朱萬旭 陸鑫 熊城洋 黃明鑫 黃家柱，4

1.桂林理工大學(xué) 機(jī)械與控制工程學(xué)院， 廣西 桂林 541004； 2.桂林理工大學(xué) 廣西巖土力學(xué)與工程重點實驗室，廣西 桂林 541004； 3.桂林理工大學(xué) 廣西壯族自治區(qū)智慧結(jié)構(gòu)材料工程研究中心， 廣西 桂林 541004；4.廣西漢西鳴科技有限責(zé)任公司， 廣西 桂林 541004

預(yù)應(yīng)力鋼絞線的力通過錨板間接地傳遞給錨墊板，錨固區(qū)灌漿技術(shù)已由獨立的灌漿管道與喇叭形狀的分離式錨墊板向錨墊板與灌漿孔一體化發(fā)展，通常在錨墊板內(nèi)部布置灌漿孔。鋼絞線強(qiáng)度已由1860 MPa級提高到2200 MPa 級，在更高強(qiáng)度的預(yù)應(yīng)力作用下，錨墊板間接承受較強(qiáng)的預(yù)應(yīng)力，在預(yù)應(yīng)力傳遞的過程中錨墊板上的灌漿孔是否對錨固區(qū)應(yīng)力分布產(chǎn)生影響尚未知。為此，針對2200 MPa 級預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)錨墊板上的灌漿孔展開研究。

關(guān)于預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)及其錨墊板，國內(nèi)外許多學(xué)者做了大量的試驗研究和有限元分析。Kim 等［1］對超高性能混凝土錨固區(qū)采用ABAQUS 軟件建立三維模型進(jìn)行分析。Yangsu 等［2］對使用兩肋KTA?A 型錨墊板的不同尺寸錨固區(qū)建立1/4 模型進(jìn)行有限元分析。Kook 等［3］研究了錨固區(qū)與錨墊板面積比對荷載的傳遞效率。Ji 等［4］對使用Fe?SMA 螺旋筋的錨固區(qū)建立有限元模型，忽略了灌漿孔，通過荷載傳遞試驗驗證使用Fe?SMA 螺旋筋的優(yōu)越性。Kook 等［5］以錨墊板有無橫向肋條為變量對錨固區(qū)進(jìn)行有限元分析，并通過荷載傳遞試驗發(fā)現(xiàn)錨墊板增加橫向肋條可以分散錨固區(qū)的應(yīng)力。Cervanka 等［6］以錨固區(qū)截面形狀為變量對錨固區(qū)進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)矩形截面使得錨固區(qū)承載力減小，正方形截面擁有較好的承載力。Kim等［7］對使用超高性能混凝土的錨固區(qū)進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)使用超高性能混凝土可以減少錨固區(qū)的尺寸。石龍等［8］對使用鋼墊板的2000 MPa 級錨固區(qū)進(jìn)行有限元模型分析計算。馬倩、桂志光等［9-10］對建立1860 MPa 級預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)模型取1/8 進(jìn)行有限元分析。朱星等［11］對使用高性能混凝土復(fù)合錨墊板的錨固區(qū)建立1/4 模型進(jìn)行有限元分析。朱萬旭等［12］在港珠澳大橋節(jié)段預(yù)制橋墩高強(qiáng)鋼筋錨固體系的關(guān)鍵技術(shù)研究中，分別對錨墊板、螺旋筋以及錨下混凝土進(jìn)行了數(shù)值模擬，并且通過荷載傳遞試驗驗證了錨固區(qū)設(shè)計的合理性。周建民等［13］對使用7種結(jié)構(gòu)的鑄造錨墊板構(gòu)建32個試件進(jìn)行錨固區(qū)傳力試驗，并建立圓形端面以及方形端面的錨墊板錨固區(qū)，取1/4 模型進(jìn)行有限元對比分析，同時忽略了灌漿孔對錨固區(qū)的影響。

綜上，鮮有文獻(xiàn)研究鑄造型錨墊板上的灌漿孔對錨固區(qū)應(yīng)力分布的影響。本文以設(shè)置灌漿孔的錨墊板旋轉(zhuǎn)角度為控制變量，建立32 個2200 MPa 級預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)模型進(jìn)行有限元分析，確定錨墊板最佳放置位置，并通過荷載傳遞試驗分析灌漿孔細(xì)部結(jié)構(gòu)對錨固區(qū)應(yīng)力分布的影響。

