桥梁单锥孔夹片式预应力锚具握裹力分析.pdf

第6 期（总第2 90 期）2023年6 月D0I:10.16799/ki.csdqyfh.2023.06.060城市道桥与防洪URBANROADSBRIDGES&FLOODCONTROL科技研究桥梁单锥孔夹片式预应力锚具握裹力分析董昊1,吴建芳,顾俊钢,张守龙,林颁栋2（1.重庆交通大学土木工程学院，重庆市40 0 0 7 4；2.宁波市交通建设工程试验检测中心有限公司，浙江宁波3 1 51 2 4）摘要：反拉法以测试曲线的拐点来判断锚下有效预应力，是当前最为广泛的锚下有效预应力检测手段。近年，众多学者发现测试曲线拐点处存在荷载骤降的情况。因此，针对反拉法测试曲线的突变段成因进行了探讨，提出了反拉荷载在夹片拉脱过程中需克服锚具握裹力从而导致突变段产生的观点。其中，锚具握裹力主要由锚圈与夹片的摩阻力和锚圈与夹片的机械咬合力构成。同时，为了得到握裹力的影响因素，建立了单锥孔夹片式锚具握裹力分析的有限元模型，设计并阐述了有限元模型的握裹力提取方法。通过有限元模型得到了影响锚具握裹力的3 项影响因素一一控制张拉力、摩擦系数、锥孔数量，并拟合了控制张拉力、摩擦系数与握裹力的关系曲线，得出了控制张拉力、摩擦系数与握裹力正相关的结论。关键词：反拉法检测；锚下有效预应力；夹片式锚具；握裹力；有限元分析中图分类号：U446文献标志码：A文章编号：1 0 0 9-7 7 1 6(2 0 2 3)0 6-0 2 3 0-0 4人研究发现，张拉力测试曲线并非理想的双折线形态，0 引 言反拉荷载位移曲线在夹片脱开的瞬时阶段会产生随着预应力技术在桥梁工程中的大量应用，许突变，反拉荷载快速下降后又逐步上升趋于稳定1 8-9。多因预应力导致的桥梁病害问题逐渐凸显出来。预因此，在反拉过程中,夹片脱离前需克服锚圈对夹片应力张拉质量控制不到位所产生的不良影响尤为显的作用力，按照传统的拐点取值方法得到的预应力检著，预应力张拉不足可导致梁体下挠，预应力张拉不测值存在一定的误差，检测值对比实际锚下有效预应均匀可造成梁体开裂。因此，预应力张拉质量检测技力偏大。术是保障桥梁整体运营安全的关键之一 。本文分析了反拉法的实际预应力张拉测试曲线，目前，预应力检测技术分为无损检测与有损检通过数值模拟研究了反拉法的锚圈作用力，并分析了测。无损检测技术包括超声波检测技术和电磁效应锚圈作用力的变化规律。检测技术等，外界环境条件、检测成本、检测精度等1反拉法测试曲线因素均在一定程度上限制了其广泛应用 2-4。有损检测技术包括应力释放法和横张法等，常造成梁体不可逆的损伤，一般不用于新建桥梁或新预制梁体的检测 5。当前工程实际中，无黏结状态通常采用反拉法检测预应力张拉状况。反拉法对构件的影响相对微小，为微损检测技术，具有经济可靠、操作便捷的特点6 。反拉法检测技术原理为：对孔道未灌浆构件的预应力钢绞线进行二次反向张拉，在反向张拉过程中夹片与锚圈脱离，脱离前后的钢绞线工作段改变，刚度随之发生变化，对应的反拉荷载位移曲线大致呈双折线，一般以拐点作为检测值 7。对反拉法深收稿日期：2 0 2 2-0 8-1 1基金项目：宁波市交通运输科技项目（2 0 2 0 1 4)作者简介：董昊（1 998 一），男，在校硕士研究生，研究方向为土木水利。反拉法检测技术主要用于无黏结状态锚固结构的锚下有效预应力检测。通过反拉法检测过程中的荷载位移测试曲线规律判断锚下有效预应力。1.1测试曲线特征分析反拉法检测技术的测试曲线理论上为双折线，如图1 所示。双折线斜率变化处即拐点位置B的力值为夹片脱离瞬间的反拉荷载。此反拉荷载即锚下有效预应力的检测值 1 0 1 。在反拉法检测技术的应用过程中发现，实际的测试曲线并非完全符合经典测试曲线，而是在B点存在突变段。偏向实际的测试曲线如图2 所示。曲线可大致分为OA、A B、BB、BC 四段。OA段表征检测设备的预紧阶段。在反拉法检测前，各种设备间存在间隙。因此，千斤顶施力前期，位移变化较为敏感。