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混凝土结构锚索预应力损失影响因素分析及措施作者：李凌宇来源：《中国住宅设施》 2019年第5期李凌宇/ 天津市建筑设计院天津300074摘要：本文先简要论述了预应力锚索加固技术的基本概念，然后剖析了混凝土结构锚索预应力损失的影响因素，如锚索材料钢绞丝欠缺紧固性、锚固岩土层形变或施工张拉力超限等，然后提出了切实可行的补偿措施，旨在强化预应力锚索加固效果，保证工程建设质量。
关键词：预应力锚索加固技术；影响因素；补偿措施预应力锚索加固技术具有施工工序简便、对岩土层结构干预小、安全系数高且成本低廉等优势，被广泛应用与岩土加固工程领域。
锚索在长期使用过程中的锚固力强度直接决定了整个岩土加固处理效果。
而影响锚固力的因素是多样化的，如锚索张拉强度、预应力等级等。
但是，在实际施工过程中，仍存在诸多导致锚索预应力损失的因素，应当对其予以探究。
1 简述锚索预应力加固技术的基本概念在现阶段的混凝土结构建筑中，锚索预应力加固技术的应用日趋普遍化，只有采取切实可行的处理措施控制预应力损失，才能保证工程施工安全。
在施加锚索预应力时，预应力损失会导致锚索预应力强度无法满足设计要求，进而影响锚索加固效果。
换言之，锚索预应力的损失程度直接决定了锚索加固处理效果，与施工安全息息相关。
近年来，国内相关行业专家逐步加大了对预应力锚索加固技术的专项研究，并围绕预应力锚索在路桥工程、水利工程与边坡工程中的损失问题进行了细致的探究。
通过相关调查反馈资料可知，影响大吨位预应力锚索锚固损失的主要因素是岩土层的形变与整体施工质量。
随着建筑物使用年限的推移，造成锚索预应力损失的影响因素主要是锚索钢绞丝紧固性不足、锚索锈蚀松弛、基础结构缺乏稳固性等。
基于此，本文剖析了各类导致锚索加固损失的影响因素，并提出了有针对性的补偿措施。
2 导致锚索预应力损失的影响因素及补偿措施根据以往的锚索加固处理工程所积累的实践经验可知，导致锚索预应力损失的影响因素是多样化的，如材料性能不达标、锚具规格不合理、张拉设备不配套等，也有因建筑结构压缩形变造成的损失。
拉力型锚索锚固段周边岩体的应力分布拉力型锚索锚固段周边岩体的应力分布是一个非常关键的问题，对于锚固的稳定性和安全性具有重要意义。
在锚固段周围，由于锚索集中拉力的作用，会导致岩石的应力分布不均衡，容易出现开裂、滑动等情况，因此需要对其进行合理的应力分析，以便更好地保障锚固结构的稳定性。
通常情况下，拉力型锚索锚固段周边岩体的应力分布会表现为一种固定的力学模式，即拉力型力学模式。
在该模式下，岩石的应变主要是由于拉伸力引起的，因此可以把拉力型锚索锚固段视为一个均匀的、无限长的拉伸体系。
在这种情况下，应力的分布主要受到以下几个因素的影响：1.锚索材料和截面积大小拉力型锚索的材料和截面积大小直接影响着锚索的拉力和接触岩体的力度，因此会直接影响到岩体的应力分布。
一般来说，锚索材料要选用高强度、耐腐蚀的材料，并配以适当的截面积大小。
2.锚固段周边岩石的物理性质锚固段周边岩石的物理性质包括其弹性模量、泊松比、内摩擦角等因素。
这些因素会直接影响到岩石的变形程度和应力分布情况，因此需要进行适当的调整和控制。
3.锚索布置方式和密度锚索的布置方式和密度也对周边岩体的应力分布产生了一定的影响。
一般来说，锚索的布置要尽量均匀、合理，避免存在明显的区域差异。
同时，应根据周边岩体的力学特征，选择适当的锚索密度。
4.施工过程中的影响除了以上因素外，施工过程中的因素也可能对锚固段周边岩体的应力分布产生影响。
因此，在锚固结构设计和施工过程中，需时刻关注这些因素，及时采取措施进行调整和优化。
总之，拉力型锚索锚固段周边岩体的应力分布是一个较为复杂的问题，需要考虑多个因素的综合影响。
只有通过严谨的力学计算和分析，结合实际施工情况，才能保证锚固结构的安全稳定。
锚固应力分布
锚固应力分布是指在材料中施加锚固力后，锚固点周围的应力分布情况。
锚固应力分布的研究对于工程结构的设计和安全评估具有重要意义。
在一般情况下，锚固应力分布可分为三个区域：锚固点附近的高应力区、过渡区和受力区。
高应力区是指锚固点附近应力集中的区域，通常是由于锚固装置的刚性导致的。
过渡区是指从高应力区到受力区过渡的区域，应力逐渐减小。
受力区是指远离锚固点的区域，应力较为均匀。
在高应力区，由于应力集中，材料容易发生破坏。
因此，在设计锚固装置时，需要考虑高应力区的强度，并采取相应措施，如增加锚固点的直径或改变锚固装置的形式，以减小应力集中。
过渡区是锚固应力逐渐减小的区域，其大小与锚固装置的刚性有关。
刚性越大，过渡区越小。
在设计中，需要根据具体情况合理选择锚固装置的刚性，以控制过渡区的大小。
受力区是远离锚固点的区域，应力较为均匀。
在这个区域内，锚固应力的分布可以近似为线性分布。
因此，在设计中，可以根据受力区的应力分布来选择合适的材料和结构形式。
总的来说，锚固应力分布的研究对于工程结构的设计和安全评估非常重要。
通过合理设计锚固装置，可以减小高应力区的应力集中，
提高结构的安全性和稳定性。
同时，还可以根据锚固应力的分布来选择合适的材料和结构形式，以满足工程结构的要求。
扩大型锚杆支护结构体系受力机理分析摘要：根据设计规范分析锚杆受力过程中的影响因素，确定了锚杆的极限承载力主要由锚固体直径及锚固段长度确定。
为了更好的掌握扩大型锚杆支护结构体系受力机理分析，基于大量的试验数据，对扩大型锚杆受力过程进行了分析总结，指出其受力过程大致分为三个阶段：第一阶段为静止土压力阶段，此阶段锚杆位移较小。
锚杆受力变形性能由锚固段的摩阻力决定；第二个阶段为过渡阶段，此阶段之后，锚杆的受力变形性能由扩大头端前土体压缩性能决定；第三个阶段为塑性区压密-扩张阶段，随着岩土体压密强化，扩大头锚固能力有效提高。
关键词：锚杆；扩大头；极限承载力；抗拔力1 引言随着我国城市经济建设事业的发展，城市用地日趋紧张，为充分利用土地空间资源，实现可持续发展，基坑支护工程发展迅速，基坑深度越来越深[1]。
基坑支护问题成为目前岩土工程界和学术界讨论的一个热点话题。
伴随基坑支护工程的发展，锚杆支护工程也在大量工程实践中不断丰富发展，对其受力机理的认识也在逐步深入、全面。
