低回縮預應力錨具錨下混凝土應力的試驗研究

摘 要:低回縮預應力鋼絞線體系是一種新型預應力體系.為了研究新型二次張拉低回縮預應力錨具的錨下構造，設計了采用二次張拉單孔預應力鋼絞線錨具的預應力矩形梁試驗，將理論計算結果分別與傳統夾片式錨具錨下應力場、新型二次張拉低回縮預應力錨具錨下應力場進行對比，發現在張拉過程中三者錨下應力場的變化規律一致.當采用相同型號的錨下墊板時，各截面應力峰值相差很小，且均未超過試驗混凝土的強度.因此，二次張拉單孔預應力鋼絞線錨具錨下構造可與傳統夾片式錨具完全相同.

關鍵詞:矩形板試驗;應力分析;低回縮預應力錨具;錨下構造;峰值應力

中圖分類號:U448.35;U441.5文獻標識碼:A

Experimental Study of Concrete Stress under Low Retracting Pre-stress Stranded Anchorage

SHAO Xu-dong，RONG Hui，ZHANG Yang，ZENG Tian-sheng

(College of Civil Engineering， Hunan Univ， Changsha， Hunan 410082， China)

Abstract:Low retracting pre-stressing anchorage system (LRPAS) is a new type of post-tensioned prestressing system. An experimental study was carried out to investigate the structural behavior under the new LRPAS. A scaled test specimen using low retracting pre-stress stranded single anchorage was constructed and tested. Based on the strain measurements， the stress field under the traditional anchorage and the new LRPAS were obtained， and the test results were consistent with the theoretical calculation ones. When the same type of steel plate under the anchorage was used， the maximum stress of the cross-section was similar， and did not exceed the strength of concrete. Therefore， compared with the traditional anchorage， the low retracting pre-stress stranded single anchorage has the same construction under the anchor.

Key words:test specimens; stress analyses; low retracting pre-stressing anchorage system;construction under anchorage; maximums stress

目前，我國大跨徑預應力混凝土箱梁橋腹板中的豎向預應力通常是采用張拉精軋螺紋鋼的方式來實現，但精軋螺紋鋼YGM錨固體系都存在張拉應力低、錨具實際回縮損失大、安裝精度要求高、精軋螺紋鋼筋易被拉斷和壓漿質量不夠好等缺陷^[1-6].

為此，湖南大學橋梁工程研究所和湖南湘潭歐之姆預應力錨具有限公司共同研制出一種二次張拉低回縮鋼絞線豎向預應力錨固系統，可為腹板提供穩定可靠的高效豎向預應力.1 基本原理

二次張拉低回縮鋼絞線豎向預應力錨固系統的基本原理就是對鋼絞線進行二次張拉(如圖1所示).第1次仍按常規工藝張拉鋼絞線，使錨杯內的夾片夾緊預應力筋;第2次張拉錨杯，直至達到鋼絞線的設計張拉力后，便擰緊錨杯外的螺母進行最后固定.這樣便能使預應力筋張拉的回縮損失達到最小，而且二次張拉工藝和鋼絞線的大延伸量在運營中也不易失效.

低回縮預應力鋼絞線是一種新型預應力體系，為了檢驗其使用性能，湖南大學橋梁工程研究所進行了一系列試驗研究.

為研究腹板在豎向預應力鋼絞線作用下的應力場及應力擴散現象，進行了矩形混凝土薄板模型試驗.實測按照26.5°的擴散角來確定豎向預應力鋼絞線的間距，則可以保證箱梁腹板范圍內的有效豎向預壓應力值比較高且各截面應力均勻，而其范圍外的混凝土壓應力計算需考慮擴散角的影響^[7].

圖1 低回縮預應力鋼絞線錨具

Fig.1 Low retracting pre-stressing anchorage

為研究箱梁腹板在新型豎向預應力體系保護下的裂縫狀況以及極限承載力，設計了預應力箱梁腹板極限狀態試驗.模型腹板的設計開裂荷載為700 kN，試驗表明，當實際加載至1 290 kN時(超載142%)，出現肉眼可見的細裂紋，加載至1 500 kN時(設計荷載的165%)，斜裂縫寬度達0.4 mm，但卸載后又完全閉合，說明此時腹板的受力仍處于彈性狀態.

實測兩根1 m長預應力鋼絞線張拉力，得到錨固后應力即時損失值如表1所示.

表1 預應力鋼絞線即時損失

從表1可以看出，采用低回縮鋼絞線豎向預應力錨具，預應力即時損失僅4.8%，遠遠小于精軋螺紋鋼預應力體系(力筋長度4 m左右)的應力損失45%^[8];

而一次張拉短筋的損失卻高達30%以上，損失也很大.

經過上述一系列的試驗，表明新型二次張拉低回縮鋼絞線錨固系統應用于梁橋腹板，能提供穩定可靠的豎向預應力，從而大幅減小腹板開裂的風險，由于其經濟性好、施工方便，不失為一種好的短束預應力選擇，是治理預應力混凝土箱梁橋腹板開裂的最為有效的手段.

但是上述試驗沒有涉及新型錨具錨下構造措施，為此本項目課題研究小組專門制作以下兩根試驗梁，分別采用常規夾片式錨具和本文新型二次張拉低回縮預應力錨具進行試驗對比和理論分析，為新型錨具錨下構造提供試驗依據.