1 有限元分析

1.1 錨固區(qū)模型

錨墊板從0°開始旋轉(zhuǎn)至45°，以3°為增量，采用UG（Unigraphics NX）軟件建立32 個2200 MPa 級預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)模型并導(dǎo)入有限元軟件進(jìn)行分析，錨固區(qū)幾何模型見圖1。根據(jù)文獻(xiàn)［14］選取九孔錨墊板，型號為M15T?9D。錨固區(qū)結(jié)構(gòu)尺寸為420 mm × 420 mm ×860 mm。

圖1 錨固區(qū)幾何模型

1.2 材料參數(shù)

錨墊板為理想的彈塑性材料，選用Solid186 實體單元，混凝土采用8 節(jié)點Solid65 實體單元，螺旋筋采用Pipe16 桿單元。采用六面體網(wǎng)格。由于結(jié)構(gòu)對稱，以灌漿孔位置為基準(zhǔn)，取1/2 模型進(jìn)行有限元分析。材料參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)

按照荷載傳遞試驗的實際方式，對錨墊板所在承壓面施加均布荷載，荷載F= 0.75 × 9 × 2200 × 140 ×10-3= 2079 kN。將模型底面進(jìn)行六自由度約束。

1.3 計算結(jié)果

錨墊板應(yīng)力對比見圖2。由圖2（a）可知，除21°、24°外，其他旋轉(zhuǎn)角度下設(shè)置灌漿孔的錨墊板比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板主拉應(yīng)力大2.71%～34.27%。旋轉(zhuǎn)角度為45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板主拉應(yīng)力為83.24 MPa，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板大17.12%。由圖2（b）可知，旋轉(zhuǎn)角度為0°、3°、12°、45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板主壓應(yīng)力大2.13%～4.81%。旋轉(zhuǎn)角度為45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板主壓應(yīng)力為146.26 MPa，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板大2.75%。經(jīng)觀察，設(shè)置灌漿孔的錨墊板應(yīng)力集中除出現(xiàn)在底板與喇叭管交會處，縱向和環(huán)向加勁肋根部以及翼緣凸起處外，還出現(xiàn)在灌漿孔周圍。因此，建立拉壓桿模型對錨墊板進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時需要忽略灌漿孔。由此可知，灌漿孔的存在會影響錨墊板的應(yīng)力分布。不同旋轉(zhuǎn)角度下，錨墊板主拉應(yīng)力以及主壓應(yīng)力均未超過其材料抗拉以及抗壓強(qiáng)度極限。

圖2 錨墊板應(yīng)力對比

螺旋筋應(yīng)力對比見圖3。由圖3（a）可知，旋轉(zhuǎn)角度為30°、33°、39°、42°、45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋主拉應(yīng)力小0.59%～4.16%。旋轉(zhuǎn)角度為45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋主拉應(yīng)力為35.6 MPa，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋小1.6%。由圖3（b）可知，旋轉(zhuǎn)角度為6°、15°、33°、36°、39°、42°、45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋Von?Mises 應(yīng)力小0.92%～16.83%。旋轉(zhuǎn)角度為45°時，設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋Von?Mises 應(yīng)力為61.73 MPa，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下螺旋筋Von?Mises 應(yīng)力小6.27%。不同旋轉(zhuǎn)角度下，螺旋筋主拉應(yīng)力均未超過其材料抗拉強(qiáng)度極限值。

圖3 螺旋筋應(yīng)力對比

混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力對比見圖4?？芍孩傩D(zhuǎn)角度為0°、24°、33°、36°、42°、45°時，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力大0.44%～1.99%。②旋轉(zhuǎn)角度為45°時，混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力（4.5 MPa）最小，比未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下混凝土拉應(yīng)力大0.67%，未超過混凝土抗拉強(qiáng)度極限（5 MPa）。③設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力呈逐漸下降趨勢。未設(shè)置灌漿孔的錨墊板錨下混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力呈先增大后減小的趨勢。

圖4 混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力對比

綜上，旋轉(zhuǎn)角度為45°時，錨墊板能很好地分散荷載，錨下螺旋筋可以較好地約束混凝土開裂，使得錨下混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力最小，承載力相對較高。因此，錨墊板放置在45°位置，錨固區(qū)安全可靠。