适合不同工程条件下的锚杆支护理论也在迅速发展并完善[2]。
目前锚杆支护结构体系主要分为：（1）由锚杆悬吊作用总结出悬吊及减跨理论等；（2）由锚杆挤压和加固作用总结出组合梁、组合拱理论等；（3）综合锚杆的所有作用总结出松动圈支护理论，锚固体强度强化理论，锚注理论，最大水平应力理论，锚杆桁架支护理论等[3-6]。
扩体型锚杆支护体系在锚杆底端或者在锚固段内的任何位置，钻孔施工过程中利用机械或水力等方法进行扩孔，注浆后形成扩大头的锚杆体，锚杆体扩大后，抗拔能力得到有效提高[7]。
目前该项技术逐渐成为岩土工程界提高稳定性及解决复杂岩土工程问题经济、有效的途径之一[8]。
扩体型锚杆支护结构体系的优势：将扩孔扩大至原直径的1-2倍，提高锚固体与岩土体的接触面积，受力更加合理；能够充分挖掘岩土体的能量，调节岩土体自身强度和自承能力，大大减轻结构自重；节约工程材料造价低、经济效益显著；支护稳定性好、基础施工便利。
绪论1.桥梁的作用是什么？它是由哪几个主要部分组成的？各部分的主要作用是什么？桥梁（bridge）就是供车辆（汽车、列车）和行人等跨越障碍（河流、山谷、海湾或其他线路等）的工程建筑物、支座上部结构、下部结构、2.解释以下几个术语：总跨径（桥梁孔径）、净跨径、计算跨度、桥长、建筑高度、桥渡。
对梁式桥，设计洪水位线上相邻两桥墩（或桥台）间的水平净距L0,称为桥梁的净跨径。
各孔净跨径之和，称为总跨径，它反映出桥位处泄洪能力的大小。
桥跨结构相邻两支座间的距离L1, 称为计算跨径。
桥梁结构的分析计算以计算跨径为准。
桥长：对梁桥，两桥台侧墙或八字墙尾端之间的距离LT，可称为桥梁全长。
桥面（或铁路桥梁的轨底）至桥跨结构最下缘的垂直高度h，称为桥梁建筑高度。
3.按照力学特性（体系）划分，桥梁有哪些基本类型？各类桥梁的受力特点是什么？按结构体系及其受力特点，桥梁可划分为梁、拱、索三种基本体系和组合体系。
梁作为承重结构，主要是以其抗弯能力来承受荷载的。
拱桥(图1.2(c))的主要承重结构是具有曲线外形的拱圈(arch ring)。
在竖向荷载作用下，拱圈主要承受轴向压力，但也受弯、受剪。
拱趾处的支承反力除了竖向反力外，还有较大的水平推力(thrust)。
但大跨度悬索桥的主要承重结构为缆。
组合体系桥(combined system bridge)指承重结构采用两种基本体系，或一种基本体系与某些构件（梁、塔、柱、斜索等）组合在一起的桥。
4. 请根据各类桥梁的力学特点，你认为各自有竞争力的跨度范围是什么？适用于什么样的地质条件？（思考题）第二章桥梁工程的规划与设计1.什么是桥梁的净空（限界）？它有什么用途？是保证车辆、行人安全通过桥梁所需要的桥梁净空界限。
建筑限界：路面（轨面）以上的一定宽度和高度范围内，不允许有任何设施及障碍物侵入的规定最小净空尺寸。
2.桥梁设计包括哪些内容？确定桥梁的高度、长度和孔径划分时，应分别考虑哪些因素？桥梁立面、断面和平面布置。
第43卷第6期2009年6月浙 江 大 学 学 报(工学版)Journal of Zhejiang University (Engineering Science )Vol.43No.6J un.2009收稿日期:2008202223.浙江大学学报(工学版)网址:/eng作者简介:陈嘉毅(1981-),男,广东中山人,硕士生,现从事交通工程监督检测工作.E 2mail :chnjy88@通讯联系人:谢旭,男,教授、博导.E 2mail :xiexu @DOI :10.3785/j.issn.10082973X.2009.06.019大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究陈嘉毅1,2,谢 旭1,3,徐爱敏1,4,赵剑发5(1.浙江大学建筑工程学院,浙江杭州310027;2.广东省中山市交通质监站,广东中山528403;3.浙江大学宁波理工学院,浙江宁波315100;4.杭州湾大桥工程指挥部,浙江慈溪315300;5.中铁大桥局有限公司,湖北武汉430050)摘 要:针对杭州湾跨海大桥70m 预应力混凝土箱梁大吨位钢索张拉时的结构安全性,用三维有限元方法建立了考虑锚具、螺旋钢筋以及孔道影响的精细分析计算模型,研究了锚固区混凝土的主应力分布状况以及传递机理,根据实测和理论分析结果对比,验证了理论分析锚固区应力的合理性和精度.研究结果表明,锚杯末端圆环形肋板与锚垫板共同参与预压力的传递,并在锚下形成两个局部承压区和横向崩裂区;最大主拉应力和主压应力均发生在锚垫板下侧局部区域;特殊锚具的锚下局部应力可以根据单锚受力条件进行验算,不需要考虑群锚的共同作用;张拉过程中锚具本身的应力远低于材料的屈服应力;锚垫板下侧的拉裂破坏是可能导致采用特殊锚具的大吨位预应力结构在钢索张拉过程中损伤的主要破损类型.关键词:预应力混凝土箱梁;锚固区;局部承压;崩裂中图分类号:U441.5 文献标识码:A 文章编号:10082973X (2009)0621077206Study of tendon anchorage zones of long 2span post 2tensioned prestressed concrete box girderC H EN Jia 2yi 1,2,XIE Xu 1,3,XU Ai 2min 1,4,ZHAO Jian 2fa 5(1.College of Civil Engineering ,Zhej iang Universit y ,H angz hou 310027,Chi na;2.Zhongshan S tation of T raf f ic Engineering Qualit y S upervision ,Zhongshan 528403,China;3.N ingbo I nstitute of Technolog y ,Zhej iang Universit y ,N ingbo 315100,China;4.H angz hou B ay B ri d ge Project Commanding Department ,Ci x i 315300,China;5.M aj or B ri d geEngineering B ureau Corporation ,W uhan 