陈绪刚1 郭俊垚2 张文瀚3
（中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司 四川成都 611130）
摘 要:随着预应力锚具技术的不断改进，产品的质量不断地提高, 通过锚夹具施加到结构构件的预压力也在逐渐增大，巨大的预压力通过锚具及其锚垫板面积传递给混凝土, 易使端头锚具和锚下混凝土承受了很大的局部应力，并由此导致锚垫板碎裂、锚下混凝土开裂或压碎。本文通过对一种改进的新型多级传力端头锚具及其锚头混凝土在张拉荷载作用下的力学性能进行数值分析，对多级传力锚头锚具的改进提供一种思路。
关键词:多级传力,预应力锚具,混凝土,数值分析
中图分类号: 文献标识码:A
0 引言
随着材料科学的进步和预应力锚具设计的改进，大吨位预应力越来越多地应用到工程当中，导致传给端头锚具及锚下混凝土的力也越来越大，锚具本身及锚下混凝土在荷载传递的过程中产生着很大且复杂的局部应力，导致锚具和混凝土出现破坏。目前，锚具的锚下病害主要表现在锚垫板碎裂和锚下混凝土劈裂、崩裂和压溃[1]。锚头混凝土的局部破坏最先主要出现在锚具端头区，扩展至表面，不易发现，破坏扩展后主要的表现为锚具明显下沉。
在国内几个大跨度桥梁的锚固区应力状态分析结果认为, 拉应力过大是导致锚下混凝土开裂的主要原因[2] ，而多级传力锚垫板的结构形式将直接影响锚头混凝土的应力分布状况[3], 通过合理地锚具空间几何形态, 对掌握锚具及锚头局部受力的空间分布及锚拉预应力控制设计尤为重要，也为锚具结构优化提供参照。
1 锚具参数及模型的建立
1.1锚具形态的改进
针对阿尔格公司生产的19T15型端头锚具及改良的新型锚具19T15N为分析原型。两类预应力锚具形态如图1-1所示，锚固体系参数对比如表1-1。
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其余参数两种锚具锚具一致。经过改良设计后锚具重量由原16.7kg变为14.3kg，材料节省约14.4%。
1.2 数值模型参数
在进行数值分析前为了确定新型锚具及锚固体系荷载传递性能与原锚具及锚固体系的对比，并为了防止同时改变几个参数可能导致的相互影响，采用单变量研究，主要研究在端头锚具、螺旋筋圈径、螺旋筋间距变化时锚具及锚固体系受力情况，由此确定的数值分析试件规格如下表所示。N表示采用改进后新型锚具，Y表示采用原锚具，预拉荷载统一取3960kN。
表1-2 数值分析试件规格表
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在分析过程中，混凝土的单轴受压应力-应变曲线采用Sargin和Saenz模型。混凝土立方体抗压强度42MPa，弹性模量32500MPa，泊松比为0.2，混凝土开裂后裂缝间剪力传递系数张开取0.35，闭合取0.75。钢材和铸铁的本构关系简化为理想弹塑性，钢筋屈服强度为210MPa，弹性模量为2.05×105MPa，泊松比为0.30；铸铁极限抗压强度为700MPa，弹性模量为1.2×105MPa，泊松比为0.22。
2 锚具应力分析
2.1 锚具应力分析
图2-1两种锚具的Von Mises等效应力云图，从图中可以看出，锚具的应力集中区主要出现在第一块锚板边缘和端头下边缘处。N锚具的Von Mises应力最大值为533Mpa，Y的为509Mpa，均小于铸铁材料700Mpa的极限抗压强度值，且有1.33的强度储备。N锚具应力大于Y计算值的原因可能是，由于N第一级锚板边缘厚度为21mm小于Y第一级锚板的29mm，计算得到的Von Mises应力值稍大。从图中还可看出，锚具应力集中范围很小，整个锚具（尤其是锚壁）应力大多在120Mpa~250Mpa之间，表明锚具基本处于完全刚性状态，可作为刚体考虑。
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图2-1 两种锚具模型Von Mises应力云图
2.2 锚板荷载传递分析
表2-1为各块锚板底面从边缘至锚壁处拉应力值。从表中可以看出，第一块锚板N与Y相比较大，为105Mpa，但是未出现在锚板根部。由于N第一块锚板为变截面21mm~29mm，而Y为等截面29mm，在出现最大应力的地方，N的截面厚度小于Y的截面厚度，导致N在该位置拉应力大于Y的拉应力。第一块锚板根部应力值N比Y略小，N第一块锚板应力的不均匀性较大。第二块锚板和第三块锚板底面根部主拉应力N比Y略小，应力值均未超过100Mpa，小于铸铁材料抗拉强度值。
表2-1 锚板底面主拉应力
