下,以便具有良好的流动性。灌浆时采用砂浆泵按水平方向进行。无收缩砂浆的有关特征见表5。

4.2.2 测定项目

测定内容主要是固定端和千斤顶承压板的位移、全螺纹PC钢筋与混凝土表面的变形。全螺纹PC钢筋变形测定位置见图17。混凝土的变形仅对试件1给出测定。全螺纹PC钢筋的应变电阻片贴在螺纹(螺牙)处,同时采用另一方法进行应变校正测试,以便计算出钻孔部分的有效截面积。

(a)试件1;(b)试件2

4.2.3 试验方法

试验时采用1000kN千斤顶进行加荷。荷载装置见图18。持续加荷,无变化增加。螺纹部分标准张拉荷载至539kN。这时的加荷速度为每分钟50N/mm2 (30.7kN)。

4.3 试验结果与考察

试验时的材料试验结果如表6所示。

4.3.1 固定端的变位

固定端的变位与拉拔荷载的关系如图19所示。本图还包含千斤顶承压板的变位。由图19可确认,螺纹部分在标准张拉荷载下,试件的固定端全都未发生变位,可确保所需锚固强度。

4.3.2 全螺纹部分的应变分布

中空PC钢筋设计荷载时的容许张拉荷载(0.6Pu=398kN),加荷时的应变分布如图20所示。横轴以距离中空PC钢筋端部位置表示。

由试件1的应变分布可知,PR (250mm位置)应变较小(5×10-6),可推断荷重对3个圆形螺帽基本未起作用。由此结果,试件2的圆形螺帽改用了两个。这主要是由于钻孔长度缩短所致。

试件2的应力分布,由图21可见,圆形螺帽(P2～P3、P4～P5之间)的斜度比螺纹部分(P1～P2、P3～P4之间)的斜度大,由此可推断出圆形螺帽的影响效果较小。这主要是作用在螺帽上的称压力,由于螺帽侧面附着力较小,螺帽的承压效果与螺帽下的螺纹部分附着效果相互抵消。

4.3.3 全螺纹的附着力

应力分布曲线的倾斜,表示微小区间的中空PC钢筋张拉力之差,附着应力可由式(1)求出:

式中:τ为附着应力(N/mm2);Ap为钢材的断面积(mm2);Ep为钢材的弹性模量(N/mm2);D为钢材直径(mm)。

由图20可知,通过式(1)计算出的附着应力如表7所示。表7中的参与比率以总附着力分别除以各附着力的计算值表示。据此,螺帽的参与比率为31.9%,螺纹部分参与比率为68.1%。

4.3.4 荷载与应变的关系

试件1混凝土应变仪无应变显示。全螺纹的荷载-应变关系如图21所示。以相同位置应变进行比较,试件2的P1-P2、P3-P4值在PL、PC位置以直线补入空间。在PL、PC位置,试件1与试件2的应变差异不大。据此可认为,配制两个圆形螺帽同样也具有所需功能。

4.4 试验结论

小直径NAPP锚固法的开发,用全螺纹PC钢筋和圆形螺帽组成的结构代替终断锚夹具的方案,经试验可得出以下结果。

(1)由全螺纹PC钢筋与圆形螺帽的组合锚固结构,经试验可确认具有充分的锚固性能。

(2)圆形螺帽仅需配置两个即可满足锚固强度要求。

(3) NAPP组合件40S的钻孔锚固,其必要的钻孔锚固长度为8倍直径加5.5倍直径,即560mm。

5 试验总结

以上为NAPP组合件锚固法最初开发的标准型研讨结果和施工实例以及小直径型的试验研究结果有关报告。

与标准型相比,小直径型减小了钻孔直径,有其实用价值,用途也较广。但与相同性能的标准性相比较,小直径型的钻孔长度较长,为此应根据试用构件和条件,分开使用标准型或小直径型为妥。

摘要：无台座先张预应力法(NAPP法)引入预应力时无须重型设备和较大作业空间,是一种可用于现有混凝土结构物进行部分引入预加应力的施工方法。介绍了NAPP组合件锚固法最初开发的标准型研讨结果和施工实例以及小直径型的试验研究结果的有关报告。与标准性相比,小直径型减小了钻孔直径,有实用价值,用途较广。但与相同性能的标准性相比,小直径型的钻孔长度较长,为此应根据构件和条件分开使用标准型或小直径型的组合件。