430050,China )Abstract :Large 2tonnage tendon technology was adopted in a 70m (prest ressed concrete )PC box girder of Hangzhou Bay Bridge.In order to investigate t he safety of t he tendon anchorage zones during t he tensio 2ning stage ,an elaborate 3D finite element model was established considering t he effect s of factors such as special anchorage device ,spiral reinforced bar and duct.The comparison between field measured st rains and t heoretical result s validated ,t he precision of t he finite element analysis.The dist ributions of principle st resses and t he t ransmission mechanism of p rest ressing force were discussed.According to t he finite ele 2ment analysis :(1)t he ring 2rib and t he anchor slab work toget her in t he t ransmission of prestressing force ,and form a local bearing area and transverse breaking 2up area in t he anchorage zone ;(2)bot h t he maximum p rinciple tensile and t he compressive st ress lie in t he underside of t he anchor slab ;(3)t he st resses of special anchorage devices in t he anchorage zones can be reckoned according to a single anchorage device ,regardless of t he effect of combined action of a group of anchorage devices ;(4)t he st resses of anchorage devices are far below t he yield limit of steel in t he tensioning stage ;(5)t he p ull crack on t he underside oft he anchor slab is t he most po ssible damage in t he tendon tensioning process for t he large2tonnage pres2 t ressed st ruct ure using special anchors.K ey w ords:PC box girder;tendon anchorage zones;local bearing st ress;bursting crack 与大坝等大体积混凝土结构不同,预应力混凝土箱梁的截面壁厚相对比较薄,张拉过程中因过大的局部应力容易引起锚下混凝土压溃、崩裂等破损.关于锚固区预应力传递机理和局部应力验算方法,国内外许多学者已经做了大量的试验研究和理论分析,如中国建筑科学研究院结构所和清华大学建工系在1981年联合进行了大吨位预应力锚固区混凝土局部承压问题的研究[1];黄侨等人[2]针对齐嫩公路桥预应力连续薄壁箱梁腹板的锚固区应力问题,从机理分析、规范方法对比、线弹性有限元分析及实验分析等多方面对腹板在大吨位预应力作用时的局压强度和抗裂性进行分析;中铁大桥局对宁波甬江大桥主塔、钱塘江二桥、三门峡黄河公路大桥等大跨度桥梁的锚固区应力状态进行了分析,指出主拉应力过大是导致锚下混凝土开裂的主要原因[3]. Yazdani等人[4]根据试验和理论分析结果研究了纤维混凝土结构的锚固区应力特性,并探讨了锚下应力分布以及螺旋钢筋的约束作用.Oh等人[5]通过试验研究和有限元方法研究了锚垫板下局部应力分布状态以及破坏机理,比较了锚固区截面尺寸、张拉力的影响以及局部加强措施的作用.Ma等人[6]在试验研究以及机理分析的基础上对I字形截面梁锚固区的合理构造措施提出了建议.我国现行桥梁设计规范沿用了建筑结构规范的局部承压计算方法[728],美国AASH TO规范根据压撑2系杆模型模拟锚固区的传力机理,按力的平衡条件确定各部分的受力并对结构的安全性进行验算[9211].但是,上述规范均仅对刚度很大、形状简单的锚垫板给出了相应的结构验算方法,对于形状复杂的特殊锚具不适用.AASH TO规范对特殊锚具要求通过有关试验确认其承载能力和工作性能[12].实际上,大吨位预应力钢束通常采用带喇叭管的特殊锚具,与一般锚具相比,该类型锚具在喇叭管的末端增设了一个圆环形的小肋板,将钢束拉索通过锚垫板和末端逐渐传递到锚下混凝土中,避免了锚垫板下出现集中的局部压应力引起混凝土压溃以及崩裂.本文以杭州湾跨海大桥北航道非通航孔桥中采用的70m预应力混凝土箱梁锚固区为研究对象,用精细的三维有限元计算模型,分析了采用锚具的预应力混凝土箱梁在大吨位钢索张拉过程中锚固区混凝土的应力应变分布特征,并通过实测数据和理论分析结果对比来验证理论计算结果的精确性.1 工程背景杭州湾跨海大桥全长36km,是目前世界上已建桥梁中跨海最长的大桥,占该桥约96%工程量的非通航孔桥上部结构选用预应力混凝土连续箱梁,跨径为70m和50m两种形式,以先简支后连续的方式施工,按预制、运输和吊装的方法架设桥梁上部结构.为简化施工、避免施工缝,70m的梁体采用一次浇筑的施工方法,配置通长预应力束.