新型高強度鋼質錨下墊板性能研究

石龍 杜傳知 劉成 袁磊 盧小永

（1.中國鐵道科學研究院，北京 100081；2.成都市新筑路橋機械股份有限公司，成都 611430；3.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；4.中國鐵路太原局集團有限公司，太原 030000）

我國鐵路預應力混凝土梁基本采用1860 MPa 級預應力鋼絞線及錨固體系。隨著我國鋼鐵冶煉技術、預應力工業(yè)生產技術的進步，更高強度的鋼絞線技術已較為成熟而被應用［1］。錨下墊板是將預壓力均勻分散到錨下混凝土的構件［2］，國內的工程建設中普遍使用與1 860 MPa級鋼絞線匹配的鑄鐵錨下墊板［3］，但存在兩方面不足：對于更高級別的預應力系統(tǒng)，現(xiàn)有錨下墊板已不再適用；由于國家產業(yè)升級，逐步淘汰落后和重污染的產能，鑄鐵材料制造成本逐年上升。

基于此，本文研發(fā)了適配2 200～2 400 MPa 強度等級鋼絞線的新型組合結構式鋼質錨下墊板，選取典型9 孔、15 孔、19 孔規(guī)格的錨固體系，采用有限元軟件對其進行計算分析，并通過傳力試件靜載試驗驗證新型墊板的適用性和可靠性。

1 新型錨下墊板結構

新型錨下墊板結構（圖1）可根據(jù)孔位調整傳力筒及擴散板個數(shù)。一般小孔位錨下墊板設置1道傳力筒和擴散板，大孔位則設置2 道。端板、傳力筒、擴散板均由軋制厚鋼管裁成［4］并焊接成型，灌漿孔道可根據(jù)工程需要選用不同的可塑形材料。

圖1 新型錨下墊板結構示意

2 有限元分析

2.1 有限元幾何模型

建立錨下墊板傳力試件有限元模型。忽略新型墊板的灌漿孔，則整個試件有2個對稱面，故按實際尺寸取1/4 模型（圖2）進行計算。模型中考慮了錨下混凝土、新型錨墊板、螺旋筋、縱向鋼筋和箍筋。混凝土及墊板采用八節(jié)點3D 實體單元模擬，鋼筋（包括螺旋筋、縱筋、箍筋）采用3D 桿單元模擬，將桿單元節(jié)點與周圍實體單元節(jié)點直接耦合，模擬鋼筋和混凝土的黏結作用。

圖2 有限元模型（1/4模型）

2.2 材料本構模型

墊板及鋼筋采用理想彈塑性本構模型，其基本參數(shù)見表1。

表1 墊板及鋼筋材料基本參數(shù)

混凝土采用塑性損傷（Concrete Damaged Plasticity，CDP）本構模型。假定混凝土材料主要因為拉伸開裂和壓潰而破壞，屈服或破壞面的演化由拉伸、壓縮等效塑性應變控制，剛度衰減由損傷因子控制。混凝土基本參數(shù)［5］為：密度2 500 kg/m3，初始彈性模量Ec=38 251.7 MPa，泊松比0.2。

采用GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》附錄C2.3，C2.4 推薦曲線，建立混凝土塑性損傷模型需要的受拉、受壓應力應變關系［6］，并用實測混凝土立方體抗壓強度（44.8 MPa）進行修正，最終得到混凝土本構關系，見圖3。

圖3 混凝土本構關系

2.3 計算結果

9 孔、15 孔、19 孔錨下墊板塑性應變和螺旋筋Mises 應力見圖4。可知：①9 孔錨下墊板的最大塑性應變?yōu)?.5%，15 孔和19 孔錨下墊板最大塑性應變則小于1.0%，且區(qū)域較小。新型墊板采用高延展性的鋼材（45 號鋼），因此具有較好的抗壓變形能力。考慮錨具工作荷載一般小于極限荷載的80%，因此施加極限荷載時允許墊板產生一定的塑性應變。②螺旋筋Mises 應力分布不均勻，上部應力較小而下部應力較大，雖未超過鋼筋屈服強度，但最大應力已接近其屈服強度。

圖4 錨下墊板和螺旋筋有限元計算結果

單元積分點到達開裂應變時，該積分點剛度急劇下降，損傷因子dt隨之增加，最終接近極值1。因此，受拉損傷因子超過0.9 的部位可近似認為已開裂。9孔、15孔、19孔錨下墊板混凝土、箍筋和縱筋的受拉損傷及Mises應力見圖5。

圖5 混凝土、箍筋和縱筋有限元計算結果

由圖5可知：①3種規(guī)格錨下墊板混凝土的中下部均有損傷較小的區(qū)域（dt＜0.7）；9孔錨下墊板對稱面有1 處較大的損傷區(qū)域（dt＞0.9），15 孔和19 孔錨下墊板則有2 處，可以認為這些區(qū)域已開裂。②箍筋應力較大的位置與混凝土開裂區(qū)域重合。

3 靜載試驗

3.1 試驗概況

根據(jù)JGJ 85—2010《預應力筋用錨具、夾具和連接器應用技術規(guī)程》檢驗要求和試驗方法，按照9 孔、15孔、19 孔新型錨下墊板各制作3 個傳力試件（圖6）進行靜載試驗。其中，a，b，h分別為試件的長，寬，高。試件尺寸及配筋見表2。

圖6 錨下墊板傳力試件

表2 試件尺寸及配筋

按照JGJ 85—2010 的要求分級加載，分別在0.4Fptk，0.8Fptk（Fptk為設計荷載）處持荷10 min，最后加載至極限荷載Fu。試驗現(xiàn)場見圖7。

圖7 試驗現(xiàn)場

3.2 試驗結果

JGJ 85—2010 要求試件在承受0.8Fptk時，最大裂縫寬度不得大于0.25 mm，且極限承載力不得低于1.25Fptk。試件裂縫寬度和極限荷載見表3。可知，所有試件裂縫均滿足規(guī)范檢定要求，且極限承載力有一定富余，新型錨下墊板的傳力性能滿足規(guī)范要求，能夠均勻分散荷載至混凝土。

表3 試件裂縫寬度和極限荷載

圖8 19孔規(guī)格試件裂紋分布（單位：mm）

施加1.0Fptk時19孔規(guī)格試件裂紋分布見圖8。其中，W為裂紋寬度。可知，在試件側面和頂面均有裂紋，且有2 種分布形式：①側面正中分布1 條較長裂紋，寬度較大；②以側面中心線為對稱軸，分布2 條較短裂紋，寬度較小。

以19孔規(guī)格試件為例，統(tǒng)計試件中各個孔位側面相同位置的橫向應變ε與加載荷載F，擬合ε-F曲線，并與模擬計算曲線對比，見圖9。

圖9 19孔規(guī)格試件應變數(shù)值模擬值與試驗值對比

由圖9可知：①試件開裂前，混凝土側面橫向應變（垂直于豎向裂縫方向）增長較慢，F(xiàn)≥0.6Fptk后橫向應變迅速增加，表明試件開裂荷載均大于0.6Fptk。②應變模擬計算曲線與試驗擬合曲線接近，表明有限元計算方法合理。

4 結論

1）數(shù)值模擬計算所得的錨下墊板傳力試件應變隨荷載變化結果與試驗實測的結果吻合較好，表明有限元模型可靠。

2）試驗加載到1.0Fptk時出現(xiàn)的裂縫位置與模擬計算所得裂縫位置基本一致。

3）9孔、15孔、19孔錨下墊板試件均符合標準檢驗要求，新型錨下墊板的傳力性能滿足規(guī)范要求。