通过切割锚壁截面，然后应力积分，可求出截面内力，结合施加的荷载可计算出锚具各部分传递给混凝土的荷载占张拉荷载的百分比，如表2-2所示。从表中可以看出，通过锚具设计进行多级传力，大大减小了第一块锚板传递的荷载。第一块锚板传递的荷载占张拉荷载百分比，N相比Y较小，对第一块锚板下应力集中程度控制更有利。第二块锚板传力N较Y有较大幅度提高，在一定程度上减小了第一块锚板和端头的传力，减小了混凝土端头由于承压发生崩裂甚至压溃的程度。端部锚板N和Y传递荷载差别不大，但在端头Y传递荷载比N更大，使端部混凝土受力更趋于不利。
表2-2 各级锚板传递荷载
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3 锚固混凝土应力分析
3.1 锚固混凝土主拉应力分析
图3-1为螺旋筋圈径范围内1/4试件混凝土第一主应力（主拉）等应力线图，从图中可看出，在张拉荷载作用下，锚固区传力复杂，第一主应力状态下拉压应力并存。压应力区主要存在各块锚具板下部一定区域范围内，N的计算压应力最大值为28.75Mpa，Y的计算压应力最大值为22.32Mpa，主拉状态下的压应力表明螺旋钢筋发挥了对内部混凝土的约束作用，使混凝土处于多向受压，不易破坏开裂。在试件侧面边缘及端头区域，出现混凝土受拉区。结果显示N锚具极其锚固体系对内部混凝土产生的约束比Y更强。
在端头区，由于混凝土预留灌浆孔道，混凝土内外都形成临空面，在端部锚板和端头荷载作用下，应力向外表面扩散时由于存在螺旋筋和普通钢筋，对防止开裂有利；应力向内表面（灌浆孔表面）扩散时，由于无附加钢筋，更易发生开裂。同时，由于端头至灌浆孔表面区域混凝土无附加钢筋，在端部锚板特别是端头传递的荷载较大时，易发生端头区混凝土崩裂或压溃，导致锚具沉陷过大，这也是工程中常出现的病害之一。N与Y相比，在试件侧面的拉应力值N略偏大。但在端头区，N的拉应力值及应力集中范围明显小于Y值，表明N相对于Y在端头区更不易发生崩裂和压溃的破坏，同时对控制锚具沉陷量有利。结合前面对锚具各部分传力分析也可得到印证，N第二块锚板传力大于Y第二块锚板传递的荷载；N端部锚板传力小于Y端部锚板传递的荷载。
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图3-1 两种锚具模型主拉应力应力云图
3.2 锚固混凝土主压应力分析
图3-2为混凝土第三主应力（主压）等应力线图。局压应力主要出现在各块锚板下面及端头区，N的最大局压应力计算值为66Mpa，Y的最大局压应力计算值为61Mpa，已经远远超出混凝土单轴抗压强度，但结合主拉应力可以发现，在出现最大主压应力的地方，主应力为压应力，这表明该处混凝土处于多向受压状态，混凝土不易发生开裂和压碎。取N和Y的Von Mises等效应力值分别为40.67Mpa和40.69Mpa，均小于混凝土材料模型取值。
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图3-2 两种锚具模型主压应力等值线图
锚具及其锚固体系设计时，应尽量使应力集中区应力集中程度减小，并将其应力控制在混凝土承载力范围之内；高应力区相对应力集中区应较大，以利于实现应力重分布，减小应力集中水平；使用螺旋筋和箍筋，有效控制混凝土外表面拉应力区裂缝，同时应尽量减小端头区传递荷载，防止端头区出现拉裂、崩裂或压溃；保证消散区应力小于混凝土强度标准值。
4 结论与建议
（1）N与Y型锚具模型应力对比分析可看出，在相同情况下，改进后锚具压应力和拉应力集中值略大于原锚具；拉压应力最大值主要出现在第一块锚板边缘，但均小于材料抗拉强度极限值。锚具其余大部分压应力在120Mpa~250Mpa之间，锚具可视为处于完全刚性状态。
（2）多级传力预应力端头锚具约35%的张拉荷载可通过锚壁、第二块锚板、端部锚板及端头传递，较大程度降低了单级传力锚板下混凝土应力集中程度，对防止锚下混凝土出现病害有利。同时，锚壁通过与混凝土粘结传递的荷载较小，通过增加锚壁与混凝土接触面积来分担张拉荷载并非有效。
（3）对N和Y锚具各部分传力分析表明，改进后锚具第一块锚板传递荷载比原锚具略小，第二块锚板传递的荷载比原锚具大，端头传递荷载小于原锚具。改进后锚具可有效防止在锚具端头薄弱区出现混凝土劈裂、崩裂或压溃，从而对控制锚具沉陷有利。
（4）对混凝土主拉应力分析结果表明，改进后锚具与螺旋钢筋形成的锚固体系与原锚具相比，对内部混凝土的约束作用更强；对混凝土主压应力分析结果表明，混凝土最大压应力出现在第一块锚板下面，虽超过材料单向受力的抗压强度值，但由于约束作用该区域处于多向受压状态，从Von Mises等效应力值尚未达到材料强度。
参考文献
[1]李国平,谢正原,沈殷等.预应力锚具锚下病害原因分析及建议[J].《预应力技术》2011(2):24-25,35.
[2]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.
[3]吴辉琴,黄任常,谢肖礼.锚垫板结构形式的优化设计[J].建筑结构, 2007, 37(S1): 29-31.