图1(a)为跨度70m梁的端部预应力钢束锚固位置,其中腹板采用22束、底板采用19束ASTM270级 15124高强度低松弛钢绞线,腹板单束张拉力为4297kN,底板单束张拉力为3711kN.腹板和底板锚具分别选用中国路桥(集团)新津筑路机械厂生产的YEZK215A22、YEZK215A19锚具.图1(b)为锚固位置的锚杯外形,锚杯外侧配置一个螺旋钢筋约束混凝土的横向变形.锚具各尺寸参数取值见表1.腹板上锚具的中轴线到混凝土自由表面的最小边距为35cm,相邻锚具中轴线最小间距为50cm;底板上锚具中轴线到混凝土自由表面的最小边距为30cm,相邻锚具中轴线最小间距为55cm.梁体采用C50级混凝土.表1 图1中锚具各尺寸参数取值Tab.1 Values of dimension parameters of anchoragedevices in Fig.1mm 锚具型号D d E F H R1R2R3B YEZK15A2192901810045280190122160310 YEZK15A2223002011055300210142195320 施工采用初张拉和终张拉二次张拉方法.初张拉的顺序为0→V2→V3→V1→Z2→V4,张拉应力为设计控制应力的1/3,终张拉顺序为V2→Z2→V1→Z1→V3→Z3→V4→Z4.初张拉和终张拉均采用左右腹板对称张拉的方式.锚头编号参见图1(a).现场试验研究以中铁大桥局六公司2005年9月29日开始制作、30日浇注混凝土的70m梁为对象,该梁于同年10月1日、3日分别进行初张拉和终张拉.初张拉时的混凝土强度25M Pa,终张拉时8701浙 江 大 学 学 报(工学版) 第43卷 的混凝土强度为34M Pa,对应的混凝土弹性模量分别为3112GPa和3416GPa.2 有限元计算模型以及计算结果分析虽然在大吨位预应力作用下混凝土局部区域会因应力过大而进入塑性范围,因此采用考虑塑性发展影响的非线性有限元方法计算锚下应力比较合理些,但是从过去大量的研究资料已被证明线性有限元方法能够合理评价锚固区的应力分布状态,美国AASH TO规范也指出用弹性分析方法研究锚固区的应力分布是一种有效的手段,局部的塑性区通过内力重分布得到调整[10].因此在混凝土结构弹塑性有限元计算技术还不是十分成熟的今天,采用线弹性理论对锚下混凝土局部应力进行计算分析,对把握锚固区应力传递规律仍然是一种十分有效的方法.本文应用通用程序ABAQU S v615建立锚下应力分析的有限元计算模型.为了减少计算单元的数目,根据结构对称性取1/2梁体建模,梁的计算长度取纵向10m,以考虑应力沿箱梁纵向的传递过程,梁的远端按固结条件处理.图2为有限元网格划分情况,混凝土和锚垫板采用4节点4面体实体单元C3D4以及8节点6面体实体单元C3D8模拟,锚具喇叭口采用8节点SC8R壳单元模拟,螺旋筋用埋入式2节点T2D3空间杆单元模拟.箱梁、锚具均根据实际几何形状建模.单元数总计为216706,其中混凝土实体单元数为167746,单个YEZK15A222型锚杯的单元数为5688,单个YEZK15A219型锚杯的单元数为4032,单个螺旋筋划分单元数为1260.另外,假定锚杯与混凝土、钢筋与混凝土之间不发生相对滑移和脱离.在应力比较集中的箱梁端部区域采用尺寸相对比较小的单元,可提高计算精度.图2 70m梁计算模型的有限元网格Fig.2 Mesh of70m long girder图3为终张拉完成后箱梁腹板壁厚中心剖面的主应力等高线计算结果,由于腹板4个锚具的锚下混凝土应力分布具有相似的受力特征,这里以最下端的锚具V1为例给出了主拉应力和主压应力等高线分布图.结果显示,锚下的混凝土应力场非常复杂,混凝土拉应力较高的区域分布在两个地方:第一个高主应力区是在梁端部的锚垫板下侧,最大主拉应力值达412M Pa,发生在锚垫板的下侧,在锚垫板与末端肋板之间预应力孔道周围也出现较高水平的拉应力分布,主拉应力为311M Pa,形成横向迸裂拉应力,这一拉应力值在喇叭管区域内分布相对比较均匀;另一个高主拉应力区发生在末端圆环肋板下方,孔道周围的横向迸裂拉应力值约为311M Pa.前者主拉应力是由于锚垫板传递压应力引起,后者则由于圆环肋板传递压应力产生的横向拉应力.根据我国现行规范给出的抗拉强度标准值,C50级混凝土的抗拉强度为2164M Pa,因此,锚下局部区域的混凝土拉应力超过了材料强度,由于分布区域比较小,可以依靠塑性应力重分布、螺旋钢筋以及侧向约束避免混凝土的开裂.9701第5期陈嘉毅,等:大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究图3 腹板锚具V 1的锚下混凝土应力Fig.3 Stress distributions of V1anchorage zone锚固区内混凝土主压应力分布图如图3(b )所示,结果显示,锚垫板下混凝土的压应力分布梯度很大且应力水平高,在锚垫板下侧比较小的范围内混凝土的主压应力超出C50级混凝土的抗压强度标准值3214MPa ,通过材料非线性的力学行为使压应力集中处的混凝土应力转移到应力较小的区域,使预压力趋于平均传递.除上述锚垫板下侧以外,末端的圆环肋板下侧混凝土内也出现了数值相对较高的压应力.图4为底板锚具Z4的锚下主应力分布,主拉应力以及主压应力分布与腹板锚下应力分布十分相似,在锚垫板以及末端肋板下侧出现较大的主拉应力,尤其是在端部锚垫板下面出现较大主拉应力.最大的主拉应力发生在锚垫板四边的中点位置,最大的主压应力发生锚垫板下侧.与腹板锚具V1相比,底板锚具Z4的单束张拉应力比较小,因此相应的最大主拉应力和主压应力水平也稍低一些.另外,从主拉应力分布情况不难看出,在锚垫板四周的混凝土表面出现相对比较大的主拉应力,当表面混凝土没有采取必要的加强措施时,有可能导致表面出现细裂缝.根据迄今有关锚下应力试验研究和理论分析资料,当用简单锚垫板作为锚具时,锚下最大主拉应力一般发生在锚具下侧(013～015)D 位置倍的结构断面长边长度位置.这一结论对采用特殊锚具的结构而言,显然是不一致的.因此,从简单锚具中得到的锚下应力计算方法不能直接适用于特殊锚具的局部应力验算.