AB段表征2302023年第6 期董昊，等：桥梁单锥孔夹片式预应力锚具握裹力分析城市道桥与防洪预应力又将回到Fol12。FBFC阶段AAH位移/cm图1 反拉法经典测试曲线预应力钢绞线外露段的拉伸阶段。此阶段预应力钢绞线外露段随着反拉荷载的施加被逐步拉伸。BC段表征夹片脱离锚圈后工作段预应力钢绞线与外露段预应力钢绞线共同拉伸阶段，工作段与外露段的协同受力整体抗拉刚度发生了改变。因此，曲线斜率大于AB段。BB段为突变段。由于反拉法检测过程中夹片脱离前需要克服锚圈与夹片的作用力，因此B点的反拉荷载值高于锚下有效预应力。在夹片脱离后，此作用力消失，内力重分布导致测试曲线发生突变。B/BAO图2 反拉法实际测试曲线1.2夹片脱离前后受力状态夹片脱离前后受力状态如图3 所示。夹片脱离前，在反拉荷载作用下，夹片与锚圈存在相对位移趋势。此时锚圈对夹片产生作用力Fw来抑制夹片的脱离，锚圈对夹片的作用力Fw包含摩阻力与机械咬合力。摩阻力产生于锚圈对夹片的环向挤压，机械咬合力主要来自夹片与锚具表面的不规则契合。本文将锚圈对夹片的作用力Fw定义为握裹力，表达夹片受力的宏观状态。假定锚下有效预应力为Fo，随着反拉荷载FA逐步增加，当FA=Fo+Fw时，构件受力状态到达临界点，夹片随即脱离锚圈，构件受力状态进入第二阶段。在第二阶段，反拉荷载FA突降为FB,此时FB=Fo。值得注意的是,此时的锚下有效预应力由于内力重分布，导致F。F o。当检测完成后，锚下有效阶段B图3 夹片脱离前后受力简图1.3预应力检测值的握裹力修正由于夹片脱离前后造成的内力重分布，反拉法测试曲线并非呈现理想的双折线，检测值采用突变段的上端点与下端点均存在一定误差，真实的有效预应力检测值应考虑握裹力的影响，其检测值修正公式为Fc=Fp-Fw式中：Fc为修正后的锚下有效预应力检测值；FB为测试曲线突变段的峰值反拉荷载；Fw为握裹力修正值。2数值模拟算例2.1锚具构造及工作状态C锚具主要由锚圈、夹片与锚垫板构成。锚圈的锥孔与夹片的锥度不同，起到紧固钢绞线作用。锚具成对使用,张拉端千斤顶对钢绞线施加预拉力，张拉一定长度后，千斤顶回油，钢绞线回缩并带动夹片，通过位移/cm锚圈锥孔时夹片受到挤压随即将钢绞线固定。在使用反拉法对预应力进行检测时，检测千斤顶对已紧固的钢绞线进行二次张拉。在检测千斤顶带动下，外露段钢绞线逐步拉伸，直至钢绞线带动夹片脱离锚圈。2.2模型简介单锥孔锚具几何模型如图4所示。基于单锥孔锚具构造建模时，需满足如下假定条件：（1)夹片内壁有摩阻齿，钢绞线完成锚固时，夹片受到锥孔挤压，摩阻齿与钢绞线紧密咬合，在反拉法检测过程中，夹片与钢绞线几乎不产生相对位移。因此，假定夹片与钢绞线不产生滑移，在建模中将夹片与钢绞线的模型作为同一个构件。（2)钢绞线由钢丝绞合，假定为圆柱体。钢绞线、夹片与锚圈的材料性能参数见表1。2.3单元、边界条件与接触对设置（1）单元。不同类型单元的选取对有限元模型的计算时间与精度影响极大，本文模型采用六面体单231城市道桥与防洪图4单锥孔锚具几何模型表1 材料性能参数部件弹性模量/CPa屈服强度/MPa泊松比钢绞线197锚圈40 Cr211夹片2 0 CrMnTi207元，较之三面体、四面体、棱柱体单元精度更高，较高阶四面体单元与高阶六面体单元计算规模较小，动力学分析多使用六面体单元。(2)边界条件。在实际工程中,锚圈一端与锚垫板接触，受到锚垫板的法向约束，在模型中设置锚圈一端面Z向自由度为0。在距离反向张拉端面3 cm处建立刚体限位板，将限位板各向自由度设置为0，防止在张拉时钢绞线脱出导致的计算不收敛。（3)接触对设置。共设置两个接触对，分别为夹片外表面与锚圈锥孔内表面的接触、夹片外表面与限位板的接触。接触类型设置为Frictional。此类接触允许部件的法向分离与切向滑移较为贴合工程实际情况。董昊，等：桥梁单锥孔夹片式预应力锚具握裹力分析1 7790.38900.289350.252023年第 6 期看出，0.6 7 s时，夹片脱离。