2 試驗模型及試驗步驟

如圖2所示，兩根試驗梁均為1 m長的混凝土梁，截面尺寸為0.5 m×0.2 m，混凝土強度C45，錨下采用普通鋼墊板，預應力鋼筋采用1860級鋼絞線.其中，1#試驗梁的兩端采用傳統的夾片式錨具(以下簡稱傳統錨)，2#試驗梁的兩端采用二次張拉單孔低回縮預應力錨具(以下簡稱二次錨)，預應力筋采用30 t穿心式液壓千斤頂進行張拉.

依據理論分析的結果布置錨下1/2截面的應變測點示于圖3(另外1/2截面測點布置對稱于該圖).

1—百分表 2—振弦式壓力傳感器 3—鋼墊板 4—無粘結預應力鋼絞線 5—螺母 6—錨杯 7—夾片

圖2 二次張拉單孔預應力錨具錨下混凝土應力試驗模型(單位:cm)

Fig.2 The test model of concrete stress analysis under the second single tensioned pre-stressing anchorage(units:cm)

圖3 1/2截面應變片布置(單位:cm)

Fig.3 The disposal of strain gauge in 1/2 section(units:cm)

3 二次張拉低回縮預應力錨具錨下混凝土應力分析

由于試驗梁的幾何尺寸和受力狀態均為對稱的，故可取半結構計算模型進行分析.計算是采用大型有限元分析軟件Ansys，由于孔道面積很小(0.3%)，為了簡化計算模型忽略其影響.采用Solid65單元模擬混凝土、Link8單元模擬力筋，共3 280個單元、4 053個節點.混凝土強度實測47.2 MPa，彈性模量34 GPa，預應力鋼絞線強度1 860 MPa.

試驗中由于采用了振弦式壓力傳感器和液壓千斤頂油壓表來對張拉控制力實現雙控，故可不計錨具變形、鋼筋內縮和混凝土壓縮引起的預應力損失;其次，本試驗采用無粘結預應力鋼絞線，且構件短小，故可忽略預應力鋼筋與孔道壁之間摩擦引起的預應力損失;再次本試驗的全過程十分短暫，故可不計預應力鋼筋應力松弛引起的預應力損失.基于以上原因，本試驗就只考慮了放張后預應力鋼筋回縮引起的預應力損失.

通過有限元仿真分析后，將其計算結果與圖3所示幾個截面的實測值進行了比較^[9]，比較結果如圖4~ 7所示.由于兩根試驗梁上的作用荷載相差很小，所以圖中只給出了2#試驗梁的理論值，1#試驗梁僅給出應力曲線.為了節省篇幅，本文只給出了0.4P，0.8P、一次張拉放張后和二次張拉放張后各截面的應力圖(圖中應力曲線旁邊數值代表2#

圖4 0.4P(1#梁101 kN，2#梁120 kN)荷載作用下各截面應力

Fig.4 The cross-section stress under 0.4P(1# concrete girder 101 kN，2# concrete girder 120 kN)

圖5 0.8P(1#梁194 kN，2#梁195 kN)荷載作用下各截面應力

Fig.5 The cross-section stress under 0.8P(1# concrete

girder 194 kN，2# concrete girder 195 kN)

圖6 一次張拉放張后(1#梁130 kN，2#梁119 kN)各截面應力

Fig.6 The cross-section stress after first tensioned (1# concrete girder 130 kN，2# concrete girder 119 kN)

圖7 二次張拉放張后(2#梁179 kN)各截面應力

Fig.7 The cross-section stress after second tensioned(2# concrete girder 179 kN)

試驗梁該截面最大應力值，單位:MPa).

由圖4~ 7可知，實測縱向最大壓應力(3.264<29.6 MPa)和橫向最大拉應力(1.156<2.51 MPa)均出現在距離梁端0.1~0.2 m的梁中心線上，在距離梁端更遠的地方應力逐漸擴散.

二次錨錨下應力場與理論結果吻合良好，但是各截面應力峰值與傳統錨錨下應力峰值有點差別(見表2和表3).這主要是由于二次錨是螺母與錨下墊板接觸，而傳統錨是錨杯與墊板接觸，如圖8所示.

由表2和表3可以看出，二次錨和傳統錨錨下應力與各自的理論值均吻合良好.理論計算荷載均按2#梁上實際作用荷載，但錨杯與墊板接觸面積略小于螺母與墊板接觸面積，故傳統錨錨下應力峰值略大于二次錨錨下應力峰值(4%以內).所以，由于鋼墊板的存在，接觸方式不同的兩種錨具錨下應力場在各級荷載下的變化規律基本一致，而且峰值應力相差很小，這就說明單孔二次錨錨下配筋等構造措施可以完全按傳統錨進行^[10].

4 結 論

1)二次張拉單孔低回縮預應力錨具錨下應力場與理論應力場、傳統夾片式錨具錨下應力場均一致，錨下構造可完全與傳統夾片式錨具相同.

2)二次張拉單孔低回縮預應力錨具錨下最大壓應力出現在距梁端0.2 m的中心線上，最大拉應力出現在距梁端0.1~0.2 m的中心線上，但均未超過試驗混凝土強度，表明二次錨下只需配置普通鋼墊板就能滿足錨下混凝土局部受力要求.

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