图4 底板锚具Z 4的锚下应力Fig.4 Stress distributions of Z4anchorage zone为了分析群锚效应,这里进一步以整个腹板的锚下应力分布形状为对象进行分析.图5为腹板中面的主应力分布,剖面A 2A 位置见图1(a ).图5 腹板中剖面的锚下应力分布Fig.5 Sectional distributions of stresses of girder web结果显示,由于V1和V2、V3和V4的间距比较小,锚杯下侧的拉应力和压应力分布较均匀,相对V1和V2、V3和V4而言,V2和V3之间由于间距较大,至锚下一定的深度后应力才趋于均匀,特别是主压应力,V2和V3之间的压应力分布与V1和V2、V3和V4之间明显有一定的差异.但是,锚具间距大小对锚杯深度范围内的应力分布影响不大,而锚下应力水平比较高的区域仅局限于锚垫板下侧非常有限的部位,因此,当锚垫板之间有一定间距分离时,锚下应力的安全验算可以通过单锚分析确定,不801浙 江 大 学 学 报(工学版) 第43卷 需要考虑群锚效应.图6为螺旋筋和锚杯的应力分布图,图6(a )结果显示,两种锚具的螺旋筋最大拉应力分别为4313、3811M Pa ,均远未达到其材料的抗拉屈服强度.根据应力分布规律,考虑靠近锚垫板的钢筋拉应力大于深处位置的拉应力,这一分布规律与迸裂应力大小分布是一致的,表明螺旋筋的作用是起到限制内部混凝土发生侧向变形、防止混凝土的迸裂破坏,因此,螺旋筋宜布置在锚垫板下面,图6螺旋钢筋和锚杯的应力分布Fig.6 Stresses in spiral bars and anchor slabs以起到应有的约束作用.图6(b )为锚杯的Von Mi 2ses 应力分布,结果显示锚垫板的应力梯度比较大,杯口上端位置的应力也相对较大,而远离杯口位置的锚垫板应力水平较低.锚杯的应力分布相对较为均匀,表明通过锚杯表面与混凝土之间的黏结力传递锚下应力是非常有限的.根据锚垫板下侧的纵向压应力以及末端小肋板的纵向压应力计算结果可知,锚垫板传递至混凝土的压力为圆环形小肋板传递压力的419左右,而锚垫板面积为圆环形小肋板面积的410左右,两者比例接近,表明锚具整体近似于刚性,锚垫板和肋板按承压面积比例将锚下应力传递到混凝土梁体.由于通过多个途径传递预应力的轴向力,可以减轻混凝土局部应力偏大的问题,避免锚下混凝土发生压裂或者迸裂破损.3 现场实测验证为了解在锚固压力下箱梁腹板和底板的应力应变状态的真实情况,同时也为了对有限元计算结果进行验证,2005年9月至10月期间对现场施工中的一片70m 梁进行了实测.应变测试采用振弦式应变传感器,在混凝土浇筑前预埋在测点位置,各测点的位置、布置方向如图7所示,19束锚具和22束锚具各选一个作为测试对象.共布置14个应变测试传感器,其中8个埋设于腹板的锚下,编号分别为A V1～A V8;6个埋设于底板的锚下,编号分别为A Z 1～A Z 6,测试锚下纵向和横向的应变.预应力束的张拉是分级、分束实施的,测试在每束张拉结束并经过一定的应力传递时间后进行.图8给出了终张拉结束后的应变实测值与理论值的对比,图中横轴Δε表示应变增量,单位为微应变,纵轴表示对应的传感器编号.其中理论计算值为前文箱梁有限元模型分析的结果,取自与测点位置相同的应变值.对比结果表明实测值与计算值较为吻合,说明此时箱梁锚固区混凝土表现出线弹性的力学特性,计算假定基本符合实际情况.在应力较大位置的实测值比计算值略大,说明混凝土发生了一定程度的塑性变形,并引起应力重分布.4 结 论(1)锚垫板和末端圆环形肋板共同参与预应力的传递,锚下形成两个局部承压区和迸裂区,应力分布与简单锚具的锚下应力有很大区别.本文采用的锚具其小肋板承担的压荷载约为1/6左右.(2)锚垫板下侧出现较大的局部拉应力和压应力,由于分布区域较小,一般通过塑性应力重分布、螺旋筋等侧向约束可以避免出现损伤或者裂纹.(3)锚下最大拉应力和压应力主要由单锚产生,混凝土局部应力可以按单锚来进行验算,不需要考虑群锚效应.(4)锚杯和螺旋筋的应力值比较小,一般不会1801第5期陈嘉毅,等:大跨预应力混凝土箱梁锚固区局部应力研究因锚具破坏而导致锚下应力传递失效的现象.(5)根据线弹性有限元计算得到的锚下应变值与实测值较一致,表明可以应用精细的线弹性有限图8 终张拉结束后实测值与计算值对比Fig.8 Comparison of measured values and theoretical values at the end of tensioning元计算模型分析锚下的混凝土应力分布情况.(6)计算结果显示,锚垫板四周梁表面出现应力水平较高的拉引力,这些应力有可能导致表面出现细裂缝,因此有必要通过合理布置钢筋网片等措施来加强混凝土抗剥落的能力.参考文献(R eferences):[1]清华大学建工系.大吨位预应力锚固区混凝土局部承压问题研究[M]∥中国建筑科学研究院钢筋混凝土结构研究报告选集.北京:中国建筑工业出版社,1981: 2552288.Construction Engineering Department of Tsinghua Uni2 versity.R esearch on local bearing of anchorage zones in large2tonnage prestressed concrete structures[M]∥Insti2 tute of China Academy of Building Research,Research Florilegium of Reinforced Concrete Structures.Beijing: China Architecture&Building Press,1981:2552288. [2]黄侨,王宗林.齐嫩公路桥大吨位预应力锚下局部承压问题的理论分析及试验研究[J].中国公路学报,1996, 96(2):52261.HUAN G Qiao,WAN G Z ong2lin.Theoretical and test research on anchor strength under large prestressing an2 chorage of Qi2Nen highway bridge[J].China Journal ofHighw ay and T ransport,1996,96(2):52261.