此时的F2为拉脱瞬间的反拉荷载。握裹力可通过Fw=F2-Fi得出。500一最小值一最大值400-一平均值3002001000-0.03楼数值模拟结果分析3.1钅锚圈应力状态由前文所述，握裹力本质上属于锚圈对夹片的作用力。因此，在进行握裹力分析前，首先对锚圈的应力分布进行分析。在锚固完成后，锚圈内表面的应力云图如图7 所示，并沿着锚圈轴向进行了路径设置，提取路径应力分布曲线如图8 所示。AELS-DYNSTIme:0.522022/1715-383845e9Max5.07674.2956e83.12410951.171587.8101079051070.2图6 接触应力变化曲线0.4时间/s0.60.81.02.4模型的握裹力提取方法0.000锚固反拉过程荷载施加如图5所示。先对小图7锚圈应力云图（单位：Pa）孔径方向的预应力束施加荷载至F1并维持到反拉结600束，模拟锚固过程。随后在大孔径方向施加反拉荷载500F2,使F2的数值不断增加，直至夹片脱离锚圈，模拟400反拉法检测过程。300200200150100-N/1005000.0通过锚圈与夹片的接触应力来判断夹片是否脱离。当接触应力为0 时，表明夹片脱离。从图6 中可0.0300.01500.00F图8 内壁轴向路径应力变化曲线F2由图7 可知，由于锚圈与夹片的锥度不同，在锚固过程中，锚圈的大孔径端率先与夹片发生接触产生0.20.4时间/s图5荷载施加时程曲线a.00(m0.0450.010.02路径长度/m0.60.80.031.0变形。随着控制张拉力的增加，夹片外表面与锚圈内壁逐步紧密贴合。因此，在锚圈大孔径处应力值较大。同时，从锚圈内壁轴向路径应力的变化趋势可以看出，沿着大孔径至小孔径的方向，锥孔孔壁逐渐2320.040.052023年第6 期董昊，等：桥梁单锥孔夹片式预应力锚具握裹力分析城市道桥与防洪变厚,应力也相应减小。因此推断出，由于壁厚不同，锥孔数量对握裹力会造成影响。3.2握裹力变量设定为探究锚具握裹力大小的影响因素，单锥孔锚具握裹力模型设定的参数变量设置为控制张拉力与摩擦系数。金属之间的摩擦系数一般为0.1 5 0.2 0，以0.1 6、0.1 8、0.2 0 三种情况的摩擦系数进行模拟计算。控制张拉力最小为3 0 kN,最大为1 9 0 kN，以20kN为插值进行设定。3.3握裹力变化规律不同参数变量的有限元模型握裹力值见表2。表2 模型握裹力单位：kN摩擦系数儿控制张拉力0.16302.83504.50706.30908.0011010.0013011.6715013.7517015.5019017.50从握裹力计算结果可以看出，随着摩擦系数与控制张拉力的增大，握裹力也随之增加。为了得到更为准确的握裹力变化趋势，对所有握裹力数值进行线性拟合，拟合结果如图9所示。=0.20A=0.180=0.1635=0.16握裹力拟合曲线(y=0.17x+0.29)30u=0.18握裹力拟合曲线(y=0.13.x+0.26)=0.20握裹力拟合曲线25(y=0.09x-0.10)20N/童151050从图9 中可以看出，握裹力与控制张拉力线性正相关,并且握裹力的增幅受摩擦系数的影响,摩擦系数越大，握裹力受控制张拉力的影响越敏感。同时，也验证了在理想情况下，握裹力主要由锚具与夹片产生的摩阻力提供。4结 论反拉法是目前工程实际应用最为广泛的锚下有效预应力检测技术。本文对测试曲线的突变段产生原因进行了分析探讨，提出突变段主要是反拉荷载受锚具握裹力的影响，通过数值模拟对单锥孔夹片式锚具握裹力的影响因素进行了分析。获得的主要结论如下：(1)反拉法检测技术的测试曲线并非理想双折线，在夹片脱离时刻存在突变段。其产生原因主要是反拉荷载在拉脱夹片过程中需要抵抗锚具握裹力。(2)握裹力主要由锚具与夹片的摩阻力和锚圈0.180.204.335.257.349.009.6712.0012.0016.2514.6718.6717