2 荷載傳遞試驗

2.1 試驗方法

錨固區(qū)傳力試驗加載方式為單調(diào)持荷加載，加載試驗機(jī)對錨墊板直接施加壓應(yīng)力，以此模擬預(yù)應(yīng)力鋼絞線的張拉過程，較為真實地反映預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)錨下應(yīng)力分布情況。旋轉(zhuǎn)角度為45°時的錨墊板見圖5。將混凝土試件放置在加載工作臺上，工作錨板放置在錨墊板內(nèi)環(huán)沉臺端面上，通過加載試驗機(jī)對工作錨板進(jìn)行加載。以0.2Fptk（Fptk為錨墊板設(shè)計載荷）為增量進(jìn)行逐級加載，在達(dá)到0.2Fptk、0.4Fptk、0.6Fptk、0.8Fptk、1.0Fptk、1.2Fptk時分別持荷5 min，持荷時采集光纖光柵波長并由試驗人員持裂縫測寬儀對產(chǎn)生的裂縫進(jìn)行測量并記錄數(shù)據(jù)。試驗用測力系統(tǒng)精度不應(yīng)大于1.0%，裂縫寬度測量儀分辨率不應(yīng)大于0.01 mm，加載時應(yīng)避免偏心，確?；炷翗?gòu)件受壓端面受力均勻，加載速度不超過100 MPa/min。

圖5 錨墊板

試驗儀器包括：YES?500液壓式壓力試驗機(jī)，工作錨板，混凝土立方體試件，光纖光柵應(yīng)變傳感器，CW60 裂縫寬度測試儀，光譜解調(diào)儀，電腦。試驗設(shè)備及試塊見圖6。根據(jù)GB/ T 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》［15］選擇材料相關(guān)參數(shù)，試件參數(shù)見表2。3 個混凝土立方體試件均采用C50 級混凝土，尺寸為420 mm × 420 mm × 860 mm。

表2 試件參數(shù)

圖6 試驗設(shè)備及試塊

2.2 試驗現(xiàn)象與結(jié)果

在試驗過程中使用手持便捷式計測顯微鏡觀測混凝土側(cè)表面裂縫寬度，經(jīng)觀察：①加載至0.8Fptk時，3 個試件均出現(xiàn)第1 條裂縫，裂縫寬度最大值分別為0.07、0.08、0.06 mm，均小于FIP［16］中的限值0.1 mm。試件未發(fā)現(xiàn)其他破壞形式。②加載至1.0Fptk時，試件裂縫寬度沿之前的裂縫繼續(xù)擴(kuò)散，并產(chǎn)生新的裂縫，裂縫寬度最大值不超過0.11 mm。試件未發(fā)現(xiàn)其他破壞形式。③加載至1.2Fptk時，混凝土試件裂縫寬度沿之前的裂縫繼續(xù)擴(kuò)散，并產(chǎn)生新的裂縫，裂縫寬度最大值不超過0.15 mm，小于GB/ T 50010—2010 限值0.25 mm。試驗過程中，錨墊板周圍有輕微下沉，邊緣產(chǎn)生微小的翹起，錨墊板整體結(jié)構(gòu)均未發(fā)生變形。

試驗值與有限元計算值對比見圖7?？芍孩僭?～0.6Fptk作用下，3 個試件混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力試驗值與有限元計算值逐漸增大，基本均呈線性增長。由于灌漿孔的存在，有限元計算值比實測值偏大。②在0～0.6Fptk作用下，3 個試件內(nèi)部螺旋筋拉應(yīng)力試驗值與有限元計算值逐漸增大，基本均呈線性增長。由于灌漿孔的存在，有限元計算值比試驗值偏大。③由于3 個試件均在0.8Fptk載荷作用下出現(xiàn)第1 條裂縫，此時錨固區(qū)出現(xiàn)應(yīng)力重分布，因此隨著荷載持續(xù)增加，產(chǎn)生新裂縫的同時原裂縫擴(kuò)大，使得錨下螺旋筋應(yīng)力與混凝土側(cè)表面應(yīng)力試驗值呈非線性增長，導(dǎo)致加載后期試驗值與有限元計算值相差較大。

圖7 試驗結(jié)果與有限元分析結(jié)果對比

3 結(jié)論

1）旋轉(zhuǎn)角度為45°時，錨墊板表現(xiàn)出良好的抗拉、抗壓性能，錨下螺旋筋可以較好地約束混凝土側(cè)表面開裂，使得錨下混凝土側(cè)表面拉應(yīng)力最小，承載力相對較高，混凝土結(jié)構(gòu)安全。

2）設(shè)置灌漿孔的錨墊板應(yīng)力集中除分布在縱向和環(huán)向加勁肋根部，底板與喇叭管交匯處，翼緣突起處外，還出現(xiàn)在灌漿孔周圍。因此，建立拉壓桿模型對錨墊板進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時需忽略灌漿孔。

3）通過錨固區(qū)傳力試驗可知，荷載加載至1.2Fptk時，3 個混凝土試件中裂縫寬度最大值為0.15 mm，小于GB/T 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》限值0.25 mm。說明設(shè)置灌漿孔的錨墊板旋轉(zhuǎn)角度為45°時，2200 MPa級預(yù)應(yīng)力錨固區(qū)結(jié)構(gòu)安全可靠。