[3]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):13217.ZHOU Meng2bo,WEN Wu2song,L EI Chang2long.Study of cracking resistance and bearing capacity of con2 crete at heavy tonnage anchorage zone[J].B ridge Con2 struction,1999(4):13217.(下转第1176页)4 结 论本文给出了旋转功能梯度压电空心圆柱的解析解,令材料的非均匀参数α=0时,该解即退化成为旋转均匀压电空心圆柱的解析解.特别指出,文中解决的是材料常数沿径向以幂函数形式变化的问题,由于任意连续函数在闭区间内都可以用多项式函数逼近,材料常数沿径向以任意函数形式变化的问题可以由该文的结果导出,这也是该文的意义之一.数值结果表明,旋转功能梯度压电空心圆柱内的弹性场和电场的分布对材料非均匀参数、空心圆柱的内外径比率以及外加电场都是敏感的,因此可以通过设计合适的功能梯度形式、选择合适的内外径比率以及施加合适的外加电势来改善旋转压电空心圆柱的力学性能,以期满足旋转构件的实际需求.参考文献(R eferences ):[1]HOR GAN C O ,CHAN A M.The pressured hollowcylinder or disk problem for f unctionally graded isotrop 2ic linearly elastic materials [J ].Journal of E lasticity ,1999,55(1):43259.[2]EL 2NA GGAR A M ,ABD 2ALL A A M ,FA HM Y M A ,et al.Thermal stresses in a rotating non 2homogeneous orthotropic hollow cylinder [J ].H eat Mass T ransfer ,2002,39(1):41246.[3]ZEN K OUR A M.E lastic deformation of the rotating func 2tionally graded annular disk with rigid casing [J ].Jou rnal o f M ateri als S cience ,2007,42(23):971729724.[4]KORD KH EIL I H S A ,NA GHDABADI R.Ther 2moelastic analysis of a f unctionally graded rotating disk [J ].Composite Structures ,2007,79(4):5082516.[5]G AL IC D ,HORG AN C O.The stress response of radiallypolarized rotating piezoelectric cylinders [J ].ASME Jou rnal o f Applied M ech anics ,2003,70(3):4262435.[6]HOU P F ,WAN G H M ,DIN G H J.Analytical solu 2tion for the axisymmetric plane strain electroelastic dynamics of a special non 2homogeneous piezoelectric hol 2low cylinder [J ].I nternational Journal of E ngineering Science ,2003,41(16):184921868.[7]SARMA K V.Torsional wave motion of a finite inho 2mogeneous piezoelectric cylindrical shell [J ].I nterna 2tional Journal of E ngineering Science ,1980,18(3):4492454.[8]陈江瑛,丁皓江,侯鹏飞.磁电弹性旋转圆环(圆盘)的三维分析[J ].浙江大学学报:工学版,2003,37(4):4402444.CH EN Jiang 2ying ,DIN G Hao 2jiang ,HOU Peng 2fei.Three 2dimensionalanalysisofmagnetoelectroelasticrotation annular plate[J ].Journal of Zhejiang U niversi 2ty :E ngineering Science ,2003,37(4):4402444.(上接第1082页)[4]Y AZ DANI N ,SPAIN HOUR L.Application of fiber rein 2forced concrete in the end zones of precast prestressed bridge girders [R ].T allahassee :Florida A &M University ∃Florida State University ,C ollege of Engineering ,Depart 2ment of Civil &Environmental Engineering ,2002.[5]O H B H ,L IM D H ,PAR K S S.Stress distribution andcracking behavior at anchorage zones in prestressed con 2crete members [J ].ACI Structural Journal ,1997,94(5):5492557.[6]MA Z ,SAL EH M A ,TADROS M K.Optimized post 2tensioning anchorage in prestressed concrete I 2beams [J ].PCI Journal ,1999,44(2):56269.[7]中华人民共和国交通部.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(J T G D6222004)[S].北京:人民交通出版社,2004.[8]中华人民共和国建设部.混凝土结构设计规范(G B5001022002)[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.[9]美国公路桥梁设计规范[S].辛济平,万国朝,张文,等译.北京:人民交通出版社,1998.[10]ROB ER TS 2WOLL MANN R ,BREEN C L.Designand test specification for local tendon anchorage zones [J ].ACI Structural Journal ,2000,97(6):8672875.[11]文武松,周履.单束中心直锚的后张拉锚固区域[J ].国外桥梁,1998,98(3):35244.WEN Wu 2song ,ZHOU lv.Study of the single central vertical post 2tensioning anchourage zones [J ].Foreign B ridges ,1998,98(3):35244.[12]AASH TO ,AASH TO L RFD bridge design specifica 2tions (SI Units ,Third Edition )[S ].Washington ,DC :American Association of State Highway and Transpor 2tation Officials ,2004.。
混凝土斜拉桥索塔锚固区应力分析摘要：混凝土斜拉桥索塔、主梁常采用预应力混凝土结构，在强大的索力和预应力共同作用下，索塔锚固区受力十分复杂。
针对索塔锚固区的受力状况进行研究，对优化锚固区细部构造及预应力钢束的布置均有重要意义。
以一座双塔混凝土斜拉桥为例，运用有限元方法对索塔锚固区进行了空间应力分析，总结了锚固区的受力特点。
Abstract: Pre-stressed concrete beams and pylons are usually adapted in concrete cable-stayed bridges. Under cable force and pre-stress, the mechanics of the anchorage is extremely complicated. Theoretical study on the mechanics of the anchorage is very important for the optimization of the structure design and arrangement of pre-stressed tendonsin the anchorage zone. The spatial stress of the anchorage is calculated by finite element method. The mechanical behaviors of the anchorage is calculated by finite element method. The mechanical behaviors of the anchorage are summarized and the research results can be a reference for similar bridge.Key words: anchorage zone; pre-stressed concrete; local stress analysis; local stress analysis; finiteelement method引言斜拉桥是由塔、梁和索3种基本构件组成的桥梁结构体系［1］。
大吨位锚下局部应力的试验研究作者：徐闯来源：《森林工程》2015年第04期摘要：以黑龙江省林泉公路通河松花江大桥锚下处理为依托，选取最大悬臂长时的施工阶段为计算分析对象，通过建立等高、等厚、等长的节段模型，设置相同的钢束，只考虑最不利状态下腹板悬浇束与顶板悬浇束间的合成作用，得到应力、应变数据，结合模型分析，总结出大跨径箱梁腹板、顶板大吨位锚下受力特性及规律：张拉顶板预应力束时，在距离锚垫板范围约25cm处，混凝土横向和竖向拉应力较大，此处受力最不利；腹板束薄腹板处锚下竖向拉应力为其主要控制应力。
在设计中，锚下混凝土在大吨位预应力作用下，除了布置螺旋箍筋，还必须增加横向连接钢筋使螺旋箍筋与腹板两侧钢筋网片形成封闭箍筋笼，且应加密。
由此既能提高锚下混凝土承压的能力，又能提高腹板混凝土保护层的抗裂性能。
关键词：大跨径箱梁；大吨位；锚下；局部应力中图分类号：S77；TU7文献标识码：A文章编号：1001-005x（2015）04-0140-04大跨径连续箱梁桥在悬臂浇筑施工过程中，大吨位集中预加力作用于箱梁顶板、腹板上，锚下局部承压区的受力状况较为复杂。
总结大跨径连续箱梁大吨位锚下腹板、顶板受力规律和特性，确保大桥锚下混凝土在大吨位张拉力作用下不出现开裂，确定合理的施工工序及锚下处理方案，对优化设计及指导施工有很大的作用。
本文以黑龙江省林泉公路通河松花江大桥锚下处理为依托，研究大吨位锚下受力规律及处理方案。
1 工程概况1.1 桥梁简介通河松花江大桥桥梁全长2578.28 m。
主桥结构为预应力混凝土连续箱梁跨径布置为63+4×ll0+63m，桥梁全宽21.5m，双向共四车道。
主梁采用单箱双室断面，墩顶梁高6m，跨中梁高2.5m。
主桥采用悬臂浇筑平衡法施工，每个T墩分为20个节段（0～19号），每个节段上箱梁底按直线变化，悬浇长度依次为2.0 ～3.75m，中跨合拢段长度为2m，边跨为1.5m，边跨现浇段长度为7.5m。
桥梁锚下应力检测方法说实话桥梁锚下应力检测这事儿，我一开始也是瞎摸索。
我就知道这应力检测那肯定挺重要的，关系到桥梁的安全啥的，可咋检测，我当时是两眼一抹黑。
我试过用那种传统的压力传感器，心想这玩意儿测压力嘛，应力不也是一种力相关的东西，就应该能行呗。
我就吭哧吭哧跑到桥梁那儿，找个合适的锚下位置想把传感器装上。
结果呢，问题一大堆。
首先那安装就麻烦得很，你想啊，就像在一堆乱麻里找线头一样，周围到处都是各种构件，要找一个既不影响桥梁结构，又能准确测量的位置，真的是太难了。
而且这个传感器很容易受到外界干扰，像桥上的车辆啥的一经过，那测量数值就跟抽风似的上蹿下跳，根本就不准，这个尝试算是以失败告终。
后来我又在书上看到说可以用应变片来测量。
我觉得这听起来挺靠谱的呀，就像给桥梁锚下的位置贴上一片小皮肤，它能感受到微小的变形，然后根据这个变形来算出应力。
我吸取了之前的教训，在选择应变片的时候特别小心，选那种质量好的、精度高的。
安装的时候也费了好大的劲儿，要把那个表面打磨光滑，还要用特殊的胶水粘得死死的，就像给娃娃粘眼睛，一点都不能歪，稍微有一点没处理好，得到的数据就不对。
在测量的时候吧，我还发现这个环境温度影响可大了。
就像我们人天气热了会烦躁，冷了会缩手缩脚一样，应变片在不同温度下表现也不一样。
刚开始我没太注意这个问题，测出来的数据奇奇怪怪的。
后来我就每次测量的时候都带上温度补偿的设置，就好像给应变片穿上了一层恒温衣，这样测量的数据就稳定多了。
还有就是数据采集这一块，我一开始用的仪器老笨了，采集速度超级慢，就像一个老爷爷走路一样。
结果一些瞬间的应力变化就被错过了。
后来换了一个高科技点的仪器，采集速度杠杠的，这样就不会漏记数据了。
总之呢，桥梁锚下应力检测真不是一件容易的事儿，要考虑很多细节，每个步骤都必须小心翼翼的。
像我开始就太想当然了，后来才知道每一步都得严谨对待啊。
我现在觉得呢，积累经验很重要，多做几次测试，多犯点小错误，以后遇到问题就能更从容地应对了，还有就是一定要多参考一些成熟的技术方法和实例，这就像站在巨人的肩膀上，能少走好多弯路呢。
全长锚固锚杆的剪应力分布规律研究全长锚固锚杆的剪应力分布规律是指在受到外载荷的作用下，锚杆内不同位置的剪应力大小及分布情况。
在研究全长锚固锚杆的剪应力分布规律时，需要考虑不同类型的材料、不同的截面形状和外界环境的影响等因素。
首先，钢材是全长锚固锚杆主要使用的材料之一，钢材的强度和韧性都比较高，在承受外载荷的作用下，钢材的变形会比较小，因此在不同位置的剪应力分布情况比较均匀。
其次，不同截面形状的锚杆在受到外载荷的作用下，其剪应力分布情况也会有所不同。
例如，圆形截面的锚杆在受到剪力时，剪应力分布情况相对均匀，而类似于三角形、矩形等复杂截面形状的锚杆剪应力分布情况则更为复杂。
此外，外界环境的变化也会对全长锚固锚杆的剪应力分布规律产生影响。
例如，温度升高或者下雨等外界因素的作用，都可能会导致锚杆内部的剪应力分布情况发生变化。
总之，全长锚固锚杆的剪应力分布规律是一个复杂的问题，需要综合考虑材料、截面形状和外界环境等因素，进行更加深入的研究。
锚下混凝土的应力分析
刑立强;赵通
【期刊名称】《四川建筑》
【年(卷),期】2005(025)004
【摘要】考虑到预应力砼构件端部布置锚具的部位在巨大预压力作用下,锚固区将承受很大的局部应力,故对端部锚固区的应力分布规律采用有限元方法进行了分析,并对考虑预留孔道对锚固区域的剪切破坏机理和配筋加固作了一些讨论.
【总页数】3页(P73-74,76)
【作者】刑立强;赵通
【作者单位】铁道部第二勘察设计院,四川,成都,610031;铁道部第二勘察设计院,四川,成都,610031
【正文语种】中文
【中图分类】TU378.1
【相关文献】
1.预应力混凝土箱梁锚下局部应力分析 [J], 项敬辉;李荣达
2.预应力混凝土箱梁锚下局部应力分析 [J], 王勇
3.收缩徐变对锚喷混凝土加固结构产生的界面应力分析 [J], 张亚军
4.锚具及锚下混凝土应力分析 [J], 朱万旭;郑晓龙;王守海;;;;;
5.预应力混凝土连续梁桥锚下局部应力分析 [J], 罗继前;肖礼经;王卫锋;颜全胜;谭毅平
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锚下有效应力的影响因素分析摘要：近年来，国内多个省份已经将后张预应力筋的锚下有效预应力作为交工检测的关键内容。
本文基于现有规范、标准，对锚下有效预应力的影响因素进行讨论分析。
研究表明，张拉施工时，张拉控制应力σcon不能直接采用张拉千斤顶控制力，而应当考虑锚圈口损失为检测评定提供参考；锚下有效预应力检测时，由于锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失（σl2）的占比最大。
关键词：锚下有效预应力，检测方法，评估指标，合格标准。
1 引言近年来，国内多个省份已经将后张预应力筋的锚下有效预应力作为交工验收检测的关键内容。
随着检测技术的进步，基于反拉法（或拉脱发、二次张拉法）原理的锚下有效预应力检测设备已能够准确检测张拉力数值，这也使得将锚下有效预应力作为张拉施工质量评定指标成为行业共识。
然而，引起后张预应力损失的因素是很多，要准确地估算预应力损失值是非常困难的。
根据目前的研究成果，预应力损失按损失完成时间分为瞬时损失和长期损失两大类。
其中，瞬时损失是指施加预应力时短时间内完成的损失，例如锚具变形和钢筋滑移、混凝土弹性压缩、分批张拉等引起的损失；长期损失是指考虑了材料的时间效应所引起的预应力损失，主要包括混凝土收缩、徐变和预应力钢束松弛引起的损失。
本文基于现有规范、标准，对锚下有效预应力的影响因素进行讨论分析，为检测评定提供参考。
2 锚下有效预应力的计算方法锚下有效预应力是指：后张法预应力体系中，已锚固的预应力束实际应力可定义为：预应力筋张拉锚固后，实际张拉控制应力扣除已发生的预应力损失后，预应力筋锚下留存的应力。
由此可见，锚下有效预应力的计算应包括两部分内容，即：实际张拉控制应力、检测时已发生预应力损失。
锚下有效预应力的计算公式可表达为：（2）预应力损失现行设计规范《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定了6种预应力损失，如下图所示。
其中，瞬时损失是指发生在张拉锚固过程中、短期的损失，而长期损失则是预应力体系形成以后的一种长期、持续发生的损失。
